2018, Vol. 9引用本文 |
| 离子型稀土矿山临界注液强度的计算 |  [PDF全文] |
b. 江西理工大学，工程研究院，江西 赣州 341000;
c. 江西理工大学，资源与环境工程学院，江西 赣州 341000
b. Engineering Research Institute, Jiangxi University of Science and Technology, Ganzhou 341000, China;
c. School of Resources and Environmental Engineering, Jiangxi University of Science and Technology, Ganzhou 341000, China
离子型稀土矿是由花岗岩和火山岩在湿热气候下经生物和化学风化作用形成的矿体[1].其主要吸附于黏土矿物，具有特殊的黏土矿物性质[2]，自20世纪70年代初在我国南方5省发现以来，已成为极其重要的战略资源.离子型稀土资源的开采经历了池浸工艺和堆浸工艺，目前，原地浸矿工艺已成为国家推广应用的离子型稀土矿开采工艺[3-8].但在原地浸矿实际开采过程中，经常由于操作不当，导致滑坡等地质灾害的产生，造成人员和财产的损失[9-11].在浸矿过程中，随着硫铵溶液的不断注入，吸附稀土离子的黏土矿物颗粒随浸出过程被带走，细小矿物颗粒在粗颗粒形成的孔隙中运移和重排列[12]，稀土矿样的空隙结构不断发生变化.矿体孔隙半径的增大和孔隙率的增加，导致矿体强度降低，边坡稳定性变差，极易引起滑坡事故[13-14].离子型稀土矿原地浸矿采场滑坡是在多种因素作用下形成的，各因素对边坡稳定性的影响程度决定破坏模式和滑坡机理[15].影响稀土矿山边坡稳定性的因素有很多，例如边坡角、注液强度、矿体强度和收液系统布置等.但注液强度是影响稀土矿山边坡稳定性敏感度最大的因素[16-17].同时优化收液系统的布置可有效地提高矿体的稳定性[18].因此，研究临界注液强度对矿山的生产安全具有重要意义.
基于GeoStudio地质工程设计分析软件，分析了不同工况下注液面积百分比和临界注液强度、滑坡剪出口高度的关系，为矿山的实际生产安全提供参考.
1 矿山土层物理力学参数测试矿山土层物理试验地点位于福建省宁德市屏南县境内，试验主要包括以下4个方面的内容：①离子型稀土矿山表土、原矿和尾矿的基本物理性质试验；②表土、原矿和尾矿的渗透系数测试试验；③原矿和尾矿的土水特征曲线试验；④原矿和尾矿的现场原位剪切试验.
1) 表土、原矿和尾矿的密度及含水量试验.本次现场密度测试采用环刀法测试表土、原矿、尾矿的密度，各土层分别取样5个，每个土样重约0.5 kg，并送室内采用烘干法测定对应的质量含水量.取密度和对应质量含水率的平均值作为最终测试结果，测试结果如表 1所列.
| 表 1 土性基本参数 Table 1 Basic parameters of soil |
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2) 表土、原矿和尾矿的渗透系数测试试验.试验参考《钻孔常水头注水试验规程》，在稀土矿山现场分别对表土、原矿和尾矿进行渗透系数测试试验.当连续2次量测的注入量之差小于等于最后一次注入量的10 %时，试验结束，取最后1次的注入量作为计算值.根据计算得出表土的平均渗透系数为0.135 m/d，原矿的平均渗透系数为0.43 m/d，尾矿的平均渗透系数为0.38 m/d.
3) 原矿、尾矿的土水特征曲线试验.采用张力计在现场分别测试原矿、尾矿的基质吸力，获得矿体体积含水率与基质吸力的关系，如图 1所示.
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| 图 1 原矿、尾矿土水特征曲线测试结果 Fig. 1 Test results of soil water characteristic curve of ore and tailings |
描述土水特征曲线的模型有很多，通过对各种模型的识别对比，从中选出具有代表性的FX模型、VG模型和BC模型.根据现场试验数据进行曲线拟合，发现原矿的土水特征曲线采用VG模型描述最优，VG模型的表达式如式(1)所示.
| $ {\theta _{\rm{w}}} = {\theta _{\rm{r}}} + \frac{{{\theta _{\rm{s}}}-{\theta _{\rm{r}}}}}{{{{(1 + a{\psi ^n})}^m}}} $ | (1) |
其中θr取值0.01，θs取值0.49，a取值0.10，n取值1.00，m取值0.51，相关系数为0.86.
