攀枝花西渣场灌浆胶结炉渣强度的试验研究

2021-03-11李江龙陆得志韦立德刘文连龚宪伟

安全与环境工程 2021年1期

李江龙，陆得志,韦立德，杨天，刘文连，龚宪伟

(1.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；2.中科院武汉岩土力学研究所，湖北武汉 430071；3.西安科技大学地质与环境学院，陕西西安 710054)

边坡稳定性及边坡治理是当前环境安全问题的一个研究热点。据有关资料统计，我国每年排弃的高炉渣就多达近7 000 万t，截至2000年全国己形成高炉渣山近千座，堆存容积达近10亿m，从而造成了很多高炉渣边坡。如果此类边坡问题处理不好，将会造成较严重的后果。虽然已有一些高炉渣边坡稳定性分析的研究成果，但是有关危险炉渣边坡治理工程的研究尚未见报道，因此开展高炉渣边坡治理方法的研究具有现实工程意义。

胶结土已应用于水利和土木工程领域，胶结材料与土体之间的界面摩擦能提高土体抗剪强度、减小土体变形等。胶结土所采用的筋材可分为非胶凝材料和胶凝材料，非胶凝材料如土工格栅、土工格室和纤维等，胶凝材料如水泥、粉煤灰等。对非胶凝类筋材加筋土的研究已经有一些报道，如李广信等研究了纤维加筋黏土的力学特性，结果发现纤维加筋能显著提高黏性土的抗剪强度，增加其在拉应力作用下的塑性和韧性。对胶凝类筋材加筋土的研究是当前研究的热点，如Consoli等对水泥加筋砂土的加筋效果进行了研究；蔡新等在试验基础上提出了水泥胶凝堆石料的应力-应变本构关系；刘平等、武颖利、Xia等研究了胶凝堆石料的静力应力-应变特性、体变特性以及抗剪强度指标；傅华等、刘汉龙等通过三轴剪切试验研究了胶凝堆石料的变形特性；张宇宁等通过室内单轴压缩试验研究了胶凝堆石料的破坏形式和力学特性；徐可等采用离散元方法对胶凝堆石料力学特性进行了数值模拟研究，分析了胶凝强度对胶凝堆石料力学应力峰值、内摩擦角的影响。

胶结土是一种非常复杂的新材料，其材料特性介于骨料土和混凝土之间，受胶凝材料含量、骨料级配等诸多因素的影响，其破坏形态和强度特性已成为胶结土研究的重点和热点，已有学者展开了这方面的研究。松散炉渣是一类特殊材料，而对注浆胶结炉渣破坏模式、强度等的研究还未见于文献。

本文针对攀枝花西渣场采用灌浆胶结炉渣加固边坡工程，开展灌浆胶结炉渣的室内单轴、三轴压缩试验，分析胶结炉渣体的破坏形式、强度特性，并通过典型边坡剖面边坡稳定性安全系数的计算评价边坡治理方法对提高胶结炉渣强度、边坡稳定性的效果。本文的研究结果对攀枝花地区的炉渣堆积边坡稳定性分析与治理具有借鉴意义。

1 工程概况及治理方案

1.1 工程概况

攀枝花西渣场位于弄弄坪厂区北侧，其南邻荷花池，北侧与新庄隧洞相邻，东侧与炳清路相邻，如图1(a)所示；西渣场炉渣边坡治理工程平面布置如图1(b)所示，包括4个剖面，分别为2-2′剖面、3-3′剖面、4-4′剖面和5-5′剖面，其中3-3′剖面是本文进行炉渣边坡稳定性评价的剖面，具体剖面地质情况见图1(c)。该渣场前缘下临金沙江，金沙江江面高程介于991.76～993.46 m，渣场顶部形成宽大平台，平台高程为1 105.23～1 105.61 m，超过江面约113.85 m，主要在渣场西北侧形成较陡的渣体人工边坡，坡度为35°～40°，渣坡上主要堆积环业公司开挖渣体筛选后废弃的松散渣粒，整个堆渣体长约为500 m，前缘最大宽度约为770 m，后部平均宽度约为290 m，堆渣体最大厚度达100 m，平面面积约0.26 km，总体积约2 000万m，见图1。该高炉渣边坡具有复杂的三维特性，主要存在的问题有：①大部分坡面炉渣为松散炉渣材料，属粗粒土，最高坡高大约120 m，远超过国家规范规定的高土坡的20 m坡高界限标准；②治理前存在降雨引起坡面冲刷的情况，冲刷发生在未加固的松散炉渣内，具体见图1(d)，在大暴雨情况下有浅层滑坡风险；③由于临江坡内地下水水位随季节变化很大，雨季随着地下水水位的提高，该炉渣边坡局部剖面稳定性安全系数低于国家规范规定的最低值，存在滑坡风险。

