侯成恒

（1.中煤科工集團沈陽研究院有限公司，遼寧 撫順 113122；2.煤礦安全技術(shù)國家重點實驗室，遼寧 撫順 113122）

露天礦順層邊坡滑坡變形破壞問題尤為突出，成為制約露天礦安全、高效發(fā)展的重要問題之一。隨著露天礦開采時間的不斷延長、深度的不斷增加，礦山開采由淺部開采逐步向深部轉(zhuǎn)變，非工作幫邊坡基本處于到界狀態(tài)，內(nèi)排土場的形成具有時間效應(yīng)（內(nèi)排滯后）和空間狀態(tài)效應(yīng)（排棄高度低），造成非工作幫邊坡長期處于臨空狀態(tài)，進而形成深大順傾邊坡，在內(nèi)在因素與外界作用條件下，底板內(nèi)部某一分層或幾層巖體可形成演化弱層，隨著時間的推移，深大順傾層狀邊坡易形成大規(guī)模的變形體，從而導致邊坡發(fā)生大規(guī)?；掳踩鹿?。

國內(nèi)外眾多專家、學者，對露天礦邊坡失穩(wěn)破壞及穩(wěn)定研究做了大量工作。 在國外，E Π EMEΛЬЯHOBA 從地質(zhì)學方面對邊坡破壞機理進行了研究；Skempton 和Huntinton 將邊坡的破壞形式劃分為3 種基本類型：崩塌、滑坡和側(cè)向擴離；Brawner等提出邊坡破壞的6 種破壞模式，即圓弧滑動、塊狀破壞、整體與非連續(xù)節(jié)理破壞、平面破壞、鍥形破壞和傾倒式破壞等；Heok 和Rray 系統(tǒng)提出論述了邊坡破壞的基本力學行為。在國內(nèi)，張倬元等[1]根據(jù)邊坡巖土體結(jié)構(gòu)與其變形破壞的力學機制之間聯(lián)系的實際觀察和力學分析，把邊坡變形破壞歸納為為以下6 種模式：蠕滑-拉裂模式、滑移-拉裂模式、滑移-壓致拉裂模式、滑移-彎曲模式、彎曲-拉裂模式、塑流-拉裂模式等；孫玉科等人根據(jù)我國典型斜坡變形破壞實例總結(jié)出了5 類地質(zhì)力學模式，即：傾倒變形破壞模式、水平剪切變形模式、順層高速滑移模式、追蹤平推滑移模式、張裂順層追蹤破壞模式；徐邦棟、劉祥海等對順層滑坡的特點及破壞過程進行了分析，將順層滑坡的滑動過程分為蠕動變形、擠壓、滑動和暫時穩(wěn)定4 個階段；孫廣忠、張文彬等將順層邊坡的坡體結(jié)構(gòu)定義為“板裂結(jié)構(gòu)”，并初步論述了其所具有的力學特征，探討了順層滑移-彎曲失穩(wěn)的變形破壞模式，以及不同狀況下的最大坡長和位移值等；曹平、林杭等人采用數(shù)值模擬軟件研究了順層巖質(zhì)邊坡的破壞模式及自穩(wěn)能力；王珍等[2]、白潤才等[3]基于巖體結(jié)構(gòu)控制理論、極限平衡理論，研究了軟巖邊坡潛在滑坡模式即滑坡機制。

以撫順西露天礦南幫深大順傾邊坡為研究對象，針對其南幫邊坡大面積失穩(wěn)破壞情況，在搜集、整理與分析地質(zhì)資料基礎(chǔ)上，采用工程地質(zhì)勘查與邊坡監(jiān)測數(shù)據(jù)追蹤分析、巖石力學試驗、滑動反分析、二維極限平衡分析及數(shù)值模擬分析方法，確定了潛在弱層賦存規(guī)律、變形區(qū)邊界及巖土體力學強度指標，并對不同內(nèi)排壓腳高度與邊坡穩(wěn)定之間的規(guī)律進行研究，結(jié)合治理方案實施全過程中邊坡監(jiān)測數(shù)據(jù)追蹤分析，對內(nèi)排壓腳控制作用進行了評價，解決了撫順西露天礦南幫邊坡失穩(wěn)破壞問題[4-6]。

