王 峰，杨 勇，王宇驰，王薪荣，胡 军，杨 斌

（1.鞍钢集团矿业弓长岭有限公司露采分公司，辽宁 辽阳 111000；2.辽宁科技大学 矿业工程学院，辽宁 鞍山 114051；3.辽宁科技大学 土木工程学院，辽宁 鞍山 114051）

尾矿库是矿山建设不可或缺的重要组成部分。因场址位置选择、堆积高度、尾矿水渗流作用、岩土体弱化等，尾矿坝存在溃坝危险，一旦溃坝容易造成人造泥石流等重大事故。近年来，国内外均有报道尾矿库溃坝事故，如2000年罗马尼亚乌鲁尔金矿因连续降雨使废水漫坝，1万多立方米含氰化物等重金属的污水流经之处所有生物无一生还；2009年8月俄罗斯Karamken尾矿库因强降雨发生溃坝，造成至少1人死亡11座房屋摧毁［1］。

随着矿产资源快速开采，排出尾矿激增，所需尾矿库容也逐步增加。为了保证矿山持续安全生产，必须新建尾矿库或加高已有尾矿库。新建尾矿库需要重新征用紧缺的土地资源，必然会耗费大量资金。相比之下，加高并扩大现有尾矿库是更为经济可行的办法。尾矿坝的加高又会面临更大安全风险，尾矿坝稳定性研究一直是矿山生产安全研究的重点和难点问题［2］。尾矿坝的稳定性监测与维护占用大量资金，严重影响矿山企业经济效益，同时尾矿库溃坝可能威胁到下游居民的生命财产安全［3］。国内外学者应用自动化监测、物理实验、理论分析、数值分析、不确定性分析等方法［4-7］，考虑堆积土层分布、岩土体物理力学性质、水渗流及其对岩土体弱化作用、地震或洪水等极端天气影响［8-12］，分别从不同角度分析了影响尾矿坝稳定性的因素及其影响程度。综合现有研究表明，尾矿坝结构特征、渗流、地震液化等因素是尾矿坝溃坝的主要因素［13］。不同尾矿库类型、原始地层结构、堆积层分布、水源补给和施工管理等都存在很大差异，因此针对要研究的尾矿库需要综合不同方法有针对性分析尾矿坝稳定性。

据此，本研究在现场勘察、室内试验基础上，通过Geo-studio软件模拟分析辽宁某尾矿库加高扩容前后渗流场、长期稳定性和地震动力响应。分析复杂地层中库内浸润线变化规律及形成原因，计算坝体在正常运行、洪水运行和地震载荷组合作用下的稳定性，揭示尾矿坝可能存在的失稳破坏形式，并提出应对措施，为尾矿库安全管理提供参考。

1 工程概况

辽宁某尾矿库三面环山，位于低山丘陵间“V”字型沟谷中，属于山谷型尾矿库（图1）。无不良地质作用，无较大规模崩塌、滑坡、泥石流等地质灾害。矿区内无较大地表水体，主要为山间融水和基岩裂隙水和大气降水。尾矿库初期设计坝高为88 m，库容约900万m3，为三等尾矿库。初期坝坝脚标高290.05 m，坝顶 标高308.5 m，坝高23.5 m，外坡比1∶2，初期坝为透水堆石坝，外坡采用块石护坡，并种有植被（图2）。尾矿库现状堆积标高为373.0 m，高约为64.5 m，堆积坝外坡平均坡比1∶5，库内水位标高368.68 m，干滩长度约为279.0 m，平均干滩坡度为1%。排水系统采用排水井-排水管方式，排水管下游出口设有消力池。采用上游式筑坝工艺堆筑子坝，坝体外坡面已形成11级马道，马道宽为2～60 m不等，坝面采用山皮土覆盖，种有植被。

