金沙江大桥丽江岸重力锚碇基坑边坡稳定性分析及加固措施
时间：2023-02-17 21:30:07 来源：千叶帆 本文已影响人
彭浩然廖小平胡平周文皎魏家旭
1.中国铁道科学研究院研究生部，北京 100081；
2.中铁科学研究院有限公司，成都 610036；
3.中国铁道科学研究院集团有限公司铁道建筑研究所，北京 100081；
4.云南省建设投资控股集团有限公司，昆明650501
为确保路堑边坡施工建设的安全及其道路运营投入的稳定，对未发生灾害的边坡应做好有力支护，对已经发生灾害的边坡应做好彻底整治［1-2］。同时，可借助数值分析软件对边坡稳定状态进行有效评估，从而更好地指导工程实践［3-7］。王浩等［8］依托典型路堑高边坡病害案例，研究了多次滑动状态下的变形破坏特征及防治工程对策，采用节理有限元法模拟了边坡渐进破坏演化过程，分析了滑动成因机制，并多方面阐述了滑坡治理成果。李庶林等［9］运用强度折减法，针对三道庄的高陡边坡滑坡开展稳定性分析评价，并系统地论证了滑坡治理加固的工程效果。喻永祥等［10］以雪浪山横山寺西侧高边坡为研究对象，结合离散单元法计算在不同工况下边坡的稳定状态和破坏机理，利用模拟计算结果和后期监测数据相互验证，确保了工程治理措施的有效性。
本文参考以上文献采用的模拟方法及研究思路，以云南香丽高速公路金沙江大桥丽江岸重力锚碇基坑西坡为例，采用有限差分软件对该路堑边坡加固防治的重要阶段进行模拟分析，并利用强度折减法，评估其稳定性状态及防治工程效果。
云南香丽高速公路金沙江大桥丽江岸重力锚碇基坑边坡锚碇区地属丽江市龙蟠乡长胜村上莫古喜缓坡地带［11］。原地形为一大型冲沟，沟谷内堆积有多处不良地质体，地貌高低起伏，凹凸不平。沟内开挖面揭露主要为碎石土，黏土充填，含水丰富。
原设计边坡为五级坡，高约48 m，每级坡高10 m，平台宽2 m，各级边坡依次布设锚索框架结构，锚索长度20~25 m。2016年8月，当开挖至第3级平台时，边坡大面积垮塌，对重力锚碇基坑的施工安全造成严重威胁。
对滑坡展开进一步分析调查，发现该滑坡位于重力锚碇西侧边坡沟槽内，斜坡表层分布松散体。当开挖至原设计3级平台处，沿沟槽发生堆积体滑坡，滑体厚度约15 m，滑动体积约14.4万m3，滑体物质主要为碎石土。该滑坡主要表现为沿基岩顶面的堆积体滑动，滑面Ⅰ倾角约16°。但随着边坡变形持续扩展以及滑移体的蠕动挤压，很可能会诱发深层滑动，进而产生沿强~中风化交界面的潜在滑动，潜在滑面Ⅱ倾角约20°。
因此，亟须对该边坡滑坡进行整治加固，变更原设计方案，采用两排抗滑桩+锚索的加固措施。下排抗滑桩设置在原边坡2级平台，共22根桩，上排抗滑桩设置在坡体中部，共18根桩，抗滑桩均采用圆形桩，旋挖成孔。桩顶以下布设多排锚索，均设置在腰梁上，边坡设计加固断面（K79+980）如图1所示。
图1 K79+980断面边坡加固示意
2017年6月，在抗滑桩施工完成并实施了第一次边坡开挖之后，通过监测发现边坡再次出现位移，同时抗滑桩桩顶处发生较大位移。由于锚索腰梁及时施作并发挥作用，坡体变形得以控制，边坡恢复稳定。
2.1 数值模型参数的确定
