雨水入渗下土体抗剪强度劣化时残坡积土边坡的稳定性及加固研究

郭 涛 ，魏业清，王 旭

(1.昆明理工大学 建筑工程学院，云南 昆明 650500； 2.云南交通咨询有限公司，云南 昆明 650000)

滑坡灾害作为地质灾害的一种，一直是危害人类生命财产和工程建设安全的主要灾害之一，对人类的生活秩序与环境造成了严重的破坏，因此滑坡预警及其加固成为岩土工程中研究的热点问题之一。影响滑坡的主要外部因素有：强降雨、人类工程开挖活动和地震影响等。大量资料显示，降雨入渗和地震已成为影响边坡稳定性的主要因素之一。例如中国科学院地球环境研究所最新资料显示，2008年汶川地震中由于降雨和地震产生滑坡近6万个，岷江、沱江、涪江三条河流的输沙量增加了3～7倍[1]。

我国西南地区属于东部季风区，气候湿润，雨量丰沛，由于其地势起伏不平，降雨时间及空间不均。而自然界中，大多数土体为非饱和土体，若遭遇大暴雨或是在持续的降雨过程中，雨水入渗使土体的饱和度、含水量增大，影响土体的黏聚力、内摩擦角，导致山体岩石松动，容易发生滑坡灾害。学术界对降雨入渗对滑坡之影响的研究较早，国内外学者在试验研究、理论推导及数值仿真等方面进行了大量工作，并取得了一些成熟的结果。例如，台湾学者陈天健[2]通过人工降雨模型试验研究了降雨入渗对滑坡类型的影响，并认为深层滑动主要发生在降雨强度接近于土壤渗透系数时。王维早[3]等利用自主研制的离心场降雨模拟设备，通过大型离心模型试验，再现了南江县红层地区堆积层在强降雨作用下的滑动失稳过程。冷先伦[4]等基于Mein-Larson入渗模型，建立了坡面降雨入渗模型并结合无限边坡极限平衡法对边坡的稳定性进行了分析，得出降雨条件下，把水和土的混合物作为研究对象和把土骨架作为研究对象所得的稳定性结果是一致的结论。崔云[5]等通过构建水动力模型，对降雨的激发控制作用进行了分析，得出水动力控制机理的结论。李涛[6]等基于厚覆盖层边坡失稳机理研究了降雨影响下的厚覆盖层边坡渗流特征及稳定性；石振明[7]等通过改进的Green-Ampt入渗模型，提出了多层非饱和土边坡降雨入渗的边坡稳定性计算方法。蒋泽锋[8]在考虑降雨过程中的瞬态孔隙水压力场和张裂隙充水时的静水压力的基础上对边坡的临界滑动场进行了研究，并得出张裂隙的位置、深度以及张裂隙中的静水压力对边坡稳定性和滑动面形状具有较大影响。在治理方面，工程界主要采用抗滑桩、锚杆(索)、支挡、锚喷支护等措施。其中抗滑桩因其具有较强的抗滑力，支挡效果明显，而且桩孔位置灵活多样，工艺简单以及施工方便等优点，被广泛应用于边坡加固[9-13]。然而，由于土体的破碎性、孔隙性、多相性和渗流流态的复杂性等，使理论推导难于具有较好的普适性。试验直观性强，是研究降雨入渗下边坡稳定性的最直接、有效的手段，然而成本高、周期长而且试验条件要求高。因此，条件允许时，宜尽量采用试验方法，辅于数值仿真。本文基于土体材料参数的试验结果，采用数值方法研究了某后缘大裂隙发育边坡，在雨水入渗致使土体抗剪强度发生劣化时，抗滑桩对此类边坡的加固效果。该实例分析为工程上类似滑坡的预测、初步分析和加固设计提供了相应的指导意义。

1 雨水入渗对土体强度的劣化影响

一般认为，土体的抗剪强度是描述其稳定性的重要指标之一。而不管是黏土还是粗颗粒土，受到水体浸泡或者干湿循环作用后，均会引起土体软化，土颗粒之间咬合力降低，使滑体出现不稳定状态。说明雨水入渗、库水升降等外部因素的变化，容易导致黏聚力和内摩擦角等物性参数降低、使抗剪强度劣化。以往研究也发现，考虑抗剪强度劣化时，降雨对岸坡的稳定性影响要大于库水升降等水库运行工况[14-18]。尤其是滑体后缘大裂隙发育，裂隙呈张开状态且降雨充水时，新滑动面最有可能出现在老滑带上。

工程中常用的考虑孔隙水压力的非饱和土抗剪强度公式为：

τ=c+(σ-ua)tgφ+(ua-uw)tgφ′.

