飽和尾礦砂動強度和殘余變形試驗研究

黃 鑫， 蔡曉光， 薄景山， 李思漢

(1.中國地震局工程力學研究所， 中國地震局地震工程與工程振動重點實驗室， 哈爾濱 150080； 2.防災科技學院地質工程學院， 三河 065201； 3.河北省地震災害防御與風險評價重點實驗室， 三河 065201)

尾礦庫主要由中細砂、粉砂、粉土等尾礦砂組成，其壩體浸潤線較高，浸潤線以下的尾礦砂均處于飽和狀態，因而尾礦庫對地震作用極其敏感[1-3]。根據筑壩工藝的不同，尾礦庫主要可分為上游法、下游法和中線法尾礦庫。與其他兩種筑壩工藝相比，中國中線法筑壩工藝實踐應用起步較晚[4]，全程采用中線法工藝的尾礦庫工程案例極少，相應的中線法尾礦砂動力特性研究也不多。因此，開展中線法尾礦砂的動力特性試驗研究對于中線法尾礦庫地震反應分析，揭示中線法尾礦庫地震液化失穩和變形破壞機理，指導地震高烈度地區中線法尾礦庫的抗震設計及運行管理有重要意義。

關于上游法和下游法尾礦砂的靜動力特性已有許多學者進行了相應的研究，取得了豐富的研究成果。Naeini等[5]、Geremew等[6]通過室內試驗和數值分析研究了細粒含量、礦物成分對尾礦砂液化特性的影響；張超等[7]、陳存禮等[8]對銅礦尾礦砂進行動三軸試驗，分析了動孔壓發展規律、動殘余應變發展特性，并提出了新的尾礦砂液化判別方法；賀匯文等[9]、于浩等[10]、楊安銀等[11]等以實際工程為背景，通過動三軸試驗研究了尾礦砂的動模量、阻尼比、液化強度特性；張小順等[12]對不同粒徑尾礦料以及含透鏡體夾層尾礦料進行三軸剪切試驗,分析含透鏡體夾層對不同粒徑尾礦料的強度影響；James等[13]通過循環單剪試驗研究了金礦尾礦砂在地震作用下的液化特性及液化預測方法；Jin等[14]通過振動臺模型試驗研究了尾礦砂的液化特性及尾礦庫在地震作用下的動力響應特性；Liu等[15]在封閉體系下對鋅礦尾礦砂進行動三軸試驗，研究了尾礦砂的動孔壓及循環動力特性。中線法尾礦砂方面，尹光志等[16]、余果等[17]、譚欽文等[18]通過對羊拉銅礦的全尾砂、粗尾砂、細尾砂開展動三軸試驗，研究了尾礦砂的動強度及液化特性；Liu等[19]通過動三軸試驗對德興銅礦4號尾礦庫尾粉砂的動強度特性進行了研究；蔡曉光等[20]通過數值計算分析，得到了某銅礦擬建中線法尾礦壩的應力變形特性，以及不同堆積高程、不同工況下尾礦壩的安全穩定性。研究表明，受筑壩工藝、礦物成分、顆粒級配等因素的影響，不同尾礦砂的動力特性存在著顯著差異。

現以某擬建中線法銅礦尾礦庫的底流尾礦砂和溢流尾礦砂為研究對象，在設計控制干密度下對兩種飽和尾礦砂開展動三軸液化試驗和動三軸殘余變形試驗，研究兩種尾礦砂的液化強度、動孔壓、殘余變形特性，所得試驗結果為該尾礦庫的地震穩定性數值分析提供計算參數，為該尾礦庫的抗震設計論證提供科學依據，同時也可為中線法尾礦砂動力特性研究提供參考。

1 試驗設計

1.1 試樣及設備

根據規范要求[21]，將兩種尾礦砂試樣烘干碾散，開展顆粒分析、比重、固結排水(consolidation drainage, CD)三軸試驗等物理力學性質試驗，所得顆粒級配曲線如圖1所示，部分物理力學性質指標見表1。根據設計干密度，按規范要求采用分層擊樣法制備重塑樣。

表1 尾礦砂的主要物理性質指標Table 1 Main physical indexes of tailings sand

圖1 兩種尾礦砂的顆粒級配曲線Fig.1 Grading curves of two kind of tailings sand

動三軸試驗設備采用美國GCTS公司生產的STX-200型電液伺服控制雙向動三軸儀(圖2)，該儀器可實現靜態和雙向動態加載，軸向動態加載頻率為0.01～10 Hz，圍壓/反壓控制器可同時測量壓力和體積變化，試樣尺寸規格為：直徑Φ=38 mm，高H=76 mm。

圖2 STX-200型電液伺服控制雙向動三軸儀Fig.2 The STX-200 electro-hydraulic servo control two-way dynamic triaxial system

