兩礦之間散體邊坡二次剝離及角度優(yōu)化研究

周 游

(1.煤炭科學(xué)技術(shù)研究院有限公司安全分院，北京市朝陽區(qū)，100013；2.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗室(煤炭科學(xué)研究總院)，北京市朝陽區(qū)，100013)

露天開采作業(yè)過程中，覆蓋物的剝離和排棄形成了大型的排土場巖土構(gòu)造工程。由于剝離過程中的松碎和挖掘作業(yè)造成了原始巖層的打亂和混合，統(tǒng)一排棄至排土場之后，混合物料呈散體狀態(tài)在排土場堆載形成一定強度的巖土混合物。散體邊坡的強度不同于原巖邊坡的強度，并且在堆載過程中不斷變化，其強度將決定邊坡穩(wěn)定性及露天礦安全生產(chǎn)。

為了研究黑岱溝露天煤礦轉(zhuǎn)向期間內(nèi)排土場散體邊坡的穩(wěn)定性，并設(shè)計合理的散體邊坡角度，為準(zhǔn)確期間坑內(nèi)的人員設(shè)備安全和作業(yè)空間提供足夠的技術(shù)保障，本項目采用現(xiàn)場原位測試、室內(nèi)試驗、數(shù)值模擬相結(jié)合的綜合性研究方法，針對黑岱溝露天煤礦排土場堆積散體的自然安歇角度與散體顆粒之間的函數(shù)關(guān)系及其力學(xué)特性進(jìn)行深入系統(tǒng)的研究，給出經(jīng)濟合理、安全可靠的散體邊坡角度。同時，對排棄物料特別是大塊巖石滾落規(guī)律進(jìn)行研究，圈定大塊巖石的滾落范圍。

對于不同強度的重塑壓力與重塑巖體抗剪強度之間的函數(shù)關(guān)系，以及重塑時間長短對于重塑巖體強度的影響規(guī)律尚不明確，本次研究借助實驗室和現(xiàn)場試驗測定不同重塑壓力及不同重塑時間的重塑巖體的抗剪強度，揭示它們之間存在的函數(shù)關(guān)系，并對露天礦排土場穩(wěn)定性分析進(jìn)行改進(jìn)和完善。

1 散體物料堆載變形及力學(xué)強度研究

1.1 散體堆載過程沉降量

對于不同粒徑的散體物料在排土場混合排棄，在不同的垂向壓力(堆載高度)條件下，散體物料表現(xiàn)出不同程度的壓密固結(jié)。相同高度的臺階在排土場進(jìn)行堆載所呈現(xiàn)的堆載壓力為均布荷載，在此條件下，任一垂直截面都是荷載的對稱面，且側(cè)向應(yīng)變?yōu)榱?，即x=y=0。側(cè)向應(yīng)力對稱相等，存在如下關(guān)系：

(1)

式中：σx——x方向應(yīng)力，kN；

σy——y方向應(yīng)力，kN；

σz——z方向應(yīng)力，kN；

μ——泊松比。

根據(jù)散體物料綜合的變形模量E0和泊松比μ這兩個彈性常數(shù)，可得到物料的垂向應(yīng)變?yōu)椋?/p>

(2)

將式(1)代入式(2)可得：

(3)

在均勻荷載σz的作用下，散體物料會產(chǎn)生沉降，對于高度為h的散體物料，其沉降值S為：

(4)

由此可知，隨著垂向壓力(堆載高度)σz的增加，z向應(yīng)變量εz和沉降量S均呈線性增長。散體物料重塑存在孔隙壓密和排水過程，這一過程所需的時間長度因巖性不同而異；對于粘性土，需要很長一段時間完成排水固結(jié)；對于砂質(zhì)土，則只需要很短時間便可完成重塑過程中的排水固結(jié)。

1.2 散體物料長期堆載后的強度測試

為了準(zhǔn)確測定散體物料堆載之后的綜合物理力學(xué)參數(shù)，本研究采用原位試驗進(jìn)行抗剪強度測試，原位測試的是大型巖土試樣的力學(xué)指標(biāo)，即巖土層保持原狀態(tài)不變時，測定巖土的工程力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)。

