盧宏建，高永濤

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大型露天終了邊坡穩(wěn)定性分析與加固方案優(yōu)化

盧宏建1，高永濤2

(1. 華北理工大學(xué)礦業(yè)工程學(xué)院，河北省礦業(yè)開發(fā)與安全技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北唐山，063000；2. 北京科技大學(xué)土木與環(huán)境工程學(xué)院，北京，100083)

基于正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)、有限元分析與RBF神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)理論建立露天邊坡巖體力學(xué)參數(shù)反演模型，形成露天邊坡巖體力學(xué)參數(shù)分析方法；基于MIDAS/GTS大型數(shù)值計(jì)算平臺建立露天邊坡三維穩(wěn)定性分析模型，形成露天邊坡穩(wěn)定性分析方法。選擇典型礦山，對露天礦山終了邊坡的巖體力學(xué)參數(shù)和邊坡的穩(wěn)定性進(jìn)行分析，提出可行的加固方案，并通過數(shù)值計(jì)算分析與經(jīng)濟(jì)效果評價(jià)提出合理的加固措施。研究結(jié)果表明：該研究方法對類似工程研究有借鑒意義。

露天礦邊坡；穩(wěn)定性分析；加固方案；參數(shù)反演；三維數(shù)值模擬

隨著山區(qū)交通、水利、礦業(yè)各類工程的開發(fā)建設(shè)力度加大，所遇到的巖質(zhì)邊坡穩(wěn)定性問題也相應(yīng)增多，特別是大型露天礦的邊坡問題表現(xiàn)尤為突出[1?5]。某鐵礦山露天采場東北邊坡巖性主要為云母片巖、云母板巖、長石板巖、白云巖和基性巖脈，控制性斷層為F107和F111斷層。露天采場最終開采水平1 230 m，開采結(jié)束后將形成：坡頂長750 m，坡腳長100 m，垂直高差230~420 m的弧形邊坡，平均傾向250°，總體坡度為43°~39°。按當(dāng)前采剝計(jì)劃，露天開采剩余12 a，礦山開采至今，期間發(fā)生過多次不同規(guī)模的滑體，采取削坡加固措施后保證了礦山正常生產(chǎn)。隨著礦山開采深度增加，邊坡的高度和面積不斷增加，地質(zhì)條件變差，邊坡穩(wěn)定性問題成為了礦山生產(chǎn)的控制性因素，因此露天礦終了邊坡的穩(wěn)定性分析與控制措施是礦山亟待解決的問題。邊坡穩(wěn)定性評價(jià)方法目前主要有極限平衡法[6]、有限元強(qiáng)度折減法[7]、干擾能量法[8]以及滑面應(yīng)力積分法[9]等，每種方法都需要有準(zhǔn)確的基礎(chǔ)參數(shù)，但對參數(shù)的選取還有待完善。為此，本文作者采用參數(shù)反演與三維數(shù)值分析理論，提出邊坡巖體力學(xué)參數(shù)與邊坡穩(wěn)定性分析方法，并結(jié)合實(shí)例礦山進(jìn)行數(shù)據(jù)分析，研究方法對類似工程研究有借鑒意義。

1 邊坡巖體力學(xué)參數(shù)

采用正交試驗(yàn)法安排力學(xué)參數(shù)的試算初始值；用MIDAS/GTS有限元程序計(jì)算出相應(yīng)的神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)分析樣本，并運(yùn)用BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)進(jìn)行訓(xùn)練；利用已出現(xiàn)滑體的數(shù)據(jù)對邊坡巖體的力學(xué)參數(shù)進(jìn)行神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的反分析，得出了較為準(zhǔn)確的力學(xué)參數(shù)。

1.1 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

依據(jù)正交試驗(yàn)原理[10?11]結(jié)合研究范圍內(nèi)邊坡巖性特征，選取對邊坡穩(wěn)定產(chǎn)生影響大的白云巖和斷層的彈性模量、黏聚力、摩擦角等力學(xué)參數(shù)作為影響因素。根據(jù)已獲得的地質(zhì)資料和巖石物理力學(xué)實(shí)驗(yàn)結(jié)果(如表1所示)，確定待反演的巖體力學(xué)參數(shù)的上、下限范圍。將參加反演的參數(shù)按照其可能的變化范圍，均劃分為5個(gè)水平，如表2所示。模擬方案采用六因素五水平的正交表確定[12]，共有25組數(shù)值模擬方案，如表3所示。

表1 邊坡巖體力學(xué)參數(shù)

