硅質(zhì)巖單面山路塹邊坡穩(wěn)定性影響因素分析

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(1.長安大學(xué) 地質(zhì)工程與測繪學(xué)院，西安 710054；2.中鐵第一勘察設(shè)計院集團(tuán)有限公司,西安 710043)

1 研究背景

單面山又稱半屏山，是由單斜巖層構(gòu)成的一邊極斜一邊極緩的山。較緩側(cè)的坡度常與巖層傾向一致，而另一側(cè)的斜坡與層面近似垂直[1]。硅質(zhì)巖在廣西廣泛分布，多呈層狀，巖石硬度大，但較脆易裂，節(jié)理發(fā)育[2]。硅質(zhì)巖單面山為坡度25°～45°的單斜山體(圖1(a))，硅質(zhì)巖表層光滑如鏡(圖1(b))，巖體堅硬難以破碎，而在開挖后的巖體卻呈現(xiàn)一種鋸齒狀破碎現(xiàn)象，且層間的裂隙十分發(fā)育，我國中西部地區(qū)山區(qū)分布廣泛，隨著山區(qū)公路、鐵路的建設(shè)，不可避免地進(jìn)行邊坡的開挖，而層狀巖質(zhì)邊坡是在建設(shè)工程中常常遇到的類型。

(a) 單面山

(b)硅質(zhì)巖光滑平直的層面圖1 硅質(zhì)巖單面山Fig.1 Silica stone cuesta slope

以往對于硅質(zhì)巖的研究主要集中在沉積環(huán)境、化學(xué)成分及其分布[3-6]。對于硅質(zhì)巖的力學(xué)性質(zhì)的研究，黃宇[7]通過對資興高速硅質(zhì)巖的室內(nèi)試驗，得到了硅質(zhì)巖的強(qiáng)度參數(shù)；玉華柱[8]對百色水利樞紐左岸的硅質(zhì)巖邊坡進(jìn)行調(diào)查，得到該處硅質(zhì)巖具有硬、脆、碎的特點，短小節(jié)理發(fā)育。順層邊坡的破壞與失穩(wěn)是巖土工程重大災(zāi)害之一，研究其破壞類型，機(jī)制及穩(wěn)定性具有現(xiàn)實意義[9]?？偨Y(jié)順層邊坡的變形破壞模式為蠕滑—拉裂、滑移—壓致拉裂、滑移—拉裂、滑移—彎曲等[10]。胡啟軍[11]認(rèn)為順層滑坡失穩(wěn)與破壞機(jī)理一般為滑移拉裂破壞與潰屈破壞，其中滑移拉裂破壞一般見于開挖的人工邊坡，而潰屈破壞一般發(fā)生在自然邊坡中；鄧榮貴等[12]結(jié)合重慶—懷化鐵路的論證設(shè)計，探討了緩傾角和中等傾角順層巖質(zhì)路塹邊坡失穩(wěn)范圍的計算；鄭立寧[13]對影響順層邊坡手段局部破壞范圍的因子進(jìn)行敏感度分析，結(jié)合國內(nèi)已破壞順層邊坡數(shù)據(jù)樣本的修正，建立了順層邊坡首段局部破壞范圍計算公式及計算步驟。

對于坡體破壞的模擬方法，強(qiáng)度折減法應(yīng)用廣泛且結(jié)果可靠，如林杭等[14]運用FLAC3D采用強(qiáng)度折減法模擬坡體的破壞模式，在坡角不變的情況下，得到水平層狀邊坡坡頂變形破壞早于坡面和坡腳；當(dāng)結(jié)構(gòu)面傾角較小時，順傾向?qū)訝钸吰轮饕l(fā)生滑移破壞；當(dāng)結(jié)構(gòu)面傾角較大時，發(fā)生彎折—潰曲破壞。鄭志勇等[15]采用強(qiáng)度折減法研究了軟硬互層邊坡在不同巖層厚度、不同傾角下的破壞模式和穩(wěn)定性。張社榮等[16]通過使用Sarma法和強(qiáng)度折減法對層狀巖質(zhì)邊坡進(jìn)行計算，得出二者結(jié)果總體相差不大，安全系數(shù)與變化規(guī)律基本相同，表明使用強(qiáng)度折減法進(jìn)行巖質(zhì)邊坡的計算是可靠的。

