滿 立 徐偉忠 龐勁松

(1.同濟大學(xué)道路與交通工程教育部重點實驗室 上海 201804； 2.上海城建市政工程(集團)有限公司 上海 200065)

邊坡穩(wěn)定問題一直是相關(guān)學(xué)科關(guān)注的重點，多樣的演化規(guī)律使其難以形成統(tǒng)一的控制標準。針對公路邊坡施工風(fēng)險，魏小楠[1]考慮了巖土體材料在施工擾動等因素作用下表征的應(yīng)變軟化特性，通過數(shù)值計算，揭示了路塹邊坡漸進性破壞過程，指出滑裂面強度的折減速率與剪應(yīng)變增量有關(guān)；郭建軍[2]分析了巖質(zhì)邊坡中，順層邊坡與反傾邊坡的案例，基于室內(nèi)模擬試驗，揭示了反傾巖質(zhì)邊坡次生傾倒的形成過程和災(zāi)變機制；宋杰等[3]基于LiDAR掃描技術(shù)和模糊聚類分析，對邊坡巖體出露的結(jié)構(gòu)面進行識別和統(tǒng)計，獲取其空間幾何信息用于數(shù)值模型構(gòu)建；劉紅巖[4]采用FLAC中的彈脆性模型和Null模型描述完整巖體和宏、細觀缺陷，計算分析了兩類缺陷對邊坡巖體力學(xué)特性的作用機制；蔣明鏡等[5]利用植入微觀接觸模型的離散元軟件，實現(xiàn)邊坡失穩(wěn)過程的演化模擬，表明順層巖質(zhì)邊坡的滑裂面由共面節(jié)理貫通破壞形成，反傾巖質(zhì)邊坡則由非共面節(jié)理貫通破壞形成；樊煉等[6]分別采用強度折減法和極限平衡法計算開挖對邊坡穩(wěn)定性的影響，結(jié)果表明邊坡開挖施工，其穩(wěn)定性逐步提高；Penalba、向茂等[7-8]基于可靠度和可變模糊集理論等數(shù)理方法，進行邊坡失穩(wěn)風(fēng)險評估和成本預(yù)測，并對公路高邊坡開挖風(fēng)險進行了評價。

已有研究主要聚焦于邊坡的整體失穩(wěn)破壞，較少結(jié)合具體施工過程，探究其對邊坡的影響。本文通過有限元數(shù)值計算，分析開挖施工中，巖質(zhì)邊坡的穩(wěn)定狀態(tài)及不同影響因素的作用效果。

1 計算理論

現(xiàn)有的邊坡穩(wěn)定性計算方法中，以Morgenstern-Price法最為嚴謹，其在靜力平衡要求、滑裂面性狀等方面均不作任何假定。但該方法基于Mohr-Coulomb破壞準則，并不適用巖質(zhì)邊坡；而更為適用于巖體的Hoek-Brown破壞準則，在邊坡安全計算中，又缺乏與具體方法的結(jié)合。本文首先將Hoek-Brown破壞準則的判據(jù)融入Morgenstern-Price法的原理推導(dǎo)中，實現(xiàn)對巖質(zhì)邊坡工程的準確判斷。

為計算抗剪強度-法向應(yīng)力曲線，需要4個參數(shù)分別為：σci，巖塊單軸抗壓強度；mi，巖塊性狀；GSI，地質(zhì)強度指標(0～100)；D，巖體擾動因子(0-1)。

用D、GSI、σci和mi計算中間參數(shù)mb方法見式(1)。

(1)

曲線參數(shù)α和s計算方法分別見式(2)、式(3)。

(2)

(3)

原巖的GSI為100，此時s為1.0。在早期的破壞判據(jù)中，參數(shù)α假設(shè)為常數(shù)0.5?，F(xiàn)在認為它是一個與GSI相關(guān)的變量。

破壞時，主應(yīng)力計算方法見式(4)。

(4)