选取具有代表性的剖面K79+980建立数值模型，模型全长235.0 m，高131.5 m，宽20.0 m。为有效提高计算效率、合理优化计算精度，该基坑边坡模型共划分12 980个单元，14 714个节点。模型底面采用三向零位移边界，侧面均为水平零位移边界，土体材料取理想弹塑性Mohr-Coulomb本构模型，开挖部分则采用内置空模型。结合实际工程情况，考虑设置两层滑面，分别为强风化板岩与上覆堆积层之间的堆积体界面（滑面Ⅰ）、强~中风化板岩间的风化界面（滑面Ⅱ）。除此之外的岩体结构面及次要影响因素暂不考虑在模型结构设计内，地下水作用综合反映并折算在其岩土强度参数中。结合现场相关试验成果及稳定状态反分析方法，综合确定该边坡岩土体和各级滑面的力学参数，见表1、表2。
表1 岩土物理力学参数
表2 滑面物理力学参数
2.2 加固防治多过程分析
采用强度折减法计算得出自然条件下斜坡的稳定系数为1.24，处于稳定状态，与实际工程情况相符。分四个阶段分析研究该边坡的变形特征，并评价其支护加固效果，分析过程为：加固抗滑桩→第一次边坡开挖→加固腰梁及预应力锚索→第二次边坡开挖。
2.2.1 加固抗滑桩
在边坡设计中，下排桩采用直径2.5 m的旋挖圆形桩，桩长45 m，桩间距5 m，深入稳定岩层以下数十米；
上排桩采用直径1.5 m的旋挖圆形桩，桩长35 m，桩间距5 m，深入基岩以下近10 m，抗滑桩结构布置如图2所示。
图2 抗滑桩结构布置
结合现场试验数据及桩-土界面性质，综合确定抗滑桩的结构参数，见表3。表中黏聚力及刚度取值均按单位长度计，切向耦合弹簧刚度和黏聚力参数反映桩土界面的剪切应力作用，法向耦合弹簧刚度和黏聚力参数反映桩土界面之间的法向力学作用。
表3 抗滑桩结构参数
运用强度折减法计算抗滑桩加固后边坡的稳定系数为1.35，相较于自然斜坡更安全。这表明加固抗滑桩对稳定边坡起到重要支护作用，同时为后续坡脚处开挖重力锚碇基坑提供有力保障。
2.2.2 第一次边坡开挖
在加固抗滑桩后，对边坡实施第一次开挖。现场第一次开挖三级边坡后，坡体及桩顶均产生了不同程度的位移。由于及时加固完成腰梁锚索，边坡变形得以有效控制。
1）自然工况
采用对第三级边坡先整体开挖、再整体加固的模拟方案。第一次边坡开挖高度近20 m，开挖土方量较大，容易危及边坡稳定状态。
在自然工况下第一次开挖后，边坡的最大剪应变增量、塑性区分布及水平位移见图3。可知：①由于开挖松弛、卸荷回弹，坡体变形集中在边坡开挖后的临空侧，以及依附于基岩顶面沿滑面Ⅰ末端向斜坡坡顶后缘延伸的剪切变形带区域。②剪切屈服同样集中在滑面Ⅰ末端向坡顶延伸的局部范围，但此时屈服区还未与坡顶贯通，坡顶也尚未出现拉裂破坏。③水平位移主要发生在浅表堆积层界面以上，最大水平位移位于边坡开挖临空侧顶部，达349.5 mm。结合现场调查，发现开挖后坡体变形特征与模拟结果相符，并且其桩体附近岩土体的位移均在同一量级，说明了该模型计算分析的合理性。
图3 自然工况下边坡第一次开挖后最大剪应变增量、塑性区分布、水平位移
上述变形特征表明，因坡体开挖，下部支撑削弱，沿滑面Ⅰ产生局部剪切变形，对边坡稳定产生不利影响。由于抗滑桩的支挡作用，坡体变形暂时得到一定程度的限制。
运用强度折减法计算第一次开挖后自然工况下边坡的稳定系数为1.09。此时边坡稳定系数较低，一旦遭遇连续降雨或其他工况作用，很可能造成边坡整体失稳变形，发生更为严重的病害。
