大孤山露天矿西北帮边坡稳定性分析及治理措施研究

曹永胜 解治宇 于庆磊 杨天鸿

（1.东北大学资源与土木工程学院，辽宁沈阳110819；2.鞍钢集团矿业有限公司，辽宁鞍山114001）

目前，我国露天开采的铁矿石量所占比重较大，且大部分矿山已经进入深凹开采或转入地下开采阶段。现有露天边坡高度为100～300 m 的露天矿占52.0%，高度大于300 m 的占14.7%，设计边坡高度为100～300 m 的占56.0%，大于300 m 的占34.7%，深凹露天开采已成为露天采矿的发展趋势。在深凹露天矿不断开采中，边坡安全系数不断降低，边坡稳定性越来越差，这是人类面临的一个具有时代性的难题，也是需要着力研究的一个重大课题［1］。

大孤山露天矿是鞍钢的主要铁矿石基地，也是目前我国大型深凹露天矿之一，现在已开采至-330 m 水平，开采深度已达420 m，设计开采深度为528 m。随着露天开采延深，边坡逐渐增高加陡，影响安全稳定的因素增多。大孤山露天边坡岩体台阶出现开裂、局部小滑坡等灾害的概率不断增多，严重影响了矿山安全开采。大孤山铁矿采场西北帮区域自2008 年北帮外扩开采形成至今，一直伴有滑坡、片帮情况出现，该区域内岩层由片麻状混合岩和千枚岩构成。2014 年针对西北帮千枚岩危险区域实施了削帮减载工程，工程历时2 a，但边坡稳定性并无显著增强。2016年7月，西北帮绿泥石英片岩区域发生大面积滑坡，下部-114 m 水平至-138 m 水平的通道完全封闭，造成矿山生产中断48 h，严重威胁了矿山安全生产。因此，深入研究大孤山边坡岩体特征和变形滑坡机制，对于边坡灾害防治和深入分析高陡边坡的滑坡机理具有重要意义。

工程地质分析法可在勘察现场地质结构的基础上，对边坡破坏成因和演化规律以及潜在的失稳破坏机制进行综合性分析，并预测边坡稳定性的未来发展趋势［2］。黄润秋［3-4］研究了国内大型滑坡复杂的演化机制，并总结了5个典型的地质—力学模式，即：滑移—拉裂—剪断“三段式”模式、“挡墙溃决”模式、近水平岩层的“平推式”模式、反倾岩层大规模倾倒变形模式、顺倾岩层的蠕滑（弯曲）—剪断模式，为高陡边坡稳定性评价工作和防灾减灾工作提供了理论依据。极限平衡分析法［5-6］和塑性极限分析法［7］曾被广泛用来分析岩土稳定问题，但对于复杂工程地质、边界条件、多重耦合荷载等问题的分析具有一定的局限性。

随着计算机技术的发展，数值模拟方法能够有效再现边坡开挖后的位移变化、应力重新分布现象，为预测开挖边坡潜在的滑移风险提供了理想的分析手段。徐华敏等［8］基于锚固岩体的流变模型，采用弹塑性有限元法对边坡开挖加固进行了数值模拟，分析了开挖边坡的稳定性，并对初拟的边挖边锚的施工程序进行了合理性评价。漆祖芳等［9］利用弹塑性有限元法对大岗山水电站坝肩边坡进稳定性行了研究，预测了边坡可能的失稳部位。冷先伦等［10］通过UDEC 软件对比分析了龙滩工程不同开挖高度下的边坡变形特征，发现开挖对边坡破坏的主要影响为造成临界节理发育和节理张开尺度增大。Wang等［11］采用FLAC3D软件对杨渠水电站泄洪隧洞周边边坡进行了复杂的三维数值模拟和安全评价，得到了良好的三维滑动弧面。Kalenchuk 等［12］通过3DEC 模拟边坡失稳破坏的动态过程，提出边坡动力学研究有必要考虑边坡的破坏机理和失稳区域与稳定区域之间的相互作用。Dong 等［13］利用3DEC 软件分析了不同边界条件、侧压力系数、岩体参数对断层控制作用下黄登水电站开挖边坡稳定性的影响。仝宗良［14］利用数值流行方法得到了动力时程作用下的边坡安全系数时程曲线，并搜索得到了边坡最危险的滑裂面及对应的最小安全系数。曹日跃等［15］利用FLAC3D软件分析了围岩在不同本构模型下的变形破坏特征，发现应变软化模型模拟的结果与实测值较吻合，能真实反映隧道围岩在开挖时的破坏特征。沈华章等［16］结合应变软化本构模型和矢量合法，分析了应变软化边坡的坡体材料强度参数、滑面状态、稳定安全系数、边坡破坏状态的变化过程，进而讨论了边坡渐进破坏的过程。魏晓楠［17］研究了坡脚开挖诱发路堑边坡渐进性破坏的过程，发现边坡失稳是滑裂面力学强度参数劣变导致的局部变形累积、延伸直至贯通的整体动态破坏的渐进过程。

