强降雨条件下电石渣堆场失稳特性研究

2023-03-15许家臣夏雨宋浩然徐杰张庆文徐国林眭素刚

科学技术与工程 2023年4期

许家臣，夏雨，宋浩然，徐杰，张庆文，徐国林，眭素刚

(1.西南林业大学土木工程学院，昆明 650224；2.中国有色金属工业昆明勘察设计院有限公司，昆明 650051；3.云南省岩土工程与地质灾害重点实验室，昆明 650051)

电石渣作为生产乙炔(C2H2)等有机合成材料产生的工业废渣，其主要成分是氢氧化钙[1]，由于其处理成本较高，对电石渣的处理大部分直接堆放弃渣场，造成了电石渣大量堆积。云南地区电石渣存量约100万t，且雨季集中，短时性强降雨频发，易造成电石渣堆场发生浅层失稳破坏，污染周边环境。因而研究强降雨条件下电石渣堆场失稳破坏特性至关重要。

学者们针对降雨条件下边坡、堆积体失稳破坏特性开展了大量研究。Huang等[2]通过室内人工降雨侵蚀模型试验，分析各种坡度比，砾石含量和降雨强度对黏土砾石边坡破坏机理的影响。穆成林等[3]以开挖高边坡为研究对象，建立室内模型，分析变形破坏机理，确定失稳破坏范围。朱建东等[4]通过室内边坡试验，分析了间歇与连续两种降雨类型下坡面被降雨侵蚀的动态过程。曾昌禄等[5]建立了室内缩尺边坡模型，模拟人工降雨，分析了降雨强度与坡比不同时边坡入渗特性。甘建军等[6]通过开展降雨物理模拟试验，揭示了降雨入渗对含软弱夹层堆积体边坡稳定性的影响。曾玲等[7]基于荧光示踪法，开展降雨条件下不同裂隙带参数红黏土边坡室内模型试验，分析了坡表湿润锋、暂态饱和区及土体体积含水率的变化规律。邱潇等[8]以堆积体滑坡为研究对象，得出了降雨条件下其渗流、变形及破坏规律。王乐华等[9]通过岸坡模型，研究了不同坡度与水位作用下堆积体岸坡的变形破坏规律。吕雨桦等[10]利用 Geo-studio 对非饱和土边坡进行了渗流—应力耦合分析，研究了非饱和土边坡失稳原理及演化规律。

综上可知，前人研究多针对岩土类边坡，对电石渣堆场失稳破坏特性研究并不明确，且普遍认为雨水入渗导致基质吸力降低、边坡抗剪强度下降是岩土类边坡失稳的主要原因。然而由于电石渣的粒径极细，比表面积大，具有更强的黏聚力和稳定性，且密度较一般岩土体低，随着堆场渣体不断堆积，造成下部渣体沉积板结，形成渗透系数极低的弱透水层。前期堆积体失稳机理与一般岩土体类似，坡脚处出现部分失稳，而中后期与一般弱透水基岩土质斜坡会在非饱和状态下由基质吸力降低引起堆积体失稳不同，只有基质吸力降低还不足以使电石渣堆积体在非饱和状态下失稳，只有在坡体达到饱和，且雨水渗透到弱透水层并形成饱和滞水层后，堆场易发生浅层溢流失稳破坏，且滑裂面接近直线，对周围环境造成二次污染。

基于此，假设堆场下部弱透水层为基岩，运用相似比建立堆场上部堆积体缩尺模型，结合Geo-studio有限元模拟，研究了在强降雨条件下，电石渣堆场失稳破坏规律，以期为电石渣堆场的稳定性分析评价提供参考。

1 理论分析

1.1 电石渣基本性质

电石渣遇水会逐渐变得黏稠，呈强碱性，含有一些残留乙炔气与S2-等有害组分，物理性质[11]与粉质黏土类似，但粒径更细，为0.95～138.00 μm，颗粒分散性好，比表面积大。重度低，黏聚力强，内摩擦角小，风干后电石渣吸水性强，风干含水率接近2%，持水性弱，易蒸发风干，也易遇水成流动浆体。测得电石渣基本参数如表1所示。

