微型樁-錨索聯(lián)合支護(hù)順層巖質(zhì)邊坡的穩(wěn)定性分析

姜華

微型樁-錨索聯(lián)合支護(hù)順層巖質(zhì)邊坡的穩(wěn)定性分析

姜華

(湖南省交通科學(xué)研究院有限公司，湖南 長(zhǎng)沙 410005)

以衡邵高速公路K128順層邊坡為依托，根據(jù)項(xiàng)目特點(diǎn)及支護(hù)方案，結(jié)合層理節(jié)理概率分布模式以及層面軟化特性，利用UDEC數(shù)值軟件建立基于離散單元法的順層巖質(zhì)邊坡的數(shù)值模型，進(jìn)行不同工況下支護(hù)與非支護(hù)方案的穩(wěn)定性分析及支護(hù)結(jié)構(gòu)受力分析。數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際現(xiàn)場(chǎng)情況吻合良好，所建立的數(shù)值模型能夠綜合反映結(jié)構(gòu)面強(qiáng)度、巖層厚度、巖層傾角等關(guān)鍵因素對(duì)順層巖質(zhì)邊坡破壞失穩(wěn)模式的影響?；谠撾x散單元法數(shù)值模型，對(duì)提出的微型樁-錨索聯(lián)合支護(hù)方案進(jìn)行支護(hù)效應(yīng)分析。采用微型樁+錨索聯(lián)合支護(hù)后邊坡的安全系數(shù)得到顯著提高，邊坡的潛在失穩(wěn)模式由中層的沿軟弱層面滑動(dòng)轉(zhuǎn)變?yōu)闇\層坡體圓弧型滑動(dòng)。微型樁和錨索支護(hù)的結(jié)果內(nèi)力均處于設(shè)計(jì)安全范圍之內(nèi)，且能保留較大安全儲(chǔ)備。

順層；邊坡；微型樁；離散單元法；數(shù)值模擬

隨著國(guó)內(nèi)交通基礎(chǔ)設(shè)施的建設(shè)，在公路鐵路等工程領(lǐng)域出現(xiàn)了大量的巖質(zhì)工程邊坡，其中順層巖質(zhì)路塹邊坡出現(xiàn)失穩(wěn)的情況尤為突出。順層巖質(zhì)邊坡是指路塹邊坡傾斜方向與巖層的傾向接近或大體一致的邊坡。順層巖質(zhì)邊坡的穩(wěn)定性受到地層巖性、地質(zhì)構(gòu)造、地形地貌、水文地質(zhì)特征及路塹開(kāi)挖形式等影響。較多研究人員對(duì)順層巖質(zhì)邊坡失穩(wěn)機(jī)理進(jìn)行了研究。高永濤等[1?2]對(duì)巖質(zhì)邊坡的變形破壞模式進(jìn)行了劃分。白松松等[3?4]也通過(guò)模型試驗(yàn)研究了順層邊坡的變形模式和破壞機(jī)制。李安洪等[5?6]總結(jié)提出順層巖質(zhì)路塹邊坡的分類(lèi)及8種順層邊坡破壞模式，尤其是結(jié)構(gòu)面強(qiáng)度、巖層厚度、巖層傾角等因素對(duì)邊坡穩(wěn)定性的影響最為劇烈[7]。成永剛等[8?9]通過(guò)數(shù)值模型研究了順層滑坡實(shí)例在初始設(shè)計(jì)狀況下全斷面開(kāi)挖后無(wú)工程防護(hù)時(shí)的坡體狀態(tài)，以及變更設(shè)計(jì)后工程防護(hù)對(duì)坡體的加固效果。杜衍慶等[10?11]報(bào)告了微型樁和斜拉錨桿復(fù)合結(jié)構(gòu)來(lái)治理路塹滑坡的實(shí)際案例。衡陽(yáng)至邵陽(yáng)高速公路是連接湖南省2個(gè)重要地級(jí)城市衡陽(yáng)市和邵陽(yáng)市的主要交通通道。依托邊坡工程位于衡邵高速K128+800~K128+880右側(cè)，長(zhǎng)約944 m，最大切深38m，該路塹區(qū)屬丘陵地貌，相對(duì)高差約40 m。自然坡度8.53°~15.64°，局部地區(qū)坡度較陡。巖層傾角與邊坡傾角一致為順層巖質(zhì)邊坡。2015年5月上旬，因持續(xù)降雨導(dǎo)致此段路塹邊坡出現(xiàn)滑坡，滑體堆積于邊坡及右幅路面上?；潞缶壱呀?jīng)明顯拉裂錯(cuò)開(kāi)，張拉裂縫最大深度超過(guò)10 m，由于滑坡形成的后緣成直立狀，近臨裂縫的通訊塔處于不安全狀態(tài)。常規(guī)邊坡的穩(wěn)定性分析計(jì)算方法無(wú)法有效考慮結(jié)構(gòu)面強(qiáng)度、巖層厚度、巖層傾角等關(guān)鍵影響因素對(duì)邊坡穩(wěn)定性的影響。而離散單元法對(duì)順層巖質(zhì)滑坡具有良好的解決方案。因此本文針對(duì)依托工程進(jìn)行了較完整的離散單元數(shù)值模擬分析。目前，邊坡在按相關(guān)方案支護(hù)后處于穩(wěn)定狀態(tài)，說(shuō)明支護(hù)設(shè)計(jì)方案可靠，數(shù)值模型合理。從而為類(lèi)似路塹邊坡可能出現(xiàn)的順層滑坡治理提供設(shè)計(jì)思路和工程參考價(jià)值。