尾矿的土水特征曲线采用FX模型描述较优，FX模型的表达式如式(2)所示.
| $ {\theta _{\rm{w}}} = {\theta _{\rm{s}}}{\left\{ {\ln \left[{e + {{\left( {\frac{\Psi }{d}} \right)}^b}} \right]} \right\}^{ - c}} $ | (2) |
其中d取值82.46，b取值0.39，c取值2.84，θs取值0.43，相关系数为0.88.
4) 表土层、原矿和尾矿的现场原位剪切试验.此次表土、原矿、尾矿的抗剪强度测试均采用APAGEO原位钻孔剪切仪进行现场测试，同一土层重复3次测试，取黏聚力和内摩擦角的平均值作为最终测试结果，最终测试结果如表 2所列.
| 表 2 土的强度参数 Table 2 Soil strength parameters |
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2 矿体滑坡的有限元数值计算 2.1 模型的建立
根据矿山地质概况和现场试验所测的各土层物理力学参数，采用GeoStudio分析软件建立基本模型.利用Seep/W模块进行矿山现场浸矿液的入渗分析，而后通过Slope/W模块进行矿山的边坡稳定分析，从而得到边坡的最小安全系数，并以此计算出矿山的临界注液强度.模型主要分为2种，一种是模型底部不布置收液系统，其网格划分见图 2；一种是模型底部布置巷道收液系统，其网格划分见图 3.
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| 图 2 无巷道模型网格示意图 Fig. 2 Grid schematic diagram for no roadway model |
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| 图 3 有巷道模型网格示意图 Fig. 3 Grid schematic diagram for roadway model |
同时，为简化模型计算，建模时进行了如下简化和假设：
1) 采用屏南县当地的年均降雨量作为模型计算的初始入渗量，从而进行渗流计算，得到稀土矿山渗流计算前的初始条件.
2) 将原地浸矿工艺中通过群孔注液由矿层进行入渗的模式简化为直接由矿层均匀入渗的模式，通过GeoStudio软件中Seep/W渗流模块来进行入渗计算.
3) 假定不同深度处表土层的抗剪强度参数相同.
4) 假定不同深度处矿层的抗剪强度参数相同.
5) 由于该矿山不存在天然的底板，但地表以下2 m左右有潜水面，故将其看成天然底板，设置为不透水层.
2.2 模型的计算及结果分析由文献[19]可知，边坡稳定问题的讨论一般采用极限平衡法，其中Bishop法应用较为广泛，常用其计算边坡的安全系数.设边坡安全系数为Ps，当Ps小于1时，边坡失稳；当Ps大于1时，边坡稳定；当Ps等于1时，边坡处于临界安全状态.根据文献[20]可知，稀土矿山内部稳定的渗流场一般在3个月左右形成，此时矿山的注液量基本稳定.现将注液强度定义为单位时间内单位面积的注液量.达到渗流稳定期时，Ps减小到1并维持不变，此时单位时间内单位面积的注液量定义为临界注液强度.为计算出稀土矿山的临界注液强度，假定渗流稳定期为3个月即2 160 h，将其作为终止时间进行模型计算.
此次模型计算设定3种工况，第1种工况是模型参数采用原矿所对应的参数；第2种工况是模型参数采用尾矿所对应的参数；第3种工况是根据巷道设计原则，在模型内布置巷道工程进行收液，模型参数取值与尾矿相同.由于矿山注液是有矿层直接注液，故对于表土层，3种工况的取值相同，根据测试，表土层渗透系数为0.135 m/d，重度为17.4 kN/m3，内摩擦角平均值为31.44°，黏聚力平均值为25.12 kPa.对于矿层，模型的具体设置及参数取值见表 3所列.
| 表 3 3种工况的模型设定及参数取值 Table 3 Model setting and parameter values of three kind of working conditions |
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2.2.1 临界注液强度计算
假定注液面积百分比分别为30 %、40 %、50 %、60 %四种情况，首先分析浸矿对临界注液强度的影响，取用工况1和工况2的模型参数进行建模，利用模型计算可得2种工况的安全系数Ps随注液强度的变化规律如图 4所示.同时，限于篇幅，仅给出2种工况下，注液面积为50 %时的滑坡计算图，如图 5所示.