图1 尾矿库平面布置图Fig.1 Layout plan of tailings pond

图2 尾矿坝现状典型断面图Fig.2 Typical section of tailings dam

现状堆积标高为373.0 m邻近设计标高375.0 m。为保证选矿厂尾矿的正常排放，满足矿山安全运营要求，经现场踏勘并依据相关规程，对尾矿库进行加高扩容设计。设计加高后坝顶标高增至424.0 m，增高49 m，新增库容约1 020万m3，总坝高139.0 m，总库容约1 954.63万 m3。按照最新《尾矿设施设计规范》（GB 50863－2013），尾矿库增高扩容后为二等库。

2 尾矿坝渗流场模拟计算

尾矿坝稳定性受水渗流和外部载荷耦合作用，尾矿库内水位变化是尾矿坝稳定性的重要影响因素之一。库内水在坝体内由高处向低处渗透流动，驱使部分岩土颗粒移动而产生渗透变形，进而形成洞穴或渗流通道。随着尾矿坝逐渐升高，库内积水面积增大，坝体内浸润线和岩土体力学性质发生变化。在渗流、自重应力和地震作用下，若安全系数低于临界值，则尾矿坝可能溃坝决堤。因此，通过监测或计算坝体内浸润线等指标，了解尾矿坝渗流场是尾矿坝稳定性分析的关键一步。

2.1 计算方法及方案

Geo-studio软件是一套模拟地质工程和地质环境的仿真软件，SEEP／W模块可以模拟任何复杂的孔隙介质材料渗流问题，可以直接将渗流模拟结果导入SLOPE／W模块模拟不同工况下边坡稳定性［14］。本次计算以实测浸润线为准，选取尾矿坝中轴线方向的剖面为典型断面，进行渗流和稳定性分析。首先基于渗透性试验得到的基本参数，通过Geo-studio软件的SEEP／W模块模拟渗流场及浸润线；其次对比实测浸润线，修正渗透系数；在此基础上模拟分析尾矿坝加高后长期稳定性。

2.2 渗透系数修正

如图1所示，选取尾矿坝中轴线方向相对最不利的1-1剖面为典型断面，依据勘察规范钻取各层岩土试样，进行基本物理力学试验获得各层岩土主要物理力学参数见表1。如图3所示，建立数值模拟模型，首先模拟计算现状坝顶标高为373.0 m时浸润线及渗流场，现状正常运行库内水位标高为368.68 m。

表1 修正前后各材料物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of materials before and after correction

图3 尾矿坝地质结构Fig.3 Geological structure of tailings dam

如图4（a）所示，模拟计算得到的浸润线与实测浸润线有一定差异。由图4可知，浸润线有差异主要是由于④1层尾中砂位于尾粉砂夹层中，渗透系数偏高。水力坡降较大位置位于距离初期坝顶水平距离200 m以外尾粉砂内，浸润线在渗透速率较大的尾中砂中近似水平。由于取样的随机性，测定的渗透系数不能完全反映实际堆置各岩土层性质。因此需要结合实测浸润线对各岩土层渗透系数进行修正，再次模拟以接近实测浸润线。如图4（b）所示，经修正后模拟计算得到的浸润线与实测浸润线基本一致，因此修正后材料渗透系数可以为后续加高渗流场分析和尾矿坝长期稳定性分析所采用。

图4 现状修正渗透系数前后计算浸润线与实测浸润线位置Fig.4 Calculated and measured phreatic line positions before and after correction of permeability coefficient

2.3 加高扩容后渗流场模拟

采用修正后的渗透系数，模拟计算加高后坝顶标高424.0 m时正常运行和洪水运行工况下的浸润线。根据设计单位对加高后调洪演算得到的正常水位和洪水水位分别为419.00 m和420.11 m，干滩长度分别为250 m和139 m。

图5（a）、（b）分别为加高后坝顶标高424.0 m正常运行和洪水运行工况下的浸润线及渗流场计算结果图。计算结果表明加高后浸润线最小埋深均在10 m以上，满足《尾矿设施设计规范》规定的浸润线最小埋深要求。其中洪水运行工况下浸润线有所抬升，部分邻近坡面。洪水运行工况仅为洪水期偶见情况，短期内库区内的水将会排走，不会形成稳定渗流。

图5 坝顶424 m标高正常运行和洪水运行工况浸润线位置Fig.5 Phreatic line under normal operation and flood operation with dam crest elevation of 424 m

