基于能量原理的大孤山露天礦西井邊坡開挖穩(wěn)定性動(dòng)態(tài)調(diào)控

周子涵 陳忠輝 師姝瑤 陳 帥 李亞偉 張 偉

（1.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)（北京）力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京100083；2.中勘冶金勘察設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司，河北 保定071051）

從20 世紀(jì)90 年代至21 世紀(jì)初，隨著資源的不斷開發(fā)利用，深凹露天礦已成為世界上露天礦山的發(fā)展趨勢(shì)，而開挖引起的高陡邊坡穩(wěn)定問題極大影響了工程建設(shè)的可行性和運(yùn)行效益［1-3］。因此，深入研究露天礦山高陡巖質(zhì)邊坡失穩(wěn)機(jī)制及穩(wěn)定性評(píng)價(jià)方法，對(duì)于確保礦山安全生產(chǎn)具有重要的理論與實(shí)際意義。近年來，大量學(xué)者針對(duì)邊坡穩(wěn)定性的評(píng)價(jià)方法開展了廣泛研究。丁秀麗等［4］基于三維黏彈塑性方法對(duì)高邊坡開挖卸荷過程中的巖體蠕變特性及其對(duì)邊坡穩(wěn)定性的影響進(jìn)行了研究；劉飛等［5］利用FLAC3D有限差分法對(duì)開挖擾動(dòng)影響下的西藏某露天礦巖質(zhì)邊坡的位移場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的變化規(guī)律進(jìn)行了數(shù)值模擬研究；劉泉［6］基于FLAC3D軟件，通過分析邊坡的位移、剪應(yīng)變?cè)隽亢退苄詤^(qū)大小，討論了極端惡劣環(huán)境下露天礦邊坡的穩(wěn)定性；范剛等［7］基于希爾伯特-黃變換和邊際譜理論，通過巖質(zhì)邊坡大型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，研究了含軟弱夾層順層巖質(zhì)邊坡動(dòng)力破壞模式的能量判識(shí)方法。

上述研究對(duì)于邊坡穩(wěn)定性分析具有重要的參考價(jià)值，但現(xiàn)階段對(duì)邊坡系統(tǒng)進(jìn)行開挖穩(wěn)定性調(diào)控的定量評(píng)價(jià)方法研究深度較欠缺。因此，本研究基于邊坡在開挖過程中的系統(tǒng)能量守恒原理及尖點(diǎn)突變理論，并借助FLAC3D有限差分法內(nèi)嵌的FISH語言對(duì)露天礦邊坡模型在開挖過程中的能量計(jì)算方法進(jìn)行開發(fā)，定義單元體能量損傷變量Du和系統(tǒng)能量損傷變量Ds，并以邊坡系統(tǒng)的總耗散能作為狀態(tài)變量，構(gòu)建邊坡系統(tǒng)的能量突變判據(jù)，作為描述邊坡在開挖過程中動(dòng)態(tài)穩(wěn)定程度的新的定量指標(biāo)。以大孤山露天礦西井邊坡為例，通過能量突變與損傷演化分析、安全系數(shù)變化分析、位移場(chǎng)演化分析、施工成本比較分析4 個(gè)方面實(shí)現(xiàn)不同治理方案情況下西井邊坡開挖穩(wěn)定性的動(dòng)態(tài)調(diào)控并選出最優(yōu)設(shè)計(jì)方案，進(jìn)而驗(yàn)證提出的能量突變判據(jù)的合理性和適用性。

1 邊坡開挖能量突變判據(jù)

1.1 邊坡變形失穩(wěn)過程中的能量守恒原理

邊坡系統(tǒng)在力、位移、溫度等多種外部環(huán)境因素作用下會(huì)產(chǎn)生變形直至失穩(wěn)，整個(gè)過程中，邊坡系統(tǒng)與外部環(huán)境始終處于動(dòng)態(tài)平衡的能量場(chǎng)中，外部環(huán)境通過力、位移、溫度等作用對(duì)邊坡體進(jìn)行約束，其本質(zhì)是能量的輸入、傳遞和轉(zhuǎn)化過程，且遵循能量守恒定律，而邊坡巖土體既是能量輸入和轉(zhuǎn)化的載體，又是能量傳遞的介質(zhì)［8］。根據(jù)熱力學(xué)第一定律，考慮邊坡單元體在外力作用下的變形，邊坡系統(tǒng)的能量守恒方程可表示為［4］