本研究以大孤山露天矿西北帮边坡为工程背景，结合矿区实际地质条件，运用有限差分数值模拟软件，对西北帮边坡进行数值模拟，分析西北帮边坡稳定性及削坡治理对边坡失稳破坏的抑制作用。通过分析不同开采深度下边坡的位移场和塑性区变化情况，得出边坡失稳破坏机制，从而对后续西北帮边坡的设计和治理工作提供一定的理论依据。

1 边坡工程地质概况及计算模型

1.1 工程地质概况

研究区域（图1）地层分布较为复杂，闪长石英绿泥化角岩条带将矿体分为石英绿泥化角岩东矿段与石英绿泥化角岩西矿段，矿体岩性为磁铁石英岩，走向310°～315°，倾向NE，倾角60°～75°。矿体上盘为绿泥石英片岩，下盘为片麻状混合岩。此外，西帮边坡还出露有闪长玢岩地层。

如图2（a）所示，研究区域断裂构造主要有3 条，即F14、F15、F8断层，均与呈楔形发育的矿石条带紧邻。其中，F14断层位于矿石条带上盘，F15断层位于矿石条带下盘，F8断层位于矿石条带下端，断层参数见表1。该类断层处于两种不同的地层之间，强度较低的绿泥石英片岩等岩体沿断层侵入，形成弱面或断层带。绿泥石英片岩在施工扰动等复杂因素共同作用下表现出应变软化特性，在边坡开挖应力重新分布的过程中，可能造成显著变形及边坡潜在失稳破坏。

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1.2 计算模型

边坡三维有限差分数值模型如图2（b）所示，其建立在局部坐标系( )X,Y,Z坐标系 下，X轴正方向指向边坡临空面方向（NE315°），Y 轴正方向方位为NE45°，Z轴正方向铅直向上。模型计算范围：X轴方向1 250 m，Y轴方向700 m，Z轴方向638 m。计算模型剖分为六面体等参单元和部分四面体退化单元，共有109.6万个单元。采用滚轴边界条件固定四周边界的法向位移，模型底部约束Z方向位移，顶部设定为自由边界。

1.3 破坏准则及模拟参数选取

诸多研究表明［18-19］，岩土体可以承受一定程度的塑性变形，峰值后材料相应的参数（黏聚力、摩擦角、抗拉强度、剪胀角等）均会发生变化。理想弹塑性本构模型无法反应岩土体峰后应力—应变特性，因此采用材料强度随塑性变形变化的应变弱化模型进行分析很有必要。本研究计算中，F14断层软弱充填体采用了应变软化本构模型，其他岩体材料应用Mohr-Coulomb本构模型。

应变软化模型在弹性阶段的变形与Mohr-Coulomb 模型的变形特征完全相同。从塑性屈服阶段开始两者表现出不同的变形特征，在应变软化模型中，随着塑性应变的变化，其黏聚力、内摩擦角、抗拉强度都会衰减［20］。常见的应变软化模型的应力、应变变化规律如图3 所示。考虑应变软化的Mohr-Coulomb破坏准则方程可表示为［21］

式中，c 为黏聚力；φ 为摩擦角；σ1，σ3为第一、第三主应力；Δκps为塑性剪应变增量；κps为塑性剪应变和分别为塑性剪应变的第一主应力增量和第三主应力增量，不考虑第二主应力增量的影响；为塑性体应变增量。

本研究计算所需的参数是在室内岩石力学试验的基础上，并结合工程实际，通过Hoek-Brown强度准则折减之后获得，能够真实反映现场岩体力学性质。具体参数取值如表2所示。