式中：σ1，σ3分別為第一、第三主應(yīng)力。

通過一系列給定的σ3來計算σ1，從而建立強度曲線。

σ3缺省范圍從巖石抗拉強度值(負值)，到單軸抗壓強度值的50%?？估瓘姸扔嬎惴椒ㄒ娛?5)。

(5)

基于破壞時的σ1-σ3值，τ-σn數(shù)據(jù)點計算方法見式(6)～(8)。

(6)

(7)

(8)

由軟件計算每個條塊底面的法向應(yīng)力，找出樣條曲線的斜率，作為材料的內(nèi)摩擦角，將曲線的切線延長到τ軸，截距設(shè)為黏聚力。這樣每個條塊都有不同的c、φ值，將其代入M-P法計算邊坡安全系數(shù)。

2 計算案例背景

依托工程為杭紹臺高速公路，采用JTG B01-2014《公路工程技術(shù)標準》中雙向四車道標準，設(shè)計車速100 km/h，路基標準寬度26.0 m，汽車荷載為公路-I級。計算案例選取K157+250-K157+550處路塹邊坡。

2.1 工程地質(zhì)概況

工程位于浙東南低山丘陵區(qū)，山巒起伏，溝谷狹窄。受構(gòu)造控制，河流、山脈走向多呈北-北東走向，沿線山體多在100至500 m之間。工作區(qū)以斷裂構(gòu)造為主，走向以北東向、北西向為主，所選取路塹邊坡發(fā)育2組次級構(gòu)造帶：Fc46，產(chǎn)狀198°∠64°；Fc47，產(chǎn)狀24°∠73°，影響寬度約15 m，節(jié)理密集，構(gòu)造面平直，巖體破碎。工作區(qū)地震強度弱、頻率低、震級小，地震基本烈度小于IV度區(qū)。

該邊坡巖性主要為凝灰?guī)r、角礫凝灰?guī)r，路基基底為強～中風(fēng)化。沿線丘陵山體總體覆蓋層較薄，自然山坡基本穩(wěn)定。

2.2 現(xiàn)場工況

以K157+335處邊坡斷面為例，左側(cè)分5級開挖，第一～四級坡高10 m，第五級開挖到坡頂，自下而上坡率分別為1∶0.75，1∶0.75，1∶1，1∶100，1∶1.25，各級間設(shè)置2 m寬碎落臺。右側(cè)分二級開挖，第一級坡高10 m，第二級開挖到坡頂，其坡率均為1∶1，各級間設(shè)置2 m寬碎落臺。開挖過程自上而下進行，開挖一級防護一級，每級施工完成后約有5 d的間隔，進行坡面錨固結(jié)構(gòu)的施工，錨固形式見表1。

表1 K157+335邊坡斷面錨固形式

3 數(shù)值計算模擬

3.1 基本假定

為便于計算，本文對所建立的邊坡有限元分析模型進行假設(shè)簡化，基本假定如下。

1) 邊坡表層覆蓋層較薄，忽略不計。各巖層層間完全連續(xù)，在各層交界面上，只考慮垂直方向上的摩擦與位移，不考慮接觸面的穿刺問題。

2) 巖層材料的力學(xué)特征以彈性模量和泊松比等進行表征；凝灰?guī)r及角礫巖，采用Mohr-Coulomb模型聯(lián)合Hoek-Brown破壞準則進行描述。

3) 模型兩側(cè)施加水平(X)位移約束，模型底部施加雙向(X和Y)位移約束；水平位移向右為正，向左為負；豎向位移向上為正，向下為負。長度單位除特殊標注外，默認為m。

4) 錨固結(jié)構(gòu)等效為加固力，當加筋體的作用線和滑面相交時，將其視為作用在焦點的集中荷載。層間接觸僅考慮摩擦作用。

3.2 模型建立

以K157+335處邊坡斷面構(gòu)建計算模型，模型長165 m，模型最高72 m，考慮開挖，邊坡凈高52 m。邊坡修筑形式及錨固結(jié)構(gòu)已在前文敘述，計算模型見圖1，共計2 315個節(jié)點，2 245個單元，5個特征點。

