張清峰 王東權(quán) 于廣云 孫 亮 劉文化

(1.中國礦業(yè)大學(xué)力學(xué)與土木工程學(xué)院, 江蘇徐州 221116； 2.江南大學(xué)環(huán)境與土木工程學(xué)院, 江蘇無錫 214122)

因煤炭開采引起的地表沉陷、地基土受擾動，致使地基土物理力學(xué)特性發(fā)生變化。于廣云等通過對開采過程中土樣物理力學(xué)特性的試驗研究試驗分析，得出了采動土體物理力學(xué)參數(shù)的變化規(guī)律[1-3]。結(jié)果表明：采動過程中土體的抗剪強度逐漸降低，降低幅度與土性相關(guān)。王立波對采動區(qū)地基土的工程性質(zhì)進行了研究，研究發(fā)現(xiàn)采煤對地基土具有擾動，它對路堤邊坡穩(wěn)定性的影響主要可分為兩個方面：一方面采動過程中，地基土受開采擾動后力學(xué)指標(biāo)會衰減；另一方面，在采動沉陷穩(wěn)定后，地表會形成下沉盆地，盆地邊緣地表會產(chǎn)生傾斜和變形，這兩方面都會對路堤穩(wěn)定性造成不利影響[4]。國內(nèi)外研究路堤穩(wěn)定性的理論主要有兩種：一種是基于飽和土力學(xué)理論的極限平衡法，一種是基于非飽和土力學(xué)理論的分析方法。國內(nèi)很多學(xué)者對沉陷區(qū)的鐵路煤矸石路堤的穩(wěn)定性進行了相關(guān)的研究。王義川開展了采煤沉陷區(qū)煤矸石鐵路路堤水穩(wěn)定性的研究[5]；崔景彥進行了煤矸石衰變對沉陷區(qū)鐵路路堤穩(wěn)定性影響的研究[6]；羅杰研究了煤矸石加筋擋土墻路堤的穩(wěn)定性[7]；陳鵬進行了采煤沉陷區(qū)土工格柵鐵路路堤穩(wěn)定性的研究[8]；孫亮進行了采動區(qū)鐵路專用線軟土地基路堤穩(wěn)定性的研究[9]；柴紅保等研究了采空區(qū)對邊坡穩(wěn)定性的影響[10]；羅周全等進行了基于Surpac和Phase2耦合的采空區(qū)穩(wěn)定性模擬分析研究[11]；王永峰進行了基于數(shù)值模擬的采動邊坡的穩(wěn)定性分析[12]；唐輝湘等進行了地下煤礦采空區(qū)對高填路堤邊坡穩(wěn)定性影響的研究[13]；龔聲武等進行了地下老采空區(qū)對邊坡穩(wěn)定性影響的FLAC分析[14]。

本研究以常規(guī)三軸試驗和改進的三軸試驗為基礎(chǔ)，對土體受采煤擾動前、后的力學(xué)特性變化特性進行研究?；诔Ｒ?guī)三軸伸長試驗和減壓的三軸壓縮試驗的結(jié)果，對受采動影響的鐵路煤矸石路堤穩(wěn)定性演化規(guī)律進行模擬。

1 模擬開采擾動地基土三軸試驗設(shè)計[9]

1.1 常規(guī)三軸儀的改造

由于側(cè)向加載擾動將導(dǎo)致土體側(cè)向應(yīng)力大于軸向應(yīng)力，而常規(guī)三軸壓縮試驗的加載模式下試樣的側(cè)向應(yīng)力小于其軸向應(yīng)力，無法滿足加載擾動需要的側(cè)向應(yīng)力大于軸向應(yīng)力的要求，為進行側(cè)向加載擾動模擬，必須使試樣所受的軸向應(yīng)力與側(cè)向應(yīng)力分開，需要對常規(guī)三軸儀進行改裝。主要針對三軸儀壓力室上部蓋板和豎向加載桿進行改裝，將豎向加載桿直徑加工成與試樣直徑相同的尺寸，使側(cè)向加壓時在試樣的頂面上不會產(chǎn)生作用，側(cè)壓與豎向壓力相互獨立；將上部蓋板加工為與加載桿直徑相適應(yīng)的尺寸，加載桿與上部蓋板間、上部蓋板與壓力室頂間均配有密封橡膠圈，試驗前需確定加載桿密封橡膠圈與上部蓋板間的摩擦力。

