武阳高速某尾矿库坝体渗流稳定性及溃坝演进过程分析

2022-08-12吴高杰任伟中占美杰高开丰舒天白

安全与环境工程 2022年4期

吴高杰,任伟中*,占美杰,高开丰,舒天白

(1.绍兴文理学院土木工程学院，浙江绍兴 312000；2.中国科学院武汉岩土力学研究所，湖北武汉 430071)

随着国家经济建设的高速发展，我国的道路、桥梁呈现纵横交错的密集化发展趋势，道桥线路设计避让尾矿库的难度持续增加。但在国内外现有、在建尾矿库数量不断上涨的同时，筑坝工法并未得到明显发展，依然以上游法堆筑为主，客观上形成了较多的潜在高风险源[1]。通过统计20起国内外尾矿库重大溃坝事故的诱因，发现坝体失稳和渗透破坏的占比最高。于广明等[2]统计了全国12 655个尾矿库的赋存情况，发现其中存在风险的尾矿库有4 910个，多分布于山区道路沿线和重要交通桥梁上游沟谷。山西襄汾新塔矿业尾矿库溃坝、广东信宜紫金矿业溃坝等事故均表明，溃坝将对尾矿库周边人民生命和财产安全造成重大的影响，因此针对尾矿库开展安全评估并进行针对性防控具有重大的意义。

尾矿库溃坝过程可以分为3个阶段：①坝体在一定致灾因素影响下变得不稳定；②失稳后尾矿砂裹挟地表岩石、砂砾形成具有高能量的冲击流；③冲击流沿沟谷向下游演进损毁沿途构筑物[3]。国内外学者基于上述认识，对尾矿库的溃坝原因、坝体稳定性、演进过程、防护措施等开展了大量的研究。如韩立业[4]通过对引起尾矿库溃坝的致灾原因进行详细分析，归纳得出尾矿库溃坝4类主要诱因：渗流、强降雨漫坝、边坡失稳和地震；Shakesby等[5]通过对赞比亚Arcturus金矿尾矿库溃坝原因进行分析，认为主要诱因是坝坡过陡与短期大量降雨；Chakraborty等[6]采用FLAC对某一土质尾矿坝的典型横断面进行了静力和动力分析，结果发现地震条件下坝体变形严重；Zandarin等[7]针对暴雨工况下低渗透性尾矿坝浸润线下降慢的问题，应用流固耦合有限元来仿真坝体响应，发现坝体稳定性受控于毛细现象；Alonso等[8]详细分析了Aznalcollar尾矿库的溃坝特点，并采用极限平衡法和强度折减法解释了坝体破坏的机理；郑欣等[9]结合工程案例通过对尾矿库溃坝过程进行分析，总结得出5种尾矿库溃坝模式；邓敦毅等[10]分析了坡度、堆积体高度、不平衡力变化等对尾矿库稳定性的影响；柴啸龙等[11]研究认为尾矿库溃坝泥石流通过冲击、冲刷、堆积、磨蚀等对构筑物进行破坏；王璐璐等[12]研究认为可以通过模型试验、经验公式和数值模拟方法对尾矿库溃坝演进过程进行分析；陈青生等[13]通过对矿山尾矿库溃坝砂流采用MAC法的交错网格进行仿真模拟，提出了一种砂流影响预测方法；李全明等[14]通过建立尾矿泥下泄数学模型，模拟分析了尾矿库溃坝后洪水的行进过程及矿砂的淤积过程；何思明等[15]以Hertz接触理论为基础，推导出泥石流对防护措施冲击力的计算方法。

通过总结前人研究工作可以看出，已有的研究成果均是对尾矿库溃坝机理、溃坝模式、溃坝演进过程等单方面的研究，缺少结合实例从尾矿库坝体渗流稳定性计算、溃坝演进全过程分析等方面的研究。鉴于此，本文对武阳高速一大桥附近的某尾矿库进行安全评估，先后开展了坝体稳定性分析和溃坝演进过程分析。该案例可为同类工程的选线、安全评估和地灾防控提供参考。

1 工程背景

1. 1 尾矿库概况

本次研究的尾矿库位于武阳高速公路K52+330～K52+430段上游约40～70 m处。坝址区原为一水库，初期坝高为9.2 m，坝顶高程为76 m，上游坡比为1∶3，下游坡比为1∶4，在此基础上采用二次法共修筑三期子坝。尾矿库闭库时坝体设计总高度为25.2 m，目前已完成两期子坝，坝体总高度为21.2 m(含初期坝)，设计总库容为110.95万m3，属四等尾矿库。