(1)

式中：c、φ分别为土体有效黏聚力和内摩擦角，φ′为与基质吸力相关的强度提高倾角，一般取0.5φ，ua和uw分别为非饱和土体中的孔隙气压力和负孔隙水压力。该公式明确反映了土体强度与基质吸力之间的关系，公式提出者Frellund认为，基质吸力在本质上是一种应力状态变量，在一定程度上可以提高土体的抗剪强度。该公式虽然得到了岩土界的广泛认可，但是测量吸力的非饱和土三轴试验周期长、成本高，而且现阶段的非饱和土固结模型不仅复杂还不具有普适性，给数值计算和理论分析带来了困难。虽然吸力不容易测定，但土体的饱和度(含水量)却很容易确定。那么，饱和度、含水率是如何影响土体的抗剪强度劣化呢？

众所周知，非饱和土中的基质吸力对其性质和强度影响显著。从土-水特征曲线来看，不管是Van Genuchten[19]建立的幂函数型VG方程，还是Frellund等[20-22]提出的对数函数型方程，甚至是基于分形几何方法描述的土-水特征曲线[23]，都明确表明了基质吸力与土体的含水率之间存在着密切关系。因为，对持水能力相同(矿物成分、孔隙结构和应力历史相似)的同一种土，当雨水入渗使饱和度发生变化时，含水率决定了土体的收缩膜形状，进而间接影响了土体的抗剪强度。因此，本文从非饱和土强度随含水量变化这方面入手，采用通过室内三轴仪对不同组含水量的非饱和残坡积土样进行了UU试验，测其抗剪强度。

该土样为云南红土，力学性能一般，遇水易软化、崩解。土样干密度为1.3 g/cm3，比重2.76，孔隙比1.12，土壤液限41.3%，塑限7.1 %，自然膨胀率47.0%，沙砾含量3.5%，粉砾含量47.4%，粘砾含量14.6%，胶砾含量34.5%，试样制备时采用自然风干、过筛，再加水配土制样的方法。先确定最优含水率和最大干密度以后得到压实度，在击样器内分层击实(5层)，试样为高80 mm，直径39 mm的小试样，如图1所示，整理后的试验数据如图2所示。

图1 非饱和土强度试验Fig.1 Triaxial shear tests of unsaturated soil

图2 非饱和土抗剪强度指标随含水量的变化Fig.2 Relationship between shear strength with different water contents

2 计算模型

本文研究对象为云南境内某高速公路某标段边坡。该边坡位于剥蚀丘陵地貌山坡坡脚处，滑体前缘呈舌状延伸至路基上，后缘处于残坡积物形成的陡坎处，后缘大裂隙发育，垂直错动现象明显，而且基本处于张开状态。治理初期，提出了两套治理方案：一是从滑体后缘裂隙处灌水，人为造成滑坡，使其彻底滑动消除隐患后，再进行后续治理。但该方案太过激进，甲方怕引入过多不可控问题，因此放弃。该边坡属于滑移-拉裂的深层滑动破坏，滑床主要以老黏土为主，夹杂大块孤石，物性参数较好。经讨论后采取截排地表地下水、削坡减重后，再支挡加抗滑的治理方案。依此建立的计算模型如图3所示，分别为原始边坡、放坡开挖后和设置桩承式支挡结构后的边坡。边坡两侧施加法向约束，顶部为自由边界，基岩底部固定。

图3 有限元模型Fig.3 The FEM model

抗滑桩采用C30混凝土灌注桩，桩径1 m，桩间净距0.8 m，桩端打入基岩面以下3.5 m，属端承桩。原始桩—土接触面的摩擦系数为0.36。该边坡土样渗透系数K=1.0～8.0×10-6cm/s，弹性模量200 MPa，容重22 kN/m3，泊松比0.25。基岩弹性模量20 GPa，容重27 kN/m3，泊松比0.22。

