抚顺西露天矿深大顺倾边坡失稳破坏控制措施研究

2022-06-22侯成恒

煤矿安全 2022年6期

侯成恒

（1.中煤科工集团沈阳研究院有限公司，辽宁抚顺 113122；2.煤矿安全技术国家重点实验室，辽宁抚顺 113122）

露天矿顺层边坡滑坡变形破坏问题尤为突出，成为制约露天矿安全、高效发展的重要问题之一。随着露天矿开采时间的不断延长、深度的不断增加，矿山开采由浅部开采逐步向深部转变，非工作帮边坡基本处于到界状态，内排土场的形成具有时间效应（内排滞后）和空间状态效应（排弃高度低），造成非工作帮边坡长期处于临空状态，进而形成深大顺倾边坡，在内在因素与外界作用条件下，底板内部某一分层或几层岩体可形成演化弱层，随着时间的推移，深大顺倾层状边坡易形成大规模的变形体，从而导致边坡发生大规模滑坡安全事故。

国内外众多专家、学者，对露天矿边坡失稳破坏及稳定研究做了大量工作。在国外，E Π EMEΛЬЯHOBA 从地质学方面对边坡破坏机理进行了研究；Skempton 和Huntinton 将边坡的破坏形式划分为3 种基本类型：崩塌、滑坡和侧向扩离；Brawner等提出边坡破坏的6 种破坏模式，即圆弧滑动、块状破坏、整体与非连续节理破坏、平面破坏、锲形破坏和倾倒式破坏等；Heok 和Rray 系统提出论述了边坡破坏的基本力学行为。在国内，张倬元等[1]根据边坡岩土体结构与其变形破坏的力学机制之间联系的实际观察和力学分析，把边坡变形破坏归纳为为以下6 种模式：蠕滑-拉裂模式、滑移-拉裂模式、滑移-压致拉裂模式、滑移-弯曲模式、弯曲-拉裂模式、塑流-拉裂模式等；孙玉科等人根据我国典型斜坡变形破坏实例总结出了5 类地质力学模式，即：倾倒变形破坏模式、水平剪切变形模式、顺层高速滑移模式、追踪平推滑移模式、张裂顺层追踪破坏模式；徐邦栋、刘祥海等对顺层滑坡的特点及破坏过程进行了分析，将顺层滑坡的滑动过程分为蠕动变形、挤压、滑动和暂时稳定4 个阶段；孙广忠、张文彬等将顺层边坡的坡体结构定义为“板裂结构”，并初步论述了其所具有的力学特征，探讨了顺层滑移-弯曲失稳的变形破坏模式，以及不同状况下的最大坡长和位移值等；曹平、林杭等人采用数值模拟软件研究了顺层岩质边坡的破坏模式及自稳能力；王珍等[2]、白润才等[3]基于岩体结构控制理论、极限平衡理论，研究了软岩边坡潜在滑坡模式即滑坡机制。

以抚顺西露天矿南帮深大顺倾边坡为研究对象，针对其南帮边坡大面积失稳破坏情况，在搜集、整理与分析地质资料基础上，采用工程地质勘查与边坡监测数据追踪分析、岩石力学试验、滑动反分析、二维极限平衡分析及数值模拟分析方法，确定了潜在弱层赋存规律、变形区边界及岩土体力学强度指标，并对不同内排压脚高度与边坡稳定之间的规律进行研究，结合治理方案实施全过程中边坡监测数据追踪分析，对内排压脚控制作用进行了评价，解决了抚顺西露天矿南帮边坡失稳破坏问题[4-6]。

