弃渣体潜在失稳滑动面探讨

王 昱 ，闫 宾，曹 畅，柴建峰

（1.国网新源控股有限公司技术中心，北京市 100073；2.中国电力财务有限公司，北京市 100005）

0 引言

大型土建工程会产生大量的弃渣，弃渣集中堆放形成弃渣体。弃渣场多选址在自然沟谷中或采石坑等低洼处，渣场周围多有人类活动，弃渣场安全稳定显得尤为重要。充分必需的前期勘测工作、科学合理设计和渣场启用期的有效管理，可大大减少弃渣随意堆放等问题，同时也能减少工程建设后期对渣场的重新平整、修坡，避免渣场二次搬家等重复工作，减少后期运行的潜在风险，节省工程投资和管理运行成本。

岩石碎块、强全风化层物质多是弃渣体的主要组成成分，其间还会混有一定量的细颗粒物质。总体上说，弃渣体的内摩擦角较高，自稳能力较高。若忽略地震和降雨等的影响，弃渣体在自身重力作用下会逐渐压实固结，自稳能力会逐渐提高。但如渣体设计方案和施工措施不合理，且堆放时缺少碾压，或者碾压效果不好，在重力作用下弃渣体固结变形沉降，往往在后缘形成拉张裂缝。拉张裂缝成了地下水运行和储存的通道，动、静水压力将降低弃渣体的稳定。弃渣体破坏启动，多为后缘渣体先滑动失稳，推动其前缘渣土体，最后形成整体滑动破坏。当不存在水流掏刷渣体坡脚时，弃渣的破坏多为推移式[1]。

目前，弃渣体边坡稳定性计算采用最多的两种方法是瑞典圆弧法和简化Bishop法。两种方法的计算值存在一定的差异，计算出的潜在滑裂面位置相近。计算时将弃渣体视为均匀体，不考虑弃渣体与原始地表面之间成为潜在软弱滑动面的可能，不考虑稳定系数Fs随着填渣方式和堆载高度不同而变化的情况。近年来，有学者研究得出弃渣体的稳定系数受张拉裂缝内内摩擦角的影响较大，稳定系数随着内摩擦角的增大而增大。内摩擦角在5o～20o之间变化时，坡体的稳定系数跟内摩擦角大致成直线变化[2]。这表明，在滑裂面的形状未改变之前，坡体稳定系数与张拉裂隙内的内摩擦角大致呈线性关系。

目前阶段，勘测设计工作较少把注意力放到渣场的设计上。目前设计中，很少考虑渣体沿着其他潜在软弱面滑动的可能，多是用软件搜索潜在滑动面。对弃渣体进行分析时，均假定整个滑面同时处于临界失稳状体，弃渣体c、φ取值不够严谨。同时，对弃渣体后期变形和渣场的后期运行管理关注较少。

本文先结合工作中接触的弃渣场，探讨目前勘测设计存在的问题，对一些关键设计参数的选取做了对比。然后浅析 “深圳12·20渣场失稳事故”的教训和惨痛经验，分析了变形体的破坏机理。最后，总结归纳了弃渣体前期勘测设计中应该着重关注的几个方面，为土建工程渣场设计计算提供一定参考。

1 工作中的认识

现行《水利水电工程水土保持技术规范》（SL 575—2012）中10.5.4条，虽对渣体稳定分析计算提出了明确的要求和技术方法，但从接触的多个工程渣场设计资料来看，多有以下特点：

（1）工程渣场设计时多将渣体视为均匀体，弃渣体与原始地表面之间的接触面有发展成软弱滑动面的可能性，这种可能性在实际设计中往往不会考虑到，特别是天然沟谷较陡的山谷型渣场更容易发生这种情况。对沟谷地表的处理措施不适当时，就会存在泥化、泥碳化甚至局部形成囊状气体富集等风险。