计算假设：雨水从边坡后缘上部裂隙处入渗并沿顺坡方向渗流时，使老滑动带复活。同时忽略浸润锋的发展过程，假设滑动带土体的饱和状态是同步的，属于深层滑动。当滑动带逐渐饱和后，微小的位移将产生很高的超孔隙水压力，瞬时间滑动带土体内(尤其是砂土)的有效应力接近零，发生“静态液化”，即流滑现象。在忽略渗流力作用的基础上探讨了抗滑桩对此类边坡的加固效果。

3 结果分析

图4为原始状态、 放坡开挖和抗滑桩加固后的滑体位移云图。从图中可以看出： (1)不作任何处理时，滑体的最大位移为33.4 mm，边坡下滑趋势明显；开挖卸载后，位移最大值为31.5 mm，降低不明显；由于该滑体坡度陡，上部重量大，滑体后缘出现大量裂隙，滑体自身的稳定性低，老滑动带复活的概率大，极有可能出现新的崩塌和滑坡。因此，采用削坡减载的方法已不适用于工程实际情况，除非将滑体上部土层大范围的挖走，但由于该滑体规模大，土方量多，工程耗资加大，所以综合考虑应采用抗滑桩加挡土墙支护的方案。加挡土墙及抗滑桩之后，位移减小到25.4 mm；(2)从图4(e)～(g)可知，当滑体饱和度达到一定程度以后，位移不再是以沉降为主，而是呈现出水平方向的梯状分布，说明土体有一定的下滑，水平方向的位移占主导地位。而抗滑桩前面的滑体前缘仍旧以沉降为主。

图4 位移云图(单位：m)Fig.4 Displacement of unsaturated soil slope

由图5、图6可看出：(1)不考虑降雨的情况下，抗滑桩有效的阻止了滑体的下滑，剪应力也很小，边坡基本不会发生大的变形和垮塌现象，加固效果明显；(2)但是在降雨入渗情况下，土体的内摩擦力、黏聚力等随着饱和度的增加而降低，从而使边坡的稳定性也降低。即便采取了抗滑桩支护，当含水量达到20.13%以上时，滑体上半部的下滑位移也明显增加。不过，在抗滑桩部位，位移降低至1 mm以内，说明抗滑桩起到了明显的阻止滑坡作用；(3)当含水量超过30%时，下滑位移和剪应力都非常大，最大剪应力达到0.556 MPa，虽然抗滑桩阻止了上半部滑体的滑坡，但是抗滑桩前面的滑体前缘仍然产生了滑坡；(4)而含水量为18.16%时，位移及剪应力却非常小，这与土壤在不同含水量情况下的黏聚力以及基质吸力有关。土壤接近最佳含水量时，会形成一种黏聚力，有效地阻止了土体的下滑。

图5 滑体表面下滑位移Fig.5 Displacement of slope surface

图6 滑动带上的剪应力Fig.6 Displacement of dangerous slip surface

如图7所示，随抗滑桩深度的发展，桩背土压力沿桩身往下增大，主要是主动土压力。在滑动带上，桩端嵌入基岩附近，出现负的被动土压力，说明该位置是桩的“剪切点”。从图8也可以看出，该位置桩的主拉应力也出现了突增现象。而且随着滑体饱和度增加，滑动推力增强，在该位置桩身的应力也明显增大，存在桩身折断的风险，应该引起重视。当桩处于成层土中且土层刚度相差较大，且存在突增水平力(地震、滑坡推力)作用时，软硬土层界面处的剪力和弯矩均会出现突增，这是基桩震害的主要原因之一，应该采用动力分析方法进一步复核。

图7 桩背土压力Fig.7 Soil pressure behind pile body

图8 桩身应力分布Fig.8 Stress of pile body

4 结论

本文忽略浸润锋的发展，在假设滑动带上土体的饱和状态是整体同步发展的基础上，分析了某滑体后缘裂隙发育边坡的稳定性及其支挡效果。得到以下结论：抗滑桩挡土墙等支护结构能有效阻止滑体的下滑。在土体含水量达到18.16%时，土壤内黏聚力增强，边坡稳定性也较好。但随着含水量及饱和度持续增加，滑体下滑位移增大，桩侧出现了应力集中现象，存在断桩风险，因此建议时刻监测滑体速度，必要时可紧急打金属桩(群)应急，但须避免震动和坡体过度超载，并且制定相关应急处置和疏散方案。特别是含水量大于30%时，即使桩身安全得到保证，但抗滑桩前面的滑体前缘也会出现局部滑坡。可见，对于后缘裂隙发育的边坡，较好的排水系统是边坡稳定性的保障前提。