新疆南露天礦南幫內(nèi)排壓腳穩(wěn)定性動態(tài)變化規(guī)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(yè)大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院，江蘇 徐州 221116；2.新疆天池能源有限責(zé)任公司 南露天煤礦，新疆 昌吉 831100）

目前，關(guān)于邊坡危害的治理防治技術(shù)的發(fā)展已經(jīng)較為成熟，不同的防治手段對應(yīng)不同的邊坡破壞模式[1]。國內(nèi)外現(xiàn)存多種治理手段，例如通過改善邊坡形態(tài)的削坡減重和回填壓腳技術(shù)，通過物理施加外力方法加固邊坡的錨桿或錨索、格構(gòu)以及柔性防護(hù)網(wǎng)的技術(shù)，通過設(shè)置抗滑擋土墻阻止滑坡的技術(shù)[2]。當(dāng)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(nèi)時(shí)，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(shù)是防治大型潛在滑坡的最有效手段，這項(xiàng)技術(shù)在各種工程建設(shè)中發(fā)揮著重要作用[4-5]：機(jī)場的地基填方工程，需要進(jìn)行反壓護(hù)坡處理；公路路基的穩(wěn)定同樣需要進(jìn)行反壓處理，保護(hù)道路不被破壞；露天采礦中對內(nèi)排邊坡進(jìn)行壓腳處理，提高其邊坡穩(wěn)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(nèi)蒙呼倫貝爾地區(qū)的寶日希勒露天煤礦與山西朔州安家?guī)X露天煤礦，均通過內(nèi)排壓腳技術(shù)，對開采煤層形成的邊坡進(jìn)行加固支護(hù)[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(hù)為輔的方案進(jìn)行邊坡防護(hù)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(fā)生蠕變的巖體進(jìn)行加固等[9]。正因如此，合理利用邊坡回填壓腳技術(shù)，能夠有效對露天礦邊坡進(jìn)行防治，降低施工時(shí)發(fā)生邊坡滑坡的概率，對保障人民生命財(cái)產(chǎn)安全，具有十分重要的意義。但由于邊坡巖體力學(xué)參數(shù)、水文地質(zhì)條件的不同，每個(gè)邊坡都是特殊的存在[10-11]。在進(jìn)行邊坡穩(wěn)定性分析與滑坡治理的時(shí)，應(yīng)綜合考慮邊坡實(shí)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(gè)露天礦邊坡的穩(wěn)定性分析與邊坡滑坡的治理都有著獨(dú)特的驗(yàn)算過程，是多道程序的綜合結(jié)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(jīng)濟(jì)、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(zhì)條件概況。南幫主要是由泥巖、泥質(zhì)粉砂巖互層結(jié)構(gòu)組成的端幫邊坡，坡面角度按巖層傾角設(shè)計(jì)，擴(kuò)幫剝離后巖層層面出露較為明顯。通過實(shí)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(jīng)實(shí)驗(yàn)測得的南幫各巖體力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 巖體力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of rock mass

2）計(jì)算模型。為了對南幫內(nèi)排壓腳這一過程進(jìn)行細(xì)致的數(shù)值模擬分析，建立了南幫內(nèi)排壓腳計(jì)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(nèi)排土場邊坡角為33°。模擬時(shí)將內(nèi)排土場劃分為若干組，通過調(diào)整各分組的回填順序，實(shí)現(xiàn)各種不同內(nèi)排壓腳順序的模擬。內(nèi)排壓腳計(jì)算模型如圖1。

圖1 內(nèi)排壓腳計(jì)算模型Fig.1 Calculation model of inner dumping presser foot

2 結(jié)果分析

內(nèi)排過程中，根據(jù)潛在滑移面位置的變化，可將內(nèi)排過程劃分為3 個(gè)階段、6 個(gè)關(guān)鍵狀態(tài)。其中第1階段為內(nèi)排高度在15 m 以下時(shí)，第2 階段為自內(nèi)排高度超過15 m 開始，到內(nèi)排高4 5m 寬40 m 時(shí)，第3 階段為內(nèi)排物料在第2 階段的基礎(chǔ)上繼續(xù)增高或加寬。經(jīng)強(qiáng)度折減法求得的端幫穩(wěn)定性系數(shù)與不同內(nèi)排幾何參數(shù)的關(guān)系見表2。內(nèi)排不同關(guān)鍵狀態(tài)的剪應(yīng)變增量云圖如圖2～圖7。

圖2 無內(nèi)排時(shí)剪應(yīng)變增量圖Fig.2 Shear strain increment diagram without inner dumping