1 工程地質(zhì)概況

撫順西露天礦坐落于撫順市城區(qū)南部區(qū)域，位于撫順煤田西南部區(qū)域，至今已逾百年開采史，礦區(qū)揭露地層由老至新為：太古界花崗片麻巖、新生界（老虎臺組）玄武巖及夾層（第三層煤、凝灰?guī)r）、新生界（古城子組）煤層、新生界（計軍屯組）油頁巖、新生界（西露天組）綠泥巖與褐色頁巖互層、新生界第四系沖積層。礦區(qū)位于渾河斷裂南部，受礦區(qū)主要斷裂影響，有許多縱向和橫向斷層，而且有特殊的背斜傾伏和褶曲，構(gòu)造比較復雜。地層傾角23°～55°，上部傾角大。自2009 年凍融開始，南幫千臺山出現(xiàn)不同程度的變形和地表裂縫；2012 年末礦坑坑底出現(xiàn)鼓脹現(xiàn)象，后緣2 條地裂縫變形加劇，最大垂直落差接近17 m、最大水平位移達到42 m；2013 年3 月初，南幫邊坡大變形開始顯現(xiàn)，變形體邊界已初步形成并持續(xù)變形加劇，主滑體東西長約2.7 km，南北寬約1.5 km，面積約2.9 km2。地表裂縫形成后，由于未采取相應(yīng)的處理措施，地表水及大氣降水長期滲流至邊坡體內(nèi)，對邊坡巖體長期浸潤，地下水長期處于飽和狀態(tài)。

為進一步確定影響邊坡穩(wěn)定潛在弱層賦存規(guī)律及變形區(qū)邊界劃定，采用工程地質(zhì)鉆探方法確定潛在弱層賦存規(guī)律、邊坡地表監(jiān)測數(shù)據(jù)數(shù)據(jù)追蹤分析方法圈定變形區(qū)邊界。在變形區(qū)內(nèi)共施工7 個勘查孔，累計進尺1 672.5 m，采取全孔取心，最終確定潛在弱層巖性為薄煤線、凝灰?guī)r，弱層賦存深度為80～120 m，厚度小、強度較低。依據(jù)邊坡揭露情況，結(jié)合工程地質(zhì)勘查成果，南幫邊坡工程地質(zhì)巖組自上而下為：①第四系松散層：厚度為5～30 m，平均厚度為17.5 m，由人工堆積土、亞黏土層、砂層及礫石層組成；②玄武巖組：按巖石特征大致可區(qū)分為粗粒全晶質(zhì)、中粒或細粒全晶質(zhì)、隱晶質(zhì)或杏仁狀氣孔狀玄武巖，淺部風化程度較大；③軟弱層：潛在軟弱層主要為煤層、軟質(zhì)凝灰?guī)r，強度極低，遇水易軟化；④花崗片麻巖組：主要由黑云花崗質(zhì)片麻巖、角閃花崗片麻巖組成，巖石堅硬。根據(jù)南幫邊坡地層特征，工程地質(zhì)勘查成果，結(jié)合以往研究成果，建立的南幫邊坡典型工程地質(zhì)剖面如圖1。

圖1 典型工程地質(zhì)剖面圖Fig.1 Typical engineering geological profile

為準確劃定變形區(qū)邊界，采用邊坡雷達監(jiān)測手段，對變形區(qū)邊坡及進行全天候持續(xù)掃面監(jiān)測，根據(jù)采集數(shù)據(jù)分析位移量及變形速率，通過位移及速度突變分界線作為判定標準，最終圈定變形區(qū)邊界，監(jiān)測數(shù)據(jù)分析結(jié)果與現(xiàn)場實際踏勘發(fā)現(xiàn)裂縫、沉降邊界位置基本一致。

2 巖土體力學強度指標

邊坡變形區(qū)巖土體力學強度指標，是邊坡穩(wěn)定性分析與治理方案研究的基礎(chǔ)依據(jù)之一，特別是潛在弱層抗剪強度參數(shù)，是決定治理措施與治理工程規(guī)模的重要依據(jù)。