该尾矿库傍山而建，三面筑坝，总体可分为5个区段，按顺时针依次为3#副坝、2#副坝、主坝、1#副坝和4#副坝(见图1)。该尾矿库坝体除初期坝为堆石坝外，其余坝体均为土坝。区内地貌属于构造剥蚀残丘地貌，标高处于43.8～80.6 m区间，局部相对高差为5～15 m，地表稍有起伏，丘顶圆滑，坡角多为10°～15°。区内岩性自上而下分别为第四系覆盖土层和石英闪长岩，未见明显的构造活动痕迹。区内地表水主要为附近的池塘、沟渠，补给来源为大气降水，水量随季节变化较大；地下水主要为第四系松散岩类孔隙水。

图1 武阳高速公路某尾矿库与线路关系图Fig.1 Relationship diagram between a tailings pond and Wuyang Expressway

1. 2 坝坡破坏现状

2000年该水库开始作为尾矿库使用，2009年10月尾矿库坝体加高8 m，坝体加高至84 m高程(见图2)，2019年8月尾矿库坝体再次加高至88 m高程(见图3)，闭库时尾矿库坝体最终高程为92 m。

图2 2009年10月尾矿库运行状态Fig.2 Operating status of the tailings pond in October 2009

图3 2019年8月尾矿库运行状态Fig.3 Operating status of the tailings pond in August 2019

根据现场调查，该尾矿库1#副坝转角处发育有两处变形体，其中一处长约10 m向外侧滑动，另一处长约4 m向内侧滑动，两者之间相距约5 m左右，危险性较大，该尾矿库坝体变形区域示意图见图4。

图4 尾矿库坝体变形区域示意图Fig.4 Schematic diagram of dam deformation area of the tailings pond

由图4可见，该尾矿库坝体变形体前缘已将部分平台排水沟覆盖，B1处局部小范围发生滑坡，B2处坝体局部发生变形。此外，该尾矿库坝体局部还存在出渗现象[见图5(a)]，筑坝材料含水量增大，土体呈泥泞状，部分筑坝材料被水流裹挟冲蚀至沟内[见图5(b)]，排水沟两侧甚至被掏空[见图5(c)]。结合《尾矿库安全技术规程》(AQ 2006—2005)[16]要求，初步认为该尾矿库坝体的稳定性及防洪、拱洪系统不符合要求，应列为病库进行安全评估。

图5 尾矿库坝体渗流变形现象Fig.5 Dam seepage deformation of the tailings pond

2 地质概化模型建立及参数选取

2. 1 地质概化模型建立

考虑到该尾矿库可能发生坝体滑坡，进而发生溃坝，故针对尾矿库安全评估需要进行坝体渗流稳定性抽取和溃坝演进过程分析两方面工作。据此结合工程地质条件和武阳高速公路K52+330～K52+430段线位，抽取该尾矿库地质概化模型。

位于武阳高速公路段上游区域的该尾矿库坝体包括主坝、2#副坝和3#副坝三段。其中，2#副坝和3#副坝高度均较小，外侧流通区域较平坦开阔且距高速公路较远，不具备溃坝流通条件；主坝的坝体高度最大，距高速公路最近，且外侧流通区域地形属于槽谷型，对高速公路安全的潜在影响最大，故将主坝作为分析对象切取K52+300A和K52+300B断面构建该尾矿库坝体渗流稳定性分析和溃坝演进过程分析地质概化模型,见图6和图7。

图6 尾矿库坝体渗流稳定性分析K52+300A断面地质概化模型Fig.6 Geological generalized model of K52+300A for the tailings pond dam seepage stability analysis

图7 尾矿库坝体演进过程分析K52+300B断面地质概化模型Fig.7 Geological generalized model of K52+300B for the tailings pond dam break evolution analysis

建立的该尾矿库坝体稳定性分析有限元数值模型，见图8。模型中尾矿库坝体考虑到初期坝1级子坝成坝时间较长，压实度较高，统一概化为老坝体，2级子坝和尚未修筑的3级子坝统一概化为新筑子坝，尾矿库内自上而下分别为尾粉砂、粉质黏土，基岩为全强风化闪长岩。尾矿库坝体渗流稳定性分析采用图6模型，溃坝演进过程分析采用图7模型。渗流状态有限元数值模型根据地质概化模型尺寸范围而建立，生成了对应的网格模型，如图8所示，底部y和x方向约束，上表面自由边界，右侧为变水头边界，整个模型共划分为4 930个节点，4 797个单元。