圖1 有限元模型示意圖

3.3 計算參數(shù)

本文的材料參數(shù)基于相關(guān)工程地質(zhì)勘查報告、設(shè)計資料以及相應(yīng)的土工試驗獲得，具體參數(shù)取值見表2與表3。

表2 材料彈-塑性參數(shù)

表3 錨桿性能參數(shù)

3.4 荷載施加與計算工況

首先計算路塹邊坡長期作用下的力學(xué)響應(yīng)，待其變形穩(wěn)定后提取各點的應(yīng)力值。利用提取的應(yīng)力值作為邊坡模型的地應(yīng)力平衡初始應(yīng)力輸入量，將地應(yīng)力平衡后的模型作為邊坡模型的初始狀態(tài)進行加載，初始最大剪應(yīng)力分布云圖見圖2。

圖2 初始最大剪應(yīng)力圖

分別計算不同施工間隔，即各級邊坡開挖完成后的間隔時間和有、無錨固結(jié)構(gòu)作用下邊坡穩(wěn)定性。施工間隔分別取3，5，8 d，錨固作用分為有、無錨固。取實際施工過程中的5 d間隔和有錨固作為標準工況，其他工況設(shè)定見表4。

表4 模擬工況

4 結(jié)果分析

4.1 邊坡開挖變形規(guī)律

標準工況下邊坡累計變形見圖3。隨著施工開挖的進行，邊坡出現(xiàn)了明顯的“應(yīng)力釋放”現(xiàn)象，在X方向和Y方向，位移均呈現(xiàn)背離坡體的趨勢。其中，X方向位移前期呈向內(nèi)發(fā)展的趨勢，變形最大特征點1(即邊坡頂點)的位移量約2 cm，在第三級邊坡開挖后，位移方向出現(xiàn)了明顯的背離坡體的趨勢，位移量自上而下增加，大小為1.06～4.65 cm不等。

圖3 特征點累計位移

隨著應(yīng)力釋放的緩解和邊坡結(jié)構(gòu)的改變，Y方向位移變化由隆起變?yōu)槌两?。變形量隨著開挖深度的增加而增加，最大隆起值為2.67～11 cm，值得注意的是，各級邊坡出現(xiàn)最大隆起的時間點是不相同的，越高處出現(xiàn)的越早，也更早進入下降區(qū)間。

總的來看，隨著施工的進行，路塹開挖由較為松散的強風(fēng)化層，過渡到高地應(yīng)力的完整巖層，應(yīng)力釋放明顯加強，背離的邊坡的位移發(fā)展趨勢開始凸顯。但X與Y方向的變形機理并不完全一致，其變形過程也并非高度相關(guān)，需要結(jié)合具體情況進行分析。

施工完成后累計位移云圖見圖4。由圖4a)可見，X方向位移主要集中在第三級邊坡中部至第五級邊坡中部區(qū)域，受開挖卸荷和應(yīng)力釋放疊加作用影響，最大變化量約為6 cm；Y方向位移也主要集中在上述區(qū)域，但沿高度方向分布更為均勻，最大變化量約為11 cm。綜合認為在路塹邊坡施工過程中，應(yīng)特別注意中下部區(qū)域的變形狀態(tài)，尤其在完整巖層開挖過程中，應(yīng)防范由較大變形引發(fā)的巖質(zhì)邊坡局部剝落。

圖4 施工完成后累計位移云圖

該邊坡巖體完整，且坡比較緩，其整體穩(wěn)定性較好，整體滑塌的風(fēng)險不高。安全系數(shù)變化見圖5。

圖5 開挖過程中安全系數(shù)變化

由圖5可見，隨著邊坡開挖的深入，安全系數(shù)由2.66下降到1.47，降幅顯著，其中最大降幅出現(xiàn)在第三級邊坡的開挖過程中，這與前文分析的該處應(yīng)力釋放現(xiàn)象加劇相契合。雖然最小安全系數(shù)1.47較為可靠，但在計算過程中發(fā)現(xiàn)，中風(fēng)化巖層中出現(xiàn)淺表層滑坡，這一現(xiàn)象應(yīng)在該類邊坡的施工過程中引起注意。