按照選定的原位試驗測試點，將試驗樣品制備成1 m3巖塊，在左右兩側(cè)距離中心各1.4 m處，分別安裝1根預(yù)應(yīng)力錨索，錨索上安裝有垂壓承載工字鋼梁，工字梁和巖樣頂面之間安裝1個垂壓千斤頂，最大可施加10 t的垂向荷載。平行于工字鋼梁的巖樣兩個側(cè)面，選擇其中1個作為剪切面，在剪切面、剪切基礎(chǔ)面以及巖樣頂面各放置1塊1 m2的承壓鋼板，剪切力由4個同型號的千斤頂同時施加，4個千斤頂在剪切面等間距放置，在最外側(cè)的兩個千斤頂上各固定1個千分表，以記錄巖樣的剪切位移。所有的設(shè)備安裝完畢，并調(diào)試好之后，依次進(jìn)行多個測試點的原位實驗。

原位試驗點1總共施加了4級垂直荷載，分別是23 kPa、40.95 kPa、51.43 kPa和61.9 kPa，得到的剪應(yīng)力—剪應(yīng)變曲線如圖1所示。

圖1 原位試驗點1的剪切位移曲線

與各級正壓力對應(yīng)的最大剪應(yīng)力分別是19.20 kPa、23.04 kPa、34.56 kPa和38.40 kPa。根據(jù)正壓力與剪應(yīng)力的關(guān)系，得到圖2所示的正壓力—剪應(yīng)力曲線。

圖2 原位試驗點1的正壓力-剪應(yīng)力曲線

由圖2可以得出原位試驗點1的抗剪強度參數(shù)為：粘聚力C=5.51 kPa，內(nèi)摩擦角φ=27.72°。

綜合多組原位試驗結(jié)果得到散體邊坡的物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 排棄物的主要物理力學(xué)參數(shù)原位測試

2 兩礦之間散體邊坡穩(wěn)定性分析及結(jié)構(gòu)優(yōu)化

2.1 散體邊坡穩(wěn)定性分析

黑岱溝露天礦從首采區(qū)轉(zhuǎn)到二采區(qū)后，二采區(qū)工作線與哈爾烏素礦露天工作線出現(xiàn)平行推進(jìn)的狀況。哈爾烏素礦的推進(jìn)位置超前黑岱溝礦5年左右，即在哈爾烏素礦剛壓幫內(nèi)排后，黑岱溝礦就要進(jìn)行二次剝離，從經(jīng)濟角度考慮不合理。若哈爾烏素礦內(nèi)排時能夠為黑岱溝礦二采區(qū)開采時留溝，黑岱溝礦的二次剝離量就會減少。哈爾烏素礦的推進(jìn)位置超前黑岱溝礦，按照現(xiàn)狀推進(jìn)進(jìn)度，哈爾烏素礦內(nèi)排土場上部臺階恰同黑岱溝礦采場上部臺階共線。哈爾烏素礦壓幫留溝物料排棄完成后，很快又由黑岱溝礦進(jìn)行剝離，最終黑岱溝礦形成松散巖體端幫邊幫。

2.1.1 邊坡穩(wěn)定性分析模型構(gòu)建

黑岱溝露天煤礦采場一側(cè)端幫坡為非松散體幫坡，有足夠的穩(wěn)定性?？赡艹霈F(xiàn)穩(wěn)定性問題的是左側(cè)由松散體堆積形成的幫坡。其上部水平長時間暴露，松散體會出現(xiàn)大幅度沉降以及其他方面的變化，下部水平一段時間后重新開挖，對上部水平存在擾動，上部水平連接下部水平形成高臺階幫坡，穩(wěn)定性必須分析，所以模型構(gòu)建主要是針對斷面左側(cè)部分。為分析松散巖體邊坡破壞機理，選用FLAC軟件對上述斷面進(jìn)行數(shù)值模擬分析，模型如圖3所示。模型邊界條件為底部邊界固定，左右兩側(cè)邊界水平方向位移約束，采用平面應(yīng)變模型假設(shè)。在數(shù)值計算中，巖體變形破壞遵循摩爾-庫倫強度準(zhǔn)則。