1 邊坡工程概況

1.1 地質(zhì)概況

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查、鉆孔資料、切方路基資料，滑坡區(qū)主要地層巖性如下：1) 黏土，褐黃色，稍濕，見(jiàn)少量黑色團(tuán)裝和碎石，硬塑狀，局部見(jiàn)灰?guī)r出露，整體厚度不大，約0~3 m；2) 強(qiáng)風(fēng)化泥質(zhì)灰?guī)r：灰黃色，隱晶質(zhì)結(jié)構(gòu)，中厚層狀構(gòu)造，巖石呈碎塊狀，部分已風(fēng)化成土狀。一般厚度在2~3 m；3) 中風(fēng)化泥質(zhì)灰?guī)r與泥灰?guī)r互層：深灰色，隱晶質(zhì)結(jié)構(gòu)，中厚層狀構(gòu)造，層厚80~120 cm，巖芯呈柱狀，與灰黑色薄層狀泥灰?guī)r呈互層狀，層狀泥灰?guī)r層厚10~20 cm，其中薄層狀泥灰?guī)r水穩(wěn)定性差，易風(fēng)化剝蝕。該區(qū)段地表水主要表現(xiàn)為地表匯水，地下水類(lèi)型則主要為第四系松散堆積層中的潛水和基巖中的裂隙水，其補(bǔ)給來(lái)源以大氣降水為主。路塹邊坡大部分為中風(fēng)化泥質(zhì)灰?guī)r與泥灰?guī)r互層，其產(chǎn)狀為140°~150°∠25°~30°，坡向與巖層傾向呈65°夾角左右。對(duì)應(yīng)路線橫斷面方向?yàn)閮A角約11.7°順層坡，且坡面局部段落豎向節(jié)理發(fā)育，巖體切割強(qiáng)烈，對(duì)邊坡穩(wěn)定性極為不利，邊坡全貌及地質(zhì)剖面圖如圖1所示。

