某上游法尾矿坝抗滑稳定性浅析.pdf

第 24 卷增刊 岩 土 力 学 Vol.24 Supp. 2003 年 10 月 Rock and Soil Mechanics Oct. 2003 收稿日期2003-05-28 作者简介胡明鉴，男，1974 年生，硕士，主要从事岩土力学与工程方面研究。 文章编号1000－7598－2003增 2025405 某上游法尾矿坝抗滑稳定性浅析 胡明鉴 ， 陈守义 ， 郭爱国 ， 张 华 中国科学院武汉岩土力学研究所岩土力学重点实验室， 湖北 武汉 430071 摘 要 通过某上游法尾矿坝抗滑稳定性分析，对比分析了坝体加高、浸润线条件、排渗系统运行状况和透镜体简化对尾 矿坝抗滑稳定性的影响。结果表明该尾矿坝抗滑稳定性随坝体加高而降低；排渗系统运行状况对尾矿坝抗滑稳定性的影响超 过坝体加高对尾矿坝抗滑稳定性的影响；根据一定简化原则减少透镜体，从而简化剖面形状和计算复杂程度，是一种能反映 工程实际但比较保守的分析方法。拟静力法并非适合于所有的尾矿堆积坝抗震稳定性分析，即便采用其所得结果也可能会出 现较大偏差。 关 键 词 尾矿坝； 抗滑稳定性； 排渗； 透镜体； 拟静力法 中图分类号 TV 649 文献标识码 A Opinions on the gangue-dam anti-slide stability analysis HU Ming-jian , CHEN Shou-yi , GUO Ai-guo , ZHANG Hua LRSM KEY Laboratory, Institute of Rock and Soil Mechanics, The Chinese Academy of Science, Wuhan 430071, China Abstract The results of anti-sliding stability analyses on an upstream gangue-dam have been used in this present paper to make simultaneous analyses on the effects of heitening the dam saturation line condition, operation state of drainage system and reduced lens on the anti-sliding stability of the gangue dam. The results have shown that the anti-sliding stability becomes poor as the dam height increases and the effect that the operation state of the draining system makes on the dam’s stability is higher than that of heightening the dam. The transaction shape and the complexity degree in calculation can be simplifield if the lens are reduced in the light of a certain simplification principle, which is an analyzing to reflect the engineering practice although it is some what conservative. Not all kinds of gangue dams can use the pseudo- static to analyse their seismic stability or great departure may result. Key words gangue dam; anti-sliding stability; drainage; lens; pseudo-static 1 前 言 某尾矿库尾矿坝经上游堆坝法填筑而成，主坝 的初期坝为均质粘性土坝，系当地砾质重亚粘土或 含砾粘土填筑而成。