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| 图 4 2种工况安全系数与注液强度的关系 Fig. 4 Relationship between the safety factor and the liquid injection intensity of the three kinds of working condition |
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| 图 5 注液面积50%时的滑坡计算示意 Fig. 5 Landslide calculation chart with 50% injection area |
由图 4可知，在2种工矿下，当注液面积百分比一定时，随着注液强度的减小，边坡安全系数增大，并逐渐趋近于1；同时由图 5可知，在注液面积为50 %时，边坡所发生的滑坡均为表层滑坡，这是由于在稀土开采过程中，当注液强度过大时，注液孔内液面过高，使溶浸液与表土发生明显的化学反应，并使表土不断遭到剥落.剥落后的细微黏土颗粒进入注液井的液柱中，一方面使溶浸液变得浑浊；另一方面随溶液向全风化矿层渗进，导致全风化矿层中的微细裂隙堵塞.使溶液渗入矿层的量愈来愈小，液面将逐渐升高，使得井网体系中的表土层过渡带溶浸液过饱和而遭受严重的剥蚀破坏，强度下降，与接合面的结构力降低.当下滑力大于结构力和摩擦力时，产生表层滑坡.
由前文临界注液强度的定义可知，边坡安全系数为1时，所对应的注液强度即为临界注液强度.由此，当注液面积百分比分别为30 %、40 %、50 %、60 %时，2种工况条件下对应的临界注液强度如表 4所示.根据表 4的模型计算结果，对比工况1和工况2，当注液面积百分比一定时，工况2的临界注液强度未能超过工况1的68 %左右，即浸矿后，矿体的临界注液强度减小32 %左右.究其原因：一是浸矿后，由于硫酸铵的弱化作用，导致矿体的黏聚力和内摩擦角减小，降低了矿体抗剪强度；二是由于矿体颗粒的分散性，导致矿体内部的孔隙体积减小，渗透系数降低.
| 表 4 3种工况的临界注液强度与注液面积百分比的关系/[m3·(m2·d)-1] Table 4 Relationship between critical liquid injection intensity and liquid injection area percentage of the three kinds of working conditions/[m3·(m2·d)-1] |
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同时，根据表 4可知，在不布置收液工程的前提下，矿体的临界注液强度较小，这会导致注液周期过长，浸矿效率低，远不能满足现场生产的要求.现场通常采取布置巷道收液工程的方式来增加出渗面，从而降低矿体内部的浸润线，提高其临界注液强度，故在考虑浸矿作用下，进一步讨论布置巷道收液工程对临界注液强度的影响，即上述所提的工况3，其不同注液面积百分比条件下的临界注液强度见表 4.
同理，根据表 4的模型计算结果，对比工况2和工况3，当注液面积百分比仅有30 %时，工况3的临界注液强度可达工况2的近10倍；当注液面积百分大于等于40%时，工况3的临界注液强度可达工况2的7.5倍左右，由此可知，浸矿时，布置巷道收液工程，可大幅度提高矿体的临界注液强度.原因主要有2点：一是由于巷道收液工程，矿体内部的浸润线上升速度降低，不饱和区域增多，提高了矿体的稳定性；二是由于巷道收液工程，改变了浸矿液的入渗路径，使得最后一排注液孔以下的矿体含水率变化较小，与未布置巷道收液工程相比，大大提高了对上部山体的支撑作用，从而可大幅度提高矿体的临界注液强度.
为进一步反映不同工况下临界注液强度随注液面积百分比的变化情况，对3种工况的临界注液强度与注液面积百分比的关系进行曲线拟合，如图 6所示.