對于影響邊坡穩(wěn)定性的因素分析，龔文惠等[17]對順層巖體路塹邊坡在開挖過程不同階段的應(yīng)力、變形、結(jié)構(gòu)面上的摩擦力和邊坡的穩(wěn)定性等進(jìn)行了模擬，發(fā)現(xiàn)它們明顯受開挖效應(yīng)的影響，邊坡的安全系數(shù)也隨著開挖階段的深入而逐漸降低；夏開宗等[18]針對滬蓉國道順層軟硬巖互層邊坡，發(fā)現(xiàn)層面傾角和軟弱層面的強(qiáng)度對穩(wěn)定性起控制作用；程東幸等[19]針對廣西龍灘水電站左岸邊坡的巖體參數(shù)對反傾巖質(zhì)邊坡的影響因素進(jìn)行了多工況分析，得到了反傾坡角的優(yōu)勢范圍。

在現(xiàn)有研究中，大多為分別對順層邊坡與反傾邊坡的破壞模式、破壞條件等方面的研究，對于含軟弱夾層的巖質(zhì)單面山的破壞模式及施工條件對于坡體穩(wěn)定性及破壞模式影響的研究少有涉及。本文以廣西資興高速硅質(zhì)巖單面山路塹邊坡為研究對象，先通過單軸壓縮變形試驗、抗拉強(qiáng)度試驗及直接剪切試驗得到硅質(zhì)巖的物理力學(xué)參數(shù)，為評價坡體的穩(wěn)定性及設(shè)計合理的治理措施提供依據(jù)；然后使用MIDAS GTS NX軟件采用強(qiáng)度折減法(SRM)，通過對比邊坡坡角、結(jié)構(gòu)面間距、開挖坡率及平臺寬度4個因素的影響進(jìn)行硅質(zhì)巖單面山路塹邊坡的穩(wěn)定性影響因素分析，以期將結(jié)論應(yīng)用于其他硬質(zhì)巖單面山邊坡的穩(wěn)定性評價及支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計中。

2 資興高速硅質(zhì)巖邊坡的破壞

資(源)—興(安)高速是國家高速公路網(wǎng)中安(康)—北(海)高速公路的組成部分，也是《廣西高速公路網(wǎng)規(guī)劃修編》中新增縱2線資源(梅溪)—鐵山港的一個重要路段。路線所處區(qū)域?qū)偕綆X地貌區(qū)，區(qū)域內(nèi)主要的山脈長達(dá)40 km以上，以中山或低中山地貌為主，其中梅溪往南至資源為單面山地貌。研究區(qū)位于江南地軸南緣與湘桂褶皺帶交匯處，為揚子準(zhǔn)地臺和南華準(zhǔn)地臺的過渡地帶，路線區(qū)域內(nèi)形成的褶皺和斷裂展布基本呈北北東向構(gòu)造，研究區(qū)附近發(fā)育資興斷裂，產(chǎn)狀為294°∠20°，為低角度正斷層，與線路走向基本一致。根據(jù)《中國地震動參數(shù)區(qū)劃圖》(GB 18306—2015)，研究區(qū)所在區(qū)域地震動峰值加速度<0.05g，相應(yīng)地震基本烈度小于Ⅵ度。

由于硅質(zhì)巖的強(qiáng)度較高，受水后變化小，在一般無貫通的軟弱帶或軟層受壓緊密不易滑動的條件下，不易發(fā)生大規(guī)模邊坡失穩(wěn)破壞。但是由于路塹邊坡的開挖，既形成了臨空面，又將結(jié)構(gòu)面暴露出來。根據(jù)對現(xiàn)場的調(diào)查，發(fā)現(xiàn)硅質(zhì)巖單面山路塹邊坡的破壞模式主要為滑移—拉裂破壞和受控于結(jié)構(gòu)面組合形成楔形滑塊及追蹤節(jié)理形成階梯狀滑面。

(1)滑移—拉裂破壞。在路塹邊坡開挖過程中，巖體內(nèi)原有的應(yīng)力及應(yīng)變發(fā)生變化，由于開挖形成臨空面，巖體在自重應(yīng)力的作用下沿層面向臨空面方向滑移，隨著位移量的不斷增加，巖體逐漸拉裂解體，拉裂面一旦貫通就會迅速滑落。

(2)楔形或階梯狀順層破壞。坡體中發(fā)育有2組以上產(chǎn)狀相對固定的結(jié)構(gòu)面時，層面與結(jié)構(gòu)面的組合方式控制著坡體的破壞模式，一般取決于產(chǎn)狀較為不利的優(yōu)勢節(jié)理，常組合形成楔形滑塊或追蹤節(jié)理形成階梯狀滑面。

