强降雨下含交叉断层花岗岩边坡失稳诱发因素与加固方法

朱志祥

(广东省南粤交通投资建设有限公司，广州 510623)

0 概述

花岗岩是一种富含石英和长石的粗粒侵入火成岩，在我国广东、福建、湖南、广西和江西等南方地区广泛分布，例如花岗岩在广东省的出露面积占全省总面积的30%以上[1-3]。由于高速公路和铁路的兴建，在这些地区形成了众多花岗岩路堑边坡。花岗岩极易受风化作用影响，导致岩质软化、节理裂隙发育、结构松散，工程性质逐渐变差[4]。在爆破开挖后，边坡临空面的岩体受到卸载和扰动，节理裂隙进一步扩张[5-6]；若再遇上强降雨天气，使岩土体自重增加、基质吸力下降，容易引起风化花岗岩高边坡出现崩塌和滑坡等失稳破坏问题[7-8]。

风化岩质边坡的稳定性一直是岩土工程领域的重要研究内容，研究手段从早期基于地质条件的定性评价到当前基于极限平衡法、模型试验法和数值分析法的定量分析迅速发展，且日益丰富[9]。刘云鹏[10]等基于地质条件和极限平衡法研究了高速公路花岗岩边坡的稳定性，认为钾长花岗岩全风化带岩质软弱，遇水易软化，在强降雨条件下极易发生圆弧滑动。Kim和Lee[11]分析了前期降雨对风化花岗岩边坡稳定性的影响，认为风化花岗岩边坡较高的初始基质吸力可以延缓边坡的破坏，且饱和渗透性越高，边坡越容易发生降雨诱发型失稳。Li[12]等通过现场监测和数值模拟，分析了粉砂岩边坡的滑坡问题，表明开挖和降雨共同作用极易导致粉砂岩边坡失稳，而持续降雨是触发深层滑动的关键因素。Pan[13]等认为降雨对边坡稳定性的影响可归因于孔隙水压力的变化以及由于水引起的弱化效应导致岩体强度降低，建立了水致岩体弱化函数和降雨作用下岩质边坡模拟函数，并通过数值模拟对所提出的模拟方法进行了应用。蔡荣坤[7]等分析了降雨入渗作用下风化花岗岩路堑边坡的滑动模式，表明长时弱降雨作用下滑动模式由深层整体滑动向浅层局部滑动演化，短时强降雨作用下滑动模式由整体滑动完全转变为浅层局部滑动，适当放缓坡率可有效提高边坡的稳定系数。

综上所述，尽管国内外学者已针对岩质边坡的稳定性开展了大量研究，但目前对强降雨作用下存在交叉断层等复杂地质构造的花岗岩高边坡稳定性的演变规律及机理仍然缺乏系统和深入的认识。为此，本文以潮漳高速公路某花岗岩路堑边坡为例，通过数值模拟分析强降雨作用下含交叉断层风化花岗岩路堑高边坡的失稳诱发因素，并提出相应的加固方案，结合实际应用得到的监测数据，对加固方案的可靠性进行验证。

1 相关理论与方法

1.1 饱和-非饱和渗流理论

降雨入渗作用下边坡岩土体的饱和-非饱和渗流服从达西渗流定律，在二维情况下，满足以下连续偏微分方程[14]：

(1)

式中：H为总水头；K为岩土体渗透系数；θ为体积含水率。

岩土体的渗透系数和体积含水率均与基质吸力相关，三者之间的关系可用以下方程进行描述[15-16]：

(2)

(3)

式中:Se为有效饱和度；θs和θr分别为饱和体积含水率、残余体积含水率；ψ=ua-uw，为基质吸力(ua为孔隙气压力，uw为孔隙水压力)；a、m和n为VG模型(式(2))的经验参数，其中n=1/(1-m)；Ks为饱和渗透系数。

1.2 非饱和抗剪强度理论

上世纪60年代Bishop和Blight[17]在饱和土抗剪强度公式的基础上，引入与饱和度有关的Χ系数，提出了非饱和土抗剪强度公式。后来，Fredlund[18]等提出了以基质吸力和净法向应力为状态变量的非饱和土抗剪强度表达式，但该表达式假设抗剪强度随基质吸力呈线性变化，这与岩土体实际的力学性质不符。为此，Vanapalli[19]等基于土水特征曲线的研究提出了考虑含水率影响的非饱和土抗剪强度公式，即修正Mohr-Coulomb强度准则：

