尾矿坝地震液化稳定的简化分析.pdf

2006年10月 水 利 学 报 SHUILI XUEBAO第37卷 第10期 收稿日期2005211221 作者简介潘建平1978 - ,男,江西婺源人,博士生,主要从事土工抗震方面的研究。E-mail pjp4057 文章编号05592935020061021224206 尾矿坝地震液化稳定的简化分析 潘建平,孔宪京,邹德高 大连理工大学 海岸和近海工程国家重点实验室,辽宁 大连 116024 摘要简要介绍尾矿坝抗震设计规范中液化分析方法的简化过程,依据抗液化度与孔压比的关系,提出了尾矿坝超 静孔压的简化计算式,并应用于拟静力法稳定分析中。结合某尾矿坝实例,用简化方法计算滩长为130m时初期坝 淤堵,以及滩长分别为70、130、 和200m时初期坝正常排水共计四种工况的液化与稳定。通过计算分析得出,上游 坡面水边线附近区域最易液化,其次在初期坝附近。滩长对尾矿坝地震液化稳定有很大影响,滩长越长,液化区越 小,稳定性越高。如果初期坝排水设施失效,将导致初期坝附近孔压增大,坝体安全系数降低。因此,保证合理的 滩长、 初期坝排水设施的有效性对尾矿坝地震稳定非常重要。 关键词尾矿坝;液化;稳定分析;地震;干滩 中图分类号TU441文献标识码A 尾矿库坝体是一种特殊的土工构筑物,其使用功能、 建筑工艺和静动力特性均不同于一般的水工土 石坝。其筑坝方法分为上游法、 中线法和下游法,我国大多数尾矿坝均采用上游法修建。上游法尾矿坝 其浸润线较高,大部分坝体处于饱和状态,文献[1～3]通过试验指出饱和尾矿料具有不稳定结构,对振 动荷载非常敏感。饱和尾矿料地震时易发生液化的特性,可能导致坝体破坏。如1978年日本的 Mochikoshi 1 尾矿坝由于地震液化破坏,2 尾矿坝在地震后约24h倒塌,近80 000m 3 的尾矿水合物释放 出来 [4] 。1965年智利La Ligua地震中Cobre尾矿坝溃坝吞掉200人的生命 [5] 。我国尽管少有尾矿坝地 震损害的直接报道,但在1976年唐山地震中大石河尾矿坝沉积滩发生大量的喷水冒砂现象,后来的实 地勘察和计算分析都表明确实曾有液化发生 [6] 。减少坝体饱和区主要措施是保持尾矿库具有较长干 滩,确保初期坝排水设施正常工作。因此,对不同水位线和初期坝排水状况下的尾矿坝进行地震液化稳 定对比分析是很有意义的工作。目前,尾矿库的地震液化稳定分析主要有简化法和有限元等数值分析 方法 [7～10] 。数值分析方法相对复杂,对于一般工程技术人员不易掌握应用。简化法相对简单,但现有简 化方法考虑的因素较多,计算过程相对繁琐。本文首先简要介绍尾矿坝抗震设计规范中液化分析方法 的简化过程,然后提出尾矿坝超静孔压的简化计算式,并应用于拟静力法稳定性分析中。以某实际尾矿 坝为例,用简化方法对初期坝正常排水在滩长分别为200、130和70m情况,以及假设初期坝由于细粒尾 矿堵塞导致排水设施失效滩长为130m情况下进行地震液化和稳定分析,研究尾矿坝滩长的变化、 初期 坝排水功能的有效性对坝体地震液化稳定的影响。 1 尾矿坝液化简化分析 本文采用的液化分析方法是一种简化分析法,其基于Seed简化法对尾矿坝抗震设计规范中的液化 分析方法进行了简化,主要应用于中小型坝高h≤ 60m 尾矿坝低烈度的地震液化分析 [7 ,11 ,12] 。 111 尾矿坝地震作用应力比的计算 尾矿坝地震作用应力比为 4221 L 0165 σv σ ′ v kham g rd1 式中σv为总应力; σ ′ v为有效应力;rd为应力折减系数;g为重力加速度;kh为水平设计地震加速度代 表值,7度为0110g,715度为0115g,8度为0120g;am为坝顶加速度放大倍数。 