巖土體力學強度指標的確定主要通過以下3 種方式獲得：①在搜集以往歷次研究成果基礎(chǔ)上，整體分析得到適用于本研究力學強度指標；②通過室內(nèi)科學試驗手段，得到所采取巖塊的力學參數(shù)，運用強度折減法得到其符合現(xiàn)場實際的力學強度指標，一般而言，折減后巖土體強度指標為室內(nèi)試驗成果的5%～50%；③采用滑動反分析法，將滑坡發(fā)生前及滑坡發(fā)生后邊坡處于極限平衡狀態(tài)，對潛在弱層力學參數(shù)進行反演分析，以此確定潛在弱層強度指標[6]。

根據(jù)南幫邊坡上部裂縫及下部底鼓特征，選取W400、W300 2 條勘探線作為滑動反分析剖面，對弱層的強度指標（黏聚力、內(nèi)摩擦角）進行反演分析，潛在滑坡模式為沿弱層的“坐落-滑移式”破壞，邊坡發(fā)生滑坡前，一般情況下處于持續(xù)蠕動變形階段，邊坡穩(wěn)定計算時其穩(wěn)定系數(shù)基本接近1.0，具體反分析方案如下：①弱層為薄煤線、凝灰?guī)r演化結(jié)果，反分析時對強度指標進行折減（5%～50%），確定演化弱層的強度范圍；②內(nèi)摩擦角對邊坡穩(wěn)定敏感性較大，反分析過程中，依據(jù)折減結(jié)果以一定的等差數(shù)列確定內(nèi)摩擦角的反分析范圍，邊坡穩(wěn)定系數(shù)為1.0 條件下，分別對反分析剖面黏聚力反算；③依據(jù)反分析結(jié)果，對黏聚力與內(nèi)摩擦角正切值進行擬合分析，擬合曲線相交點為演化弱層強度指標。模擬計算所采用的巖土體力學強度指標見表1。

表1 巖土體力學強度指標Table 1 Mechanical strength index of rock and soil mass

3 邊坡失穩(wěn)破壞控制措施

3.1 邊坡失穩(wěn)破壞控制方案

露天礦邊坡失穩(wěn)破壞控制手段歸納為以下4 個方向：采礦方法（削坡減載、內(nèi)排壓腳）、疏干排水、改變潛在弱層力學強度、支擋與加固。其中采礦方法效果最明顯，常見方法為削坡減載、內(nèi)排壓腳，生產(chǎn)工藝簡單，經(jīng)濟效益顯著，費用低，但受采礦境界與生產(chǎn)限制作用較大；疏干排水常用方法為疏干井、水平放水孔、疏干巷道，能夠有效降低水對巖土體浸潤作用，維持或提高巖土體物理力學指標，但要求掌握詳細的地下水賦存情況，工程維護成本較高；改變潛在弱層力學強度方法一般為注漿，要求準確探明滑面位置及產(chǎn)狀，但構(gòu)成滑面的巖體滲透性較差，無法達到預期效果；支擋與加固手段為抗滑擋墻、抗滑樁、預應(yīng)力錨索，一般適用于小規(guī)?；麦w，對施工場地要求高，但工程投入高、性價比相對較低[7]。

綜合以上分析，結(jié)合現(xiàn)場實際條件及費用，采用采礦方法技術(shù)上可行、經(jīng)濟效果最顯著、控制效果較明顯，由于上部地表已到界，削坡減載受限，最終選取內(nèi)排壓腳控制方案。采用內(nèi)排壓腳措施提高邊坡穩(wěn)定性，實際上是在下滑力不變的情況下，通過提高邊坡抗滑力，從而增大邊坡穩(wěn)定系數(shù)。常用極限平衡法方法計算邊坡穩(wěn)定系數(shù)，穩(wěn)定系數(shù)Fs為主動抗滑力與下滑力的比值，其計算公示可表示為：

