0 引 言
露天矿的大型化、高强度开采，产生大量的剥离物和尾矿物，这些岩土废弃物集中堆排成巨大的排土场或尾矿库[1]。近30 a来，随着西部大开发战略的振兴和煤炭资源的不断开采，煤炭资源开发已逐步向内蒙古、青藏高原等为代表的北方、西北地区延伸，露天采煤占我国煤炭年产总量由1%增长到20%。露天矿的大规模化产生数量众多、规模不一的排土场。北方、西北区域的时令温差较大，露天煤矿矿排土场展现出明显的冻融循环特点，这些大型堆载体的稳定性直接危及露天煤矿的生产、运输及人员安全[2]。
内蒙古地区的露天矿排弃物均为散体软岩[3-4]，常含有黏土、泥岩、炭质泥岩等，具有水理性差、胶结度差、力学强度低的特征[5]。散体软岩在排土场堆载之后受冻融循环的影响，其胶结状态和力学强度发生了显著的变化[6]。目前，冻融黏土、黄土等单一岩类的抗剪强度变化规律研究已经取得了一些成果。王大雁等[7]反复冻融青藏黏土，表明黏土的黏聚力随冻融循环次数的增加而降低，但内摩擦角没有规律。方丽莉等[8]发现非饱和土在冻融循环后，黏聚力不断折减而内摩擦角不断增大的规律。常丹等[9]通过常规静三轴剪切试验，发现受冻融后的粉砂土的抗剪强度在7～9次达到最小值，黏聚力降低，内摩擦角先减小后增大。刘晖等[10]对冻融循环时含砂粉土力学性质进行研究，表明破坏强度和弹性模量随循环次数增加先增大后减小，经历3次循环后达到最大值。董晓宏等[11]对同一含水率下的黄土进行冻融剪切试验，发现3～5次冻融循环后，黏聚力和抗剪强度在趋于稳定值，内摩擦角基本不变。丑亚玲等[12]反复冻融非饱和重塑黄土发现黏聚力呈指数函数减小，内摩擦角随呈指数函数增大，抗剪强度随冻融循环次数增加而加大。
内蒙古地区露天煤矿的软岩剥离物在排土场堆载的过程中，随着冻融循环周期时间的延长，排土场散体软岩边坡的稳定性不断下降[13]。陈涛[14]冻融剪切较大粒径土的试验，发现黏聚力、内摩擦角等力学参数随冻融次数呈下降趋势，随冻融循环次数的增加，排土场边坡的稳定性系数呈指数型下降。王掌权等[15]冻融黄土揭示了边坡安全系数与黏聚力随冻融次数增加都表现出指数下降趋向。田延哲[16]对冻融循环条件下露天煤矿边坡岩体力学系数进行了修正，并发现岩体的黏聚力和内摩擦角均减小。李国锋[17]发现冻融循环作用下露天矿边坡角增大，边坡变形量有所增加但折减度下降。
以往研究针对冻融作用下的黏土、黄土等的抗剪强度较多，这种单一岩土类很难阐释露天煤矿排土场散体软岩物料的抗剪强度指标在冻融循环下的变化规律。因此，针对冻融内蒙古地区的排土场散体软岩物料，量化散体软岩物料抗剪强度，从而揭示排土场散体软岩边坡时效稳定性变化规律。
1 试验概述
1.1 试样的选取与制备
内蒙古胜利露天煤矿排土场位于内蒙古锡林浩特市，该排土场的岩性主要为泥岩、炭质泥岩、粉质黏土，由于该煤矿处于季节性冻土区，常年受到冻融循环的影响，其边坡常发生局部台阶岩体崩落、坡底位置出现融水流出及单台阶滑坡等现象，为揭示冻融循环对内蒙古露天煤矿这一系列散体软岩排土场的影响，故选用内蒙古胜利露天煤矿排土场散体软岩物料作为研究对象。在现场测得取样点的散体软岩物料的天然含水率为15%。将现场取回的排土场散体软岩试验材料经风干、碾压、过筛后，测得试验材料颗粒级配见表1。
表1 排土场散体软岩试验材料颗粒级配
Table 1 Granule gradation of soft rock test materials in bulk of dump
粒径/mm2.0～5.00.5～2.00.25～0.500.075～0.025≤0.075质量分数/%2824101721
