礦山砂卵石地層中截水帷幕長幅槽段穩(wěn)定性研究

苗賀朝，褚振堯，黃選明，曹海東，姚 恒，王 海

(1.中煤科工集團西安研究院有限公司，陜西 西安 710077；2.陜西省煤礦水害防治技術重點實驗室，陜西西安 710077；3.內蒙古平莊煤業(yè)(集團)有限責任公司，內蒙古 赤峰 024050)

地下連續(xù)墻式截水帷幕以其整體性強、隔水性好、耐久性佳等優(yōu)點被廣泛應用于防水工程及地下圍護結構中[1-2]。隨著地下空間資源及地下能源開發(fā)利用的深入發(fā)展，構筑截水帷幕時遇到的地質條件也日趨復雜。尤其是礦山截水帷幕工程，其目標截水層位一般為強滲透含水層，穿越地層較多，往往會遇到砂卵石、風化泥巖破碎帶等地質體[3-6]。這些復雜地質條件極易誘發(fā)帷幕中槽段發(fā)生滑塌、槽孔縮頸等失穩(wěn)現象，嚴重威脅帷幕的成槽安全及墻體質量。因此，在復雜地質條件下進行帷幕成槽施工的重要前提是控制槽段穩(wěn)定[7-8]。

目前，針對帷幕成槽時槽段失穩(wěn)問題，諸多學者主要采用理論分析、數值模擬、模型試驗、現場試驗等方法從局部穩(wěn)定性和整體穩(wěn)定性2 方面開展研究工作。張厚美等[9]將拋物線法、半圓柱法與三維分析法等進行對比計算，研究了泥漿槽段穩(wěn)定的主要影響因素；繆圓冰等[10]采用極限分析法和強度折減法，推導了槽段局部穩(wěn)定臨界高度計算公式；路乾等[11]基于土體相關聯流動法則及塑性極限破壞理論，應用整體失穩(wěn)機理建立了槽段破壞滑動體模型，采用極限平衡分析法，得到槽段整體穩(wěn)定安全系數及槽段內泥漿密度的計算方法；丁勇春[12]、夏元友[13]等采用三維有限差分數值模擬方法研究了槽段在成槽、混凝土澆筑及硬化過程中的力學性狀；ZHUO Hongchun 等[14]采用離心模型試驗研究了軟土地層中帷幕成槽時不同類型泥漿對槽段穩(wěn)定性的影響規(guī)律；邱明明等[15]通過現場試驗和數值模擬相結合的方法，對深厚富水砂層帷幕泥漿槽段穩(wěn)定性特征及其影響因素進行了研究。上述研究方法大都假定開挖槽段土體為均質巖土體，并未考慮實際工程中土體分層情況。為此，夏元友等[16]將土體沿水平方向劃分為若干份，并以經典的二維楔形滑體破壞模型為研究對象，在此基礎上提出了分層地基中槽段穩(wěn)定性分析的二維水平條分法。由于二維驗算方法未考慮槽段端部土體的有利約束，其計算結果相對保守，因而有學者基于三維楔形體模式對成槽穩(wěn)定性進行分析[17]，提出可考慮端部土體抗剪力作用的三維水平條分法[18]，并對飽和黏土中的槽段采用二維和三維水平條分法進行穩(wěn)定性驗算[19]。

現有研究成果中單幅槽段開挖長度大都為6～8 m，針對砂卵石等復雜地層地質條件且單幅開挖長度超過8 m 的長幅槽段穩(wěn)定性研究則少有報道。鑒于此，筆者以我國內蒙古東部某露天煤礦截水帷幕工程為研究背景，通過理論分析、數值模擬并結合現場驗證，對砂卵石地層帷幕某長幅槽段的穩(wěn)定性進行研究，以期為同類帷幕槽段穩(wěn)定性控制和施工參數優(yōu)化提供參考。

