尾礦壩傾斜抬升超載安全度試驗與數(shù)值模擬研究

梁 冰，周克林，金佳旭，孫本通，魏永清

(遼寧工程技術(shù)大學(xué) a.力學(xué)與工程學(xué)院；b.土木工程學(xué)院；c.礦業(yè)學(xué)院，遼寧 阜新 123000)

礦產(chǎn)資源是一種必不可少的資源，在我國經(jīng)濟建設(shè)中發(fā)揮著重要作用。礦產(chǎn)資源在開發(fā)利用的同時附帶產(chǎn)出了大量的尾礦砂，修建尾礦壩是安全解決尾礦砂堆存的重要手段[1-3]。近年尾礦壩地質(zhì)災(zāi)害事故頻發(fā)，統(tǒng)計數(shù)據(jù)顯示：全球約18 500座尾礦庫中有接近220座發(fā)生過尾礦壩事故，約1.2%的尾礦庫發(fā)生尾礦壩事故，而2000年以后發(fā)生的尾礦庫事故中約74%的尾礦壩事故屬于重大事故或超級重大事故[4-5]。

研究尾礦壩穩(wěn)定性對預(yù)防尾礦壩事故具有重要意義，眾多學(xué)者進行了大量的超載安全度研究[6-8]。黎保琨[9]基于壩基軟弱夾層對重力壩的不利影響，開展了壩基含軟弱夾層重力壩的超載模型試驗，結(jié)果表明當(dāng)壩基處于彈性狀態(tài)時，超載試驗結(jié)果可用于壩體穩(wěn)定性的定量分析；黃巖松等[10]運用三維非線性有限元軟件進行了壩體非線性超載分析，計算結(jié)果表明在巖體內(nèi)部的結(jié)構(gòu)面對壩體穩(wěn)定性的影響大，對結(jié)構(gòu)面進行加固處理可大大提高壩體穩(wěn)定性；梁形形[11]在對尾礦壩滲流分析的基礎(chǔ)上，總結(jié)出尾礦庫浸潤線的變化規(guī)律，并對某尾礦壩浸潤線進行預(yù)警。

目前針對尾礦庫穩(wěn)定性驗算和重力壩超載安全度研究較為多見，而針對尾礦壩超載安全度的試驗研究不多。筆者通過尾礦壩超載安全度模型試驗，分析超載過程中尾礦壩的變形特征和破壞特征，并分析數(shù)值計算結(jié)果(強度折減系數(shù))與超載試驗結(jié)果(試驗超載安全系數(shù))的差異。研究結(jié)果可為尾礦壩新建、運營、潰壩地質(zhì)災(zāi)害防治提供指導(dǎo)。

1 尾礦壩傾斜抬升超載安全度試驗

1.1 試驗原理

利用模型箱進行相似模擬試驗，采用傾斜抬升法施加超載，在模型箱一端傾斜抬升一定角度過程中，尾礦壩的抬升角度變大，整個壩體的下滑力不斷增加，直到尾礦壩失穩(wěn)破壞，失穩(wěn)破壞時安全系數(shù)K′與初始安全系數(shù)K的比值即為超載安全系數(shù)KSP。超載安全系數(shù)計算如圖1所示。

(a)抬升前

(b)抬升后

由圖1(a)可知，模型被傾斜抬升前，用抗滑力R與下滑力T計算該尾礦壩的安全系數(shù)K：

(1)

式中：W為物體自重，g/cm3；Wx、Wy為W的2個分量，g/cm3；f′為摩擦角，(°)；C′為黏聚力，kPa；A為單位寬度接觸面積，cm2。

由圖1(b)可知，模型抬升一定角度后，用抬升后抗滑力R′與下滑力T′計算尾礦壩的安全系數(shù)K′：

(2)

通過K與K′的比值確定超載安全系數(shù)KSP：

(3)

(4)

因尾礦庫大部分由尾砂組成，且在滑動面處黏聚力極小[12-13]，故取黏聚力C′=0，則有：

(5)

1.2 試驗設(shè)備與材料

相似模擬試驗箱物理尺寸為100 cm×40 cm×25 cm，在試驗箱前端架設(shè)高速工業(yè)相機，試驗系統(tǒng)如圖2所示。試驗材料為阜新市同乃鐵礦尾礦庫原尾礦砂，其干密度為1.92 g/cm3，含水率為13.2%。

圖2 尾礦壩相似模擬試驗系統(tǒng)

1.3 試驗方案

用數(shù)字圖像技術(shù)分析試驗過程尾礦壩變形特征。超載施加時，每次抬升角度為0.5°，抬升過程中記錄模型的裂縫發(fā)育情況，直到裂紋貫通時停止試驗。模型物理尺寸及監(jiān)測點布置如圖3所示。