圖1 路塹邊坡全貌及地質(zhì)剖面圖

1.2 滑坡原因及其類(lèi)型分析

根據(jù)地勘報(bào)告和現(xiàn)場(chǎng)分析，該段路塹滑坡成因如下：1) 該邊坡右側(cè)巖體產(chǎn)狀為傾向于路基方向的順層坡且層理面在坡面出露，對(duì)邊坡穩(wěn)定極為不利；2) 邊坡巖體以泥質(zhì)灰?guī)r與泥灰?guī)r互層為主，傾角40°，縱向間距4 m薄層狀泥灰?guī)r水穩(wěn)定性差，遇水易膨脹軟化，層面光滑，質(zhì)地軟弱；3) 連日持續(xù)降雨，導(dǎo)致大量雨水通過(guò)豎向節(jié)理和裂隙下滲至該邊坡的軟弱夾層，進(jìn)一步降低了層面抗剪強(qiáng)度，加劇了邊坡的失穩(wěn)變形。該邊坡為典型順層巖質(zhì)滑坡，滑動(dòng)面為沿著巖層傾向的直線滑動(dòng)。由于滑坡后緣張拉裂縫寬度達(dá)數(shù)米，深度超過(guò)10 m，導(dǎo)致該滑坡以上山體長(zhǎng)時(shí)間臨空狀態(tài)，危及到附近移動(dòng)通訊塔的安全。

2 順層巖質(zhì)邊坡離散單元法數(shù)值模型

2.1 離散單元法

天然巖體所具有的節(jié)理或?qū)永肀憩F(xiàn)出顯著的不連續(xù)性，極大地限制了連續(xù)連續(xù)介質(zhì)方法在層狀坡體穩(wěn)定性分析中的應(yīng)用，非連續(xù)介質(zhì)力學(xué)的方法由此得到發(fā)展和應(yīng)用。比如采用塊體離散單元法，可以將巖體假設(shè)為一系列完全剛性或者可變形的塊體集合，通過(guò)定義塊體之間的力學(xué)接觸行為來(lái)模擬其集合體的受力、運(yùn)動(dòng)及變形等過(guò)程[12]。

圖2 離散單元法塊體與接觸及計(jì)算循環(huán)

UDEC是一款處理二維巖石力學(xué)問(wèn)題的離散單元法程序。其將接觸(節(jié)理或?qū)永砻?視為連續(xù)體(巖塊)的邊界。塊體界面的接觸力及位移通過(guò)對(duì)相鄰塊體運(yùn)動(dòng)方程求解獲得，塊體在其界面處能夠相互滑動(dòng)或脫離[13]。UDEC通過(guò)有限時(shí)步迭代算法不斷循環(huán)計(jì)算，直至得到的平衡狀態(tài)的解。計(jì)算過(guò)程的每一步包含2個(gè)基本部分(如圖2所示)。每一計(jì)算步首先更新接觸行為和塊體位置的信息，然后對(duì)接觸應(yīng)用接觸本構(gòu)關(guān)系求解力與位移，從而得到塊體間的接觸力。根據(jù)接觸力應(yīng)用牛頓第二定律求解每個(gè)塊體的運(yùn)動(dòng)，塊體可以進(jìn)一步劃分為更小的變形單元，根據(jù)單元本構(gòu)關(guān)系求解塊體變形[14]。

天然巖體可以視為通過(guò)接觸黏結(jié)在一起的大量可變形巖塊的集合，巖體內(nèi)不同層理節(jié)理可以通過(guò)賦予層理或節(jié)理界面的接觸參數(shù)進(jìn)行定義。巖塊的變形特性通過(guò)彈性模量及泊松比表征。而塊體間接觸的變形特性通過(guò)接觸的法向剛度n及切向剛度s進(jìn)行表征，接觸的強(qiáng)度則通過(guò)接觸的摩擦角j、黏聚力及抗拉強(qiáng)度來(lái)定義。當(dāng)塊體間接觸力在接觸強(qiáng)度以內(nèi)時(shí)，模型通過(guò)塊體變形模量和接觸剛度產(chǎn)生變形；而當(dāng)接觸力超過(guò)接觸強(qiáng)度時(shí)，接觸破壞，相鄰塊體發(fā)生滑移或者脫離，接觸喪失抗拉強(qiáng)度及黏聚力[15?17]。