1.2 動強度(液化)試驗方法

試樣裝入動三軸壓力室后，經過二氧化碳飽和、水頭飽和、反壓飽和，最后檢測飽和度，當孔隙水壓力系數B達到0.97以上后認為試樣已經飽和，然后排水固結。本試驗中，采用等壓固結(固結應力比Kc=1)，有效固結圍壓σ′3c設置為100、200、400 kPa，動荷載應力σd采用頻率為1 Hz的正弦波。每個固結壓力下開展3次不同動應力的液化試驗，液化標準采用孔壓破壞標準，即孔壓值增長達到圍壓值時作為試樣破壞標準。記錄試樣軸向應力、軸向應變、孔壓時程曲線。

1.3 殘余變形試驗方法

動三軸殘余變形試驗試樣制備方法及飽和過程與液化試驗的方法步驟一樣。固結應力比采用Kc=1、Kc=1.5和Kc=2三種，有效固結圍壓σ′3c采用100、200、400 kPa。當等壓固結(Kc=1)時，施加的動應力大小為σd=0.3σ′3c和σd=0.6σ′3c；當偏壓固結(Kc=1.5和Kc=2)時，底流尾礦砂施加的動應力大小為σd=0.5σ′3c和σd=σ′3c，溢流尾礦砂施加的動應力大小為σd=0.3σ′3c和σd=0.6σ′3c。動荷載采用頻率為0.1 Hz的正弦波，在排水條件下，施加的循環荷載次數均為30次，記錄試樣在30個振次內的體應變和剪應變時程曲線。

2 試驗結果

2.1 液化強度特性

液化試驗的典型時程曲線如圖3所示，從圖中可以看出：前期動應力輸出較穩定，軸向應變基本沿中心線保持不變，孔壓隨動荷載波動，并平穩上升；后期軸向應變呈喇叭狀迅速增大，孔壓接近圍壓，動應力迅速減小，當孔壓增大到圍壓值時，試樣發生液化。底流試樣軸向應變沿中心線對稱增大，液化時約為5%，溢流試樣軸向應變稍向壓縮方向偏移，液化時為8%～10%。

圖3 典型液化時程曲線Fig.3 Typical time-history curves of liquefaction

在對數橫坐標下繪制動應力與破壞振次Nf關系曲線(圖4)和液化應力比與破壞振次的關系曲線(圖5)，擬合得出兩種尾礦砂歸一化后的液化應力比與破壞振次的關系表達式(表2)，由此來反映尾礦砂的抗液化強度，并按照Seed等[22]提出的地震震級與等效循環數關系，通過動強度曲線得到了兩種尾礦砂不同等效振次下的動強度指標(表3)。由上可見：相同固結圍壓下，動應力越小，液化振次越大，液化動應力隨振次呈冪函數遞減趨勢；相同振次下，固結圍壓越大，液化所需動應力越大；相同條件下，底流尾礦砂的動強度(或抗液化強度)要比溢流尾礦砂的大。

圖4 不同圍壓下動應力與振次關系曲線Fig.4 σd-Nf curves under different confining pressures

圖5 液化應力比與破壞振次的關系Fig.5 The relationship between τd/σ′0 and Nf

表2 液化應力比與破壞振次的關系表達式Table 2 The relational expression of τd/σ′0 and Nf

表3 總應力條件下的動強度指標Table 3 The dynamic strength indexes under total stress

2.2 液化動孔壓發展特性

動荷載作用下孔壓的增長是飽和土體振動液化的重要原因。在液化研究中，通常認為地震作用時間短，飽和土體處于不排水狀態，因此可以利用動三軸液化試驗成果定量分析孔壓發展規律，并建立孔壓增長模型。目前，在等壓固結條件下，應用最廣泛的模型是Seed等[23]根據飽和砂土固結不排水動三軸試驗結果提出的Seed孔壓應力模型，其函數表達式為

(1)

式(1)中：ud為動孔隙水壓力；σ′0是三軸試驗中的平均壓力，N為振動次數，Nf為破壞振次(或液化振次)，θ為試驗參數。通過試驗得到孔壓比ud/σ′0與振次比N/Nf的關系曲線(圖6)，擬合出參數θ，可得，底流尾礦砂θ=1.23，溢流尾礦砂θ=0.43。由液化動孔壓發展曲線可以看出，底流尾礦砂的孔壓發展可分為3個階段：振動開始時孔壓迅速上升，隨后呈直線緩慢增加，液化前再次迅速上升。而溢流尾礦砂的孔壓發展相對比較穩定，近似于線性增加。

