防渗电解锰渣库流固耦合稳定性分析.pdf

防渗电解锰渣库流固耦合稳定性分析 ① 刘 宁１， 甘宇宁２， 陈 兵１ （１．上海交通大学，上海 ２００２４０； ２． 深圳市胜义环保有限公司，广东 深圳 ５１８０６７） 摘 要 以电解锰工程性质为基础，使用流固耦合的极限平衡法，对铺膜防渗锰渣库的边坡稳定性进行了分析。 分析表明，铺膜防 渗显著降低了锰渣库边坡的稳定性。 库底导渗系统对维持锰渣库边坡稳定性发挥着至关重要的作用。 山谷型铺膜防渗锰渣库在 运行期间的边坡抗滑稳定安全系数可能低于终期抗滑稳定安全系数，运行前期渣库快速上升阶段安全系数为最低，而最危险滑动 面经过防渗膜与锰渣的界面。 因此，锰渣库初期坝上游坡面和底部设计坝高持力区不应使用光面膜，而应当使用双糙面膜。 库底 导渗系统须有足够的抗压能力，以保证其长期发挥作用。 渣库运行前期应增加导渗体的密度，加速锰渣排水固结。 关键词 锰渣库； 边坡稳定； 安全系数； 高密度聚乙烯膜 中图分类号 ＴＵ４１１文献标识码 Ａｄｏｉ１０．３９６９／ ｊ．ｉｓｓｎ．０２５３－６０９９．２０１４．０２．００５ 文章编号 ０２５３－６０９９（２０１４）０２－００２０－０５ Ｓｌｏｐｅ Ｓｔａｂｉｌｉｔｙ Ａｎａｌｙｓｉｓ ｆｏｒ Ｅｌｅｃｔｒｏｌｙｔｉｃ Ｍａｎｇａｎｅｓｅ Ｔａｉｌｉｎｇｓ Ｐｏｎｄ Ｂａｓｅｄ ｏｎ Ｆｌｕｉｄ⁃ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ Ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｓ Ｔｈｅｏｒｙ ＬＩＵ Ｎｉｎｇ１， ＧＡＮ Ｙｕ⁃ｎｉｎｇ２， ＣＨＥＮ Ｂｉｎｇ３ （１．Ｓｈａｎｇｈａｉ Ｊｉａｏｔｏｎｇ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ， Ｓｈａｎｇｈａｉ ２００２４０， Ｃｈｉｎａ； ２．Ｓｈｅｎｚｈｅｎ Ｓｈｅｎｇ Ｙｉ Ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ Ｃｏ Ｌｔｄ， Ｓｈｅｎｚｈｅｎ ５１８０６７， Ｇｕａｎｇｄｏｎｇ， Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ Ｗｉｔｈ ａｎ ｅｌｅｃｔｒｏｌｙｔｉｃ ｍａｎｇａｎｅｓｅ ｐｒｏｊｅｃｔ ａｓ ａｎ ｅｘａｍｐｌｅ， ｓｌｏｐｅ ｓｔａｂｉｌｉｔｙ ａｎａｌｙｓｉｓ ｗａｓ ｐｅｒｆｏｒｍｅｄ ｗｉｔｈ ｌｉｍｉｔ ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍ ｏｆ ｆｌｕｉｄ⁃ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｓ ｆｏｒ ｔｈｅ ｅｌｅｃｔｒｏｌｙｔｉｃ ｍａｎｇａｎｅｓｅ ｔａｉｌｉｎｇｓ ｐｏｎｄ ｗｈｉｃｈ ｗａｓ ｃｏｖｅｒｅｄ ｗｉｔｈ ＨＤＰＥ ｇｅｏｍｅｍｂｒａｎｅ ｆｏｒ ｓｅｅｐａｇｅ⁃ｐｒｏｏｆｉｎｇ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ． Ｔｈｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｒｅｖｅａｌｓ ｓｕｃｈ ａｎｔｉ⁃ｓｅｅｐａｇｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ ｈａｓ ｒｅｍａｒｋａｂｌｙ ｒｅｄｕｃｅｄ ｔｈｅ ｐｏｎｄ ｓｌｏｐｅ ｓｔａｂｉｌｉｔｙ， ｂｅｃａｕｓｅ ｔｈｅ ｓｅｅｐａｇｅ ｄｒａｉｎａｇｅ ｏｎ ｔｈｅ ｂｏｔｔｏｍ ｏｆ ｐｏｎｄ ｉｓ ｏｆ ｇｒｅａｔ ｉｍｐｏｒｔａｎｃｅ ｔｏ ｔｈｅ ｍａｉｎｔｅｎａｎｃｅ ｏｆ ｔｈｅ ｐｏｎｄ ｓｌｏｐｅ ｓｔａｂｉｌｉｔｙ． Ａｓ ｆｏｒ ｔｈｏｓｅ ｅｌｅｃｔｒｏｌｙｔｉｃ ｍａｎｇａｎｅｓｅ ｔａｉｌｉｎｇｓ ｐｏｎｄ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｅｄ ｉｎ ｖａｌｌｅｙｓ， ｉｆ ｂｅｉｎｇ ｃｏｖｅｒｅｄ ｗｉｔｈ ＨＤＰＥ ｇｅｏｍｅｍｂｒａｎｅ， ｔｈｅ ｆａｃｔｏｒ ｏｆ ｓａｆｅｔｙ ａｇａｉｎｓｔ ｓｌｉｄｉｎｇ ｄｕｒｉｎｇ ｉｔｓ ｏｐｅｒａｔｉｏｎ ｍａｙ ｂｅ ｌｏｗｅｒ ｔｈａｎ ｔｈａｔ ｎｅａｒ ｉｔｓ ｔｅｒｍｉｎａｌ ｔｉｍｅ， ｂｅｃａｕｓｅ ｔｈｅ ｆａｃｔｏｒ ｏｆ ｓａｆｅｔｙ ａｇａｉｎｓｔ ｓｌｉｄｉｎｇ ｉｓ ｔｕｒｎｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｌｏｗｅｓｔ ｌｅｖｅｌ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｔａｉｌｉｎｇｓ ｈｅｉｇｈｔ ｒａｐｉｄｌｙ ｉｎｃｒｅａｓｉｎｇ ｉｎ ｔｈｅ ｐｏｎｄ， ａｎｄ ｔｈｅ ｃｒｉｔｉｃａｌ ｆａｉｌｕｒｅ ｓｕｒｆａｃｅ ｗｉｌｌ ｇｏ ｔｈｒｏｕｇｈ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｆａｃｅ ｂｅｔｗｅｅｎ ｍａｎｇａｎｅｓｅ ｓｌａｇ ａｎｄ ＨＤＰＥ ｇｅｏｍｅｍｂｒａｎｅ． Ａｓ ａ ｒｅｓｕｌｔ， ｔｅｘｔｕｒｅｄ ｇｅｏｍｅｍｂｒａｎｅ ｓｈｏｕｌｄ ｂｅ ｕｓｅｄ ｆｏｒ ｕｐｓｔｒｅａｍ ｓｌｏｐｅ ｏｆ ｔｈｅ ｄａｍ ａｎｄ ａｒｅａｓ ｂｅｎｅａｔｈ ｔｈｅ ｍａｎｇａｎｅｓｅ ｓｌａｇ ｓｌｏｐｅ ｉｎ ｉｔｓ ｅａｒｌｙ ｏｐｅｒａｔｉｏｎ ｓｔａｇｅ． Ｔｈｅ ｂｏｔｔｏｍ ｄｒａｉｎａｇｅ ｓｙｓｔｅｍ ｓｈｏｕｌｄ ｈａｖｅ ｓｕｆｆｉｃｉｅｎｔ ｂｅａｒｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙ ｔｏ ｅｎｓｕｒｅ ｌｏｎｇ⁃ｔｅｒｍ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｕｎｄｅｒ ｈｉｇｈ ｐｒｅｓｓｕｒｅ． Ｆｕｒｔｈｅｒｍｏｒｅ ｄｒａｉｎａｇｅ ｓｙｓｔｅｍ ｓｈｏｕｌｄ ｂｅ ｉｎｓｔａｌｌｅｄ ｉｎ ａ ｍｏｒｅ ｄｅｎｓｅ ａｒｒａｎｇｅｍｅｎｔ ｄｕｒｉｎｇ ｅａｒｌｙ ｓｔａｇｅｓ ｏｆ ｔａｉｌｉｎｇｓ ｐｏｎｄ ｏｐｅｒａｔｉｏｎ ｔｏ ｆａｃｉｌｉｔａｔｅ ｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎ ｏｆ ｍａｎｇａｎｅｓｅ ｓｌａｇ ａｎｄ ｓｔａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｍａｎｇａｎｅｓｅ ｓｌａｇ ｓｌｏｐｅ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ ｍａｎｇａｎｅｓｅ ｓｌａｇ ｐｏｎｄ； ｓｌｏｐｅ ｓｔａｂｉｌｉｔｙ； ｆａｃｔｏｒ ｏｆ ｓａｆｅｔｙ； ＨＤＰＥ ｇｅｏｍｅｍｂｒａｎｅ 电解锰渣中含有重金属和其它污染物，属于第 ＩＩ 类一般工业固废。 锰渣库一旦发生溃坝、管涌或渗漏 事故，将对下游民众安全和环境造成较为严重的危 害［１－２］。 因此，锰渣库既是重大环保设施又是重大安 全设施，锰渣库设计既要防止渣库渗漏又要确保渣库 安全稳定。 随着我国环保要求的提高，新建电解锰渣 库普遍采用抗穿刺和耐腐蚀的高密度聚乙烯膜 （ＨＤＰＥ 膜）作为渣库底部水平防渗层。 防渗膜的铺设 虽然防止了渗滤液的渗漏和污染，但是对锰渣库边坡 稳定性产生了不利影响，主要体现在两个方面防渗膜 延缓了锰渣的排水固结，抬高了库区浸润线，降低了电 解锰渣的抗剪强度；膜渣界面形成薄弱层，边坡抗滑稳 定安全系数降低。 常规尾矿库边坡稳定性分析通常仅考虑渣库抬升 至设计最终标高时，稳定渗流工况下的抗滑稳定安全 系数［３－４］。 当计算安全系数大于规范要求的最小安全 系数时，认为尾矿库边坡是稳定的。 其隐含的假设为 尾矿库边坡的抗滑稳定安全系数随渣库高度的增加而 ①收稿日期 ２０１３－１１－０６ 作者简介 刘 宁（１９７７－），男，湖南长沙人，博士，研究方向为环境岩土工程、工业固体废弃物堆存、物探技术在土木工程中的应用。 第 ３４ 卷第 ２ 期 ２０１４ 年 ０４ 月 矿矿 冶冶 工工 程程 ＭＩＮＩＮＧ ＡＮＤ ＭＥＴＡＬＬＵＲＧＩＣＡＬ ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧ Ｖｏｌ．３４ №２ Ａｐｒｉｌ ２０１４ 降低，当渣库抬升至设计最终标高时，抗滑稳定安全系 数最低。 对于透水性好的尾矿材料，在渣库抬升过程 中，如果孔隙水压力消散较快，上述假设通常是成立 的。 然而，对于透水性差的尾矿材料，孔隙水压力的消 散速度不及渣库的上升速度，该假设不一定成立。 对 于该种情况，一般需要采用流固耦合的非稳态渗流分 析方法［５－６］，来确定渣库在不同运行时期的超孔隙水 压力。 电解锰渣属于低渗透性材料，渗透系数介于 （０􀆱 １～１）１０ －６ ｃｍ／ ｓ 之间， 且其不排水强度显著低于 排水强度［７］，因此，锰渣库的稳定性与渣库的上升速 度密切相关，其稳定性分析应基于通过流固耦合分析 确定的孔隙水压力。 此外，进行铺膜防渗的锰渣库，还应考虑防渗膜与 锰渣界面对边坡稳定性的影响。 生活垃圾填埋场失稳 经验表明，采用防渗膜水平防渗的堆体，其失稳模式通 常为经过堆体底部防渗层的楔形滑动［８－９］。 相关试验 研究也表明，电解锰渣与 ＨＤＰＥ 膜之间的界面抗剪强 度远低于电解锰渣自身的抗剪强度［７］，膜渣界面将作 为薄弱面存在。 因此，在锰渣库边坡稳定性分析中，除 采用常规圆弧滑动分析法，还应分析滑动面经过膜渣 界面的情况。 