表2 邊坡巖體力學(xué)參數(shù)取值水平

表3 正交試驗(yàn)方案

1.2 有限元數(shù)值分析

綜合考慮現(xiàn)場實(shí)際情況后選取已產(chǎn)生滑坡的典型剖面建立模型，如圖1所示。

圖1 二維模型

在MIDAS/GTS軟件中輸入正交試驗(yàn)表中的巖體力學(xué)參數(shù)，記錄每一次的計(jì)算結(jié)果(滑動(dòng)面中心坐標(biāo)、滑動(dòng)半徑、安全系數(shù)等)。方案1計(jì)算結(jié)果如圖2所示。神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的訓(xùn)練樣本列表如表4所示。

圖2 方案1計(jì)算結(jié)果

表4 正交試驗(yàn)方案與數(shù)值計(jì)算結(jié)果

1.3 RBF神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)反分析

1.3.1 RBF神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)訓(xùn)練[13?15]

RBF網(wǎng)絡(luò)的輸入層節(jié)點(diǎn)數(shù)為4，輸入變量為{，，，}，分別代表滑坡圓心的橫坐標(biāo)、縱坐標(biāo)、滑坡半徑和邊坡最小安全系數(shù)。輸出層節(jié)點(diǎn)數(shù)為6，輸出變量為{1，1，1，2，2，2}，分別代表白云巖和斷層的力學(xué)參數(shù)。設(shè)置訓(xùn)練誤差為10?6，散布常數(shù)為1，采用表4中的25組數(shù)值計(jì)算結(jié)果作為訓(xùn)練樣本。

考慮到各影響因素指標(biāo)具有不同的量綱，難以進(jìn)行比較，本文采用了歸一化處理：

式中：x為輸入或輸出數(shù)據(jù)；min為數(shù)據(jù)的最小值；max為數(shù)據(jù)的最大值，是歸一化后的輸入或輸出數(shù)據(jù)。

將歸一化后的訓(xùn)練樣本代入到神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)中，經(jīng)過1 000次訓(xùn)練后，隱含層神經(jīng)元為18的RBP網(wǎng)絡(luò)對映射的關(guān)系逼近效果最好，因此將隱含層的神經(jīng)元數(shù)目設(shè)定為18。將此結(jié)果代入到RBP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)中進(jìn)行訓(xùn)練，經(jīng)過301次訓(xùn)練后，最終相對誤差達(dá)到10?6，能滿足精度要求，訓(xùn)練結(jié)束。相對誤差曲線如圖3所示。

圖3 誤差隨訓(xùn)練次數(shù)的變化曲線

將網(wǎng)絡(luò)訓(xùn)練的樣本代入到訓(xùn)練好的RBP網(wǎng)絡(luò)中，經(jīng)過訓(xùn)練后和輸出樣本進(jìn)行比較，如圖4所示，它們的相對誤差如圖5所示。可以看出：除了極個(gè)別的試驗(yàn)點(diǎn)相對誤差超過了0.01，95%的試驗(yàn)點(diǎn)的相對誤差均在0.005以內(nèi)。結(jié)果表明，網(wǎng)絡(luò)對和之間的映射關(guān)系擬合滿足精度要求。

圖4 訓(xùn)練前后數(shù)據(jù)對比

圖5 訓(xùn)練前后相對誤差

1.3.2 力學(xué)參數(shù)反演

現(xiàn)場實(shí)測得到2號滑體的圓心坐標(biāo)為(178，224)，滑體半徑為129.45，安全系數(shù)為1。將上述數(shù)據(jù)歸一化后，代入訓(xùn)練好的RBF神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)進(jìn)行預(yù)測，得到反演的邊坡巖體力學(xué)參數(shù)值如表5所示。

表5 參數(shù)反演結(jié)果

將反演參數(shù)代入MIDAS/GTS程序中計(jì)算，得到滑坡體的相關(guān)參數(shù)。表6所示為由反演參數(shù)計(jì)算的滑坡體參數(shù)和實(shí)際滑坡體參數(shù)的比較。

表6 反演參數(shù)計(jì)算滑體與實(shí)際滑體參數(shù)比較

由表6可以看出：由反演參數(shù)計(jì)算的滑坡體參數(shù)和實(shí)際滑坡體參數(shù)的絕對誤差和相對誤差都比較小，安全系數(shù)為4%，反演計(jì)算滑體位置與現(xiàn)場滑體基本相符合。說明了所建立的參數(shù)反分析模型的可行性和準(zhǔn)確性。

