新疆南露天礦南幫內排壓腳穩定性動態變化規律研究

楊孝新，董蒙蒙，張傳偉，沈建明，田 涯，劉福明，朱曉寒

（1.中國礦業大學 礦業工程學院，江蘇 徐州 221116；2.新疆天池能源有限責任公司 南露天煤礦，新疆 昌吉 831100）

目前，關于邊坡危害的治理防治技術的發展已經較為成熟，不同的防治手段對應不同的邊坡破壞模式[1]。國內外現存多種治理手段，例如通過改善邊坡形態的削坡減重和回填壓腳技術，通過物理施加外力方法加固邊坡的錨桿或錨索、格構以及柔性防護網的技術，通過設置抗滑擋土墻阻止滑坡的技術[2]。當邊坡潛在滑動面的剪出口位置較低、距離坡腳較近、坡腳前緣地形較為平坦或者是反傾地形，且在坡腳處一定寬度范圍內時，通過回填壓腳工程防治此種類型的邊坡最為簡單有效[3]。

在我國，邊坡回填壓腳技術是防治大型潛在滑坡的最有效手段，這項技術在各種工程建設中發揮著重要作用[4-5]：機場的地基填方工程，需要進行反壓護坡處理；公路路基的穩定同樣需要進行反壓處理，保護道路不被破壞；露天采礦中對內排邊坡進行壓腳處理，提高其邊坡穩定性。在過往邊坡治理案例中，許多邊坡工程均采用回填壓腳的治理方案，治理效果良好。例如我國內蒙呼倫貝爾地區的寶日希勒露天煤礦與山西朔州安家嶺露天煤礦，均通過內排壓腳技術，對開采煤層形成的邊坡進行加固支護[6-7]；云南省思茅市對戈蘭灘水電站公路邊坡采用削坡壓腳為主，錨固和坡面防護為輔的方案進行邊坡防護治理[8]；廣西省天峨縣龍灘水電站采用排水為主，壓腳為輔的方案，對正在發生蠕變的巖體進行加固等[9]。正因如此，合理利用邊坡回填壓腳技術，能夠有效對露天礦邊坡進行防治，降低施工時發生邊坡滑坡的概率，對保障人民生命財產安全，具有十分重要的意義。但由于邊坡巖體力學參數、水文地質條件的不同，每個邊坡都是特殊的存在[10-11]。在進行邊坡穩定性分析與滑坡治理的時，應綜合考慮邊坡實際情況，針對不同邊坡潛在滑面具體問題具體分析，著重考慮主要影響因素，以次要影響因素為輔，切不可一概而論，更不能以一種邊坡治理方法防治所有邊坡破壞情形[12]。因此，每個露天礦邊坡的穩定性分析與邊坡滑坡的治理都有著獨特的驗算過程，是多道程序的綜合結果，只有針對具體工況，全方位，多角度，深層次的考慮分析，才能得出安全、經濟、合理的適用于具體露天礦邊坡的治理方案。

1 模型建立

1）地質條件概況。南幫主要是由泥巖、泥質粉砂巖互層結構組成的端幫邊坡，坡面角度按巖層傾角設計，擴幫剝離后巖層層面出露較為明顯。通過實地測量確定南幫巖層南北方向巖層與水平面夾角為8°，為無含水層、無明顯軟弱層的逆傾層狀邊坡，因此在分析是忽略水的影響。經實驗測得的南幫各巖體力學參數見表1。

表1 巖體力學參數Table 1 Mechanical parameters of rock mass

2）計算模型。為了對南幫內排壓腳這一過程進行細致的數值模擬分析，建立了南幫內排壓腳計算模型。其中南幫高度為250 m，邊坡角為33°，臺階坡面角為70°，內排土場邊坡角為33°。模擬時將內排土場劃分為若干組，通過調整各分組的回填順序，實現各種不同內排壓腳順序的模擬。內排壓腳計算模型如圖1。

圖1 內排壓腳計算模型Fig.1 Calculation model of inner dumping presser foot

2 結果分析

內排過程中，根據潛在滑移面位置的變化，可將內排過程劃分為3 個階段、6 個關鍵狀態。其中第1階段為內排高度在15 m 以下時，第2 階段為自內排高度超過15 m 開始，到內排高4 5m 寬40 m 時，第3 階段為內排物料在第2 階段的基礎上繼續增高或加寬。經強度折減法求得的端幫穩定性系數與不同內排幾何參數的關系見表2。內排不同關鍵狀態的剪應變增量云圖如圖2～圖7。

圖2 無內排時剪應變增量圖Fig.2 Shear strain increment diagram without inner dumping

圖3 內排高15 m 寬100 m 時剪應變增量圖Fig.3 Shear strain increment diagram of inner dumping height 15 m and width 100 m

圖4 內排高45 m 寬40 m 時剪應變增量圖Fig.4 Shear strain increment diagram of inner dumping height 45 m and width 40 m

圖5 內排高60 m 寬60 m 時剪應變增量圖Fig.5 Shear strain increment diagram of inner dumping height 60 m and width 60 m