本文以一山谷型铺膜防渗锰渣库为例，在分析山 谷型锰渣库主要特征和运行特点的基础上，建立了锰 渣库渗流和稳定性分析模型。 通过流固耦合的有限元 方法确定了电解锰渣库的孔隙压力变化过程，并运用 极限平衡法对锰渣库在抬升过程中潜在滑移面及边坡 抗滑稳定安全系数的变化进行了分析，进而提出了增 强防渗锰渣库边坡稳定性的建议和措施。 １ 山谷型铺膜防渗锰渣库的特征 本文分析的锰渣库主要由堆石初期坝、锰渣堆积 坝、底部防渗层、地下水导排和库内导渗（渗滤液收 集）系统构成。 堆石初期坝高 ２０ ｍ，初期坝基础为基 岩，初期坝下游单级坡比 １∶２．５，１０ ｍ 一级，共分 ２ 级； 初期坝上游坡比 １ ∶２．０。 锰渣堆积坝高 ６０ ｍ，设计库 容 ２５０ 万立方米，规划使用年限为 ６ 年。 按照尾矿库 安全技术规程（ＡＱ ２００６－２００５）要求，库区在设计洪 水位条件下的最小干滩长度为 ５０ ｍ。 锰渣堆积坝采 用上游法填筑，堆积坝单级坡比 １ ∶２．５，５ ｍ 一级，共分 ９ 级，综合坡比 １ ∶３．０。 库底和初期坝上游坡面为 ０．６ ｍ 厚匀质粘土垫层，上覆 ２ ｍｍ 厚高密度聚乙烯膜 （ＨＤＰＥ 膜）全库盆水平防渗。 锰渣库底部铺设两道库 底导渗，距离初期坝上游坡脚分别为 ５０ ｍ 和 １００ ｍ。 库底导渗宽 ３ ｍ，高 ０．５ ｍ，由无纺土工布包裹砾石和渗 滤液收集管构成，渗滤液收集管穿过防渗膜，从初期坝 底将收集的渗滤液排出库外。 每级锰渣堆积子堤上游 坡脚处加设坡面导渗，以控制渣库内浸润线埋深。 坡面 导渗距离坡面的水平距离为１０ ｍ，共设９ 道。 坡面导渗 宽 １ ｍ，高 ０．５ ｍ，也由无纺土工布包裹碎砾石和排水管 构成。 具体的锰渣坝纵剖面形态如图 １ 所示。 图 １ 铺膜防渗锰渣库边坡形态图 由于该锰渣尾矿库处于一狭长沟谷中，初期坝坝 顶以下库容较小，根据渣库地形图和电解锰渣的年产 量数据，可以得出渣面高度随时间的变化曲线，如图 ２ 所示。 在电解锰渣年产量不变的情况下，在运营初期， 库内渣面上升速度很快，半年时间就超过了初期坝坝 顶标高。 后期随着渣库抬升，渣面面积增大，渣库上升 速度逐年降低。 图 ２ 渣面高度⁃时间图 ２ 锰渣坝渗流及稳定性分析数值模型 根据锰渣坝的形态，使用 ＧＥＯ⁃ＳＴＵＤＩＯ ２０１２ 软件 建立了锰渣库固结、渗流和稳定性分析模型。 在计算 参数的选取上，采用了贵州省铜仁地区某电解锰渣的 工程性质试验数据［７］，分析所用材料的重度和力学指 标如表 １ 所示。 考虑到边坡失稳往往是在瞬间完成， 因此采用了固结快剪的锰渣抗剪强度数据。 此外，分 析中还考虑了渣库底部铺设光面膜和糙面膜两种情 况，并考虑到锰渣在堆筑过程中存在较大变形，选用了 残余界面抗剪强度作为膜渣界面强度参数。 在锰渣库 抬升过程中，下层锰渣在上覆锰渣压力作用下固结，孔 隙比逐渐降低，渗透系数随之降低。 根据电解锰渣工 １２第 ２ 期刘 宁等 防渗电解锰渣库流固耦合稳定性分析 程性质的试验研究结果［７］，通过下式确定锰渣在不同 深度的孔隙比以及相应的渗透系数 ｅ ＝ １．２８２５ － ０．１９１８ｌｇσ（１） ｋ ＝ ｅｘｐ（１６．０８３ｅ） １０ －１２ （２） 式中 ｅ 为孔隙比；σ 为竖向应力，ｋＰａ；ｋ 为渗透系数， ｃｍ／ ｓ。 