2 露天開采終了邊坡穩(wěn)定性分析

2.1 模型建立

模型計(jì)算范圍(長×寬×高)為550 m×500 m× 500 m。范圍內(nèi)區(qū)域構(gòu)造復(fù)雜，斷層發(fā)育，有14條大小斷層，但對滑坡起到控制性作用的有2條，本模型對斷層進(jìn)行了簡化，模型共計(jì)183 758個(gè)單元，如圖6所示。

圖6 露天終了邊坡模型

根據(jù)參數(shù)反演的結(jié)果，確定模型巖體物理力學(xué)參數(shù)如表7所示。

表7 數(shù)值模擬相關(guān)參數(shù)

2.2 位移場計(jì)算結(jié)果與分析

露天終了邊坡，，方向位移云圖如圖7所示。從圖7可知：按初步設(shè)計(jì)進(jìn)行深部礦體開采后，終了邊坡位移主要發(fā)生在2個(gè)控制性斷層之間，安全系數(shù)為0.687 5。

(a) X方向；(b) Y方向；(c) Z方向

方向負(fù)向位移主要發(fā)生在兩斷層之間，位于邊坡中下部，呈帶狀分布，平均約為5.7 cm，最大負(fù)向位移約為10 cm，指向坡外；橫向?qū)Ρ?，從F107斷層到F111斷層位移逐步減小，縱向?qū)Ρ?，? 348平臺到1 488平臺位移逐步增大；邊坡中部臺階產(chǎn)生的位移比上部臺階產(chǎn)生的位移大，說明邊坡上部臺階具有較高的安全系數(shù)，比中部臺階更穩(wěn)定；正向位移主要發(fā)生在坡頂和坡底部分，平均約為7.5 cm。

方向負(fù)向位移主要發(fā)生在邊坡中下部，平均約為4.5 cm，指向坡外，最大負(fù)向位移發(fā)生在F107斷層處，約為6.7 cm。正向位移主要發(fā)生在坡頂處，平均約為2.8 cm，指向坡內(nèi)。

方向位移全為負(fù)向位移，指向坡底，平均約為3 cm，最大位移發(fā)生在坡頂處，約為5.7 cm，最小位移發(fā)生在坡底處，約為0.35 cm。這主要是在自重應(yīng)力場的作用下產(chǎn)生的現(xiàn)象。

2.3 應(yīng)力場計(jì)算結(jié)果與分析

露天終了邊坡，，方向應(yīng)力云圖如圖8所示。從圖8可知：方向拉、壓應(yīng)力均有所分布，其中拉應(yīng)力主要分布在邊坡表面和斷層處，平均拉應(yīng)力約為0.26 MPa，最大拉應(yīng)力約為0.5 MPa；坡底和邊坡內(nèi)部以壓應(yīng)力為主，平均約為3.3 MPa，最大壓應(yīng)力為6.15 MPa。方向以壓應(yīng)力為主，只在坡頂和斷層局部出現(xiàn)拉應(yīng)力，拉應(yīng)力平均約為0.35 MPa，最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在兩斷層處，最大拉應(yīng)力為0.5 MPa；壓應(yīng)力分布在邊坡的大部分區(qū)域，呈帶狀分布，最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在坡底出，約為3.7 MPa?？傮w上看，水平方向應(yīng)力的分布由于斷層的存在產(chǎn)生了局部的應(yīng)力集中，這對邊坡的穩(wěn)定不利。垂直方向應(yīng)力呈帶狀分布，從坡頂開始，貫穿至坡腳。應(yīng)力以壓應(yīng)力為主，只在斷層處局部出現(xiàn)拉應(yīng)力，最大拉應(yīng)力為0.3 MPa。其余部分均為壓應(yīng)力，最大為15.8 MPa，出現(xiàn)在邊坡底部。這主要是因?yàn)樵谔烊粻顟B(tài)下，自重是應(yīng)力形成的主要因素。

(a) X方向；(b) Y方向；(c) Z方向

通過模擬結(jié)果分析表明：在不采取削坡或加固措施的情況下，按初步設(shè)計(jì)繼續(xù)深部采礦是極其危險(xiǎn)的，極有可能引起邊坡的整體滑塌，因此需要采取邊坡加固措施。

3 露天開采終了邊坡加固方案

3.1 加固方案

3.1.1 方案Ⅰ

剖面1從1 488 m平臺后退 25 m，剖面2后退35 m，剖面3后退 45 m，剖面4后退10 m，剖面5保持現(xiàn)狀。各臺階按照原設(shè)計(jì)的邊坡幾何參數(shù)逐層推進(jìn)至1 230 m。當(dāng)邊坡穩(wěn)定性不滿足安全系數(shù)時(shí)，采取加固措施至滿足穩(wěn)定要求，加固措施主要為鋼筋砼擋墻肋柱式錨索加固，錨索采用12索(1 800 kN)與22索(3 300 kN)級大噸位錨索。方案Ⅰ削方和加固工程量如表8和9所示。

