撫順西露天礦北幫“7·25”滑坡數值反演分析

樊赟赟，劉孝龍

（東北大學 資源與土木工程學院，遼寧 沈陽 110004）

露天礦邊坡在地震、降雨等觸發條件下，可能會發生邊坡失穩問題，進而嚴重的威脅著礦山的生產和安全[1]。其中降雨是觸發露天礦邊坡失穩的1項重要因素。入滲的降雨通過改變邊坡滲流場、巖土體的物理和力學性質等方式影響著邊坡的穩定性[2]。在我國暴雨后露天礦邊坡發生滑坡與泥石流的案例時有發生[3]，因而對露天礦邊坡在降雨條件下進行系統的穩定性分析和評價十分必要。

學者們以不同的方式對降雨條件下的邊坡穩定性進行了研究。徐全等采用飽和-非飽和滲流理論，對土體滲透性及降雨強度對邊坡安全系數影響的分析研究[4]；張我華等運用現代非線性分析的突變論方法研究降雨裂縫滲透影響下山體邊坡可能發生突發性失穩和漸進演化性失穩滑坡的機理、突發性滑坡災變機理、以及災變累積性演化機理的研究[5]；王一兆等對降雨和停雨期間孔隙水壓力對淺層邊坡滑動面影響的分析研究[6]；陳國國等對降雨引發孔隙水壓力瞬態分布及基質吸力變化影響[7]進行了研究；翁新海等對降雨誘發滑坡機制[8]進行了研究。在試驗研究方面，林鴻州等通過試驗得到了降雨歷時和雨強對孔隙水的影響，研究了與之對應邊坡的破壞模式[9]；劉福明等通過相似模型試驗分析邊坡表面壓實區對雨水入滲的影響[10]；潘皇宋等采用離心模型試驗，研究降雨對特定形狀破壞面邊坡的影響[11]；范秋雁等通過連續降雨實驗，研究邊坡的響應特征[12]；李龍起等通過不同降雨類型及支護條件下順層邊坡的地質力學模型試驗，分析雨水入滲對坡體位移、孔壓以及支護結構受力的影響[13]。在數值模擬研究方面，張磊等從降雨入滲下顆粒運移的角度分析降雨潛蝕和入滲相互作用下邊坡穩定性的變化情況[14]；王柳江等利用有限元法從降雨入滲和降雨引起應力變化的角度分析邊坡在滲流場和應力場作用下的邊坡穩定性[15]；王協群等從降雨條件下強度和變形參數變化的角度分析降雨入滲深度對非飽和路堤穩定性和滑動面變化特征的影響規律[16]；劉洋等從水分運移規律的角度，研究降雨強度、水分擴散率以及導水率變化對邊坡水分運移的影響[17]；戚國慶等通過模擬邊坡降雨入滲過程中基質吸力的變化、暫態飽和區的形成、發展以及暫態水壓力的分布和變化[18]；Asano Y等進一步發展出降雨條件下邊坡穩定性的優化模擬方法等[19]。近年來，多種方法相結合的方式成為研究降雨條件下邊坡穩定的重要的方向[20]。

對撫順西露天礦北幫“7·25”滑坡進行了反演計算，以分析滑坡特征和校準計算參數。在此基礎上研究排水條件和巖石風化破碎帶深度對邊坡穩定性的影響，所得到的結果可為類似邊坡在降雨條件下的穩定性分析提供參考與借鑒。

