強降雨工況尾礦庫堆排壩體穩定性分析

于浩澤 高義軍 郭奇峰 劉文勝 潘繼良 張文飛

(1.北京科技大學土木與資源工程學院,北京 100083;2.安徽馬鋼礦業資源集團南山礦業有限公司,安徽 馬鞍山 243000)

金屬礦石經過破碎、細化、分選和提取所遺留的廢棄物稱為尾礦,因尾砂粒徑小、強度低及透水性差,易受雨水影響而產生滑坡[1];礦石在開采過程中也會剝離出大量廢土,這些廢土往往堆積于排土場中形成高勢能人工松散堆墊[2],同尾礦庫一樣存在著極高的危險性。這兩者的管理、監測和維護,每年都會對礦山企業造成很大的經濟壓力。近年來,我國對于強降雨及其他極端天氣情況下尾礦庫穩定性要求有了進一步提升,如果通過設計優化采用廢石土堆排尾礦庫壩體,則能夠在確保尾礦庫壩體處于極端天氣情況下的安全性和穩定性的同時,還能夠實現廢石土的排放,為礦山企業帶來較大的經濟效益。

為滿足礦山安全性和經濟性要求,國內外許多學者對尾礦庫坡面堆排開展了相關研究[3-6]:唐飛[7]首次總結大量工程實踐所創造的尾礦庫與廢石土聯合堆排經驗,并提出尾礦庫上方建排土場坡面堆排技術;穆貴清等[8]通過模擬實驗的方式發現坡面堆排工程中底部用以排滲的石塊層效果較差時,會導致堆排體內部含水量增大,嚴重時甚至會造成潰壩;王曉民等[9]分析了不同堆排方式對壩體的安全穩定性的影響,提出了自外向內、自下而上包裹式分層堆排的安全施工方案;朱遠樂等[10]在坡面堆排設計中考慮了地震荷載,通過調整邊坡腳以及設置工作平面對方案進行了優化。

本研究從降雨和堆排對尾礦庫壩體穩定性的影響出發,在ABAQUS 模擬軟件中對已有的4種堆排方案進行強度折減計算安全系數,兼顧經濟效益優化堆排方案,然后根據凹山尾礦庫特定工程背景模擬強降雨條件下凹山尾礦庫壩體穩定性,研究結果可以為企業尾礦庫壩堆排改造與建設提供合理的參考依據。

1 尾礦庫工程概況

凹山尾礦庫地處安徽馬鞍山市向山鎮西南上南莊村境內,原始地形位于兩低山丘陵凹地之間,凹山庫區內最低高程+15.50 m。該庫采用上游法施工工藝筑壩,設計壩高99.5 m(標高+115 m),庫容8 863萬m3,尾礦庫等級為三等。自尾礦庫投入運營以來,存在著不同程度的安全隱患問題,雖然礦山企業相繼采取工程防范措施,但鑒于尾礦庫的特殊性,極端自然災害導致潰壩時將對當地居民及礦山企業造成重大人員傷亡及財產損失。

庫區所在地降雨季節為5—8月,春末夏初為梅雨期,多陰雨天氣,降雨量約占全年的1/3,年平均降雨量1 100 mm,年內日最大降水量為107 mm,4—8月份為防洪季節。庫區周圍沒有大的地表水系,地下水以大氣降水補給為主,因庫區地形復雜不利于地下水集聚,故排滲較好,主要經尾礦庫排到下游溝渠。

尾礦庫采用上游法筑壩,后期子壩由尾砂堆積而成,子壩外坡比為1 ∶2.5,內坡比為1 ∶2.5,外坡總坡比為1 ∶5.0,尾礦庫原壩體側視圖見圖1。

圖1 尾礦庫側視圖Fig.1 Side view of tailings pond

2 堆排方案優選

堆排方案設計應充分考慮設計庫容和施工難度,并防止尾礦庫原壩堆排過多發生整體剪切破壞,設計方案安全系數應滿足《GB 50863—2013 尾礦設施設計規范》的要求。凹山尾礦庫是三等庫,按照《GB 50863—2013 尾礦設施設計規范》第4.4.1條的要求,堆排后的壩坡在正常工況下壩坡安全系數應該大于或等于1.20。