1.2 土樣制備

試樣采取室內(nèi)制備的方式進行，制備的試樣與原狀土試樣尺寸、密度和含水率相同。根據(jù)淮南礦區(qū)鐵路專用線路基沿線地質(zhì)勘探資料可知：軟土地基主要為淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土，平均厚度為6.06 m，呈青灰—灰黃色，飽和，軟—流塑狀，土質(zhì)細(xì)膩、均勻，強度低。含水率為43.8%，孔隙比為1.19，液限為38.3%，塑限為20.3%，黏聚力為17.9 kPa，內(nèi)摩擦角為5.69°。經(jīng)多次試驗，確定選用質(zhì)量比為1∶1的粉土與黏土均勻混合制成的粉質(zhì)黏土進行試驗，試驗采用飽和土樣，試驗采取毛細(xì)管飽和法與反壓飽和法相結(jié)合的方式對試樣進行飽和。依據(jù)土樣含水量的不同，制備兩組土樣，軟塑土樣(含水量為43.8%)和塑限土樣(含水量為21.25%)。

1.3 模擬開采地基土的三軸試驗

1.3.1常規(guī)三軸試驗

在進行側(cè)向加、減載試驗前，先進行常規(guī)三軸壓縮試驗，以確定試樣未擾動時的強度參數(shù)和靜止土壓力系數(shù)，進而對比擾動前、后土的強度參數(shù)。試驗固結(jié)圍壓取100，200，300 kPa，進行固結(jié)不排水試驗。試驗結(jié)束后，軟塑土和塑限土試樣的破壞情況如圖1所示。

a—軟塑土; b—塑限土。圖1 土樣破壞情況Fig.1 The appearances of soil specimens after destruction

1.3.2常規(guī)三軸伸長試驗和減壓的三軸壓縮試驗

沒有采煤前，地基土中的應(yīng)力為自重應(yīng)力，即K0受壓應(yīng)力狀態(tài)(K0為靜止土壓力系數(shù))。根據(jù)課題組研究成果[4]：隨著采煤工作面的推進，地基土的應(yīng)力狀態(tài)由受拉狀態(tài)變?yōu)槭軌籂顟B(tài)，土體側(cè)向應(yīng)力是一個先減載后加載的過程。以地表某點P發(fā)生沉陷的動態(tài)變化過程為例對地表沉陷特征進行說明。P點沉陷變形的動態(tài)變化過程可分為四階段[4]，如圖2所示：第Ⅰ、Ⅱ階段，采煤工作面由遠處向P點正下方推進時，P點受其影響下沉速度由小變大，其水平位移分量與工作面推進方向相反；第Ⅲ階段，當(dāng)采煤工作面繼續(xù)向前推進逐漸遠離P點時，P點的水平位移分量與工作面推進方向相同；第Ⅳ階段，當(dāng)采煤工作面遠離P點達一定距離后，對P點的影響逐漸消失，P點不再發(fā)生移動。所以，隨著采煤工作面的推進，特別是從第Ⅱ階段變化至第Ⅲ階段，地基土體相應(yīng)地由受拉狀態(tài)變?yōu)槭軌籂顟B(tài)，土體側(cè)向應(yīng)力是一個先減載后加載的過程。王立波在采動區(qū)現(xiàn)場實測所得的結(jié)果[4]也驗證了這一點。

