城门山铜矿边坡稳定性分析与治理研究
时间：2023-06-12 18:10:23 来源：雅意学习网 本文已影响 人 
罗来林，张 强，张可能，胡丰云，王利岗
（1.江西铜业股份有限公司城门山铜矿，江西 九江 332100；
2.中南大学地球科学与信息物理学院，湖南 长沙 410083；
3.有色金属成矿预测与地质环境监测教育部重点实验室，湖南 长沙 410083；
4.矿冶科技集团有限公司，北京 100070）
城门山铜矿矿床位于长江中下游铁铜成矿带-大冶-九江成矿亚带之东南部，是九江-瑞昌地区一个大型“三位一体”的铜(钼)矿。目前，城门山铜矿露天采场已开采至-130 m 标高，随着采剥深度的不断延伸，采场边坡高度将超过400 m，形成典型的露天矿山高陡边坡［1］。然而，高陡边坡的稳定性会影响开采活动的正常开展，甚至威胁人员的生命安全。
城门山南部局部边坡在前期已发生多次失稳滑移现象。2018 年5 月，矿山南部运输主干道+38 m标高附近的折返路段，发现边坡开裂缝，变形缝走向长约100 m。变形开裂预示着边坡稳定性存在风险。此后，该区域边坡在+38 m、+26 m、+14 m 标高平台均发生开裂，边坡台阶垮塌。在2020 年6月至7 月期间，持续集中暴雨，露天采场南部局部+38 m 至-58 m 边坡自6 月22 日起出现较大范围变形量，直至7 月7 日，边坡滑动位移范围持续增大和扩展，该区域变形裂缝贯穿采场运输主干道。为了保障采剥工作正常推进，对该南部边坡进行稳定性评估并制定边坡治理优化方案迫在眉睫。
本文以城门山南部的局部边坡为研究对象，采用工程类比法，通过理论分析结合基于有限元分析的Midas/GTS 分析软件，以南部边坡前期钻孔资料建立三维分析模型［2-3］。在外部不利影响条件相同的情况下，分析了三种不同治理方案的边坡稳定性，提出了最有利于采区边坡稳定性的方案，为现场的正常生产提供了有效的安全保障。
城门山铜矿矿区位于长山-城门湖背斜北翼东段近倾伏端处，是山岭湖滨过渡带，面积2.72 km2。矿区南部和东部为城门山-锉山，最高标高为147.8 m（也即矿区最高标高），矿区西面、北面为赛湖，西南面为城门湖，湖区最低标高为13.0 m。
次级横跨褶皱与NEE 向、NW 向、NNE 向三组断裂构成矿区构造格架，控制着岩体及矿体的产出；
层间破碎带、裂隙带、接触带构造控制着矿体的展布。地层从上到下依次为：微风化细砂岩、中风化细砂岩、中风化粉砂质泥页岩、强风化角岩化泥质粉砂岩、强风化石英角岩、构造角砾岩、灰岩（见图1）。地层产状从志留系到三叠系除局部受断裂及次级褶皱影响外，整体走向为70°左右，倾向为NW，倾角为45～60°。
图1 城门山南部边坡地质示意图
3.1 边坡破坏体调查
南部边坡研究区域的标高范围是+38 m 至-82 m，沿走向方向长约为130 m。根据现场调查发现，上部+14 m 至-58 m 范围内的岩土体为南部边坡主要失稳区域，且失稳区域均有裂缝，+14 m 平台上的裂缝宽度10～20 cm，最大裂缝宽度达到30 cm。-58 m 平台上的裂缝宽度较小，但裂缝两侧土体存在高程上的错动。-58 m 平台下部的岩土体为主要阻滑部分。由于上部岩土体的失稳，导致上部产生拉裂缝，上部岩体向下错动变形，挤压下部岩体，下部岩体受到后方岩体的变形以及下滑推力，发生一定的形变错动，导致-58 m 平台的裂缝产生。此外，各平台上原有排水沟，存在地表径流，地表土含水率较高，脚踩易沉陷；
同时滑体两侧存在明显的剪切带，岩土体强度较低。
3.2 边坡破坏分析
（1）圆弧型破坏［4］：表土、废石堆、碎裂或散体结构岩石的常见破坏模式，破坏面纵横剖面均为近似圆弧形。南部边坡的+14 m至-10 m、-34 m至-58 m平台范围内，整体潜在滑动面为圆弧形滑动面。
（2）楔形体破坏［5］：边坡岩体中有两组结构面与边坡相交，将岩体相互交切成楔形体破坏滑动。此种破坏类型在采场中少见，其规模受结构面规模控制，主要分布在局部台阶边坡处。