2.1 堆排穩定性評價理論

根據施工工藝及礦區庫存要求的不同,目前已有4個堆排方案,下文中將以強度折減法為標準對各個方案進行穩定性評價。

有限元強度折減法是一種可廣泛應用于評價邊坡穩定性的數值分析方法,其是在強度折減彈塑性法和彈塑性有限元法的基礎之上發展起來的。1975年,Zienkiewicz 等在《土工程彈塑性有限元數值分析》論文中最先提出了強度折減法。強度折減法要求在適當的標準下按系數對抗剪強度進行折減,求得在穩定性臨界點時的抗剪強度折減系數。由此對結構的穩定性進行分析所得到的達到臨界狀態時的抗剪強度折減系數在傳統意義上即為Bishop 在極限平衡法中給出的邊坡整體穩定性安全系數[11]。強度折減法也可以與滲流—應力耦合來計算降雨條件下邊坡的穩定性安全系數,如蔡亞飛等[12]就在ABAQUS中建立了邊坡的物理模型,并應用強度折減法和滲流—應力耦合理論,模擬出降雨條件下邊坡的應力場、位移場、滲流場以及安全系數。

根據強度折減法理論,土體的抗剪強度參數可分別表示為

式中,c、φ為土體所能提供的抗剪強度參數;cm、φm為維持平衡所需要的或土體實際發揮的抗剪強度參數;Fs為強度折減系數。

利用ABAQUS 可獲得折減過程塑性應變歷程及范圍,從而從整體上綜合評價邊坡穩定性。在ABAQUS 中,可以將材料特定參數設置為預設場的函數,通過逐步降低預設場的值從而使土體逼近穩定性臨界點,達到強度折減法求安全系數的目的。

2.2 堆排方案介紹

尾礦庫堆排方案設計考慮的主要指標為安全穩定性、庫區容量和施工難度,根據不同側重點設計有4個方案:基礎全換填、基礎清除局部素填土、基礎局部碎石樁加固、基礎不處理。4個方案的剖面示意見圖2。

圖2 4個方案剖面圖Fig.2 4 schemes section diagram

(1)方案1,基礎全換填(表層素填土和粉質黏土全部清除)。在此方案中應將天然基礎軟土層大部分去除,改用力學性質優良的巖石材料換填以作為持力層,可以有效地提高基礎的承載能力并減少基礎的沉降量。

(2)方案2,基礎清除局部素填土。基礎表層的素填土與粉質黏土一并去除。通過穩定計算分析得出主壩壓坡體第一級臺階高度對于不同基礎處理方案邊坡穩定有很大影響,所以本方案考慮在基礎處理前對主壩壓坡體內第一級臺階高度進行調整,即把原方案第一級臺階標高+35 m 調整到+28 m,其余臺階高度及臺階邊坡角均未調整。

(3)方案3,基礎局部碎石樁加固。為了減小工程量,主壩壓坡體第一級臺階調至+28 m,然后做基礎處理。根據穩定計算的最危險滑弧,考慮從滑出面區域對基礎進行局部碎石樁處理,即僅在鄰近壓坡體坡腳120 m 以內采用碎石樁加固,碎石樁處理平面面積約4.8 萬m2。根據穩定性計算,要求壓坡體+28 m標高平臺以下范圍均采用塊石堆體。

(4)方案4,基礎不處理。基礎不處理的情況下,對典型剖面不同的第一臺階高度分別進行穩定性分析計算。

2.3 堆排方案優選

經強度折減得到的各種方案的危險塑性斷裂帶(安全系數)見圖3。PEMAG(塑性應變)衡量塑性變形程度,當期大于0.01 時可認為有較大的永久變形產生,即云圖中灰白色及以上區域都產生了危險的塑性變形。根據穩定性分析結果,4個方案安全系數均高于規范值,且均具有一定安全裕度。從云圖得到的斷裂帶位置來看,方案1、方案4為坡頂至第一級臺階坡腳處,貫穿了堆排體的每一級臺階,滑坡體較大,約210 萬m3;方案2與方案3為坡頂至第二級臺階坡腳的弧形帶,滑坡體約190 萬m3。

