露天礦內排土場基底承載力分析及擴容穩(wěn)定性研究

張 準，張傳偉，田 涯，王 然

（1.永平縣羊街煤炭有限公司，云南 大理 671000；2.昆明煤炭設計研究院有限公司，云南 昆明 650000；3.中國礦業(yè)大學 礦業(yè)工程學院，江蘇 徐州 221116）

露天礦山因其生產規(guī)模大、安全性好及資源回收率高等特點在我國煤炭開采中被廣泛采用，得到了快速發(fā)展[1]，煤炭資源露天開采的比例已經增長至20%[2]。在露天礦山的生產過程中，排土是整個露天采礦工藝的重要環(huán)節(jié)，具有內排條件的礦山一般都會盡量多的選擇內排方式進行剝離物的排棄。為了縮短運距和減小外排土場征地費用，眾多礦山在內排土的使用中考慮了增高擴容，以提高內排土場的容量，最大程度的獲得經濟效益[3]。

目前眾多學者對內排土場基底承載力及增高擴容方面進行了較多研究。趙貴彬等[4]針對扎尼河露天煤礦內排土場，采用預留底煤的方式對內排土場增高擴容進行穩(wěn)定性控制，完成了內排土場的增高擴容；周永利[5]通過在內排土場布置鉆孔，獲取巖土體物理力學參數(shù)，并選取排土場典型剖面分別進行了現(xiàn)狀分析及擴容后穩(wěn)定性分析，確定了內排土場擴容后的臺階參數(shù)；曹殿華等[6]分析了魏家峁露天煤礦排土場邊坡穩(wěn)定性影響因素，列出多組增高擴容方案，通過邊坡穩(wěn)定性分析方法進行擴容后排土場穩(wěn)定性分析，確立了最終擴容方案。

為此，以某順傾斜基底露天礦內排土場為例進行研究，針對基底承載力分析內排土場極限排棄高度，設計內排土場增高擴容方案，并運用極限平衡法評價內排土場邊坡穩(wěn)定性。

1 礦山內排土場概況及滑坡模式

本礦煤層為近水平賦存，傾角小于8°，采用沿煤層走向方向推進，滿足內排條件，現(xiàn)已實現(xiàn)完全內排。剝離物排棄采用自卸卡車-推土機排土方式，這種方式機動靈活，對設備要求的作業(yè)空間小，可以最大程度上利用有限的內排空間，內排土場臺階邊坡角度為33°，為礦山剝離物料自然安息角，單個排土臺階高度為30 m。

排土場邊失穩(wěn)形式與端幫邊坡不同，因為排土場是受基底形態(tài)、地形情況和剝離物料粒徑等情況影響，且排土場由爆破采裝和運輸后形成的松散物料組成，為大型的松散堆集體。排土場邊坡的破壞模式按滑動面不同可分為排土物料滑動型、沿基底滑動型和沿基底軟弱層滑動型3 種[7]。排土場物料滑動型又分為圓弧形滑動和坐落滑移型。

排土場沿基底滑動型滑坡主要是由于排土場基底傾角過大導致，排土物料沿基底擠出，在排土場邊坡體內形成張拉應力，形成張裂縫，邊坡變形隨著排土物料的增加，當結束排土時變形停止。沿基底軟弱層滑動型滑坡主要發(fā)生在排土場基底含有軟弱層上，滑體前緣處出現(xiàn)隆起，隨著隆起高度的增加，在邊坡頂部出現(xiàn)裂縫，一旦超過整體邊坡阻抗時，將發(fā)生整體滑坡。

2 排土場基底承載能力及邊坡穩(wěn)定性

2.1 排土場基底承載能力

根據(jù)地質報告和相似礦山經驗，確定排棄物料的黏聚力為23.22 kPa，內摩擦角為26.4°，物料密度為2.0 t/m3?；讖姸葹轲ぞ哿?9.19 kPa，內摩擦角為29.3°，物料密度為1.31t/m3。內排土場邊坡滑坡模式為圓弧滑坡。