计算得到的锰渣在不同运行阶段和深度的渗透系 数如表 ２ 所示。 表 １ 锰渣库抗滑稳定性分析采用材料参数 材料 重度 γ／ （ｋＮｍ －３ ） 抗剪强度 ｃ／ ｋＰａφ／ （） 电解锰渣１８．９～２０．６１）０．０３３．５ 堆石初期坝２５．００．０３５．０ 粘土垫层２０．０１５．０１８．０ 底部基岩２５．０２００．０３５．０ 膜渣界面（糙面）０．０２０．３ 膜渣界面（光面）０．０１４．８ １） 随深度取相应值。 表 ２ 不同阶段电解锰渣各层渗透系数 高程 ／ ｍ 层厚度 ／ ｍ 不同阶段电解锰渣各层渗透系数／ （１０ －７ ｃｍｓ －１ ） ０．５ 年１ 年１．５ 年２ 年２．５ 年３ 年３．５ 年４ 年４．５ 年５ 年５．５ 年６ 年 １２３２３６．９１３．９４３．００２．３９２．０６１．８０１．６６１．４８１．３３１．２１１．１０１．０４ １２９６４１．５２１３．４０７．３３５．３１４．１０３．５３２．９１２．４５２．１１１．８４１．６９ １３３４７１．３３１６．４６９．５８６．５３５．３１４．１０３．３０２．７４２．３２２．１１ １３７４７１．３３２０．９９１１．２１８．３２５．８６４．４４３．５３２．９１２．５９ １４０３１０４．７３２４．１７１４．７９８．９１６．１８４．６４３．６６３．１９ １４３３１０４．７３３３．８０１４．７９８．９１６．１８４．６４３．９４ １４６３１７９．９３２８．２８１３．４０８．３２５．８６４．８４ １４９３１０４．７３２４．１７１２．２２７．８０６．１８ １５２３１０４．７３２４．１７１２．２２８．９１ １５５３１０４．７３２４．１７１４．７９ １５８３１０４．７３３３．８０ １６０２１７９．９３ 在渗流分析中，干滩长度统一设为尾矿库安全 技术规程允许的最小干滩长度值 ５０ ｍ。 此外，由于 电解锰渣渗透系数很低，排水固结是一个缓慢的过程， 本次分析采用了渗流⁃固结耦合的方法计算锰渣库在 不同阶段的孔隙水压力。 锰渣坝抗滑稳定性分析采用了摩根斯坦⁃普赖斯 法，该方法是目前国际上普遍采用的计算任意形状滑 动面安全系数的极限平衡条分法之一［１０－１１］。 模型的 分析中，依照每半年所对应的渣面高程作为一个施工 步进行计算，首先采用流固耦合的有限元法，得到该半 年时间内超孔隙水压力消散情况，以及与之相对应的 有效应力分布。 接着运用极限平衡条分法，考虑经过 锰渣堆积坝内部的圆弧形滑移面和经过膜渣界面的楔 形滑移面两种情况，计算锰渣坝在各个运行阶段的最 危险滑动面和最小抗滑稳定安全系数。 ３ 模型分析结果 在使用糙面膜的情况下，锰渣坝在第 １ 年末、第 ３ 年末和第 ６ 年末的孔隙水压力分布、浸润线和最危险 滑动面分别示于图 ３～５ 中。 在第 １ 年末，堆积坝内孔 隙水压力很高，抗滑稳定安全系数仅为 １．２３９；到第 ３ 年末，随着锰渣库抬升，孔隙水压力进一步增大，抗滑 稳定安全系数进一步降低到了 １．１９７；到第 ６ 年末，堆 积坝内超孔隙水压力逐步消散，但是由于堆积高度增 加，抗滑稳定安全系数仅提升到 １．２１８。 在 ３ 个不同运 行阶段，锰渣坝的最危险滑动面都是经过膜渣界面的， 前期破坏模式为浅层滑动，滑动面经过初期坝上游坡 面的膜渣界面；后期破坏模式为深层滑动，滑动面经过 堆积坝底持力区。 图 ５ 还显示了经过堆积坝坡脚的圆 弧滑动面，其抗滑稳定安全系数为 １．