圖3 FLAC3D數(shù)值模擬模型

2.1.2 整體邊坡變形破壞機理分析

為真實、準(zhǔn)確地模擬松散巖體在內(nèi)排土場堆載的過程，在數(shù)值模擬中，內(nèi)排土場的若干排土臺階逐級堆載，每次堆載產(chǎn)生的不平衡力會對散體物料進(jìn)行逐級加載，造成不同區(qū)域的巖體力學(xué)參數(shù)差異較大。通過分析得到松散巖體邊坡穩(wěn)定系數(shù)為1.29，其剪應(yīng)變情況以及位移矢量分布如圖4所示。由圖4可以看出，邊坡位移量最大位置位于排土場后方，表現(xiàn)為豎直方向的沉降，排土場底部臺階位移矢量指向右，說明邊坡底部臺階有水平向右的滑動趨勢，但是受排土場前方反坡的壓腳作用，位移量較小，在合理范圍之內(nèi)。結(jié)合邊坡變形矢量方向中可以看出，邊坡堆載至+1240 m平盤時上部臺階仍在變形，變形方向以豎直向下的沉降為主，變形速率極小可忽略不計，排土場底部臺階變形已經(jīng)完成。

圖4 剪應(yīng)變增量云圖及位移矢量圖

由于邊坡堆載，引起應(yīng)力重分布，邊坡周圍應(yīng)力跡線發(fā)生明顯偏轉(zhuǎn)，其總體特征表現(xiàn)為愈靠近臨空面，應(yīng)力愈接近平行于臨空面。由于受到上部排棄物料的作用，在排土場基底后方豎直應(yīng)力較大，但邊坡其他位置水平應(yīng)力和豎直應(yīng)力均較小，沒有出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。邊坡整體失穩(wěn)將發(fā)生于強度軟弱帶或應(yīng)力集中區(qū)，該部位松散體單元將產(chǎn)生不同程度的不可恢復(fù)的塑性變形，若發(fā)生塑性變形的軟弱帶或應(yīng)力集中區(qū)相互貫通，則表明邊坡內(nèi)將在相互貫通的剪切破壞面發(fā)生整體失穩(wěn)。采場塑性區(qū)分布如圖5所示。由圖5可以看出，排土場基底后方基巖由于上部載荷較大，產(chǎn)生部分壓剪破壞，但破壞范圍不大，對邊坡整體的穩(wěn)定性影響較小。

圖5 塑性區(qū)分布圖

在排土場基底煤層底板軟巖層中出現(xiàn)的剪切應(yīng)變較大，且產(chǎn)生大量壓剪破壞，在排土場內(nèi)部有向上發(fā)展的趨勢，但是塑性區(qū)并未貫通形成連續(xù)的滑面。對邊坡變形的分析可知，邊坡變形基本已經(jīng)完成，所以邊坡下部臺階的塑性破壞并不會繼續(xù)發(fā)展，因此可以判斷當(dāng)排土場堆載至+1240 m平盤時，邊坡整體是穩(wěn)定的。

2.2 邊坡結(jié)構(gòu)優(yōu)化

由于端幫角度決定條區(qū)的二次剝離量，從而進(jìn)一步影響礦區(qū)的平均剝采比，因此提高端幫邊坡角度可以很大程度上降低兩礦之間的二次剝離量。基于這一思路，對散體邊坡角度進(jìn)行優(yōu)化，研究其可以保證安全生產(chǎn)的最大安全角度。

2.2.1 南端幫二次剝離邊坡角度優(yōu)化

黑岱溝礦轉(zhuǎn)向期間，涉及的散體邊坡有兩大類：一類是剝離物內(nèi)排形成的排土場松散邊坡，另一類是對哈爾烏素礦內(nèi)排土場二次剝離揭露的散體邊坡，這兩類散體邊坡的存在時間不同，沉降效果不同，膠結(jié)程度差異較大。由于哈爾烏素礦二次剝離物的排棄時間較長，軟、硬巖交互重塑及膠結(jié)狀態(tài)要明顯優(yōu)于內(nèi)排土場散體邊坡，能夠保持較大角度狀態(tài)下的短期穩(wěn)定，結(jié)合分析結(jié)果，確定其單一臺階邊坡角度為45°，在此基礎(chǔ)上進(jìn)行南端幫散體邊坡整體角度的優(yōu)化，通過不斷的調(diào)整端幫邊坡角度得到散體邊坡穩(wěn)定系數(shù)隨角度的變化曲線如圖6所示。