(4)

式(4)将岩土体抗剪强度与体积含水率变化合理联系起来，因此在降雨渗流分析后对边坡的稳定系数进行计算，可以研究降雨作用对边坡稳定性的影响。

1.3 边坡施工扰动系数

边坡开挖前，岩土体处于三向受压的稳定应力状态。开挖卸载后，边坡原有的应力状态遭到破坏，引起内部缺陷和裂隙的扩展[5-6]。此外，边坡开挖时机械挖掘和爆破难免会对岩土体产生扰动，其扰动程度从边坡深处向开挖面逐渐增大。为了考虑挖掘和爆破施工对边坡岩土体的扰动影响，提出施工扰动系数的概念，其定义为边坡施工前后岩土体性能参数(如有效粘聚力c'和有效内摩擦角φ')变化与施工前岩土体原性能参数之比。本文假定边坡施工扰动系数随深度的变化曲线(图1)符合以下关系：

图1 边坡施工扰动系数与深度的关系

(5)

式中:δ为边坡施工扰动系数(δ=0～1)；δ0为开挖面处最大扰动系数；k*为扰动系数曲线斜率；h*为扰动深度。

1.4 有限元强度折减法

在有限元分析中，抗剪强度折减法能有效模拟边坡失稳和塑性变形的过程，是确定边坡稳定系数最常用的技术方法。抗剪强度折减法的基本原理是在边坡稳定性分析中不断对岩土体的粘聚力和内摩擦角进行同步折减,见式(6)和(7)，并重新计算边坡的应力场。当边坡处于失稳临界状态，此时的折减系数可视为边坡稳定系数。

(6)

(7)

式中：cf'为折减后的有效粘聚力；φf'为折减后的有效内摩擦角；kr为强度折减系数。

2 工程实例

2.1 工程概况

广东省潮漳高速公路某路堑高边坡位于丘陵地带，地形起伏大，局部陡峭，坡体地面标高约73.48～145.00m，自然坡角最大约35°。山体植被发育，长有松树及各种灌木、蕨类植物。项目区域地处亚热带海洋性季风气候，受海洋季风的影响明显，气候温和潮湿，雨量沣沛，雨季长，夏季湿热，多台风、暴雨，冬季干燥、温凉。年平均气温21.4℃，年平均降雨量1 688.3mm，年平均日照时数1 996.6h，无霜期330d以上。

该路堑边坡长635m，为六级边坡，最大坡高59m，分级坡高10m，开挖面揭露依次为粉质粘土、强风化花岗岩和中风化花岗岩。原设计各级边坡坡率均为1∶1，一级边坡采用锚杆格梁+客土喷播防护，二级边坡采用锚索框梁和客土喷播防护，三级边坡采用锚索框梁和三维网植草防护，四、五级边坡采用锚杆格梁和三维网植草防护，六级边坡采用人字形骨架和三维网植草防护。由于工程场地地质条件复杂，不良地质情况调查不全面，导致原设计存在缺陷。该边坡开挖至五级边坡时，五级边坡局部出现10cm宽的裂缝。开挖至三级边坡中部时，边坡堑顶局部出现贯通裂缝，裂缝处最大错台约80cm，四级边坡局部出现裂缝。开挖至一级边坡距离坡脚4m处时，六级边坡堑顶见多道贯通裂缝，裂缝最大宽度约10cm，局部坡面向下错动，最大下错高度80cm，四～六级边坡变形迅速，单日地表位移监测最大变形约20mm。初步分析该边坡失稳的主要原因：