2.2 模型參數(shù)及反分析結(jié)果

對(duì)于依托工程的順層巖質(zhì)滑坡來(lái)說(shuō)，在確定了滑動(dòng)方式的前提下，要對(duì)其進(jìn)行合理地穩(wěn)定性分析以及后續(xù)加固方案模擬，需要明確2個(gè)問(wèn)題：1) 層理和節(jié)理的分布及模擬；2) 層理節(jié)理的巖體力學(xué)參數(shù)取值，特別是軟弱夾層的抗剪強(qiáng)度參數(shù)。天然巖體的不連續(xù)面空間分布特征，比如節(jié)理層理面的傾角間距連通性等均非常數(shù)，且有著強(qiáng)烈的隨機(jī)性。為了更合理地模擬層理節(jié)理，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)勘查揭示的數(shù)據(jù)將節(jié)理及層理面的傾角和間距2個(gè)關(guān)鍵參數(shù)視為服從正態(tài)分布。其中層理面傾角均為11.7°，層理面間距概率密度服從平均值為1.2 m標(biāo)準(zhǔn)差為0.2 m的正態(tài)分布，豎向張拉節(jié)理間距服從平均值為1.5 m標(biāo)準(zhǔn)差為0.5 m的正態(tài)分布，豎向張拉節(jié)理傾角服從平均值為90°標(biāo)準(zhǔn)差為10°的正態(tài)分布。分布模式如圖3所示。

工程上常用巖石軟化系數(shù)來(lái)表征巖石遇水發(fā)生強(qiáng)度降低的特性，指水飽和狀態(tài)下的巖石試件與天然含水狀態(tài)下試件單向抗壓強(qiáng)度之比，它是判定巖石耐風(fēng)化、耐水浸能力的指標(biāo)之一。邊坡巖體中薄層狀泥灰?guī)r含有較多親水礦物，其具有遇水膨脹、軟化、崩解和失水收縮、開(kāi)裂的特性，通常泥灰?guī)r軟化系數(shù)一般在0.5~0.8之間，并隨著浸水時(shí)間變化而變化，因此坡體層理內(nèi)泥灰?guī)r強(qiáng)度參數(shù)實(shí)際分布并不均勻，大致規(guī)律為從坡體深部往表面強(qiáng)度逐步降低。因?yàn)樵娇拷麦w表面巖石節(jié)理越發(fā)育，雨水入滲對(duì)泥灰?guī)r強(qiáng)度降低影響越大。因此假定在數(shù)值模型中泥灰?guī)r軟化系數(shù)沿埋深線性增加，地表處軟化系數(shù)最低取0.5(完全軟化)，40 m埋深軟化系數(shù)為1.0(無(wú)軟化)。層理面抗剪強(qiáng)度則按照軟化系數(shù)進(jìn)行相應(yīng)折減。

圖3 層理節(jié)理關(guān)鍵參數(shù)概率分布

圖4 原始邊坡失穩(wěn)模式及安全系數(shù)

在確定了層理面抗剪強(qiáng)度分布模式后，層理面的抗剪切度參數(shù)取值就決定了邊坡數(shù)值模型的失穩(wěn)方式，其具體數(shù)值應(yīng)當(dāng)在試驗(yàn)及經(jīng)驗(yàn)參數(shù)的基礎(chǔ)上結(jié)合數(shù)值模擬反分析獲得。因此假定目前邊坡?tīng)顟B(tài)為臨界失穩(wěn)狀態(tài)，安全系數(shù)略小于1.0。在確定其他參數(shù)按照試驗(yàn)及經(jīng)驗(yàn)結(jié)果選取后，通過(guò)調(diào)整層理面抗剪強(qiáng)度，計(jì)算不同強(qiáng)度參數(shù)下對(duì)應(yīng)的安全系數(shù)以及對(duì)比數(shù)值模型及現(xiàn)場(chǎng)坡體失穩(wěn)形態(tài)，確定合理的層理面參數(shù)。最終采用強(qiáng)度折減法求解邊坡數(shù)值模型安全系數(shù)，計(jì)算值為0.99，坡體失穩(wěn)形態(tài)見(jiàn)圖4，與現(xiàn)場(chǎng)較為一致，由此確定相應(yīng)的數(shù)值模型參數(shù)，如表1所示。

表1 坡體數(shù)值模型參數(shù)

