名山组泥岩顺层边坡原位直剪试验及开挖模拟

何云勇, 郭成超, 张乐, 王复明,, 向波, 李蜀南, 马建林

(1.西南交通大学土木工程学院, 成都 610031; 2.四川省公路规划勘察设计研究院有限公司, 成都 610041;3.中山大学土木工程学院, 广州 510275)

顺层边坡指边坡走向与岩层近于平行,岩层倾向与坡向交角不超过30°,坡角大于岩层倾角的层状结构边坡[1-5]。受构造、岩性、地壳抬升等因素影响,顺层边坡广泛分布,坡内岩体层间结合差,在自重等荷载作用下常沿不利界面发生顺层滑移破坏,失稳风险高,破坏严重,治理成本昂贵[6-9]。

名山组属新生界古近系地层,主要分布于川西前陆盆地南段、龙门山断裂带的前山断裂东部,出露位置为雅安天全至芦山一带,其岩性主要为下段河湖相砾岩和上段具石膏层的湖相砂岩、泥岩[10-11]。相对而言,泥岩自身强度低,富含黏土矿物,具有水敏性和弱膨胀性,遇水易崩解、软化甚至泥化[12-14]。显然,在构造发育、降雨充沛的名山组泥岩分布区,顺层边坡更具易发性和典型特征。

开挖卸荷是顺层边坡失稳滑移的主要诱因之一。唐红梅等[15]研究发现,边坡位移对开挖过程反映比较敏感,量值突增现象显著。马洪生等[16]研究了开挖面陡倾程度对松弛区范围的影响,认为开挖松弛范围随开挖角度的增大而增大。何武等[17]通过有限元模拟研究了顺层边坡的首次破裂长度及其受坡体几何尺寸和岩土体物理力学参数的影响规律。穆成林等[18]研究表明,陡坡度开挖下边坡变形破坏规模大,稳定较差,滑坡深层由层间泥化夹层剪切以及陡倾裂隙组合形成阶梯状滑面,整体以滑移-拉裂深层失稳为主。

原位直剪试验是获取岩土体抗剪强度参数有效途径,相较于室内试验,原位直剪试验避免了开挖导致的应力释放,也不存在搬运过程中对岩体造成的损伤[18-19]。此外,原位直剪试验多采用大尺寸试样,能有效获取岩体中的结构面强度参数,对顺层边坡的防治设计至关重要。

综上所述,名山组泥岩顺层边坡因其水文地质、工程地质环境而具典型特征,通过原位直剪试验能有效获取名山组泥岩的抗剪强度参数;开挖对顺层边坡的影响可通过卸荷松动区来有效表征。

基于此,以成都至雅安高速公路K3+585～K3+945段深挖路堑形成的顺层高边坡工程为背景,通过原位直剪试验获取泥岩自身及其结构面的强度特征;然后以有限元模拟为手段,研究考虑卸荷效应的顺层边坡分步开挖下坡体位移及内力分布规律,依据数值试验结果界定卸荷松动区,并建立其与切层厚度间的关系。研究成果可供川西南名山组地层中顺层边坡的防灾减灾工程参照。

1 工程背景

场区位于四川盆地西南部边缘,与盆间的山地紧密接壤,属于由构造和剥蚀力作用而形成的低缓、丘陵间的低山,一般坡度10°～35°,斜坡局部坳沟发育。场地较平缓处和坳沟地段多垦为耕地或种植茶树,陡坡段植被较发育,以灌木、乔木为主。场区附近最高点海拔约732 m,最低点海拔约624 m,相对差约108 m。

E1-2mn主要为棕红色泥岩,矿物成分以泥质黏土和其他矿物胶质为主,长石、石英少量,其矿物结构分布不均匀,局部粉砂质较为富集,呈薄层～中厚层的层状结构。钻探揭示其强风化带岩体破碎,岩质极软,中风化带岩体较完整,岩质较软,偶夹薄层软弱层。岩芯偶见白色钙质条带、钙膜及溶蚀孔穴,孔径约为1～8 mm,部分孔壁附钙膜;具饱水软化、脱水干裂、暴露空气中易风化开裂的特征。

地质构造上,该段顺层高边坡位于金鸡关背斜东翼,岩层产状一般60°～115°∠15～25°,优势产状:100°∠20°。场地主要发育2组构造裂隙,L1:10°∠75°,发育密度7～12条/m,延伸长度1.5～3.0 m,面平直,微张～开张;L2:65°∠84°,发育密度8～14条/m,延伸长度1.2～2.8 m,面平直、微张。受2组构造裂隙及层面控制,岩体被切割呈碎裂块状～层状结构。