式中，U 為自重應(yīng)力、外荷載等外界因素對(duì)邊坡系統(tǒng)所做的機(jī)械總功；ΔUe、ΔUd和ΔUk分別為邊坡系統(tǒng)的彈性應(yīng)變能變化量、耗散能變化量以及動(dòng)能變化量，其中耗散能包括表觀能、熱能、輻射能等形式的能量。

當(dāng)利用FLAC3D對(duì)邊坡系統(tǒng)的穩(wěn)定性進(jìn)行計(jì)算時(shí)，通?？珊雎原h(huán)境溫度、電磁輻射等因素對(duì)邊坡系統(tǒng)的影響。據(jù)此，輸入邊坡系統(tǒng)的總能量可近似等于邊坡體自重應(yīng)力所做的機(jī)械功，即U=ΔUg，邊坡系統(tǒng)能量守恒方程簡(jiǎn)化為［9］

式中，ΔUg為重力勢(shì)能變化量，即邊坡滑動(dòng)后的重力勢(shì)能相對(duì)于其初始狀態(tài)下的重力勢(shì)能變化量；ΔUg、ΔUe、ΔUk為自平衡開始至達(dá)到穩(wěn)定終末時(shí)的“始”“末”差值，初始時(shí)，無動(dòng)能和耗散能（即初始值為0），可根據(jù)下式計(jì)算求得：

將式（3）代入式（2），可以得到邊坡系統(tǒng)在滑動(dòng)變形過程中任一時(shí)刻t的總耗散能變化量ΔUd為

式中，V0和Vt分別為邊坡系統(tǒng)初始狀態(tài)下與滑動(dòng)變形過程中任一時(shí)刻的總體積；ue、ug、uk分別為邊坡體中任一單元體的彈性應(yīng)變能密度、重力勢(shì)能密度和動(dòng)能密度，以邊坡系統(tǒng)中劃分的任意三維網(wǎng)格單元為研究對(duì)象，并假定該單元體處于三向應(yīng)力狀態(tài)，根據(jù)彈性力學(xué)理論，該單元體的ue、ug、uk等參數(shù)可分別表示為［10］

式中，σ1、σ2、σ3分別為單元體3個(gè)方向上的主應(yīng)力大小(i=1 , 2 , 3)為不同主應(yīng)力方向上的彈性應(yīng)變；Ei、vi為不同主應(yīng)力方向上的彈性模量和泊松比；ρ、Vi分別為單元體的密度和體積；v 和h 分別為單元體質(zhì)心處的運(yùn)動(dòng)速度和高度。為簡(jiǎn)化計(jì)算，本研究將壓應(yīng)力視為正值，且假定巖石表現(xiàn)為各向同性，則有E1=E2=E3=E，進(jìn)而可得：

由于邊坡系統(tǒng)中局部巖體的損傷破裂主要表現(xiàn)為能量的耗散［11］。因此，本研究將邊坡在開挖擾動(dòng)過程中系統(tǒng)內(nèi)任一單元體的損傷變量Du（單元損傷變量）定義為該單元在變形失穩(wěn)過程中耗散掉的能量ud與該單元的可釋放應(yīng)變能ug的比值，即：

同理，可將邊坡在開挖擾動(dòng)過程中系統(tǒng)耗散掉的總能量ΔUd與邊坡系統(tǒng)的可釋放應(yīng)變能ΔUg的比值定義為系統(tǒng)損傷變量Ds，即：

1.2 開挖能量突變判據(jù)分析

耗散理論認(rèn)為，邊坡巖體在開挖過程中變形與破壞的實(shí)質(zhì)就是能量耗散與釋放的結(jié)果，且這種釋放就是能量耗散的突變，因此，從邊坡系統(tǒng)能量耗散角度分析邊坡體在開挖擾動(dòng)過程中的穩(wěn)定性演化規(guī)律具有理論上的可行性［12］。

根據(jù)文獻(xiàn)［13］，邊坡在第ni次開挖后，總耗散能Ed(ni)可表示為

根據(jù)文獻(xiàn)［12］，設(shè)Ed(ni)=f(t)，對(duì)多項(xiàng)式f(t)進(jìn)行泰勒級(jí)數(shù)展開，并截取函數(shù)至4次項(xiàng)可得：

