钢花管灌浆锚固复杂地质下富水边坡稳定性分析*

龚 啸，袁 昕，袁 航

(1．湖南省娄新高速公路建设开发有限公司，湖南娄底417000;2．湖南省永龙高速公路建设开发有限公司，湖南永顺416700;3．湖南交通职业技术学院岩土工程材料研究所，湖南长沙410132)

随着高速公路建设的发展和公路路网密度不断加大，由膨胀土引发的工程问题成为建设中的突出难题之一。因膨胀土含有较多黏土矿物，具有吸水膨胀，失水收缩，再吸水再膨胀这种反复胀缩的特性，且在吸水膨胀后强度降低很多，对工程建设带来很大的危害。在膨胀土分布地区的土坡，不论是天然土质边坡、人工挖方边坡还是填方边坡，坡面的冲蚀、泥流滑坍等破坏极为普遍，滑坡频繁发生。其中，因人工挖方所形成的边坡，由于膨胀土滑坡破坏性较大，后期处理困难，设计和施工时，采取合适的防护加固措施来防止滑坡产生是关键［1－3］。工程建设中人工膨胀土边坡发生滑坡，其主要原因是对膨胀土［1－2］的特性和其潜在危害性的认识不足而造成的。因为膨胀土边坡的设计不单纯的是结构设计问题，而是与工程地质、水文地质等密切相关的复杂技术问题。目前，针对膨胀土边坡治理的方法有很多种，主要可分为2类:第一类是向岩土体中注浆以固结岩土体，或在岩土体中加筋(加筋土、锚杆等)，以提高土体的物理力学性质，而达到自稳的能力;第二类是通过支挡(挡墙、抗滑桩等)和拉压(预应力锚索)等方法，达到工程加固的目的。国内外岩土工程界一致认为，第一类方法是优先使用。

边坡锚固就是对潜在失稳或将来可能发生失稳的滑体，采用锚固技术进行加固处理，根据工程地质勘察与分析研究，确定潜在滑移块体的位置、规模、形态、大小及稳定状态，然后确定边坡的工程性质与稳定性重要程度［4－5］。注浆技术最早是1802年法国工程师应用于修复被水流侵蚀的挡潮闸坝的砾土地基，现代加筋土技术(钢花管)是1964年由法国工程师维达尔首创的，本文在研究钢花管的基础上，将钢花管和压力注浆这两者的加固作用结合起来，计算考虑它们对岩土体加固的共同作用，也可以说是加筋土技术或注浆技术的拓展，目前针对该项技术已经在多项工程实践并取得成功。

1 工程概况

1．1 工程环境状况

该工程位于娄新高速K17+200—K17+400段右侧边坡，该边坡已发生多次滑动并形成了滑坡堆积区，堆积区的后缘下挫明显，前缘部位抬高，且仍存在向下蠕滑趋势，总体平面形态圈椅状(见图1)。

图1 娄新高速公路K17+200—K17+400段右侧滑坡状况Fig．1 Landslide on the right side of k17+200—K17+400 Lou－Xin expressway

坡体表层的残坡积松膨胀土体渗透性好，有利于雨水下渗，下伏基岩为强风化碳质泥灰岩，不易水体的下渗，导致土岩交接面上部的全风化碳质泥灰岩，在水的长时间浸泡作用下软化，黏聚力大大降低，并逐渐向外扩展成为潜在滑移面，滑移面以上的松散土体为滑坡提供了必要的物质基础。

1．2 地层岩性

根据2次地质勘察成果，边坡地层岩性自上而下分别如下。

(1)第四系:

1)滑坡堆积含碎石粉质黏土②－1(Q4del);

2)碎石③(Q4del);

3)含碎石粉质黏土④－1。

(2)上古生界石炭系中统黄龙组(C2h)。根据风化程度不同可细分为:

1)全风化泥灰岩夹碳质泥灰岩(C2h)，厚度为1．40～8．40 m，平均揭露厚度3．83 m。

2)强风化泥灰岩夹碳质泥灰岩(C2h)，风化较强烈，裂隙发育，岩质较软，机械破碎后岩芯多呈碎块状;碳质泥灰岩，薄—中厚结构，呈夹层局部互层产出，岩质较软，裂隙较发育，岩芯多呈碎块—短柱状，易污手。揭露厚度1．50～24．00 m。