1.4 计算方案

本研究通过模拟分析削坡治理前后不同开采深度下边坡应力场、变形场及塑性变形区的分布情况，对西北帮边坡在断层控制下的开挖卸荷稳定性和变形机理进行初步研究，分析浅部边坡与深部边坡在灾变机理、滑坡机制方面存在的差异性，为解决采矿活动时潜在的安全问题和边坡破坏治理提供可靠依据。

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为反应工程实际，本研究计算将2016 年12 月对应的边坡形态作为初始境界，在系统平衡后获得的初始应力场基础上，分如下6步模拟大孤山露天矿西北帮边坡开挖过程（图4）：①-210 m 平台坡脚靠帮，将应变软化本构模型应用于F14断层，将Mohr-Coulomb 本构模型应用于其他岩性岩体，并采用强度折减法计算当前境界边坡安全系数；②-230 m 平台靠帮；③-310 m 平台靠帮；④-366 m 平台靠帮；⑤-438 m 平台靠帮，边坡开挖至最终境界，并采用强度折减法计算最终境界的边坡安全系数；⑥在步骤①的基础上对边坡进行削坡治理，重复步骤②～⑤，模拟露天开采至最终边界的过程，分析削坡工程对边坡稳定性的影响。

2 模拟结果分析

2.1 不同开挖阶段边坡稳定性分析

2.1.1 变形场分析

各开挖阶段位移分布如图5所示。

由图5 可知：在边坡-210 m 平台靠帮时，F14断层表现出较大位移，其中位移最大处位于-68 m 平台处，最大位移约44 cm。边坡坡体位移主要集中在楔形体矿石条带处，在靠近F14断层一侧位移较大，最大位移约9 cm。随着边坡延伸，F14断层位移继续加剧，F15断层的不稳定性开始显现，但与F14断层相比，由于其厚度较薄，充填物力学性质较高，变形量较小，使

2.1.2 塑性区分析

各开挖阶段塑性区分布如图6所示。得楔形体发生不对称滑移变形，靠近F14断层一侧楔形体变形增加较快。

由图6可知：边坡卸荷松弛区域的产生伴随着整个开挖过程的进行，由于水平围压降低或消失，边坡岩体会产生朝向临空面方向的卸荷回弹变形，坡体会出现新的应力平衡区域，在这一过程中，会在边坡浅部范围内产生塑性变形区。随着开挖越深，应力重分布范围越大，即应力向边坡更深部和更后部转移和调整。在向下开挖过程中，断层应力集中程度更高，达到峰值应力之后，断层介质软化，逐渐达到残余强度值，即开挖越深，开挖面软弱层面会产生更大的塑性区，滑动破坏更容易发生。

2.2 削坡治理后不同开挖阶段边坡稳定性分析

为治理楔形体变形破坏，增大边坡稳定性，综合大孤山铁矿西北帮边坡地质条件及变形特征的分析，采取了针对矿石条带中上部-130～0 m 平台区域的削坡治理措施，削坡后的边坡形态如图4（f）所示。

2.2.1 变形场分析

本研究通过在岩体中设置关键点（图2（b））监测原设计开挖和削坡后开挖的位移变化规律，来揭示削坡工程对边坡破坏的治理效果。由监测结果（图7）可知，在开挖的前3个阶段，边坡变形缓慢增加；当边坡-366 m 平台靠帮后，边坡变形陡然增加；削坡后的监测点变形增量比原设计开挖条件下的变形增量小。

由削坡后各开挖阶段位移分布（图8）可知，削坡治理措施能够降低最终境界矿石条带约50%的位移量，降低断层处的位移变形，对于边坡变形具有明显的抑制效果，但无法完全消除边坡的变形破坏趋势。

2.2.2 塑性区分析

削坡治理后，随着开挖面继续进行，被开挖切断的F14断层软弱夹层同样发生应力集中，并沿断层自浅部到深部，自-68 m 平台向上、向下扩展，软弱带及楔形体剪应力集中程度越高，塑性区和松动区范围越大（图9）。与图6 相比，削坡后的边坡在开挖过程中，塑性区集中程度降低，但当开采至-438 m 最终境界时边坡塑性区显著增加。说明随着边坡高度的增加，边坡失稳破坏的可能性越来越大，一旦超过边坡的承载极限，楔形体仍会出现“剪出”破坏。