表8 方案Ⅰ削方工作量

表9 方案Ⅰ加固工作量

3.1.2 方案Ⅱ

在方案Ⅰ的基礎(chǔ)上，1 348 m以下保持原初步設(shè)計(jì)的邊坡參數(shù)，以提高下部臺階對總體邊坡的抗滑力，此方案1 348 m以下的礦石量不能采出，但與方案Ⅰ相比加固量可減少。方案Ⅱ削方和加固工程量分別如表10和11所示。

表10 方案Ⅱ削方工作量

表11 方案Ⅱ加固工作量

3.2 加固方案穩(wěn)定性分析

根據(jù)不同方案的削坡和加固參數(shù)建立模型，不同加固方案模型如圖9所示。

(a) 方案Ⅰ；(b) 方案Ⅱ

預(yù)應(yīng)力錨索采用植入式桁架進(jìn)行模擬，它的主要優(yōu)點(diǎn)是可以忽略一維單元和三維單元的節(jié)點(diǎn)耦合問題，大大降低了模擬的復(fù)雜程度[16]。具體做法如下：預(yù)應(yīng)力錨索的自由段用一組相對力進(jìn)行模擬，與錨固段相連的自由段用一個(gè)節(jié)點(diǎn)集中力模擬，另一端用分布力模擬。預(yù)應(yīng)力錨索具體參數(shù)如表12所示。

表12 預(yù)應(yīng)力錨索相關(guān)參數(shù)

3.2.1方案Ⅰ位移場計(jì)算結(jié)果與分析

方案Ⅰ未加固時(shí)，，方向位移云圖如圖10所示。由圖10可知：按方案Ⅰ設(shè)計(jì)進(jìn)行開采后，位移主要發(fā)生在2個(gè)控制性斷層之間。從總體上看，和原方案相比，位移及其分布面積均有所減小，說明削坡起到了一定的作用。安全系數(shù)為0.812 5，雖略有提高，但仍不安全。方向負(fù)向位移主要發(fā)生在兩斷層之間，平均約為2.1 cm，最大負(fù)向位移約為10 cm，指向坡外，呈帶狀分布；正向位移主要發(fā)生在坡頂和坡底部分，平均約為1.0 cm。方向負(fù)向位移主要發(fā)生在邊坡中下部，平均約為1.0 cm，指向坡外，最大負(fù)向位移發(fā)生在F107斷層處，約為1.1 cm。正向位移主要發(fā)生在坡頂處，平均約為0.11 cm，指向坡內(nèi)。垂直方向位移全為負(fù)向位移，指向坡底，平均約為2.0 cm，最大位移發(fā)生在坡頂處，約為4.3 cm，最小位移發(fā)生在坡底處，約為0.27 cm。和原方案相比，位移減小，負(fù)向位移分布面積有所縮小。

方案Ⅰ加固后，，方向位移云圖如圖11所示。由圖11可知：與加固前相比，沒有滑坡出現(xiàn)，并且位移減小明顯，安全系數(shù)為1.062 5。其中，方向負(fù)向位移平均約為0.24 mm，最大負(fù)向位移約為1.5 mm，出現(xiàn)在兩斷層交界處，指向坡外，主要發(fā)生邊坡中上部；正向位移主要發(fā)生在邊坡左下部，平均約為3 mm。和原方案相比，負(fù)向位移及其發(fā)生的范圍都有所減小，正向位移大幅減小，其分布面積有所增大。方向負(fù)向位移主要發(fā)生在邊坡中下部，平均約為2 mm，指向坡外，最大負(fù)向位移發(fā)生在F107斷層處，約為6 mm，且只有零星分布；正向位移主要發(fā)生在左側(cè)坡頂處，平均約為2 mm，指向坡內(nèi)。垂直方向位移全為負(fù)向位移，指向坡底，平均約為5 mm，最大位移發(fā)生在坡頂處，約為4.3 cm，最小位移發(fā)生在坡底處，約為0.27 cm。