內排土場增高擴容對礦山縮短運距提高經濟效益有重要意義，但內排土場擴容首先要保證邊坡穩(wěn)定，需要進行排土場基底承載力的計算，排土場邊坡失穩(wěn)的本質是基底承載力不足以承載上覆排土物料，邊坡發(fā)生失穩(wěn)。關于排土場基底極限承載力的研究，國內外學者進行了大量研究，形成了礦山設計規(guī)范中的計算方法和太沙基極限承載力理論等[8]。為此采用薩卡洛夫斯基的松散介質靜力學理論，排土場基底極限承載力計算公式為：

式中：p0為基底極限承載力，kPa；c 為黏聚力，kPa；漬為內摩擦角，（°）。

由內排土場基底黏聚力和內摩擦角可得內排土場的極限堆積高度為196.5 m，目前礦山內排土場單臺階高度為30 m，共有5 個排土臺階組成，總排棄高度為150 m，未達到內排土場極限堆積高度，可以進行內排土場增高擴容設計。

2.2 排土場增高擴容方案數(shù)值模擬

2.2.1 排土場增高擴容方案數(shù)值模擬

在大量的邊坡工程分析和研究中，極限平衡分析方法是目前普遍使用的一種定量分析方法。本次邊坡穩(wěn)定性計算采用Morgenstern-Price 法進行求解。

為了進一步驗證內排土場基底極限承載力的計算結果，對內排土場現(xiàn)狀進行邊坡穩(wěn)定性計算，內排土場現(xiàn)狀穩(wěn)定性分析如圖1。

圖1 內排土場現(xiàn)狀穩(wěn)定性分析

在未進行內排土場擴容前，內排土場整體邊坡穩(wěn)定性為1.883，處于穩(wěn)定狀態(tài)，可以進行內排土場加高擴容方案設計。排土場現(xiàn)狀邊坡為150 m，經過上述計算，內排土場的極限堆積高度為196.5 m?？紤]礦山工程地質條件和臺階布置，本次內排土場擴容高度為30 m，內排土場最終排棄高度為180 m。由于該礦山破碎排棄后的剝離物物料自然安息角為33°，故保證內排土場單臺階坡面角度不變，增高擴容后的內排土場單臺階坡面角仍為33°。對單臺階高度為30 m 的內排土場穩(wěn)定性進行穩(wěn)定性計算，穩(wěn)定性為1.317，處于穩(wěn)定狀態(tài)。本次擴容設計有2 種方案：①方案1：排土臺階高度為30 m，增加1 個排土臺階，共6 個排土臺階，總體排棄高度為180 m；②方案2：排土臺階高度為45 m，共4 個排土臺階，總體排棄高度為180 m。

排土場臺階高度規(guī)定見表1。

表1 排土場臺階高度規(guī)定

根據(jù)露天煤礦排土場技術規(guī)范要求，排土場臺階高度應該根據(jù)排土物料的物理力學性質、運輸方式及排棄方式有關，排土臺階高度應該符合表1 的規(guī)定。

通過對礦田境界內采集的力學試樣進行測試，礦田內65.6%的剝離物強度大于15 MPa，僅有1%不到的剝離物強度小于6 MPa，所以本礦剝離物為硬巖。在排土作業(yè)時，該礦采用推土機進行排棄，所以結合剝離物物料種類及排棄方式，本礦山的臺階高度最大可以為50 m，方案2 排土臺階高度為45 m 滿足排土場技術規(guī)范要求。

方案1 排土場邊坡穩(wěn)定性如圖2，方案2 排土場邊坡穩(wěn)定性如圖3。

圖2 方案1 排土場邊坡穩(wěn)定性

圖3 方案2 排土場邊坡穩(wěn)定性

根據(jù)排土場邊坡技術規(guī)范規(guī)定，內排土場邊坡服務年限小于10 年的，邊坡穩(wěn)定系數(shù)不小于1.2，服務年限大于等于10 年的，邊坡穩(wěn)定系數(shù)不小于1.3。通過對2 種方案進行穩(wěn)定性計算，均滿足邊坡穩(wěn)定性要求。方案2 較方案1 增加內排土場容量840 萬m3，故本次內排土場擴容選擇方案2，排土臺階高度為45 m，總體排棄高度為180 m。