(1)坡体形态改变：路堑原地面向内倾斜(图2)，稳定性强，路堑开挖后临空面向外倾斜且坡率较大，破坏了坡体原来的应力平衡状态，为坡体滑移提供了剪出空间。

图2 边坡地质剖面及加固方案

(2)地层岩性较差：构成坡体的岩层上部为第四系松散层(残积粉质粘土)，下部为强风化花岗岩，风化作用强烈，岩土体强度低。

(3)断层发育：根据补充地质勘察，该边坡存在2条断裂破碎带，呈X形交叉，性质均为正断层，厚度约为40cm，切割中风化、强风化花岗岩，因此坡体开挖易以切割楔体方式塌落，造成坡体失稳。

(4)施工扰动：边坡施工过程中的挖掘和爆破作业对岩体产生扰动破碎，使其强度进一步降低。

(5)降雨入渗作用：暴雨期间，雨水透过残积粉质粘土及开挖临空面的强风化花岗岩往边坡内部下渗，使边坡残积层及强风化层的含水率增加，不仅增加了滑坡体的下滑力，还降低了岩土体抗剪强度。

根据边坡开挖后揭露的地质条件及边坡病害情况，本文重新设计了由锚索(杆)与钢轨桩组成的联合加固方案(图2)：一级坡面锚杆格梁的锚杆加长为11.5m；二级坡面锚索框梁的锚索加长至40m，锚固力为600kN，二级平台设置3排25m长、60kg/m的钢轨桩；三～四级坡面设三排锚索十字架，锚索长度48m，锚固力为600kN，三级平台设置2排33m长、60kg/m的钢轨桩；四级平台设置3排40m长注浆锚筋桩；五、六级边坡坡率放缓为1∶1.25；五级坡面设3排锚索十字架，锚索长度40m，锚固力为600kN；六级坡面设4排锚杆十字架，锚杆长度11.5m。

2.2 数值模拟

将该风化花岗岩路堑边坡视为平面应变问题，采用通用有限元软件ABAQUS进行模拟分析。对边坡几何形态进行适当的简化，建立如图3所示的数值模型。边坡底部中风化花岗岩及其断层破碎带为不透水介质并采用平面应变单元(CPE4R)模拟，粉质黏土、强风化花岗岩及包含的断层破碎带为透水介质并采用孔压单元(CPE4P)模拟。经过网格收敛性分析，最终将整个边坡模型划分为8 768个单元、9 050个节点。边坡模型两侧施加水平位移约束，底部施加固定边界条件，上表面为自由边界。

图3 风化花岗岩路堑边坡数值模型

岩土材料采用基于修正Mohr-Coulomb强度准则(式(4))的弹塑性本构模型模拟，以考虑降雨引起的含水率变化对边坡稳定性的影响[7,20]。根据地勘资料和参考文献[21-22]，确定边坡岩土体的材料特性参数(表1)。断层破碎带的弹性模量和粘聚力弱化为原岩土材料的1/10(即弱化率为0.1)，渗透系数相应增大至原岩土材料的10倍，其余材料参数与原岩土材料一致。

表1 数值模拟中的岩土材料参数

为了考虑开挖施工对边坡岩土体的扰动效应，假定开挖面最大扰动系数δ0为0.2，扰动系数曲线斜率k*为1.5，扰动深度h*为5m[23]。考虑大暴雨工况，降雨强度为6mm/h，以渗流速度边界施加在边坡坡表和坡顶，并认为雨水全部入渗，不存在地表径流。地下水位位于强风化花岗岩与中风化花岗岩的界面处，假定边坡模型的初始孔隙水压力随水深线性变化，孔隙水压力为零处即为地下水位所在的高度，地下水位以上岩土体处于非饱和状态，存在负孔隙水压力。采用强度折减法计算边坡稳定系数，以计算不收敛作为边坡失稳判据[20]。

模拟边坡加固时，为了简单起见，认为格梁和框梁仅起表层防护作用，故只考虑锚杆、锚索、钢轨桩和锚筋桩等深层加固结构对边坡稳定性的影响。锚杆和锚索采用杆单元(T2D2)模拟，钢轨桩和锚筋桩采用梁单元(B21)模拟，与边坡模型之间采用嵌入约束。钢轨桩和锚筋桩等效为连续均匀的材料，锚杆、锚索、钢轨桩和锚筋桩均采用理想弹性本构模型模拟，材料特性参数见表2。