圖3 模型物理尺寸及監(jiān)測點布置圖

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 位移變化特征

用位移曲率突變準則判定尾礦壩穩(wěn)定性，尾礦壩位移監(jiān)測結(jié)果如表1所示，監(jiān)測點位移變化曲線及其曲率變化曲線如圖4所示。

表1 尾礦壩位移監(jiān)測結(jié)果

圖4 監(jiān)測點位移變化曲線及其曲率變化曲線

由表1與圖4可知，整個試驗過程初期尾礦壩1#監(jiān)測點的位移最大，然后依次是3#、4#、2#監(jiān)測點；試驗結(jié)束時，1#監(jiān)測點的位移為7.56 mm，2#監(jiān)測點的位移為1.21 mm，3#監(jiān)測點的位移為2.30 mm，4#監(jiān)測點的位移為1.73 mm。

4個監(jiān)測點中，2#、3#、4#監(jiān)測點的位移在初期驟然增加，隨后位移緩慢增加，位移監(jiān)測曲線平滑；1#監(jiān)測點的位移在初期增長較快，在經(jīng)歷一個緩慢增加過程后，在尾礦壩抬升角度8.5°至9.0°過程中位移由2.64 mm急劇增加至3.08 mm，此時位移發(fā)生突變，邊坡失穩(wěn)破壞，對應(yīng)的安全系數(shù)為1.38；在尾礦壩抬升角度大于9.0°后，1#監(jiān)測點的位移驟增明顯。根據(jù)位移曲線曲率變化，1#監(jiān)測點的曲率發(fā)生突變，突變從尾礦壩抬升角度8.5°開始，尾礦壩抬升角度9.0°時明顯突變，可判定本試驗計算的超載安全系數(shù)在1.35～1.38內(nèi)。

2.2 破壞特征

超載安全系數(shù)由抬升角度換算而來，滑動面演化如圖5所示。

圖5 滑動面演化圖

由圖5可知，當(dāng)超載安全系數(shù)為1.17～1.19時，尾礦壩初期壩壩腳處發(fā)生破壞；當(dāng)超載安全系數(shù)為1.24～1.26時，尾礦壩初期壩壩腳處的滑動面拓展，同時初期壩壩頂處和子壩壩腳處均出現(xiàn)破壞區(qū)；當(dāng)超載安全系數(shù)為1.26～1.28時，初期壩坡腳的裂縫持續(xù)拓展，子壩處的裂縫拓展緩慢；當(dāng)超載安全系數(shù)為1.31～1.33時，初期壩坡頂?shù)钠茐牧芽p增加至2條，坡腳裂縫拓展至初期壩壩高2/3位置，初期壩處裂縫即將貫通。

當(dāng)超載安全系數(shù)為1.35～1.38時，初期壩壩腳處拓展的裂縫與初期壩壩頂?shù)?條裂縫形成貫通裂縫，初期壩壩頂?shù)?條裂縫在小范圍拓展，子壩裂縫急劇拓展。再增加抬升角度，初期壩裂縫完全貫通，初期壩壩頂后端出現(xiàn)第3條裂縫，且初期壩壩頂?shù)?條裂縫與已貫通的裂縫貫通，持續(xù)極短時間后初期壩沿著裂縫滑移，滑移體堆積在初期壩壩腳位置。分析得出：發(fā)生裂縫貫通的超載安全系數(shù)區(qū)間為1.35～1.38，壩體發(fā)生破壞的超載安全系數(shù)區(qū)間為1.38～1.40。

3 尾礦壩傾斜抬升超載安全度數(shù)值模擬

3.1 數(shù)值模擬方案

根據(jù)試驗尾礦壩的斷面建立數(shù)值計算模型，模型尺寸如圖3所示，試驗尾礦壩斷面模型如圖6 所示。

圖6 試驗尾礦壩斷面數(shù)值模擬模型圖

試驗尾礦壩斷面模型一共劃分為8 487個單元，17 472個節(jié)點；計算模型采用莫爾-庫侖理想彈塑性模型，計算參數(shù)根據(jù)試驗尾礦壩尾砂室內(nèi)試驗測得，尾礦的密度為1.92 g/cm3，體積模量為 6.25 MPa，切變模量為2.88 MPa，黏聚力為15 kPa，摩擦角為30°。計算過程中對超載安全系數(shù)進行實時監(jiān)測，計算折減系數(shù)從1.0開始，單次計算完成，對折減系數(shù)累加0.1后重新計算，直到邊坡完全破壞終止計算。

3.2 裂縫拓展判據(jù)

采用極限應(yīng)變判據(jù)判定尾礦壩的破壞狀態(tài)，理想彈塑性應(yīng)力—應(yīng)變曲線如圖7所示。

圖7 理想彈塑性應(yīng)力—應(yīng)變曲線

由圖7可知，極限應(yīng)變破壞準則表述為：在巖土材料穩(wěn)定性分析時，當(dāng)巖土材料進入塑性狀態(tài)并達到極限應(yīng)變時，巖土材料開始發(fā)生局部點破壞；當(dāng)巖土材料局部破壞點連通已形成貫通的極限應(yīng)變破壞區(qū)時，巖土材料發(fā)生整體破壞。該理論已經(jīng)在混凝土、土質(zhì)邊坡、巖質(zhì)邊坡及隧道工程等領(lǐng)域得到驗證[14-15]。

文獻[14]探討了巖土材料極限應(yīng)變獲取方法，巖土材料塑性破壞極限應(yīng)變?yōu)椋?/p>

(6)

