攀枝花西渣場灌漿膠結爐渣強度的試驗研究

2021-03-11 03:06:22李江龍陸得志韋立德劉文連龔憲偉

安全與環境工程 2021年1期

李江龍，陸得志,韋立德，楊天，劉文連，龔憲偉

(1.中國有色金屬工業昆明勘察設計研究院有限公司，云南昆明 650051；2.中科院武漢巖土力學研究所，湖北武漢 430071；3.西安科技大學地質與環境學院，陜西西安 710054)

邊坡穩定性及邊坡治理是當前環境安全問題的一個研究熱點。據有關資料統計，我國每年排棄的高爐渣就多達近7 000 萬t，截至2000年全國己形成高爐渣山近千座，堆存容積達近10億m，從而造成了很多高爐渣邊坡。如果此類邊坡問題處理不好，將會造成較嚴重的后果。雖然已有一些高爐渣邊坡穩定性分析的研究成果，但是有關危險爐渣邊坡治理工程的研究尚未見報道，因此開展高爐渣邊坡治理方法的研究具有現實工程意義。

膠結土已應用于水利和土木工程領域，膠結材料與土體之間的界面摩擦能提高土體抗剪強度、減小土體變形等。膠結土所采用的筋材可分為非膠凝材料和膠凝材料，非膠凝材料如土工格柵、土工格室和纖維等，膠凝材料如水泥、粉煤灰等。對非膠凝類筋材加筋土的研究已經有一些報道，如李廣信等研究了纖維加筋黏土的力學特性，結果發現纖維加筋能顯著提高黏性土的抗剪強度，增加其在拉應力作用下的塑性和韌性。對膠凝類筋材加筋土的研究是當前研究的熱點，如Consoli等對水泥加筋砂土的加筋效果進行了研究；蔡新等在試驗基礎上提出了水泥膠凝堆石料的應力-應變本構關系；劉平等、武穎利、Xia等研究了膠凝堆石料的靜力應力-應變特性、體變特性以及抗剪強度指標；傅華等、劉漢龍等通過三軸剪切試驗研究了膠凝堆石料的變形特性；張宇寧等通過室內單軸壓縮試驗研究了膠凝堆石料的破壞形式和力學特性；徐可等采用離散元方法對膠凝堆石料力學特性進行了數值模擬研究，分析了膠凝強度對膠凝堆石料力學應力峰值、內摩擦角的影響。

膠結土是一種非常復雜的新材料，其材料特性介于骨料土和混凝土之間，受膠凝材料含量、骨料級配等諸多因素的影響，其破壞形態和強度特性已成為膠結土研究的重點和熱點，已有學者展開了這方面的研究。松散爐渣是一類特殊材料，而對注漿膠結爐渣破壞模式、強度等的研究還未見于文獻。

本文針對攀枝花西渣場采用灌漿膠結爐渣加固邊坡工程，開展灌漿膠結爐渣的室內單軸、三軸壓縮試驗，分析膠結爐渣體的破壞形式、強度特性，并通過典型邊坡剖面邊坡穩定性安全系數的計算評價邊坡治理方法對提高膠結爐渣強度、邊坡穩定性的效果。本文的研究結果對攀枝花地區的爐渣堆積邊坡穩定性分析與治理具有借鑒意義。