圖6 內排高45 m 寬80 m 時剪應變增量圖Fig.6 Shear strain increment diagram of inner row height 45 m and width 80 m

圖7 內排高45 m 寬100 m 時剪應變增量圖Fig.7 Shear strain increment diagram of inner dumping height 45 m and width 100 m

表2 不同內排幾何參數下南幫穩定性系數計算結果Table 2 Calculation results of stability coefficient of south slope under different inner dumping geometric parameters

處于剪切破壞面上的巖土強度是逐漸發揮的，非均勻變形的發展也使得整體上表現巖土的軟化性狀是與剪切帶產生的結構破壞直接相關。大量的實例分析證明，巖體的破壞都是沿著剪應變最大的部位發生[13]。利用數值模擬得到的剪應變增量，結合臺階變形特征分析臺階的穩定性，可以將臺階破壞的發生和發展過程、巖體內部應力應變關系及應力對邊坡的影響等因素考慮進去，因此剪應變增量分布云圖可直接反應坡體最薄弱部位，是判斷坡體破壞模式的重要參考因素。

南幫未進行內排時，潛在滑移面剪出口位于坡腳以上15 m 處，因此內排壓腳高度在15 m 以內時，增加內排寬度幾乎對邊坡穩定性系數沒有影響（圖3）。當內排高度大于15 m 時，此時內排進入第2 階段，隨著內排高度的提升，內排物料漸漸沒過潛在滑移面剪出口，內排物料的壓腳作用得以發揮。當內排至第2、第3 階段臨界點（圖4）時，潛在滑移面從內排物料以近水平角度剪出，以內排物料的潛在剪切破壞面為界，將內排物料分為上下2 部分。其中，剪切破壞面上半部分為阻滑體，是此階段內內排物料發揮壓腳作用的的主要部分。繼續增加內排量，這時內排進入第3 階段，潛在滑面不再穿過內排物料，而是從內排物料上方某一位置剪出。

不同內排高度下南幫穩定性系數與內排寬度的關系如圖8，不同內排寬度下南幫穩定性系數與內排高度的關系如圖9。

圖8 不同內排高度下南幫穩定性系數與內排寬度的關系Fig.8 Relationship between stability coefficient of south slope and inner dumping width under different inner dumping height

圖9 同內排寬度下南幫穩定性系數與內排高度的關系Fig.9 Relationship between stability coefficient of south slope and inner row height under different inner dumping width

內排高度在15 m 及以下時，內排寬度對端幫穩定性系數基本沒有影響；內排寬度超過15 m 時，端幫穩定性隨內排寬度的增加而升高，最終達到此內排高度下端幫穩定性能達到的最大值；內排高度越高，內排寬度增的加對端幫穩定性的提升越明顯，且端幫穩定性系數最大值也越高；穩定性系數達到最大值所需內排寬度隨內排高度的增加而增加；內排高度越高，南幫穩定性越高，內排高度在15～45 m 內時，南幫穩定性隨內排高度的增高提升最為明顯；根據圖8 可知，內排寬度超過40 m 時，內排寬度的變化對端幫穩定性的影響不再明顯。因此在南幫內排壓腳過程中，內排至高45 m 寬40 m 的內排物料幾何參數是內排物料發揮最大壓腳效率的最優值。

3 內排過程中南幫穩定性變化機理

3.1 潛在滑移面位置變化機理

為了探明南幫在壓腳內排過程中穩定性變化的機理，現以極限平衡角度利用條分法對南幫內排壓腳過程進行二維穩定性分析，南幫內排壓腳作用機理圖10。圖中，A 為內排第1 階段時的滑移面位置；C 為內排物料；L1為內排第1 階段時內排物料的剪切破壞面長度，此時內排物料起壓腳作用的區域主要為剪切破壞面以上的阻滑體；B 為內排至第2 階段時的滑移面位置。

圖10 南幫內排壓腳作用機理Fig.10 Mechanism of action of pressure foot in south slope

利用條分法分析其受力狀態。取內排各階段某一分條進行受力分析, 條塊受力狀態如圖11。圖中，a 為滑面A 上任一未受內排物料壓覆的分條，又表示滑面B 上任一分條；b 為A 滑面中受內排物料壓覆部分的任一分條。

圖11 條塊受力狀態Fig.11 Force state of the block

內排第2 階段內，潛在滑移面完全穿過內排物料，此階段內南幫穩定性受潛在滑體及內排物料參數共同決定。對于滑面A，各條塊的受力平衡狀態為：

式中：Wi為條塊的重力，kN；Ti、Ti+1為豎直界面上的剪切反力，kN；Si、Ni為底滑面上的剪切及垂直反力，kN；Ui為底滑面上的平均壓強，kPa；li為條塊底斜面長度，m；αi為條塊底面中點處的傾角，（°）；m為起始受壓覆滑體條塊；n 為末端受壓覆滑體條塊（最大條塊數目）。

