都邠沟清淤工程岸坡稳定性分析

陈义军，顾洋，刘战锋

（1. 中国电建华东勘测设计研究院有限公司，浙江 杭州 310000；2. 华北水利水电大学 岩土工程与水工结构研究所，河南 郑州 450046）

1 引言

边坡稳定性研究是工程地质学研究的热点问题，人类工程性活动的发展使影响边坡稳定性问题日益增多。目前对工程施工边坡体稳定性影响研究方面，中国学者成果众多。曹春山是以宝鸡市扶风县黄土滑坡的成因机制研究，通过野外地质调查，提出了飞凤山滑坡的破坏模式为渐进式破坏。冯君等用力学模型试验方法，并通过数值计算模拟开挖破坏过程，提出在实际工程中，为了避免开挖过程中边坡出现顺层滑动，宜首先在坡脚处设置锚杆，边开挖边支护。肖世国是研究坡体开挖松弛区范围提供了数值分析方法，认为松弛区范围为沿水平方向或与坡顶地面线平行的参考线的应力或位移变化曲线。王玉峰以观音堂某黄土高边坡为实例，研究不同支护模式下黄土高边坡的开挖变形特征和支护结构性状，采用土工离心机试验后，发现对于黄土高边坡的加固，桩钉复合支护要优于全断面土钉支护。侯晓坤采用室内试验与数值计算相结合的方法研究开发形成的黄土高边坡的稳定性及破坏机制，当开挖坡比较大时，黄土高边坡破坏为典型的推移式破坏模式。李杰为研究路堑边坡开挖过程中岩体边坡和变形稳定性，采用地表变形及岩体内部位移监测数据分析边坡开挖过程中的变形规律，发现第二级台阶岩体的合理开挖是控制整个边坡稳定的关键。为研究人工开挖边坡长期稳定性问题，廖红建进行了一系列的室内三轴剪切试验，探讨了黏性土在浸水后的强度降低程度，为人工边坡的长期稳定性计算和强度参数确定提供简便、实用和经济的方法。万琪是研究降雨下高速公路高边坡在开挖及运营过程中的变形规律及稳定性，利用大型土工离心机及自主研发降雨装置，发现不同支护时序条件对边坡稳定性的影响与无实时支护边坡的稳定系数要比实时支护至少降低50%。

河道清淤施工岸坡需对其施工过程中岸坡稳定性问题进行研究，文章在前人研究的基础上，采用数值模拟的方法，利用FLAC3D计算软件，针对河道工程施工时需要新建护岸的岸坡，对其开挖、修建挡墙以及回填过程进行模拟计算，探究对其稳定性影响。

2 工程概况

该工程项目位于福建省莆田市涵江区，地貌上属于海相沉积及海陆交互相沉积地貌单元，沿河道两岸较为平坦开阔，河岸高程多在4.50～6.50 m，河床高程在3～4 m，河宽10～25 m，水深0.50～2.00 m，河底为淤泥，水流缓慢。起点处临河而建密集排布的1～3F 砖混民居及临时板房；中段两岸以农田及建筑工地为主，尾段高左岸为已建1～3F 砖混民居，右岸多为荒地，两岸沿河已建砌石挡墙，顶宽约0.60 m，高出河面约1 m。

3 岩土层分布特征

①杂填土：松散状态，均匀性较差，人工堆填而成，堆填时间约10 年，未完成自重固结。上部为30～50 cm 水泥地板，下部含碎石和个别块石，碎石粒径为2～5 cm，含量约占50%。全场分布。②粉质黏土：可塑，粉黏粒为主，切面光泽且光滑，干强度及韧性中等。此层分布数量一般，局部被耕植土覆盖。③淤泥：流塑，饱和，含少量有机质及腐殖质，具淡臭味，物质组分较均匀，岩芯切面光泽反应较光滑，干强度中等，韧性中等，无摇震反应；为高含水量、高压缩性、低强度的软弱土层。④粉质黏土：湿，可塑～硬塑，砂粒含量约占10%，物质组分均匀性一般，岩芯切面光泽反应较光滑，干强度中等，韧性中等，无摇震反应，为中压缩性土。⑤残积砂质黏性土：可塑～硬塑，成分主要由黏性土和石英砂粒组成，砾粒含量约占8%～10%，泥质含量约50%～60%，可见残余的原岩结构，原岩为花岗岩；物质组分较均匀，岩芯切面光泽反应稍有光滑，干强度中等，无摇震反应，韧性稍低，为中等压缩性土层。

4 施工岸坡稳定性分析

4.1 施工岸坡模型建立

针对不同的新建方式选择典型断面建立模型，此次选取4-4、22-22两个典型断面建立计算模型。采用FLAC3D程序建立的模型尺寸如下：岸坡Ⅰ水平方向x 长15.80 m，垂直方向z高5.00 m，开挖后的块石厚度0.30 m，混凝土底板厚度0.50 m，宽度1.45 m，挡墙采用梯形，高度0.70 m，上表面宽0.50 m，下底宽0.85 m，迎坡面放坡1：0.50，背坡面垂直。岸坡Ⅱ水平方向x长14.00 m，垂直方向z高7.25 m，开挖后混凝土底板厚度0.50 m，宽度2.22 m，挡墙采用梯形，高度1.70 m，上表面宽0.50 m，下底宽1.54 m，迎坡面放坡1：0.40，背坡面放坡1：0.20。施工期河道内均无水，岸坡内有地下水位。断面图及生成初始模型如图1～4 所示，模型的土体材料采用摩尔库仑本构模型，挡墙和仿松木桩采用弹性本构模型，岩土体物理力学参数见表1。