1 某露天煤礦截水帷幕工程概況

某露天煤礦位于我國內蒙古東部英金河沖積平原內緣，河谷兩側為低山丘陵地段，其間沿河谷兩側分布有河漫灘與階地。該礦屬于我國水文地質條件極復雜的特大富水型露天煤礦[20]，礦坑水主要來自礦坑東南側第四系含水層，其涌水通過強滲透礫石層對礦坑進行動態(tài)補給。自礦坑剝采生產以來，一直采用群井疏降和明排疏干方式對地下水進行控制，長期大量疏排水給生態(tài)環(huán)境、邊坡安全及企業(yè)經濟效益等方面帶來巨大壓力。采用帷幕截流方案取代疏排降水是解決上述問題的根本措施，為此，露天煤礦在礦區(qū)東南側實施截水帷幕工程，截流目標層為砂礫石含水層，帷幕垂向深度16～40 m，平均深度25.5 m，工程平面布置如圖1所示。本次研究帷幕段地層信息如圖2 所示。

圖1 某露天煤礦截水帷幕工程平面圖Fig.1 Schematic diagram of the water cutoff curtain in the open-pit coal mine

圖2 截水帷幕地段地層柱狀圖Fig.2 Stratigraphic column of the water cutoff curtain

2 截水帷幕槽段穩(wěn)定性分析方法

2.1 槽段失穩(wěn)

帷幕在成槽過程中，設計深度范圍內的巖土體不斷被挖出，原本處于穩(wěn)定狀態(tài)的地層出現臨空槽段。受地層構造應力、靜止土壓力和地下水壓力影響，槽段側壁受力不平衡，當槽內泥漿壓力對槽段支撐不足時，槽段側壁巖土體會向槽內方向產生一定位移，使槽段表面處的靜止土壓力降低至主動土壓力。當泥漿壓力仍不能平衡主動土壓力和地下水壓力時，巖土體將繼續(xù)向槽內移動，直至沿某一平面或曲面整體滑塌，造成失穩(wěn)[11]。單幅槽段橫向剖面如圖3 所示。

圖3 截水帷幕成槽斷面Fig.3 Diagram of grooved section of the water cutoff curtain

2.2 水平條分法

工程實踐中，當溝槽最大開挖深度較小，開挖范圍內土層參數差異不大時，可將其近似為均質土層進行驗算；但當成槽深度較大，開挖范圍內為多個地層時，將不同地層均質化已明顯不符合實際情況，則應把土體沿水平方向分為若干份土條進行受力分析，再進行槽段穩(wěn)定性驗算，即采用水平條分法[19]。

2.2.1 二維水平條分法

如圖4 所示，二維水平條分法[19]認為滑動巖土體內每個土條的滑動面同時達到極限狀態(tài)，并將滑動面所能提供的最大抗剪力τmax與維持靜力平衡所需最小抗剪力τmin的比值定義為成槽穩(wěn)定安全系數ηs。

圖4 二維水平條分法Fig.4 Schematic graph for 2D horizontal slice method

2.2.2 三維水平條分法

如圖5 所示，三維水平條分法[19]是在考慮巖土體水平分層的基礎上，還考慮槽段長度對于槽段穩(wěn)定性的影響，即在求解滑動土體平衡方程時，需計算作用在滑動土體側面上的抗剪力。該方法假設滑動土體內每個土條的滑動面及側面均同時達到極限狀態(tài)，且將滑動面所能提供的最大抗剪力τmax與維持靜力平衡所需最小抗剪力τmin的比值，或者側面所能提供的最大抗剪力fsmax與維持靜力平衡所需最小抗剪力fsmin的比值定義為成槽穩(wěn)定安全系數ηs。