根據(jù)調(diào)查，發(fā)現(xiàn)硅質(zhì)巖單面山的坡角為20°～45°，層間結(jié)構(gòu)面較軟弱，且不同層厚的邊坡發(fā)生失穩(wěn)破壞的現(xiàn)象也不同，說明硅質(zhì)巖單面山路塹邊坡的穩(wěn)定性受到多個因素的影響。

3 邊坡穩(wěn)定性影響因素的數(shù)值模擬

3.1 模型建立及邊界條件

研究區(qū)在廣西壯族自治區(qū)桂林市資源縣境內(nèi)，路線穿越鴨子頭河?xùn)|岸的斜坡地帶(110°42′33.91″E，26°06′29.23″N)，植被發(fā)育，低山地貌，路塹邊坡高程495～548 m，相對高差約53 m，地形為單面山。坡體在縱向上呈直線型，坡度總體約為30°。根據(jù)現(xiàn)場調(diào)查，坡體上部為約0.4 m厚的坡積物，褐黃色，土質(zhì)不均，含礫石約25%，硬塑；下部為硅質(zhì)巖，青灰色，巖石堅硬，節(jié)理裂隙發(fā)育，以張開為主，中風(fēng)化。研究區(qū)地下水類型主要有孔隙水及基巖裂隙水，其中孔隙水主要分布在坡積層中，基巖裂隙水主要分布于硅質(zhì)巖裂隙中，硅質(zhì)巖裂隙多以張開為主，有利于大氣降水的補(bǔ)給。

模型以上述邊坡為例(圖2)，按彈性平面應(yīng)變問題考慮，左右兩側(cè)邊界至兩側(cè)開挖坡腳的距離均取1.5H(H為坡底向下延伸深度，本次模擬取50 m)，坡頂部到底部邊界的距離為2H；反傾坡的坡度取為50°，計算中不考慮地應(yīng)力的影響，僅認(rèn)為受自重應(yīng)力作用，并且不考慮地下水及地表水滲流的影響。為了突出研究邊坡開挖時的變形全過程，模型中的邊界采用鉸接約束，即左右邊界無水平位移、底邊界無豎向位移。每級開挖高度為0.2H，從上至下共開挖5級，在計算不同開挖順序的過程中，均將未開挖時的邊坡位移清零，然后再進(jìn)行不同開挖工況的計算。計算模型中，a為開挖平臺寬度；β為順向坡的坡角；h為結(jié)構(gòu)面間距；L為順向坡和逆向坡坡頂之間的距離；1∶m和1∶n為左、右兩側(cè)開挖邊坡的坡率。

圖2 計算模型Fig.2 Calculation model

3.2 物理力學(xué)參數(shù)

為了研究硅質(zhì)巖的物理力學(xué)性質(zhì)，在廣西資興高速K21+700—K21+800處取樣，現(xiàn)場選取大直徑鉆孔巖心，封裝后運至實驗室，再分別按照各試驗要求加工成規(guī)定尺寸。進(jìn)行了壓縮變形試驗，得到的結(jié)果如表1所示。

表1 單軸壓縮試驗結(jié)果Table 1 Result of uniaxial compression test

以試樣Y-1為代表的硅質(zhì)巖單軸壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線為典型的屈服后應(yīng)變硬化式(圖3)，即在非穩(wěn)定破裂發(fā)展階段先出現(xiàn)“平臺”，屈服過后，應(yīng)力繼續(xù)增長，表現(xiàn)為應(yīng)變硬化，硬化后達(dá)到最大的軸向承載力，但是硬化的過程中巖塊的彈性模量明顯低于彈性破裂階段(斜率變緩)。這一現(xiàn)象出現(xiàn)的原因是在穩(wěn)定破裂階段巖塊內(nèi)已經(jīng)出現(xiàn)了大量的裂隙損傷，而在硬化階段巖塊內(nèi)發(fā)生豎向劈裂式破壞。在現(xiàn)場觀察到的巖體開挖后也產(chǎn)生脆性破壞，產(chǎn)生近于貫穿的裂隙，裂隙的方向與室內(nèi)試驗一致。

圖3 試樣Y-1單軸壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 Stress-strain curve of specimen Y-1 under uniaxial compression

采用改進(jìn)的Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則，將試驗得到的巖塊強(qiáng)度轉(zhuǎn)化為數(shù)值模擬中采用的巖體力學(xué)參數(shù)。