4.2 施工荷載影響因素與控制標準

在分析標準工況下邊坡變形演化過程的基礎(chǔ)上，進一步計算了開挖時間間隔及有無支護措施對邊坡狀態(tài)的影響。

4.2.1開挖間隔

開挖間隔分別設(shè)置為3，5，8 d，最大矢量位移(X與Y方向位移的平方根)見圖6。隨著邊坡開挖的進行，矢量位移也隨之增加，隨后在第三級邊坡開挖完成后趨于平穩(wěn)。分析認為，施工時間間隔與最大矢量位移負相關(guān)，但這一趨勢并不明顯，其中3 d狀態(tài)下，最大位移為12.12 cm；5 d狀態(tài)下，最大位移為11.15 cm，即3 d的92%；8 d狀態(tài)下，最大位移為10.39 cm，即3 d的85.7%。不難看出，隨著施工間隔的增加，對邊坡變形的緩沖作用也在下降。

圖6 不同時間間隔的開挖過程中最大矢量位移

不同時間間隔下安全系數(shù)的變化規(guī)律見圖7。

圖7 不同時間間隔的開挖過程中安全系數(shù)變化

由圖7可知，變化趨勢基本相同，安全系數(shù)的下降速率與施工間隔負相關(guān)，即施工間隔越大，邊坡安全系數(shù)的下降趨勢越平緩，其最終值分別為1.533，1.465，1.412，相互之間的差別不超過±5%?？梢娛┕らg隔對邊坡整體穩(wěn)定性影響不大，在邊坡施工安全能得到保證的前提下，應(yīng)盡量選取較小的施工間隔，縮短施工工期。

4.2.2錨固作用

最大矢量位移見圖8。

圖8 開挖過程中最大矢量位移(有無錨固)

由圖8可見，其變化趨勢與前述相似，但有、無錨固對邊坡變形量影響較大。相較于無支護狀態(tài)下的13.38 cm，錨固結(jié)構(gòu)可以使變形量減小16.6%，下降至11.15 cm。分析認為，錨桿結(jié)構(gòu)對制約巖質(zhì)邊坡的變形量效果顯著，應(yīng)在高風(fēng)險邊坡的施工過程中加強應(yīng)用。

有、無錨固狀態(tài)下的安全系數(shù)變化見圖9。

圖9 開挖過程中安全系數(shù)變化

由圖9可知，兩者呈現(xiàn)出較大差別，隨著開挖過程的進行，這一差別逐漸放大。在最后一級邊坡施工完成后，有錨固作用下的邊坡安全系數(shù)為1.47，對比無支護作用的1.11，提高了32%。故認為，錨固類的支護結(jié)構(gòu)對提高巖質(zhì)邊坡整體穩(wěn)定性起到顯著作用。

5 結(jié)論

1) Hoek-Brown破壞準則較為適用于巖體，通過將其作為判據(jù)融入Morgenstern-Price計算方法，可實現(xiàn)對巖質(zhì)邊坡工程的準確計算，文中未體現(xiàn)的現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)與標準工況數(shù)值計算結(jié)果基本一致。

2) 對于低風(fēng)化的凝灰?guī)r質(zhì)邊坡，隨著開挖后地應(yīng)力的釋放，邊坡變形整體呈現(xiàn)背離坡體的趨勢，從時間上看，X方向前期較為平穩(wěn)，后期明顯外凸，Y方向前期隆起，后期沉降；從空間上看，變形集中在邊坡的中下部區(qū)域及低風(fēng)化巖層處。

3) 施工時間間隔對邊坡變形和穩(wěn)定性的影響較??；而有、無錨固結(jié)構(gòu)對邊坡變形和穩(wěn)定性的影響顯著，建議在保證施工安全的前提下盡量減小施工間隔，但針對高危巖質(zhì)邊坡，應(yīng)加強對錨固結(jié)構(gòu)的應(yīng)用，開挖一級，錨固一級。