圖5 三維水平條分法Fig.5 Schematic graph for 3D horizontal slice method

3 槽段穩(wěn)定性結果分析

3.1 二維和三維水平條分法驗算

根據鉆探、原位測試及室內試驗結果，各巖土(石)層巖性及物理學性質見表1。

表1 巖土(石)層物理力學性質Table 1 Physico-mechanical properties of soil (rock) layers

本次所研究槽段寬度為0.8 m，最大開挖深度為40 m，帷幕底部嵌入細砂巖層3 m，槽段驗算主要考慮上部4 個地層的穩(wěn)定性。由于水平條分法認為滑動巖土體內每個土條的滑動面同時達到極限狀態(tài)，因此，僅取表層最易失穩(wěn)的砂礫石地層進行穩(wěn)定性驗算。二維水平條分法驗算時考慮槽深、泥漿液面、泥漿密度、泥漿液面(或槽底)與地下水位高差4 項影響因素；三維水平條分法驗算時，除考慮上述4 項影響因素外，還考慮單幅槽段的開挖長度。各項因素的取值分別為：槽深取5、10、15、21 m 4 種情況，泥漿液面取0、5、10、15、21 m 5 種情況，泥漿密度取1.15、1.20、1.25、1.30 g/cm34 種情況，泥漿液面(或槽底)與地下水位高差取0、7、14、21 m 4 種情況，單幅槽段長度取7.0、14.0、21.0、22.5 m 4 種情況。為了更清晰地探究每個因素對成槽穩(wěn)定性的影響規(guī)律，采用控制變量法設置驗算方案，二維水平條分法共驗算14 種工況，三維水平條分法共驗算17 種工況。驗算方案及結果見表2。其中，泥漿液面是指槽段內泥漿液面高度，下文將泥漿液面(或槽底)與地下水位高差簡稱液位高差。

表2 二維和三維水平條分法驗算方案及結果Table 2 The schemes and results of checking for 2D and 3D horizontal slice method

續(xù)表 2

將二維水平條分法與三維水平條分法驗算結果綜合考慮，分別繪制出各影響因素與槽段安全系數的關系曲線，如圖6 所示。

圖6 各影響因素與安全系數關系曲線Fig.6 Relation curves between influencing factors and safety factors

由圖6 可知：當其他影響因素一定時，二維水平條分法與三維水平條分法驗算所得的安全系數均隨著槽深的增加而減小，且槽深對槽段穩(wěn)定安全系數影響較大；隨著泥漿液面、泥漿密度、液位高差的增大，二維與三維水平條分法驗算所得的安全系數均增大；三維水平條分法驗算所得的安全系數隨著單幅槽段長度的增加而減小(圖6e)。槽段開挖過深、單幅長度過大均增加了槽段失穩(wěn)的風險，適當提高泥漿液面、增大護壁泥漿密度、提高液位高差有利于控制槽段穩(wěn)定。

由圖6 可以看出，泥漿液面、密度、液位高差這3 項因素對槽段穩(wěn)定性具有較大影響。這是由于護壁泥漿中主要固相物質是膨潤土，其礦物成分主要為含水鋁硅酸鹽，具有特殊的晶體結構；顆粒粒徑一般為10-11～10-9m，較小的粒徑及較大的比表面積，可以吸附大量水；隨著水分子進入其晶格層間，晶體結構就會產生膨脹；每個顆粒表面均帶有負電荷，可以吸引極性水分子。因此，膨潤土顆粒具有極強的吸水性和膨脹性，其遇水膨脹后體積最大可達原體積的10～20 倍[21]。

當槽段內泥漿與地下水位高差為正值時，就會形成一定滲透壓差。在滲透壓差的作用下，泥漿攜帶水化膨脹后的膨潤土顆粒逐漸向砂卵石地層孔隙通道進行滲透。在槽段入滲面及滲透范圍內一定界面處發(fā)生過濾作用，膨潤土顆粒與水分發(fā)生分離，在該處不斷附著并凝膠化，初步形成泥皮。泥皮充填槽段部分滲水通道，且在滲透壓差作用下，膨潤土凝膠顆粒在泥皮上繼續(xù)堆積，泥皮的厚度進一步增大，透水性降低，泥皮在持續(xù)的滲透壓力作用下愈加致密。泥漿液柱對槽段側壁施加向外的作用力，平衡地層內土、水壓力，對槽段起到有效支撐、防塌落的作用。

泥漿密度一定時，泥漿液面以及液位高差越大，產生的滲透壓差越大，泥漿在初始階段向地層的滲透速率就越大，泥皮形成所需時間就越短，泥漿從滲透開始到泥皮形成的過程中損失量越少，泥漿滲透范圍也越小，泥漿中的膨潤土水化凝膠顆粒越容易附著，越有助于形成泥皮，且泥皮的致密程度更高，對槽段的保護效果越顯著。