圖3 設計方案與安全系數對比Fig.3 Comparison of design scheme and safety factor

方案1 至方案4 在設計庫容,施工難度和施工周期上各有側重,對各種方案優缺點的詳細分析見表1。

表1 方案優缺點對比Table 1 Comparison of the advantages and disadvantages of the schemes

綜合穩定性分析與方案投資比較,方案2 在滿足最小安全系數的前提下,清基工程量最少,施工周期最短,工程投資也相對較少,且能有效解決原方案廢石土的堆存,于是選擇方案2為基礎進行進一步的滲流分析。

3 強降雨條件下壩體滲流分析

3.1 降雨入滲理論

根據非飽和土力學理論,當降雨條件發生時,邊坡的非飽和入滲場會發生如下變化:首先,隨著雨水不斷入滲坡體,邊坡上部的非飽和區含水量會不斷增加,基質吸力會不斷降低。其次,基質吸力的降低又會使非飽和土體的黏聚力減小。根據摩爾—庫侖抗剪強度準則,構成邊坡的土體的抗剪強度也會降低,這會顯著降低邊坡的穩定性[13]。

邊坡降雨入滲問題是一個非飽和土體滲流問題,在ABAQUS 中滲透系數由飽和度決定,而飽和度又與基質吸力相關,所以對于任何土壤條件,都存在著一條限制土壤“入滲能力”的臨界曲線。任何時刻,一旦降雨強度超過了入滲能力臨界曲線,多余的雨水將不再入滲,轉而形成地表徑流。

降雨入滲是一個十分復雜的過程,Mein 和Larson 首先采用了土壤允許入滲的容量fp、曾采用降雨強度q、土填飽和時的水力傳導系數Kws這3個因子描述土壤降雨入滲全過程中可能出現的不同現象[14]:q＜Kws時,降雨全部入滲,地表不會產生徑流,入滲率保持不變;fp＞q＞Kws時,降雨全部入滲,地表不會產生徑流,fp隨著入滲深度的增加而變小,但此時降雨強度還未達到土壤允許入滲的容量,此時坡面為流量邊界;q＞fp時,降雨強度大于土壤的入滲容量,部分降雨并不入滲而形成地表徑流,土體處于飽和狀態。

以上做法只是對于入滲邊界條件的一個抽象描述,在ABAQUS 中可以針對不同類型的入滲邊界條件做詳細設定[15]:

(1)定義與孔壓相關的孔隙流動。在計算中,孔隙流體流速可以作為孔壓的函數,有以下關系:

式中,vn為邊界法線方向的流速;ks為滲流系數;uw為邊界上的孔隙水壓力;為參考孔壓。此式可以很好地模擬基質吸力的提升所引起的滲流速度降低。

(2)定義自由滲出段邊界。該種邊界只允許孔隙流體流速沿法向向外,即只允許流體輸出不允許輸入,此時假設土體表面上的孔壓為正時,孔隙流體流速與孔壓成正比;孔壓為負時,流速為0。案例模型中,坡角處水平面為此類邊界。

(3)直接定義滲流速度。滲流速度分為表面孔隙滲流速度和集中孔隙滲流速度,將其按載荷看待時,分別對應于面載荷和集中載荷。案例模型為二維,為平面應變問題,所以采用定義表面孔隙滲流速度的方案,與降水直接接觸的坡面為此類邊界。

3.2 壩體滲流模擬

降雨入滲會使尾礦庫壩體內部的含水率上升,而含水率的上升又會使壩體內孔隙水壓力發生變化。在天然狀態下,地下水位線(浸潤線)分隔開飽和區與非飽和區,飽和區中孔隙水壓力為正,非飽和區中孔隙水壓力為負,負孔壓越小,其基質吸力就越大。降雨入滲的實質即是影響非飽和區的土體,使其孔隙水壓力趨向于0,在此過程中非飽和區土體的基質吸力逐漸降低,抗剪強度逐步減弱。

考慮到庫區地區歷史最大日降雨量為107 mm,于是本次模擬將110 mm/d 作為強降雨強度,0～72 h降雨過程中原壩體與堆排壩體的孔隙水壓力的分布情況分別見圖4、圖5。