图8 尾矿库坝体稳定性分析有限元数值模型示意图Fig.8 Schematic diagram of finite element numerical model for the stability analysis of the tailings pond dam

2. 2 岩土体物理力学参数选取

在现场采取3组尾粉砂，取样地点距离主坝放矿口10 m，其中原状样2组10个，扰动样1组5个。依据《尾矿堆积坝岩土工程技术规范》(GB 50547—2010)和《土工试验规程》(SL 237—1999)在室内对尾粉砂进行颗分和坝体强度参数反演等工作，并综合试验结果和同类工程经验，得到该尾矿库岩土体的物理力学参数取值，见表1。其中，尾矿库尾粉砂现场采样和室内颗粒分析试验结果如图9所示。

表1 尾矿库岩土体物理力学参数

图9 尾矿库尾粉砂现场采样和室内颗粒分析试验结果Fig.9 Photo of on-site sampling and laboratory particle analysis test result of tailing silty sand from the tailings pond

3 尾矿库坝体渗流稳定性分析

本文结合尾矿库的实际运行条件，分非渗流和渗流两种状态对坝体稳定性进行分析。其中，在非渗流状态下，分析现状与闭库时坝体天然工况和饱水工况下的稳定性；在渗流状态下，分析现状与闭库时坝体正常运行工况和洪水运行工况下的稳定性。由于尾粉砂和坝体均可概化为均质体，潜在的滑动面将以圆弧状为主，故非渗流状态下坝体稳定性计算采用Bishop法和简布法通过自动搜索滑面进行。

3. 1 非渗流状态下坝体稳定性分析

3.1.1 现状坝体非渗流稳定性计算

根据现场踏勘、野外调查和模拟分析计算非渗流状态下该尾矿库现状坝体的整体稳定性，发现最危险滑面出现在局部位置，说明该尾矿库现状坝体局部存在安全隐患，故主要分析现状坝体局部稳定性。滑面分别考虑新坝体内发育的潜在滑面与老坝体内的潜在滑面，非渗流状态下该尾矿库现状坝体稳定性计算结果见表2，现状坝体的最小安全系数(即稳定性系数)和滑面位置见图10。

表2 非渗流状态下尾矿库现状坝体稳定性计算结果

图10 尾矿库现状坝体的最小安全系数和滑面位置Fig.10 Minimum safety factor and sliding surface position of current dam body of the tailings pond

由表2可知：当尾矿库坝体处于天然工况时，新筑子坝的安全系数为1.214，老坝体的安全系数为1.317；当坝体处于饱水工况时，新筑子坝的安全系数为0.987，老坝体的安全系数为1.155。

由图10可见：该尾矿库坝体各自滑面分别位于3级坝和1级坝内，前缘坡脚充当剪出口。整体而言，老坝体的稳定性好于新筑子坝，后者在饱水工况时的安全系数小于1，即说明坝体发生了变形破坏，这与在现场转角处发现坝体产生拉滑现象一致。

3.1.2 闭库坝体非渗流稳定性计算

滑面分别考虑新坝体内发育的潜在滑面和老坝体内的潜在滑面，非渗流状态下该尾矿库闭库坝体稳定性计算结果见表3，闭库坝体的最小安全系数(即稳定性系数)和滑面位置见图11。

表3 非渗流状态下尾矿库闭库坝体稳定性计算结果

图11 尾矿库闭库坝体的最小安全系数和滑面位置Fig.11 Minimum safety factor and sliding surface position of the closed dam body of the tailings pond

由表3可知：当该尾矿库坝体处于天然工况时，新筑子坝的安全系数为1.164，老坝体的安全系数为1.313；当坝体处于饱水工况时，新筑子坝的安全系数为0.942，老坝体的安全系数为1.156。

由图11可见：非渗流状态下该尾矿库闭库时老坝体的稳定性与现状坝体基本相同，滑面位置也基本相同，但闭库时新筑子坝的稳定性较现状坝体有较大的降幅，且滑面贯穿两级子坝，特别在饱水工况时，坝体变形范围一定程度向内发展，具有很大的安全隐患,会发生溃坝。

3. 2 渗流状态下坝体稳定性分析

渗透状态分别考虑尾矿库正常运行和洪水运行(最小安全超高)两种工况下的孔隙水压力分布。根据《尾矿设施设计规范》(GB 50863—2013)规定，该尾矿坝按4级坝处理，最小安全超高和最小干滩长度分别为0.5 m和50 m。实际计算时，最高水位设置点距坝顶距离为50 m，洪水运行最高水位线设置为坝顶高程减0.5 m，正常使用最高水位线比洪水运行最高水位线低2.5 m。通过有限元计算该尾矿库坝体稳定浸润线位置。

