城門山銅礦邊坡穩定性分析與治理研究

羅來林，張 強，張可能，胡豐云，王利崗

（1.江西銅業股份有限公司城門山銅礦，江西 九江 332100；2.中南大學地球科學與信息物理學院，湖南 長沙 410083；3.有色金屬成礦預測與地質環境監測教育部重點實驗室，湖南 長沙 410083；4.礦冶科技集團有限公司，北京 100070）

1 引言

城門山銅礦礦床位于長江中下游鐵銅成礦帶-大冶-九江成礦亞帶之東南部，是九江-瑞昌地區一個大型“三位一體”的銅(鉬)礦。目前，城門山銅礦露天采場已開采至-130 m 標高，隨著采剝深度的不斷延伸，采場邊坡高度將超過400 m，形成典型的露天礦山高陡邊坡［1］。然而，高陡邊坡的穩定性會影響開采活動的正常開展，甚至威脅人員的生命安全。

城門山南部局部邊坡在前期已發生多次失穩滑移現象。2018 年5 月，礦山南部運輸主干道+38 m標高附近的折返路段，發現邊坡開裂縫，變形縫走向長約100 m。變形開裂預示著邊坡穩定性存在風險。此后，該區域邊坡在+38 m、+26 m、+14 m 標高平臺均發生開裂，邊坡臺階垮塌。在2020 年6月至7 月期間，持續集中暴雨，露天采場南部局部+38 m 至-58 m 邊坡自6 月22 日起出現較大范圍變形量，直至7 月7 日，邊坡滑動位移范圍持續增大和擴展，該區域變形裂縫貫穿采場運輸主干道。為了保障采剝工作正常推進，對該南部邊坡進行穩定性評估并制定邊坡治理優化方案迫在眉睫。

本文以城門山南部的局部邊坡為研究對象，采用工程類比法，通過理論分析結合基于有限元分析的Midas/GTS 分析軟件，以南部邊坡前期鉆孔資料建立三維分析模型［2-3］。在外部不利影響條件相同的情況下，分析了三種不同治理方案的邊坡穩定性，提出了最有利于采區邊坡穩定性的方案，為現場的正常生產提供了有效的安全保障。

2 工程地質特征

城門山銅礦礦區位于長山-城門湖背斜北翼東段近傾伏端處，是山嶺湖濱過渡帶，面積2.72 km2。礦區南部和東部為城門山-銼山，最高標高為147.8 m（也即礦區最高標高），礦區西面、北面為賽湖，西南面為城門湖，湖區最低標高為13.0 m。

次級橫跨褶皺與NEE 向、NW 向、NNE 向三組斷裂構成礦區構造格架，控制著巖體及礦體的產出；層間破碎帶、裂隙帶、接觸帶構造控制著礦體的展布。地層從上到下依次為：微風化細砂巖、中風化細砂巖、中風化粉砂質泥頁巖、強風化角巖化泥質粉砂巖、強風化石英角巖、構造角礫巖、灰巖（見圖1）。地層產狀從志留系到三疊系除局部受斷裂及次級褶皺影響外，整體走向為70°左右，傾向為NW，傾角為45～60°。

圖1 城門山南部邊坡地質示意圖

3 邊坡破壞體調查與分析

3.1 邊坡破壞體調查

南部邊坡研究區域的標高范圍是+38 m 至-82 m，沿走向方向長約為130 m。根據現場調查發現，上部+14 m 至-58 m 范圍內的巖土體為南部邊坡主要失穩區域，且失穩區域均有裂縫，+14 m 平臺上的裂縫寬度10～20 cm，最大裂縫寬度達到30 cm。-58 m 平臺上的裂縫寬度較小，但裂縫兩側土體存在高程上的錯動。-58 m 平臺下部的巖土體為主要阻滑部分。由于上部巖土體的失穩，導致上部產生拉裂縫，上部巖體向下錯動變形，擠壓下部巖體，下部巖體受到后方巖體的變形以及下滑推力，發生一定的形變錯動，導致-58 m 平臺的裂縫產生。此外，各平臺上原有排水溝，存在地表徑流，地表土含水率較高，腳踩易沉陷；同時滑體兩側存在明顯的剪切帶，巖土體強度較低。

3.2 邊坡破壞分析

（1）圓弧型破壞［4］：表土、廢石堆、碎裂或散體結構巖石的常見破壞模式，破壞面縱橫剖面均為近似圓弧形。南部邊坡的+14 m至-10 m、-34 m至-58 m平臺范圍內，整體潛在滑動面為圓弧形滑動面。

（2）楔形體破壞［5］：邊坡巖體中有兩組結構面與邊坡相交，將巖體相互交切成楔形體破壞滑動。此種破壞類型在采場中少見，其規模受結構面規?？刂疲饕植荚诰植颗_階邊坡處。