3 滑坡加固設(shè)計(jì)方案

針對(duì)該段邊坡滑坡失穩(wěn)方式和目前垮塌區(qū)域，采用基本處治思路為“破裂區(qū)域刷方卸載，預(yù)應(yīng)力錨索整體加固，微型樁提高淺層中層抗剪強(qiáng)度，淺層錨桿加固，保護(hù)坡面加強(qiáng)坡面排水”。具體方案如下：1) 清除坡體已經(jīng)滑塌部位，對(duì)邊坡進(jìn)行刷方卸載。2)一級(jí)邊坡設(shè)置兩道預(yù)應(yīng)力錨索地梁，傾角30°，縱向間距5 m，采用7S15.2 mm預(yù)應(yīng)力錨索，預(yù)應(yīng)力600 kN。3) 2級(jí)平臺(tái)布置微型樁接擋墻加固，擋墻材料M10漿砌片石，頂寬2.0 m，底寬2.6 m，墻高2.0 m，基礎(chǔ)埋入地面之下1.0 m；擋墻上布置一排預(yù)應(yīng)力錨索，傾角30°，縱向間距5 m，采用7S15.2mm錨索，預(yù)應(yīng)力300 kN；擋墻底部布置150 mm微型樁，樁距1.25 m，梅花形布置。4) 3級(jí)平臺(tái)布置微型樁接擋墻加固，擋墻材料M10漿砌片石，頂寬2.0 m，底寬3.0 m，墻高4.0 m，基礎(chǔ)埋入地面之下2.0 m；擋墻布置兩排預(yù)應(yīng)力錨索，傾角30°，縱向間距5 m，采用4S15.2 mm預(yù)應(yīng)力錨索，預(yù)應(yīng)力300 kN；擋墻底部布置150 mm微型樁，樁距1.25 m，梅花形布置。5) 2，3和4級(jí)坡面淺層巖體采用28 mm全長(zhǎng)黏結(jié)錨桿加固(長(zhǎng)度9 m和6 m間隔布置)，傾角40°，縱向間距4 m，坡面高度方向間距2.50 m，整個(gè)坡面5 cm厚噴砼(內(nèi)置鋼筋網(wǎng))進(jìn)行封水處理。

4 加固方案數(shù)值模擬分析

根據(jù)滑坡加固設(shè)計(jì)方案建立數(shù)值模型，如圖5所示。其中錨索、錨桿及微型樁均采用線性結(jié)構(gòu)單元進(jìn)行模擬。結(jié)構(gòu)單元由2個(gè)節(jié)點(diǎn)構(gòu)成，可以承受軸向力，并能模擬在拉壓條件下桿體材料的屈服，一根支護(hù)結(jié)構(gòu)由多段結(jié)構(gòu)單元組合而成。錨索及錨桿不能抗彎，樁單元能夠抗彎，三者都能考慮單元與巖體之間的黏結(jié)錨固效應(yīng)。進(jìn)行清方后按設(shè)計(jì)坡率開(kāi)挖的邊坡在無(wú)支護(hù)結(jié)構(gòu)情況下的穩(wěn)定性分析見(jiàn)圖6所示。在無(wú)支護(hù)條件下坡體仍處于臨界破壞狀態(tài)，根據(jù)位移分布圖揭示存在淺部和深部2個(gè)沿層面的潛在滑動(dòng)面，根據(jù)速度場(chǎng)和強(qiáng)度折減法計(jì)算結(jié)構(gòu)揭示其中最危險(xiǎn)的潛在滑動(dòng)面為淺層，安全系數(shù)僅有1.02，深層安全系數(shù)稍高為1.1。在坡體頂部出現(xiàn)了較大范圍的張拉裂縫發(fā)育區(qū)，如果不采取有效支護(hù)，隨著雨水進(jìn)一步入滲軟化層面強(qiáng)度，邊坡隨時(shí)有可能發(fā)生進(jìn)一步滑塌。