经过取样实测距坡表1～2 m处渗透系数量级达到10-8cm/s，且越靠近坡脚电石渣固结效应越明显，弱透水层距坡表也越近。通过试验得出渗透系数k与固结压力p之间的关系如图1所示。电石渣在常温状态下可以看作一种特殊类土。

表1 电石渣基本参数

图1 渗透系数与固结压力关系

1.2 渗流失稳理论分析

在达西定律的基础上，从非饱和体中取出一个基本单元，通过质量守衡定律、达西定律得到饱和时，二维渗流方程[12]为

(1)

与非饱和时的二维渗流控制方程[12]为

(2)

1.3 流固耦合理论分析

降雨导致边坡发生渗流，这是一种典型的流固耦合现象。基本机理是：渗流发生过程中，孔隙水压力的变化会导致土体间有效应力的改变，这直接导致土体孔隙度、渗透率的改变，二者的改变又反过来影响孔隙水的流动和压力分布从而改变渗透系数，造成一种孔压-应力的耦合现象。非饱和土体积含水率方程为

θ=β0εv+ω0(ua-uw)

(3)

(4)

式(4)中：H为体积变化量中的长。

(5)

式(5)中：R为体积变化量中的宽。

采用Geo-studio有限元分析软件中设定孔隙气压力ua等于大气压力，因此ua=0，于是式(3)简化为[13]

θ=β0εv-ω0uw

(6)

式中：θ为含水率；εv为土体体积应变；ua、uw分别为孔隙气压力与孔隙水压力，KPa；E为弹性模量，MPa；μ为泊松比。

与有效应力表达式与应力-应变本构方程共同推导出关于体积含水量的关系式为

(7)

式(7)中：Se为有效饱和度。

将式(7)与式(2)相结合，得出非饱和土体渗流-应力耦合控制方程为

(8)

1.4 相似理论分析

本文模型参照昆明寻甸工业园区堆场，高6 m，宽200 m，如图2所示。

图2 电石渣场

相似模拟试验立足于相似定理，通过白金汉原理建立π项组成π方程，导出的相似判据用于模型及试验方案的设计。在采用相同材料的情况下，选用几何相似比Cl作为决定其他参量的依据，分别推出密度相似比Cρ、重力加速度相似比Cg、含水率相似比Cw、内摩擦角相似比Cφ、黏聚力相似比Cc、降雨强度相似比Cq、降雨历时相似比Ct。原型：模型=10∶1，通过MLT量纲分析法[质量(M)、长度(L)和时间(T)为MLT量纲制3个基本量]建立相似比[14-15]如表2所示。

2 试验设计

2.1 降雨条件以及模拟降雨装置

由于昆明地区降雨多为短时性强降雨，持续时间短，降雨量大。通过中国气象局官网选取了昆明地区前6年最大降雨强度为63.4 mm/h。取前6年最大降雨强度平均值为41.7 mm/h。根据边界条件相似，将实际降雨量按比例进行缩放，降雨强度取21、15 mm/h，按照降雨强度等级划分标准，划分为大暴雨与暴雨。试验方案设计如表3所示。

表3 人工降雨试验方案

模型箱长1.5 m、宽0.5 m、高0.6 m、模型坡角为25°。采取一种自制的降雨系统，包括折叠帐篷，水管，简易雨量器，螺杆自吸泵，玻璃转子流量计以及不同孔径的环形雾状喷头，通过不同孔径喷头、阀门扭转角度以及玻璃转子流量计来调节喷洒半径、水压力以及水流量，对降雨强度进行标定。制作简易雨量器，用来检测人工降雨均匀度。喷头布设在坡体模型中间，间隔50 cm，喷洒半径35 cm，降雨均匀度可以达85%以上。现场布置及模型分别如图3(a)、图3(b)所示。