當影響因素均相同時，三維水平條分法較二維水平條分法驗算所得的安全系數大。主要是由于二維水平條分法未能考慮端部土體的有利約束作用，而三維水平條分法考慮了這一影響因素，其更符合實際的破壞模式，因此，計算所得安全系數更大[22]。這也進一步說明三維水平條分法作為驗算分層地基中帷幕成槽穩(wěn)定性的合理性，工程實際中對槽段進行穩(wěn)定性驗算時應優(yōu)先選用該方法。

為了明確各影響因素對安全系數影響程度大小，用多元線性回歸方法分別求出二維水平條分法與三維水平條分法計算時影響因素指標的標準化系數[23]，繪制各因素影響程度分布圖，如圖7 所示。

圖7 各因素影響程度Fig.7 Influence degree of each factor

由圖7 得知：采用二維水平條分法驗算時，4 項因素影響程度大小依次為：槽深、液位高差、泥漿液面、泥漿密度；采用三維水平條分法驗算時，5 項因素影響程度大小依次為：槽深、單幅槽段長度、液位高差、泥漿液面、泥漿密度。工程實際中，必須結合地層條件進而控制槽段開挖深度；保持槽內泥漿液面高度高液位運行，當槽內泥漿液面下降后，必須立即補漿，一般控制泥漿液面距槽口地表高差小于50 cm；施工前降低槽段兩側地下水位，保持泥漿與地下水位之間具有一定壓力差；在泥漿滿足其他性能的情況下，適當提高泥漿密度；同時，在施工時不能一味追求施工效率，還得控制好單幅槽段開挖長度以保證槽段安全穩(wěn)定。

3.2 數值模擬

3.2.1 模擬方案與條件

為了進一步驗證砂卵石地層在長幅槽段開挖時的穩(wěn)定性，采用FLAC3D模擬開挖17.5、22.5 m 2 種長幅槽段時槽段穩(wěn)定性。根據該露天煤礦帷幕工程現場地形地貌、勘察資料，將地層概化為圖8 所示模型。考慮地層的無限性及施工擾動影響范圍，以帷幕走向為x軸，與帷幕垂向為y軸，帷幕深度方向為z軸進行建模。模型沿x、y及z軸3 個方向的最大尺寸分別為82.5、80.8 及43.0 m；x、y軸外側面邊界限制水平位移；z軸底部固定邊界，限制水平移動和垂直移動，上部地表為自由邊界。帷幕槽段寬為0.8 m，礦區(qū)平盤臺階寬度約為11.2 m，砂卵石層上、下2 平盤邊坡坡度角分別為72.3°、73.8°。計算地層時采用Mohr-Coulomb 塑性本構關系和屈服準則，地層參數選取見表1。網格劃分原則為：距離槽段近的區(qū)域密集，距離槽段遠的區(qū)域稀疏。

圖8 長幅槽段穩(wěn)定性模擬模型Fig.8 Stability simulation model of the long trench section

根據泥漿護壁原理，槽段開挖后，護壁泥漿在槽壁粘附并凝膠化形成隔水“泥皮”，隨后循環(huán)泥漿靜水壓力直接作用在“泥皮”上以支護槽段側壁，本文通過在槽段內4 個側壁施加漸變應力、在槽段底部施加均布荷載來模擬39.5 m 深泥漿液體對槽段的支護及影響，圖9 為泥漿支護槽段示意圖?，F場在施工作業(yè)前對區(qū)域內地下水位進行了疏降，以保證地層在截水帷幕施工過程中無流動地下水，故本次數值模擬未考慮地下水影響。帷幕槽段最易失穩(wěn)或破壞的方式一般為沿軸線垂向產生向槽內的位移或滑塌，因此，文中分析時著重考慮槽段沿y方向的穩(wěn)定性。

圖9 泥漿支護槽段Fig.9 Section diagram of mud support trench section

3.2.2 模擬結果

按照上述模擬方法和條件，分別獲得槽段開挖前原始地應力場云圖(圖10)和2 種長幅槽段開挖后槽段及地層穩(wěn)定性分析云圖(圖11、圖12)。

綜合圖10-圖12 可以看到，單幅槽段開挖后槽段及附近地層呈現如下規(guī)律：

圖10 槽段開挖前原始地應力場云圖Fig.10 Nephogram of the original in-situ stress field before trench excavation

