壩體動力抗震及尾礦動力特性分析*

楊安銀，王光進，，楊春和，胡 斌，張 超

(1.昆明理工大學 國土資源工程學院 云南省中-德藍色礦山與特殊地下空間開發(fā)利用重點實驗室，云南 昆明 650093； 2.中國科學院武漢巖土力學研究所 巖土力學與工程國家重點實驗室，湖北 武漢 430071； 3.重慶大學 資源及環(huán)境科學學院 煤礦災害動力學與控制國家重點實驗室，重慶 400044； 4. 武漢科技大學 資源與環(huán)境工程學院，湖北 武漢 430081)

0 引言

我國大多數(shù)的尾礦壩都采用上游法修建，其浸潤線較高，壩體大部分處于飽和狀態(tài)，一些學者通過實驗指出飽和尾礦料具有不穩(wěn)定結(jié)構(gòu)[1-3]，地震作用下易產(chǎn)生液化。另外，為充分利用就近資源，多數(shù)壩體采用的構(gòu)筑材料無黏性、少黏性且容易產(chǎn)生地震液化[4]。與此同時，堆放在尾礦庫中的礦渣大多是一種未經(jīng)過風化和變質(zhì)作用的孔隙大而密度小并且具有低塑性的細顆粒，在動力荷載作用下極易發(fā)生液化從而喪失強度[5]。為了避免潰壩事故發(fā)生，造成人員傷亡與經(jīng)濟損失，許多學者對尾礦及壩體動力特性做了廣泛而深入的研究。

褚衛(wèi)瑞[6]通過對不同細粒含量的尾礦砂進行固結(jié)不排水振動三軸試驗，研究了細粒含量對尾礦砂動力特性的影響；譚凡等[7]對某尾礦粉土的動強度特性與孔壓特性進行研究時發(fā)現(xiàn)固結(jié)比Kc=1.0時,可采用冪函數(shù)來描述尾粉土孔壓發(fā)展；固結(jié)比Kc=2.0時,可用對數(shù)函數(shù)來模擬其發(fā)展；譚欽文等[8]基于云南迪慶羊拉銅礦的尾礦料，研究了不同粗粒含量尾礦砂的動力液化特性，發(fā)現(xiàn)隨著粗粒含量的增加,尾礦砂的動強度有增大的趨勢；余果等[9]通過對人工配成的全尾礦、粗尾礦、細尾礦進行動力實驗，探討了顆粒組成、固結(jié)圍壓、固結(jié)壓力比、動應力對動強度的影響；陳存禮等[10]對某鉬礦尾礦砂進行動三軸試驗,研究發(fā)現(xiàn)振動條件下,該尾礦砂達到破壞時對應的動剪應力隨有效固結(jié)圍壓和固結(jié)應力比的增大而增大；張超等[11]對某銅礦的尾礦料進行動三軸和共振柱試驗發(fā)現(xiàn)動剪切模量和阻尼比與動剪應變幅的關(guān)系受圍壓影響較??； Geremew和Yanful[12]研究了蒙脫石和高嶺石等黏土礦物對尾礦動力特性的影響；Suazo等[13-14]均采用動單剪試驗，研究了圍壓、固結(jié)比和密度對細粒尾礦動強度的影響以及振動后的強度變化。

綜上所述，目前大多數(shù)的動力特性研究針對的是尾粉土，多種尾礦料的對比研究以及對之內(nèi)在聯(lián)系的研究較少。本文對四川某尾礦庫的尾細砂、尾粉土和尾粉質(zhì)黏土的動力特性進行了對比研究，研究成果可為尾礦庫的抗震理論分析提供參考，為抗震加固措施提供理論指導。

1 尾礦庫工程概況

該尾礦庫為溝谷型尾礦庫，采用上游法方式筑壩。地貌單元為中山、溝谷相間地形。由于生產(chǎn)需要，該尾礦庫后期需要接納的尾礦量大大增加，其尾礦庫的一期設計完全不能滿足未來尾礦的排放需求，因此計劃對該尾礦庫進行增高擴容，擴容高度為55 m，加高后的壩頂平臺標高為2 090 m，最終總庫容為3 843萬m3，最終壩高147 m，為二等庫。

2 動力響應特性

用QUAKE/W有限元分析軟件計算該尾礦壩分別在EI Centro地震波、汶川地震波和人工地震波作用下的動力響應特性。該尾礦庫所在區(qū)域抗震設防烈度為Ⅷ度，地震動峰值加速度為0.20 g，地震的時間間隔均為0.02 s，其地震波持續(xù)時間均設為30 s。

