串马滑坡稳定性的有限元分析

张利平,赵其华,林友全,何复森

(1.成都理工大学地质灾害防治与地质环境保护国家重点实验室,四川成都 610059;2.四川省蜀通岩土工程公司,四川成都 610059)

1 滑坡工程概况

串马滑坡位于四川省茂县凤仪镇南庄村下串马组,区域地貌属中山斜坡地貌。滑坡平面上呈“圈椅”状,坡体总体坡度较小,为25°～35°,南侧为中山山坡,东西侧皆为分水岭(图1)。滑坡体长约435 m,后缘宽140 m,前缘宽310 m,平均宽225 m,平均厚度18.0 m,体积约1.762×106m3,属大型土岩界面牵引式滑坡。滑坡后缘、中部及中前部产生多条弧形拉张裂缝,滑坡体上局部有明显垮塌沉降等变形,且由于滑坡前缘的阳午沟页岩砖厂的过度开挖形成了强变形区。该滑坡一旦失稳下滑,将危及到滑坡体上南庄村下串马组住户38户,约160余人和滑坡前缘的阳午沟页岩砖厂和11户50余人的生命财产安全,并危及大量耕地和果园,直接经济损失约500万元。

2 工程地质条件、破坏机制及稳定性分析

2.1 工程地质条件

汶川5.12特大地震以前,由于人类工程活动强烈,导致斜坡区存在变形迹象。斜坡后部修建大量居民房,加大了斜坡的自重,影响斜坡的稳定;斜坡中部修建了部分房屋及乡村道路,工程施工中,地基、路基开挖后形成3 m～4 m的陡坎,对次级滑体的形成创造了条件;特别是斜坡前缘阳午沟页岩砖厂,为满足灾后重建的需要,对斜坡坡脚进行长期大量的挖掘,在斜坡前缘形成了高约7 m～28 m的临空面。据调查,该厂每年产砖400多万块。

图1 滑坡全貌图

特大地震使该斜坡产生突发性变形破坏,在其中部产生了规模大、延伸远、变形强烈的裂缝10余条,既有拉张裂缝,又有剪切裂缝,拉张裂缝主要出现在后缘及采掘区后部,其长度一般100 cm～150 cm,呈圆弧形;而剪切裂缝主要分布于采掘区后缘,滑坡两侧边界处,与滑坡主滑方向基本一致;从而形成了滑坡体前缘的强变形区(图2)。以上变形对斜坡的稳定产生极为不利影响。

图2 滑坡强变形区

滑体土主要为含碎石粉质粘土和碎石土,碎石成分主要为千枚岩,亲水性较强,土体易被水软化,从而在局部的岩土界面处形成了软弱带,这就为滑坡的变形失稳创造了有利条件。且在地下水的长期浸泡下,使岩土接触面粘聚力减弱,内摩擦角减小。同时地表水渗入,增大了土体自身的重度,使土体的稳定性降低。水文因素是形成斜坡变形破坏的重要因素。由此产生了次级滑体1#和2#(图3)。所谓次级滑体是指次级滑带或滑面以上的土体。

图3 1-1'地质剖面

在砖厂后缘存在一强变形区域(图2),该区域内存在大量已贯通的拉张、剪切裂缝。强变形区:长110 cm,宽130 cm,坡体组成为碎石土,厚度约为9m～30 m。前缘为砖厂采掘区;后缘以变形较大的裂缝L14、裂缝L15后为界,裂缝L14、L15变形宽约 3 m～4.5 m;两侧与开挖边界平行。该区域在前缘采掘区陡壁可明显看到滑坡体呈三级剪出,且变形越趋强烈,该区域处于临滑状态(即次级滑体3#～5#(图3))。

2.2 变形破坏机制

滑坡体所在地形地貌复杂且滑体物质主要为亲水性强的碎石土组成,易形成软弱带从而产生滑移;同时地震等因素使滑体上形成了许多剪切裂缝。由此分析,该滑坡的变形破坏机制是滑移-拉裂型。如果在持续暴雨、强烈地震以及继续在前缘开挖土石等不利条件的影响下,尤其是前缘砖厂的过度开挖,将会导致临空面的增高及变形的发展和加剧,从而形成拉张裂缝,致使斜坡整体失稳。