2.2.2 北端幫幫內(nèi)排散體邊坡

北端幫內(nèi)排臺階為轉(zhuǎn)向前首采區(qū)正常推進(jìn)過程中的主要內(nèi)排土作業(yè)區(qū)，其松散程度遠(yuǎn)大于南端幫，根據(jù)二維和三維模擬結(jié)果，充分考慮結(jié)構(gòu)優(yōu)勢，確定北幫內(nèi)排土場的臺階邊坡角為40°，通過不斷調(diào)整北端幫整體角度，得到其最佳邊坡角度為23°。穩(wěn)定系數(shù)變化規(guī)律如圖7所示。

圖6 南端幫二次剝離邊坡不同角度所對應(yīng)的穩(wěn)定系數(shù)

圖7 北幫邊坡散體邊坡不同角度所對應(yīng)的穩(wěn)定系數(shù)

通過對南、北端幫散體邊坡角度的優(yōu)化，得到了南端幫的最佳角度為25°，北端幫的整體角度為23°，按照這些參數(shù)進(jìn)行開采，可以保證兩個端幫邊坡在開采期間的安全穩(wěn)定，同時能保證礦山剝采比達(dá)到最佳值，對于礦山整體經(jīng)濟效益較為有利。

3 結(jié)論

黑岱溝與哈爾烏素露天礦共用端幫為排土場散體物料經(jīng)二次剝離之后形成的高陡邊坡，北端幫為內(nèi)排形成的散體邊坡，采用原位試驗測定散體物料的物理力學(xué)參數(shù)，然后借助FLAC數(shù)值模擬評價邊坡穩(wěn)定性，并進(jìn)行邊坡角度優(yōu)化，得到以下結(jié)論：

(1)南端幫為哈爾烏素內(nèi)排土場二次剝離形成的散體邊坡，開采現(xiàn)狀的

穩(wěn)定系數(shù)為1.29，通過角度調(diào)整可達(dá)到的最佳角度為25°。

(2)北端幫為黑岱溝內(nèi)排土場形成的散體邊坡，初始穩(wěn)定系數(shù)為1.30，通過角度調(diào)整得到其最佳角度為23°，對應(yīng)的穩(wěn)定系數(shù)為1.10。

(3)優(yōu)化后的南、北端幫散體邊坡角度可以保證露天礦的安全生產(chǎn)，并且可以實現(xiàn)在礦區(qū)的整體剝采比達(dá)到最優(yōu)。

參考文獻(xiàn)：

[1] 才慶祥，周偉，舒繼森等.大型近水平露天煤礦端幫邊坡時效性分析及應(yīng)用[J].中國礦業(yè)大學(xué)學(xué)報，2008(6)

[2] 劉勇，車兆學(xué)，李志強等.露天煤礦端幫殘煤開采及邊坡暴露時間分析[J].中國礦業(yè)大學(xué)學(xué)報，2006(6)

[3] 繆林昌，崔穎，陳可君等.非飽和重塑膨脹土的強度試驗研究[J].巖土工程學(xué)報，2006(2)

[4] 黃英豪，朱偉，張春雷等.固化淤泥重塑土力學(xué)性質(zhì)及其強度來源[J].巖土力學(xué)，2009(5)

[5] 王亮，謝健，張楠等.含水率對重塑淤泥不排水強度性質(zhì)的影響[J].巖土力學(xué)，2012(10)

[6] 熊承仁.重塑非飽和粘性土的強度習(xí)性研究[D].中南大學(xué)，2005

[7] 郭長寶，張永雙，孟慶偉等.重塑硅藻土抗剪強度的環(huán)剪試驗研究[J].巖土力學(xué)，2013(1)

[8] B Dolinar, L Trauner.The impact of structure on the undrained shear strength of cohesive soils[J].Engineering Geology，2007(1)

[9] S Vithana, S Nakamura, S Kimura, et al.Effects of overconsolidation ratios on the shear strength of remoulded slip surface soils in ring shear[J].Engineering Geology, 2012(2)

[10] B Tiwari, B Ajmera.New Correlation Equations for Compression Index of Remolded Clays[J].Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2012(6)

[11] P Vinod, A Sridharan, K Deepa, et al.Discussion: remoulded shear strength at plastic and semi-solid states[J].Geotechnical Engineering, 2013(5)