（2）弃渣体c、φ取值差别较大。7个抽水蓄能电站渣场的c、φ取值见表1和图1。弃渣体多为土石混合体，不同项目差别如此明显，值得商榷。

表1 强度参数（c、φ）一览表Table 1 The list of strength parameters (c、φ)

（3）目前的弃渣体稳定性计算时，多未考虑稳定系数FS的动态变化，即随着填渣方式和堆载高度的变化，FS也随之变化。

（4）重视前期精细化勘察设计，加强弃渣场和土石方工程在时间和空间的匹配。如渣场启用前，应确保渣场对外的连接道路已经完工、渣场地表植被腐殖土等软弱覆盖层已经清除等，渣场规划和设计贯穿弃渣场的全寿命期。

图1 强度参数（c、φ）统计散点图Figure 1 The statistical scatter plot of strength parameter (c、φ)

（5）后续工程处理措施经常和按规范要求计算得出的代表性断面结果不匹配，即设计文件多对原始地表进行工程措施处理，而对稳定性计算搜索中潜在滑动面的关注较少。计算程序搜索得出来的滑动破坏面多集中于坡体浅部，滑动破坏造成的范围一般不会很大。

把项目F地形地貌条件作为模拟计算的基础，依次代入表1中7个抽水蓄能电站渣场设计中采用的c、φ取值来探讨上述问题。项目F弃渣堆积高度在100m左右，弃渣体的坡角为28°，弃渣场所在沟谷折算坡度约8.5°，具有15%的纵坡。设置0.5m厚的软弱带在渣体和原始地表之间，软弱带的设置是反映弃渣体沿着原有地表变形破坏这一潜在风险，软弱带的强度参数为c=10kPa、φ=10°。

分别采用数值分析的“强度折减法”和理正岩土软件中的“瑞典圆弧法”对弃渣体进行稳定计算，计算时不考虑原始地表弱化现象，同时将弃渣体视为均质体，不考虑地震和地下水作用，滑面是程序自动搜索得出[3]。综上条件进行计算，得出了图2～图4的计算结果。由图2可以看出，在不考虑坡面弱化的情况下，瑞典条分法和强度折减法所计算得出的FS值比较接近。考虑坡面弱化时，计算得出FS值就会有所下降。内摩擦角和内聚力均较高的B和D项目的FS值较大，该计算结果符合常规设计计算经验。对比图3和图4，可见不同c、φ值计算出来滑面位置差别很大，滑面位置的不同对确定弃渣体的工程治理方案有着较大的影响。

图2 FS在不同计算方法下的对比关系曲线Figure 2 FS according to different analytical methods

图3 弃渣体按均质考虑时的滑面形态和FS（a）A 渣场（FS=0.95）； （b）B 渣场（FS=1.56）；（c）C 渣场（FS=0.89）； （d）D 渣场（FS=1.51）；（e）E 渣场（FS=1.22）； （f）F 渣场（FS=1.24）Figure 3 Stability coefficients and sliding planes according to different c and φ

图5所示的FS和滑面形态为是在考虑在弃渣体和原始地表之间存有软弱带/层时，采用强度折减法获得的。对比图2不难发现：如果不重视或者不考虑弃渣体的潜在软弱夹层成为滑面的可能性，而是不加区别和考虑的照搬规范相关条款，是欠安全的，对后续工程处理措施的选取也会有一定的影响。

2 弃渣场失稳工程实例

2.1 事故概况弃渣体变形破坏机理分析

以下通过分析“深圳12·20渣场事故”，探讨弃渣体失稳破坏的一些特征。该山顶处有废弃的采石场，其本身的形状就是凹陷的，弃渣场就是利用凹陷处形成的。从自然条件方面来说，利用该凹陷形成的弃渣场的封闭条件比较好。如果前期勘测设计工作较完善，后期运营管理得当，这确实是一个较好的弃渣场选址。