3)中风化泥灰岩(C2h)，薄—中厚结构，呈夹层局部互层产出，岩质较软，裂隙较发育，岩质较坚硬，岩芯较完整，岩芯表面无溶蚀裂缝现象。

(3)根据含水岩组的不同，勘察区地下水类型有第四系松散岩类孔隙水和基岩裂隙、岩溶水两大类型。其中，第四系松散岩类孔隙水在雨季水量丰富，对坡体的稳定性影响很大。

2 设计原则

2．1 钢花管灌浆加固机理

注浆钢花管技术是通过注浆技术将水泥浆液渗透进边坡的岩土体中［4－5］。有效改善岩土体的物理力学性能指标，提高边坡自身的抗滑能力。注浆后钢管留在边坡内，给边坡提供一定的锚固或阻滑作用。将两种作用结合起来有效提高了边坡的安全稳定系数。注浆钢花管在设计中应注意边坡岩土体的性质，对于岩体较软弱破碎、节理裂隙发育的边坡较为适用，边坡治理的效果较好。

2．2 钢花管压力注浆加固效果分析及设计概要

钢花管压力注浆的加固效果有两方面，一是破裂岩体或软弱土体经压力(一般的稳定压力为1．5～2．0 MPa)注浆后，其强度特征值可提高2～10倍，这是被实际工程注浆前后的检测结果对比所证实的;二是注浆结束后注浆钢花管留在岩土体中起到加筋的作用。其加固作用的计算有两种不同的方法:一是作为单根钢花管来计算;二是被加固的岩土体连同钢花管一起作为一种复合材料来计算。

如按单根钢花管的计算方法，视其在工程中的受力状态而异。如受竖向荷载，则将其视为受垂直轴向荷载的一根微型钢管桩来计算其垂直承载力。重大工程应在开工后先做相应的荷载试验［6－10］。

娄新高速K17+200～K17+400段右侧滑坡由于坡体前部变形破坏严重，坡体解体剧烈，稳定性极差，拟采用如下处治措施:

(1)总体支护思路，该边坡目前前部已产生较大的滑移量，在坡脚处形成了较大的堆积体，经分析，由于该堆积体的存在，边坡坡脚处基本不具备下一步滑移的力学条件。

(2)为了提高钢花管注浆的效果，在一级边坡尚未开挖至坡脚时(距碎落台高约2．0 m)即开始施工钢花管注浆。

钢花管注浆前必须提前对孔口进行封口，封口结构尺寸为0．5 m ×0．5 m ×0．5 m。材料采用掺入速凝剂的水泥砂浆，以提高凝结速度及强度，封口时要预埋1根排气管。第一次注浆采用1∶1水泥砂浆，注浆后须等孔内的残积水溢出孔口后方可停浆。此时须观察水泥浆的动态、钢管内是否会漏浆，如孔内水泥浆下降较快，必须马上补浆。待水泥浆稳定后方可进行管内注浆，如图2所示。

图2 钢花管灌浆示意图Fig．2 Grouting steel flower schematic diagram

(3)第二次注浆材料为M30的纯水泥浆，采用分次间歇式注浆。待第一次注浆稳定后，再对排气孔进行封口，进行二次压浆，注浆压力应稳定在1．5 MPa以上。按照设计要求一般注浆量为200～300 L/m，如注浆量已超过设计的用量，注浆的压力表还未稳定或边坡局部渗出水泥浆，此时应停歇注浆，待水泥浆初凝后再进行压浆。再次压浆后，还出现上述情况也应停歇，依次循环将水泥浆压满并达到设计压力。

图3 边坡加固设计简图Fig．3 Slope reinforcement design schematic diagram

3 稳定性分析

3．1 剩余下滑力的计算

如图3所示，将滑移线上面的滑体分为4个滑块，滑块的剩余下滑力计算过程如下［11］。

第i个滑块体本身产生的下滑力和抗滑力:

第i－1的滑块体作用在第i个滑块上的下滑力及抗滑力:

第i个滑块的剩余下滑力为:

式中:Ei为第i个条块滑体的剩余下滑力(kN/m)，方向指向下滑方向;Ei－1为第i－1个条块滑体的剩余下滑力(kN/m);方向平行于第i－1个条块滑面;K为抗滑计算时，考虑所需要的安全系数;Wi为第i个条块滑体的重量(kN/m);αi为第i个条块滑面的倾角(°);αi－1为第 i－ 1 个条块滑面的倾角(°);φi为第 i个条块所在滑面上的摩擦角(°);ci为第i个条块所在滑面上的单位粘聚力(kPa);li为第i个条块所在滑面的长度(m);

考虑孔隙水作用时，在(1)式右侧增加裂隙水压力作用荷载，表达式如下:

当K1为抗滑计算时，考虑所需要的安全系数;当(Pw(i－1)－ Pwi)≥0 时，取 K1=K，当(Pw(i－1)－Pwi)＜ 0时，取K1=1;Pw(i－1)为第i－1个条块滑体与第i个条块滑体之间的裂隙静水压力(kN/m);Pwi为第i个条块滑体与第i+1个条块滑体之间的裂隙静水压力(kN/m);γw为水的重力密度(kN/m3);hw(i－1)为第i－1个条块滑体与第i个条块滑体之间裂隙静水位到滑面的高度(m);hwi为第i个条块滑体与第i+1个条块滑体之间裂隙静水位到滑面的高度(m)。