(a) X方向；(b) Y方向；(c) Z方向

3.2.2 加固方案Ⅰ應(yīng)力場計(jì)算結(jié)果與分析

方案Ⅰ未加固時(shí)，，方向應(yīng)力云圖如圖12所示。由圖12可知：方向拉壓應(yīng)力均有所分布，其中拉應(yīng)力主要分布在邊坡表面和斷層處，平均拉應(yīng)力約為0.26 MPa，最大拉應(yīng)力約為0.5 MPa；坡底和邊坡內(nèi)部以壓應(yīng)力為主，平均約為3.3 MPa，最大壓應(yīng)力為4.01 MPa。方向以壓應(yīng)力為主，只在左側(cè)坡頂和斷層局部出現(xiàn)拉應(yīng)力，拉應(yīng)力平均約為0.35 MPa，最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在兩斷層處，最大拉應(yīng)力為0.5 MPa；壓應(yīng)力分布在邊坡的大部分區(qū)域，呈帶狀分布，最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在坡底處，約為3.7 MPa。與原方案相比，水平方向應(yīng)力集中現(xiàn)象有明顯改善，但是局部最大應(yīng)力仍達(dá)到0.5 MPa，接近巖土體的抗拉強(qiáng)度，對邊坡穩(wěn)定構(gòu)成一定影響。垂直方向應(yīng)力呈帶狀分布，從坡頂開始，貫穿至坡腳。應(yīng)力以壓應(yīng)力為主，只在斷層處局部出現(xiàn)拉應(yīng)力，最大拉應(yīng)力為0.1 MPa。其余部分均為壓應(yīng)力，最大為15.0 MPa，出現(xiàn)在邊坡底部。

(a) X方向；(b) Y方向；(c) Z方向

方案Ⅰ加固后，，方向應(yīng)力云圖如圖13所示。由圖13可知：方向應(yīng)力以壓應(yīng)力為主，其中拉應(yīng)力主要分布在坡頂和斷層處，且面積很小，平均拉應(yīng)力約為0.15 MPa，最大拉應(yīng)力約為0.4 MPa，出現(xiàn)在右側(cè)坡頂模型邊緣部分；坡底和邊坡內(nèi)部以壓應(yīng)力為主，平均約為3.3 MPa，最大壓應(yīng)力為4.01 MPa。方向以壓應(yīng)力為主，只在左側(cè)坡頂靠近模型邊緣部分出現(xiàn)拉應(yīng)力，拉應(yīng)力平均約為0.25 MPa，最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在模型左側(cè)邊緣角處，約為0.4 MPa；壓應(yīng)力分布在邊坡的大部分區(qū)域，呈帶狀分布，最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在坡底處，約為2.7 MPa。與加固前相比，水平方向應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯改善，雖局部仍有應(yīng)力集中，但最大值僅有0.4 MPa，且分布面積較小，對邊坡穩(wěn)定不構(gòu)成影響，可以看出，預(yù)應(yīng)力錨索的加固效果明顯。垂直方向應(yīng)力呈帶狀分布，從坡頂開始，貫穿至坡腳。應(yīng)力以壓應(yīng)力為主，只在斷層處局部出現(xiàn)拉應(yīng)力，且只有零星分布，最大拉應(yīng)力為0.09 MPa。其余部分均為壓應(yīng)力，最大為10.0 MPa，出現(xiàn)在邊坡底部。

(a) X方向；(b) Y方向；(c) Z方向

3.2.3 方案Ⅱ位移場計(jì)算結(jié)果與分析

方案Ⅱ未加固時(shí)，，方向位移云圖如圖14所示。由圖14可知：按方案Ⅱ設(shè)計(jì)進(jìn)行開采后，位移主要發(fā)生在2個(gè)控制性斷層之間。安全系數(shù)為0.902 5，比方案Ⅰ略有提高，這主要是因?yàn)榉桨涪蛑?348平臺以下維持原設(shè)計(jì)，下部礦石起到了一定的“抗滑樁”的作用，從而使位移及其發(fā)生的范圍都有了進(jìn)一步的縮小。方向負(fù)向位移主要發(fā)生在兩斷層之間，平均約為1.5 cm，最大負(fù)向位移約為3 cm，指向坡外，呈帶狀分布；正向位移主要發(fā)生在坡頂和坡底部分，平均約為1.0 cm。和方案Ⅰ相比，負(fù)向位移及其發(fā)生的范圍都有所減小，正向位移大幅減小，其分布面積有所增大。方向負(fù)向位移主要發(fā)生在邊坡中下部，平均約為1.0 cm，指向坡外，最大負(fù)向位移發(fā)生在F107斷層處，約為2.1 cm；正向位移主要發(fā)生在坡頂處，平均約為0.3 cm，指向坡內(nèi)。垂直方向位移全為負(fù)向位移，指向坡底，平均約為2.0 cm，最大位移發(fā)生在坡頂處，約為4.3 cm，最小位移發(fā)生在坡底處，約為0.27 cm。