2.2.2 擴容后內排土場邊坡失穩(wěn)特點

為了明確該礦山排土場邊坡的破壞范圍與形式，本次數(shù)值計算還采用國際通用的巖土工程分析軟件FLAC3D對該礦山的排土場邊坡進行建模分析，通過分析排土場邊坡處于臨界失穩(wěn)狀態(tài)時的應力、應變及剪應變變化情況，可以確定邊坡的變形特點和失穩(wěn)機制，為邊坡穩(wěn)定性防控提供重要依據(jù)[9]。此外本次數(shù)值計算還將采用軟件自帶的強度折減法對排土場邊坡進行穩(wěn)定性計算，與極限平衡法不同，強度折減法的基本原理如式（2）和式（3）。在計算過程中將邊坡巖體的黏聚力和內摩擦角同時除1 個折減系數(shù)Ft，將折減后的抗剪強度參數(shù)代入方程中進行計算，當邊坡巖體處于臨界破壞狀態(tài)時，對應的折減系數(shù)Ft，就為邊坡的最小安全穩(wěn)定系數(shù)Fs，即為強度折減法計算的邊坡安全穩(wěn)定系數(shù)[10]。其余巖土體參數(shù)，如彈性模型、密度和泊松比在計算中為恒定值，不隨巖體的黏聚力和內摩擦角的改變而改變。

式中：c 為黏聚力，kPa；φ 為內摩擦角，（°）；Ft為折減系數(shù)；c′為折減后的黏聚力，kPa；φ′為內摩擦角，（°）。

首先對未進行排土場增高擴容前的現(xiàn)狀邊坡進行數(shù)值模擬計算，未進行擴容時排土場單邊坡高度為30 m，總高度為150 m。采用強度折減法進行計算，排土場邊坡的自重應力、水平應力、臨空面位移及最大剪應變增量分布如圖4。

圖4 排土場現(xiàn)狀邊坡數(shù)值模擬計算結果

排土場現(xiàn)狀邊坡穩(wěn)定性為1.613，處于穩(wěn)定狀態(tài)。自重應力沿層狀分布于邊坡內部，自重應力分布主要受邊坡巖體的自重影響，隨著埋藏的增大自重應力隨之增大，自重應力峰值為4.31 MPa，沒有出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象。水平應力由于礦山的剝采工程而產生，隨著臨空面位置巖體的缺失，巖土體向采空區(qū)進行應力釋放[11]，巖體因自重應力及泊松效應而產生水平應力，水平應力隨著埋藏深度的增加而增加，僅在坡腳處水平應力出現(xiàn)一定的應力集中現(xiàn)象。通過對臨空面位移和邊坡最大剪應變增量進行分析，可以確定該排土場邊坡并無整體滑坡的風險，邊坡最大位移及最大剪應變集中區(qū)域都位于最上部及最下部單臺階排土平盤，邊坡處于臨界破壞狀態(tài)時，向臨空面方向的最大位移為5.96 m。

單臺階高度不變與加高單臺階高度的2 種擴容方案下，分別進行了數(shù)值模擬分析，2 種方案下排土場邊坡的自重應力、水平應力、臨空面位移及最大剪應變增量分布如圖5 和圖6。

圖5 方案1 排土場邊坡數(shù)值模擬計算結果

圖6 方案2 排土場邊坡數(shù)值模擬計算結果

方案1 擴容方案的排土場邊坡穩(wěn)定性為1.607，與為擴容之前相比有了一定的下降，但整體還處于穩(wěn)定狀態(tài)。自重應力分布仍為層狀分布，隨著埋藏的加大自重應力變化規(guī)律與未擴容時相同，均出現(xiàn)上升趨勢，但自重應力峰值較未擴容時增加了270 kPa。這主要是由于排土空間增加后，基底上方排土物料重力加大所導致。水平應力分布趨勢與未擴容時相同。與為擴容時相同，邊坡最危險滑面及面向臨空面最大位移均出現(xiàn)在最下部和最上部2 個排土臺階，由于擴容導致的自重應力加大，當邊坡處于臨界破壞狀態(tài)時，面向臨空面位移較未擴容時增加了2.26 m。