表2 数值模拟中的加固结构材料参数

3 模拟结果与分析

3.1 边坡失稳因素

3.1.1 渗流稳定性

图4给出了施工期5d强降雨(降雨6mm/h)前后边坡浅层粉质黏土和强风化花岗岩层的孔隙水压力分布云图。为了进一步分析边坡孔隙水压力随深度的变化，在边坡上选取4条竖直测线(其中1#测线在山顶处，2#测线在山坡凸起处，3#测线在路堑顶部，4#测线在第四平台处)，绘制不同降雨历时条件下孔隙水压力和深度的关系曲线，如图5所示。

由图4和图5可知，在降雨之前，强风化花岗岩层与中风化花岗岩层的界面为零孔隙水压力线(即地下水位线)，在此线以上孔隙水压力随高度逐渐减小，表现为负孔隙水压力，这与预先的设定相符。随着降雨开始，雨水逐渐渗入边坡表面，并向边坡深处渗透，使边坡孔隙水压力增大。随着降雨历时延长，雨水入渗深度增加，边坡不同深度处的孔隙水压力进一步增大，且越靠近边坡表面孔隙水压力的增幅越大。另外，由于渗入坡顶及坡面的雨水向坡脚处汇集，导致坡脚附近岩土体的孔隙水压力显著增加。降雨结束后，边坡表面附近的负孔隙水压力明显减小；而且，由于雨水入渗的补给，坡脚处地下水位显著抬升，导致强风化花岗岩层二～三级边坡处出现局部暂态饱和区(即负孔隙水压力接近0的区域)，以上结果与文献[12]基本相符。暂态饱和区的形成不仅会增加边坡岩土体重量，从而增大滑坡体的下滑力，还将显著降低坡脚岩土体的抗剪强度，因此强降雨作用是引起该风化花岗岩边坡失稳的重要原因。

图4 5d强降雨前后边坡孔隙水压力云图

图5 边坡孔隙水压力随深度变化曲线

5d强降雨(降雨强度6mm/h)结束后，采用抗剪强度折减法对该风化花岗岩边坡的稳定性进行数值分析，得到该风化花岗岩边坡的稳定系数为1.131。该边坡的稳定系数虽然大于临界稳定系数1.0，但只超过临界稳定系数0.131，根据《公路路基设计规范》(JTG D30-2015)，地质条件复杂的高速公路路堑边坡稳定系数应不小于1.2，因此该边坡的稳定性不满足规范要求，存在失稳风险。工程实践亦表明，该风化花岗岩边坡在施工过程中确实存在局部失稳的问题。

图6为该风化花岗岩边坡失稳时的塑性变形云图，表明塑性变形主要发生在断层破碎带内部，边坡的失稳模式主要为由两个断层破碎带相交在坡表附近形成的楔形体失稳破坏，与现场调查结果完全相符。图7给出了该风化花岗岩路堑边坡在水平方向和竖直方向的位移云图，可知沿边坡临空面向外的水平位移主要出现在楔形体中下部靠近坡表处，最大水平位移约为10.2mm；而竖直位移(即沉降)主要出现在楔形体中上部区域，最大竖直位移约为8.9mm。以上位移结果进一步表明该风化花岗岩路堑边坡的失稳模式主要是楔形体失稳破坏。

图6 风化花岗岩路堑边坡塑性变形

图7 风化花岗岩路堑边坡变形云图

3.1.2 影响因素分析

如上文所述，边坡开挖前原地面向内倾斜，坡体稳定，不存在失稳风险；开挖后临空面向外倾斜且坡率较大，引起边坡失稳。因此，坡体形态改变是造成边坡失稳的前提因素。为了进一步探讨其他因素对边坡稳定性的影响，调整降雨强度与历时参数、断层几何与材料参数以及施工扰动参数，对该风化花岗岩路堑边坡重新进行渗流稳定性分析。