圖4 原壩體不同時刻孔隙水壓力分布圖Fig.4 Distribution map of pore water pressure of the original dam at different times

圖5 堆排壩體不同時刻孔隙水壓力分布圖Fig.5 Distribution map of pore water pressure of stack-drainage dam at different times

在初始狀態下,可以看到2個壩體包括基質吸力在內的孔壓仍然呈現線性分布,壩體坡腳處為自由排水面,壩體內部地下水位位置符合地質勘探結果,2個壩體孔壓符合初始條件,原壩體頂部孔壓為-592.51 kPa,堆排壩體頂部為-858.73 kPa。降雨12 h 原壩體與堆排壩體水位線以上大部分區域孔壓有大幅抬升,說明正處于q＜Kws階段,雨水下滲速度較大,但一直到36 h,2個壩體都處在fp＞q＞Kws階段,造成孔壓分布變化不明顯。到降雨48 h,原壩體率先于堆排壩體到達q＞fp階段,反映在孔壓分布圖上則是原壩體坡腳處首先出現了正的孔壓力,而堆排壩體的下滲深度要比原壩體大,原因在于原壩體之上的尾砂較細碎,其透水性要比堆排體中的廢石土差得多。直到72 h 降雨停止2個壩體的降雨入滲深度都未發生大的變化,只有正孔壓范圍都從坡腳向坡頂蔓延,原因是坡體下部受降雨入滲和壩體上部水分下滲的雙重影響,使壩體下部總是要比上部更快達到飽和。最終由于飽和度的提高,孔隙水壓力增大,基質吸力逐漸減小,雨水的下滲速度放緩,加之降雨強度逐漸減小,可看到2個壩體的入滲深度停留在差不多的位置,但原壩體由于更低的滲透性,其表面附近積累了比堆排壩體更大的孔隙水壓力。

總體上看原壩體與堆排壩體在降雨的全過程中雖然有著相似的變化過程,但就某一點在2個壩體中的表現來說不能一概而論,而這也正是堆排對尾礦庫壩體產生影響的關鍵,特征點的孔隙水壓力變化情況見圖6。

圖6 特征點孔隙水壓力變化圖Fig.6 Variation map of pore water pressure at characteristic points

初始狀態下坡頂、坡中以及坡腳的孔隙水壓力并不相同,但降雨發生12 h 后,3 處的孔壓都來到了-50 kPa 附近。此后坡腳的孔壓平穩增長,坡中與坡頂的孔壓以略低于坡頂的速度增加。在降雨后期,坡中的孔壓突然增大到與坡腳齊平,與上述分析中的土體基質吸力降低造成雨水下滲不暢在坡中部大量聚集的結論相吻合。而坡頂由于長時間的降雨,吸力降低在60 h 就已不再大幅增長,即q＞fp,后續的降雨多以地表徑流的形式向壩體下方傳遞。反觀堆排壩體,坡腳位置由于頂部覆土的存在,大大拉長了其與自由排水面和坡面的距離,受降雨影響小,孔壓主要受地下水位的影響。所以從100 kPa 開始以極小的速率緩慢增加,坡中與坡頂的孔壓在降雨開始12 h 后增大到-100 kPa 后保持平穩,36～72 h 期間坡頂與坡中孔隙水壓力發生交叉。分析其原因在于不同深度土體的滲透性不同:36 h 時,坡面首先達到飽和,相當于一個短暫的不透水層,但坡頂區域的雨水依然在下滲,這就在坡頂區域內形成了一個負壓區,使坡頂孔壓小于坡中,當雨水繼續下滲,不透水層來到了坡頂,坡中就形成了負壓區,使得坡頂與坡中孔壓實現交叉。對比原壩體與堆排壩體特征點孔壓圖,在堆排的保護下,特征點孔壓不存在持續增長的趨勢,且孔壓一直保持在0 kPa 以下,說明堆排可以很好地遏制孔壓的增長,間接地為壩體提供了安全運行所需的抗剪強度。

4 強降雨條件下壩體穩定性分析

4.1 位移分析

基于上述的孔隙水壓力的分析,再進一步疊加進壩體在強降雨工況下位移的發展情況,來討論壩體的穩定性變化趨勢。0～72 h 壩體水平位移以及豎直沉降分布如圖7、圖8所示。