（3）局部沖溝破壞［6］：沖溝是由間斷流水在地表沖刷形成的溝槽。雖然平臺上設有排水溝，但采區內的排水系統尚未完全形成，強風化巖石在雨水的沖刷下，極易形成匯流，破壞沖溝。

根據地質構造特征和現場調查可知，南部邊坡存在多種破壞模式。邊坡破壞體的形成原因主要是巖體風化程度高，巖石強度低。南部局部邊坡體受到降雨入滲影響之后，巖土體遇水軟化，強度進一步降低；由上文可知，+14 m 平臺的最大裂縫寬度達30 cm，再經雨水作用巖體結構面被軟化，降低其抗剪強度。此外，坡體內部存在多角度結構面的相互切割巖土體，邊坡整體完整度較低。當上部巖土體強度下降到一定程度時，南部邊坡會發生整體性失穩，表現出以圓弧型破壞為主，局部表現為楔形體破壞的破壞模式。

4 穩定性分析與破壞特征

4.1 建立地質分析模型

根據對采場南部邊坡的現場調查和勘探資料，全面分析邊坡的工程地質和水文地質條件對邊坡的形態特征、變形特征的影響。為了更準確地掌握邊坡的地質現況，基于前期的勘查資料，在南部邊坡重新布置了一條典型的縱向剖面線，補鉆三個鉆孔BK1 至BK3。根據鉆孔BK1 至BK3 的鉆孔地質資料繪制剖面圖，并選用該剖面作為典型剖面進行穩定性計算，如圖2 所示。

圖2 1-1’剖面圖

4.2 現狀邊坡穩定性計算

采用理正軟件對邊坡穩定性進行定量計算。經綜合分析，該邊坡的整體破壞模式為局部圓弧滑動的折線型滑坡，故采用Janbu 法進行穩定性計算與分析［7-8］，計算結果見表1。

表1 邊坡穩定性計算結果

由于理正軟件只能計算單純的圓弧型或折線型滑動面，計算結果介于二者之間，雖不夠精確但對南部邊坡穩定性判斷能提供一定的參考。根據《非煤露天礦邊坡工程技術規范》（GB 51016—2014），目前南部邊坡高度為120 m，由于南部邊坡中部有運輸主干道，下部有作業采區，一旦發生滑坡可能造成人員傷亡和財產損失，綜合評定邊坡危害等級為I 級，邊坡工程安全等級為I 級。按要求，邊坡危害等級為I 級的邊坡采用I 級荷載組合，安全系數應達到1.20～1.25。根據《金屬非金屬礦山安全規程》(GB 16423—2006)要求，安全等級為I 級的邊坡工程安全系數應達到1.35 以上。由此可知，南部邊坡雖處于穩定狀態，但外部條件有較大變化時，如強降雨、爆破震動、車輛荷載等條件耦合影響下，發生邊坡失穩的風險較高。

4.3 現狀邊坡穩定性分析與評價

根據邊坡穩定性定量計算結果，相比于圓弧滑動，沿結構面發生順層滑動的可能性大，且不滿足穩定性安全系數要求。

由圖3 可知，該分析區域自2020 年6 月22 日起開始出現較大范圍變形，尤其是在6 月至7 月期間產生了較大的位移，直接原因是極端暴雨天氣導致邊坡出現失穩變形的現象。

圖3 位移監測曲線

目前，該邊坡位移變化雖處于基本穩定狀態，但由于繼續風化導致巖體的強度下降，若再次出現極端天氣，該邊坡依然可能會發生失穩變形，甚至整體滑動，不能滿足礦山安全要求。此外，該邊坡前期發生過較大位移的破壞，巖土體的強度會有所降低，極有可能發生二次破壞。因此，對南部邊坡進行治理有重要意義。

5 邊坡應力-應變數值分析

5.1 模型建立

采用有限元分析軟件Midas/GTS 建立南部邊坡的三維有限元分析模型，通過數值模擬［9-10］開展南部邊坡的應力-應變分析，從而明確南部邊坡的失穩破壞區域，以確定現場需要治理的范圍。模擬計算中基于以下四條基本條件：（1）實際地層是復雜起伏的，呈各向異性；（2）考慮地下水的影響；（3）表層巖土性質較差的巖土體采用摩爾-庫侖破壞準則，下部巖土性質較強的巖土體采用廣義霍克布朗破壞準則；（4）荷載主要考慮巖土體自重。