圖5 邊坡支護(hù)數(shù)值模型及邊界條件

清方后坡體在設(shè)計(jì)支護(hù)結(jié)構(gòu)下的位移場(chǎng)速度場(chǎng)分布見(jiàn)圖7。從位移分布來(lái)看，在支護(hù)結(jié)構(gòu)的作用下坡體位移得到了顯著的限制，相比支護(hù)前位移可忽略。從速度場(chǎng)來(lái)看，在支護(hù)結(jié)構(gòu)的聯(lián)合作用下坡體的潛在失穩(wěn)方式也發(fā)生了改變，從淺層中層的沿軟弱層面滑動(dòng)變成了2級(jí)和4級(jí)坡體淺層近圓弧型滑動(dòng)。間接說(shuō)明了微型樁+錨索聯(lián)合支護(hù)產(chǎn)生的效果，有效阻止了連續(xù)層面滑動(dòng)趨勢(shì)的形成，從而提高了坡體穩(wěn)定性及安全系數(shù)。采用強(qiáng)度折減法進(jìn)行穩(wěn)定性分析揭示支護(hù)后坡體潛在滑動(dòng)面則為第四級(jí)坡體淺層圓弧滑動(dòng)面，安全系數(shù)為1.35(圖7)。坡體頂部仍有張拉裂縫發(fā)育區(qū)，但范圍和深度較無(wú)支護(hù)工況明顯減小。未支護(hù)工況下潛在層間滑動(dòng)面安全系數(shù)均大于1.35。

圖6 按設(shè)計(jì)坡率清方后未支護(hù)邊坡位移場(chǎng)、速度場(chǎng)及失穩(wěn)模式

圖7 按設(shè)計(jì)支護(hù)加固后邊坡位移場(chǎng)及速度場(chǎng)

圖8 按設(shè)計(jì)支護(hù)加固后邊坡失穩(wěn)模式及支護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)力

在坡體強(qiáng)度按安全系數(shù)1.35折減基礎(chǔ)上進(jìn)一步進(jìn)行支護(hù)結(jié)構(gòu)的內(nèi)力計(jì)算，計(jì)算結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖8，其中錨索內(nèi)力顯示為單元軸向拉力，微型樁內(nèi)力則為樁體彎矩。具體每根錨索及微型樁的內(nèi)力分布見(jiàn)圖9所示。

由于施加預(yù)應(yīng)力后，坡體會(huì)有一定程度壓縮，因此每根錨索在淺部軸力均有一定程度損失。沿著錨索長(zhǎng)度到錨索中部軸力逐漸恢復(fù)接近設(shè)計(jì)的預(yù)拉力。其中3號(hào)錨索最大軸力超過(guò)600 kN預(yù)拉力，說(shuō)明坡體中部仍有一定程度下滑變形從而再次張拉錨索引起軸力增加。但坡體上部及下部變形較小，各錨索軸力均在安全范圍之類(lèi)，且保留較大安全儲(chǔ)備。

圖9 錨索軸力沿長(zhǎng)度分布

各根微型樁彎矩分布見(jiàn)圖10，各樁彎矩分布基本一致，最大彎矩出現(xiàn)位置與圖6的2個(gè)潛在滑動(dòng)面位置一致。說(shuō)明巖質(zhì)坡體剛度較大且位移模式一致，與土質(zhì)邊坡顯著不同。淺層滑動(dòng)面對(duì)應(yīng)各樁最大彎矩位置，深層滑動(dòng)面對(duì)應(yīng)彎矩較小，與相應(yīng)安全系數(shù)趨勢(shì)一致。上臺(tái)階微型樁彎矩較下臺(tái)階微型樁彎矩稍大，各樁最大彎矩均在10~20 kN?m之間，保留了較大強(qiáng)度儲(chǔ)備。

圖10 微型樁彎矩沿樁深分布

5 結(jié)論

1) 數(shù)值模擬結(jié)果表明，采用微型樁+錨索聯(lián)合支護(hù)后邊坡的安全系數(shù)得到顯著提高；邊坡的潛在失穩(wěn)模式由中層的沿軟弱層面滑動(dòng)轉(zhuǎn)變?yōu)闇\層坡體圓弧型滑動(dòng)。