式中，系數(shù)p、q取值為

對(duì)式（11）兩端分別進(jìn)行一次求導(dǎo)，即可得到平衡曲面方程為

式中，p、q 均為無量綱控制變量，可由式（12）計(jì)算求得。

根據(jù)尖點(diǎn)突變理論，可通過突變特征值Δ確定邊坡模型在第ni次開挖后的的穩(wěn)定情況，即邊坡系統(tǒng)的能量失穩(wěn)突變判據(jù)為：當(dāng)Δ ＜0 時(shí)，邊坡系統(tǒng)處于不穩(wěn)定狀態(tài)，宏觀上將表現(xiàn)為巖體局部失穩(wěn)破壞；當(dāng)Δ=0 時(shí)，系統(tǒng)處于臨界失穩(wěn)狀態(tài)；當(dāng)Δ ＞0 時(shí)，系統(tǒng)平衡穩(wěn)定，不會(huì)發(fā)生失穩(wěn)［15-20］。

綜上分析：Δ ＜0 是邊坡系統(tǒng)在第ni次開挖后巖體局部失穩(wěn)的充要力學(xué)條件。為滿足該條件，顯然只有當(dāng)p ≤0 時(shí)，不等式才能成立，則由式（12）可以得到邊坡系統(tǒng)在第ni次開挖后失穩(wěn)的必要條件為

2 大孤山露天礦西井邊坡開挖穩(wěn)定性動(dòng)態(tài)調(diào)控

2.1 工程概況

西井邊坡位于遼寧省鞍山市大孤山露天鐵礦西端幫，將場(chǎng)區(qū)按照巖性、構(gòu)造、水文地質(zhì)條件等因素進(jìn)行分區(qū)可分為3 個(gè)邊坡區(qū)域，編號(hào)分別為Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ，如圖1 所示。其中，Ⅱ區(qū)邊坡位于F14斷層以南、F15斷層以北的位置，現(xiàn)狀整體坡高約396 m，整體坡角約34°，-78 m 泵站至-210 m 平臺(tái)邊坡角約44°。該區(qū)段邊坡的主要巖性為磁鐵石英巖，斷層附近發(fā)育有綠泥片巖、千枚巖，且在-210 m 平臺(tái)出露石英綠泥化角巖。本區(qū)-78 m 泵站平臺(tái)發(fā)育一條貫通長(zhǎng)裂縫，裂縫南側(cè)以張拉為主，北側(cè)有較大沉降，本裂縫與-210 m 平臺(tái)發(fā)育的角巖聯(lián)合將磁鐵石英巖切割，-78 m 泵站至-210 m 平臺(tái)礦脈穩(wěn)定性直接影響內(nèi)部巷道變形。F14斷層及影響帶充填大量綠泥片巖，下端坡腳開挖過程中邊坡產(chǎn)生蠕變，已引起巷道變形，且隨著下方坡腳不斷開挖，邊坡及巷道變形有進(jìn)一步擴(kuò)大的趨勢(shì)。故需及時(shí)采取治理措施，確保邊坡及巷道安全。

根據(jù)邊坡與巷道變形特征及機(jī)理分析結(jié)果，西井邊坡的穩(wěn)定直接控制著巷道的穩(wěn)定，應(yīng)采取措施在保證邊坡整體穩(wěn)定的前提下，重點(diǎn)加強(qiáng)巷道周邊圍巖的穩(wěn)定性，消除其蠕變繼續(xù)發(fā)展的趨勢(shì)。結(jié)合西井邊坡實(shí)際生產(chǎn)要求，-78 m 泵站平臺(tái)最大允許削方寬度為17 m，故提出了以下4 種治理方案，如圖2所示。

2.2 數(shù)值計(jì)算模型

根據(jù)邊坡設(shè)計(jì)分區(qū)的幾何形態(tài)、地層情況，本研究選擇了西井邊坡Ⅱ區(qū)范圍內(nèi)的1 條具有代表性的剖面P1進(jìn)行分析。該剖面縱切西北幫楔形鐵礦中部，剖面方位角為111°，邊坡主要出露地層為鐵礦、綠泥片巖、石英綠泥化角巖、太古代花崗巖（變質(zhì)糜棱巖），并夾雜少量石英綠泥片巖，其中F14斷層帶賦存于鐵礦與花崗巖之間地帶，多夾有綠泥片巖風(fēng)化層。通過計(jì)算現(xiàn)狀邊坡及治理后邊坡在開挖過程中的動(dòng)態(tài)穩(wěn)定性情況，實(shí)現(xiàn)對(duì)大孤山西井邊坡開挖穩(wěn)定性的動(dòng)態(tài)調(diào)控。計(jì)算剖面及其位置如圖3所示。