11111 坝体加速度分布系数αi 依据多个尾矿坝的有限元计算结果,并结合尾矿坝抗震设计经验,建 议坝体加速度分布系数如图1所示。 图1 坝体加速度分布系数αi图2 计算坐标体系 11112 应力折减系数rd 假设有限元法计算出的应力即是真实的应力,应力折减系数为 rd τmax γyikh αm g 2 式中τmax为有限元法计算的最大动剪应力;γ为土的容重,地下水位以上取天然容重,以下取饱和容重; yi为计算土单元中点至坝坡竖向距离 m , 如图2所示。 图3 本文rd与已有文献rd的比较 图3给出了本文rd取值与已有文献中rd值的比较。由 图3可见,yi≤20m时,与Seed等 [11]给出的一般砂土水平场地 结果的下限相近,比Cetin等 [13]给出的一般砂土水平场地结果 和高艳平等 [14]给出的尾矿坝结果稍大 ,比Liao [14] 给出的一般 砂土水平场地结果偏小。yi 20m时,几乎线性变化。 为了简化计算,进行线性化rd 1 - 01025yi,yi 20m。 112 筑坝尾矿料抗液化能力 尾矿料抗液化能力受很多因 素影响,作为简化法,本文主要考虑中值粒径、 相对密度、 静应 力比和地震震级,其它因素综合为一个影响系数。在抗震设 计规范基础上,作者建议尾矿料抗液化应力比R为 [7 ,12] R 0120521 -asλd1 lg d50 0104 2015 NeΠ151 0 - 0115 3 λdDrΠ50 ,d50≥01075mm;λd 1 ,d50 01075mm4 as ξs[2XiYi tan θ1- tanθ2 ] tan θ1- tanθ2Xi- 2Yitanθ1tanθ2 5 式中Ne为地震等价作用次数,6级为5 ,6175级为10 ,715级为15 ,815级为26;λd为相对密度修正系 数;Dr为相对密度;d50为中值粒径;as为静剪应力比;ξs为土的侧压力系数,ξs 1 - sin,为土的有效 内摩擦角;Xi、Yi分别为土单元中心点到坝顶的横坐标和纵坐标;θ1 、 θ 2分别为下游坡、 上游坡与纵坐标 轴的夹角,如图2所示;012052为综合影响系数。 113 液化判别 定义抗液化应力比R与地震作用应力比L的比值为坝体土单元的抗液化度FL FLRΠL6 5221 FL≥110 ,不液化;FL 210时,ul 0 110≤FL≤210时,ul 11710exp-FLΠ01 21 σ ′ v FL 110时,ul σ ′ v 9 将上述液化分析方法程序化计算坝体所有单元的抗液化度,并结合式10计算单元的超静孔压,可进 行尾矿坝的地震稳定分析。 212 稳定分析 瑞典条分法安全系数 [19] Fs ∑ {c′bsecθ [ GFv cos θ-Fhsinθ-ubsecθ]tan′} ∑ [ GFv sin θMhΠr] 10 式中r为圆弧半径;b为滑动体条块宽度;θ为条块底面中点切线与水平线的夹角;u为条块底面中点的 孔隙水压力代表值;G为条块实重标准值;Fh为作用在条块重心处的水平向地震惯性力代表值,即条块实 重标准值乘以条块重心处的khξ αiΠg;Fv为作用在条块重心处的竖向地震惯性力代表值,即条块实重标准 值乘以条块重心处的khξ αiΠ3g,其作用方向可向上为负或向下为正,以不利于稳定的方向为准;Mh为Fh 对圆心的力矩;c′ 为条块底部土的有效凝聚力;′ 为条块底部土的有效摩擦角;ξ为综合影响系数,取1Π4。 uγwzwul11 式中γw为水的单位体积重度 N Πm 3 ; zw为水深m。 3 算例及结果分析 某尾矿坝由上游法填筑而成,坝体剖面如图5所示。目前该尾矿库滩长为200m,满足规范要求,但该 库区按季节降雨极不均匀,滩长变化很大。