2.3 稳定性分析

斜坡土体主要为含碎石粉质粘土和碎石土,碎石含量较高,一般为70%～95%,其块径一般在0.5 cm～2 cm,坡体物质透水性较好,滑坡区内坡度较缓,降雨多在重力作用下入渗至坡体内,增加了坡体自重,软化了滑体中的软弱土体,影响坡体的稳定性。因此强降雨对斜坡稳定性将产生较大影响。

地震为滑坡的产生提供了原动能。地震前滑坡未产生明显变形,“5.12”特大地震导致斜坡突发性变形破坏,在其中部产生了规模大、延伸远、变形强烈的拉张、剪切裂缝;在前缘及中部产生局部垮塌和沉降。目前斜坡体内的物质结构已经遭到破坏,有利于地表水下渗,向深部运移,增大了斜坡土体重度、增加了斜坡向下运动的趋势,有可能发生失稳下滑。

斜坡上人类工程活动强烈,修建乡村道路及房屋,形成了高约4 m～5 m的土质陡坡,同时,场地内少数台阶前缘陡坎,为滑坡的次级滑体创造了较好的临空面。尤其是斜坡前缘砖厂大量开采土石方制砖,卸荷达3万余立方,采掘区形成了高约8 m～27 m的陡坎。对斜坡的稳定性产生极大的不利影响。

3 建立模型

根据现场的工程地质条件以及坡体结构特征,选取代表性地质剖面1-1'(图3)建立二维有限元模型(图4),计算依据莫尔-库仑屈服准则,采用三角形单元进行网格划分[1～3];模型施加的边界约束条件是:地表为自由边界,左右边界受到x轴方向的位移约束,下部边界受到 x、y轴方向的位移约束;整个计算域内主要考虑了第四系、强风化、弱风化、微新岩体四种材料介质以及5个次级滑面相关参数由岩体力学试验和工程地质类比获得,详见表1。

图4 有限元计算模型

计算中对砖厂的开挖进行了模拟,设计的分级开挖以5 a为单位,根据砖厂的年均生产量计算获得年挖方量,模型分级开挖程序共划分5步:

[Ⅰ]滑坡初始应力场计算;

[Ⅱ]1级开挖:开采5 a后;

[Ⅲ]2级开挖:开采10 a后;

[Ⅳ]3级开挖:开采15 a后;

[Ⅴ]4级开挖:开采20 a后;

[Ⅵ]5级开挖:开采25 a后。

表1 岩体计算参数

4 有限元分析

数值模拟采用phase2有限元计算软件,考虑了天然及开采两种工况[4～6]。

4.1 应力场

天然工况下,其主应力等值线云图见图 5、图 6,串马滑坡的应力分布符合一般应力场分布特征,即以压应力为主,主应力量值由坡表向坡内逐渐增大[5],坡表处最大主应力在1.5MPa～6MPa范围内变化,最小主应力小于0 MPa～2.25 MPa之间变化。

图5 天然最大主应力等值线图(单位:MPa)

图6 天然最小主应力等值线图(单位:MPa)

边坡逐年开采完成后,其主应力等值线云图见图7、图8,由计算结果可知,开采后边坡应力场发生了重分布:开挖面附近主应力值在卸荷作用下较开挖前有所降低,其中最大主应力降至1.5MPa～4.5MPa范围内,最小主应力降至0.45 MPa～4.05 MPa范围内,且每一级的开挖都会使原有开挖坡面上主应力量值继续降低。

图7 开采25 a后最大主应力等值线图(单位:MPa)

图8 开采25 a后最小主应力等值线图(单位:MPa)

4.2 变形场

边坡的塑性区分布受开采影响较显著。开挖前(图9)主要集中在坡表第四系堆积物以及坡脚原开采形成的临空面处;随着逐年的开采(图10～图14),塑性区逐渐增大,并牵引上部岩体下滑,形成了较大范围的破坏区,其破坏方式为张剪破坏对边坡的稳定造成了极为不利的影响。

图9 天然塑性屈服单元分布图

图10 开采5 a后塑性屈服单元分布图

图11 开采10 a后塑性屈服单元分布图

图12 开采15 a后塑性屈服单元分布图

图13 开采20 a后塑性屈服单元分布图

图14 开采25 a后塑性屈服单元分布图

5 开挖边坡稳定性综合评价

考虑到串马滑坡含多条次级滑体以及砖厂年开采量等因素,为了对边坡整体稳定性以及分级开挖完成后的稳定性有较为明确的量化依据,采用强度折减法自动搜索分析滑裂面,模拟边坡的破坏过程(图15),得到边坡的稳定性系数。