（3）局部冲沟破坏［6］：冲沟是由间断流水在地表冲刷形成的沟槽。虽然平台上设有排水沟，但采区内的排水系统尚未完全形成，强风化岩石在雨水的冲刷下，极易形成汇流，破坏冲沟。
根据地质构造特征和现场调查可知，南部边坡存在多种破坏模式。边坡破坏体的形成原因主要是岩体风化程度高，岩石强度低。南部局部边坡体受到降雨入渗影响之后，岩土体遇水软化，强度进一步降低；
由上文可知，+14 m 平台的最大裂缝宽度达30 cm，再经雨水作用岩体结构面被软化，降低其抗剪强度。此外，坡体内部存在多角度结构面的相互切割岩土体，边坡整体完整度较低。当上部岩土体强度下降到一定程度时，南部边坡会发生整体性失稳，表现出以圆弧型破坏为主，局部表现为楔形体破坏的破坏模式。
4.1 建立地质分析模型
根据对采场南部边坡的现场调查和勘探资料，全面分析边坡的工程地质和水文地质条件对边坡的形态特征、变形特征的影响。为了更准确地掌握边坡的地质现况，基于前期的勘查资料，在南部边坡重新布置了一条典型的纵向剖面线，补钻三个钻孔BK1 至BK3。根据钻孔BK1 至BK3 的钻孔地质资料绘制剖面图，并选用该剖面作为典型剖面进行稳定性计算，如图2 所示。
图2 1-1’剖面图
4.2 现状边坡稳定性计算
采用理正软件对边坡稳定性进行定量计算。经综合分析，该边坡的整体破坏模式为局部圆弧滑动的折线型滑坡，故采用Janbu 法进行稳定性计算与分析［7-8］，计算结果见表1。
表1 边坡稳定性计算结果
由于理正软件只能计算单纯的圆弧型或折线型滑动面，计算结果介于二者之间，虽不够精确但对南部边坡稳定性判断能提供一定的参考。根据《非煤露天矿边坡工程技术规范》（GB 51016—2014），目前南部边坡高度为120 m，由于南部边坡中部有运输主干道，下部有作业采区，一旦发生滑坡可能造成人员伤亡和财产损失，综合评定边坡危害等级为I 级，边坡工程安全等级为I 级。按要求，边坡危害等级为I 级的边坡采用I 级荷载组合，安全系数应达到1.20～1.25。根据《金属非金属矿山安全规程》(GB 16423—2006)要求，安全等级为I 级的边坡工程安全系数应达到1.35 以上。由此可知，南部边坡虽处于稳定状态，但外部条件有较大变化时，如强降雨、爆破震动、车辆荷载等条件耦合影响下，发生边坡失稳的风险较高。
4.3 现状边坡稳定性分析与评价
根据边坡稳定性定量计算结果，相比于圆弧滑动，沿结构面发生顺层滑动的可能性大，且不满足稳定性安全系数要求。
由图3 可知，该分析区域自2020 年6 月22 日起开始出现较大范围变形，尤其是在6 月至7 月期间产生了较大的位移，直接原因是极端暴雨天气导致边坡出现失稳变形的现象。
图3 位移监测曲线
目前，该边坡位移变化虽处于基本稳定状态，但由于继续风化导致岩体的强度下降，若再次出现极端天气，该边坡依然可能会发生失稳变形，甚至整体滑动，不能满足矿山安全要求。此外，该边坡前期发生过较大位移的破坏，岩土体的强度会有所降低，极有可能发生二次破坏。因此，对南部边坡进行治理有重要意义。
5.1 模型建立
采用有限元分析软件Midas/GTS 建立南部边坡的三维有限元分析模型，通过数值模拟［9-10］开展南部边坡的应力-应变分析，从而明确南部边坡的失稳破坏区域，以确定现场需要治理的范围。模拟计算中基于以下四条基本条件：（1）实际地层是复杂起伏的，呈各向异性；
（2）考虑地下水的影响；
（3）表层岩土性质较差的岩土体采用摩尔-库仑破坏准则，下部岩土性质较强的岩土体采用广义霍克布朗破坏准则；
（4）荷载主要考虑岩土体自重。
建立本模型的意图是分析露天采场南部边坡在自重和地下水条件下的稳定性。考虑到边坡走向方向的变化对边坡稳定性影响较小，故在建模过程中采用平面应变问题进行简化分析。模型上下范围：模型的地表范围为+50 m～-80 m，为利于模型内力收敛，-80 m 平台下方预留150 m 的计算空间。模型整体高度为280 m，长度为600 m。数值模拟分析模型如图4 所示。