式中：Fs為穩(wěn)定系數(shù)；ΣRi為滑坡體主動抗滑力，kN；ΣTi為滑坡體下滑力，kN；R 為內(nèi)排壓腳增加滑坡體的抗滑力，kN。

根據(jù)撫順西露天礦南幫邊坡施工條件、內(nèi)排土場邊坡參數(shù)，內(nèi)排壓腳邊坡參數(shù)為：單臺階高度20 m、平盤寬度50 m、臺階坡面角33°。為進一步探索內(nèi)排壓腳高度與邊坡穩(wěn)定性之間的規(guī)律，分別對不同內(nèi)排壓腳控制方案進行了設(shè)計，4 種方案分別為內(nèi)排壓腳高度20、40、60、80 m，以W400 剖面為研究對象，建立邊坡穩(wěn)定性分析模型。

3.2 內(nèi)排壓腳高度與邊坡穩(wěn)定性規(guī)律

西露天礦南幫邊坡為非工作幫邊坡，邊坡服務(wù)年限小于10 年，結(jié)合GB 50197—2015 煤炭工業(yè)露天礦設(shè)計規(guī)范，南幫邊坡控制后安全儲備系數(shù)Fs不小于1.10。

以W400 剖面邊坡穩(wěn)定性分析模型為基礎(chǔ)，運用極限平衡分析軟件Geo-Studio 進行不同內(nèi)排壓腳方案邊坡穩(wěn)定性計算，計算過程中各層位力學強度參數(shù)選取表1，計算方法為極限平衡法中的Morgenstern-Price 法，不同內(nèi)排壓腳高度邊坡穩(wěn)定性計算結(jié)果如圖2，內(nèi)排壓腳高度與邊坡穩(wěn)定性之間變化規(guī)律如圖3。

圖2 不同內(nèi)排壓腳高度邊坡穩(wěn)定性計算結(jié)果Fig.2 Calculation results of slope stability with different internal discharge presser foot heights

圖3 內(nèi)排壓腳高度與邊坡穩(wěn)定性之間變化規(guī)律Fig.3 Variation law between internal discharge presser foot height and slope stability

根據(jù)內(nèi)排壓腳不同高度計算結(jié)果分析可知，隨著內(nèi)排壓腳高度的增加，邊坡穩(wěn)定系數(shù)呈直線增加趨勢，內(nèi)排壓腳高度達到60 m 時，呈指數(shù)式增加；當內(nèi)排壓腳高度達到80 m 時，邊坡穩(wěn)定系數(shù)為1.11，滿足安全儲備系數(shù)1.10 的要求；邊坡穩(wěn)定性計算結(jié)果顯示，底部邊界沿弱層底板發(fā)生滑動，邊坡潛在失穩(wěn)破壞模式為沿弱層的“坐落-滑移式”破壞。

3.3 不同內(nèi)排壓腳高度邊坡失穩(wěn)破壞特征

以工程地質(zhì)條件與內(nèi)排壓腳控制設(shè)計方案為基礎(chǔ)，建立了不同邊坡穩(wěn)定分析剛體極限平衡模型，定量分析與研究了不同內(nèi)排壓腳高度對深大順傾邊坡穩(wěn)定控制作用，但在計算過程中未考慮巖體內(nèi)部應(yīng)力、應(yīng)變之間的對應(yīng)關(guān)系，從而無法揭示巖體失穩(wěn)破壞發(fā)生與持續(xù)發(fā)展的動態(tài)過程。

為了克服極限平衡法的計算不足，采用有限元數(shù)值分析軟件FLAC3D對不同內(nèi)排壓腳高度控制方案開展數(shù)值模擬，以進一步確定深大順傾邊坡失穩(wěn)破壞特征，同時達到驗算內(nèi)排壓腳高度條件下邊坡穩(wěn)定系數(shù)的目的[8]。數(shù)值模擬模型邊界條件為：底部為z 方向、邊界固定；左右為x 方向、邊界固定；上部為z 方向、為自由邊界；前后為y 方向、邊界固定，上部與邊坡面為自由邊界。模型選用Mohr-Coulomb 塑性破壞準則，考慮到FLAC3D前期建模處理不足，運用ANSYS 軟件建模[9-10]。不同內(nèi)排壓腳高度x 方向位移云圖如圖4，不同內(nèi)排壓腳高度剪應(yīng)變增量圖如圖5。

圖4 不同內(nèi)排壓腳高度x 方向位移云圖Fig.4 Displacement diagrams in x direction at different internal discharge presser foot heights