(a) X方向；(b) Y方向；(c) Z方向

方案Ⅱ加固后，，方向位移云圖如圖15所示。由圖15可知：方向負(fù)向位移平均約為0.24 mm，主要發(fā)生在邊坡中上部。最大負(fù)向位移約為3 mm，出現(xiàn)在兩斷層交界處，指向坡外；正向位移主要發(fā)生在邊坡左下部，平均約為3 mm，主要分布于F107斷層下部。方向負(fù)向位移主要發(fā)生在邊坡中下部，平均約為2 mm，指向坡外，最大負(fù)向位移發(fā)生在F107斷層處，約為7 mm，且只有零星分布；正向位移主要發(fā)生在左側(cè)坡頂處，平均約為2 mm，指向坡內(nèi)。與加固前相比，沒有滑坡出現(xiàn)，并且位移減小明顯。采用方案Ⅱ加固后邊坡的安全系數(shù)為1.137 5。

(a) X方向；(b) Y方向；(c) Z方向

3.2.4 方案Ⅱ應(yīng)力場計(jì)算結(jié)果與分析

方案Ⅱ未加固時(shí)，，方向應(yīng)力云圖如圖16所示。由圖16可知：方向應(yīng)力拉壓應(yīng)力均有所分布，其中拉應(yīng)力主要分布在邊坡右側(cè)模型邊緣和斷層處，平均拉應(yīng)力約為0.26 MPa，最大拉應(yīng)力約為0.45 MPa；坡底和邊坡內(nèi)部以壓應(yīng)力為主，平均約為3.3 MPa，最大壓應(yīng)力為4.5 MPa。方向以壓應(yīng)力為主，只在左側(cè)坡頂和斷層局部出現(xiàn)拉應(yīng)力，拉應(yīng)力平均約為0.35 MPa，最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在兩斷層交界處，最大拉應(yīng)力為0.5 MPa；壓應(yīng)力分布在邊坡的大部分區(qū)域，呈帶狀分布，最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在坡底出，約為4.3 MPa。從整體上看，與方案Ⅰ相比，水平方向應(yīng)力集中現(xiàn)象有明顯改善，但是局部最大應(yīng)力仍達(dá)到0.45 MPa，接近巖土體的抗拉強(qiáng)度，對邊坡穩(wěn)定構(gòu)成一定影響。垂直方向應(yīng)力呈帶狀分布，從坡頂開始，貫穿至坡腳。應(yīng)力以壓應(yīng)力為主，只在斷層處局部出現(xiàn)拉應(yīng)力，最大拉應(yīng)力為0.17 MPa，其余部分均為壓應(yīng)力，最大為15.0 MPa，出現(xiàn)在邊坡底部。

(a) X方向；(b) Y方向；(c) Z方向

方案Ⅱ加固后，，方向應(yīng)力云圖如圖17所示。由圖17可知：方向應(yīng)力以壓應(yīng)力為主，其中拉應(yīng)力主要分布在坡頂模型邊緣處，且面積很小，平均拉應(yīng)力約為0.15 MPa，最大拉應(yīng)力約為0.42 MPa，出現(xiàn)在右側(cè)坡頂模型邊緣部分；坡底和邊坡內(nèi)部以壓應(yīng)力為主，平均約為3.3 MPa，最大壓應(yīng)力為4.1 MPa。方向以壓應(yīng)力為主，只在左側(cè)坡頂靠近模型邊緣部分出現(xiàn)拉應(yīng)力，拉應(yīng)力平均約為0.31 MPa，最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在模型左側(cè)邊緣角處，約為0.46 MPa；壓應(yīng)力分布在邊坡的大部分區(qū)域，呈帶狀分布，最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在坡底出，約為3.4 MPa。與加固前相比，水平方向應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯改善，主要分布在斷層周圍，零星出現(xiàn)，對邊坡穩(wěn)定影響較小。與加固前相比，可以看出預(yù)應(yīng)力錨索起到了一定的加固效果。垂直方向應(yīng)力呈帶狀分布，從坡頂開始，貫穿至坡腳。應(yīng)力以壓應(yīng)力為主，只在斷層處局部出現(xiàn)拉應(yīng)力，且只有零星分布，最大拉應(yīng)力為0.12 MPa；其余部分均為壓應(yīng)力，最大為12.8 MPa，出現(xiàn)在邊坡底部。