為模擬土體側(cè)向應(yīng)力的減載擾動，試驗以(200/K0,200) kPa、(300/K0,300) kPa為兩個初始應(yīng)力狀態(tài)，根據(jù)常規(guī)三軸試驗，軟塑土樣K0取0.78，塑限土樣K0取0.51。分別保持軸向應(yīng)力σ1不變，對側(cè)向應(yīng)力σ3進行減載，分為三個減載等級。每一等級減載穩(wěn)定后，進行固結(jié)不排水試驗，獲得減載后的黏聚力ccu和內(nèi)摩擦角φcu。側(cè)向應(yīng)力的加載會導(dǎo)致土體出現(xiàn)側(cè)向應(yīng)力大于軸向應(yīng)力、最終發(fā)生伸長破壞的結(jié)果。進行側(cè)向加載試驗時，仍以(200/K0,200) kPa、(300/K0,300) kPa為兩個初始應(yīng)力狀態(tài)，分別保持軸向應(yīng)力σ1不變，對側(cè)向應(yīng)力σ3進行加載，加載分為三個等級，每一等級加載穩(wěn)定后，進行固結(jié)不排水試驗，獲得加載后土的黏聚力ccu和內(nèi)摩擦角φcu。模擬側(cè)向減載和加載的三軸試驗方案如表1所示。

圖2 采動過程中地表某點P的移動趨勢Fig.2 Subsidence trends of point P on the earth surface during mining

表1 常規(guī)三軸伸長和減壓三軸壓縮試驗方案Table 1 Test schemes of conventional triaxial extension and reduced triaxial compression kPa

1.4 試驗結(jié)果及其分析

軟塑土樣和塑限土樣的常規(guī)三軸試驗如圖3、4所示。減壓的三軸壓縮試驗曲線如圖5、6所示。側(cè)向加載試驗曲線如圖7、8所示。

a—(σ1-σ3)-ε1關(guān)系; b—τ-σ關(guān)系。圖3 軟塑土樣常規(guī)三軸壓縮試驗結(jié)果Fig.3 Results of conventional triaxial compressive tests for soil in the softly plastic state

a—(σ1-σ3)-ε1關(guān)系; b—τ-σ關(guān)系。圖4 塑限土樣常規(guī)三軸壓縮試驗結(jié)果Fig.4 Results of the conventional triaxial compressive tests for soil in the plastic limit

a—(σ1-σ3)-ε1關(guān)系; b—τ-σ關(guān)系。圖5 軟塑土樣減壓的三軸壓縮試驗結(jié)果Fig.5 Results of reduced triaxial compression tests for soil in the softly plastic state

a—(σ1-σ3)-ε1關(guān)系; b—τ-σ關(guān)系。圖6 塑限土樣減壓的三軸壓縮試驗結(jié)果Fig.6 Results of reduced triaxial compression testsfor soil in the plastic limit

根據(jù)常規(guī)三軸試驗結(jié)果，得到軟塑土樣的ccu為17.58 kPa、φcu為7.09°；塑限土的ccu為43.14 kPa，φcu為19.12°。根據(jù)減壓的三軸壓縮試驗結(jié)果，求出軟塑土樣的ccu為17.86 kPa；φcu為7.26°；塑限土的ccu為46.68 kPa，φcu為19.37°。根據(jù)常規(guī)三軸伸長試驗結(jié)果，求出軟塑土樣的ccu為18.17 kPa、φcu為7.43°；塑限土樣的ccu為36.35 kPa、φcu為21.52°。綜合側(cè)向減載和加載試驗所得結(jié)果，可看出：采動對軟土地基的影響主要發(fā)生在側(cè)向加載階段。受采動影響，在進行路堤穩(wěn)定性計算時，地基土力學(xué)參數(shù)需進行采動折減，考慮開采厚度，軟土折減系數(shù)為0.9～1.0，非軟土折減系數(shù)為0.6～0.7。