根據(jù)1992年Hoek對Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則的改進(jìn)，得到廣義H-B巖體強(qiáng)度準(zhǔn)則，其表達(dá)式為[20]

(1)

式中：σc為巖塊單軸抗壓強(qiáng)度；mb，s，a為反映巖體特征的經(jīng)驗參數(shù)，其中，mb和a為針對不同巖體的經(jīng)驗參數(shù)，s反映巖體破碎程度，取值范圍0～1。

Hoek和Brown結(jié)合地質(zhì)強(qiáng)度指標(biāo)(GSI)提出了巖體參數(shù)mb，s，a的取值方法,即

(2)

因此，當(dāng)σ3=0時，可導(dǎo)出弱化后的巖體單軸抗壓強(qiáng)度σmc為

(3)

當(dāng)σ1=0時，可導(dǎo)出弱化后的巖體單軸抗拉強(qiáng)度σmt為

(4)

根據(jù)巖塊強(qiáng)度的直線型包絡(luò)線(圖4)，可求得巖塊各參數(shù)間的關(guān)系為

(5)

式中c和φ為巖塊的抗剪強(qiáng)度參數(shù)。

圖4 直線型莫爾強(qiáng)度包絡(luò)線Fig.4 Linear Mohr strength envelope

簡化后可得

σ3tan2(45°+φ/2)+2ctan(45°+φ/2)。

(6)

因此，可進(jìn)一步推導(dǎo)，得出：

(7)

σt=σctan2(45°-φ/2) 。

(8)

根據(jù)式(3)—式(8)得到弱化后的巖體單軸抗壓強(qiáng)度及抗拉強(qiáng)度，巖體黏聚力cm和摩擦角φm分別為：

根據(jù)上述改進(jìn)的Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則并結(jié)合文獻(xiàn)[21-22]得到的物理力學(xué)計算參數(shù)結(jié)果見表2。

表2 物理力學(xué)計算參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters

3.3 計算工況

根據(jù)對資興高速單面山邊坡的調(diào)查，巖層的傾角均處于20°～45°，考慮不同結(jié)構(gòu)面間距、平臺寬度等因素對路塹邊坡穩(wěn)定性的影響，采用計算工況如表3所示。

表3 計算工況統(tǒng)計Table 3 Calculation conditions

4 結(jié)果分析

4.1 邊坡坡角影響分析

由圖5可看出，在施工過程的每一階段坡角與坡體穩(wěn)定性均呈反相關(guān)。對于坡體的破壞模式，工況1和工況2在開挖第一級時坡體的位移集中在反向坡處，在開挖第二階段后才過渡為坡體沿軟弱夾層的順層滑動。這是因為開挖第一級平臺時還未完全揭露軟弱夾層，坡體的安全系數(shù)并未有明顯的減小，且工況1在五級都開挖后坡體的安全系數(shù)為1.175，坡體仍處于穩(wěn)定狀態(tài)；工況2坡體的位移分布與工況1類似，但在開挖第三級平臺后坡體就處于欠穩(wěn)定狀態(tài)。對于工況6，在第四級平臺開挖之前邊坡均處于穩(wěn)定狀態(tài)，開挖第四級平臺后，坡體沿著軟弱夾層發(fā)生了滑動，說明控制坡體穩(wěn)定性的因素還有揭露軟弱夾層的情況，導(dǎo)致坡體發(fā)生破壞的原因不在于巖體的強(qiáng)度，而是在于軟弱夾層是否被揭露。

圖5 不同坡角的邊坡穩(wěn)定性與開挖步驟的關(guān)系曲線Fig.5 Relationship between slope stability and slope angle in different excavation stages

4.2 結(jié)構(gòu)面間距影響分析

根據(jù)圖6可知，當(dāng)結(jié)構(gòu)面間距比較小，即巖層比較薄時，層間錯動更容易造成巖層本身出現(xiàn)開裂或剪斷，因此薄層的順層邊坡更易于失穩(wěn)。由圖6(a)可看出:坡角較大、結(jié)構(gòu)面間距也大時，穩(wěn)定性反而小，但是二者的安全系數(shù)的差異很?。挥蓤D6(b)可看出:坡角較小、結(jié)構(gòu)面間距較大時，安全系數(shù)較大。因此，雖然結(jié)構(gòu)面的間距對于坡體穩(wěn)定性有一定的影響，但是坡體的安全系數(shù)差別不大，說明結(jié)構(gòu)面間距對坡體穩(wěn)定性的影響并非起控制作用。