圖3 內(nèi)排高15 m 寬100 m 時(shí)剪應(yīng)變增量圖Fig.3 Shear strain increment diagram of inner dumping height 15 m and width 100 m

圖4 內(nèi)排高45 m 寬40 m 時(shí)剪應(yīng)變增量圖Fig.4 Shear strain increment diagram of inner dumping height 45 m and width 40 m

圖5 內(nèi)排高60 m 寬60 m 時(shí)剪應(yīng)變增量圖Fig.5 Shear strain increment diagram of inner dumping height 60 m and width 60 m

圖6 內(nèi)排高45 m 寬80 m 時(shí)剪應(yīng)變增量圖Fig.6 Shear strain increment diagram of inner row height 45 m and width 80 m

圖7 內(nèi)排高45 m 寬100 m 時(shí)剪應(yīng)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(nèi)排幾何參數(shù)下南幫穩(wěn)定性系數(shù)計(jì)算結(jié)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(qiáng)度是逐漸發(fā)揮的，非均勻變形的發(fā)展也使得整體上表現(xiàn)巖土的軟化性狀是與剪切帶產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)破壞直接相關(guān)。大量的實(shí)例分析證明，巖體的破壞都是沿著剪應(yīng)變最大的部位發(fā)生[13]。利用數(shù)值模擬得到的剪應(yīng)變增量，結(jié)合臺階變形特征分析臺階的穩(wěn)定性，可以將臺階破壞的發(fā)生和發(fā)展過程、巖體內(nèi)部應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系及應(yīng)力對邊坡的影響等因素考慮進(jìn)去，因此剪應(yīng)變增量分布云圖可直接反應(yīng)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(jìn)行內(nèi)排時(shí)，潛在滑移面剪出口位于坡腳以上15 m 處，因此內(nèi)排壓腳高度在15 m 以內(nèi)時(shí)，增加內(nèi)排寬度幾乎對邊坡穩(wěn)定性系數(shù)沒有影響（圖3）。當(dāng)內(nèi)排高度大于15 m 時(shí)，此時(shí)內(nèi)排進(jìn)入第2 階段，隨著內(nèi)排高度的提升，內(nèi)排物料漸漸沒過潛在滑移面剪出口，內(nèi)排物料的壓腳作用得以發(fā)揮。當(dāng)內(nèi)排至第2、第3 階段臨界點(diǎn)（圖4）時(shí)，潛在滑移面從內(nèi)排物料以近水平角度剪出，以內(nèi)排物料的潛在剪切破壞面為界，將內(nèi)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(nèi)內(nèi)排物料發(fā)揮壓腳作用的的主要部分。繼續(xù)增加內(nèi)排量，這時(shí)內(nèi)排進(jìn)入第3 階段，潛在滑面不再穿過內(nèi)排物料，而是從內(nèi)排物料上方某一位置剪出。

不同內(nèi)排高度下南幫穩(wěn)定性系數(shù)與內(nèi)排寬度的關(guān)系如圖8，不同內(nèi)排寬度下南幫穩(wěn)定性系數(shù)與內(nèi)排高度的關(guān)系如圖9。

圖8 不同內(nèi)排高度下南幫穩(wěn)定性系數(shù)與內(nèi)排寬度的關(guān)系Fig.8 Relationship between stability coefficient of south slope and inner dumping width under different inner dumping height

圖9 同內(nèi)排寬度下南幫穩(wěn)定性系數(shù)與內(nèi)排高度的關(guān)系Fig.9 Relationship between stability coefficient of south slope and inner row height under different inner dumping width

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

3 內(nèi)排過程中南幫穩(wěn)定性變化機(jī)理

3.1 潛在滑移面位置變化機(jī)理

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

圖10 南幫內(nèi)排壓腳作用機(jī)理Fig.10 Mechanism of action of pressure foot in south slope

利用條分法分析其受力狀態(tài)。取內(nèi)排各階段某一分條進(jìn)行受力分析, 條塊受力狀態(tài)如圖11。圖中，a 為滑面A 上任一未受內(nèi)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(nèi)排物料壓覆部分的任一分條。

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

內(nèi)排第2 階段內(nèi)，潛在滑移面完全穿過內(nèi)排物料，此階段內(nèi)南幫穩(wěn)定性受潛在滑體及內(nèi)排物料參數(shù)共同決定。對于滑面A，各條塊的受力平衡狀態(tài)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(qiáng)，kPa；li為條塊底斜面長度，m；αi為條塊底面中點(diǎn)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(shù)目）。

