棄渣體潛在失穩滑動面探討

王 昱 ，閆 賓，曹 暢，柴建峰

（1.國網新源控股有限公司技術中心，北京市 100073；2.中國電力財務有限公司，北京市 100005）

0 引言

大型土建工程會產生大量的棄渣，棄渣集中堆放形成棄渣體。棄渣場多選址在自然溝谷中或采石坑等低洼處，渣場周圍多有人類活動，棄渣場安全穩定顯得尤為重要。充分必需的前期勘測工作、科學合理設計和渣場啟用期的有效管理，可大大減少棄渣隨意堆放等問題，同時也能減少工程建設后期對渣場的重新平整、修坡，避免渣場二次搬家等重復工作，減少后期運行的潛在風險，節省工程投資和管理運行成本。

巖石碎塊、強全風化層物質多是棄渣體的主要組成成分，其間還會混有一定量的細顆粒物質。總體上說，棄渣體的內摩擦角較高，自穩能力較高。若忽略地震和降雨等的影響，棄渣體在自身重力作用下會逐漸壓實固結，自穩能力會逐漸提高。但如渣體設計方案和施工措施不合理，且堆放時缺少碾壓，或者碾壓效果不好，在重力作用下棄渣體固結變形沉降，往往在后緣形成拉張裂縫。拉張裂縫成了地下水運行和儲存的通道，動、靜水壓力將降低棄渣體的穩定。棄渣體破壞啟動，多為后緣渣體先滑動失穩，推動其前緣渣土體，最后形成整體滑動破壞。當不存在水流掏刷渣體坡腳時，棄渣的破壞多為推移式[1]。

目前，棄渣體邊坡穩定性計算采用最多的兩種方法是瑞典圓弧法和簡化Bishop法。兩種方法的計算值存在一定的差異，計算出的潛在滑裂面位置相近。計算時將棄渣體視為均勻體，不考慮棄渣體與原始地表面之間成為潛在軟弱滑動面的可能，不考慮穩定系數Fs隨著填渣方式和堆載高度不同而變化的情況。近年來，有學者研究得出棄渣體的穩定系數受張拉裂縫內內摩擦角的影響較大，穩定系數隨著內摩擦角的增大而增大。內摩擦角在5o～20o之間變化時，坡體的穩定系數跟內摩擦角大致成直線變化[2]。這表明，在滑裂面的形狀未改變之前，坡體穩定系數與張拉裂隙內的內摩擦角大致呈線性關系。

目前階段，勘測設計工作較少把注意力放到渣場的設計上。目前設計中，很少考慮渣體沿著其他潛在軟弱面滑動的可能，多是用軟件搜索潛在滑動面。對棄渣體進行分析時，均假定整個滑面同時處于臨界失穩狀體，棄渣體c、φ取值不夠嚴謹。同時，對棄渣體后期變形和渣場的后期運行管理關注較少。

本文先結合工作中接觸的棄渣場，探討目前勘測設計存在的問題，對一些關鍵設計參數的選取做了對比。然后淺析 “深圳12·20渣場失穩事故”的教訓和慘痛經驗，分析了變形體的破壞機理。最后，總結歸納了棄渣體前期勘測設計中應該著重關注的幾個方面，為土建工程渣場設計計算提供一定參考。

1 工作中的認識

現行《水利水電工程水土保持技術規范》（SL 575—2012）中10.5.4條，雖對渣體穩定分析計算提出了明確的要求和技術方法，但從接觸的多個工程渣場設計資料來看，多有以下特點：

（1）工程渣場設計時多將渣體視為均勻體，棄渣體與原始地表面之間的接觸面有發展成軟弱滑動面的可能性，這種可能性在實際設計中往往不會考慮到，特別是天然溝谷較陡的山谷型渣場更容易發生這種情況。對溝谷地表的處理措施不適當時，就會存在泥化、泥碳化甚至局部形成囊狀氣體富集等風險。