忽略不計分界面上的剪力，即令（Ti-Ti+1）=0；取分條沿垂直方向合力為0，即（Ei-Ei+1）=0，同時忽略水壓力Ui則有：

此階段內排物料有一部分是直接壓覆在潛在滑體上的，設受內排物料壓覆的滑體條塊范圍為Am～An，同時對壓覆在這部分滑體上的內排物料進行條分，范圍為Cm～Cn。由條塊b 的受力狀態可知，壓覆在滑體上的內排物料在起到壓腳作用的（為滑體提供抗滑力）同時，還起到增加了滑體下滑力的作用。

內排壓覆部分滑體增加的抗滑力為：

式中：φ 為滑面上的內摩擦角，（°）；FsA為滑面A對應的穩定性系數。

內排壓覆部分滑體增加的下滑力為：

式中：c 為滑面上的單位黏聚力，kPa；Fs為滑面的穩定性系數。

聯立以上方程得到滑面A 對應的穩定性系數FsA的Bishop 簡化表達式：

在內排第2 階段的基礎上，繼續增加內排寬度和高度均會使端幫穩定性增加，潛在滑面也會向上偏移，直至潛在滑面移至阻滑體以上，即滑面B 對應的穩定性系數FsB＜FsA，潛在滑動面不再穿過內排物料，內排進入第3 階段，此時南幫穩定性主要受潛在滑體參數決定。對于滑面B，易得出安全系數FsB的Bishop 簡化表達式為：

3.2 內排壓腳作用效果分析

極限平衡法雖然可以從靜力平衡和力矩平衡的角度直觀明了地闡述內排物料發揮壓腳能力的機理，由于極限平衡法的固有缺陷，僅從極限平衡角度討論南幫內排物料的作用機理是極不全面的。為了研究南幫內排壓腳后內排物料的作用范圍和作用機理，對南幫設置監測線，并以南幫未進行內排時的初始狀態與最優內排物料幾何參數為內排壓腳的最終狀態對南幫內排物料的壓腳作用進行數值分析。監測線布置示意圖如圖12。水平位移與距坡腳距離的關系如圖13，剪應變增量與距坡腳距離的關系如圖14。剪應力與距坡腳距離的關系如圖15，水平應力與距坡腳距離的關系如圖16。

圖12 監測線布置示意圖Fig.12 Schematic diagram of monitoring line layout

圖13 水平位移與距坡腳距離的關系Fig.13 Relationship between horizontal displacement and distance from slope foot

圖14 剪應變增量與距坡腳距離的關系Fig.14 Relationship between shear strain increment and distance from slope foot

圖15 剪應力與距坡腳距離的關系Fig.15 Relationship between shear stress and distance from foot of slope

圖16 水平應力與距坡腳距離的關系Fig.16 Relationship between horizontal stress and distance from foot of slope

由圖13 可知，內排壓腳后的南幫位移明顯小于壓腳前的南幫，越靠近坡腳，內排物料對坡體的位移約束作用越明顯。剪應變增量可直接反映巖體受剪應力影響的程度，對于以剪切破壞為主的南幫來說，坡體內巖體的破壞狀態可由剪應變增量大小來表征。由圖14 可知，南幫內排壓腳后的剪應變增量整體下降的同時，其峰值向后移動，此時潛在滑動面向高處轉移，說明內排壓腳極大的減弱了剪應力對坡腳處巖體的作用效果。且由南幫內排壓腳前后坡腳處剪應變增量大小判斷，壓腳后坡腳附近巖體的安全性較于壓腳前的初始狀態提高4 倍以上。

由圖15 和圖16 可知，距坡腳距離越遠的位置，坡體剪應力和水平應力越小。南幫內排壓腳后，在距離坡腳0～160 m 范圍內，坡體剪應力較壓腳前明顯下降，水平應力的絕對值明顯上升，說明坡腳處巖體在內排物料的作用下受壓最為明顯，越靠近坡腳，坡體剪應力下降越明顯。隨著坡內巖體與坡腳距離的增加，剪應力下降幅度越來越小，水平應力下降幅度越來越大，說明內排物料的壓腳作用隨坡內巖體與坡腳距離的增大而減弱。坡內巖體與坡腳距離超過160 m 后，內排物料對坡體剪應力及水平應力的影響基本消失。

因此，新疆南露天礦南幫內排物料主要通過減小坡腳附近剪應力、增大水平應力的方式控制南幫坡體內剪切應變增量的發展及位移的增大，從而發揮內排物料的壓腳作用。

4 結 語

利用FLAC3D強度折減法對南幫內排壓腳過程進行了數值模擬分析，得到了內排壓腳過程中南幫潛在滑動面位置及穩定性的變化規律。利用數值模擬得到南幫內排物料發揮壓腳作用的最小高度為15 m；內排高度在15～45 m 內時，南幫穩定性隨內排高度的增高提升最為明顯，內排寬度在40 m 以內時，南幫穩定性隨內排寬度的增加提升最明顯；在南幫內排壓腳過程中，內排至高45 m 寬40 m 是內排物料發揮最大壓腳效率的最優幾何參數值。基于數值模擬結果建立了南幫內排壓腳的極限平衡理論模型，同時推導出了內排壓腳過程中南幫穩定性系數的計算公式。闡述了南幫內排過程中坡體應力變化規律及作用效果，揭示了內排壓腳過程中南幫潛在滑移面位置變化及穩定性提高的機理。