图4 Midas 计算模型
为了使所建的三维模型与城门山露天采场南部边坡的实际情况相符，对于风化较严重的地表浅层岩土体采用摩尔-库伦材料模型，风化程度较低的地层采用霍克-布朗材料模型。在数值计算的过程中将不同类型的岩土体赋予不同的材料模型，具体材料参数见表3、表4。依据原有勘察资料，地下水条件为地表以下30～40 m 位置。
表2 摩尔-库伦材料模型参数表
表3 霍克-布朗材料模型参数表
5.2 边坡应力-应变数值计算结果分析
通过Midas/GTS 数值模拟计算软件建立南部边坡的三维模型进行数值模拟计算，计算结果与稳定性计算结果基本相符。由图5 可知，上部的中风化细砂岩地层为主要的滑动体，下部的强风化角岩化泥质粉砂岩为主要的变形卸荷的地层，与构造角砾岩（即F1断层）一同承担上部的荷载，是主要的阻滑部分。在现场的表现为上部+14 m 平台出现拉裂缝，同-10 m 和-34 m 平台的岩土体整体滑移，挤压-58 m 以及深层的岩土体，导致-58 m 平台出现剪切裂缝。由于下部岩体为主要的阻滑位置，在岩质边坡中可以定义为“关键块体”。根据岩体力学中“关键块体”理论，有必要对下部的“关键块体”进行处治以提高南部边坡的整体稳定性。
图5 自重条件下位移计算结果
6.1 南部边坡初步治理方案设计
根据计算结果，南部边坡将分为两个台阶区域进行治理，主要是采用削坡减载与堆载反压结合的方式进行治理，如图6 所示。上部+14 m 至-10 m平台区域范围内为主要的失稳区域，采用削坡减载的方式进行治理；
下部-58 m 至-82 m 平台区域范围内为阻滑位置，采用堆载反压的方式进行治理，上部削坡减载的岩土用于下部堆载反压。
图6 南部边坡治理区域平面布置图
（1）上部削坡减载施工方案
开挖范围为+14 m 整个平台范围，以及-10 m、-34 m 平台的部分范围。在剖面图上表示为+14 m平台的上一级平台的坡脚位置至+14 m 平台的坡脚位置，-10 m 平台开挖至-34 m 平台坡顶位置，开挖的高程范围为+14 m 至-34 m。开挖后形成两级台阶，+14 m 台阶预留20 m 的台阶宽度，-10 m 台阶预留10 m 的台阶宽度，水平方向的投影长度均为45 m。
（2）下部堆载反压施工方案
经数值模拟软件分析，发现-58 m 至-82 m 平台区域范围内是南部边坡主要失稳破坏位置，采用堆载反压的方式进行治理。堆载范围为-34 m 至-82 m平台，顶部-34 m 平台的顶宽为10 m，底部至-82 m平台底宽为40 m，最终边坡坡比为1:2.6，水平方向的投影长度为120 m。
可利用边坡上部+14 m 至-34 m 削坡工程挖除的土方作为填筑土料，不足部分可采用附近开挖作业产生的合格土料进行填筑。土料的选择原则为：（1）选择运输距离短、运输方便的料场，以节约成本；
（2）保证土料的质量，应满足填筑施工的要求；
（3）土料的开挖不得影响矿山的正常施工作业。
6.2 治理方案优化
根据城门山露天采场的五年规划，综合施工便利性以及工程造价等方面因素，在总体的削坡减载-堆载反压的基础上，共提供了三个选择方案，如图7 所示。
图7 治理方案示意图
（1）方案一：开挖范围为+14 m 平台的整个平台范围，在剖面图上表示为+14 m 平台的上一级平台的坡脚位置至+14 m 平台的坡脚位置。开挖的高程范围为+14 m 至-10 m，开挖后形成一级台阶。堆载范围为-34 m 至-82 m 平台范围，分两级台阶堆载。
（2）方案二：开挖范围为+14 m 平台的整个平台范围，在剖面图上表示为+14 m 平台的上一级平台的坡脚位置至+14 m 平台的坡脚位置。开挖的高程范围为+14 m 至-10 m，开挖后形成一级台阶。堆载范围为-34 m 至-82 m 平台范围，分三级台阶堆载，各级平台位置留有余宽为12 m。