1 工程概況及治理方案

1.1 工程概況

攀枝花西渣場位于弄弄坪廠區北側，其南鄰荷花池，北側與新莊隧洞相鄰，東側與炳清路相鄰，如圖1(a)所示；西渣場爐渣邊坡治理工程平面布置如圖1(b)所示，包括4個剖面，分別為2-2′剖面、3-3′剖面、4-4′剖面和5-5′剖面，其中3-3′剖面是本文進行爐渣邊坡穩定性評價的剖面，具體剖面地質情況見圖1(c)。該渣場前緣下臨金沙江，金沙江江面高程介于991.76～993.46 m，渣場頂部形成寬大平臺，平臺高程為1 105.23～1 105.61 m，超過江面約113.85 m，主要在渣場西北側形成較陡的渣體人工邊坡，坡度為35°～40°，渣坡上主要堆積環業公司開挖渣體篩選后廢棄的松散渣粒，整個堆渣體長約為500 m，前緣最大寬度約為770 m，后部平均寬度約為290 m，堆渣體最大厚度達100 m，平面面積約0.26 km，總體積約2 000萬m，見圖1。該高爐渣邊坡具有復雜的三維特性，主要存在的問題有：①大部分坡面爐渣為松散爐渣材料，屬粗粒土，最高坡高大約120 m，遠超過國家規范規定的高土坡的20 m坡高界限標準；②治理前存在降雨引起坡面沖刷的情況，沖刷發生在未加固的松散爐渣內，具體見圖1(d)，在大暴雨情況下有淺層滑坡風險；③由于臨江坡內地下水水位隨季節變化很大，雨季隨著地下水水位的提高，該爐渣邊坡局部剖面穩定性安全系數低于國家規范規定的最低值，存在滑坡風險。

圖1 治理前攀枝花西渣場爐渣邊坡Fig.1 Slag slope in the West Slag Yard in Panzhihua before treatment

1.2 爐渣邊坡治理方案及注漿施工

針對以上攀枝花西渣場渣體工程存在的問題，提出了以下爐渣邊坡治理方案并采用該方案施工。爐渣邊坡治理方案主要治理措施有削坡、坡面打錨桿掛網植草和在防護墻內側注漿形成新的注漿擋土墻等，具體見圖2。其中，注漿擋土墻是指通過高壓注入水泥粉煤灰漿液形成的灌漿膠結爐渣墻，主要目的是提高爐渣邊坡穩定性安全系數；削坡、坡面打錨桿掛網植草加固是為了治理淺層滑坡和坡面沖刷問題。

圖2 治理后攀枝花西渣場爐渣邊坡典型地質剖面 (3-3′)圖Fig.2 Typical geological section 3-3′ of the slag slope in the West Slag Yard in Panzhihua after treatment

本次試驗研究對應的注漿段注漿施工技術如下：水泥采用普通硅酸鹽水泥，強度等級不低于32.5，以水泥和粉煤灰按照質量1∶1稱取混合，然后以水灰比1∶2制作灌漿液；現場已建擋土墻墻后堆填松散翻動爐渣，在墻后分區段設置注漿孔，研究段設置兩排注漿孔，兩排注漿孔區段注漿孔按梅花形布置；注漿孔的橫向間距為2 m，豎向距離為3 m，第一排注漿孔距離已建擋墻內邊線的距離為3 m,注漿孔開孔直徑為110～130 mm;采用分排、分段、分序的壓力注漿，遵循自上而下、孔口封閉、孔內循環、分段灌注的原則，分段長度為5～10 m，當單孔注漿無法連續注滿時，則采用間隙注漿，間隔時間為2 h左右；插注漿管到距離孔底0.5 m處，每排分二次序進行注漿施工，先施工Ⅰ序孔，再施工Ⅱ序孔，依次加密注漿，后序注漿孔鉆孔施工中應注意觀察前序注漿孔的注漿效果；持續注漿直到注漿段在最大設計壓力下注入率不大于1 L/min后，繼續注漿30 min，方可停止注漿。

2 灌漿膠結爐渣強度試驗研究

本文通過試驗和分析手段論證爐渣邊坡治理方案對滑坡風險問題治理的有效性。

本文所研究的灌漿膠結爐渣是一種膠凝類筋材加筋土，膠凝材料(灌漿材料)為水泥、粉煤灰等，被膠結材料為松散爐渣。其中,松散爐渣呈黑灰色，主要由已翻爐渣及爐灰組成，渣體被鉆探機械破碎成粒徑為2～5 cm的碎塊，渣塊較堅硬—堅硬，錘可擊碎—難擊碎，其間充填物主要是粒徑為0.2～0.5 cm的爐渣碎粒和爐灰。現場采取松散爐渣5個試樣進行顆分試驗，其顆分粒徑級配曲線見圖3。