滩长变化直接导致浸润线的升降,浸润线偏高是上游法尾矿坝 6221 比较普遍的隐患。计算工况包括 1 考虑尾矿库内水位变化的影响,对干滩长分别为200、130和70m三种 情况,按实测浸润线位置计算分析 ;2 在滩长为130m时,假设初期坝排水设施由于细粒尾矿完全堵塞情 况计算分析。 根据已进行的土工试验,尾矿料物理力学参数取值如表1。 图5 坝体概化剖面 311 液化分析 根据尾矿库设计要求,选定震级为715级,对应Ne1510 ,设防烈度为7度。对不同工况 进行地震液化分析,结果如图6所示。 a200m滩长 b130m滩长 c130m滩长初期坝不透水 d70m滩长 图6 抗液化度等值线分布 1 1100 21125 31150 41175 521 00 由图6可知 1 滩长越长,浸润线越低,液化区域越小 ;2 尾矿库水边线靠库内区域最易液化,其次是 初期坝附近 ;3 初期坝堵塞,将抬高浸润线,初期坝附近饱和区增大,致使下游液化区相应增大,易出现液 化破坏。 7221 表1 稳定计算材料参数 土层名称 天然容重 γ ΠkN Πm3 饱和容重 γmΠ kN Πm3 有效凝聚力 c′ ΠkPa 有效摩擦角 φ ′ Π 中值粒径 d50Πmm 相对密度 Dr 尾细砂171518181117271701205010 尾粉砂191219122116261001154010 尾粉土191819181611281201054510 强风化正长岩1810201015103510 初期坝191020100103210 注表中强风化正长岩和初期坝料为非尾矿料,分析时中值粒径和相对密度两项指标取较大值,即假定无液化发生。 312 稳定分析 参照国标G B50191 - 93 ,三级尾矿坝要求安全系数Fs≥111。稳定性分析结果见表2。从 前文分析可知,位于上游坡水边线附近是最容易液化的区域,液化的尾矿堆积体的抗剪强度降低加大了它 对非液化部分的侧向推力,从而使尾矿坝的稳定性降低,甚至发生破坏。因此,这里除了对下游坡面进行 稳定分析外,还进行了上游坝坡的稳定分析。从表2可知,该尾矿库在初期坝排水设施正常、 工作滩长 130、200m时稳定,初期坝排水失效、 滩长130m时综合判定为失稳,反映了初期坝正常排水的重要性;滩长 70m时,尽管下游坡安全系数还有微弱富余,但当上游坡安全系数低,仍然认为尾矿库处于失稳状态,这主 要是从偏于安全的角度考虑。 表2 稳定性分析结果 滩长Πm初期坝是否透水下游坡安全系数上游坡安全系数库体中超静孔压最大值umaxΠkPa综合判定 200是11581115949912稳定 130是114641112710710稳定 130不是016711112412310不稳定 70是111780177011610不稳定 4 结论 本文介绍了一种尾矿坝简化抗震计算方法,提供了中小型尾矿坝进行简化抗震设计的可能。工程实 例计算表明,尾矿坝滩长越小,坝体饱和区越大,地震安全系数越低;初期坝的排水失效,将导致初期坝前 区域孔压升高,地震安全系数降低;如果上游坡度较大,建议也要对上游坡进行稳定分析,综合判定尾矿库 体的稳定。从稳定分析结果可知,该尾矿库如有实际需要,可以减小滩长到130m,这样可以有更大的库容 用于尾矿废水的处置。尾矿库是复杂的系统工程,当筑坝位置、 坝体材料、 坝坡和排水措施等发生变化后, 分析结果将有些变化,需要在实践中不断总结验证。 参 考 文 献 [ 1 ] 阮元成,郭新.饱和尾矿料动力变形特性的试验研究[J ].水利学报,2003 ,4 24 - 29. 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