3.2.1 现状坝体渗流稳定性计算

渗流状态下该尾矿库现状坝体稳定浸润线和稳定性计算结果，见图12。

图12 尾矿库现状坝体渗流稳定性计算结果Fig.12 Current dam seepage stability calculation results of the tailings pond

由图12可见:当该尾矿库现状坝体处于正常运行工况时，其稳定浸润线沿新筑子坝下方穿越老坝，并在底部坡脚处有一定程度的出露，这与在现场转角处下方形成的小池塘吻合，此时渗流状态下最危险滑面发育在初期坝坝体内，其安全系数为1.025；当现状坝体处于洪水运行工况时，新筑子坝外坡脚处发生渗水现象，这与现场已滑移部位下方的排水沟冲刷相符，此时渗流状态下最危险滑面依然发育于初期坝坝体内，其安全系数为0.947。

上述计算结果表明，现状坝体的渗流稳定性不足以维持其安全运营，会发生溃坝。

3.2.2 闭库坝体渗流稳定性计算

渗流状态下该尾矿库闭库坝体稳定浸润线和稳定性计算结果，见图13。

图13 尾矿库闭库坝体渗流稳定性计算结果Fig.13 Calculation results of the seepage stability of the closed dam body of the tailings pond

由图13可见：当该尾矿库闭库坝体处于正常运行工况时，其稳定浸润线穿越最上层子坝外坡脚，此时渗流状态下最危险滑面发育于下方老坝体内，其安全系数为0.716；在闭库坝体处于洪水运行工况时，稳定浸润线较正常运行时更高，此时渗流状态下最危险滑面依然发育于初期坝至老坝体内，其安全系数为0.665。

上述计算结果表明：新筑子坝如果在不进行充分排水的条件下加建，将会使整个尾矿库发生溃坝，坝体属于高危坝体。

3. 3 考虑地震时坝体稳定性分析

本项目所在地区抗震设防烈度为Ⅵ度，考虑到武阳高速的安全性，因此在原有的抗震设防烈度基础上增加一级，也即将抗震设防烈度取为Ⅶ度，计算过程中取水平方向加速度为0.1g，计算剖面选取K52+300A剖面，计算参数参照表1选取，分析现状和闭库时，包含天然+地震运行工况、饱水+地震运地工况条件下该尾矿库坝体的稳定性，其稳定性计算结果见图14和表4。

图14 考虑地震时尾矿库坝体稳定性计算结果Fig.14 Calculation results of dam stability when considering earthquake of the tailings pond

表4 考虑地震时尾矿库坝体稳定性计算结果

由图14和表4可知:在考虑Ⅶ度地震情况下，由于地震荷载作用，该尾矿库坝体的稳定性明显降低，潜在最危险滑面均位于新筑子坝当中，模拟结果显示已经发生溃坝。

4 尾矿库溃坝砂泥流演进过程分析

通过前述坝体的稳定性分析可知，主坝在非渗流和渗流状态下均存在坝体失稳从而引发溃坝的风险。特别是后期新筑子坝由于采用土坝形式，一方面压实度难以保证，另一方面从现场踏勘情况分析发现，坝体材料级配较差，在内部易形成纵横交错的渗流通道，虽然整体渗流速度不大，但在坝体孔隙内实际造成的冲蚀破坏严重。因此，下面主要分析该尾矿库主坝溃坝的演进过程和砂泥流对高速公路桥墩的冲击作用。

本次该尾矿库主坝溃坝的演进过程分析主要包括总泄砂量、溃口宽度、坝址最大砂流量、坝址流量过程线和砂泥流演进过程计算。

4. 1 总泄砂量计算

该尾矿库的总库容为110.95万m3，对应于最终库面高程为92 m，当前尾矿库库容为41万m3，坝顶高程为76 m。根据该尾矿库坝体稳定性计算结果，最不利情况下潜在滑面先于新筑子坝区发育，后逐步发展，最终切穿初期坝外坡脚。此时泄砂总量对应为该尾矿库全部库容，即110.95万m3。

4. 2 溃口宽度计算

暴雨、洪水等会使得该尾矿库库水位超过设计标准，造成坍塌、滑坡灾害，由此形成的溃口尺寸可根据经验公式进行计算。溃口平均宽度b的计算公式[17]为

(1)