1 工程地质概况

抚顺西露天矿坐落于抚顺市城区南部区域，位于抚顺煤田西南部区域，至今已逾百年开采史，矿区揭露地层由老至新为：太古界花岗片麻岩、新生界（老虎台组）玄武岩及夹层（第三层煤、凝灰岩）、新生界（古城子组）煤层、新生界（计军屯组）油页岩、新生界（西露天组）绿泥岩与褐色页岩互层、新生界第四系冲积层。矿区位于浑河断裂南部，受矿区主要断裂影响，有许多纵向和横向断层，而且有特殊的背斜倾伏和褶曲，构造比较复杂。地层倾角23°～55°，上部倾角大。自2009 年冻融开始，南帮千台山出现不同程度的变形和地表裂缝；2012 年末矿坑坑底出现鼓胀现象，后缘2 条地裂缝变形加剧，最大垂直落差接近17 m、最大水平位移达到42 m；2013 年3 月初，南帮边坡大变形开始显现，变形体边界已初步形成并持续变形加剧，主滑体东西长约2.7 km，南北宽约1.5 km，面积约2.9 km2。地表裂缝形成后，由于未采取相应的处理措施，地表水及大气降水长期渗流至边坡体内，对边坡岩体长期浸润，地下水长期处于饱和状态。

为进一步确定影响边坡稳定潜在弱层赋存规律及变形区边界划定，采用工程地质钻探方法确定潜在弱层赋存规律、边坡地表监测数据数据追踪分析方法圈定变形区边界。在变形区内共施工7 个勘查孔，累计进尺1 672.5 m，采取全孔取心，最终确定潜在弱层岩性为薄煤线、凝灰岩，弱层赋存深度为80～120 m，厚度小、强度较低。依据边坡揭露情况，结合工程地质勘查成果，南帮边坡工程地质岩组自上而下为：①第四系松散层：厚度为5～30 m，平均厚度为17.5 m，由人工堆积土、亚黏土层、砂层及砾石层组成；②玄武岩组：按岩石特征大致可区分为粗粒全晶质、中粒或细粒全晶质、隐晶质或杏仁状气孔状玄武岩，浅部风化程度较大；③软弱层：潜在软弱层主要为煤层、软质凝灰岩，强度极低，遇水易软化；④花岗片麻岩组：主要由黑云花岗质片麻岩、角闪花岗片麻岩组成，岩石坚硬。根据南帮边坡地层特征，工程地质勘查成果，结合以往研究成果，建立的南帮边坡典型工程地质剖面如图1。

图1 典型工程地质剖面图Fig.1 Typical engineering geological profile

为准确划定变形区边界，采用边坡雷达监测手段，对变形区边坡及进行全天候持续扫面监测，根据采集数据分析位移量及变形速率，通过位移及速度突变分界线作为判定标准，最终圈定变形区边界，监测数据分析结果与现场实际踏勘发现裂缝、沉降边界位置基本一致。

2 岩土体力学强度指标

边坡变形区岩土体力学强度指标，是边坡稳定性分析与治理方案研究的基础依据之一，特别是潜在弱层抗剪强度参数，是决定治理措施与治理工程规模的重要依据。

岩土体力学强度指标的确定主要通过以下3 种方式获得：①在搜集以往历次研究成果基础上，整体分析得到适用于本研究力学强度指标；②通过室内科学试验手段，得到所采取岩块的力学参数，运用强度折减法得到其符合现场实际的力学强度指标，一般而言，折减后岩土体强度指标为室内试验成果的5%～50%；③采用滑动反分析法，将滑坡发生前及滑坡发生后边坡处于极限平衡状态，对潜在弱层力学参数进行反演分析，以此确定潜在弱层强度指标[6]。