2) 微型樁和錨索支護(hù)的內(nèi)力與坡體滑動(dòng)趨勢(shì)密切相關(guān)，預(yù)應(yīng)力錨索的軸力取決于坡體變形大小；微型樁最大彎矩與坡體的內(nèi)部滑動(dòng)面基本 一致。

3) 微型樁?錨索聯(lián)合支護(hù)結(jié)構(gòu)在順層滑坡中表現(xiàn)為良好的適用性。與抗滑樁方案相比，兩者雖然造價(jià)相當(dāng)，但是微型樁方案因施工速度快，施工過(guò)程安全，越發(fā)凸顯了其優(yōu)越性。

[1] 高永濤, 肖術(shù), 吳順川, 等. 順層巖質(zhì)邊坡變形破壞特征及穩(wěn)定性數(shù)值模擬[J]. 工程科學(xué)學(xué)報(bào), 2015, 37(11): 1403?1409. GAO Yongtao, XIAO Shu, WU Shunchuan, et al. Numerical simulation of the deformation and failure characteristics of consequent rock slopes and their stability[J].Journal of University of Science and Technology Beijing, 2015, 37(11): 1403?1409.

[2] 王吉亮, 楊靜, 陳又華, 等. 復(fù)雜層狀高陡巖質(zhì)邊坡變形與穩(wěn)定性研究[J]. 水利學(xué)報(bào), 2015, 46(12): 1414? 1422. WANG Jiliang, YANG Jing, CHEN Youhua, et al. Study on deformation and stability of complex layered high and steep rock slope[J].Journal of Hydraulic Engineering, 2015, 46(12): 1414?1422.

[3] 白松松, 張騫, 高昱, 等. 順層巖質(zhì)邊坡抗滑樁彎折破壞模型及試驗(yàn)研究[J]. 水利水電技術(shù), 2018, 49(9): 25?31. BAI Songsong, ZHANG Qian, GAO Yu, et al.Study on flexural failure model of anti-slide pile for bedding rock slope and its experiment[J]. Water Resources and Hydropower Engineering, 2018, 49(9): 25?31.

[4] 趙華, 李文龍, 衛(wèi)俊杰, 等. 反傾邊坡傾倒變形演化過(guò)程的模型試驗(yàn)研究[J]. 工程地質(zhì)學(xué)報(bào), 2018, 26(3): 749?757. ZHAO Hua, LI Wenlong, WEI Junjie, PANG Bo.Model test study on toppling deformation evolution process of counter-tilt slope[J].Journal of Engineering Geology, 2018, 26(3): 749?757.

[5] 李安洪, 周德培, 馮君. 順層巖質(zhì)路塹邊坡破壞模式及設(shè)計(jì)對(duì)策[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2009, 28(增1): 2915?2915. LI Anhong, ZHOU Depei, FENG Jun. Failure modes of bedding rock cutting slope and design countermeasures[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2009, 28(Suppl 1):2915?2915.

[6] 譚鑫, 傅鶴林, 陳琛, 等. 層狀巖體中隧道穩(wěn)定性數(shù)值分析[J]. 鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2016, 13(6): 1108?1113. TAN Xin, FU Helin, CHEN Chen, et al. Numerical simulation analysis of tunnel in layered rock-mass[J].Journal of Railway Science and Engineering, 2016, 13(6): 1108?1113.

[7] 肖國(guó)峰, 馮光樂(lè), 陳從新, 等. 硬巖中傾順層邊坡變形特征和破壞機(jī)制分析[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2007, 26(增2): 4458?4464. XIAO Guofeng, FENG Guangle, CHEN Congxin, et al. Reserach on deformation and failure mechanism of moderate-dip cataclinal hardrock slope[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2007, 26(Suppl 2): 4458?4464.

[8] 成永剛. 順層滑坡數(shù)值模擬與監(jiān)測(cè)分析[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2008, 27(增2): 3746?3752. CHENG Yonggang. Chinese journal of rock mechanics and engineering[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics And Engineering, 2008, 27(Suppl 2): 3746?3752.