图1 治理前攀枝花西渣场炉渣边坡Fig.1 Slag slope in the West Slag Yard in Panzhihua before treatment

1.2 炉渣边坡治理方案及注浆施工

针对以上攀枝花西渣场渣体工程存在的问题，提出了以下炉渣边坡治理方案并采用该方案施工。炉渣边坡治理方案主要治理措施有削坡、坡面打锚杆挂网植草和在防护墙内侧注浆形成新的注浆挡土墙等，具体见图2。其中，注浆挡土墙是指通过高压注入水泥粉煤灰浆液形成的灌浆胶结炉渣墙，主要目的是提高炉渣边坡稳定性安全系数；削坡、坡面打锚杆挂网植草加固是为了治理浅层滑坡和坡面冲刷问题。

图2 治理后攀枝花西渣场炉渣边坡典型地质剖面 (3-3′)图Fig.2 Typical geological section 3-3′ of the slag slope in the West Slag Yard in Panzhihua after treatment

本次试验研究对应的注浆段注浆施工技术如下：水泥采用普通硅酸盐水泥，强度等级不低于32.5，以水泥和粉煤灰按照质量1∶1称取混合，然后以水灰比1∶2制作灌浆液；现场已建挡土墙墙后堆填松散翻动炉渣，在墙后分区段设置注浆孔，研究段设置两排注浆孔，两排注浆孔区段注浆孔按梅花形布置；注浆孔的横向间距为2 m，竖向距离为3 m，第一排注浆孔距离已建挡墙内边线的距离为3 m,注浆孔开孔直径为110～130 mm;采用分排、分段、分序的压力注浆，遵循自上而下、孔口封闭、孔内循环、分段灌注的原则，分段长度为5～10 m，当单孔注浆无法连续注满时，则采用间隙注浆，间隔时间为2 h左右；插注浆管到距离孔底0.5 m处，每排分二次序进行注浆施工，先施工Ⅰ序孔，再施工Ⅱ序孔，依次加密注浆，后序注浆孔钻孔施工中应注意观察前序注浆孔的注浆效果；持续注浆直到注浆段在最大设计压力下注入率不大于1 L/min后，继续注浆30 min，方可停止注浆。

2 灌浆胶结炉渣强度试验研究

本文通过试验和分析手段论证炉渣边坡治理方案对滑坡风险问题治理的有效性。

本文所研究的灌浆胶结炉渣是一种胶凝类筋材加筋土，胶凝材料(灌浆材料)为水泥、粉煤灰等，被胶结材料为松散炉渣。其中,松散炉渣呈黑灰色，主要由已翻炉渣及炉灰组成，渣体被钻探机械破碎成粒径为2～5 cm的碎块，渣块较坚硬—坚硬，锤可击碎—难击碎，其间充填物主要是粒径为0.2～0.5 cm的炉渣碎粒和炉灰。现场采取松散炉渣5个试样进行颗分试验，其颗分粒径级配曲线见图3。

图3 松散炉渣颗分粒径级配曲线Fig.3 Particle size distribution curves of the loose slag

2.1 试样制备及实验

试样制备方法如下：

(1) 分别称取水泥和粉煤灰按照质量1∶1混合，然后以水灰比1∶2制作灌浆液以仿制现场注浆材料，浇筑凝固28 d后钻机制样4个，分别编号为11、12、13和14，作为以下水泥粉煤灰灌浆凝固体材料试验对象。

(2) 对采自炉渣边坡工程现场的两个天然松散炉渣试样进行了含水量测试，测试结果显示，一个试样的含水量为0.63%，另外一个试样的含水量为0.68%，平均含水量取为0.65%。对于具有这种含水量的天然松散炉渣采用5 mm筛筛选，取粒径大于5 mm的炉渣料装满浇筑模具，称得其重量为4 575 g。取重量4 575 g的一半即2 288 g炉渣料放于模具内，采用已制好的灌浆液注满浇筑模具并搅拌，凝固28 d后钻机制样4个，分别编号为31、32、33和34，作为以下灌浆胶结粗粒炉渣体材料试验对象。称取粒径小于或等于5 mm的炉渣料2 288 g放于模具内，采用已制好的灌浆液注满浇筑模具并搅拌，凝固28 d后钻机制样4个，分别编号为21、22、23和24，作为以下水泥粉煤灰灌浆胶结细粒炉渣体材料试验对象。

(3) 对现场钻取的灌浆胶结炉渣体样品制样，利用水泥粉煤灰灌浆胶结炉渣体样品成功制成6个试样，分别编号为A、A、A、A、A和A，作为以下现场钻孔取样水泥粉煤灰灌浆胶结炉渣体材料试验对象。