建立本模型的意圖是分析露天采場南部邊坡在自重和地下水條件下的穩定性?？紤]到邊坡走向方向的變化對邊坡穩定性影響較小，故在建模過程中采用平面應變問題進行簡化分析。模型上下范圍：模型的地表范圍為+50 m～-80 m，為利于模型內力收斂，-80 m 平臺下方預留150 m 的計算空間。模型整體高度為280 m，長度為600 m。數值模擬分析模型如圖4 所示。

圖4 Midas 計算模型

為了使所建的三維模型與城門山露天采場南部邊坡的實際情況相符，對于風化較嚴重的地表淺層巖土體采用摩爾-庫倫材料模型，風化程度較低的地層采用霍克-布朗材料模型。在數值計算的過程中將不同類型的巖土體賦予不同的材料模型，具體材料參數見表3、表4。依據原有勘察資料，地下水條件為地表以下30～40 m 位置。

表2 摩爾-庫倫材料模型參數表

表3 霍克-布朗材料模型參數表

5.2 邊坡應力-應變數值計算結果分析

通過Midas/GTS 數值模擬計算軟件建立南部邊坡的三維模型進行數值模擬計算，計算結果與穩定性計算結果基本相符。由圖5 可知，上部的中風化細砂巖地層為主要的滑動體，下部的強風化角巖化泥質粉砂巖為主要的變形卸荷的地層，與構造角礫巖（即F1斷層）一同承擔上部的荷載，是主要的阻滑部分。在現場的表現為上部+14 m 平臺出現拉裂縫，同-10 m 和-34 m 平臺的巖土體整體滑移，擠壓-58 m 以及深層的巖土體，導致-58 m 平臺出現剪切裂縫。由于下部巖體為主要的阻滑位置，在巖質邊坡中可以定義為“關鍵塊體”。根據巖體力學中“關鍵塊體”理論，有必要對下部的“關鍵塊體”進行處治以提高南部邊坡的整體穩定性。

圖5 自重條件下位移計算結果

6 邊坡不穩定塊體處治理方案

6.1 南部邊坡初步治理方案設計

根據計算結果，南部邊坡將分為兩個臺階區域進行治理，主要是采用削坡減載與堆載反壓結合的方式進行治理，如圖6 所示。上部+14 m 至-10 m平臺區域范圍內為主要的失穩區域，采用削坡減載的方式進行治理；下部-58 m 至-82 m 平臺區域范圍內為阻滑位置，采用堆載反壓的方式進行治理，上部削坡減載的巖土用于下部堆載反壓。

圖6 南部邊坡治理區域平面布置圖

（1）上部削坡減載施工方案

開挖范圍為+14 m 整個平臺范圍，以及-10 m、-34 m 平臺的部分范圍。在剖面圖上表示為+14 m平臺的上一級平臺的坡腳位置至+14 m 平臺的坡腳位置，-10 m 平臺開挖至-34 m 平臺坡頂位置，開挖的高程范圍為+14 m 至-34 m。開挖后形成兩級臺階，+14 m 臺階預留20 m 的臺階寬度，-10 m 臺階預留10 m 的臺階寬度，水平方向的投影長度均為45 m。

（2）下部堆載反壓施工方案

經數值模擬軟件分析，發現-58 m 至-82 m 平臺區域范圍內是南部邊坡主要失穩破壞位置，采用堆載反壓的方式進行治理。堆載范圍為-34 m 至-82 m平臺，頂部-34 m 平臺的頂寬為10 m，底部至-82 m平臺底寬為40 m，最終邊坡坡比為1:2.6，水平方向的投影長度為120 m。

可利用邊坡上部+14 m 至-34 m 削坡工程挖除的土方作為填筑土料，不足部分可采用附近開挖作業產生的合格土料進行填筑。土料的選擇原則為：（1）選擇運輸距離短、運輸方便的料場，以節約成本；（2）保證土料的質量，應滿足填筑施工的要求；（3）土料的開挖不得影響礦山的正常施工作業。

6.2 治理方案優化

根據城門山露天采場的五年規劃，綜合施工便利性以及工程造價等方面因素，在總體的削坡減載-堆載反壓的基礎上，共提供了三個選擇方案，如圖7 所示。

圖7 治理方案示意圖

（1）方案一：開挖范圍為+14 m 平臺的整個平臺范圍，在剖面圖上表示為+14 m 平臺的上一級平臺的坡腳位置至+14 m 平臺的坡腳位置。開挖的高程范圍為+14 m 至-10 m，開挖后形成一級臺階。堆載范圍為-34 m 至-82 m 平臺范圍，分兩級臺階堆載。

（2）方案二：開挖范圍為+14 m 平臺的整個平臺范圍，在剖面圖上表示為+14 m 平臺的上一級平臺的坡腳位置至+14 m 平臺的坡腳位置。開挖的高程范圍為+14 m 至-10 m，開挖后形成一級臺階。堆載范圍為-34 m 至-82 m 平臺范圍，分三級臺階堆載，各級平臺位置留有余寬為12 m。

