某尾矿库加高扩容工程的坝体加固设计与稳定性分析

吴顺川，赵志强，张小强，程海勇，贺鹏彬，贺发运

（1.昆明理工大学国土资源工程学院，云南昆明650093；2.中国有色金属工业昆明勘察设计研究院有限公司，云南昆明650051）

0 引言

尾矿库是指筑坝拦截谷口或围地构成的，用以堆存矿山进行矿石选别后排出尾矿或其他工业废渣的场所［1-2］.尾矿库为人造泥石流危险源，存在溃坝危险，一旦失事，则会威胁生命和财产安全并污染环境，造成严重后果［3-5］，在世界多种灾害排名中，尾矿库事故排名第18［6-8］.随着国家加大环境保护的力度及可用征地的稀缺和人口密度等因素的影响，矿山企业对尾矿的处理产生了重重困难［9］.为确保矿山的可持续发展，对尾矿库进行改扩建扩容就是一个既经济又快速的解决办法［10-13］.为防止溃坝，须对加高扩容后的尾矿库坝体稳定性进行全面分析，以此保证尾矿库坝体安全性.

本文以云南某尾矿库改扩建扩容工程为研究对象，分析尾矿库现状、改扩建扩容情况下尾矿库坝体及尾矿库边坡的稳定性，对失稳工况提出相应的加固方案，并分析验证加固后的坝体稳定性.研究成果可为实施后续的尾矿库加高扩容工程提供技术支撑，也可以为其他相似尾矿库的设计和安全运行提供参考.

1 工程概况

该尾矿库位于云南省境内，属于山谷型尾矿库.该尾矿库初期坝为浆砌石坝，属不透水坝，初期坝体底宽21m，顶宽9m，初期坝外坡比1∶0.146、内坡比1∶0.03，初期总坝高75m，已堆存尾矿约65万m3.

矿山企业计划对该尾矿库加高扩容，继续使用该尾矿库.初步设计的扩容工程是将坝体加高12 m，改扩建后总坝高为87 m，总库容为93.35万m3.

根据GB 50863-2013《尾矿库设施设计规范》中尾矿库等级划分的规定，将该尾矿库划分为Ⅳ级.根据国家标准GB 50191-2012《构筑物抗震设计规范》规定，本次设计尾矿库坝体抗震设防烈度为8度，基本地震加速度值为0.20g.因此需要对尾矿坝现状和加高后坝体的稳定性进行预测分析.

稳定性计算剖面的准确选择能有效反映出坝体稳定性最不利的情况，因此，根据尾矿库改扩建工程岩土工程详细勘察报告将顺流方向的1-1′剖面作为计算剖面，如图1所示.并利用材料的物理力学性质的区别将剖面划分为4个区域，即浆砌石坝（1#、2#坝）、尾砂、尾粉土、玄武岩④，如图2所示.

图1 剖面1-1示意图Fig.1 Section 1-1 schematic

图2 计算剖面材料区域划分Fig.2 Regional division of computing section materials

2 尾矿坝渗流场分析

2.1 尾矿室内渗透实验

为查明尾矿的渗透性，进行室内渗透实验，实验仪器使用三轴渗透试验仪［14］.实验材料为该尾矿库的尾粉细砂及尾粉土，试样尺寸为直径50 mm，高100 mm的标准圆柱形试件.各实验成果分层统计评价表见表1.尾粉细砂及尾粉土的渗透等级均为中等透水，采用平均值结果作为两者渗透系数的计算依据.

表1 尾矿室内渗透试验分层统计评价表Tab.1 Stratified statistical evaluation form for indoor penetration test of tailings

2.2 浸润线的确定

根据尾矿库工勘报告得出现状尾矿库正常工况下的实测浸润线位置，但是对其在洪水工况，以及改扩建后的尾矿库在3种工况下的浸润线位置并未标明.在这种情况下，本文拟采用软件计算得出模拟浸润线位置.

尾粉细砂和尾粉土区域的渗透系数通过室内渗透试验获得.考虑到基底由玄武岩组成，渗透性较差，故设为不透水材料，将其渗透系数取为1.0×10-8m/s.

渗流计算选用理正岩土渗流分析软件.计算表明：模拟浸润线与勘察得到的实测浸润线位置基本吻合，如图3所示.这表明利用渗透系数试验结果的平均值作为试验参数是合理的.据此得到的现状、改扩建扩容及加固后尾矿库3种工况下的模拟浸润线可用于对应工况的稳定性计算.

3 尾矿坝稳定性分析与加固设计

根据计算模型，分析尾矿库坝体稳定性.分别计算坝体在3种工况（正常运行、洪水运行、特殊运行）下最小安全系数，结合规范，判断尾矿库坝体是否安全.

3.1 计算参数的确定

3.1.1 确定尾粉细砂物理力学参数

图3 现状坝体浸润线分析结果Fig.3 The analysis results of the seepage line of the dam

尾矿库主要成分为尾粉细砂，其物理力学参数的准确性直接影响尾矿库坝体的稳定性，而工勘报告中对尾粉细砂的物理力学参数未明确标明，故利用反分析法确定尾粉细砂的粘聚力c和内摩擦角φ取值.