而在塑性狀態(tài)下ε1、ε3數(shù)值難以直接求解，可以引入?yún)?shù)χ1、χ3：

(7)

式中：ε1y為第一彈性極限主應(yīng)變；ε3y為第三彈性極限主應(yīng)變。

ε1y、ε3y根據(jù)莫爾-庫侖準則求出：

(8)

式中：E為彈性模量，MPa;ν為泊松比；σ1為第一主應(yīng)力，kPa；σ3為第三主應(yīng)力，kPa。

χ1、χ3由數(shù)值模擬分析求得，彈塑性極限應(yīng)變可表述為：

(9)

3.3 數(shù)值模擬計算結(jié)果及分析

3.3.1 穩(wěn)定性計算結(jié)果

以極限應(yīng)變判據(jù)作為破壞標準，對尾礦壩的破壞過程和安全系數(shù)進行分析。不同強度折減系數(shù)條件下，尾礦壩壩體破壞特征如圖8所示。

圖8 尾礦壩壩體破壞特征

由圖8可知，當(dāng)強度折減系數(shù)為1.20時，尾礦壩在初期壩坡腳處開始發(fā)生點破壞，尾礦庫發(fā)生破壞的起始位置位于初期壩壩腳；增大折減系數(shù)，點破壞范圍擴大，并成為光滑的曲線；當(dāng)折減系數(shù)增大至1.26時，初期壩破壞面拓展至初期壩壩高的1/2處，在子壩壩高1/2位置處出現(xiàn)點破壞；再增大折減系數(shù)，初期壩破壞面向頂部拓展，而子壩破壞面由點破壞變?yōu)榫€破壞，拓展方向為子壩中部向壩腳；當(dāng)折減系數(shù)增大到1.36時，在初期壩1/3位置處的破裂面出現(xiàn)分支，初期壩破裂面呈非圓弧狀；當(dāng)折減系數(shù)為1.38時，初期壩破壞面貫通，邊坡失穩(wěn)；繼續(xù)增大折減系數(shù)，初期壩滑動面拓展為圓弧型，子壩出現(xiàn)指向壩基的破壞面。由強度折減系數(shù)為1.38、1.41、1.42的破壞特征分析可知，在初期壩局部失穩(wěn)后還可能出現(xiàn)子壩或者壩身局部破壞。

3.3.2 數(shù)值計算與試驗結(jié)果的對比

對比分析數(shù)值模擬與試驗結(jié)果之間的差異，對比結(jié)果如圖9所示。

圖9 數(shù)值模擬與試驗結(jié)果對比

由圖9可知，數(shù)值模擬結(jié)果中當(dāng)強度折減系數(shù)為1.20時在初期壩坡腳位置出現(xiàn)點破壞；當(dāng)試驗安全系數(shù)為1.17～1.19時，出現(xiàn)初期壩壩腳處的點破壞；當(dāng)試驗安全系數(shù)為1.24～1.26時，初期壩壩腳、初期壩壩頂和子壩都出現(xiàn)點破壞，而數(shù)值模擬結(jié)果并未在初期壩壩頂出現(xiàn)點破壞；當(dāng)試驗安全系數(shù)為1.35～1.38時，裂縫貫通且在初期壩壩頂出現(xiàn)新裂縫。在數(shù)值模擬中，當(dāng)強度折減系數(shù)為1.38時出現(xiàn)貫通裂縫，值得注意的是，雖然初期壩壩頂處未出現(xiàn)第2條裂縫，但在子壩壩腳處出現(xiàn)1條指向壩基深處的張拉裂縫，張拉裂縫出現(xiàn)的位置與試驗結(jié)果有差別。數(shù)值模擬強度折減系數(shù)為1.38時破壞區(qū)貫通；在試驗安全系數(shù)為1.38～1.41時壩體滑移，即試驗與模擬求得的安全系數(shù)吻合。總體而言，試驗求得的安全系數(shù)和尾礦壩破壞形態(tài)兩個方面都與數(shù)值模擬強度折減計算結(jié)果吻合。

4 結(jié)論

1)在尾礦庫相似模擬試驗破壞過程中，初期壩的位移大于子壩的位移，壩基的位移最?。怀跗趬卧囼炞畲笪灰茷?.56 mm，子壩最大位移為2.30 mm，基巖的最大位移為1.73 mm。

2)尾礦壩破壞失穩(wěn)是由初期壩壩腳處的點破壞發(fā)展為整體破壞失穩(wěn)的演變過程，初期壩壩頂位移及曲率在尾礦壩抬升角度為8.5°至9.0°之間發(fā)生突變，裂縫貫通判據(jù)與位移曲率突變判據(jù)的判定結(jié)果一致，試驗尾礦壩的超載安全系數(shù)為1.35～1.38。

3)通過數(shù)值模擬強度折減計算結(jié)果與相似模擬試驗結(jié)果對比分析可知：試驗求得的安全系數(shù)和尾礦壩破壞形態(tài)兩個方面都與數(shù)值模擬強度折減計算結(jié)果基本吻合，說明傾斜抬升超載試驗方法適用于尾礦庫穩(wěn)定性的研究。