1961 年初开始建设，坝顶原设 计标高 66.5 m，年底施工高度仅为 6 m时即投入使 用，1962 年 7 月因洪水漫坝而溃口。事故发生前尾 矿已堆至距坝顶只有 10～20 cm， 几乎无调洪库容。 重建初期坝时为解决尾矿库安全排水，增加了排水 断面较大的排水管及排水斜槽，外坡底部设碎石滤 心坝，坡面用干砌块石护坡，并将初期坝坝顶标高 提高至 67.5 m。初期坝及排水系统建成后尾矿库才 投入使用。 目前尾矿坝坝顶标高120 m， 坝高65 m， 平均外坡比为 15，已接近最终标高，库容 1 678 万 m3[1]。为保证矿山持续生产，拟将尾矿坝在设计 最终标高的基础上再加高 5～10 m以增加库容。为 安全生产和尾矿库扩容提供充分依据而进行尾矿坝 稳定性分析。 我们在进行该尾矿坝抗滑稳定性分析过程中 发现该尾矿坝抗滑稳定性随着坝体逐渐加高而缓慢 降低； 排渗系统运行状况对尾矿坝稳定性影响巨大， 其影响程度远超过坝体加高对抗滑稳定性的影响， 增刊 胡明鉴等某上游法尾矿坝抗滑稳定性浅析 255 受尾矿坝放矿形式和尾矿沉积环境的影响，在处理 尾矿坝形状复杂，数量众多且相互穿插的透镜体过 程中，可以根据一定规则简化透镜体，使剖面形状 简化，从而简化计算且能反映工程实际情况，但分 析结果稍显保守；拟静力法并非适合于所有的尾矿 堆积坝抗震稳定性分析，即便采用其所得结果也可 能会出现较大偏差 [2]。 2 计算剖面及浸润线 2.1 剖面形状 受尾矿库放矿位置、尾矿沉积环境等因素的影 响， 该尾矿坝成分复杂， 透镜体数量多且互相穿插， 剖面形状十分复杂。根据工程地质勘察结果剖面图 如图 1。对剖面形状如此复杂且透镜体相互穿插的 尾矿坝抗滑稳定性计算，对计算程序要求很高且工 作量很大。在室内试验的基础上可进行一定条件下 的简化总原则为保留较大的透镜体，去掉小的透 镜体；当透镜体强度比周围土体强度高时用周围土 体替代之， 当透镜体强度比周围土体强度小则保留。 经如此简化所得的计算剖面图图 2能尽量反映工 程地质勘察的实测结果，又不同于过于简化的不符 合实际的概化计算剖面图。为研究剖面图简化对尾 矿坝抗滑稳定性的影响，以下的计算分析均进行剖 面简化和未简化的对比计算。 针对尾矿库坝体加高以扩大库容的实际情况， 在保持坝体坡度不变的情况下分别计算坝顶高程 120 m，125 m和 130 m时尾矿坝的抗滑稳定性。其 中坝顶高程 120 m时，对比计算了坝体地下水位观 测所得的实测最高浸润线和不考虑排渗效果的计算 浸润线两种条件下的尾矿坝抗滑稳定性。 2.2 浸润线位置 渗流是影响尾矿坝稳定性的重要条件，无论是 初期坝或堆积加高坝，都应进行渗流试验确定其流 网，运营期间还需加强浸润线观测[3]。陈友根[4]曾 在尾矿坝体抗滑和抗渗稳定性分析研究时中指出暴 雨期间，排渗管排渗能力低于渗入量时，浸润线可 能急剧提高使局部地段在坝体浸润线溢出口处发生 流土型渗透破坏。强化排渗能力可有效降低浸润线 高度，辅以压坡防流土可保持尾矿坝抗滑稳定性。 孙希乐[5]也进行了治理尾矿坝渗流，降低坝体浸润 线实践。可见浸润线位置对尾矿坝抗滑稳定性具有 极其重要的影响。为此进行实测最高浸润线和忽略 排渗效果的计算浸润线尾矿坝抗滑稳定性对比分析。 实测最高浸润线为尾矿坝浸润线观测数据表中 各观测孔浸润线埋深最小值连接而成。由于K8 孔 前面和 K20 孔后面没有设置观测孔，因此 K8 孔下 游水头和 K20 孔上游水头没有实测数据， 浸润线是 根据流网绘制方法和实测数据及经验绘制的。 图1 未经简化处理的剖面图 Fig. 1 Map of calculation profile without simplcfication 图2 经简化处理后的计算剖面图 Fig. 2 Map of simplified calculation profile 岩 土 力 学 2003 年 256 表1 尾矿坝浸润线观测数据分析表97年3月至01年7月 Table 1 Analysing results of monitoring data about saturation lines 浸 润 线 埋 深 / m 孔号 坝面标高 / m 最小值 最大值 平均值 最大相差 K8 74.41 0.72 2.42 1.57 1.70 K11 78.14 1.37 2.90 2.14 1.53 K14 91.14 2.93 5.65 4.29 2.72 K17 102.52 4.86 8.60 6.73 3.74 K20 109.17 4.93 10.70 7.82 5.77 根据选矿厂尾矿设施设计规范ZBJ1-90，附 3 “上游式尾矿坝渗流计算简法”中的方法计算忽略 排渗效果的计算浸润线，计算简图如图 3。 