[9] 成永剛, 王玉峰. 層面傾角對(duì)順層巖質(zhì)滑坡貢獻(xiàn)率研究[J]. 巖土力學(xué), 2011, 32(12): 3708?3712. CHENG Yonggang, WANG Yufeng. Research on contribution rate for dip angle of bedding landslide[J]. Rock and Soil Mechanics, 2011, 32(12): 3708?3712.

[10] 杜衍慶, 王新岐, 馮煒, 等. 微型樁群?錨索地梁體系加固斜坡路基的原位試驗(yàn)研究[J]. 公路, 2017, 62(9): 120?126. DU Yanqing, WANG Xinqi, FENG Wei, et al.In-situ monitoring study of strengthened slope subgrade for micro-pile group and anchor cable ground beam system[J]. Highway, 2017, 62(9): 120?126.

[11] 胡田飛, 梁龍龍, 朱本珍. 微型樁?錨組合新結(jié)構(gòu)抗滑特性的數(shù)值分析[J]. 地下空間與工程學(xué)報(bào), 2016, 12(5): 1410?1416. HU Tianfei, LIANG Longlong, ZHU Benzhen. Numerical analysis of the anti-sliding characteristics of the new micropile-anchor composite structure[J].Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2016, 12(5): 1410?1416.

[12] TAN X, Konietzky H, Thomas Frühwirt, et al. Brazilian tests on transversely isotropic rocks: Laboratory testing and numerical simulations[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering, 2015, 48(4): 1341?1351.

[13] 譚鑫, Heinz Konietzky. 含層理構(gòu)造的非均質(zhì)片麻巖巴西劈裂試驗(yàn)及離散單元法數(shù)值模擬研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2014, 33(5): 938?0946. TAN Xin, Heinz Konietzky. Brazilian split tests and numerical simulation by discrete element method for heterogeneous gneiss with bedding structure[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2014, 33(5): 938?946.

[14] GUI Y L, ZHAO Z Y, Kodikara J, et al. Numerical modelling of laboratory soil desiccation cracking using UDEC with a mix-mode cohesive fracture model[J]. Engineering Geology, 2016(202): 14?23.

[15] Cundall P A, Hart R D. Development of generalized 2-D and 3-Ddistinct element programs for modelling jointed rock[R]. U S: Army Corps of Engineers, 1985.

[16] Cundall P A, Hart R D. Numerical modeling of discontinue[C]// Comprehensive Rock Engineering. Oxford: Pergamon Press, 1993: 193–213.

[17] Cundall P A. UDEC—a generalized distinct element program for modelling jointed rock[R]. US：US Army Corps of Engineers, 1980.

Stability analysis of bedding rock shope reinforced by micro-piles and prestressed anchor

JIANG Hua

(Hunan Communications Research Institute Co., Ltd., Changsha 410005, China)

Based on the engineering geological conditions of K128 bedding slope of Heng-shao expressway, a numerical model of block discrete element method for the combined support of micro-piles and anchor cables for bedding rock slope was established by UDEC in this paper, considering the spatial distribution pattern of bedding and joint discontinuous surface and the softening characteristics of marl bedding. The numerical model reflects the influence of the key influencing factors such as the strength of the structural surface, the thickness of the rock layer and the dip Angle of the rock layer on the failure and instability mode of the bedding rock slope. Numerical model, based on the discrete element method in this paper, through the analysis of micro pile and anchor rope combined support scheme of the numerical simulation results, the following conclusions. The potential failure mode of the reinforced slope changes from the original sliding along the soft layer to the approximate circular arc sliding along the shallow layer.

bedding; slope; micro-piles; discrete element method; numerical simulation

TU472

A

1672 ? 7029(2019)09?2184 ? 08

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.09.008

2018?11?30

湖南省交通運(yùn)輸廳資助項(xiàng)目(201501)；湖南省交通科技項(xiàng)目(201311)

姜華(1973?)，女，湖南湘陰人，高級(jí)工程師，從事公路工程設(shè)計(jì)、咨詢、檢測(cè)及科研工作；E?mail：457054644@qq.com

(編輯 蔣學(xué)東)