根據(jù)圖3（a）中所示的P1斷面地質(zhì)剖面圖，建立了大孤山西井邊坡二維開挖數(shù)值計(jì)算模型，如圖4所示。模型整體坡度約39°，局部臺(tái)階坡度為42°～62°，模型總坡高為575 m，長(zhǎng)為1 027 m，共有節(jié)點(diǎn)2 984個(gè)，網(wǎng)格單元2 810 個(gè)，底部采用X、Y、Z 方向固定約束，兩側(cè)邊界為X 方向固定，坡面及坡體為自由面。邊坡共進(jìn)行5 次開挖，開挖垂直范圍分別為-210～-258 m、-258～-294 m、-294～-342 m、-342～-394 m 以及-394～-438 m。數(shù)值計(jì)算采用Mohr-Coulomb 屈服準(zhǔn)則，根據(jù)前期研究資料及后期現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)、室內(nèi)試驗(yàn)報(bào)告資料，對(duì)選取的巖性參數(shù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析及試算驗(yàn)證，最終確定的巖性參數(shù)如表1所示。

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2.3 能量突變與損傷演化分析

根據(jù)式（15），分別計(jì)算了邊坡模型在治理前后每一階段開挖后的能量耗散突變特征值Δ，計(jì)算結(jié)果如表2和圖5所示。

由圖5 可知：在治理前，現(xiàn)狀邊坡在第1 次開挖后的能量突變特征值Δ 趨近于0，即邊坡處于欠穩(wěn)定狀態(tài)，尚未發(fā)生失穩(wěn)；隨著開挖的不斷進(jìn)行，能量突變特征值Δ發(fā)生了“突降”，迅速變成負(fù)值直至開挖結(jié)束，說明邊坡在第2次開挖后由欠穩(wěn)定狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槭Х€(wěn)狀態(tài)，如果現(xiàn)狀邊坡在開挖過程中不采取任何治理加固措施，極易發(fā)生局部巖體的失穩(wěn)垮塌；通過采取方案1 和方案2 的治理措施后，邊坡的能量突變特征值Δ 略有提升，但隨著開挖過程的不斷進(jìn)行，突變特征值Δ仍會(huì)降至負(fù)值，即邊坡在開挖過程中將處于失穩(wěn)狀態(tài)，說明通過采用方案1 及方案2 的治理措施，邊坡的穩(wěn)定性無法滿足實(shí)際工程要求；通過采取方案1 和方案2 的治理措施后，邊坡的能量突變特征值Δ 大幅度提升，且始終大于0，說明現(xiàn)狀邊坡在整個(gè)開挖過程中的穩(wěn)定性始終較好。

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進(jìn)一步分析圖5中各曲線的變化趨勢(shì)可知：隨著邊坡開采深度不斷增加，能量突變特征值Δ 持續(xù)降低，且當(dāng)邊坡由-258 m 水平開采至-294 m 水平時(shí)（第2 次開挖），能量突變特征值Δ 均出現(xiàn)了“突降”的趨勢(shì)，說明該階段的邊坡穩(wěn)定性受到開挖擾動(dòng)影響較為嚴(yán)重，主要是由-210 m 水平以下的設(shè)計(jì)境界偏陡所致。