５２８。 可见，对于 铺膜防渗的锰渣坝，仅仅验算经过锰渣堆积体的圆弧 形滑动破坏是不够的。 图 ３ 第 １ 年末孔压分布与稳定性分析结果 图 ４ 第 ３ 年末孔压分布与稳定性分析结果 ２２矿 冶 工 程第 ３４ 卷 图 ５ 第 ６ 年末孔压分布与稳定性分析结果 若忽略锰渣固结所需时间，仅分析锰渣坝在稳态 渗流情况下的稳定性，则计算得到的锰渣坝的最小抗 滑稳定安全系数要比通过流固耦合计算得到的最小抗 滑稳定安全系数高得多。 图 ６ 显示了在稳态渗流条件 下，铺设糙面膜的锰渣坝达到设计标高时的最小抗滑 稳定安全系数为 １．４８９。 该计算结果反应的是锰渣库 经过长时间排水固结，库内超孔隙水压力完全消散后 的渣库安全状况。 目前锰渣坝边坡稳定性分析普遍采 用的是该工况，可见其计算结果偏不保守。 图 ６ 稳态渗流工况孔压分布与稳定性分析结果 图 ７ 比较了在 ４ 种不同工况下，锰渣坝边坡最小 抗滑稳定安全系数随渣库高度的变化① 库底无防渗 膜，初期坝为透水坝；② 全库盆铺设糙面膜，但渣库上 升速度非常缓慢，超孔隙水压力完全消散（稳态渗流 状态）；③ 全库盆铺设糙面膜，渣库在 ６ 年时间内抬升 ６０ ｍ 高程；④ 全库盆铺设糙面膜，渣库在 ６ 年时间内 抬升 ６０ ｍ 高程，但底部导渗失效。 第一种工况反映的 是目前大多数按尾矿库标准建设的锰渣库安全性状。 从图 ７ 中可以看出，当初期坝为透水坝，坝前锰渣可充 分排水固结时，锰渣坝有充足的安全余地，当渣库抬升 至 ６０ ｍ 高度时，抗滑稳定安全系数最低，但也在 １．７ 以上，且破坏模式均为经过锰渣堆体的圆弧形滑动。 第二种工况反映的是在铺膜防渗的条件下，如果忽略 渣库抬升速度对边坡稳定性的影响，通过稳态渗流分 析获得库内水压力，计算得出的抗滑稳定安全系数也 在 １．５ 以上。 第三种工况反映的是考虑渣库抬升速度 影响，通过流固耦合分析获得库内水压力，计算得到的 抗滑稳定安全系数，远低于稳态渗流状态下的抗滑稳 定安全系数，且低于尾矿库安全技术规程所要求的 最小抗滑稳定安全系数（其标准值为 １．３）。 第四种工 况反映的是铺膜防渗的锰渣库，如果其底部导渗体因 上覆压力或蠕变而破坏，失去排水能力，整个渣库的抗 滑稳定安全系数将大幅降低。 特别是渣库运行后期， 计算稳定安全系数接近 １．０，渣库处于临界失稳状态。 图 ７ 安全系数与高程关系（糙面膜） 图 ７ 中对 ４ 种工况的对比显示，铺膜防渗措施对 锰渣库边坡稳定性产生了明显的不利影响，堆体可能 发生经过膜渣界面的深层滑动。 对于铺膜防渗的锰渣 库，还应考虑渣库上升速度对稳定性的影响，通过流固 耦合分析获得库内孔隙水压力。 在铺膜防渗后，底部 导渗系统对于渣坝的安全起到至关重要的作用。 为了 维持防渗膜的完整性，底部导渗的出口一般采取管穿 膜的形式，且多采用 ＨＤＰＥ 柔性管道。 其抗外压能力 有限，且存在承压能力随时间降低的特性。 因此，有必 要对库底导渗，特别是人工排渗材料采取保护措施，以 确保其在整个渣库运行期间持续地发挥作用。 如果库底铺设的不是糙面膜，而是光面膜，锰渣坝 的抗滑稳定安全系数将进一步降低。 图 ８ 比较了在稳 态渗流、流固耦合和底部导渗失效 ３ 种工况下，使用光 面膜防渗的锰渣坝的最小抗滑稳定安全系数。 