3 尾矿坝稳定性分析

3.1 计算工况及参数

极限平衡法中瑞典圆弧滑动法和Bishop法是矿山尾矿坝稳定性分析常用的方法，也是规范要求的主要分析方法［13］。在渗流场模拟基础上应用SLOPE模块，首先采用瑞典圆弧滑动法和Bishop法模拟分析现状坝顶373.0m标高正常运行（坝体自重＋实测水位的荷载组合）、洪水运行（坝体自重＋最高洪水位的荷载组合）和特殊运行（坝体自重＋实测水位＋地震荷载组合）三种工况下坝体稳定性，然后基于现状参数预测加高后坝顶标高424.0 m时三种工况条件下坝体抗滑稳定性。计算模型底部、两侧固定约束。通过对现场地质钻探，室内基本物理力学试验、尾矿颗粒分析等试验，得到各岩土层物理力学参数详见表1。

3.2 计算结果分析

计算得到现状三种工况下瑞典圆弧法和Bishop法计算的安全系数均大于允许最小安全系数。如图6和图7所示，以正常运行工况为例，采用瑞典圆弧滑动法和Bishop法计算得到安全系数分别为1.477和1.525。根据设计规范，现状为三级尾矿库，两种方法允许坝坡稳定性最小安全系数分别为1.20和1.30。现状坝坡安全系数有一定富余，坝坡整体稳定。坝体潜在滑移面主要表现为浅层滑移破坏，滑移面形状为圆弧形。

图6 正常运行条件下坝体瑞典圆弧法稳定性计算结果图Fig.6 Stability of tailings dam by Swedish slip circular method under normal operation conditions

图7 正常运行条件下坝体Bishop法稳定性计算结果图Fig.7 Stability of tailings dam by Bishop method under normal operation conditions

在现状岩土层参数基础上，根据设计方案建立数值模拟模型，应用两种方法分别计算加高后坝顶标高424.0 m时正常运行、洪水运行和特殊运行三种工况下坝体稳定性。采用瑞典圆弧滑动法和Bishop法计算三种工况下得到尾矿坝安全系数与允许最小安全系数对照（表2）。以瑞典圆弧滑动法为例，计算得到的三种工况下坝坡滑面及稳定系数如图8所示。

图8 正常运行、洪水运行和特殊运行条件下坝体瑞典圆弧法稳定性Fig.8 Stability of tailings dam by Swedish slip circular method under normal operation，flood operation and special operation conditions

由图8可知，各工况下尾矿坝抗滑稳定安全系数满足规范规定值。但需要注意的是，加高后安全系数相对于允许安全系数都不是很大，尤其在特殊工况下两种方法计算的安全系数都略大于允许最小值。根据模拟结果，加高后最危险滑面均位于370 m标高以下。相比较加高前滑移面，加高后滑移面向深层扩展，主要为深层滑移破坏。最危险滑移面在初期坝附近主要原因是初期坝附近靠近基岩处主要为尾中砂与尾粉土互层，尾中砂有较好的渗透性，但尾粉土降低了整体的渗透性，导致靠近初期坝附近浸润线升高。建议实时监测浸润线高度，必要条件下需要采取相应措施加固坝体并加强排水，降低浸润线高度。

4 尾矿坝地震动力响应

增高子坝建在尚未完全固结的尾矿料上，由于尾矿料颗粒细，级配均匀，密度较小，而且基本都处于饱和状态，在地震作用下极易液化，危及坝体安全。因此需要根据场区地震烈度，在坝体地震动力反应分析基础上评判和确定库内液化区的深度及范围，从而全面地评价坝体稳定性。本次计算在静力稳定性分析基础上应用QUAKE／W模块模拟分析尾矿坝动力稳定性。

4.1 动力计算参数

场区地震设防烈度为7度，基本地震加速度值为0.15 g，等效振动周次为12次，卓越周期为0.2 s，振动持续时间为20 s。以1975年海城地震记录为基础，按前述地震参数生成地震时程曲线，生成人工地震波后使用软件对地震波进行了基线校正并归零处理，得到基岩输入地震时程曲线如图9所示。