2.2 监测设备以及堆积体模型制备

监测设备包括LY-350电阻应变式微型渗压计、LY-350电阻应变式微型土压力盒以及非接触式应变位移视频测量分析仪。孔隙水压力盒(W1～W5)、土压力盒(S1～S4)埋设在堆积体中轴线上。传感器的埋设如图3(c)所示。

图3 系统、模型及传感器布置图

考虑到试验边坡模型的尺寸效应，试验所用电石渣均过5 mm细筛，采用分层填筑整体削坡的方法，每层10 cm，共分6层，每层压实完成后通过取样器进行随机取样，并称取样品重量，以此来确保堆积体边坡的整体性以及均匀性。

3 试验结果分析

3.1 孔隙水压力分析

方案一孔隙水压力时程变化如图4(a)所示，可以看出，随着降雨时间的增加，W1、W2、W3处孔隙水压力上升速率出现了明显差异，表现为坡脚最大，坡顶次之，坡中最小。W4、W5处孔隙水压力开始增长时间随着孔隙水压力盒埋设深度的增加而延长，且初始增长速率也明显变小。表明雨水入渗存在滞后性，而且随着埋设深度的增加，入渗能力逐渐减弱。浅层孔隙水压力始终在深层孔隙水压力之上。

方案二孔隙水压力时程变化如图4(b)所示：相比于方案一，W1、W2、W3处孔隙水压力增长速率变缓，坡体趋于饱和的时间也出现了延后，三者孔隙水压力的整体趋势依然满足坡脚最大，坡顶次之，坡中最小。表明入渗速率与降雨强度成正比，降雨强度越强，入渗速率越快。

图4 不同条件下堆积体孔隙水压力时程变化

3.2 土压力分析

土压力时程变化情况如图5所示。可以看出，土压力整体呈现缓慢上升态势，前期没有出现明显波动，且压力随埋深增加而增加，随后堆积体土压力出现了较大的波动，并在重新达到平衡时，土压力相比失稳之前出现了明显降低，这是由于堆积体坡脚饱和，流动性大幅度提升，出现部分失稳现象。应力得到提前释放，坡体土压力发生波动，随后坡体应力重分布，造成整体土压力降低。随后在降雨持续时间内稳定攀升，并在堆积体失稳时，土压力急剧上升，达到顶锋。表明此时堆积体坡表已经趋于饱和，坡体内部正由剪胀状态转变为剪缩状态，孔隙水压力上升，固相体积分数小于临界体积分数，在不透水层处形成滞水层，最终发生失稳破坏。

图5 不同条件下堆积体土压力时程变化

3.3 堆积体位移分析

方案一位移时程变化如图6(a)所示，可以看出，坡脚位移最大，坡顶与坡中相接近，坡顶位移略大。50 min时，堆积体整体位移出现激增，这是由于坡脚出现部分失稳，造成整体位移激增，随后位移增长速率变缓。方案二位移时程变化如图6(b)所示，可以看出，不同于方案一，坡顶位移最先增加，随后坡中与坡脚几乎同时增加，最终位移变化情况为坡顶最大，坡中次之，坡脚最小。

图6 不同条件下堆积体位移时程变化

3.4 堆积体失稳破坏特征

方案一大暴雨条件下堆积体失稳破坏过程如图7(a)所示。可以看出，从左到右堆积体变化时刻分别为降雨初期、降雨历时35 min、历时40 min以及最后堆积体失稳。降雨初期，坡脚处最先饱和，渣体流动性增大，抗剪强度降低，在雨水冲击与渣体自重作用下坡脚处沿弱透水层发生失稳破坏，土压力迅速出现波动，位移快速增加，随后应力重分布，土压力趋于稳定，位移缓慢上升，堆积体重新恢复稳定。随着降雨继续，雨水逐渐入渗，孔隙水压力升高并逐渐趋于稳定，此时坡体趋于饱和，抗剪强度降低，可由于电石渣粒度细且具有高黏聚力，基质吸力降低不足以使其发生失稳破坏，直至雨水入渗至弱透水层并形成滞水层，最终发生失稳破坏，这是一种牵引失效与滞水层作用相结合的失稳模式。