2 開采擾動對沉陷區(qū)鐵路煤矸石路基穩(wěn)定性研究

為研究開采擾動對沉陷區(qū)鐵路煤矸石路基穩(wěn)定性的影響，采用極限平衡圓弧搜索法，根據(jù)實際工程情況考慮了幾種不同的工況。工況一模擬正常施工結(jié)束后的狀態(tài)，工況二考慮煤矸石填料受連續(xù)降雨影響，工況三考慮煤矸石填料受風(fēng)化和降雨的共同影響。以上工況均考慮正常地基、含淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土軟弱土地基、正常地基(考慮采動)、含淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土軟弱地基(考慮采動)四種不同的地基條件分別進行穩(wěn)定性研究。

2.1 計算參數(shù)

2.1.1荷載參數(shù)

進行穩(wěn)定性分析時，汽車荷載為均布荷載，值為33.33 kPa，荷載分布寬度為2.5 m，火車荷載(包括軌枕、道床等)也為均布荷載，值為59.08 kPa，荷載分布寬度為1.55 m。

2.1.2煤矸石參數(shù)

根據(jù)課題組研究成果[15]，不同工況條件下煤矸石填料的計算參數(shù)如表2所示。

表2 不同工況下的煤矸石計算參數(shù)Table 2 Parameters of coal gangue under different working conditions

2.1.3地基土參數(shù)

正常地基土(受采動影響)和含淤泥質(zhì)黏土軟弱地基(受采動影響)的參數(shù)分別如表3、4所示。

2.2 計算簡圖

a—(σ1-σ3)-ε1關(guān)系; b—τ-σ關(guān)系。圖7 軟塑土樣常規(guī)三軸伸長試驗結(jié)果Fig.7 Results of conventional triaxial extension tests for soil in the softly plastic state

淮南礦區(qū)鐵路專用線部分路段工程地質(zhì)條件復(fù)雜，張集煤礦中央?yún)^(qū)鐵路專用線近1 km范圍分布著厚度8 m以上的淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土，張集礦北區(qū)鐵路專用線1 km以上范圍也分布著厚度8～9 m的淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土。鐵路專用線路基兩側(cè)路肩的主要功能為約束鐵路道床道砟結(jié)構(gòu)，為煤礦重載車輛通行提供施工便道。同時每次下沉加高煤矸石路基邊坡都會形成新舊結(jié)合面，此結(jié)合面存在滑移失穩(wěn)的危險。因此，采煤沉陷區(qū)鐵路專用線煤矸石路基處于特殊復(fù)雜不利的工程條件：高路堤、所處位置水位高、地基為含淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、填料煤矸石因風(fēng)化降雨導(dǎo)致性能衰變、超重交通荷載、受采煤下沉影響等。為確保煤矸石路基的穩(wěn)定和鐵路行車安全，必須進行針對性研究。

a—(σ1-σ3)-ε1關(guān)系; b—τ-σ關(guān)系。圖8 塑限土樣常規(guī)三軸伸長試驗結(jié)果Fig.8 Results of conventional triaxial extension tests for soil in the plastic limit

表3 地基土參數(shù)Table 3 Parameters of the foundation

表4 地基土參數(shù)(含淤泥質(zhì)土)Table 4 Parameters of the foundation(with mucky soil)

根據(jù)工程實際，沉陷區(qū)鐵路煤矸石路堤高度為10 m，路堤頂面寬度為21.1 m，采用臺階式橫斷面，上面5 m邊坡坡度為1∶1.75，下面5 m邊坡坡度為1∶2，臺階寬度為6 m，水位高度距地面分別為0，2，3，4，5 m。荷載工況組合有兩種：路基整體穩(wěn)定性分析工況，2輛重車汽車荷載，均為33.33 kPa，作用于第一路臺，荷載分布寬度為2.5 m，間距為1 m?；疖嚭奢d，59.08 kPa，作用于道床，荷載分布寬度1.55 m；第二路臺局部穩(wěn)定性分析工況，1輛重車汽車荷載，33.33 kPa，作用于第二路臺，1輛重車汽車荷載，33.33 kPa，作用于第一路臺，火車荷載，59.08 kPa，作用于道床。汽車荷載作用位置為距離坡頂1 m處。整體穩(wěn)定分析和局部穩(wěn)定分析的計算簡圖如圖9、10所示。