根据南帮边坡上部裂缝及下部底鼓特征，选取W400、W300 2 条勘探线作为滑动反分析剖面，对弱层的强度指标（黏聚力、内摩擦角）进行反演分析，潜在滑坡模式为沿弱层的“坐落-滑移式”破坏，边坡发生滑坡前，一般情况下处于持续蠕动变形阶段，边坡稳定计算时其稳定系数基本接近1.0，具体反分析方案如下：①弱层为薄煤线、凝灰岩演化结果，反分析时对强度指标进行折减（5%～50%），确定演化弱层的强度范围；②内摩擦角对边坡稳定敏感性较大，反分析过程中，依据折减结果以一定的等差数列确定内摩擦角的反分析范围，边坡稳定系数为1.0 条件下，分别对反分析剖面黏聚力反算；③依据反分析结果，对黏聚力与内摩擦角正切值进行拟合分析，拟合曲线相交点为演化弱层强度指标。模拟计算所采用的岩土体力学强度指标见表1。

表1 岩土体力学强度指标Table 1 Mechanical strength index of rock and soil mass

3 边坡失稳破坏控制措施

3.1 边坡失稳破坏控制方案

露天矿边坡失稳破坏控制手段归纳为以下4 个方向：采矿方法（削坡减载、内排压脚）、疏干排水、改变潜在弱层力学强度、支挡与加固。其中采矿方法效果最明显，常见方法为削坡减载、内排压脚，生产工艺简单，经济效益显著，费用低，但受采矿境界与生产限制作用较大；疏干排水常用方法为疏干井、水平放水孔、疏干巷道，能够有效降低水对岩土体浸润作用，维持或提高岩土体物理力学指标，但要求掌握详细的地下水赋存情况，工程维护成本较高；改变潜在弱层力学强度方法一般为注浆，要求准确探明滑面位置及产状，但构成滑面的岩体渗透性较差，无法达到预期效果；支挡与加固手段为抗滑挡墙、抗滑桩、预应力锚索，一般适用于小规模滑坡体，对施工场地要求高，但工程投入高、性价比相对较低[7]。

综合以上分析，结合现场实际条件及费用，采用采矿方法技术上可行、经济效果最显著、控制效果较明显，由于上部地表已到界，削坡减载受限，最终选取内排压脚控制方案。采用内排压脚措施提高边坡稳定性，实际上是在下滑力不变的情况下，通过提高边坡抗滑力，从而增大边坡稳定系数。常用极限平衡法方法计算边坡稳定系数，稳定系数Fs为主动抗滑力与下滑力的比值，其计算公示可表示为：

式中：Fs为稳定系数；ΣRi为滑坡体主动抗滑力，kN；ΣTi为滑坡体下滑力，kN；R 为内排压脚增加滑坡体的抗滑力，kN。

根据抚顺西露天矿南帮边坡施工条件、内排土场边坡参数，内排压脚边坡参数为：单台阶高度20 m、平盘宽度50 m、台阶坡面角33°。为进一步探索内排压脚高度与边坡稳定性之间的规律，分别对不同内排压脚控制方案进行了设计，4 种方案分别为内排压脚高度20、40、60、80 m，以W400 剖面为研究对象，建立边坡稳定性分析模型。

3.2 内排压脚高度与边坡稳定性规律

西露天矿南帮边坡为非工作帮边坡，边坡服务年限小于10 年，结合GB 50197—2015 煤炭工业露天矿设计规范，南帮边坡控制后安全储备系数Fs不小于1.10。

以W400 剖面边坡稳定性分析模型为基础，运用极限平衡分析软件Geo-Studio 进行不同内排压脚方案边坡稳定性计算，计算过程中各层位力学强度参数选取表1，计算方法为极限平衡法中的Morgenstern-Price 法，不同内排压脚高度边坡稳定性计算结果如图2，内排压脚高度与边坡稳定性之间变化规律如图3。

图2 不同内排压脚高度边坡稳定性计算结果Fig.2 Calculation results of slope stability with different internal discharge presser foot heights

图3 内排压脚高度与边坡稳定性之间变化规律Fig.3 Variation law between internal discharge presser foot height and slope stability