1 工程概況

西露天礦是撫順礦業集團有限責任公司下屬分公司，位于撫順煤田西部、渾河南岸和千臺山北麓。露天礦北幫地層條件較為復雜，沖積層沿北幫頂部臺階連續出露，出露標高為+58～+62m，最大厚度35 m，平均厚17m。沖積層下部為下白堊系龍鳳坎組巖石，分布于F1至F1a斷層之間，由玄武巖、白堊系砂巖、砂頁巖組成；再往下為綠色泥巖、褐色頁巖及油頁巖層；最下部為煤層。除了地層復雜，北幫的地質構造表現也比較突出，主要是F1與F1a斷層，F1斷層走向NE80°，傾向北西，傾角47°～52°，上盤為白堊系龍鳳坎組地層，下盤為第三系煤系地層；F1a斷層走向NE80°～85°，傾向北西，傾角70°～75°，上盤為太古界鞍山群的花崗片麻巖，下盤為白堊系破碎砂巖；在F1與F1a之間還有次級斷層F1-1、F1-2，斷層走向傾向與F1大致相同。砂巖破碎帶寬20～30m，發育有斷層泥、角礫巖等。北幫的水文地質條件較為不利，北幫沖積層與渾河河床相鄰，含水層連續分布，北幫沖積層底板低于渾河常年水位3～13m，礦坑距渾河最近距離1000m，與渾河水力聯系密切，直接受渾河補給水源。另外，北幫上部的發電廠、石油一廠、水泥廠等企業和周邊居民也以明溝暗渠將工業、生活污水排入沖積層中，沿基巖接觸面滲出或越流補給下部F1a至F1斷層之間基巖和斷層破碎帶[21]。

2016年7月25日晚，撫順地區遭遇了降雨量近200mm的50年一遇的暴雨，次日早西露天礦北幫發生局部滑坡。滑坡后緣位置標高+75m，前緣剪出位置位于12段下部臺階，標高為-25m附近，高差約110m，南北方向水平距離300m，東西邊界分別在E800和E1300附近，東西寬約500m，影響了東露天電鐵內排和西露天礦東區上部排土，嚴重妨礙了采區正常生產[22]。

2 數值模型建立

根據西露天礦北幫東側邊坡實際工程地質條件和2016年滑坡相關信息，選取位于滑坡區域中間位置具有代表性的北幫東區E1000剖面進行數值建模分析，撫順西露天礦北幫“7·25”滑坡剖面如圖1。

圖1 撫順西露天礦北幫“7·25”滑坡剖面圖Fig.1 Section of the“7·25”landslide in the north side of Fushun West Open-pit Mine

計算模型邊坡高225m，高程為-150m至+75 m，水平距離655m，范圍為N745到N1400。模型的選取長度包含了滑坡的發生區域及破壞后的堆積區域，考慮到巖石風化破碎對巖石的強度以及滲透性有著顯著影響，所以劃定50m的巖石風化破碎層[22]。

根據計算區域的地質情況，其中綠色泥巖和褐色頁巖部分裸露在地表，巖石完整性較差且破壞較為嚴重。F1及F1a斷層之間部分砂巖裸露在地表，風化破碎也較為嚴重，巖石完整性較差，透水性較好。巖土材料計算參數見表1[23-26]。

表1 巖土材料計算參數表Table1 Calculation parameters table of geomaterials

在滲流場的計算模擬中，為與現場監測水位相符，將邊坡的表面設定為入滲流量邊界，右側為流量補給邊界，底面為不透水邊界。E1000剖面在標高-40m附近設置有排水管，用于控制地下水位，將排水設置為零壓力排水邊界。撫順西露天礦北幫滑坡剖面模型如圖2。

圖2 撫順西露天礦北幫滑坡剖面模型Fig.2 Section model of the landslide on the north side of Fushun West Open-pit Mine

3 計算結果分析

在已有資料中并未給出右側邊界的流量，但給出了地下初始水位[27]，應用軟件Geo-Studio中Seep模塊通過反演計算得到與實際初始水位線相符的流量作為邊界，所得到的初始邊坡滲流場計算結果如圖3。

圖3 初始邊坡滲流場計算結果Fig.3 Numerical result of initial slope seepage field

由圖3可以看出，計算的水位線與實際的水位線僅在排水管端存在一定的差異，這與排水管的工作狀態及計算的簡化有一定關系，但整體上水位線的模擬吻合情況良好，可以認為初始滲流場的計算是正確和有效的。

在初始滲流場計算的基礎上，利用Seep模塊模擬在降雨條件下的邊坡滲流場，降雨強度設置為與實際相符的25mm/h，并用Slope模塊計算在不同降雨歷時條件下的安全系數。不同極限平衡方法計算結果見表2。