2.1 邊界條件與網(wǎng)格劃分

圖1為數(shù)值模擬計算剖面圖，壩體右側(cè)采用豎向約束、水平自由的邊界，即U≠0,v=0；基礎底部采用水平、垂直雙向約束，即U=0,V=0。幾何模型與有限元網(wǎng)格劃分與靜力計算相同，壩體采用最不穩(wěn)定壩體(即沿谷底的計算剖面)增高擴容后最終壩高2 090 m，該高程時的浸潤線埋深采用剛好滿足規(guī)范規(guī)定最小安全系數(shù)時的臨界浸潤線埋深，而堆高至2 090 m時壩體的臨界浸潤線埋深值為25.0 m。該尾礦庫的干灘長度長期保持在350 m，而其二期設計的終期屬于二等尾礦庫，滿足規(guī)范要求的最小干灘長度100 m。同時選取堆積壩中部點A和最終壩高時壩坡頂點B為特征點。隨著距子壩距離的增加，尾礦主要為尾細砂(筑壩材料)，尾粉土和尾粉質(zhì)黏土。壩體動力計算參數(shù)見表1。

2.2 動態(tài)響應結(jié)果分析

圖2為EI Center地震波、汶川地震波、人工地震波作用下特征點A,B的水平位移時程曲線。對比分析可知特征點A,B的水平位移時程曲線幾乎相同，B曲線的波峰、波谷稍提前于A曲線。特征點B的峰值水平位移稍大于特征點A的峰值水平位移。人工地震波作用下峰值水平位移最大，汶川地震波作用下峰值水平位移最小。

圖1 計算剖面圖Fig.1 Calculated section view

巖土名稱容重/(KN·m-3)黏聚力C/kPa內(nèi)摩擦角φ/(°)動剪切模量/(G·MPa-1)Gmax非線性參數(shù)模量系數(shù)k模量指數(shù)n動泊松比堆石21.710.037.0500--0.20尾細砂18.90.033.5-1 3210.530.27尾粉砂19.20.031.5-1 2760.510.29尾粉土19.88.530.0-1 1840.500.35尾粉質(zhì)黏土19.210.519.5-1 0530.480.34微風化石灰?guī)r22.535.040.01 000--0.19

圖2 特征點A,B水平位移時程曲線Fig.2 Time-lapse curve of horizontal displacement of characteristic points A and B

圖3為人工地震波作用下特征點A,B的絕對加速度時程曲線，絕對加速度隨時間的發(fā)展趨勢基本相同，A曲線的波峰、波谷較早于B曲線。從壩中到壩頂水平向絕對加速度峰值有減小的趨勢。

圖3 特征點A,B水平向絕對加速度時程曲線Fig.3 Time-lapse curve of absolute accelerationof feature points A and B horizontally

圖4(a)～(c)分別為EI Center地震波、汶川地震波、人工地震波作用安全系數(shù)時程曲線與輸入的地震波加速度的對比圖。由圖4可知，地震作用過程中瞬時安全系數(shù)呈波動降低的趨勢。最小安全系數(shù)與輸入的EI Center地震波的峰值基本呈對應關(guān)系，而汶川地震波和人工合成地震波作用下兩者無對應關(guān)系。最小安全系數(shù)與輸入地震波的峰值呈對應關(guān)系，并非普遍的現(xiàn)象。

圖4 安全系數(shù)時程曲線與地震波曲線對比Fig.4 Comparison of the time-course curve of the safety factor and the seismic wave curve

圖5(a)～(c)分別為EI Center地震波、汶川地震波、人工地震波作用后該尾礦庫液化區(qū)域分布情況。對比分析可知液化區(qū)域主要分布在尾礦庫中后部范圍內(nèi)，且呈間斷性分布，距子壩不同距離處液化深度也存在差異，該區(qū)域絕大部分為尾粉質(zhì)黏土，庫尾尾水覆蓋的淺層尾礦料液化最為嚴重。由圖5(a)可知EI Center地震波作用下該尾礦壩液化危害最高，位于初期壩的浸潤線的出水口也有小部分土體液化，應引起足夠重視，針對性地加強排滲設施以及實施相應的壩體加固措施。

圖5 液化區(qū)域分布Fig.5 Distribution map of the liquefaction area

圖6～7分別為3種地震波作用下的安全系數(shù)時程曲線與滑移面計算結(jié)果。由圖可知安全系數(shù)最小值分別出現(xiàn)在第3.9 s,第3.9 s,第10.1 s，分別為1.18(EI Center波),1.324(汶川波),1.212(人工波)，根據(jù)《尾礦庫安全技術(shù)規(guī)程》(AQ2006—2005) 的規(guī)定，對于處于洪水工況下的二級尾礦壩，當采用瑞典圓弧法計算時，壩體抗滑穩(wěn)定的最小安全系數(shù)為1.15，壩體基本處于安全狀態(tài)，地震作用過程中不會出現(xiàn)明顯滑移，EI Center地震波作用下該尾礦壩的安全系數(shù)最小且稍大于1.15，且液化區(qū)域分布面積最大危害最高，需引起足夠重視，應采取相應加固措施，比如加強壩體排滲，盡量降低浸潤線，防止壩坡出現(xiàn)液化；對子壩及外層粗砂進行碾壓，提高尾礦壩體的密實度等。