参照土工试验规程[18]对扰动土样制备试样，同一含水率的试样组一次成型，具体步骤如下：①将选用的散体软岩物料在105 ℃下烘干24 h后碾压，使得原始物料的水分全部散失；②将烘干的散体软岩物料按照比例加水搅拌均匀；③将涂抹凡士林均匀地涂抹在击实筒内壁上，将散体软岩物料平均5次装入筒内，每次用相同的重锤在相同的高度落下击实5次；④制得含水率为5%、10%、15%、20%的标准试样，每个含水率制作10组试样，每组试样为4个，一共制备160个试样，将试样放入低温冻融试验机，先低温冻结12 h，再恒温解冻12 h，最后进行直剪试验。
1.2 试验方案
冻融循环测试采用JC-ZDR-5型全自动低温冻融试验机，可控温度为室温～-35 ℃，测试温度误差为±0.5 ℃；剪切测试采取ZJ应变控制式直剪仪(四联剪)，剪切进度为0.2 mm/min，垂直载荷分级为100、200、300、400 kPa，首先进行冻融循环试验：将制好试样放入冻融循环试验箱中，将制作好的试样冻结过程在-20 ℃低温作用下冻结12 h，融化过程为在20 ℃条件下融化12 h，此为1个冻融循环，循环预定次数为1、2、3、4、5、6、7、8、9、10。每次试样完成预定冻融次数之后，立刻将其进行直剪试验，这样可以减小外界温度影响引起的试验误差。
2 抗剪特性劣化结果分析
2.1 抗剪强度与冻融循环次数的关系
对冻融循环测试和直剪测试的试验数据进行拟合分析，得到试样抗剪强度与冻融循环次数关系，如图1所示。
图1 试样抗剪强度与冻融循环次数关系
Fig.1 Relationship between shear strength and freezing-thawing cycles
不同正应力下，试样的抗剪强度随冻融循环次数呈指数型衰减关系，且试验值的拟合度较好。含水率5%的试样拟合方程为
(1)
式中：τ100、τ200、τ300、τ400为含水率5%的试样在正应力100、200、300、400 kPa的直剪试验下随冻融循环次数的抗剪强度；t为冻融循环次数；R为相关性系数。
含水率为10%、15%、20%试样的抗剪强度随冻融循环次数也呈现指数型相关关系，与正应力也呈指数相关关系，其拟合方程也都满足式(2)，即
τ=τ0+ae-t/b
(2)
式中：a、b为散体软岩抗剪特性系数。
在4种不同正应力直剪试验下，试样破坏时的抗剪强度随冻融循环次数的变化表现出相似的规律，表现为抗剪强度随着循环次数的增加呈指数降低趋势，冻融循环次数从0到10的过程中，不同正应力直剪试验下的不同含水率试样的抗剪强度呈现不同弱化幅度。该现象产生的原因是不同含水率试样的内部在冻融循环过程中，水分通过复杂的物理化学，使试样中水分产生冻胀作用[19]，破坏了试样颗粒之间的连结，体积增大，试样孔隙增大。而当试样融化时，随着试样中的固态冰变成液态的水，试样颗粒之间冻胀形成的大孔隙由于试样颗粒的重力作用下，使得试样内原有的大孔隙减少，小孔隙增多，从而试样颗粒间的胶结力变差，土颗粒间产生形变位移，土的孔隙发生形态改变，导致降低试样抵抗破坏的能力，表现为冻融循环次数增加导致抗剪强度降低，以相对较低的垂直载荷就可以导致试样破坏。以往对抗剪强度受冻融循环影响试验研究并未给出具体的破坏模式，针对这类散体软岩笔者给出了指数破坏模式，并分析了散体软岩的破坏原因。
2.2 黏聚力和内摩擦角与冻融循环次数的关系
Mohr-Coulomb强度准则[20]广泛应用于岩土材料的力学强度破坏，这与法向应力和剪切应力密切相关。在直剪状态下可以利用Mohr-Coulomb准则简单、快速判断岩土材料在某一应力状态下是否发生剪切破坏。不同含水率试样在剪切试验后，其试验数据采用Mohr-Coulomb准则计算出每次冻融后的试样的黏聚力和内摩擦角，其Mohr-Coulomb强度准则为