2.3 边坡变形机制分析

图10 为边坡剪应变云图，图中显示在开挖初始阶段，边坡滑面仅出现在F14断层-210～-68 m 平台局部区域，滑面尚未贯通；在边坡开挖过程中，F15断层剪切应变增量也逐渐增大，出现潜在滑动面，且边坡潜在滑移面较现状边坡向下扩展。随着边坡向下开挖，-68 m 平台出现连接F14、F15断层的剪应变增量带，且变形量及范围不断扩大。最终F14、F15两断层滑面底部贯通，上部连接，滑面形态为上部“滑移”、下部水平“剪出”的“复合”型。

由图5、图6 以及图10 分析可知：在边坡开挖的 初始阶段，-210～0 m 平台楔形体边坡表现出在F14断层控制作用下边坡局部破坏概率最大处开始破坏，向破坏概率较大侧发展的渐进破坏机制，楔形体北侧支撑减小，发生侧倾沉降，出现错动变形趋势，坡脚呈向临空面扩容变形（图11（a））。但由于其坡脚下部台阶较厚大，抑制了边坡的整体变形。-210 m平台靠帮时边坡安全系数为1.2，边坡稳定性良好。随着边坡不断向下开挖，楔形体被揭露的范围越来越大，-68 m 平台上部变形破坏趋势扩展不明显，-68 m平台坡肩区域拉破坏塑性区更为明显，表明伴随滑动在-68m 平台上有拉张裂缝产生（图11（b）、图11（d）），-68 m 平台以下的楔形体矿石条带呈现出下部“剪出”、上缘“拉裂”、中间索固段“剪断”破坏的三段式变形机制，此时边坡安全系数减小至0.98，边坡发生失稳破坏。

削坡后，边坡的各个开挖阶段剪切应变增量云图如图12 所示。对比削坡前的各阶段云图发现，削坡后的边坡剪切应变增量累积速度有所放缓，峰值减小，但剪切应变增量集中区域未发生改变，破坏机制也未发生改变，均为F14断层-68 m台阶处先发生局部破坏，破坏区再沿断层向-68 m 台阶上下区域延伸，进而引起矿石条带错动变形。随着边坡开挖，F15断层剪切应变增量也逐渐增大，出现潜在滑动面，F14、F15断层破坏面不断向下扩展、贯通。削坡后形成的-126 m 新台阶同样出现剪应变增量带连接F14、F15断层。楔形体矿石条带中下部区域仍呈现出下部“剪出”、上缘“拉裂”、中间索固段“剪断”破坏的三段式变形机制，此时最终境界边坡安全系数增大至1.1，边坡稳定性提高。

3 治理措施

综上分析，削坡治理后边坡开采至最终境界时的安全系数升高0.12，达到1.1，边坡稳定性提高，但较《有色金属采矿设计规范》（GB 50771—2012）的边坡永久安全系数要求1.2 相比仍偏小。为保证大孤山西北帮边坡的稳定性，应采取多种手段进行综合治理。建议应重点治理F14断层出露部分，采用C25挂网喷射混凝土护面及局部设全长黏结锚杆防护的措施治理软弱断层带渐进式破坏；在-173～-210 m 段边坡采取预应力锚索与C30肋柱相结合的方法稳固楔形体整体变形，并采取C30地梁与锚桩组合的方式加固坡脚［22］。

4 结 论

（1）大孤山露天矿西北帮边坡坡体内发育的F14、F15断层软弱结构面是控制西北帮边坡变形的主导因素，开挖卸荷作用下边坡表现出渐进式破坏，并最终演化为滑移—拉裂—剪断“三段式”机制。

（2）削坡治理措施能够降低边坡矿石条带50%的位移量，降低断层的剪切应变变形，对边坡变形具有明显的抑制效果，但无法完全消除边坡的变形破坏趋势。

（3）削坡治理后边坡最终境界安全系数由0.98提升至1.1，边坡稳定性提高，但较设计规范的边坡永久安全系数1.2 相比仍偏小，边坡仍处于欠稳定状态，需采取多种手段进行综合治理，即采用C25挂网喷射混凝土护面及局部设全长黏结锚杆防护的措施治理F14断层出露部分，采取预应力锚索与C30肋柱相结合的方法稳固-173～-210 m 段楔形体边坡整体变形，并采取C30地梁与锚桩组合的方式加固-210 m平台坡脚。