含有炉渣的样品圆柱面有小孔，如果不处理不能做三轴试验，故采用石膏粉泥填平圆柱面小孔。

室内单轴压缩试验和三轴压缩试验选用岩石力学试验系统RMT-150C进行实验，该系统如图4(a)所示。试验前把试样泡于天然水中，对这种近似饱和试样进行单轴压缩试验和三轴压缩试验。试验结束后的试样见图4(b)，各试样试验应力情况见表1。

图4 岩石力学试验系统RMT-150C和试验结束后的试样Fig.4 Rock mechanics testing system RMT-150C and the samples after test

表1 试样的试验应力情况

2.2 试样破坏模式分析

试样的主要破坏形态，见图5。

图5 试样的主要破坏形态Fig.5 Main failure forms of the samples

对于如图5(a)所示不含炉渣的试样(均质程度最高的水泥粉煤灰灌浆凝固体试样)，其破坏形式近似于拉伸劈裂破坏，呈现一条近似贯通轴向的曲折的裂纹，随着加载的进行，裂纹宽度逐渐增大，快速发育形成主裂纹。试验结果是所有水泥煤灰灌浆凝固体试样都发生了劈裂破坏。

对于如图5(b)、5(c)所示炉渣含量较高的灌浆胶结粗粒炉渣体试样和灌浆胶结细粒炉渣体试样，由于其炉渣含量较高，其内部结构不均匀性突出，试验加载过程中拉应力区和压应力区相互交错分布，最终破坏时受劈裂破坏和剪切破坏共同作用，其破坏形式从张拉劈裂破坏形成的一条曲折延伸的裂纹逐渐转变为多条裂纹的剪切-张拉复合破坏模式，并伴随着局部区域颗粒的崩落。试验结果是灌浆胶结粗粒炉渣体试样组和灌浆胶结细粒炉渣体试样组分别都有一个试样最终发生了剪切破坏。

对于如图5(d)所示在现场钻取的灌浆胶结炉渣体试样，由于其炉渣含量进一步增加，其内部结构不均匀性更加突出，试验加载过程中拉应力区和压应力区相互交错分布，最终破坏时受劈裂破坏和剪切破坏共同作用，以剪切破坏作用为主，其破坏形式从多条裂纹的剪切-张拉复合破坏模式转变为以剪切破坏为主的剪切-张拉复合破坏模式。试验结果是水泥粉煤灰灌浆胶结炉渣每一个试样最终都发生了剪切破坏。

综上所述，试样的破坏形式表现出明显规律性，其破坏形式与非均质度关系很大，其中均质程度最高的水泥粉煤灰灌浆凝固体表现出了沿着轴向的劈裂破坏模式；炉渣含量较高的灌浆胶结粗粒炉渣体试样和灌浆胶结细粒炉渣体试样绝大部分试样都表现出了剪切-张拉复合破坏模式，每一组都有一个试样发生了剪切破坏;取自于炉渣堆积体现场的水泥粉煤灰灌浆胶结炉渣体试样的灌浆材料含量最少，炉渣含量最多，材料不均质度最大，表现出了以剪切破坏为主的剪切-张拉复合破坏模式，全部试样都发生了剪切破坏。由此可见，炉渣含量越多，材料不均质度越大，灌浆胶结炉渣越容易表现出剪切破坏形式；炉渣含量越少，材料不均质度越小，灌浆胶结炉渣越容易表现出劈裂破坏形式。试验结果表明：取自炉渣堆积体现场的水泥粉煤灰灌浆胶结炉渣体的破坏形式为以剪切破坏为主的剪切-张拉复合破坏模式。这个结果与文献[20]的研究结果一致。

2.3 试样强度分析

典型灌浆胶结炉渣试样的变形参数、单轴抗压强度和按照摩尔库伦破坏准则确定的试样强度参数列于表2，其中炉渣强度是对现场松散炉渣试样进行现场剪切试验后分析确定的强度参数。

表2 典型灌浆胶结炉渣体试样的试验力学参数

由表2可知，不管是哪种情况，灌浆材料能够提高炉渣体(包括细粒炉渣、粗粒炉渣和现场松散炉渣)的黏聚力，注入灌浆材料能够提高炉渣的强度。这个试验结果与李广信等的研究结果一致。