τ=C+σtan φ
(3)
式中:τ为岩土体的抗剪强度;C为岩土体的黏聚力;φ为岩土体的内摩擦角。
黏聚力和内摩擦角是边坡岩土体抗剪强度的衡量标准。黏聚力指的是岩土材料内部颗粒之间的黏结力，与岩土材料的初始破坏有密切关系；内摩擦角指的是岩土材料颗粒之间的错动和咬合，与孔隙发育程度有直接关系。不同冻融循环次数状态下试样的黏聚力和内摩擦角变化，如图2所示。
图2 不同含水率试样的黏聚力C、内摩擦角φ与冻融循环次数t的关系
Fig.2 Relationship between cohesion,internal friction angle and freeze-thaw cycle times t of samples with different water contents
由图2拟合曲线可知，不同含水率的试样的黏聚力及内摩擦角与冻融循环次数都呈指数函数关系，不同含水率试样的拟合方程见表2，表中C5%、C10%、C15%、C20%分别为含水率为5%、10%、15%、20%试样的黏聚力；φ5%、φ10%、φ15%、φ20%分别为含水率为5%、10%、15%、20%试样的内摩擦角；不同含水率试样的黏聚力和内摩擦角都与冻融循环次数呈指数函数规律为
表2 试样的黏聚力及内摩擦角拟合方程
Table 2 Fitting equations of cohesion and internal friction angle of samples
含水率/%拟合方程拟合优度5C5%=11.67e-t/1.79+47.20R2=0.993φ5%=2.84e-t/2.17+19.49R2=0.99510C10%=12.55e-t/1.73+37.40R2=0.995φ10%=3.10e-t/2.32+15.87R2=0.98315C15%=14.21e-t/2.09+29.70R2=0.987φ15%=4.22e-t/2.89+14.56R2=0.98720C20%=14.16e-t/2.76+24.32R2=0.991φ20%=4.35e-t/2.19+13.90R2=0.994
(4)
式中:A、B为散体软岩黏聚力特征系数；D、E为内摩擦角特征系数。
不同含水率试样冻融前后的黏聚力和内摩擦角都呈指数函数下降趋势，且均表现出黏聚力与内摩擦角值“先快速衰减，后缓慢衰减”，其值逐渐趋收敛于一稳定值，说明水分子的“液—固—液”循环状态对试样初期破坏所需的正应力具有弱化作用，水分子呈液态时在散体软岩材料颗粒间形成水膜，削弱了微观结构间黏结力，使得破坏时需要克服的黏聚力减小，随着循环次数进一步增加，水的物理状态对试样的力学弱化作用显著，内摩擦角也减小。
以往试验中，在冻融循环下黏聚力较初始值降低，但是内摩擦角存在增加、减少和毫无规律等情况，无统一的认识。试验表明，不同含水率试样在冻融循环6次之后黏聚力与内摩擦角趋于稳定值，如图3所示。散体软岩物料的初始孔隙率大，在冻融初期散体软岩物料中的自由水变成冰晶对散体软岩物料骨架产生挤压，随着冻融循环次数的逐渐增加，散体软岩物料骨架受到挤压力-再释放压力的反复循环过程，骨架因失去了冰晶体而形成空隙，让孔隙度不断增大，颗粒间胶结作用减弱；当超过散体软岩物料的冻胀极限，散体软岩物料的孔隙度在冻融循环后趋于稳定值，从而也使得散体软岩物料的黏聚力和内摩擦角趋于一个稳定值。5%、10%、15%、20%的含水率试样未冻融和冻融6次后的黏聚力弱化幅度分别为19.72%、24.33%、30.68%、34.38%，内摩擦角弱化幅度分别为11.99%、15.19%、20.79%、22.86%，其中20%含水率试样的黏聚力与内摩擦角损伤弱化幅度都最大。