（3）方案三：開挖范圍為+14 m 平臺的整個平臺范圍以及-10 m、-34 m 平臺的部分范圍，在剖面圖上表示為+14m 平臺的上一級平臺的坡腳位置至+14 m 平臺的坡腳位置，-10 m 平臺開挖至-34 m平臺坡頂位置。堆載范圍為-34 m 至-82 m 平臺范圍，頂部-34 m 平臺的頂寬為10 m，底部至-82 m平臺底寬為40 m。

6.3 方案對比

對南部邊坡區域設計了三個治理方案，并對挖填方量、最終坡腳、施工便利性等方面進行對比，結果如表4 所示。

表4 方案比選

由表4 可知，方案一挖填方量適中，且施工便利過程中無多次放坡，所需的施工時間短。但施工完成后的平臺數較少，難以滿足生產運營的運輸需求，不推薦。方案二采取多級放坡的形式進行治理，能夠保證生產運營過程中的穩定性。挖填方量基本平衡，預計工程費用較低。保留原有的臺階，每級臺階留有運輸寬度以及后期維護保養的寬度，較少侵占-82 m 平臺。與方案一和方案二相比，方案三挖方量最高，增加了相應的工程成本。考慮到南部邊坡抗風化能力差，因此下部堆載的方量較大，此方案邊坡安全穩定性富余度較高。優化的三個方案，可采用排水疏干措施，如在+38 m、+14 m、-34 m、-58 m，以及-70m 臺階邊坡上增設一排水疏干孔，降低露天采坑邊坡內的地下水以提高邊坡的整體穩定性。

上述的三個方案的側重點均不同。方案一重點考慮施工便利性以及施工時間；方案二較為綜合，既考慮了施工的成本，又考慮了下部壓覆的資源量相對較少；方案三著重于施工完成后的南部邊坡的長期穩定性。結合露天采場五年規劃，治理方案需在保證安全的前提條件下，露采盡量少壓覆下部資源。綜合考慮，推薦方案二作為治理方案。

6.4 治理方案數值模擬論證

為論證方案二的安全性，對方案二進行建模計算分析，其位移結果和土體單元的不平衡推力計算結果分別見圖8、圖9。對比圖5 可知，經治理后邊坡的位移情況有較大幅度的減小。由圖9 可知，優化后的土體不平衡推力較優化前也有一定程度減小。同時，在下部堆載位置的位移以及內部不平衡推力的計算結果都較小，說明下部的堆載方案合理，能夠滿足安全要求。安全系數由1.2～1.3 提高到1.84，邊坡整體的安全儲備都有所提高，當再次出現極端惡劣的降雨工況時，能夠滿足《非煤露天礦邊坡工程技術規范》（GB51016—2014）對邊坡安全系數的要求。

圖8 優化方案位移計算結果

圖9 不平衡推力計算結果

7 結論

根據城門山露天采場南部邊坡的工程地質特征，結合其特殊的破壞模式，以工程類比法為基礎，根據理論分析和數值模擬結果，對城門山銅礦采場南部局部邊坡穩定性和治理措施得出如下結論：

（1）南部邊坡+14 m 至-58 m 平臺范圍地層巖性主要為微風化細砂巖、中風化細砂巖、中風化粉砂質泥頁巖、強風化角巖化泥質粉砂巖及強風化石英角巖。下部發育F1斷層，其走向基本平行于邊坡走向，傾向與邊坡角相反。研究區域巖體風化程度高，現狀巖體大多數為強風化巖體，巖塊強度低，這是該邊坡發生失穩的主要原因。

（2）礦區南部邊坡存在多種破壞模式，其中楔形體破壞主要發生在淺部層理發育的結構巖體中、局部臺階邊坡處，圓弧形破壞主要發生在破碎帶、強風化帶。該范圍內的整體潛在滑動面為類圓弧折線型滑動面，實質為沿巖層面的整體滑移。

（3）通過Midas/GTS 數值軟件計算，得出上部以中風化細砂巖地層為主要的滑動體，在現場的對應平臺為+14 m 至-58 m 的平臺范圍。下部以強風化角巖化泥質粉砂巖（-58 m 平臺和-70 m 平臺，含部分-80 m 平臺）為主要的變形卸荷的地層，與構造角礫巖（即F1斷層）一同承擔上部的荷載，是主要的阻滑部分。根據南部邊坡穩定性的計算分析結果，并結合現場實際情況，提出三個基于上部削坡減載和下部堆載反壓治理方案，通過方案比選和數值模擬論證分析，建議采用方案二。