图4 弃渣体按均质考虑时的滑面形态和FS（a）A 渣场（FS=0.90）； （b）B 渣场（FS=1.47）；（c）C 渣场（FS=0.83）； （d）D 渣场（FS=1.37）；（e）E 渣场（FS=1.17）； （f）F 渣场（FS=1.21）Figure 4 Stability coefficients and sliding planes according to different c and φ

图5 考虑原始地表弱化时的滑面形态和FS（a）A 渣场（FS=0.76）； （b）B 渣场（FS=0.92）；（c）C 渣场（FS=0.74）； （d）D 渣场（FS=0.89）；（e）E 渣场（FS=0.90）； （f）F 渣场（FS=0.88）Figure 5 Stability coefficients and sliding planes according to different c and φ regarding argillization and saprofication between the abandoned dreg and the natural gully

就在2015年12月20日这一天，该弃渣场发生了失稳滑坡，涉及15家公司的22栋厂房在事故中被掩埋。受滑坡影响，事故现场共安全撤离约900人。截至12月26日，75人在滑坡事故发生后失联，事故共造成7人死亡。事故调查组的结论：建设者和经营者均没有在该弃渣场修建完善可靠的导排水系统，在渣场底部大量积水没有得到有效清除之前就开始堆填建筑渣土，加之在弃渣场周边泉水和天降雨水的不断加入，弃渣体内部的含水量不断升高，最后达到过饱和的状态，这就造成弃渣体底部和原始地面之间形成软弱滑动层；另外，弃渣场还存在严重的超高超量加载渣土的现象，大量渣土在自身重力作用下沿南高北低的山势滑动，破坏力巨大的高势能滑坡体在这种情况下就随之形成了，加之事发时没有采取合适的应急处理措施，最后造成重大人员伤亡和财产损失是不可避免的。

2.2 弃渣体变形破坏机理分析

事故发生前后的图片资料整理如下：图6为采石坑未填渣前卫星图片[4]；图7为事故全景图[5]；图8为后缘拉裂缝照片[5]；图9为滑动主轴剖面示意图[5]；图10为“泥垫托筏效应” 机理示意图[6]。

图6 渣场未启用前卫星图Figure 6 Pre operation satellite map of slag field

通过分析，不难发现：

（1）本事故弃渣体最高和最低处相差仅50m左右，且坡体较平缓，弃渣体未滑动前，前缘坡度约30°，且已经完成相应的工程处理措施。但在重力竖向固结变形作用和横向潜在滑动方向的拉张作用下，仍发生毁灭性的推移式破坏。变形开始于后缘拉裂，拉裂缝进水，在动静水压力作用下，后缘滑动先启动，推动其前渣体，沿内部软弱面滑动。由此可见，即使在封闭条件较好、凹陷的采石坑内堆放弃渣，只要在凹陷存在相对低的出口，弃渣体依然存在沿凹陷较低的出口处失稳破坏的风险。

图7 滑坡体全貌照片Figure 7 A full picture of a landslide

图8 后缘拉张裂缝照片Figure 8 The picture of a crack in the back edge

（2）失稳破坏与水作用紧密，尤其是大量积水未排就开始弃渣，加之深圳降雨量较大，不仅可致使弃渣体饱和强度降低，而且由于弃渣成分复杂，在浸泡等作用下淤泥化；甚至有机质腐烂可能形成囊状高压气压带[6]，在底部或者渣土内部形成多个软弱滑动层带。

（3）弃渣体滑动一旦启动，呈现出超常的高速流动性，弃渣体会向下游高速运动，整体呈现流动性。同时，处于流动状态的弃渣体具有气垫效应，当遇到障碍物阻碍其流动时，弃渣体就会呈现出像流体一样特性绕过障碍物继续向前运动，造成的破坏面积和危害较大。