图3 坝基不透水，无排渗设施的简化渗流计算示意图 Fig. 3 Sketch map of simplified seepage calculation for watertight dam without drainage system 首先确定化引滩长及相应的化引库水位， 并放矿 水覆盖绝大部分滩面，此时化引滩长计算公式为 0.48 c L 3 . 3 i L 1 式中 Li为化引滩长； Lc为计算条件下的实际滩长。 化引库水位计算公式为 0 c m LL HH i i − 2 式中 Hi为化引库水位，H 为计算条件下实际库水 位； m0为沉积滩坡度系数亦即沉积滩坡度为 1 m0， m0100。 浸润线位置参照 尾矿设施设计参考资料 确定。将尾矿坝视为坝基不透水的均质坝，当无排 渗设施且下游无水时，浸润线方程可表示为 2/ 1 22 2         − − −x maL ah hy i i 3 式中 a 为出逸点高度。按下式计算 2/1 2 2         −      − i h m L m L a LLL∆ 1 12 0 0 ∆ m hm L i 4 式中 m 为下游坡坡度系数，m 5，根据不同坝顶 高程和运行情况计算所得的浸润线逸出高程见表 2。 计算结果显示不同坝顶高程下正常运行和洪水运 行出遗点高程 Ha 值均相差 2 m多，浸润线逸出高 程随坝顶升高也逐渐升高，但逸出点升高的幅度要 比坝顶升高幅度小。 表2 不同坝顶高程浸润线逸出位置计算表 Table 2 Caloulation results of escape position of saturation lines at various dam elevations 坝顶 高程 Hd / m 运行 情况 库 水 位 H/m 计算 滩长 Lc /m 化引 滩长 Li/m 化引 水位 Hi /m 化引 水深 hi/ m L1 / m ∆L / m L / m A / m 出逸 高程 Ha / m 正常 运行 117 300 60 119.4 51.9 324.5 25.82 350.32 23.0 90.5 120 洪水 运行 118 200 41.98 119.58 52.08 306.5 25.91 332.41 25.16 92.66 125 正常 运行 122 300 60 124.4 56.9 349.5 28.31 371.81 25.84 93.34 洪水 运行 123 200 41.98 124.58 57.08 331.5 28.4 359.9 28.13 95.63 正常 运行 127 300 60 129.4 61.9 374.5 30.8 405.3 28.72 96.22 130 洪水 运行 128 200 41.98 129.58 62.08 356.5 30.89 387.39 31.12 98.62 3 计算参数和计算结果 尾矿坝抗滑稳定性分析成果的可靠性很大程度 上决定于土的抗剪强度指标的选择。李万升[6]等人 曾对大石河尾矿砂的力学特性进行试验研究，王武 林、 杨春和[7]等 1992 年在对某铅锌矿尾矿坝进行系 统的工程勘察基础上进行尾矿坝抗滑稳定性分析。 分析过程中均对土体强度参数选取进行了细致的说 明。 有效应力抗剪强度参数C 和 φ 一般是通过三轴 固结排水剪CD 剪试验或是通过量测孔隙水压力 的三轴固结不排水剪CU剪试验来确定。 由于尾矿 砂在取样过程中易受扰动，所以除了进行 “原状样” 试验外，还需进行人工制备样的试验。经验表明， 试验的制备干密度和试样的饱和方法对试验结果影 响很大。特别是 CU 剪试验资料的整理中，有效应 力摩尔圆的绘制是基于太沙基有效应力原理。饱和 度较低的试样在试验过程中产生的孔隙水压力明显 偏低，会导致得到的有效内摩擦角 φ 偏低。另外， 饱和度较低的试样中存在一定的基质吸力，在 CD 剪中会导致得到的有效粘聚力C 偏高。 