圖3 松散爐渣顆分粒徑級配曲線Fig.3 Particle size distribution curves of the loose slag

2.1 試樣制備及實驗

試樣制備方法如下：

(1) 分別稱取水泥和粉煤灰按照質量1∶1混合，然后以水灰比1∶2制作灌漿液以仿制現場注漿材料，澆筑凝固28 d后鉆機制樣4個，分別編號為11、12、13和14，作為以下水泥粉煤灰灌漿凝固體材料試驗對象。

(2) 對采自爐渣邊坡工程現場的兩個天然松散爐渣試樣進行了含水量測試，測試結果顯示，一個試樣的含水量為0.63%，另外一個試樣的含水量為0.68%，平均含水量取為0.65%。對于具有這種含水量的天然松散爐渣采用5 mm篩篩選，取粒徑大于5 mm的爐渣料裝滿澆筑模具，稱得其重量為4 575 g。取重量4 575 g的一半即2 288 g爐渣料放于模具內，采用已制好的灌漿液注滿澆筑模具并攪拌，凝固28 d后鉆機制樣4個，分別編號為31、32、33和34，作為以下灌漿膠結粗粒爐渣體材料試驗對象。稱取粒徑小于或等于5 mm的爐渣料2 288 g放于模具內，采用已制好的灌漿液注滿澆筑模具并攪拌，凝固28 d后鉆機制樣4個，分別編號為21、22、23和24，作為以下水泥粉煤灰灌漿膠結細粒爐渣體材料試驗對象。

(3) 對現場鉆取的灌漿膠結爐渣體樣品制樣，利用水泥粉煤灰灌漿膠結爐渣體樣品成功制成6個試樣，分別編號為A、A、A、A、A和A，作為以下現場鉆孔取樣水泥粉煤灰灌漿膠結爐渣體材料試驗對象。

含有爐渣的樣品圓柱面有小孔，如果不處理不能做三軸試驗，故采用石膏粉泥填平圓柱面小孔。

室內單軸壓縮試驗和三軸壓縮試驗選用巖石力學試驗系統RMT-150C進行實驗，該系統如圖4(a)所示。試驗前把試樣泡于天然水中，對這種近似飽和試樣進行單軸壓縮試驗和三軸壓縮試驗。試驗結束后的試樣見圖4(b)，各試樣試驗應力情況見表1。

圖4 巖石力學試驗系統RMT-150C和試驗結束后的試樣Fig.4 Rock mechanics testing system RMT-150C and the samples after test

表1 試樣的試驗應力情況

2.2 試樣破壞模式分析

試樣的主要破壞形態，見圖5。

圖5 試樣的主要破壞形態Fig.5 Main failure forms of the samples

對于如圖5(a)所示不含爐渣的試樣(均質程度最高的水泥粉煤灰灌漿凝固體試樣)，其破壞形式近似于拉伸劈裂破壞，呈現一條近似貫通軸向的曲折的裂紋，隨著加載的進行，裂紋寬度逐漸增大，快速發育形成主裂紋。試驗結果是所有水泥煤灰灌漿凝固體試樣都發生了劈裂破壞。

對于如圖5(b)、5(c)所示爐渣含量較高的灌漿膠結粗粒爐渣體試樣和灌漿膠結細粒爐渣體試樣，由于其爐渣含量較高，其內部結構不均勻性突出，試驗加載過程中拉應力區和壓應力區相互交錯分布，最終破壞時受劈裂破壞和剪切破壞共同作用，其破壞形式從張拉劈裂破壞形成的一條曲折延伸的裂紋逐漸轉變為多條裂紋的剪切-張拉復合破壞模式，并伴隨著局部區域顆粒的崩落。試驗結果是灌漿膠結粗粒爐渣體試樣組和灌漿膠結細粒爐渣體試樣組分別都有一個試樣最終發生了剪切破壞。