圖6～圖10 分別為治理前以及分別采取圖2 中的4 種治理方案后計(jì)算得到的邊坡單元體能量損傷變量Du云圖。

由圖6（a）可知：未治理邊坡在開挖前，邊坡?lián)p傷變量較大的單元集中在-68～-210 m 位置，且在F14斷層綠泥片巖風(fēng)化帶位置處的單元體損傷變量較大，巷道周圍單元體由于側(cè)向圍巖的滑動(dòng)擠壓也發(fā)生了不同程度的損傷，且在巷道下部位置處的損傷最為嚴(yán)重。由圖10（b）可知：邊坡在最終開挖后，-68～-210 m 位置處的損傷程度進(jìn)一步加重并擴(kuò)展至-350 m 臺(tái)階處，巷道周圍單元體的損傷范圍與損傷程度進(jìn)一步加大，可見邊坡在治理前的穩(wěn)定性較差，需及時(shí)采取治理措施。由圖7 和圖8 可知：現(xiàn)狀邊坡以及最終開挖后的邊坡局部單元體的損傷變量值在采取方案1 和方案2 治理后有一定程度減小，損傷范圍較治理前也有所縮小，且采取方案2治理后的單元體損傷程度略輕于采取方案1 治理后的損傷程度，治理后的巷道周邊單元體在開挖前后仍存在一定程度的損傷，但相對(duì)于治理前明顯減輕。然而，采取上述兩種方案治理后的邊坡?lián)p傷范圍以及局部位置處的損傷程度仍然較大，邊坡穩(wěn)定性仍然欠佳。由圖9 和圖10 可知：采取方案3 和方案4 治理后的邊坡局部單元體的損傷程度與損傷范圍較方案1和方案2顯著減小，且采取方案4治理后的損傷范圍與最大損傷變量值相對(duì)于采取方案3治理后略有減小，巷道周邊單元體在邊坡開挖前后均未產(chǎn)生損傷，巷道穩(wěn)定性較好，說明相對(duì)于方案1 及方案2，方案3 和方案4 能夠有效控制和減小邊坡在開挖過程中局部巖體的損傷程度，進(jìn)而提高邊坡在開挖過程中的穩(wěn)定性?？梢?，從能量突變與損傷演化角度而言，方案3和方案4均能有效滿足實(shí)際工程需求。

2.4 安全系數(shù)變化分析

本研究利用強(qiáng)度折減法對(duì)治理前以及分別采取圖2 中4 種方案治理后的邊坡在每一次開挖后的穩(wěn)定性安全系數(shù)Fs進(jìn)行了計(jì)算，結(jié)果如圖11所示。

由圖11 可知：安全系數(shù)Fs 隨開挖次數(shù)的變化趨勢(shì)與圖5 所示的能量突變特征值的變化趨勢(shì)基本一致。隨著開采深度的不斷增加，邊坡穩(wěn)定性安全系數(shù)持續(xù)降低，且當(dāng)邊坡由-258 m 開采至-294 m 時(shí)（第2 次開挖），安全系數(shù)均出現(xiàn)“突降”趨勢(shì)。治理前，現(xiàn)狀邊坡在開挖至-258 m 時(shí)（第1 次開挖）處于接近極限平衡的欠穩(wěn)定狀態(tài)，隨著開采深度的增加，邊坡由欠穩(wěn)定狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槭Х€(wěn)狀態(tài)，穩(wěn)定性較差。進(jìn)一步分析圖11可知：當(dāng)采用僅削坡的治理措施后，邊坡安全系數(shù)略有提升，隨著開挖過程的不斷進(jìn)行，安全系數(shù)仍會(huì)降至1以下，即邊坡將處于失穩(wěn)狀態(tài)，采取方案3和方案4治理措施后，邊坡安全系數(shù)得到了大幅度提升，在整個(gè)開挖過程中邊坡不會(huì)發(fā)生失穩(wěn)滑動(dòng)?？梢姡瑥陌踩越嵌榷?，方案3和方案4均可滿足實(shí)際工程需求，與2.3節(jié)的分析結(jié)論一致。

2.5 位移場(chǎng)演化分析

圖12～圖16 分別為治理前以及分別采取圖2 中的4種治理方案后計(jì)算得到的邊坡位移云圖。

由圖12可知：未治理邊坡在開挖前，位移量較大的位置是在-68～-210 m 區(qū)段，潛在滑動(dòng)面后緣位于-68 m 平臺(tái)坡腳，并出現(xiàn)拉張裂縫，沿F14斷層綠泥片巖風(fēng)化帶向下延伸，最后從-210 m 附近剪出，與現(xiàn)場(chǎng)邊坡的實(shí)際穩(wěn)定情況吻合，而在最終開挖后，邊坡位移量較大的位置由-210 m 擴(kuò)展至-350 m，可見邊坡在治理前穩(wěn)定性欠佳，如果不采取任何治理措施，繼續(xù)對(duì)邊坡進(jìn)行爆破采掘，使得-210 m 以下巖體地應(yīng)力釋放，邊坡角增大，很可能引起上部邊坡產(chǎn)生較大變形甚至發(fā)生局部失穩(wěn)。