（4）渣体后缘变形发生后，前缘的工程治理效果不显著，虽然该弃渣场前缘已完成了部分马道和排水工程措施，但效果不明显。

2.3 滑动破坏面特征

弃渣体破坏后的残留滑面非常平缓，和一般岩土计算软件搜索出的潜在滑动面差别很大。发生滑动的破坏面极其平缓，角度仅有4°左右[3]，补勘钻孔资料和事故后调查都证明了这一点，这也和现场调查相互吻合（见图8）。地下水抬升对弃渣体稳定性影响较大，虽然该弃渣场堆积坡度较为平缓，其稳定性也随着地下水位的抬高而大大降低。文献[6]曾对上述类型的破坏模式进行过分析，称之为“泥垫托筏效应”，即在承压浮托、泥化地基、临空滑移和堆载堆挤等综合作用下形成“人造滑坡”。弃渣体底部和原始地面之间受地下水位上升的影响，接触处易形成潜在滑动面。

图9 纵剖面示意图（a）原始纵剖面和地形；（b）滑动破坏后的地质纵剖面和地形Figure 9 The schematic diagram of longitudinal section

图10 “泥垫托筏效应” 机理示意图（a）2014前的采石坑及积水位； （b）持续进行中的填方体及残存水面；（c）填方体中地下水位持续上升； （d）填方区地下泥化面处于临界点；（e）滑坡后的地形景观及地下水位Figure10 A schematic diagram of the mechanism of“ mud cushion rafting effect”

这就提醒我们，在实际工程中应关注：

（1）对于软件自动搜索出来的潜在滑动面和稳定系数要加以甄别。

（2）弃渣体的强度参数和滑面的强度参数要合理确定。目前弃渣场设计计算中，多以弃渣体的c、φ值作为输入条件，利用软件搜索出潜在滑动面，弃渣体沿着其他潜在软弱面滑动的可能性很少考虑。

（3）现有弃渣体稳定分析时，均假定整个滑面同时处于临界失稳状体，然而事实并非如此，变形破坏有两类：一是整个弃渣体破坏沿着软弱面发生变形而破坏，二是弃渣体后缘先拉裂变形，沿着下滑力最大，抗滑力最小的软弱面运动，推动前缘弃渣体，而前缘弃渣体沿着软弱滑面发生剪切破坏，或者以软弱面和弃渣体交替发生变形破坏[5]，目前规范推荐的“极限平衡法”往往缺少上述考虑。

3 建议

（1）就计算分析而言，无论是极限平衡法还是三维有限元等数值模拟方法，弃渣体的物理力学参数直接决定着潜在滑动面位置和稳定性系数，建议重视前期测绘和地质勘察工作，弃渣场勘察可按《岩土工程勘察规范》（GB 50021）“4.5 废弃物处理工程”相关要求布置足量的勘察工作量和开展相应的工程地质评价工作。目前，不少弃渣场对勘测工作重视不够。建议根据地质宏观判断、现场测量数据、工程类比、实践经验等，综合考虑各方面因素，谨慎确定弃渣体的各项物理力学参数。

（2）弃渣由于物源来源复杂，堆积时间长，经历不同的季节，致使渣体本身的水文地质与工程地质条件复杂，其变形机理和滑坡启动破坏方式更加复杂。弃渣体稳定性分析，应考虑弃渣体沿着原有自然坡面等其他潜在软弱面发生变形破坏的可能。而非仅通过计算软件来确定滑动面。

（3）在堆渣前，确保清除原地表的植被，剥离粘性土等相对软弱土，消除长期荷载和物理化学作用下，原植被层的碳化泥化，在弃渣体和原地表之间形成潜在软弱滑动带/层的潜在风险[7]。

（4）做好弃渣场底部排水和周边截水设施，并考虑弃渣体后续固结变形对截排水设施的影响。

当利用现有采石场或矿坑凹陷处设置弃渣时，即使弃渣场的封闭条件好且弃渣堆积坡度缓，但如果缺少合理有效的导排水系统，或者导排水系统后期运行维护不善，弃渣体就会在长期浸泡等作用下致使其自身强度弱化，抗滑能力降低[8]。同时，弃渣体底部和原始地面之前也较易形成潜在滑动面，最终也可能造成大规模的失稳破坏。