對于如圖5(d)所示在現場鉆取的灌漿膠結爐渣體試樣，由于其爐渣含量進一步增加，其內部結構不均勻性更加突出，試驗加載過程中拉應力區和壓應力區相互交錯分布，最終破壞時受劈裂破壞和剪切破壞共同作用，以剪切破壞作用為主，其破壞形式從多條裂紋的剪切-張拉復合破壞模式轉變為以剪切破壞為主的剪切-張拉復合破壞模式。試驗結果是水泥粉煤灰灌漿膠結爐渣每一個試樣最終都發生了剪切破壞。

綜上所述，試樣的破壞形式表現出明顯規律性，其破壞形式與非均質度關系很大，其中均質程度最高的水泥粉煤灰灌漿凝固體表現出了沿著軸向的劈裂破壞模式；爐渣含量較高的灌漿膠結粗粒爐渣體試樣和灌漿膠結細粒爐渣體試樣絕大部分試樣都表現出了剪切-張拉復合破壞模式，每一組都有一個試樣發生了剪切破壞;取自于爐渣堆積體現場的水泥粉煤灰灌漿膠結爐渣體試樣的灌漿材料含量最少，爐渣含量最多，材料不均質度最大，表現出了以剪切破壞為主的剪切-張拉復合破壞模式，全部試樣都發生了剪切破壞。由此可見，爐渣含量越多，材料不均質度越大，灌漿膠結爐渣越容易表現出剪切破壞形式；爐渣含量越少，材料不均質度越小，灌漿膠結爐渣越容易表現出劈裂破壞形式。試驗結果表明：取自爐渣堆積體現場的水泥粉煤灰灌漿膠結爐渣體的破壞形式為以剪切破壞為主的剪切-張拉復合破壞模式。這個結果與文獻[20]的研究結果一致。

2.3 試樣強度分析

典型灌漿膠結爐渣試樣的變形參數、單軸抗壓強度和按照摩爾庫倫破壞準則確定的試樣強度參數列于表2，其中爐渣強度是對現場松散爐渣試樣進行現場剪切試驗后分析確定的強度參數。

表2 典型灌漿膠結爐渣體試樣的試驗力學參數

由表2可知，不管是哪種情況，灌漿材料能夠提高爐渣體(包括細粒爐渣、粗粒爐渣和現場松散爐渣)的黏聚力，注入灌漿材料能夠提高爐渣的強度。這個試驗結果與李廣信等的研究結果一致。

圖6為部分現場鉆取的典型灌漿膠結爐渣的形態。

圖6 典型灌漿膠結爐渣的形態Fig.6 Forms of the typical grouting cemented slag samples

由圖6可見，典型灌漿膠結爐渣的形態有粗細顆粒爐渣均勻分布于灌漿中、細顆粒爐渣均勻分布于灌漿中、單純灌漿凝固塊、單純灌漿凝固塊與膠結細粒爐渣塊連接形成塊體等。

表1中現場取樣灌漿膠結爐渣體的試驗試樣是注漿效果好、爐渣均勻分布于灌漿凝固塊、強度高的現場灌漿膠結爐渣體，不包含那些注漿質量差不能夠成樣的現場灌漿膠結爐渣體，因此試驗結果不能夠直接應用于邊坡工程穩定性評價。邊坡工程穩定性評價力學參數的確定方法如下：考慮現場灌漿膠結爐渣體實測內摩擦角39°較大，根據李廣信等的研究成果(加筋土內摩擦角無明顯變化)，若直接采用實測內磨擦角，則邊坡失穩風險較大，故將現場灌漿膠結爐渣體內摩擦角近似取為松散爐渣的內摩擦角36°；為了安全起見，根據試驗結果將現場灌漿膠結爐渣體黏聚力近似取為試驗結果的1/10，即0.33 MPa；現場天然灌膠結漿爐渣體的容重近似取為松散爐渣的容重22 kN/m。