基于上面的 分析，我们在进行稳定性分析土性参数选取时，结 合室内土工试验结果与前人研究成果选择表 3 中的 增刊 胡明鉴等某上游法尾矿坝抗滑稳定性浅析 257 计算参数。 本次尾矿坝抗滑稳定性分析以有效应力圆弧 滑动法为主,当坝基或坝体存在软弱夹层时采用改 良圆弧法[7]。 计算程序为 GEO-SLOPE。 将同一部位 不同计算条件下的计算结果罗列如表 4。从表中所 列数据可以看出,经过透镜体简化后的计算结果一 般比未经过简化处理所得的计算结果小 0.04～ 0.05，相差甚微。说明进行透镜体简化处理可以降 低剖面复杂程度，减少工作量，其计算结果与未经 简化时相差甚微且相对保守。 表3 本次尾矿坝抗滑稳定性分析采用土性指标 Table 3 Soil property inds used for the anti-sliding analysis 容重 饱和容重 总应力 强度参数 有效应力 强度参数 土类 γ / kNm3 γsat/ kNm3 c / kPa φ / c / kPa φ / 尾细砂 18.6 20.5 0 32 18.6 0 尾粉砂 20.5 20.9 0 32 20.5 0 尾亚砂 20.5 20.8 10 28 20.5 0 尾轻亚粘 20.5 20.6 10 22 20.5 0 尾重亚粘 20.0 20.0 20 16 20.0 0 尾矿泥 19.0 19.0 20 16 19.0 0 砾质亚粘土20.3 20.3 10 19 20.3 10 坝基土 20.3 20.3 20 30 20.3 10 表4 尾矿坝抗滑稳定性分析结果 Table 4 Anti-sliding analysis results 坝顶高程 / m 运行情况 剖面形状 浸润线 安全因数 FS 不简化 计算浸润线 1.838 正常运行 部分简化 计算浸润线 1.796 不简化 计算浸润线 1.827 洪水运行 部分简化 计算浸润线 1.791 不简化 实测浸润线 2.176 120 实际运行 部分简化 实测浸润线 2.128 不简化 计算浸润线 1.830 正常运行 部分简化 计算浸润线 1.787 不简化 计算浸润线 1.825 125 洪水运行 部分简化 计算浸润线 1.786 不简化 计算浸润线 1.820 正常运行 部分简化 计算浸润线 1.782 不简化 计算浸润线 1.818 130 洪水运行 部分简化 计算浸润线 1.765 随着坝顶高程的加高，尾矿坝抗滑稳定性逐渐 降低，但降低趋势非常缓慢，降低幅度很小不足 0.02，约 1 ～1.5 。相对来说浸润线位置对坝体 抗滑稳定性的影响就非常显著不简化剖面实测浸 润线条件下所得的抗滑稳定性系数比不简化剖面不 考虑排渗效果计算浸润线下的稳定系数高 0.338， 增 加约 18.4 ；相应的简化剖面实测浸润线条件的稳 定性系数比简化剖面不考虑排渗效果的计算浸润线 下的稳定系数提高 0.332，增加约 18.5 。图 4 可 以直观的反映坝顶高程、剖面形状和浸润线位置对 尾矿坝抗滑稳定性的影响。 1.70 1.80 1.90 2.00 2.10 2.20 115120125130135 坝顶高程 / m 抗滑稳定系数 Fs 正常运行,未简化 正常运行,简化 洪水运行,未简化 洪水运行,简化 实际运行,未简化 实际运行,部分简化 图4 不同坝顶高程和浸润线的抗滑稳定性 Fig. 4 Anti-sliding stability for various dam heights and saturation lines 4 拟静力法抗滑稳定性分析 将动态的地震力用静态的惯性力代替，然后按 照一般的边坡稳定性分析方法进行地震情况下的边 坡稳定性分析，该方法称为拟静力法。该法应用于 土石坝抗滑稳定性分析已有 50 多年的历史。 经验表 明， 对于在地震作用下不发生土体强度明显降低降 低幅度不大于 15 的土石坝包括碾压后的粘性 土、干的或潮湿而非饱和的无粘性土以及非常密实 的饱和无粘性土填筑的坝， 拟静力法是一种比较简 单而实用的分析方法，而对于因振动作用而发生土 体抗剪强度较大降低的土料所填筑的土石坝，采用 拟静力法有时会得出错误的判断[2]。 