圖9 10 m高路堤整體穩(wěn)定分析計算簡圖 mFig.9 The schematic diagram of overall stability analysis for a 10 m high embankment

圖10 10 m高路堤局部穩(wěn)定分析計算簡圖 mFig.10 The schematic diagram of local stability analysis for a 10 m high embankment

2.3 計算結(jié)果分析

根據(jù)計算結(jié)果分別繪制不同工況、不同地基條件的路堤整體穩(wěn)定分析和局部穩(wěn)定分析安全系數(shù)隨水位高度的變化規(guī)律，如圖11、12所示。

從圖11可以看出:在正常地基條件下，正常施工結(jié)束后的煤矸石路堤整體安全系數(shù)最大。在相同的水位高度下，受降雨影響，安全系數(shù)降低，受降雨和風(fēng)化的共同影響，安全系數(shù)進一步下降。若地基為受采動影響的軟弱地基，煤矸石路堤同時受降雨和風(fēng)化的共同影響，當(dāng)水位高度為5 m時，安全系數(shù)為1.316。根據(jù)TB 10035—2018《鐵路特殊路基設(shè)計規(guī)范》對浸水路基考慮列車荷載作用時，要求時速120 km/h以下路堤穩(wěn)定安全系數(shù)不小于1.3的規(guī)定?？梢姡瑫r受降雨和風(fēng)化影響時的煤矸石路堤，穩(wěn)定安全系數(shù)接近臨界值，由于開采引起地面的下沉，造成路堤存在安全隱患，因此需要采取有效的加固措施進行加固。從圖12可以看出：若水位高度為5 m，正常地基、含淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土地基、正常地基(考慮采動影響)，含淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土地基(考慮采動影響)的局部穩(wěn)定安全系數(shù)分別為1.218、1.163、1.126、1.161。可見，在水位高度5 m時，在暴雨季節(jié)路堤矸石填料參數(shù)折減條件下，其穩(wěn)定性不僅不滿足TB 10035—2018要求的最小安全系數(shù)，還極有可能發(fā)生滑坡，同時由于堆填開采造成的路堤沉陷而加高路臺，會進一步降低穩(wěn)定安全系數(shù)，存在一定的安全隱患。

a—正常施工結(jié)束; b—連續(xù)降雨; c—風(fēng)化降雨?！５鼗? —軟弱地基； —正常地基(采動); —軟弱地基(采動)。圖11 不同水位高度下，不同工況煤矸石路堤整體穩(wěn)定安全系數(shù)Fig.11 Safety factors for embankments of coal gangue in different working conditions and groundwater levels(overall stability analysis)

a—正常施工結(jié)束; b—連續(xù)降雨; c—風(fēng)化降雨?！５鼗? —軟弱地基； —正常地基(采動); —軟弱地基(采動)。圖12 不同水位高度下，不同工況煤矸石路堤局部穩(wěn)定安全系數(shù)Fig.12 Safety factors for embankments of coal gangue in different working conditions and groundwater levels(local stability analysis)

3 沉陷區(qū)鐵路煤矸石路基穩(wěn)定性數(shù)值模擬研究

為了驗證理論分析的假定滑移面的位置、形狀、安全系數(shù)的可靠性，基于煤矸石填料力學(xué)參數(shù)衰減特性，進行沉陷區(qū)煤矸石路堤穩(wěn)定性的數(shù)值模擬研究。采用基于強度折減法的FLAC3D數(shù)值模擬軟件建立鐵路路堤模型。粉質(zhì)黏土、黏土、淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土的剪切模量分別為3.58，3.88，1.75 MPa，體積模量分別為7.76，8.42，8.17 MPa。荷載參數(shù)和地基土的黏聚力、內(nèi)摩擦角等其他參數(shù)同表2。