本次计算的反分析稳定性评价指标主要选取尾矿库坝体处于特定状态时的安全系数.尾矿库位于8度地震烈度区，考虑特殊运行工况及AQ 2006-2005《尾矿库安全技术规程》，特殊运行工况下安全系数Fs≥1.00视为稳定，因此反分析稳定性评价指标取安全系数Fs=1.00.结合报告，利用反分析法试算的抗剪强度参数及其相对应的安全系数计算结果见表2.抗剪强度参数的敏感性分析如图4所示.

表2 安全系数反分析计算结果Tab.2 The results of the inverse analysis of the safety factor

图4 c、φ敏感性分析Fig.4 Sensitivity analysis of c，φ

分析图4曲线的斜率可知，尾矿坝安全系数对尾粉细砂的粘聚力c的敏感性较低，但其对内摩擦角φ的敏感性较高，且差异较大.因此，在反分析计算过程中应该先拟定尾粉细砂的粘聚力c，再反算内摩擦角φ.

通过浸水快剪、浸水固结快剪及三轴CU试验统计尾粉细砂的饱和抗剪强度参数为c=19 kPa，滑动面抗剪强度粘聚力c结果采用前期尾矿库工勘报告的试验统计，并根据试验结果进行相应折减，折减系数取0.75.利用反分析法得出的安全系数见表2，取其中一系列Fs＞1.00或Fs＜1.00的c、φ值组合，利用线性插值法得到Fs=1.00时的c、φ值组合.据此确定，尾粉细砂抗剪强度参数取值为：c=14.25 kPa，φ=27.80°.

3.1.2 其他材料的物理力学参数

根据材料的物理力学性质将坝体计算剖面划分为4个区域.

1）通过室内直剪试验得到尾粉土的c、φ值.如图5（a）所示，试验仪器为大型直剪仪系统.试样如图5（b）所示，试样剪切盒的长×宽×高为200 mm×200 mm×100 mm.

2）玄武岩④的物理力学参数根据室内试验并结合GB/T 50218-2014《工程岩体分级标准》确定取值，试验结果见表3.

3）浆砌石坝和C20毛石混凝土的物理力学指标根据SL 25-2006《砌石坝设计规范》并结合国内其他工程参数取值确定.

图5 直剪试验装置Fig.5 Scale direct shear apparatus

表3 玄武岩④物理力学参数Tab.3 Basalt④physical and mechanical parameters

总结上述试验数据，尾矿坝计算模型所需要的物理力学参数取值见表4.

表4 模型参数取值表Tab.4 Model parameter value

3.2 坝体稳定性分析

3.2.1 尾矿库基底稳定性分析

库区基底表部覆盖人工填土（初期坝坝体）及角砾层，其下为强风化～中等风化的玄武岩.根据原单位提供的详细勘察报告、钻探揭露调查及岩石试验可确定库盆无软弱地层分布，基岩中无软弱夹层，岩体强度较高，岩层稳定，不会产生震陷和较大差异沉降.总体上看，库区基底是稳定的.

3.2.2 尾矿库库岸稳定性分析

尾矿库的库岸（指尾矿堆积界线以上地段），东南岸表大部覆盖薄层耕土及角砾，局部地段直接出露基岩，下伏岩层为玄武岩.坡顶宽厚，坡体完整，现状下东南岸整体稳定.西北岸表部覆盖薄层耕土及角砾，其下出露玄武岩，对库岸的稳定性影响小.坡顶宽厚，坡体完整，无滑塌现象，现状下库西北岸稳定.

当尾矿库运营后，随尾矿的不断堆积，库岸边坡的相对高度不断降低，尾矿对库岸边坡起到压脚作用，对库岸边坡的稳定有利.

3.2.3 尾矿库坝体稳定性分析

尾矿坝稳定性分析方法一般采用传统的边坡或水坝的稳定性分析方法，主要分为定量分析法及定性分析法［15-16］.定量分析方法中的极限平衡法，可以直接分析边坡极限状态下的稳定性，在工程实践中具有较多的应用.根据GB 50863-2013《尾矿库设施设计规范》采用极限平衡法中的瑞典圆弧法评价尾矿坝的稳定性.设计尾矿库坝体抗震设防烈度为8度，基本地震加速度值为0.20g，故地震荷载的垂直方向加速度值为0.20g，水平方向为垂直方向取值的2/3，取0.13g.计算软件选择Slide软件.

该尾矿坝现状条件下3种工况的稳定性计算过程如图6所示.