2）降雨工况
为研究开挖后边坡在降雨工况条件下的稳定性状态，假设边坡岩土体重度为饱和重度，各级各段滑面岩土体抗剪强度力学参数折减至原强度95%，模拟预测降雨对边坡的影响。
在降雨工况下第一次开挖后，边坡的最大剪应变增量、塑性区分布及水平位移见图4。可知：①剪切变形仍集中在边坡开挖后的临空侧以及沿滑面Ⅰ向坡顶后缘延伸区域，但相较于自然工况，开挖临空面附近土体变形呈持续增大趋势，滑面Ⅰ末端的剪切变形带与坡顶基本连通。②剪切屈服区范围明显增加，主要表现为沿滑面Ⅰ末端向坡顶剪切屈服贯通，并且在坡顶处出现拉裂屈服。③水平位移的产生依附于堆积层界面，并有沿堆积层界面向临空面方向的滑移趋势，变形程度及范围相较于自然工况明显增大，其中最大水平位移达613.7 mm，比自然工况增大了75.6%。
图4 降雨工况下边坡第一次开挖后最大剪应变增量、塑性区分布、水平位移
在模拟预测的降雨工况条件下，坡体变形已由局部发展到整体，形成了贯通坡体内部的剪切变形带。与此同时，后缘裂缝张开并伴有局部下错，不稳定斜坡体对抗滑桩的挤压作用变得更为明显。经计算，降雨工况下边坡的稳定系数由自然工况的1.09减小到1.03，边坡稳定性进一步降低，产生了较为严重的坡体变形。
综合边坡的变形特征及稳定状态发现，抗滑桩虽然对抑制边坡变形起到一定的防护作用，但受开挖扰动及降雨作用的影响，下部坡体支撑受开挖削弱，滑面受雨水浸润软化，抗滑力减小；
同时，地下水位上升，坡体自重增加，下滑力增大，致使边坡产生严重失稳变形。因此，需要及时对边坡施加其他治理手段和防护措施，否则一旦发生大规模滑坡灾害，治理难度将变得更大，费用也更高。
2.2.3 加固腰梁及预应力锚索
为及时治理边坡病害，防止变形加剧，立即对边坡采取了腰梁及预应力锚索加固措施。在下排桩桩顶以下1、5、9、13、17 m设置5φ15.2预应力锚索，上排桩桩顶以下1.5、4.5 m设置5φ15.2预应力锚索，钻孔孔径150 mm，抗拉强度为1 860 MPa。锚索位于圆形抗滑桩的两侧，且均布置在腰梁上，腰梁高0.5 m、厚0.45 m，腰梁及预应力锚索布置如图5所示。
图5 腰梁及预应力锚索布置示意
结合本工程实际情况，分别选用梁结构单元（beam）和锚结构单元（cable）模拟腰梁及预应力锚索结构。腰梁及预应力锚索的结构参数见表4、表5，表中黏聚力及刚度取值均按单位长度计。
表4 腰梁结构参数
表5 锚索结构参数
边坡在腰梁及预应力锚索加固后的最大剪应变增量、塑性区分布及水平位移见图6。可知：加固后坡体剪切变形得到有效控制，塑性区分布显著减少，同时滑带末端未有任何变形迹象；
最大水平位移由加固前的349.5 mm降低到102.5 mm，减小了70.7%，变形显著降低。
图6 腰梁及预应力锚索加固后边坡最大剪应变增量、塑性区分布、水平位移
运用强度折减法计算加固后的边坡稳定系数为1.45，处于稳定状态。
为进一步研究在不同阶段抗滑桩的变形特征，沿桩深每间隔1 m设置监测点，将不同模拟阶段分别简化为自然工况（第一次边坡开挖后）、预测降雨工况（第一次边坡开挖后）、加固工况（加固腰梁及预应力锚索），得到抗滑桩变形曲线见图7。
图7 抗滑桩变形曲线