3 爐渣邊坡穩定性分析

基于典型性和勘察精度考慮，對圖2對應的邊坡典型剖面進行極限平衡法分析，為了簡化只考慮注漿加固墻和植被加固坡表松散爐渣的加固作用，并對比分析爐渣邊坡治理方案的有效性。圖2邊坡坡面上方塊體即為植被加固松散爐渣部分。基于Slide軟件的極限平衡法分析采用的材料參數見表3。表中植被加固松散爐渣的黏聚力取為80 kPa，植被加固松散爐渣的其他參數與松散爐渣完全一樣。

首先對采取注漿加固墻和植被加固坡表松散爐渣這兩項措施加固之前的邊坡穩定性進行分析。針對正常水位工況，對邊坡典型剖面進行極限平衡法分析，荷載考慮了土體自重、滲透壓力。枯水期江水位為991 m，假設背江一側邊界水位為1 001 m，按照飽和穩定滲流計算得到滲透壓力分布，按此情況設置邊坡邊界水位，在此基礎上求得邊坡穩定性安全系數為1.295(簡化畢肖普法)，其潛在的滑動面和浸潤線如圖7(a)所示，邊坡穩定性安全系數小于規范規定的一級邊坡穩定性安全系數下限1.35，可見該邊坡整體穩定性不滿足規范的要求,需要加固。此外，針對正常水位地震工況，對邊坡該典型剖面進行極限平衡法分析，荷載考慮了土體自重、滲透壓力和地震力。依據國家邊坡規范規定的地震基本烈度7度地震峰值加速度0.15

，得到對應的綜合水平地震系數是0.038，在此基礎上求得邊坡穩定性安全系數為1.230(簡化畢肖普法)，其潛在的滑動面和浸潤線如圖7(b)所示，邊坡穩定性安全系數大于規范規定的一級邊坡穩定性安全系數下限1.15，可見該邊坡整體穩定性滿足規范的要求。

表3 分析采用的材料參數

圖7 治理前邊坡穩定性安全系數和對應的潛在滑動面Fig.7 Slope safety factors and the corresponding potential sliding surfaces on the slope section before treatment

然后對采取注漿加固墻和植被加固坡表松散爐渣這兩項措施加固之后的邊坡穩定性進行分析。針對正常水位工況，對邊坡典型剖面進行極限平衡法分析，求得邊坡穩定性安全系數為1.480(簡化畢肖普法)，其潛在的滑動面和浸潤線如圖8(a)所示，邊坡穩定性安全系數大于規范規定的一級邊坡穩定性安全系數下限1.35，可見該邊坡整體穩定性滿足規范的要求。此外，針對正常水位地震工況，對邊坡典型剖面進行極限平衡法分析，求得邊坡穩定性安全系數為1.398(簡化畢肖普法)，其潛在的滑動面和浸潤線如圖8(b)所示，邊坡穩定性安全系數大于規范規定的一級邊坡穩定性安全系數下限1.15，可見該邊坡整體穩定性滿足規范的要求。

圖8 治理后邊坡穩定性安全系數和對應的潛在滑動面Fig.8 Slope safety factors and the corresponding potential sliding surfaces on the slope section after treatment

邊坡治理前后穩定性安全系數列于表4。分析過程表明：植被加固松散爐渣而提高其黏聚力到80 kPa對邊坡最小穩定性安全系數的影響極小，基本可以忽略不計，這是因為計算過程設置的植被加固松散爐渣層垂直厚度不超過2 m，因此爐渣體黏聚力提高對抗滑力貢獻所占分量極小。由表4可見，治理后邊坡穩定性安全系數都有所提高，證明治理方案對防范邊坡淺層滑坡風險或深層滑坡風險均有效；另外植被加固邊坡后坡表松散爐渣被草根加固，實際調查表明降雨引起的坡面沖刷現象消失，因此該治理方案對防范邊坡坡面沖刷也有效。