1）现状条件分析：由图6（a）可知，现状坝体条件下正常工况的最小安全系数为1.150，滑裂面从尾矿库坡顶前端尾粉土层穿过尾粉细砂及下部尾粉土分层至坡脚浆砌石坝底部.此时尾矿库安全系数满足规范值要求，处于稳定状态.由图6（b）可知，尾矿库属于水满库状态.在洪水工况下的最小安全系数为0.924，滑裂面后移，尾矿库安全系数小于规范值，处于不稳定状态.由图6（c）可知，在特殊工况下的最小安全系数为0.859，此时由于地震作用，滑裂面后移，尾矿库安全系数小于规范值，具有较大危险性.

2）改扩建条件分析：根据表5可知，改扩建条件下正常工况、洪水工况、特殊工况的最小安全系数分别为1.133、0.934、0.832.尾矿库安全系数不满足规范值要求，处于失稳状态且危险性较大.

现状及改扩建条件下3种工况安全系数结果汇总见表5.计算结果表明：除现状坝体正常工况满足规范值的安全系数，其余条件的安全系数均不满足规范要求，具有较大风险隐患.改扩建条件下的3种工况均不满足规范值.因此需要对坝体进行加固处理，使其满足规范要求并提供较大的安全余量.

3.3 坝体加固设计方案

经过现场勘察及研究，确定拟采用C20毛石混凝土分2级台阶护坡的加固设计方案，第一级台阶加固高度18 m，平台下部宽度42 m、上部宽度33 m；第二级台阶加固高度18 m，平台下部宽度31 m、上部宽度22 m.各台阶外坡比均为1∶0.5.具体加固设计见图7.

图6 尾矿坝现状条件下3种工况稳定性分析Fig.6 Stability analysis of three working conditions under the present condition of tailings dam

表5 现状及改扩建安全系数结果（瑞典圆弧法）Tab.5 Current situation and results of safety coefficient of reconstruction and expansion

图7 台阶加固设计图Fig.7 Step reinforcement design

3.4 坝体滑动倾覆验算

为防止坝体产生整体的滑动或倾覆，需验算其滑动倾覆参数.分为两部分计算：（1）单独计算坝体的抗倾抗滑稳定性.（2）将坝体与土体按整体计算其抗倾抗滑稳定性.

验算软件选择理正岩土分析软件，为简化计算流程，只对现状及改扩建和二级台阶加固后的坝体进行滑动倾覆验算.滑动倾覆验算时，分析土体对坝体的作用力、坝体和基底的摩擦力、坝体的重力等影响因素，并采用库伦理论作为计算土压力的理论.

其基本力学参数为：砌体容重24 kN/m3；圬工之间摩擦系数0.4；地基土摩擦系数0.5；墙身砌体容许压应力2 100 kPa；墙身砌体容许剪力110 kPa；墙身砌体容许拉应力150 kPa；墙身砌体容许弯曲拉力280 kPa；墙后填土容重19.9 kN/m3；地基土容重26 kN/m3；墙底摩擦系数0.6；改扩建后的坝体修正后地基承载力特征值为500 kPa；二阶加固后其值为1 000 kPa.

分别验算自然、地震工况的滑动倾覆参数，计算的原始条件示意见图8，具体验算结果见表6及表7.

图8 尾矿坝滑动倾覆验算示意图Fig.8 Schematic diagram of sliding and overturning check of tailings dam

表6 滑移稳定性验算结果Tab.6 Slid stability checking results

表7 倾覆稳定性验算结果Tab.7 Topple stability checking results

现状、改扩建及二阶加固条件下坝体均满足滑动稳定性安全系数规范，表明尾矿库坝体不易滑移.但倾覆稳定性验算时，现状及改扩建条件下不满足规范要求.所以进行加固处理，经过二阶加固后坝体满足倾覆稳定计算规范值，尾矿库坝体具有较大的安全性.

3.5 坝体加固后稳定性分析

分析计算仅采用一阶台阶加固措施的尾矿库稳定性，判断其是否满足规范要求.

由表8可知，一阶加固条件下正常工况、洪水工况下的尾矿库最小安全系数均满足规范值，处于稳定状态.但在特殊工况下其最小安全系数为1.024，安全余量较小.故需采取二级台阶进一步加固，该条件下正常工况、洪水工况、特殊工况的最小安全系数分别为1.770、1.330、1.319.

表8 加固后稳定性计算结果汇总Tab.8 Results of stability calculation after reinforcement

计算结果表明：与一阶加固后相比，二阶加固后的3种工况的最小安全系数均远高于规范值，坝体安全余量大，安全风险较低.

4 结论

本文采用极限平衡分析方法，计算该尾矿库的稳定性并提出相应的加固设计，获得以下3点结论：

1）将反分析方法用于尾矿库的尾粉细砂粘聚力c及内摩擦角φ反算，通过计算验证可得反分析法在岩土体参数取值方面具有合理的应用性.

2）经过稳定性分析计算，现状及改扩建坝体在原始工况条件下不满足规范要求，故需对坝体进行加固处理.结果显示一阶加固后坝体安全系数不满足规范，经过二阶加固后坝体满足规范要求.

3）分别计算加固后坝体的抗倾抗滑稳定性及坝体与土坡体整体的抗倾抗滑稳定性，安全系数均满足规范要求.