由图7可知：自然工况下抗滑桩产生了20 mm以上的挠度，与现场实际发生的桩体位移变形状态相符。从自然工况到预测降雨工况，两排抗滑桩的桩身挠度均有较大幅度提升，说明降雨条件下抗滑桩需要承受更大的滑坡推力来抵抗坡体变形滑动，因而产生的桩体位移更为显著。在加固完成腰梁及预应力锚索后，桩身挠度明显降低，表明腰梁锚索与抗滑桩的协同作用抵抗坡体下滑力，桩锚变形协调作用充分发挥，进而保障了坡体稳定。另外，观察上排桩的挠度曲线，发现桩体在预测降雨工况下产生了向滑动方向的整体偏位，表现出被推歪的状态，说明上排桩深入基岩的长度还稍有欠缺，故产生偏位转动。而下排桩的挠度曲线曲率随桩深逐渐减小，桩体下部几乎未发生任何位移，表明其埋深较大的嵌固端无法转动，桩体仅发生挠曲变形。相较于加固前，坡体变形和桩身挠曲在腰梁及预应力锚索加固后均得到有效控制，边坡稳定系数由1.09提升到1.45，恢复稳定状态，因此对该边坡实施腰梁锚索加固措施很有必要。
在完成腰梁锚索结构的加固后，对锚碇基坑西坡下排抗滑桩实施了深孔位移监测，结果见图8。可知：通过对现场的长期监测，测斜孔孔口以下13 m处的位移累计达到1.1 mm，其监测孔位移较小，未发生明显变形。综合现场实际监测数据与模拟结果，发现两者具有良好的一致性，说明了数值反演分析能够较为真实地揭示边坡灾变过程，预测加固防护效果。
图8 腰梁锚索加固后下排桩累计深部位移监测曲线
2.2.4 第二次边坡开挖
完成腰梁及预应力锚索加固后，开挖第一、二级边坡，坡率按1∶0.3设计。边坡在第二次开挖后的最大剪应变增量见图9。可知：第二次边坡开挖并未引起明显的剪切变形，说明腰梁及预应力锚索的加固防治对边坡稳定起到积极作用。运用强度折减法计算第二次边坡开挖后的稳定系数为1.43，相比开挖前仅损失0.02，边坡仍处于稳定状态。
图9 第二次开挖后边坡最大剪应变增量
研究第二次边坡开挖后在预测降雨工况条件下的稳定性状态，仍采用假设边坡岩土体重度设为饱和重度，各级各段滑面岩土体抗剪强度参数折减至原强度的95%的方法，用以模拟降雨对边坡的影响。经计算，第二次开挖降雨后边坡的稳定系数由自然条件下的1.43变化为1.40，满足JTG D30—2015《公路路基设计规范》中对高速公路边坡非正常工况稳定系数的规定。通过对比数值模拟结果与后期运营监测数据，发现其变形特性及坡体稳定状态与现场实际监测结果相符，进一步表明腰梁及预应力锚索的加固防治措施具有必要性。
1）边坡开挖后，由于坡脚失去支撑，抗滑力主要由抗滑桩来承担，产生的剪切变形主要集中在边坡开挖后的临空侧以及依附于基岩顶面沿滑面Ⅰ末端向坡顶延伸的剪切变形带区域。从开挖后的自然工况到预测降雨工况，坡体变形及桩身挠曲显著提升，边坡处于欠稳定状态。仅依靠抗滑桩支挡难以防控坡体变形，亟须其他加固措施维持坡体稳定。
2）在完成腰梁及预应力锚索加固后，桩锚变形协调作用充分发挥，坡体位移及抗滑桩桩体位移均大幅降低。同时边坡稳定系数由加固前的1.09提升到1.45，即使在第二次开挖后的降雨工况下稳定系数也保持在1.40，皆满足设计规范中的稳定性要求。这一结果表明腰梁及预应力锚索加固的有效性和必要性，为保障边坡稳定起到了关键作用。
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