图9 输入水平地震时程曲线Fig.9 Time history curve of horizontal earthquake

根据现状堆积地层，易液化区主要为尾细砂、尾粉砂。采用等效线性化方法描述坝体土料的动力非线性特征。模拟动力学参数取值参考《某尾矿库增高扩容之动三轴试验报告》，试验测得最大动剪切模量Gmax＝15.35 MPa，其他动力学参数见表3。

表3 动剪切模量比、阻尼比与动剪应变关系Table 3 Relationship between dynamic shear modulus ratio，damping ratio，and dynamic shear strain

4.2 计算结果分析

图10给出了加高后坝顶424 m标高正常运行时地震载荷作用下响应。加高后正常运行时水平加速度最大值为0.507 g，加速度放大了3.38倍，最大峰值加速度大致位于坝顶位置。垂直加速度最大值为0.113 g，且只有局部放大，整体放大效应不明显。因地震波周期性，坝体表面每隔一定距离都出现较大峰值加速度。因选取的人工合成地震波，不同地震波峰值加速度最大值位置也不完全相同。

图10 加高后正常运行期加速度云图Fig.10 Cloud chart of acceleration during normal operation after heightening

图11分别给出了加高后正常运行期峰值动剪应力和水平位移云图。从峰值动剪应力云图11（a）看出，加高后正常运行工况下最大峰值剪应力在坝体内中间岩层的尾粉砂内，最大动剪应力为1 388 kPa，对尾矿坝的安全影响不大。从位移云图11（b）看出，加高后最大水平峰值位移0.438 cm，位于坝顶位置，对坝体影响是很小的。

图11 加高后正常运行期峰值动剪应力（单位：kPa）和水平位移（单位：m）云图Fig.11 Cloud chart of peak dynamic shear stress and horizontal displacement during normal operation period

如图12所示，在地震动力响应分析基础上，采用应力对比法计算断面可能存在的液化区域［15］，得到液化区分布范围。液化区结果表明，坝体断面内有局部液化，但液化区位于库区内，且未出现大范围液化现象。总体分析，尾矿坝在地震动力作用下不会出现大面积地震液化，不会引起地震动力破坏。但在尾矿库运营过程中，也需及时关注容易液化区域，对判定有可能液化的土层，应尽可能及时挖除并填充不易液化的土料。也可以考虑采取人工加密措施，增加尾矿料固结程度，加强排水等防护设施。

图12 加高后尾矿库液化区Fig.12 Liquefaction area of tailings pond after heightening

5 结论与建议

通过现场勘察、室内试验获得尾矿库堆积层基本物理力学参数，通过Geo-studio模拟了尾矿库加高扩容后尾矿库渗流场、坝体长期稳定性和动力响应，得到结论如下：

1）尾矿库加高前后浸润线最小埋深均在10 m以上，符合规程要求。洪水运行工况的浸润线相比正常运行工况向上适当抬高，有部分邻近坡面，但洪水运行工况仅为洪水期偶见情况，短期内库区内的水将会排走，不会形成稳定渗流。

2）采用瑞典圆弧滑动法和简化Bishop法模拟了坝体加高前后三种工况下的稳定性，并模拟了加高后7级地震对坝体安全性的影响。结果表明所有工况下安全系数均大于规范允许值，坝体稳定。综合静动力计算结果，7级地震对坝体安全性影响较小，库区内有局部液化但影响不大，运营过程中加强监管，及时处理可能液化的土层。

3）加高后尾矿坝抗滑稳定安全系数也满足规范规定值，但安全系数整体偏小，尤其在特殊工况下安全系数略大于允许最小安全系数。加高后最危险滑面仍位于坝体标高370 m以下，主要是因为初期坝附近靠近基岩处为尾中砂与尾粉土互层，尾中砂有较好的渗透性，但尾粉土降低了整体的渗透性，导致靠近初期坝附近浸润线升高。建议实时监测浸润线高度，尤其加强洪水期监测，防止浸润线抬升过高导致坝体不稳定，必要条件下需要加强排水并加固坝体以降低浸润线高度。