图6为部分现场钻取的典型灌浆胶结炉渣的形态。

图6 典型灌浆胶结炉渣的形态Fig.6 Forms of the typical grouting cemented slag samples

由图6可见，典型灌浆胶结炉渣的形态有粗细颗粒炉渣均匀分布于灌浆中、细颗粒炉渣均匀分布于灌浆中、单纯灌浆凝固块、单纯灌浆凝固块与胶结细粒炉渣块连接形成块体等。

表1中现场取样灌浆胶结炉渣体的试验试样是注浆效果好、炉渣均匀分布于灌浆凝固块、强度高的现场灌浆胶结炉渣体，不包含那些注浆质量差不能够成样的现场灌浆胶结炉渣体，因此试验结果不能够直接应用于边坡工程稳定性评价。边坡工程稳定性评价力学参数的确定方法如下：考虑现场灌浆胶结炉渣体实测内摩擦角39°较大，根据李广信等的研究成果(加筋土内摩擦角无明显变化)，若直接采用实测内磨擦角，则边坡失稳风险较大，故将现场灌浆胶结炉渣体内摩擦角近似取为松散炉渣的内摩擦角36°；为了安全起见，根据试验结果将现场灌浆胶结炉渣体黏聚力近似取为试验结果的1/10，即0.33 MPa；现场天然灌胶结浆炉渣体的容重近似取为松散炉渣的容重22 kN/m。

3 炉渣边坡稳定性分析

基于典型性和勘察精度考虑，对图2对应的边坡典型剖面进行极限平衡法分析，为了简化只考虑注浆加固墙和植被加固坡表松散炉渣的加固作用，并对比分析炉渣边坡治理方案的有效性。图2边坡坡面上方块体即为植被加固松散炉渣部分。基于Slide软件的极限平衡法分析采用的材料参数见表3。表中植被加固松散炉渣的黏聚力取为80 kPa，植被加固松散炉渣的其他参数与松散炉渣完全一样。

首先对采取注浆加固墙和植被加固坡表松散炉渣这两项措施加固之前的边坡稳定性进行分析。针对正常水位工况，对边坡典型剖面进行极限平衡法分析，荷载考虑了土体自重、渗透压力。枯水期江水位为991 m，假设背江一侧边界水位为1 001 m，按照饱和稳定渗流计算得到渗透压力分布，按此情况设置边坡边界水位，在此基础上求得边坡稳定性安全系数为1.295(简化毕肖普法)，其潜在的滑动面和浸润线如图7(a)所示，边坡稳定性安全系数小于规范规定的一级边坡稳定性安全系数下限1.35，可见该边坡整体稳定性不满足规范的要求,需要加固。此外，针对正常水位地震工况，对边坡该典型剖面进行极限平衡法分析，荷载考虑了土体自重、渗透压力和地震力。依据国家边坡规范规定的地震基本烈度7度地震峰值加速度0.15

，得到对应的综合水平地震系数是0.038，在此基础上求得边坡稳定性安全系数为1.230(简化毕肖普法)，其潜在的滑动面和浸润线如图7(b)所示，边坡稳定性安全系数大于规范规定的一级边坡稳定性安全系数下限1.15，可见该边坡整体稳定性满足规范的要求。

表3 分析采用的材料参数

图7 治理前边坡稳定性安全系数和对应的潜在滑动面Fig.7 Slope safety factors and the corresponding potential sliding surfaces on the slope section before treatment

然后对采取注浆加固墙和植被加固坡表松散炉渣这两项措施加固之后的边坡稳定性进行分析。针对正常水位工况，对边坡典型剖面进行极限平衡法分析，求得边坡稳定性安全系数为1.480(简化毕肖普法)，其潜在的滑动面和浸润线如图8(a)所示，边坡稳定性安全系数大于规范规定的一级边坡稳定性安全系数下限1.35，可见该边坡整体稳定性满足规范的要求。此外，针对正常水位地震工况，对边坡典型剖面进行极限平衡法分析，求得边坡稳定性安全系数为1.398(简化毕肖普法)，其潜在的滑动面和浸润线如图8(b)所示，边坡稳定性安全系数大于规范规定的一级边坡稳定性安全系数下限1.15，可见该边坡整体稳定性满足规范的要求。

图8 治理后边坡稳定性安全系数和对应的潜在滑动面Fig.8 Slope safety factors and the corresponding potential sliding surfaces on the slope section after treatment

边坡治理前后稳定性安全系数列于表4。分析过程表明：植被加固松散炉渣而提高其黏聚力到80 kPa对边坡最小稳定性安全系数的影响极小，基本可以忽略不计，这是因为计算过程设置的植被加固松散炉渣层垂直厚度不超过2 m，因此炉渣体黏聚力提高对抗滑力贡献所占分量极小。由表4可见，治理后边坡稳定性安全系数都有所提高，证明治理方案对防范边坡浅层滑坡风险或深层滑坡风险均有效；另外植被加固边坡后坡表松散炉渣被草根加固，实际调查表明降雨引起的坡面冲刷现象消失，因此该治理方案对防范边坡坡面冲刷也有效。