3．2 抗滑桩内力、位移计算

抗滑桩内力、位移采用弹性计算方法，根据在滑动面以下的土反力计算所采用的土反力系数的方法不同分为下列几种:(1)“m”法;(2)“c”法;(3)“K”法。

3．2．1 土反力计算

式中:p为滑坡面以下桩的弹性土抗力(kPa);K为弹性土抗力系数;Δ为滑坡面以下桩的位移(m);a，n为计算系数;h为坡面以下任意点到坡面的竖向距离(m)。

根据计算系数a和n的不同，形成不同的计算方法:

当n=1，a=m时，称为“m”法;

当 n=0．5，a=c时，称为“c”法;

当n=0，a=K时，称为“K”法;

3．2．2 有限元计算方程

式中:［KZ］为抗滑桩的弹性刚度矩阵;［KT］为滑坡面以下土体的弹性刚度矩阵;［KT0］为滑坡面以下土体的初始弹性刚度矩阵;{δ}为抗滑桩的位移矩阵;{p}为抗滑桩的荷载矩阵。

将桩的位移边界条件代入上述方程，求解就可得到桩各点的位移及内力。

3．3 计算结果分析

本工程的边坡计算参数如下，长度约100 m，高55 m，各层边坡分界线及地下水位线见图3;钢管桩直径为100 mm，厚度3 mm，桩间距和排距1．5 m，桩长15 m，桩身嵌入受力岩层12 m，共设置6排;各土层的主要物理力学参数建议值见表1。

表1 岩土力学参数建议值表Table 1 Rock mechanics parameters suggest value table

表2 剩余下滑力计算结果表Table 2 Residual glide force calculation results table

图4 剩余下滑力计算结果Fig．4 Residual glide force calculation results

表3 桩身弯矩、剪力、位移、土反力计算结果Table 3 Pile body bending moment，shear force and displacement，soil reaction calculation results

图5 桩身内力计算图Fig．5 Pile body internal force calculation chart

通过计算结果可以看出:抗滑桩内侧最大弯矩为 3 215．650 kN/m，距离桩顶 5．100 m，最大剪力为 3 131．979 kN，距离桩顶 3．900 m，单位宽的抗滑桩所能提供的抗力分量为1 600 kN(通过静载试验，钢管桩桩身承载力满足要求)，而单位宽的滑坡推力的水平分量为1 190．981 kN，则边坡的安全系数为:

Fs=1600/1190．981=1．343 ＞ 1．2(规范值)

因此，采用该设计方案加固边坡理论上是可行的。

4 边坡稳定的变形监测

根据边坡滑坡情况，在边坡上共布设了20个检测点，根据施工进度，观测点位于滑坡地表前后缘及钢花管桩顶，观测精度按二级中等精度要求，每次测量前对全站仪进行检验，监测位移变化如下图6和图7所示。

通过1个半月的持续监测，在施工过程中，边坡表层位移变化较大，在施工结束以后，边坡表层位移随时间逐渐减小，边坡变形得到了控制，达到了加固的效果。

图6 1号监测点的累计位移随时间变化曲线Fig．6 Relationship between No．1 monitoring point of the cumulative displacement and time

图7 2号监测点的累计位移随时间变化曲线Fig．7 Relationship between No．2 monitoring point of the cumulative displacement and time

5 结论

(1)采用剩余下滑力推算法对娄新高速K17+200～K17+400段右侧边坡加固措施的可靠性进行分析，边坡的稳定安全系数为1．343，达到了规范规定值。因此，采用该方案从理论上能达到有效治理复杂地质富水边坡的效果。

(2)该边坡富含第四系松散岩类孔隙水，在施工过程中对坡体稳定性以及施工进度的影响很大，易造成边坡产生深层滑动，导致路基隆起。因此，本工程采用坡外井点降水法进行降低地下水位，取得了较好的效果。

(3)采用钢花管灌浆法加固后，边坡现处于稳定状态，根据监测结果，边坡的滑移和裂缝得到了有效的控制。从另一方面证实了该方案的可靠性，说明该方案在加固类似复杂地质边坡环境下具有一定的借鉴和推广作用。

(4)由于岩土是一种非常复杂的材料，各种计算参数的选取往往不尽正确，单纯的理论计算和实验分析常常难以准确的解决实际问题，因此，需要理论紧密结合实际，根据工程地质情况和工程的要求，凭借经验把握关键问题，进行临场处理。

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