图8给出了强降雨、断层和施工扰动分别对该风化花岗岩边坡稳定系数的影响。从图8可知，强降雨对边坡稳定性的影响十分显著。在强降雨作用下，随着降雨历时延长，边坡稳定系数持续降低，尤其是在降雨前期边坡稳定系数的减小非常明显，但随着降雨历时进一步增加，边坡稳定系数的减小幅度变小。以12mm/h降雨强度为例，5d持续强降雨可使该风化花岗岩边坡的稳定系数下降0.23。此外，随着降雨强度的增加，边坡稳定系数显著降低；当降雨强度由1mm/h增加至12mm/h，5d持续降雨后边坡稳定系数降低0.11。

图8 不同因素对边坡稳定系数的影响

断层对边坡稳定性亦有明显影响，一般而言，边坡稳定系数随着断层厚度的增加而显著降低，同时边坡稳定系数随着断层材料参数相对于原岩土体材料参数弱化率的增大(即断层材料参数越接近原岩体材料参数)而增大。但是，与强降雨作用和断层相比，施工扰动对边坡稳定性的影响相对较小。随着施工扰动深度或最大扰动系数的增加，边坡稳定系数呈降低的趋势，但降幅相对较小。究其原因，主要是该风化花岗岩边坡的失稳模式为由相交断层面构成的楔形体失稳，由于施工扰动仅降低了边坡浅层岩土体的强度参数，所以对边坡整体稳定性的影响较小。

以上结果表明，除了坡体形态改变的影响，降雨入渗和断层是导致该风化花岗岩边坡施工期失稳的主要原因，施工扰动是其失稳的次要因素。

3.2 边坡加固效果

按照图2所示的加固方案对该风化花岗岩路堑边坡进行加固，然后仍然基于抗剪强度折减法对该边坡进行渗流稳定性数值分析，得出加固后边坡的稳定系数为1.585，相比于加固前的稳定系数1.131，提高了0.454。若考虑边坡格梁和框梁等防护结构以及防排水设施的有利作用，该边坡的稳定系数将得到进一步提高。

为了验证所提出加固方案的可靠性，采用航天测斜仪(精度0.25mm/m，分辨率0.02mm/500mm)对边坡水平位移进行长期监测，测斜管分别在二级平台、五级平台及路堑顶部各布设一个，将监测结果与模拟结果相比较，如图9所示。

由图9可知，数值模拟结果和监测结果揭示了相同的边坡变形规律：边坡累计水平位移沿深处向边坡表面逐渐增加，只在不同岩土层界面或断层处有所波动。但是，数值模拟得到的累计水平位移与监测值在数值上存在差异，主要原因是数值模拟中对边坡的几何形态、材料模型和边界条件等进行了简化，导致数值模型与实际情况不完全一致。监测数据表明，自边坡加固以来，该风化花岗岩边坡的累计水平位移缓慢增加，但整体变形速率较小，多年后平均每一级边坡的最大水平位移仍小于3mm。

图9 加固后边坡水平位移与深度关系曲线

以上分析表明，锚索(杆)与钢轨桩组成的联合加固体系，能有效解决含交叉断层风化花岗岩路堑边坡的失稳问题，可在类似条件下岩质边坡的加固工程中推广应用。

4 结论

(1)在强降雨作用下，雨水逐渐渗入边坡内部，导致边坡孔隙水压力增加，在坡脚附近局部区域出现暂态饱和区，不仅增大了滑坡体下滑力，还显著降低了岩土体的抗剪强度，从而诱发风化花岗岩边坡失稳。对于含交叉断层破碎带的风化花岗岩边坡，断层破碎带极易破坏而滑动，导致边坡出现楔形体失稳的破坏模式。

(2)随着降雨强度增大或降雨历时延长，边坡稳定系数显著降低；随着断层厚度减小或断层材料参数弱化率的增大，边坡稳定系数明显增大；随着施工扰动深度或最大扰动系数的增加，边坡稳定系数呈降低的趋势。开挖引起坡体形态改变是造成该风化花岗岩边坡失稳的前提因素，降雨入渗和断层是主要诱因，而施工扰动是次要因素。

(3)锚索(杆)与钢轨桩组成的联合加固体系，可将强降雨作用下含交叉断层破碎带风化花岗岩路堑边坡的稳定系数提高0.454，能有效解决含交叉断层风化花岗岩路堑边坡的失稳问题，可供类似条件下风化岩质路堑边坡加固工程借鉴参考和推广应用。