（2）棄渣體c、φ取值差別較大。7個抽水蓄能電站渣場的c、φ取值見表1和圖1。棄渣體多為土石混合體，不同項目差別如此明顯，值得商榷。

表1 強度參數（c、φ）一覽表Table 1 The list of strength parameters (c、φ)

（3）目前的棄渣體穩定性計算時，多未考慮穩定系數FS的動態變化，即隨著填渣方式和堆載高度的變化，FS也隨之變化。

（4）重視前期精細化勘察設計，加強棄渣場和土石方工程在時間和空間的匹配。如渣場啟用前，應確保渣場對外的連接道路已經完工、渣場地表植被腐殖土等軟弱覆蓋層已經清除等，渣場規劃和設計貫穿棄渣場的全壽命期。

圖1 強度參數（c、φ）統計散點圖Figure 1 The statistical scatter plot of strength parameter (c、φ)

（5）后續工程處理措施經常和按規范要求計算得出的代表性斷面結果不匹配，即設計文件多對原始地表進行工程措施處理，而對穩定性計算搜索中潛在滑動面的關注較少。計算程序搜索得出來的滑動破壞面多集中于坡體淺部，滑動破壞造成的范圍一般不會很大。

把項目F地形地貌條件作為模擬計算的基礎，依次代入表1中7個抽水蓄能電站渣場設計中采用的c、φ取值來探討上述問題。項目F棄渣堆積高度在100m左右，棄渣體的坡角為28°，棄渣場所在溝谷折算坡度約8.5°，具有15%的縱坡。設置0.5m厚的軟弱帶在渣體和原始地表之間，軟弱帶的設置是反映棄渣體沿著原有地表變形破壞這一潛在風險，軟弱帶的強度參數為c=10kPa、φ=10°。

分別采用數值分析的“強度折減法”和理正巖土軟件中的“瑞典圓弧法”對棄渣體進行穩定計算，計算時不考慮原始地表弱化現象，同時將棄渣體視為均質體，不考慮地震和地下水作用，滑面是程序自動搜索得出[3]。綜上條件進行計算，得出了圖2～圖4的計算結果。由圖2可以看出，在不考慮坡面弱化的情況下，瑞典條分法和強度折減法所計算得出的FS值比較接近。考慮坡面弱化時，計算得出FS值就會有所下降。內摩擦角和內聚力均較高的B和D項目的FS值較大，該計算結果符合常規設計計算經驗。對比圖3和圖4，可見不同c、φ值計算出來滑面位置差別很大，滑面位置的不同對確定棄渣體的工程治理方案有著較大的影響。

圖2 FS在不同計算方法下的對比關系曲線Figure 2 FS according to different analytical methods

圖3 棄渣體按均質考慮時的滑面形態和FS（a）A 渣場（FS=0.95）； （b）B 渣場（FS=1.56）；（c）C 渣場（FS=0.89）； （d）D 渣場（FS=1.51）；（e）E 渣場（FS=1.22）； （f）F 渣場（FS=1.24）Figure 3 Stability coefficients and sliding planes according to different c and φ

圖5所示的FS和滑面形態為是在考慮在棄渣體和原始地表之間存有軟弱帶/層時，采用強度折減法獲得的。對比圖2不難發現：如果不重視或者不考慮棄渣體的潛在軟弱夾層成為滑面的可能性，而是不加區別和考慮的照搬規范相關條款，是欠安全的，對后續工程處理措施的選取也會有一定的影響。

2 棄渣場失穩工程實例

2.1 事故概況棄渣體變形破壞機理分析

以下通過分析“深圳12·20渣場事故”，探討棄渣體失穩破壞的一些特征。該山頂處有廢棄的采石場，其本身的形狀就是凹陷的，棄渣場就是利用凹陷處形成的。從自然條件方面來說，利用該凹陷形成的棄渣場的封閉條件比較好。如果前期勘測設計工作較完善，后期運營管理得當，這確實是一個較好的棄渣場選址。

圖4 棄渣體按均質考慮時的滑面形態和FS（a）A 渣場（FS=0.90）； （b）B 渣場（FS=1.47）；（c）C 渣場（FS=0.83）； （d）D 渣場（FS=1.37）；（e）E 渣場（FS=1.17）； （f）F 渣場（FS=1.21）Figure 4 Stability coefficients and sliding planes according to different c and φ