图3 不同含水率试样的黏聚力与内摩擦角变化趋势
Fig.3 Variation trend of cohesion and internal friction angle of samples with different water contents
以往试验虽有针对黏土、粉质黏土提出冻融修正系数[21]，但均未给出黏聚力及内摩擦角的具体变化模式，本文试验研究给出了规律的同时，提出黏聚力和内摩擦角随冻融循环次数呈指数型衰减表达式。试样在冻融循环作用后的黏聚力、内摩擦角随着含水率的增加呈指数型衰减，其中不同含水率试样随着冻融周期增加，其黏聚力和内摩擦角的弱化幅度都增大，如图4所示。含水率越高的试样在冻融循环作用下，其黏聚力与内摩擦角损伤弱化幅度都越大，且黏聚力损伤弱化幅度比内摩擦角的大。不同含水率的试样在冻融循环6次之后的黏聚力与内摩擦角损伤弱化幅度见表3。
图4 不同冻融循环次数的黏聚力、内摩擦角与含水率关系曲线
Fig.4 Relation curves of cohesion,internal friction angle and water content of samples after different freeze-thaw cycles
表3 不同含水率试样冻融循环6次黏聚力与内摩擦角损伤弱化幅度
Table 3 Sample with different moisture content had freeze thaw cycle of 6 times with cohesion and internal friction angle serving as weakening extent of damage
试样含水率/%黏聚力/kPa未冻融冻融6次黏聚力弱化幅度/%内摩擦角φ/(°)未冻融冻融6次内摩擦角弱化幅度/%558.9847.3519.7222.3519.6711.991049.7837.6724.3318.8916.0215.191543.4830.1430.6818.7614.8620.792038.3425.1634.3818.2414.0722.86
3 冻融循环边坡时效性分析
冻融循环边坡在冻融循环过程中，岩土体经历着物理、力学、热学等极其复杂的变化，岩土体冻胀、融沉过程受控于岩土体体中三场耦合作用，原因是冻岩土中的岩土骨架、冰晶、孔隙水压力、应力等外界因素影响下的相互运动、迁移、扩散[22]。冻融现象对于露天煤矿边坡结构和强度会有很大的影响，每经过一个冻融周期，露天煤矿边坡的力学强度就会产生一定程度的折减，不同季节所对应的边坡强度和完整性不尽相同[23]。
3.1 冻融循环边坡时效性计算公式
对于近似均质冻融循环下的排土场散体软岩边坡，边坡内部分布着大量的均匀裂隙，此类边坡多出现圆弧滑坡。圆弧滑坡的稳定性计算方法较多，对于传统的圆弧滑动计算方法，难以体现冻融边坡的时效性，如图5所示，其计算公式见式(5)，即
Si—底滑面剪切力;xi—重力线对圆心力矩；R—圆弧滑面半径
图5 圆弧滑动面Fellenius法计算
Fig.5 Calculation by Fellenius method of circular sliding surface
(5)
式中：Fs为边坡的稳定性系数；C为滑体黏聚力；φ为滑体内摩擦角；Wi为条块重力；Ni为条块底板的垂直反力；li为条块底部的边长；βi为条块底滑面倾角。
因此，针对于露天矿季节性冻融边坡，若将一次季节性冻结融化作为一次冻融循环周期，则式(5)结合冻融循环散体软岩的黏聚力和内摩擦角指数函数变化规律式(4)得到冻融循环下的时效稳定性系数计算公式为
(6)