表1 岩土体物理力学参数表

图1 断面4-4图

4.2 工况建立

对于新建护岸清淤模型，在开挖和挡墙的修建以及后期土方回填时对岩土体的扰动作用较大，则不考虑后期河道内清淤对岸坡稳定造成的影响，针对不同施工阶段分为三种工况分析其稳定性影响。工况一：岸坡开挖；工况二：挡墙修建；工况三：土方回填。

图2 岸坡Ⅰ初始模型图

图3 断面22-22图

图4 岸坡Ⅱ初始模型图

5 结果分析

5.1 模型结果分析

5.1.1 位移分析

5.1.1.1 岸坡Ⅰ施工过程位移分析

开挖产生的卸荷回弹致使开挖面的土体向临空面一侧位移，工况一下，开挖后水平方向的岸坡土体向河道方向位移，河道内的土体向岸坡方向位移，竖直方向开挖面均有向上的位移，岸坡坡脚处水平向位移最大如表2 所示，向右位移了约8.14 mm，向上的最大位移处在坡底水平段，位移了16.70 mm，如图5所示。

表2 各工况下岸坡最大位移值表

图5 开挖后竖向位移图

在工况二挡墙修建完成时，挡墙两边的位移继续增大，挡墙的修建起到了加载作用，致使两侧的土体向力增加的方向位移，岸坡坡脚水平向最大位移增加了约0.14 mm，同时压应力使挡墙下部土体向下位移，竖直方向最大位移减小了0.11 mm。

工况三下，如图6所示，由于土方回填的继续加载作用，岸坡处的土体水平向的位移达到了最大值，水平方向最大位移增加了0.14 mm，最大位移达到了8.46 mm，竖直方向位移减小了1.50 mm，位移值14.10 mm。

图6 回填完成后水平向位移图

5.1.1.2 岸坡Ⅱ施工过程位移分析

开挖产生的卸荷回弹致使开挖面的土体向临空面一侧位移，岸坡水平向最大位移发生在坡面上淤泥质土层的最下部，向左位移了大约13.29 mm，向上的最大位移处在坡面上，向上位移了11.03 mm，如图7所示。

图7 开挖后竖向位移图

在工况二下，随着挡墙修建完成，水平与竖直方向位移变化较小，挡墙的加载作用使得岸坡坡面最大水平位移增加了0.16 mm，竖直方向最大位移减小了0.09 mm，如表3所示。

表3 各工况下岸坡最大位移值表

工况三中，土方回填完成时，对岸坡水平位移影响较小，岸坡最大水平位移增加了0.03 mm，最大位移达到了13.50 mm，由于回填土方量较大，坡底土体受到回填土挤压，竖直方向最大位移减小了7.77 mm，位移值减小至2.34 mm，如图8 所示。

图8 回填完成后水平向位移图

5.1.2 应力分析

岸坡自然状态下的最大主应力图如图9与图10所示，可以看出岸坡在开挖前的最大主应力主要受重力的影响，随着深度的增加，应力逐渐增大，应力沿水平方向呈条带状分布。

图9 岸坡Ⅰ初始最大主应力图

图10 岸坡Ⅱ开挖最大主应力图

岸坡开挖后的最大主应力如图11与图12所示，岸坡开挖时，打破了原有的应力平衡状态，开挖面由于开挖时的卸荷作用而产生应力重分布导致开挖面的最大主应力减小，但在坡脚处为未产生明显应力集中现象，判断是由于开挖岸坡高度较低，并且开挖坡度较小，由于此次开挖的岸坡由不同土层构成，岸坡Ⅰ在开挖后坡脚处的应力减小较多，坡脚最大主应力减小约0.25 MPa，岸坡Ⅱ开挖后坡面处应力释放较大，最大处减小约0.30 MPa，由此可以看出开挖至淤泥质土层时土体应力释放明显。

图11 岸坡Ⅰ初始最大主应力图

图12 岸坡Ⅱ开挖最大主应力图

岸坡回填后的最大主应力见图13 与图14，在重力的作用下，回填的土体对岸坡产生挤压作用，岸坡Ⅰ开挖处的最大主应力变化不明显，岸坡Ⅱ开挖面的最大主应力增加了约5×10-3MPa。在整个施工阶段，两个岸坡体最大主应力均为负值，为压应力，未出现拉应力。

图13 岸坡Ⅰ开挖最大主应力图

图14 岸坡Ⅱ回填后最大主应力图

6 结论

①新建护岸坡在施工时，岸坡的水平位移从开挖到修建挡墙再到土方回填的过程中持续增加，在回填完成后达到最大值，岸坡Ⅰ位移值8.46 mm，岸坡Ⅱ位移值13.50 mm，竖向位移在开始施工时卸荷回弹作用明显，位移值达到最大，岸坡Ⅰ位移值达到16.70 mm，岸坡Ⅱ位移值达到11.03 mm，随着挡墙和回填土的加载作用竖向位移逐渐减小。②不同于均质边坡，岸坡Ⅰ与岸坡Ⅱ开挖至不同的土层，岸坡Ⅰ开挖至淤泥质土层，坡脚处的位移最大。岸坡Ⅱ开挖超过淤泥质土层，位移最大的地方处在坡面上淤泥质土层底部。③施工时的最大主应力改变较明显的阶段在岸坡开挖完成后，岸坡Ⅰ坡脚处的最大主应力变化最大与开挖前相比减小了0.25 MPa，岸坡Ⅱ坡面处淤泥质土层下部最大主应力变化最大与开挖前相比减小了0.30 MPa。由于坡高较小，坡度较缓，开挖时坡脚处均未出现应力集中，且整个施工过程中未产生拉应力。