忽略不計(jì)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(shí)忽略水壓力Ui則有：

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

內(nèi)排壓覆部分滑體增加的抗滑力為：

式中：φ 為滑面上的內(nèi)摩擦角，（°）；FsA為滑面A對應(yīng)的穩(wěn)定性系數(shù)。

內(nèi)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(wěn)定性系數(shù)。

聯(lián)立以上方程得到滑面A 對應(yīng)的穩(wěn)定性系數(shù)FsA的Bishop 簡化表達(dá)式：

在內(nèi)排第2 階段的基礎(chǔ)上，繼續(xù)增加內(nèi)排寬度和高度均會使端幫穩(wěn)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(yīng)的穩(wěn)定性系數(shù)FsB＜FsA，潛在滑動面不再穿過內(nèi)排物料，內(nèi)排進(jìn)入第3 階段，此時(shí)南幫穩(wěn)定性主要受潛在滑體參數(shù)決定。對于滑面B，易得出安全系數(shù)FsB的Bishop 簡化表達(dá)式為：

3.2 內(nèi)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(nèi)排物料發(fā)揮壓腳能力的機(jī)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(nèi)排物料的作用機(jī)理是極不全面的。為了研究南幫內(nèi)排壓腳后內(nèi)排物料的作用范圍和作用機(jī)理，對南幫設(shè)置監(jiān)測線，并以南幫未進(jìn)行內(nèi)排時(shí)的初始狀態(tài)與最優(yōu)內(nèi)排物料幾何參數(shù)為內(nèi)排壓腳的最終狀態(tài)對南幫內(nèi)排物料的壓腳作用進(jìn)行數(shù)值分析。監(jiān)測線布置示意圖如圖12。水平位移與距坡腳距離的關(guān)系如圖13，剪應(yīng)變增量與距坡腳距離的關(guān)系如圖14。剪應(yīng)力與距坡腳距離的關(guān)系如圖15，水平應(yīng)力與距坡腳距離的關(guān)系如圖16。

圖12 監(jiān)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(guān)系Fig.13 Relationship between horizontal displacement and distance from slope foot

圖14 剪應(yīng)變增量與距坡腳距離的關(guān)系Fig.14 Relationship between shear strain increment and distance from slope foot

圖15 剪應(yīng)力與距坡腳距離的關(guān)系Fig.15 Relationship between shear stress and distance from foot of slope

圖16 水平應(yīng)力與距坡腳距離的關(guān)系Fig.16 Relationship between horizontal stress and distance from foot of slope

由圖13 可知，內(nèi)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(nèi)排物料對坡體的位移約束作用越明顯。剪應(yīng)變增量可直接反映巖體受剪應(yīng)力影響的程度，對于以剪切破壞為主的南幫來說，坡體內(nèi)巖體的破壞狀態(tài)可由剪應(yīng)變增量大小來表征。由圖14 可知，南幫內(nèi)排壓腳后的剪應(yīng)變增量整體下降的同時(shí)，其峰值向后移動，此時(shí)潛在滑動面向高處轉(zhuǎn)移，說明內(nèi)排壓腳極大的減弱了剪應(yīng)力對坡腳處巖體的作用效果。且由南幫內(nèi)排壓腳前后坡腳處剪應(yīng)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(tài)提高4 倍以上。

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

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

4 結(jié) 語

利用FLAC3D強(qiáng)度折減法對南幫內(nèi)排壓腳過程進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，得到了內(nèi)排壓腳過程中南幫潛在滑動面位置及穩(wěn)定性的變化規(guī)律。利用數(shù)值模擬得到南幫內(nèi)排物料發(fā)揮壓腳作用的最小高度為15 m；內(nèi)排高度在15～45 m 內(nèi)時(shí)，南幫穩(wěn)定性隨內(nèi)排高度的增高提升最為明顯，內(nèi)排寬度在40 m 以內(nèi)時(shí)，南幫穩(wěn)定性隨內(nèi)排寬度的增加提升最明顯；在南幫內(nèi)排壓腳過程中，內(nèi)排至高45 m 寬40 m 是內(nèi)排物料發(fā)揮最大壓腳效率的最優(yōu)幾何參數(shù)值?；跀?shù)值模擬結(jié)果建立了南幫內(nèi)排壓腳的極限平衡理論模型，同時(shí)推導(dǎo)出了內(nèi)排壓腳過程中南幫穩(wěn)定性系數(shù)的計(jì)算公式。闡述了南幫內(nèi)排過程中坡體應(yīng)力變化規(guī)律及作用效果，揭示了內(nèi)排壓腳過程中南幫潛在滑移面位置變化及穩(wěn)定性提高的機(jī)理。