圖11 17.5 m 長幅槽段穩(wěn)定性分析云圖Fig.11 Stability analysis cloud image of 17.5 m long trench section

圖12 22.5 m 長幅槽段穩(wěn)定性分析Fig.12 Stability analysis cloud image of 22.5 m long trench section

(1) 地層應力場重新分布，豎向應力等值線下移，槽段兩側地層應力等值線出現不同程度的“錯臺”現象，槽段背離邊坡一側的底部地層出現1 個應力集中區(qū)域(深藍區(qū))。17.5 m 槽段開挖后，槽段中部最大豎向應力出現在應力集中區(qū)域，應力值可達1.16×106Pa，較開挖前增加了36.5%；槽段端部處應力集中區(qū)域豎向應力值為1.00×106Pa，較開挖前增加了17.6%。22.5 m 槽段開挖后，槽段及地層豎向應力分布情況與17.5 m 槽段大致相同，槽段中部最大豎向應力也出現在應力集中區(qū)域，其值為1.18×106Pa，較開挖前增加了38.8%；槽段端部處應力集中區(qū)豎向應力值也為1.00×106Pa，較開挖前增加了17.6%。槽段中部的應力集中區(qū)最大豎向應力比端部的更大；22.5 m 槽段開挖后地層的最大豎向應力比17.5 m 槽段開挖后更大。

(2) 上部砂卵石層在槽段開挖后向槽內發(fā)生不同程度的位移，槽段底部應力集中區(qū)域地層也發(fā)生向槽內的位移。17.5 m 槽段開挖后，槽段中部最大位移發(fā)生在槽口地表層，值為1.23×10-4m；槽段端部最大位移發(fā)生在距槽口約5 m 地表層處，值為3.41×10-5m；槽段中部應力集中區(qū)最大位移為2.0×10-5m，槽段端部應力集中區(qū)最大位移為1.5×10-5m。22.5 m 槽段開挖后，槽段中部最大位移也發(fā)生在槽口地表層，值為1.45×10-4m；槽段端部最大位移發(fā)生在距槽口約8 m地表層處，值為4.02×10-5m；槽段中部應力集中區(qū)最大位移為2.5×10-5m，槽段端部應力集中區(qū)最大位移為2.0×10-5m。槽段中部地層向槽內的最大位移比端部地層更大；22.5 m 槽段比17.5 m 槽段開挖后地層發(fā)生位移更大，且發(fā)生位移的范圍更大。

跨境電商是通過網絡完成產品的銷售，產品從售前、售中、售后都是在網上通過客戶服務人員完成的，面對全球的客戶，這就要求對客戶的服務意識很強。由于我國在外貿方面的人才短缺，外貿企業(yè)在電商中選拔出優(yōu)秀的客戶服務人員很難，只能選擇懂英語、了解電商運營的人員完成客戶服務工作，但是這些人員知識單純的對產品咨詢進行相應的服務，在對客戶的態(tài)度或是服務上還存在一定的欠缺，缺少銷售人員應當具備的素質，服務意識缺乏。

(3) 17.5 m 槽段在中部與端部的槽段口、砂卵石層上平盤坡頂處、下平盤坡腳處均產生塑性區(qū)，中部塑性區(qū)比端部塑性區(qū)更大。22.5 m 槽段不僅在中部與端部的槽段口、砂卵石層上平盤坡頂處、下平盤坡腳處，還在距離槽段20 m 地表處產生塑性區(qū)。槽段中部塑性區(qū)比端部塑性區(qū)大，22.5 m 槽段塑性區(qū)范圍比17.5 m 的更大。

由此可以說明：相比較于槽段中部，槽段端部受到地層的約束更大，槽段中部比端部更易發(fā)生失穩(wěn)破壞，因此，在施工過程中應重點監(jiān)視槽段中部地層變化情況；單幅槽段開挖長度越大，對地層擾動越明顯，越不利于槽段穩(wěn)定，在槽段開挖時要控制好單幅槽段長度以確保工程安全。