根据拟静力法的分析原理，考虑地震作用时尾 矿坝稳定性分析采用瑞典圆弧法计算公式为 [] ∑ ∑       −− R M W bcQbW F C s α αφααα sin sectansinseccos 4 式中 W 为土条重；Q 为作用于土条重心处的水平 地震惯性力， Q h a W， 6 度地震 h a 可取 0.0125； 为作用于土条底部的孔隙水压力，应为地震前该处 静孔隙水压力和地震引起的超静孔隙水压力之和。 因超静水压力未知，通常只能将其忽略。α 为条块 底面中切线与水平线的夹角； b 为土条宽度； c ， φ 岩 土 力 学 2003 年 258 为土条地面的有效粘聚力和有效内摩擦角；R 为圆 弧半径。 该尾矿堆积坝由上游法以尾砂充填而成，坝体 主要由饱和而非密实的尾粉砂和尾亚砂组成。这些 材料在地震作用下超静孔隙水压力会迅速增长，导 致土体强度明显降低。水工建筑物抗震设计规范 DL5073-2000 的附录 A2 土石坝拟静力法抗震稳定 性计算的 A.2.1款规定计算公式中的 c， φ为土石料 在地震作用下的粘聚力和摩擦角。中国科学院武汉 岩土力学研究所 90 年代初期对该尾矿坝尾粉砂和 尾亚砂试样进行了两组动三轴试验，测得的总应力 动强度指标如下 表5 土动三轴试验的尾粉砂和尾亚砂动强度指标 Table 5 Parameter from dynamical tests 试验土类 制备干密度 / gcm-3 动粘聚力 Cd / kPa 动摩擦角 φd / 尾粉砂 1.66 3.0 11.5 尾亚砂 1.64 2.0 9.5 该试验结果对上游法尾矿坝有一定的代表性。 用如此低的指标进行拟静力法抗滑稳定性分析会导 致什么结果呢以上述简化剖面坝顶高程 120 m计 算结果进行说明。分析时浸润线以下尾亚砂和尾轻 亚粘的强度参数均采用尾亚砂和尾粉砂的动强度指 标。浸润线以下其它土类以及浸润线以上各土类的 强度参数维持不变。表 6 为忽略排渗效果的计算浸 润线位置和按近年来实测最高浸润线位置进行计算 分析的结果。由于该计算剖面中坝体的大部分均由 尾粉砂和尾亚砂组成，土体强度受地震影响大幅度 降低。采用如此低的指标进行稳定性分析，不但稳 定系数大幅降低，而且与实际情况相差太远。从而 说明采用动强度参数的拟静力法并不完全适用于尾 矿坝抗滑稳定性分析。 表6 简化剖面坝顶高程120 m采用动强度参数的计算结果 Table 6 Calculation results under dynamic strength parameters for simplified transaction of the dam with a height of 120 m 稳定系数 浸润线条件 剖 面 坝坡中上部 坝坡中部 坝坡中下部 计算浸润线 0.553 0.512 0.539 实测浸润线 剖面简化 坝顶高程 120 m 0.620 0.639 0.740 虽然稳定性分析中规定需用有效应力强度指 标进行稳定性分析，抗剪强度指标可仍取常规三轴 试验测得的有效粘聚力 c 和有效内摩擦角 φ ，但地 震引起的超静孔隙水压力是分布是未知的，在一般 的稳定性分析中常将其忽略，由此引起的误差将使 计算偏于不安全。因此，不管是采用有效应力强度 指标还是总应力强度指标，拟静力法并非完全适合 于尾矿坝抗滑稳定性分析。 5 结 论 1 在保持尾矿坝坡度不变的情况下，加高坝 体后其抗滑稳定性将缓慢降低。浸润线位置对抗滑 稳定性的影响远大于坝体加高的影响，因此尾矿坝 排渗设施运行情况对尾矿坝抗滑稳定性具有重要的 意义。 2 经过透镜体简化后的剖面形状简单明了， 能反映工程地质勘察的实测结果。简化剖面的抗滑 稳定性比未经简化处理时略微降低，结果略保守但 对尾矿坝安全评价有利。 3 由于尾矿坝坝体主要由饱和而非密实的尾 粉砂和尾亚砂组成，在地震作用下超静孔隙水压力 会迅速增长，导致土体抗剪强度大幅降低。对这种 条件下的尾矿坝抗滑稳定性分析如仍然采用拟静力 法可能会得出错误的判断。 4 以上的分析是建立在对某类尾矿坝抗滑稳 定性分析的基础上的。当筑坝位置、坝体材料、坝 坡和排渗设施发生变化后， 现象是否仍然如此显著， 有待今后在实践中不断总结验证。 参 考 文 献 [1] 陈守义，张 华. 银山铅锌矿尾矿库三期扩容尾矿坝稳 定性补充分析报告[R]. 武汉 中国科学院岩土力学研 究所，2002. 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