圖6 不同結(jié)構(gòu)面間距的邊坡穩(wěn)定性與開挖步驟的關(guān)系曲線Fig.6 Relationship between slope stability and discontinuities spacing in different excavation stages

4.3 開挖坡率影響分析

由圖7可看出，雖然在開挖第一級和開挖第五級階段不同開挖坡率的坡體的安全系數(shù)是相近的，且在位移云圖中每一階段二者位移集中位置也是相近的，但在中間的幾個階段中開挖坡率越緩，坡體的穩(wěn)定性越好，且較緩的坡率可以延遲坡體安全系數(shù)快速下降。說明開挖坡率越緩，對于坡體的穩(wěn)定性越有利。

圖7 不同開挖坡率的邊坡穩(wěn)定性與開挖步驟的關(guān)系曲線Fig.7 Relationship between slope stability and cutting slope ratio in different excavation stages

4.4 平臺寬度影響分析

由圖8可知，平臺寬度越大，相應(yīng)階段坡體的穩(wěn)定性越好，且在坡角較大時，如圖8(b)所示，不同平臺寬度的坡體的安全系數(shù)差異較大，表現(xiàn)得更加明顯。說明坡度越陡，越能體現(xiàn)寬平臺的作用。寬平臺的存在將邊坡整體失穩(wěn)轉(zhuǎn)化為被寬平臺分割塊體的局部失穩(wěn)，體現(xiàn)了寬平臺的分解效應(yīng)。

圖8 不同平臺寬度的邊坡穩(wěn)定性與開挖步驟的關(guān)系曲線Fig.8 Relationship between slope stability and platform width in different excavation stages

5 結(jié) 論

通過現(xiàn)場調(diào)查,結(jié)合室內(nèi)單軸壓縮試驗、單軸拉伸試驗及直接剪切試驗，對硅質(zhì)巖路塹邊坡的變形破壞特征進(jìn)行探討，并通過數(shù)值模擬，分析了影響單面山路塹邊坡穩(wěn)定性的因素，主要得出如下結(jié)論：

(1)由于硅質(zhì)巖的強(qiáng)度較高，受水后變化小，在一般無貫通的軟弱帶或軟層受壓緊密不易滑動的條件下，不易發(fā)生大規(guī)模邊坡失穩(wěn)破壞。但是由于路塹邊坡的開挖，硅質(zhì)巖單面山路塹邊坡的破壞模式主要為滑移-拉裂破壞和受控于結(jié)構(gòu)面組合形成滑塊及追蹤節(jié)理形成階梯狀滑面。

(2)坡角的大小對于坡體的穩(wěn)定性起到控制作用。坡度越緩，安全系數(shù)越高，在每一階段均如此。結(jié)構(gòu)面間距對于坡體穩(wěn)定性有一定的影響，但是坡體的安全系數(shù)差別不大。開挖坡率越緩，坡體的穩(wěn)定性越大，且較緩的坡率可以延遲坡體安全系數(shù)快速下降。寬平臺的存在將邊坡整體失穩(wěn)轉(zhuǎn)化為被寬平臺分割塊體的局部失穩(wěn)，體現(xiàn)了寬平臺的分解效應(yīng)，并且坡角越大這一作用越明顯，可是會增大坡頂后退的距離，從而導(dǎo)致征地面積的增加。

(3)硅質(zhì)巖的應(yīng)力-應(yīng)變曲線為屈服后應(yīng)變硬化式，穩(wěn)定破裂階段巖塊內(nèi)出現(xiàn)了大量的裂隙損傷，而在硬化階段巖塊內(nèi)發(fā)生豎向劈裂式破壞；雖然巖層的厚度對坡體的安全系數(shù)影響不大，但不同的結(jié)構(gòu)面組合可能導(dǎo)致路塹邊坡不同的破壞模式。這兩點可能導(dǎo)致實際工程中的路塹邊坡破壞形式的差異。

綜上所述，邊坡坡角對于坡體的穩(wěn)定性影響最大，其次為開挖坡率，結(jié)構(gòu)面間距及平臺寬度都有一定的作用。但由于硅質(zhì)巖的特殊破壞形式及單面山路塹邊坡不同的破壞模式，硅質(zhì)巖單面山路塹邊坡的穩(wěn)定性評價是一個非常復(fù)雜的問題,受到多個因素的影響，因此評價其穩(wěn)定性需要綜合考慮各個因素的作用。