方案2 擴容方案的排土場邊坡穩(wěn)定性為1.523，與未擴容和方案1 相比有了較大幅度下降，但仍保持穩(wěn)定狀態(tài)，這主要是因為方案2 排土場邊坡單臺階高度增加至45 m，且方案2 的內排土場容積較方案1 增加了840 萬m3，邊坡自重應力也隨之增大，自重應力峰值較方案1 增加了328 kPa。方案2 排土場邊坡潛在滑面仍出現(xiàn)在最下部及最上部排土臺階上，與未擴容及方案1 相同，因為臺階高度的加大，邊坡處于臨界破壞狀態(tài)時面向臨空面位移較方案1增加了2.28 m。

通過綜合對比分析，該礦山內排土場增高擴容后邊坡自重應力、水平應力、臨空面位移及最大剪應變增量的分布規(guī)律及范圍沒有太大變化，但因內排容量的增加，邊坡自重應力增加，面向臨空面位移也隨之增加。在實施擴容方案2 后，應對最上部排土臺階進行重點監(jiān)測，這一區(qū)域位移較大，邊坡頂部會有不均勻沉降等問題發(fā)生。采用強度折減法對邊坡穩(wěn)定性進行計算，內排土場邊坡均無整體滑坡的風險，單邊坡穩(wěn)定性也為1.5 以上，處于穩(wěn)定狀態(tài)。

3 內排土場加高擴容后邊坡穩(wěn)定性防控措施

排土場邊坡的穩(wěn)定性受多方面情況影響，是礦區(qū)多種因素綜合作用的結果。因此，為了保證排土場邊坡的穩(wěn)定性，確保排土場擴容方案的實施，應當采取綜合防治措施。

1）在進行內排作業(yè)前應當事先做好防排水工作，因為地下水及雨水等會對排土場基底強度形成一定影響，基底長期浸泡在水中會大幅降低巖土體物理力學參數(shù)導致承載力下降。

2）避免內排土場坡面形成侵蝕沖溝，保持臺階及臺階坡面平整，及時平整沖溝和坡面裂縫等，以免地表水進入坡體降低邊坡穩(wěn)定性。

3）在內排土場整體加高擴容后，邊坡整體穩(wěn)定性變差，排土場基底上方荷載變大，內排土場邊坡應布置邊坡雷達及GNSS 自動化監(jiān)測預警系統(tǒng)，實時監(jiān)測內排土場邊坡變形情況。

4）內排土場加高擴容時，一旦邊坡雷達開始位移值突變超過預警值，應立即停止擴容排土作業(yè)，必要時進行削坡減載。

4 結語

1）分析了內排土場的基底承載能力，確定內排土場極限承載高度為196.5 m。

2）對內排土場現(xiàn)狀邊坡進行穩(wěn)定性評價，確立了內排土場具有擴容能力，設計了2 種單臺階高度的擴容方案。

3）對排土場現(xiàn)狀邊坡和2 種擴容后的邊坡進行了破壞模式分析，根據(jù)排棄物料特性及排土工藝驗證臺階高度，最終確立了擴容方案為臺階高度為45 m，臺階坡面角為33°，總體排棄高度為180 m，內排土場邊坡穩(wěn)定性為1.533，滿足邊坡穩(wěn)定性要求。

4）在實施擴容方案2 后，應對最上部排土臺階進行重點監(jiān)測，這一區(qū)域位移較大，邊坡頂部會有不均勻沉降等問題發(fā)生。采用強度折減法對邊坡穩(wěn)定性進行計算，內排土場邊坡均無整體滑坡的風險，單邊坡穩(wěn)定性也為1.5 以上，處于穩(wěn)定狀態(tài)。并為保障擴容工程的順利完成，提出了防排水、邊坡監(jiān)測等內排土場加高擴容后邊坡穩(wěn)定性防控措施。