式中：W为溃坝泄砂量，取值为110.95万m3；B为即时溃口宽度，取坝体失稳时滑面的深度8.54 m；H为库水位，取满库水位24.5 m；K为坝体土质系数，取值为1.3。

由公式(1)，可计算得到溃口平均宽度b为160 m。

4. 3 坝址最大砂流量计算

根据圣维南法[18]按下式计算坝址最大砂流量QM：

(2)

式中：b为溃口平均宽度，取值为160 m；C为尾矿库库内水面宽度，取值为200 m；g为重力加速度，取值为9.8 m/s2；H0为坝前水深，取值为5 m。

由公式(2)，可计算得到坝址最大砂流量QM为1 814 m3/s。

4. 4 坝址流量过程线计算

溃坝泄砂量W为110.95万m3，坝址最大砂流量QM为1 814 m3/s，按照下式计算水库泄空时间T：

(3)

式中：u为系数,取值为3.5。

由公式(3),可计算得到水库泄空时间T为2 140 s。

坝址流量过程线，一般是瞬时从零增至最大，随之很快下降，其线形可概化为4次抛物线，根据瞬时溃坝流量过程线与坝址最大砂流量、溃坝前下泄流量和溃坝前可泄库容的关系，实际工程中多将坝址流量过程线近似概化为4次抛物线[19]，即：

t/T=(1-Qt/QM)4

(4)

式中：Qt为t时刻的泄砂流量(m3/s)。

得到的坝址流量过程线，见图15。

图15 坝址流量过程线Fig.15 Flow process line at the dam site

4. 5 砂泥流演进过程计算

本文采用铁道部第二勘察设计院在西南地区的经验公式计算砂泥流断面的平均流速vm。该经验公式[20]为

(5)

式中：Rm为砂泥流流体水力半径，取值为12.12 m；I为沿程纵坡比降，取值为0.012；α为阻力系数，取值为7.5；1/n为河槽粗糙率的倒数，取值为12.9。

由公式(5)，可计算得到砂泥流断面的平均流速vm为0.99 m/s。

采用林弘群的计算模型计算泥石流冲击力。该计算模型[21]为

(6)

式中：b为溃口平均宽度，取160 m；h为砂泥流泥深，取2.47 m；γm为砂泥流容重，取1.5 g/cm3；vm为砂泥流流速，取0.99 m/s；g为重力加速度,取9.8 m/s2；Ka为主动土压力系数，取0.23；H为停流后堆积物高度，取2.5 m；γ0为堆积物的容重，取1.85 g/cm3。

由公式(6)，可计算得到砂泥流对桥梁结构的冲击力P为11.96 kPa。

5 防治措施与建议

针对大桥面临的该尾矿库主坝溃坝安全问题，设置了桥墩导流堤进行防护，见图16和图17。导流堤高度为2.5 m,顶宽为1.0 m，长度约为53.4 m，导流堤基础埋深为1.5 m。以桥墩为轴线，导流堤在平面上呈楔形布置，下游侧导流堤轴线与桥墩轴线夹角为5°。导流堤布置于2号墩至11号墩，共计10条导流堤。导流堤的作用机制是使直接冲击上游侧桥墩的溃坝砂流沿堤墙向两侧分流，避免上游侧桥墩受到溃坝砂流的直接冲击；中间段堤墙可以防止溃坝砂流对桥墩基础的冲刷侵蚀，避免桥桩基础受到冲蚀。

图16 石笼拦挡坝平面布置示意图Fig.16 Schematic diagram of the layout of the stone cage dam

图17 导流堤措施优化建议Fig.17 Suggestions for optimization of diversion dike measures

该尾矿库主坝溃流的安全防护措施合理有效，能够预防溃坝砂流对桥墩的冲击作用和冲刷侵蚀作用，但可以进一步对导流堤的平面布置进行优化。

溃坝砂流的流向与桥墩轴线并非垂直，而是呈一个9°～17°的夹角。沿砂流流向，桥面以下总的过流断面面积约为4 600 m2，断面总长度约为335 m。砂流流向桥墩轴线的夹角使过流断面的长度减少70 m，导流墙的设置使过流断面的长度进一步减少70 m，防护措施的设置使过流断面的长度缩减至190 m。防护措施对过流断面的影响可以通过调整导流堤的平面布置来进行适当优化，优化后导流堤增加了过流断面长度约12 m，使过流断面长度增加至202 m,单个导流堤过流断面面积优化前为135.35 m2，其优化后为173.66 m2。