圖5 考慮原始地表弱化時的滑面形態和FS（a）A 渣場（FS=0.76）； （b）B 渣場（FS=0.92）；（c）C 渣場（FS=0.74）； （d）D 渣場（FS=0.89）；（e）E 渣場（FS=0.90）； （f）F 渣場（FS=0.88）Figure 5 Stability coefficients and sliding planes according to different c and φ regarding argillization and saprofication between the abandoned dreg and the natural gully

就在2015年12月20日這一天，該棄渣場發生了失穩滑坡，涉及15家公司的22棟廠房在事故中被掩埋。受滑坡影響，事故現場共安全撤離約900人。截至12月26日，75人在滑坡事故發生后失聯，事故共造成7人死亡。事故調查組的結論：建設者和經營者均沒有在該棄渣場修建完善可靠的導排水系統，在渣場底部大量積水沒有得到有效清除之前就開始堆填建筑渣土，加之在棄渣場周邊泉水和天降雨水的不斷加入，棄渣體內部的含水量不斷升高，最后達到過飽和的狀態，這就造成棄渣體底部和原始地面之間形成軟弱滑動層；另外，棄渣場還存在嚴重的超高超量加載渣土的現象，大量渣土在自身重力作用下沿南高北低的山勢滑動，破壞力巨大的高勢能滑坡體在這種情況下就隨之形成了，加之事發時沒有采取合適的應急處理措施，最后造成重大人員傷亡和財產損失是不可避免的。

2.2 棄渣體變形破壞機理分析

事故發生前后的圖片資料整理如下：圖6為采石坑未填渣前衛星圖片[4]；圖7為事故全景圖[5]；圖8為后緣拉裂縫照片[5]；圖9為滑動主軸剖面示意圖[5]；圖10為“泥墊托筏效應” 機理示意圖[6]。

圖6 渣場未啟用前衛星圖Figure 6 Pre operation satellite map of slag field

通過分析，不難發現：

（1）本事故棄渣體最高和最低處相差僅50m左右，且坡體較平緩，棄渣體未滑動前，前緣坡度約30°，且已經完成相應的工程處理措施。但在重力豎向固結變形作用和橫向潛在滑動方向的拉張作用下，仍發生毀滅性的推移式破壞。變形開始于后緣拉裂，拉裂縫進水，在動靜水壓力作用下，后緣滑動先啟動，推動其前渣體，沿內部軟弱面滑動。由此可見，即使在封閉條件較好、凹陷的采石坑內堆放棄渣，只要在凹陷存在相對低的出口，棄渣體依然存在沿凹陷較低的出口處失穩破壞的風險。

圖7 滑坡體全貌照片Figure 7 A full picture of a landslide

圖8 后緣拉張裂縫照片Figure 8 The picture of a crack in the back edge

（2）失穩破壞與水作用緊密，尤其是大量積水未排就開始棄渣，加之深圳降雨量較大，不僅可致使棄渣體飽和強度降低，而且由于棄渣成分復雜，在浸泡等作用下淤泥化；甚至有機質腐爛可能形成囊狀高壓氣壓帶[6]，在底部或者渣土內部形成多個軟弱滑動層帶。

（3）棄渣體滑動一旦啟動，呈現出超常的高速流動性，棄渣體會向下游高速運動，整體呈現流動性。同時，處于流動狀態的棄渣體具有氣墊效應，當遇到障礙物阻礙其流動時，棄渣體就會呈現出像流體一樣特性繞過障礙物繼續向前運動，造成的破壞面積和危害較大。