圖5 不同內(nèi)排壓腳高度剪應(yīng)變增量圖Fig.5 Shear strain increment diagrams of different internal discharge presser foot heights

從x 向位移云圖對比分析可知，在弱層賦存條件下，內(nèi)排壓腳高度與x 向位移量呈正相關(guān)，邊坡體受破壞與變形程度呈減小趨勢；從剪應(yīng)變云圖對比分析可知，邊坡體內(nèi)弱層賦存是引發(fā)其失穩(wěn)破壞的決定因素，邊坡體失穩(wěn)破壞模式主要為邊坡上覆巖體沿其弱層面的“坐落-滑移”式破壞，內(nèi)排壓腳后剪應(yīng)變未出現(xiàn)貫通，邊坡失穩(wěn)破壞得到有效控制；內(nèi)排壓腳高度為20、40、60、80 m 時，邊坡穩(wěn)定系數(shù)分別為1.03、1.05、1.08、1.24，數(shù)值模擬分析結(jié)果與極限平衡計算結(jié)果之間具有較高的一致性。綜合分析，內(nèi)排壓腳控制方案為：內(nèi)排壓腳高度80 m、平盤寬度50 m。

4 控制效果評價

為實時掌握滑坡區(qū)治理過程中及治理后邊坡穩(wěn)定狀況，同時作為邊坡失穩(wěn)破壞控制效果評估依據(jù)，運用邊坡雷達全天候不間斷掃描與監(jiān)測，邊坡雷達將監(jiān)測面劃分成若干個邊長相等的正方體，可有效提取任一區(qū)域內(nèi)監(jiān)測數(shù)據(jù)，將變形區(qū)邊界劃分更準確，基于以上監(jiān)測手段選取變形區(qū)內(nèi)不同位置特征點，對治理前、治理過程中及治理后監(jiān)測數(shù)據(jù)分析，得出不同階段、不同監(jiān)測點累計位移量（變形開始至治理工程結(jié)束）。特征點平面位置如圖6，特征點累計位移量圖如圖7。

圖6 特征點平面位置圖Fig.6 Location plan of feature points

圖7 特征點累計位移量圖Fig.7 Cumulative displacement of characteristic points

由于變形區(qū)范圍大、回填壓腳高度大、任務(wù)緊，同時受場地條件限制，施工難度大、施工周期長，為克服上述困難，制定分階段式施工組織設(shè)計。整個治理工程于2014 年4 月開始，2014 年8 月基本完成。依據(jù)監(jiān)測數(shù)據(jù)分析可知：控制前邊坡處于持續(xù)變形階段，隨著工程實施，至2014 年8 月開始邊坡變形速度明顯減緩，2014 年11 月后月變形位移量由控制前的最大4 500 mm 減小至600 mm，變形體基本趨于勻速變形階段，變形量無明顯增大趨勢，邊坡基本趨于穩(wěn)定狀態(tài)。結(jié)果表明，采用內(nèi)排壓腳手段邊坡失穩(wěn)破壞基本得到有效控制，邊坡穩(wěn)定性有了一定提高，控制后具有顯著成效。

5 結(jié) 語

1）西露天礦深大順層邊坡發(fā)生失穩(wěn)破壞主要原因有：邊坡底板下賦存軟弱層組，受降深與地下水共同作用，邊坡長期處于蠕動變形階段，內(nèi)排壓腳無法及時跟進，導致邊坡變形得不到有效控制。

2）運用極限平衡分析軟件Geo-Studio 與三維有限差分軟件FLAC3D分析了不同內(nèi)排壓腳高度與邊坡穩(wěn)定之間變化規(guī)律，最終確定內(nèi)排壓腳高度為80 m。

3）通過對變形區(qū)邊坡治理前、治理施工中及治理后監(jiān)測數(shù)據(jù)分析，治理前邊坡處于持續(xù)蠕動變形階段，治理后邊坡基本趨于勻速變形階段，變形量無明顯增大趨勢，邊坡基本趨于穩(wěn)定狀態(tài)，變形得到了有效控制，邊坡穩(wěn)定性得到了提高。