特别是 在底部导渗失效的情况下，锰渣库的最小抗滑稳定安 全系数将降到 １．０ 以下，即锰渣库可能发生边坡失稳 事故。 图 ８ 安全系数与高程关系（光面膜） ３２第 ２ 期刘 宁等 防渗电解锰渣库流固耦合稳定性分析 ４ 结 语 在相同的渣库形态条件下，铺膜防渗使得渣库边 坡抗滑稳定安全系数大幅降低，最危险滑动面也由经 过锰渣堆体内部的圆弧形滑动面变成经过膜渣界面的 楔形滑动面。 同时，由于电解锰渣渗透性低，锰渣在渣 库快速上升阶段无法充分排水固结，锰渣堆积坝内超 孔隙水压力高，有效应力偏低，导致锰渣堆积坝实际抗 滑稳定安全系数比充分固结排水条件下的安全系数 低；其最低值出现在第 １～３ 年间，这将与常规上游法堆 筑尾矿库的最危险状态出现在最终设计高程的情况不 同。 因此，对于低渗透性的筑坝材料，应同时考虑其在 运行过程中渣库抬升速度对坝体整体稳定性的影响。 由于糙面膜可提供比光面膜更高的界面抗剪强 度，为保证坝体安全，在初期坝上游坡面和堆积坝设计 标高持力区，应使用与锰渣及膜下垫层间界面抗剪强 度较高的双糙面膜。 铺膜防渗后，库底导渗系统对于 维持边坡的稳定性极为关键，库底导渗一旦堵塞，边坡 稳定性将大幅降低。 因此，需要校核底部排渗管道的 承压能力， 防止排渗管道在上覆压力作用下屈服破 坏； 对于采用人工合成排渗材料的，如土工复合物、土 工排水席垫，还需考虑这些材料的蠕变，防止排渗层过 水能力因蠕变而大幅降低。 参考文献 ［１］ 杨爱江， 吴 维， 袁 旭， 等． 电解锰废渣重金属对周边农田土 壤的污染及模拟酸雨作用下的溶出特性［Ｊ］． 贵州农业科学， ２０１２，４０（３）１９０－１９３． ［２］ 姚 俊， 吴文学， 杨小端， 等． 电解锰中重金属元素与流域污染 ［Ｊ］． 吉首大学学报（自然科学版）， １９９９（３）７４－７７． ［３］ 罗晓辉， 白世伟， 万凯军， 等． 尾矿坝渗透静力稳定分析［Ｊ］． 岩 土力学， ２００４，２５（４）５６０－５６４． ［４］ 李兆炜， 胡再强． 基于渗流理论的尾矿坝坝体稳定性分析研究 ［Ｊ］． 水利与建筑工程学报， ２０１０，８（１）５６－５９． ［５］ 柳厚祥， 李 宁， 廖 雪， 等． 考虑应力场与渗流场耦合的尾矿 坝非稳定渗流分析［Ｊ］． 岩石力学与工程学报， ２００４，２３（１７） ２８７０－２８７５． ［６］ 徐文杰， 王立朝， 胡瑞林． 库水位升降作用下大型土石混合体边 坡流⁃固耦合特性及其稳定性分析［Ｊ］． 岩石力学与工程学报， ２００９，２８（７）１４９１－１４９８． ［７］ 刘 宁， 甘宇宁， 陈 兵． 电解锰渣工程特性的试验研究［Ｊ］． 矿 冶工程， ２０１３（５）３３－３７． ［８］ 高丽亚． 垃圾填埋场沿底部衬垫界面失稳破坏及土工膜拉力研究 ［Ｄ］． 上海 同济大学土木工程学院， ２００７． ［９］ 冯世进， 陈云敏， 高广运． 垃圾填埋场沿底部衬垫系统破坏的稳 定性分析［Ｊ］． 岩土工程学报， ２００７，２９（１）２０－２５． ［１０］ 朱大勇， 李焯芬， 黄茂松， 等． 对 ３ 种著名边坡稳定性计算方法 的改进［Ｊ］． 岩石力学与工程学报， ２００５， 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ｋｕａｎｇｙｅｇｏｎｇｃｈｅｎｇｚｚ＠ １６３．ｃｏｍ ４２矿 冶 工 程第 ３４ 卷