（4）渣體后緣變形發生后，前緣的工程治理效果不顯著，雖然該棄渣場前緣已完成了部分馬道和排水工程措施，但效果不明顯。

2.3 滑動破壞面特征

棄渣體破壞后的殘留滑面非常平緩，和一般巖土計算軟件搜索出的潛在滑動面差別很大。發生滑動的破壞面極其平緩，角度僅有4°左右[3]，補勘鉆孔資料和事故后調查都證明了這一點，這也和現場調查相互吻合（見圖8）。地下水抬升對棄渣體穩定性影響較大，雖然該棄渣場堆積坡度較為平緩，其穩定性也隨著地下水位的抬高而大大降低。文獻[6]曾對上述類型的破壞模式進行過分析，稱之為“泥墊托筏效應”，即在承壓浮托、泥化地基、臨空滑移和堆載堆擠等綜合作用下形成“人造滑坡”。棄渣體底部和原始地面之間受地下水位上升的影響，接觸處易形成潛在滑動面。

圖9 縱剖面示意圖（a）原始縱剖面和地形；（b）滑動破壞后的地質縱剖面和地形Figure 9 The schematic diagram of longitudinal section

圖10 “泥墊托筏效應” 機理示意圖（a）2014前的采石坑及積水位； （b）持續進行中的填方體及殘存水面；（c）填方體中地下水位持續上升； （d）填方區地下泥化面處于臨界點；（e）滑坡后的地形景觀及地下水位Figure10 A schematic diagram of the mechanism of“ mud cushion rafting effect”

這就提醒我們，在實際工程中應關注：

（1）對于軟件自動搜索出來的潛在滑動面和穩定系數要加以甄別。

（2）棄渣體的強度參數和滑面的強度參數要合理確定。目前棄渣場設計計算中，多以棄渣體的c、φ值作為輸入條件，利用軟件搜索出潛在滑動面，棄渣體沿著其他潛在軟弱面滑動的可能性很少考慮。

（3）現有棄渣體穩定分析時，均假定整個滑面同時處于臨界失穩狀體，然而事實并非如此，變形破壞有兩類：一是整個棄渣體破壞沿著軟弱面發生變形而破壞，二是棄渣體后緣先拉裂變形，沿著下滑力最大，抗滑力最小的軟弱面運動，推動前緣棄渣體，而前緣棄渣體沿著軟弱滑面發生剪切破壞，或者以軟弱面和棄渣體交替發生變形破壞[5]，目前規范推薦的“極限平衡法”往往缺少上述考慮。

3 建議

（1）就計算分析而言，無論是極限平衡法還是三維有限元等數值模擬方法，棄渣體的物理力學參數直接決定著潛在滑動面位置和穩定性系數，建議重視前期測繪和地質勘察工作，棄渣場勘察可按《巖土工程勘察規范》（GB 50021）“4.5 廢棄物處理工程”相關要求布置足量的勘察工作量和開展相應的工程地質評價工作。目前，不少棄渣場對勘測工作重視不夠。建議根據地質宏觀判斷、現場測量數據、工程類比、實踐經驗等，綜合考慮各方面因素，謹慎確定棄渣體的各項物理力學參數。

（2）棄渣由于物源來源復雜，堆積時間長，經歷不同的季節，致使渣體本身的水文地質與工程地質條件復雜，其變形機理和滑坡啟動破壞方式更加復雜。棄渣體穩定性分析，應考慮棄渣體沿著原有自然坡面等其他潛在軟弱面發生變形破壞的可能。而非僅通過計算軟件來確定滑動面。

（3）在堆渣前，確保清除原地表的植被，剝離粘性土等相對軟弱土，消除長期荷載和物理化學作用下，原植被層的碳化泥化，在棄渣體和原地表之間形成潛在軟弱滑動帶/層的潛在風險[7]。

（4）做好棄渣場底部排水和周邊截水設施，并考慮棄渣體后續固結變形對截排水設施的影響。

當利用現有采石場或礦坑凹陷處設置棄渣時，即使棄渣場的封閉條件好且棄渣堆積坡度緩，但如果缺少合理有效的導排水系統，或者導排水系統后期運行維護不善，棄渣體就會在長期浸泡等作用下致使其自身強度弱化，抗滑能力降低[8]。同時，棄渣體底部和原始地面之前也較易形成潛在滑動面，最終也可能造成大規模的失穩破壞。