图7 堆积体失稳破坏特征

方案二暴雨条件下堆积体失稳破坏过程如图7(b)所示。可以看出，从左到右堆积体变化时刻分别为降雨初期、降雨历时60 min、历时68 min以及最后堆积体失稳。相比方案一，方案二降雨强度降低，坡脚处仅出现裂缝，并逐渐扩大，但并未发生部分失稳，随着降雨持续，孔隙水压力升高，堆积体自重增加，应力无法及时释放，导致堆积体后缘处产生拉裂缝加快雨水入渗，上部堆积体逐渐达到饱和，孔隙水压力趋于稳定，基质吸力降低，并在不透水界面逐渐形成滞水层，导致堆积体沿弱透水层发生浆体溢流直至滑动破坏。

4 堆场失稳特性分析

4.1 堆场原型模拟分析

如图8所示，选取方案一降雨强度，通过Geo-studio中的SEEP模块建立稳态渗水面作为初始条件，然后通过SIGMA模块以SEEP模块得到的初始孔隙水压力作为初始条件来建立没有外部荷载作用下的原位应力分析。随后继续通过SIGMA模块，以原位应力分析中得出的初始应力及孔隙水压力作为渗流场—应力场耦合分析的初始条件，通过迭代计算，得出降雨持续时间内堆场边坡原型的应力场与渗流场的实际变化情况。以渗流场—应力场耦合分析结果作为初始条件通过SLOPE模块进行堆积体失稳破坏分析，从而得出堆场边坡的安全系数。堆积体在强降雨条件下发生失稳破坏，与一般土质边坡失稳滑裂面呈圆弧状不同，电石渣堆场失稳破坏时滑裂面接近直线状态且只发生浅层失稳破坏。这是由于下部沉积电石渣固结性较强，渗透系数极低，且电石渣粒径小，黏聚力大，难以造成圆弧状滑裂面，只会发生渣体浅层失稳。因此室内试验采取弱透水基岩设计来模拟堆场浅层失稳破坏。

图8 堆场失稳破坏特征

4.2 堆积体模型渗流位移失稳分析

通过软件模拟得出大暴雨与暴雨条件下堆积体在2 h时渗流变化情况，如图9(a)、图9(b)所示。此时大暴雨条件下堆积体入渗速率明显大于暴雨条件下入渗速率，入渗速率与降雨强度成正比，且不同位置入渗速率不同，坡脚>坡顶>坡中。

堆积体在2 h时位移变化情况，如图9(c)、图9(d)所示。大暴雨条件下堆积体坡脚处位移大于坡顶处位移，暴雨条件下坡顶处位移大于坡脚处位移。

堆积体失稳破坏情况如图9(e)、图9(f)在不同强降雨条件下，堆积体安全系数都小于1，说明在大暴雨与暴雨条件下堆积体都发生失稳破坏，并且在降雨强度降低时，堆积体安全系数升高。堆积体失稳破坏模式都是在形成滞水层后沿弱透水层发生失稳破坏。

Wm1～Wm5与模型试验中W1～W5相对应

有限元模拟大暴雨条件下堆积体孔隙水压力以及土压力时程变化如图10所示，Wm1、Wm3、Wm2处孔隙水压力的增长速率以及峰值依次递减，表明入渗速率是坡脚>坡顶>坡中。Wm4、Wm5处孔隙水压力在降雨持续40 min以及65 min时开始发生突变，上升速率与峰值都出现明显降低，降雨入渗滞后性明显。Sm1、Sm3始终小于Sm2、Sm4，表明土压力随着埋深增加而增加，且土压力出现较大波动随后逐渐趋于稳定，但是整体土压力都出现了不同程度的降低，表明坡体应力被提前释放。随后土压力在降雨持续时间内稳定上升，在最后失稳时达到顶峰。