3.1 破裂面圖

以水位高度2 m為例進行計算，風(fēng)化降雨工況軟弱地基條件的整體穩(wěn)定分析，正常施工工況正常地基條件的局部穩(wěn)定分析的破裂面圖分別如圖13、14所示。

圖13 風(fēng)化降雨工況下軟弱地基破裂面(整體穩(wěn)定)Fig.13 The fracture surface of foundation with mucky soil in the weathering and rainfall condition(overall stability)

圖14 正常施工工況下正常地基破裂面(局部穩(wěn)定)Fig.14 The fracture surface of foundation in the normal construction condition(local stability)

從圖13可以看出：連續(xù)降雨工況下，對含淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土地基，整體穩(wěn)定分析時剪應(yīng)變增量最大值出現(xiàn)在軟弱土層，破裂面為連續(xù)完整的圓弧滑動面，滑移面始于第一路臺頂面，經(jīng)過軟弱地基，終止于坡腳外一定位置。從圖14可看出：正常施工工況下，對正常地基，局部穩(wěn)定性分析時剪應(yīng)變增量最大值出現(xiàn)在坡腳，塑性應(yīng)變貫通區(qū)出現(xiàn)在第二路臺。

3.2 安全系數(shù)

根據(jù)FLAC3D數(shù)值計算出的結(jié)果，不同工況條件不同地基條件下水位高度為2 m時的整體穩(wěn)定和局部穩(wěn)定的安全系數(shù)分別如表5、6所示。

表5 整體穩(wěn)定性分析(水位高度2 m)安全系數(shù)Table 5 Safety factors of overall stability analysis(at the groundwater level of 2 m)

3.3 兩種方法計算結(jié)果對比分析

在邊坡高度、坡度、荷載參數(shù)相同的情況下，傳統(tǒng)的極限平衡圓弧搜索法和基于強度折減理論的FLAC3D計算的安全系數(shù)變化規(guī)律基本一致，大小差別不大，差值最大值為0.26，最小值為0.1。對比FLAC3D軟件計算出的破裂面圖和理正巖土計算簡圖可以看出:FLAC3D軟件計算出的滑移面的位置和形狀與理論計算時假定的基本一致。對軟弱地基，整體穩(wěn)定性分析滑移面經(jīng)過軟弱土層；對正常地基，局部穩(wěn)定性分析滑移面通過坡腳，說明所建模型較為合理。

表6 局部穩(wěn)定性分析(水位高度2 m)安全系數(shù)Table 6 Safety factors of local stability analysis(at the groundwater level of 2 m)

4 結(jié)束語

采用改裝后三軸試驗進行受采煤擾動地基土的力學(xué)特性研究，基于室內(nèi)側(cè)向卸載加載三軸試驗的結(jié)果，對復(fù)雜工程條件下沉陷區(qū)鐵路煤矸石路堤穩(wěn)定性演化規(guī)律進行研究。得出的主要結(jié)論如下：

1)因受采動影響，在進行沉陷區(qū)鐵路路堤穩(wěn)定性計算時，地基土的力學(xué)參數(shù)需進行采動折減。通常軟土折減系數(shù)約為0.9～1.0，其他土折減系數(shù)約為0.6～0.7。

2)對沉陷區(qū)鐵路煤矸石路基，同一種水位高度，正常地基條件下的煤矸石路堤整體安全系數(shù)最大，受采動影響的軟弱地基的煤矸石路堤安全系數(shù)急劇下降。同一種地基條件，水位越高，安全系數(shù)越小，水是影響煤矸石路堤穩(wěn)定性的最不利的因素之一。

3)在暴雨季節(jié)路堤煤矸石填料力學(xué)參數(shù)折減的條件下，其穩(wěn)定性不能夠滿足TB 10035—2018要求的最小安全系數(shù)1.3，極有可能發(fā)生滑坡，同時為減小采煤造成的路堤下沉而對路堤加高，會進一步降低穩(wěn)定安全系數(shù)，存在一定的安全隱患，因此，需要對沉陷區(qū)鐵路路基進行加固設(shè)計。