圖7 水平位移分布圖Fig.7 Horizontal displacement distribution map

圖8 沉降分布圖Fig.8 Subsidence distribution map

原壩體水平位移主要發生在沿坡頂到坡腳的弓形區域,與危險滑動面基本一致,最大水平位移發生在上部坡面處。堆排壩體水平位移發生在沿坡頂到第二級臺階坡腳的弓形區域,與其自身的危險滑動面也高度重合,最大水平位移在其第三級臺階處,據此可得出水平位移為壩體滑坡變形的主要形式。壩體最大沉降發生在頂部,頂部附近有不明顯的對稱面,之所以如此是因為降雨入滲后,基質吸力降低,孔隙水壓力增加,有效應力減小,壩體頂部依據含水量的差異而不同程度地出現了卸載回彈的現象而后由于容重增加產生了固結;對于壩體底部,后期降雨入滲緩慢,頂部產生固結時,底部才剛剛進入卸載回彈階段。堆排壩體的最大沉降是發生在第三級臺階處,也就是最大水平位移發生處,反映了這部分壩體向下、向外位移的趨勢,更加印證了堆排壩體的不穩定性。

4.2 穩定性分析

使用強度折減法得到0～72 h 壩體安全系數變化情況如圖9所示。

圖9 安全系數變化圖Fig.9 Safety factor change chart

降雨36 h 前原壩體安全系數并無明顯變化,36 h后突然降低,說明此時危險滑動面因為雨水滲透造成抗剪強度降低,但是48 h 以后表層土體進入q＞fp,下滲的雨水變少,地表形成大量徑流,斷裂帶土體也達到了最佳含水率附近,產生了固結的效果,安全系數也得到了回升,60 h 后已經入滲的雨水繼續下滲,土體容重的增大與抗剪強度降低范圍的增大已遠遠超過了固結的影響范圍,安全系數出現了進一步的降低。堆排壩體則是從降雨一開始安全系數即降低,堆排壩體危險滑動面相對不固定,每級臺階都有可能發生失穩,在36 h 附近壩體因固結作用的影響安全系數降低的趨勢有所減弱,但總體仍呈一次函數形式穩定降低。總體上看,壩體安全系數在降雨發生后即穩步降低,堆排后安全系數下降很多,但根據上述分析可知,危險滑動面僅存在于堆排體內部,所以安全系數的降低并不是由于堆排體把原壩體壓壞導致的,不穩定因素全部出現在堆排體內部。

5 結 論

以凹山尾礦庫為研究對象,基于現場勘測得到的數據,對已有的4個坡面堆排方案應用強度折減法進行了安全穩定性模擬,并針對基礎清除局部素填土方案建立了強降雨工況下的二維滲流模型,對滲流場和穩定性變化特征進行了分析。

(1)基于已有的基礎全換填、基礎清除局部素填土、基礎局部碎石樁加固以及基礎不處理4種堆排方案建立了二維數值模型,運用強度折減法對各方案的安全穩定性以及施工難度、經濟效益進行了初步評價。結果顯示4個方案均滿足最小安全系數要求,因方案2 具有施工難度低、庫容大的優勢,最終選擇了方案2 基礎清除局部素填土為最優堆排方案。

(2)基于飽和—非飽和滲流理論及降雨入滲理論分析發現降雨入滲對堆排壩體坡頂、坡中及坡腳的影響不同。因為降雨入滲速率與基質吸力有關,導致了不同深度土體的滲流速度有差異,進一步發現了負壓層的存在,并且因為負壓層,孔壓不再隨深度成線性變化,降雨約60 h 后,坡頂與坡中對于降雨敏感程度將迎來變化,而坡腳處對于降雨的敏感程度一直較低,壩體堆排之后更是幾乎不變。

(3)堆排對原壩體的孔壓起到了保護作用,但安全系數卻在堆排后大幅降低,說明堆排將塑性不穩定滑動面轉移至堆排體內部。堆排后壩體安全系數在降雨發生后呈現穩定下降的形式,這是由降雨入滲基質吸力降低導致的抗剪強度降低以及土體到達最佳含水率而發生固結導致的抗剪強度提升兩方面因素引起。