式中：T为冻融循环周期时间，a。
3.2 冻融循环边坡的时效稳定性变化规律
内蒙古东部大型露天煤矿排土场边坡稳定性受季节性冻岩土等影响，其排土场的散体软岩物料岩性较差，在冻结期至解冻时期，其排土场边坡上挂有许多冰柱，且许多冰融化的水从坡脚岩体位置渗出，常发生局部台阶的坡顶岩体崩落及单台阶滑坡情况。在冻融循环作用下排土场散体软岩边坡稳定性具有时效性[24]，为揭示冻融散体软岩对边坡稳定性的影响，在胜利露天煤矿排土场边坡选取剖面1号、2号，计算其时效稳定系数。在现场测得排土场散体软岩物料的天然含水率为15%，根据试验测定冻融循环下的散体软岩力学具有时效特征，见表4，2个剖面的模型参数见表5。
表4 散体软岩物理力学及冻融参数
Table 4 Physical mechanics and freezing-thawing parameters of loose soft rock
特征系数ABDE容重γ/(kN·m-3)黏聚力C0/kPa内摩擦角φ0/(°)14.212.094.222.8917.1229.7014.56
表5 排土场边坡结构参数
Table 5 Structural parameters of slope of dump
剖面位置边坡高度H/m台阶高度h/m平盘宽度L/m帮坡角α/(°)坡面角β/(°)18010201838214020201825
将以散体软岩物料物理力学及冻融参数代入时效稳定性系数计算公式(6)得到1号、2号剖面的冻融循环下的时效稳定性系数计算公式为
F′s=∑[(29.70+14.21e-T/2.09)li+
Nitan(14.56+4.22e-T/2.89)]/∑Wisin βi
(7)
根据排土场两个剖面的冻融循环下的时效稳定性计算表达式F′s绘制Fs与时间T的函数曲线，如图6所示。
图6 2个剖面冻融循环作用下的时效稳定性系数
Fig.6 Aging stability coefficient under freezing-thawing cycle of two sections
通过分析图6，其结果显示2个剖面的稳定性系数Fs随着冻融循环周期时间的增长呈负指数变化。排土散体软岩边坡在堆积形成之后，稳定性系数急剧下降，随着冻融循环周期时间的延长，稳定系数的下降速度逐渐降低。这表明散体软岩堆积后的新边坡在初次受冻后岩土力学参数C、φ等会迅速受到弱化，且随着时间的增长而不断降低，且下降速率逐渐减缓，最终趋于稳定型边坡。1号剖面稳定系数历经7 a之后降低至1.4之下，安全系数弱化幅度为24.12%；2号剖面稳定系数历经6 a之后衰减至1.2之下，安全系数弱化幅度为23.61%。
4 结 论
1)以往的冻融循环下排土场物料试验研究均未给出抗剪强度的具体变化。不同正应力下，散体软岩物料表现出抗剪强度随着冻融循环次数增加呈指数降低，且呈现不同弱化幅度，其原因是散体软岩物料受冻胀作用影响，颗粒间的胶结力变差，土颗粒间产生形变位移，孔隙发生形态改变，导致抵抗破坏能力降低。
2) 散体软岩物料的黏聚力和内摩擦角随冻融循环次数都呈指数型变化模式不断衰减；含水率越高，其黏聚力与内摩擦角的弱化幅度都越大，且黏聚力的弱化幅度比内摩擦角的大，两者在冻融循环6次后趋于稳定值。
3)传统的边坡安全系数计算难以突显边坡的时效性，在分析散体软岩边坡冻融特性基础上，提出冻融循环边坡时效性计算公式，并表明排土场散体软岩边坡受冻融影响具有时效性，在堆积形成之后稳定性系数急剧下降，随着冻融循环周期时间的延长，稳定系数的下降速率逐渐降低，且在6～7 a后边坡趋于稳定。
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