由圖13 和圖14 可知：采取方案1 和方案2 治理后，現(xiàn)狀邊坡以及最終開挖后的邊坡位移變形有所減小，且采取方案2治理后的最大位移略小于采取方案1治理后的位移值，總體上，采取上述兩種方案治理后的位移變形量級(jí)依然較大，邊坡穩(wěn)定性仍然欠佳。

由圖15 和圖16 可知：采取方案3 和方案4 治理后的邊坡位移變形值顯著降低，量級(jí)由之前的10-1變?yōu)?0-3，且采取方案4 治理后的最大位移值略小于采取方案3 治理后的位移值，說明相對(duì)于方案1 及方案2，方案3 和方案4 能夠有效控制和減小邊坡在開挖過程中的變形量，進(jìn)而提高邊坡穩(wěn)定性。

可見，從位移場(chǎng)演化角度而言，方案3 和方案4均可滿足實(shí)際工程要求，與2.3 節(jié)和2.4 節(jié)的分析結(jié)論一致。

2.6 施工成本分析

由3.3 節(jié)、3.5 節(jié)分析可知，從能量突變與損傷演化、安全系數(shù)以及位移演化3 個(gè)角度來看，方案3 和方案4 均可滿足實(shí)際工程中的安全性要求且兩者相差不大。本研究分別計(jì)算了方案3 和方案4 的施工成本，結(jié)果如表3所示。

由表3 計(jì)算可知：方案3 的施工成本合計(jì)為2 718.25 萬元，方案4 的施工成本合計(jì)為2 750.33 萬元，可見，方案3的施工成本較少，優(yōu)于方案4。

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綜上所述，本研究基于西井邊坡能量突變與損傷演化分析、安全系數(shù)變化分析、位移場(chǎng)演化分析以及施工成本分析4 個(gè)角度對(duì)邊坡治理方案的選擇進(jìn)行了動(dòng)態(tài)調(diào)控分析與綜合考慮，建議選用方案3（即削坡15 m+巷道邊坡加固+-210 m 平臺(tái)加固）作為西井邊坡穩(wěn)定性綜合治理的初步設(shè)計(jì)方案。

3 結(jié) 論

（1）建立了邊坡系統(tǒng)的能量突變判別準(zhǔn)則，即當(dāng)能量突變特征值Δ ＜0 時(shí)，邊坡系統(tǒng)處于不穩(wěn)定狀態(tài)，宏觀上將表現(xiàn)為巖體局部失穩(wěn)破壞；當(dāng)Δ=0 時(shí)，系統(tǒng)處于臨界失穩(wěn)狀態(tài)；當(dāng)Δ ＞0 時(shí)，系統(tǒng)平衡穩(wěn)定，不會(huì)發(fā)生失穩(wěn)。

（2）以大孤山西井邊坡為例進(jìn)行了計(jì)算，通過能量突變分析和安全系數(shù)變化分析可知，當(dāng)西井邊坡由-258 m 開采至-294 m 時(shí)，能量突變特征值Δ 與安全系數(shù)Fs 均出現(xiàn)了“突降”趨勢(shì)，說明此時(shí)邊坡受開挖擾動(dòng)的影響較為嚴(yán)重，主要是由-210 m 水平以下的設(shè)計(jì)境界偏陡所致。

（3）能量突變特征值隨開挖次數(shù)的變化趨勢(shì)與安全系數(shù)隨開挖次數(shù)的變化趨勢(shì)具有一致性，表明采用本研究提出的能量突變判據(jù)定量評(píng)價(jià)和調(diào)控露天礦邊坡在開挖過程中的穩(wěn)定性具有可行性。

（4）通過能量突變與損傷演化分析、安全系數(shù)變化分析、位移場(chǎng)演化分析以及施工成本分析4 個(gè)方面的綜合考慮，建議選用削坡15 m+巷道邊坡加固+-210 m平臺(tái)加固方案（方案3）作為西井邊坡穩(wěn)定性綜合治理的初步設(shè)計(jì)方案。