(a) X方向；(b) Y方向；(c) Z方向

3.3 加固方案確定

方案Ⅰ采剝量為127萬m3，礦石量為56萬m3，巖石量為71萬m3，剝采比1.27，按照當(dāng)時(shí)礦石綜合成本進(jìn)行折算，礦石綜合成本52元/t，當(dāng)時(shí)鐵礦石市場價(jià)格100元/t，可實(shí)現(xiàn)礦石效益為9 408萬元，加固及截排水費(fèi)用為4 600萬元，綜合效益為4 808萬元。

方案Ⅱ采剝量為109萬m3，礦石量41萬m3，巖石量68萬m3，剝采比1.66，礦石綜合成本67.5元/t，實(shí)現(xiàn)礦石效益4663.75萬元，加固及截排水費(fèi)用為 2 752萬元，綜合效益為1 938.75萬元。

通過數(shù)值模擬分析可知：2種方案均可達(dá)到加固的預(yù)期效果，但綜合對比安全、經(jīng)濟(jì)因素和加固工程量可知：方案Ⅰ更優(yōu)。

4 結(jié)論

1) 提出了基于正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)、有限元法和RBF神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)理論的露天邊坡巖體力學(xué)參數(shù)反演模型，以實(shí)例礦山巖體參數(shù)進(jìn)行反演分析，通過實(shí)際滑坡區(qū)域數(shù)據(jù)驗(yàn)證后，給出了邊坡合理的巖體力學(xué)參數(shù)。

2) 構(gòu)建了露天開采終了邊坡穩(wěn)定性分析數(shù)值模型，通過模擬得出按原設(shè)計(jì)進(jìn)行露天深部礦體開采后，終了邊坡處于不穩(wěn)定狀態(tài)，破壞區(qū)域集中在2個(gè)控制性斷層之間，安全系數(shù)為0.687 5。

3) 綜合考慮礦石可采量與破壞區(qū)域斷層空間賦存狀態(tài)，提出了2種不同參數(shù)的削坡與錨索加固方案，通過數(shù)值模擬穩(wěn)定性分析與經(jīng)濟(jì)效果評價(jià)，推薦采用方案Ⅰ對邊坡進(jìn)行削坡和加固處理。

[1] 王培濤, 楊天鴻, 朱立凱, 等. 基于 PFC2D 巖質(zhì)邊坡穩(wěn)定性分析的強(qiáng)度折減法[J]. 東北大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2013, 34(1): 127?130.WANG Peitao, YANG Tianhong, ZHU Likai, et al. Strength reduction method for rock slope stability analysis based on PFC2D[J]. Journal of Northeastern University (Natural Science), 2013, 34(1): 127?130.

[2] 胡軍, 劉興宗, 鐘龍. 基于加卸載響應(yīng)比理論的爆破動(dòng)力露天礦邊坡穩(wěn)定性分析[J]. 采礦與安全工程學(xué)報(bào), 2012, 29(6): 882?287.HU Jun, LIU Xingzong, ZHONG Long. Stability analysis of open pit slope influenced by blasting dynamics based on theory of load-unload response ratio[J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2012, 29(6): 882?287.

[3] 王樹仁, 魏翔, 何滿潮. 三維邊坡穩(wěn)定性系數(shù)計(jì)算新方法及其工程應(yīng)用[J]. 采礦與安全工程學(xué)報(bào), 2008, 25(3): 277?280.WANG Shuren, WEI Xiang, HE Manchao. New method for calculating 3D stability factors of slope and its application in mining[J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2008, 25(3): 277?280.

[4] FU Wenxin, LIAO Yi. Non-linear shear strength reduction technique in slope stability calculation[J]. Computers and Geotechnics, 2010, 37(3): 288?298.

[5] 王立峰, 翟惠云. 納米硅水泥土抗壓強(qiáng)度的正交試驗(yàn)和多元線性回歸分析[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2010, 32(S1): 452?457.WANG Lifeng, ZHAI Huiyun. Orthogonal test and regression analysis of compressive strength of nanometer silicon and cement-stabilized soils[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2010, 32(S1): 452?457.

[6] 韓放, 謝芳, 王金安. 露天轉(zhuǎn)地下開采巖體穩(wěn)定性三維數(shù)值模擬[J]. 北京科技大學(xué)學(xué)報(bào), 2006, 28(6): 509?514.HAN Fang, XIE Fang, WANG Jinan. 3-D numerical simulation on the stability of rocks in transferred underground mining from open-pit[J]. Journal of University of Science and Technology Beijing, 2006, 28(6): 509?514.

[7] Ducan J M. State of the art: Limit equilibrium and finite-element analysis of slopes[J]. Journal of Geotechnical Engineering, 1996, 122(7): 577?596.