根据内排压脚不同高度计算结果分析可知，随着内排压脚高度的增加，边坡稳定系数呈直线增加趋势，内排压脚高度达到60 m 时，呈指数式增加；当内排压脚高度达到80 m 时，边坡稳定系数为1.11，满足安全储备系数1.10 的要求；边坡稳定性计算结果显示，底部边界沿弱层底板发生滑动，边坡潜在失稳破坏模式为沿弱层的“坐落-滑移式”破坏。

3.3 不同内排压脚高度边坡失稳破坏特征

以工程地质条件与内排压脚控制设计方案为基础，建立了不同边坡稳定分析刚体极限平衡模型，定量分析与研究了不同内排压脚高度对深大顺倾边坡稳定控制作用，但在计算过程中未考虑岩体内部应力、应变之间的对应关系，从而无法揭示岩体失稳破坏发生与持续发展的动态过程。

为了克服极限平衡法的计算不足，采用有限元数值分析软件FLAC3D对不同内排压脚高度控制方案开展数值模拟，以进一步确定深大顺倾边坡失稳破坏特征，同时达到验算内排压脚高度条件下边坡稳定系数的目的[8]。数值模拟模型边界条件为：底部为z 方向、边界固定；左右为x 方向、边界固定；上部为z 方向、为自由边界；前后为y 方向、边界固定，上部与边坡面为自由边界。模型选用Mohr-Coulomb 塑性破坏准则，考虑到FLAC3D前期建模处理不足，运用ANSYS 软件建模[9-10]。不同内排压脚高度x 方向位移云图如图4，不同内排压脚高度剪应变增量图如图5。

图4 不同内排压脚高度x 方向位移云图Fig.4 Displacement diagrams in x direction at different internal discharge presser foot heights

图5 不同内排压脚高度剪应变增量图Fig.5 Shear strain increment diagrams of different internal discharge presser foot heights

从x 向位移云图对比分析可知，在弱层赋存条件下，内排压脚高度与x 向位移量呈正相关，边坡体受破坏与变形程度呈减小趋势；从剪应变云图对比分析可知，边坡体内弱层赋存是引发其失稳破坏的决定因素，边坡体失稳破坏模式主要为边坡上覆岩体沿其弱层面的“坐落-滑移”式破坏，内排压脚后剪应变未出现贯通，边坡失稳破坏得到有效控制；内排压脚高度为20、40、60、80 m 时，边坡稳定系数分别为1.03、1.05、1.08、1.24，数值模拟分析结果与极限平衡计算结果之间具有较高的一致性。综合分析，内排压脚控制方案为：内排压脚高度80 m、平盘宽度50 m。

4 控制效果评价

为实时掌握滑坡区治理过程中及治理后边坡稳定状况，同时作为边坡失稳破坏控制效果评估依据，运用边坡雷达全天候不间断扫描与监测，边坡雷达将监测面划分成若干个边长相等的正方体，可有效提取任一区域内监测数据，将变形区边界划分更准确，基于以上监测手段选取变形区内不同位置特征点，对治理前、治理过程中及治理后监测数据分析，得出不同阶段、不同监测点累计位移量（变形开始至治理工程结束）。特征点平面位置如图6，特征点累计位移量图如图7。

图6 特征点平面位置图Fig.6 Location plan of feature points

图7 特征点累计位移量图Fig.7 Cumulative displacement of characteristic points

由于变形区范围大、回填压脚高度大、任务紧，同时受场地条件限制，施工难度大、施工周期长，为克服上述困难，制定分阶段式施工组织设计。整个治理工程于2014 年4 月开始，2014 年8 月基本完成。依据监测数据分析可知：控制前边坡处于持续变形阶段，随着工程实施，至2014 年8 月开始边坡变形速度明显减缓，2014 年11 月后月变形位移量由控制前的最大4 500 mm 减小至600 mm，变形体基本趋于匀速变形阶段，变形量无明显增大趋势，边坡基本趋于稳定状态。结果表明，采用内排压脚手段边坡失稳破坏基本得到有效控制，边坡稳定性有了一定提高，控制后具有显著成效。