所谓有限元强度折减法,即在弹塑性有限元静力计算中,通过不断降低坡体和滑动面的强度参数使系统达到不稳定状态,即有限元静力计算不收敛,由此而获得的强度折减系数就是滑坡的安全系数[9～12]。综合考虑天然状况、开采工况,将数值分析结果整理为表2～表3。由表2开挖步级与滑坡整体强度稳定性变化趋势可见,开采工况中在不同的开挖坡级条件下,其坡体稳定性相应呈动态变化,15 a后滑坡整体稳定性已经进入极限状态,稳定性系数为1.0,以后的继续开采,将会使该滑坡进入欠稳状态,即随着开挖年限的增加,其坡体稳定性表现为快速递减的趋势,边坡逐渐进入欠稳状态。分析表明:在连续开采15 a～25 a后滑坡整体将处于失稳状态,因此必须进行支护加固,并控制年开采量。通过计算天然工况下不同次级滑体稳定性由表3可以直观看出,滑坡体推测的5个次级滑体中,深层滑体相对稳定,稳定性系数在1.05～1.32范围内,仅浅层滑体1#处于不稳定状态,稳定性系数为1.05,因此治理措施主要是针对浅层的次级滑体1#。根据现场勘查及设计,拟采用截排水与重力式挡墙相结合的措施以保证上部居民生命财产的安全。综上所述,在设计有效年限内只需针对次级滑体1#进行治理,同时控制砖厂年开采量[8]。

图15 强度折减法计算模型

表2 开挖步级与滑坡整体强度稳定性变化趋势表

表3 天然工况下不同次级滑体稳定性分析

6 结论及建议

(1)由于滑坡的复杂性,详细的地质调查是进行稳定性评估前提。因此在详细的地质调查基础上,对影响其稳定性的主要因素进行分析,选取合适的计算方法建立计算模型。

(2)分析边坡的逐年开采过程:随着开采工程的进行岩体刚度消失,同时由于解除开挖岩体对系统的变形约束,致使岩体开采后临空面及其一定深度范围产生附加变形场和应力场。

(3)通过强度折减法的计算分析可知,在滑坡体推测的5个次级滑体中,浅表层的1#滑体处于极限状态,且随着开采的逐年进行,滑坡的稳定性不断降低。15 a后滑坡整体稳定性已经进入极限状态,以后的继续开采,将会使该滑坡进入欠稳状态。

(4)针对本滑坡的特点,建议对浅表层次级滑体1#进行重力式挡墙以及截排水相结合的支护加固措施,同时建议对该滑坡的开采工作量进行适当限制。

[1]赵其华,王兰生.边坡地质工程理论及实践[M].成都:四川大学出版社,2000:80-110.

[2]张倬元,王士天,王兰生.工程地质分析原理[M].北京:北京地质出版社,1994:120-168.

[3]王恭先,王应先,马惠民.滑坡防治100例[M].北京:人民交通出版社,2008:99-150.

[4]徐学磊.滑坡稳定性分析中的耦合计算[J].山西建筑,2007,33(3):109-110.

[5]刘明维,郑颖人.基于有限元强度折减法确定滑坡多滑动面方法[J].岩石力学与工程学报,2006,25(8):1544-1549.

[6]孙陶,陈 英.有限元分析法在边坡稳定分析中的应用实例[J].四川水力发电,2001,20(1):28-31.

[7]方庆银,李文渊,王洪恩.滑坡工程治理程序及方法浅析[J].华南地质与矿产,2009,(3):72-76.

[8]谢正钦,李仲秋,张志军.某滑坡成因分析及其治理方案建议[J].徐州建筑职业技术学院学报,2009,9(2):31-33.

[9]贾欣媛,任光明,姚 男,等.岩质高边坡开挖及支护条件下稳定性数值模拟[J].中国农村水利水电,2010,(6):134-137.

[10]Mohammad R Mahdavifar,Shahryar Solaymani,Mohammad K Jafari.Landslides triggered by the Avaj,Iran earthquake of June 22,2002[J].Engineering Geology,2006,86:166-182.

[11]Masahiro Chigira,Hiroshi Yagi.Geological and geomorphological characteristics of landslides triggered by the 2004MidNiigta prefecture earthquake in Japan[J].Engineering Geology,2004,82:202-221.

[12]Wang H B,Sassa K,Xu W Y.Analysis of a spatial distribution of landslides triggered by the Chuetsu earthquakes of Niigata Prefecture,Japan[J].Nat Hazards,2004,41:43-60.