表2 不同極限平衡方法計算結果表Table2 Calculation results obtained by different limit equilibrium methods

由表2可見，各方法的計算結果存在一定的差異，其中Bishop法計算的安全系數偏高，Ordinary和Janbu法計算得到的安全系數則偏低，而M-P計算的結果則與實際的失穩時間（8h）相吻合。相比其他幾種計算方法，M-P法考慮了力與力矩的平衡，適用于任意滑動面安全系數的計算，是一種在理論上更加嚴格的極限平衡計算方法。對于本項工程而言具有更強的適用性，基于M-P方法的計算結果不僅在邊坡失穩時間上與實際情況相符，其得到的計算滑動面也與實際的滑動面吻合良好，邊坡失穩滑動面計算結果如圖4。

圖4 邊坡失穩滑動面計算結果Fig.4 Calculation result of the sliding surface

從反演結果來看，雖然由于模型簡化和理論假定所限，計算條件不能完全與現實一致。但在計算中所得到的初始浸潤面、邊坡失穩時間和滑動面等重要信息均與實際吻合良好，從而說明了計算是正確而有效的。

雖然在大暴雨條件下撫順西露天礦北幫發生了“7·25”滑坡，但前期的一些工程措施在一定程度上也對邊坡穩定性起到了積極作用，例如邊坡排水管的設置便有效的降低了地下水的水位線，若排水失效顯然會對邊坡穩定產生不利的影響。為探討排水的作用，通過計算得到排水失效條件下的邊坡滲流場，排水失效條件下的邊坡滲流場如圖5。

圖5 排水失效條件下的邊坡滲流場Fig.5 Slope seepage field under drainage failure condition

由圖5可以看到，在排水失效的條件下，水位線有了顯著的上升，從-42m附近上升到-25m附近，這對邊坡的穩定性是極為不利的，在降雨的條件下水位線上升將會導致邊坡快速失穩。基于M-P方法排水失效條件下邊坡失穩滑動面計算結果如圖6，邊坡安全系數隨降雨歷時變化曲線分別如圖7。

圖6 排水失效條件下邊坡失穩滑動面計算結果Fig.6 Calculation results of the sliding surface under drainage failure condition

圖7 邊坡安全系數隨降雨歷時變化曲線Fig.7 Curves of slope safety factor changing with rainfall duration

從計算結果可見，盡管與排水有效時的滑動面相比排水失效時的變化不大，但若排水失效，則邊坡的初始安全系數便已經有所降低，隨著降雨的發展，邊坡將在降雨5h左右的時間失穩，相比排水有效的條件，失穩時間將提前3h。

由于滑坡區后緣沿F1斷層破碎帶出現數條東西走向拉裂縫[22]，控制邊坡失穩的后緣位置基本確定，由風化和卸荷等作用產生的綠色泥巖和褐色頁巖互層破碎帶便成為控制邊坡穩定性的另一重要因素。為分析風化破碎帶深度對邊坡穩定性產生的影響，在相同的初始滲流場條件下，利用M-P方法計算不同風化破碎深度條件下的邊坡穩定性，風化破碎深度對邊坡穩定性安全系數的影響曲線如圖8。

圖8 風化破碎深度對邊坡穩定性安全系數的影響曲線Fig.8 Influence curves of the depth of weathering fracture zone on the safety factor of slope stability

由圖8可以看到，隨著風化破碎深度的增加，邊坡的安全系數迅速下降，當風化破碎深度達到50m及以上時，風化破碎帶深度對邊坡穩定安全系數影響的敏感性降低。計算結果表明，受到多種因素影響與制約的風化破碎深度是決定邊坡穩定性的關鍵因素，絕不能忽視其動態變化的特征，需要采用現代測量手段加強對其的動態監測。

4 結 語

撫順西露天礦北幫“7·25”滑坡滲流及失穩的反演結果與實際相符，驗證了計算的正確和有效；排水是降低水位的有效措施，一旦失效將降低邊坡穩定性并加速邊坡失穩，應重視對排水的定期檢修；在露天開采過程中風化破碎帶可能是動態變化的，應通過加強監測實現對邊坡的動態安全評價。