圖6 安全系數(shù)時程曲線Fig.6 Time-course curve of safety factor

圖7 滑移面計算結(jié)果Fig.7 Slip surface calculation result

3 動力特性試驗

由以上數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)液化區(qū)域主要分布在庫內(nèi)中后部的尾水覆蓋區(qū)，而不是庫內(nèi)中、前部；EI Center地震波作用下壩體安全系數(shù)較小，壩體存在動力安全隱患。為探究液化區(qū)域的分布原因以及為該尾礦庫的動力抗震措施提供理論指導，因此對該庫內(nèi)尾礦進行動三軸實驗分析其動力特性尤為必要，另外尾礦動力特性是分析其數(shù)值模擬動力參數(shù)的基礎，下文主要分析各尾礦的抗液化強度?？紤]到基本囊括該庫內(nèi)尾礦，實驗選取3個典型位置的尾礦，隨著深度的增加圍壓增大，尾礦越不易液化，因此選取干灘前部，干灘中后部，尾水覆蓋區(qū)中前部表層尾礦進行實驗。由顆分試驗知道3種尾礦分屬尾細砂(筑壩材料)，尾粉土，尾粉質(zhì)黏土。尾細砂、尾粉砂均位于干灘前部，考慮尾細砂為主要筑壩材料，且兩者粒徑組成相近，動力特性差別較小，從而選擇了尾細砂，基本囊括該庫內(nèi)尾礦。選取的3種尾礦的顆粒級配曲線見圖8。

圖8 3種典型尾礦的級配曲線Fig.8 Gradation curve of three typical tailings

3.1 實驗結(jié)果分析

動剪模量與阻尼比特性試驗是動力反應分析的基本依據(jù)之一，這些關(guān)系反映了在動荷載作用下土的應力-應變關(guān)系非線性與粘滯性特征。如圖9為圍壓400 kPa時尾礦動剪切模量比G/Gmax、阻尼比D與動剪應變幅γ關(guān)系曲線。由圖9可知，當γ<10-5時不同尾礦料的G/Gmax與γ的關(guān)系曲線差別不大；當γ>10-5時G/Gmax隨γ的增大而減小，對于同1個動剪應變幅值，尾粉質(zhì)黏土的動剪模量比最大，尾粉土的其次，尾細砂的最小。γ=10-5是不同尾礦料的動剪模量比與動剪應變幅關(guān)系曲線是否出現(xiàn)差別的分界點。由圖9可知，當γ<10-5時，不同尾礦料的D與γ的關(guān)系曲線差別不大；當γ>10-5時D隨γ的增大而增大，對于同1個動剪應變幅值，尾細砂的阻尼比最大，尾粉土次之，尾粉質(zhì)黏土最??；γ=10-5是不同尾礦料試樣的阻尼比與與動剪應變幅關(guān)系曲線是否出現(xiàn)差別的分界點。

圖9 動剪切模量比、阻尼比與剪應變幅的關(guān)系Fig.9 Relationship between dynamic shearmodulus ratio, damping ratio and shear strain amplitude

圖10(a)為固結(jié)比Kc=1.0圍壓σ3=200 kPa時3種尾礦的動剪應力Td與破壞振次Nf關(guān)系曲線。由圖10(a)可知，圍壓、固結(jié)比和振次相同時尾細砂的動強度最大，尾粉質(zhì)黏土的動強度最??；達到相同的動剪應力尾細砂所需振次最多，尾粉質(zhì)黏土最少，又由于其位于尾水覆蓋區(qū)的庫內(nèi)中后部，常處于飽和狀態(tài)，更易液化，導致液化區(qū)域主要分布于庫區(qū)中后部，與數(shù)值模擬結(jié)果吻合。由圖10(b)可知，相同動應力幅值作用下隨著圍壓的增大 ，尾礦的動強度顯著提高；隨著圍壓的增大尾礦達到破壞所需的振次越多。

圖10 動剪應力與破壞振次關(guān)系曲線Fig.10 Relationship between dynamic shear stress and failure vibration times

圖關(guān)系曲線Fig.11 Relationship line of

圖12 G0～σ′關(guān)系曲線Fig.12 Relationship line of G0～σ′

4 結(jié)論

1)在洪水工況下，該尾礦壩最小安全系數(shù)均大于規(guī)范要求，基本處于安全狀態(tài)。

2)最小安全系數(shù)與輸入地震波的峰值呈對應關(guān)系，并非普遍的現(xiàn)象。

3)尾礦的動壓縮彈性模量的倒數(shù)與動軸向彈性應變之間的關(guān)系為直線關(guān)系，在雙對數(shù)坐標系中，平均有效應力與動剪切彈性模量的關(guān)系為直線關(guān)系。

4)尾粉質(zhì)黏土抗液化強度、初始動剪切彈性模量較低應優(yōu)化尾礦排放工藝，使其盡量沉積到庫尾。