4 穩(wěn)定性控制及效果驗證

4.1 控制措施

截水帷幕在成槽時，通過以下措施保障槽段穩(wěn)定性：

(1) 觀察地層變化。成槽過程中時刻關注地層及地質條件變化情況并留取巖土樣，同一地層中每延伸2 m 取樣一次，在地層變化時也取樣；根據取樣實時掌握截水帷幕槽段地質條件，必要時對巖土樣進行相應測試，以便及時調整相應成槽工藝。

(2) 調整泥漿參數。調整泥漿配方使其具備穩(wěn)定的物理性質和化學性質、良好的流動性、適當的密度及良好的泥皮形成能力，新制泥漿及循環(huán)泥漿各項性能指標見表3。

表3 泥漿的性能指標Table 3 Performance indicators of mud

(3) 提高泥漿液面，降低地下水位。保持泥漿液面距槽口高差在30～50 cm，施工前降低槽段兩側地下水位，使泥漿與地下水位形成較高壓力差。

(4) 優(yōu)化成槽次序，控制成槽時間。根據施工場地布局及槽段分幅情況，采用“間隔跳抓”的成槽次序，合理布局現場施工作業(yè)面，提高單幅槽段成槽效率，減少成槽結束至防滲材料澆筑之間的時間。

(5) 嚴控單幅槽段長度。在提高施工效率的同時嚴格控制單幅槽段長度?，F場采用防滲膜垂向鋪設與混凝土澆筑回填的工藝，防滲膜單幅幅寬為8 m，每幅防滲膜與上一幅搭接1 m，綜合考慮防滲膜鋪設工藝及槽段穩(wěn)定性要求，施工現場單幅槽段最大長度控制在21 m。

4.2 效果驗證

為了確保砂卵石地層中長幅槽段開挖的安全穩(wěn)定，項目現場在每一幅槽段結束后，用UDM100 超聲波測壁儀分別對槽段端部及中部進行成槽質量及穩(wěn)定性檢測。圖13 為21 m 長幅槽段開挖深度為16、40 m時槽段中部最不利位置處的超聲波檢測結果。

圖13 超聲波檢測成槽記錄Fig.13 Ultrasonic inspection record of the trench section

由圖13 可看出，當開挖深度為16 m 時，帷幕槽段側壁保持直立穩(wěn)定狀態(tài)。當開挖深度為40 m 時，槽段側壁也基本保持直立狀態(tài)，槽段在30 m 深度處出現一小塊巖土剝蝕，初步分析是由于成槽機械上下運行時出現剮蹭導致槽段掉塊。超聲波檢測結果再次驗證了在護壁泥漿及施工工藝滿足條件下，該砂卵石地層中槽段開挖單幅長度不超過21 m 時槽段可以保持穩(wěn)定，也說明該技術在該地層具有一定安全可靠性。長幅成槽技術在現場使用后既保證了成槽施工質量，同時大大提高了施工效率。

5 結 論

a.以我國內蒙古東部某露天煤礦為例，采用二維和三維水平條分法對礦山截水帷幕砂卵石地層長幅槽段的穩(wěn)定性進行研究，得出影響槽段穩(wěn)定性的主要因素有：地層巖土體性質、槽深、泥漿液面、泥漿密度、液位高差以及單幅槽段開挖長度。

b.泥漿液面高度、單幅槽段開挖長度、液位高差、泥漿密度對槽段安全及穩(wěn)定性具有較大影響，成槽時應控制好槽內泥漿液面高度、降低槽段兩側地下水位、適當提高泥漿密度，將地層特性、槽深、單幅槽段開挖長度統(tǒng)籌考慮，當槽深較大時，應控制單幅槽段開挖長度不宜過大。

c.內蒙古東部某露天煤礦井田內砂卵石地層中單幅槽段開挖長度不超過21 m 時，槽段可以保持直立穩(wěn)定。長幅成槽技術在該地層及類似工況條件下具有可行性，不僅可以保證帷幕成槽質量，還能極大地提高施工效率，后續(xù)可進一步推廣至類似工程。