（3）方案三：开挖范围为+14 m 平台的整个平台范围以及-10 m、-34 m 平台的部分范围，在剖面图上表示为+14m 平台的上一级平台的坡脚位置至+14 m 平台的坡脚位置，-10 m 平台开挖至-34 m平台坡顶位置。堆载范围为-34 m 至-82 m 平台范围，顶部-34 m 平台的顶宽为10 m，底部至-82 m平台底宽为40 m。
6.3 方案对比
对南部边坡区域设计了三个治理方案，并对挖填方量、最终坡脚、施工便利性等方面进行对比，结果如表4 所示。
表4 方案比选
由表4 可知，方案一挖填方量适中，且施工便利过程中无多次放坡，所需的施工时间短。但施工完成后的平台数较少，难以满足生产运营的运输需求，不推荐。方案二采取多级放坡的形式进行治理，能够保证生产运营过程中的稳定性。挖填方量基本平衡，预计工程费用较低。保留原有的台阶，每级台阶留有运输宽度以及后期维护保养的宽度，较少侵占-82 m 平台。与方案一和方案二相比，方案三挖方量最高，增加了相应的工程成本。考虑到南部边坡抗风化能力差，因此下部堆载的方量较大，此方案边坡安全稳定性富余度较高。优化的三个方案，可采用排水疏干措施，如在+38 m、+14 m、-34 m、-58 m，以及-70m 台阶边坡上增设一排水疏干孔，降低露天采坑边坡内的地下水以提高边坡的整体稳定性。
上述的三个方案的侧重点均不同。方案一重点考虑施工便利性以及施工时间；
方案二较为综合，既考虑了施工的成本，又考虑了下部压覆的资源量相对较少；
方案三着重于施工完成后的南部边坡的长期稳定性。结合露天采场五年规划，治理方案需在保证安全的前提条件下，露采尽量少压覆下部资源。综合考虑，推荐方案二作为治理方案。
6.4 治理方案数值模拟论证
为论证方案二的安全性，对方案二进行建模计算分析，其位移结果和土体单元的不平衡推力计算结果分别见图8、图9。对比图5 可知，经治理后边坡的位移情况有较大幅度的减小。由图9 可知，优化后的土体不平衡推力较优化前也有一定程度减小。同时，在下部堆载位置的位移以及内部不平衡推力的计算结果都较小，说明下部的堆载方案合理，能够满足安全要求。安全系数由1.2～1.3 提高到1.84，边坡整体的安全储备都有所提高，当再次出现极端恶劣的降雨工况时，能够满足《非煤露天矿边坡工程技术规范》（GB51016—2014）对边坡安全系数的要求。
图8 优化方案位移计算结果
图9 不平衡推力计算结果
根据城门山露天采场南部边坡的工程地质特征，结合其特殊的破坏模式，以工程类比法为基础，根据理论分析和数值模拟结果，对城门山铜矿采场南部局部边坡稳定性和治理措施得出如下结论：
（1）南部边坡+14 m 至-58 m 平台范围地层岩性主要为微风化细砂岩、中风化细砂岩、中风化粉砂质泥页岩、强风化角岩化泥质粉砂岩及强风化石英角岩。下部发育F1断层，其走向基本平行于边坡走向，倾向与边坡角相反。研究区域岩体风化程度高，现状岩体大多数为强风化岩体，岩块强度低，这是该边坡发生失稳的主要原因。
（2）矿区南部边坡存在多种破坏模式，其中楔形体破坏主要发生在浅部层理发育的结构岩体中、局部台阶边坡处，圆弧形破坏主要发生在破碎带、强风化带。该范围内的整体潜在滑动面为类圆弧折线型滑动面，实质为沿岩层面的整体滑移。
（3）通过Midas/GTS 数值软件计算，得出上部以中风化细砂岩地层为主要的滑动体，在现场的对应平台为+14 m 至-58 m 的平台范围。下部以强风化角岩化泥质粉砂岩（-58 m 平台和-70 m 平台，含部分-80 m 平台）为主要的变形卸荷的地层，与构造角砾岩（即F1断层）一同承担上部的荷载，是主要的阻滑部分。根据南部边坡稳定性的计算分析结果，并结合现场实际情况，提出三个基于上部削坡减载和下部堆载反压治理方案，通过方案比选和数值模拟论证分析，建议采用方案二。
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