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| 图 6 原矿临界注液强度与注液面积百分比的关系 Fig. 6 Relationship between critical liquid injection intensity and liquid injection area percentage of raw ore |
由图 6可知，均可采用式(3)描述两者间的关系.
| $ Q = A + B{e^{ - \frac{S}{C}}} $ | (3) |
其中Q为临界注液强度，S为注液面积百分比，A、B和C为拟合参数，相关系数均为0.99，拟合效果较好，不同工况下的参数取值见表 5.
| 表 5 3种工况下拟合参数取值 Table 5 Fitting parameter values under the three kinds of working conditions |
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2.2.2 滑坡剪出口高度的计算
由上可知，当注液面积百分比增大时，临界注液强度非线性减小，此时矿山的滑坡剪出口高度也发生变化.滑坡剪出口的形成一般是由下滑力决定的，是随着应力场的变化而逐渐形成的.根据原地浸矿工艺的特点，在进行原地浸矿时，可将采矿区分为注液区和非注液区，注液区形成主滑区，非注液区形成抗滑区，滑坡面的顶点位于主滑区.令滑坡剪出口高度为滑移体前缘高度与山脚所在平面的高度之差.当注液面积百分比较小时，硫酸铵溶液难以对抗滑段产生影响.当滑坡的主滑段在下滑位移过程中遇到抗滑区的阻挡时，坡体下滑受阻，坡体本身处于挤压应力状态，滑坡面的前缘距离山脚较远，形成的剪出口高度较大.随着注液面积百分比的增大，由注液引起的主滑区不断增大，抗滑区不断减小，边坡的主滑区在下滑位移过程中遇到阻滑区的阻力逐渐降低，滑坡体逐渐下移，从而导致滑坡面的前缘逐渐下移，滑坡剪出口高度减小.
不同工况下的滑坡剪出口高度与注液面积百分比的关系如表 6所列.对于第1种工况，根据表 6的计算结果可知，当注液面积百分比小于40%时，滑坡剪出口高度减小缓慢；当注液面积百分比超过40%时，滑坡剪出口高度迅速减小，工况2和工况3的滑坡剪出口高度变化规律相同.
| 表 6 3种工况的滑坡剪出口高度与注液面积百分比的关系 Table 6 Relationship between shear outlet height of landslide and liquid injection area percentage of the three kinds of working conditions |
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将工况2和工况3与工况1分别进行对比可得，与原矿模型相比，浸矿对滑坡剪出口高度基本不产生影响；而巷道收液工程对滑坡剪出口高度有较大影响，当注液面积百分比由30 %增加到60 %时，滑坡剪出口高度增加的倍数由1.40倍降低到1.23倍，即随着注液面积百分比的增大，巷道收液工程对滑坡剪出口高度的影响逐渐减小.
为进一步反映不同工况下滑坡剪出口高度随注液面积百分比的变化情况，对3种工况的滑坡剪出口高度与注液面积百分比的关系进行曲线拟合，如图 7所示.
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| 图 7 滑坡剪出口高度与注液面积百分比的关系 Fig. 7 Relationship between shear outlet height of landslide and liquid injection area percentage |
由图 7可知，均可采用公式(4)描述两者间的关系.
| $ H = E - F{e^{\frac{S}{G}}} $ | (4) |
其中H为滑坡剪出口高度，S为注液面积百分比，E、F和G为拟合参数，相关系数均为0.99，拟合效果较好，不同工况下的参数取值见表 7.
| 表 7 3种工况下拟合参数取值 Table 7 Fitting parameter values under the three kinds of working conditions |
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3 结论
1) 对于离子型稀土矿山，随着注液面积百分比的增大，临界注液强度都先快速减小，后趋于缓慢；当注液面积百分比小于40 %，滑坡剪出口高度减小缓慢，当注液面积百分比超过40 %，滑坡剪出口高度迅速减小.
2) 浸矿使得矿体的临界注液强度减小32 %左右；而布置巷道收液工程，可大幅度提高矿体的临界注液强度，当注液面积百分比仅有30 %时，其临界注液强度可达浸矿后的10倍左右；当注液面积百分大于等于40 %时，其临界注液强度可达浸矿后的7.5倍.
3) 浸矿对滑坡剪出口高度基本不产生影响；巷道收液工程对滑坡剪出口高度有较大影响，当注液面积百分比由30 %增加到60 %时，滑坡剪出口高度增加的倍数由1.40倍降低到1.23倍，即随着注液面积百分比的增大，巷道收液工程对滑坡剪出口高度的影响逐渐减小.
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