[8] Zienkiewicz O C, Humpheson C, Lewis R W. Associated and non-associated visco-plasticity and plasticity in soil mechanics[J]. Geotechnique, 1975, 25(4): 671?689.

[9] 卓家壽, 邵國建, 陳振雷. 工程穩(wěn)定問題中確定滑坍面、滑向與安全度的干擾能量法[J]. 水利學(xué)報(bào), 1997(8): 80?84. ZHUO Jiashou, SHAO Guojian, CHEN Zhenlei. Disturbing energy method for determining the slipping face and direction and the safety coefficient of engineering stability[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 1997(8): 80?84.

[10] 吳順川, 高永濤, 楊占峰. 基于正交試驗(yàn)的露天礦高陡邊坡落石隨機(jī)預(yù)測[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2006, 25(S1): 2826?2832. WU Shunchuan, GAO Yongtao, YANG Zhanfeng. Random prediction of rockfall of open-pit mine high-steep slope based on orthogonal experiment[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2006, 25(S1): 2826?2832.

[11] 周中, 巢萬里, 劉寶琛. 巖石邊坡生態(tài)種植基強(qiáng)度的正交試驗(yàn)[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2005, 36(6): 1112?1116. ZHOU Zhong, CHAO Wanli, LIU Baochen. Orthogonal test on strength of planting material for rock slope[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2005, 36(6): 1112?1116.

[12] 張勇, 邱靜, 劉冠軍, 等. 正交試驗(yàn)下基于FMMESA和GRA的環(huán)境應(yīng)力-故障關(guān)聯(lián)分析[J]. 儀器儀表學(xué)報(bào), 2012, 33(1): 29?35.ZHANG Yong, QIU Jing, LIU Ganjun, et al. Environmental stress-fault relation analysis under orthogonal test based on FMMESA and GRA[J]. Chinese Journal of Scientific Instrument, 2012, 33(1): 29?35.

[13] 郭健, 王元漢, 苗雨. 基于MPSO的RBF耦合算法的樁基動(dòng)測參數(shù)辨識[J]. 巖土力學(xué), 2008, 29(5): 1205?1209. GUO Jian, WANG Yuanhan, MIAO Yu. A RBF neural network coupling algorithm based on MPSO for parameter identification of piles in dynamic testing[J]. Rock and Soil Mechanics, 2008, 29(5): 1205?1209.

[14] ZENG Delu, ZHOU Zhiheng, XIE Shengli. Construction of compact RBF network by refining coarse clusters and widths[J]. Journal of Systems Engineering and Electronics, 2009, 20(6): 1309?1315.

[15] HUANG He, BAI Jicheng, LU Zesheng. Electrode wear prediction in milling electrical discharge machining based on radial basis function neural network[J]. Journal of Shanghai Jiaotong University (Science), 2009, 14(6): 736?741.

[16] 李寧, 張鵬, 于沖. 邊坡預(yù)應(yīng)力錨索加固的數(shù)值模擬方法研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2007, 26(2): 254?261. LI Ning, ZHANG Peng, YU Chong. Research on method of numerical simulation of prestressed anchor cable in slope[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2007, 26(2): 254?261.

Stability analysis and reinforcement scheme optimization of large open ending slope

LU Hongjian1, GAO Yongtao2

(1. Hebei Province Key Laboratory of Mining Development and Safety Technique, College of Mine Engineering, North China University of Science and Technology, Tangshan 063000, China;2. School of Civil and Environmental Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China)

Based on orthogonal experiment, finite element and RBF neural network theory, the inversion model of the mechanics parameters of surface slope rock mass was established, and the analysis method about mechanics parameters of surface slope rock mass was formed. Due to the creation of surface slope 3D stability analysis model based on the large numerical calculation platform such as MIDAS/GTS, the stability analysis method about surface slope was formed. Based on typical mines, a feasible reinforcement project was put forward after the analysis of final surface slope rock mass mechanics parameters and slope analysis, and feasible reinforcement measures were provided through numerical calculation analysis and economical effect evaluation. The results show that the method provides reference for similar engineering study.

open pit slope; stability analysis; reinforcement scheme; parameters inversion; three-dimensional numerical simulation

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.05.029

TD353

A

1672?7207(2015)05?1786?13

2014?04?20；

2014?07?25

河北省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(E2013209328) (Project(E2013209328) supported by the Natural Science Foundation of Hebei Province, China)

盧宏建，博士，副教授，從事采礦工藝與理論、巖石力學(xué)研究；E-mail: luhongjian@heuu.edu.cn

(編輯 趙俊)