圖6 孔壓比與振次比關系曲線Fig.6 The relationship between ud/σ′0 and N/Nf

2.3 尾礦砂的殘余變形特性

尾礦壩在地震作用下的穩定性是設計和管理人員關心的問題之一，一旦受到地震影響被破壞，將產生嚴重的后果。土石壩的震害資料表明，壩體的震陷、滑坡、以及裂縫等都與地震殘余變形密切相關。因此，研究尾礦砂地震作用下的殘余變形特性，對于評價尾礦庫安全性和穩定性十分必要。沈珠江等[24-25]對土石壩料通過動應力與殘余應變的試驗，得到了殘余體應變εv和殘余剪應變γ表示為振次N、動剪應變γd及應力水平Ds的函數，即

εv=cvrlg(N+1)

(2)

γ=cdrlg(N+1)

(3)

(4)

(5)

式中：εv為殘余體應變；γ殘余剪應變；γd為動應變幅值；Ds為應力水平；c1、c2、c3、c4、c5為殘余變形試驗參數。

圖7 底流尾礦砂殘余體應變εv與lg(N+1)的關系曲線Fig.7 The relationship between εv and lg(N+1) of underflow tailings sand

表4 沈珠江殘余變形模型參數Table 4 The residual deformation parameters

3 分析與討論

在液化試驗中，底流尾礦砂和溢流尾礦砂的動孔壓呈現出不同的增長趨勢(圖6)，這是因為底流尾礦砂以粗顆粒為骨架，細粒(粒徑<0.075 mm)含量少，初始孔隙率相對溢流尾礦砂較大，孔壓增加較快；土顆粒由于振動發生移動，導致孔隙率隨著逐漸減小，從而使孔壓的增長逐漸變緩；當土顆粒繼續移動導致土樣結構發生破壞時，孔隙率增大，孔壓迅速增長達到圍壓，土樣液化。而溢流尾礦砂細粒含量高，表1所示為40.25%，孔隙率相對很小，由于振動使土顆粒發生移動引起的孔隙率變化不明顯，因此孔壓的發展比較穩定，呈近似直線上升。

圖9 底流尾礦砂殘余剪應變γ與lg(N+1)的關系曲線Fig.9 The relationship between γ and lg(N+1) of underflow tailings sand

圖10 溢流尾礦砂殘余剪應變γ與lg(N+1)的關系曲線Fig.10 The relationship between γ and lg(N+1) of overflow tailings sand

圖11 cvr-γd曲線Fig.11 The relationship between cvr and γd

圖曲線Fig.12 The relationship between and γd

從沈珠江殘余變形參數試驗數據擬合結果(圖7～圖10)可以看出，當動荷載σd=0.3σ′3c或σd=0.5σ′3c時，兩種尾礦砂的殘余體應變εv和殘余剪應變γ與lg(1+N)較好地符合直線關系，擬合效果較好；當動荷載σd=0.6σ′3c或σd=σ′3c時，試驗結果與擬合直線的線性關系較差，而且隨著固結圍壓的增大，離散性增大。

液化試驗結果線性關系較差的原因主要是部分試樣的真實飽和度低或實際并未飽和，儀器測得的飽和度有可能是在試樣中形成了上下貫通的通道，或者橡膠膜與試樣之間存在間隙通道，使得在飽和程序執行完后孔隙水壓力系數B值達標，但實際試樣中仍有氣體，導致動孔隙水壓力增長緩慢，偏離了真實值。

殘余變形試驗結果線性關系較差的原因之一是試樣尺寸略小，受體應變傳感器精度控制，試樣尺寸小，加載過程中排水量小，導致體應變變化不明顯，而大尺寸的試樣則可以降低體應變測量誤差。

4 結論

對中線法筑壩工藝下的飽和底流尾礦砂及飽和溢流尾礦砂開展了動三軸液化試驗、殘余變形參數試驗，所得的主要成果和結論如下。

(1)底流尾礦砂液化時軸向應變約為5%，溢流尾礦砂軸向應變稍向壓縮方向偏移，液化時為8～10%；相同固結條件下，底流尾礦砂的抗液化強度要比溢流尾礦砂的高；底流尾礦砂液化動孔壓發展呈明顯“上升—平穩—上升”的趨勢，溢流尾礦砂的液化動孔壓發展呈線性穩定增加趨勢。

(2)當固結壓力和動荷載較小時，沈珠江殘余變形模型能很好地反映底流尾礦砂的殘余變形發展規律，數據離散性小，擬合效果較好。隨著固結壓力和動荷載的增加，試驗結果與擬合直線的離散性增大。

(3)得到了等壓固結(Kc=1.0)條件下，兩種尾礦砂的液化應力比與破壞振次的關系表達式、不同等效振次下的動強度指標，以及相應液化孔壓模型參數；獲得了兩種尾礦砂的沈珠江殘余變形模型參數。可供進一步開展尾礦庫數值計算分析使用。