K3+585～K3+945段顺层高边坡长约360 m,最大开挖高度39.6 m,岩层倾向与开挖坡向相同,一般倾角15°～25°,优势倾角为20°,拟采用“1∶0.75分级放坡+锚索框架坡面防护+坡脚预应力锚索抗滑桩加固”的边坡防护方案,如图1所示。

2 原位直剪试验研究

2.1 试验方案

原位直剪试验选点于顺层边坡中部的强风化泥岩地层,试块设计尺寸为长1 m×宽1 m×高1 m,通过人工开挖切割制备试样,以避免机械扰动。

考虑该边坡岩层倾角为15°～25°,拟定3个水平:15°、20°和25°;上覆荷载设计4个水平:0、7.7、12、24 kN;参照《土工试验方法标准》(GB/T 50123—2019),推力方向取水平方向;试验方案如表1所示。

表1 泥岩原位直剪试验方案Table 1 Field direct sheartest scheme of silty mudstone

2.2 试验装置及操作

原位之间试验时在岩体平整表面放置面积为1.2 m2的上部承压钢板,而后均匀堆载水泥块施加法向荷载,以避免偏压。剪切荷载施加时,首先在预定剪切面处安放承压板,然后依次安放传力块和液压千斤顶,平推法推力中心线平行预定剪切面,且与剪切面距离控制在5 cm以内;斜推法则使推力中心线通过剪切面中心。试验过程中,通过轴力计和位移计测定数据。原位直剪试验装置如图2所示。

图2 原位直剪试验装置Fig.2 Field direct shear test apparatus

法向荷载施加时,按表1设计值进行堆载,并在剪切过程中维持恒定。剪切荷载首先按岩体抗剪强度估计值的 1/8～1/12 分级均匀等量施加,剪切速度设置为0.5 mm/min;当施加某级荷载所引起水平变形高于前一级1.5倍以上时,将荷载减半后施加,直至剪断。荷载施加控制5 min/次。每级荷载施加前后各测读变形1次,临近剪断时,同步观测压力及水平变形。

试验过程中,以液压千斤顶推力峰值或稳定值作为岩体抗剪强度τf的换算值,以破坏后的跌落推力作为岩体残余强度τr的换算值。

2.3 试验结果分析

2.3.1 岩体破坏特征

试验过程中,远离推力轴线的岩体中上部既有节理裂隙受试验扰动影响微弱,推剪过程中无明显变化。强风化泥岩试件基本沿底面剪切裂隙破坏。如图3所示,结合剪应力-剪切位移曲线与裂隙发展过程,将其剪切破坏过程可分为如下3个阶段。

①为弹性受荷阶段;②为裂缝发展阶段;③为剪切面贯通后阶段图3 岩体剪切特征阶段Fig.3 Shearing characteristics stage of rock

(1)弹性受荷阶段:试验初始,因施加的剪切荷载较小,岩体所受剪应力主要由其自身在剪切面上的分力提供,剪切位移增长较慢,剪切裂隙尚未形成,剪应力与剪切位移间成近线性关系。

(2)裂缝发展阶段:随剪切荷载的增大,剪切裂隙先从试样后方推力侧底部出现,并随着剪切荷载的增加逐渐向前端逼近;此时,剪应力-剪切位移曲线斜率变缓,剪应力逐渐爬升至峰值附近。

(3)剪切面贯通后阶段:当剪切裂隙贯通时,试样被剪坏,剪切位移不断增大,剪应力先降低后趋稳,试件沿贯通剪切面滑动,受残余强度控制。

2.3.2 岩体强度特征

原位直剪试验中,试样2、4、5、6为沿结构面形成贯通剪切面,试样1、3为岩体自身形成贯通剪切面。由试样裂缝周界确定剪切面及面积,将作用在剪切面法向的重力分量计为法向应力σ,通过Mohr-Coulomb强度准则讨论强风化泥岩自身及结构面的强度特征。

(1)结构面剪切破坏强度特征。通过现场测量及计算,试样2、4、5、6的σ分别为22.78、35.78、50.84、45.04 kPa。据此,绘制不同σ下名山组泥岩结构面的剪应力-剪切位移曲线如图4所示。结合表1可见,场区强风化泥岩结构面的强度值基本随σ的增大而增大,且具有明显的应变软化特征,剪切面贯通后强度衰减值约4～9 kPa。

图4 岩体结构面剪应力-剪切位移曲线Fig.4 Shearing stress vs. shearing deformation of rock discontinuity structural plane

依据图4,通过Mohr-Coulomb强度准则对强风化泥岩的结构面参数进行线性拟合,如图5所示。可得,抗剪强度τf、残余强度τr与σ间拟合关系如式(1)所示。

图5 岩体结构面强度参数Fig.5 Strength parameters of rock discontinuity structural plane

(1)

拟合优度均高于0.90,结果可靠。式(1)表明,场区名山组强风化泥岩的强度参数原位直剪试验实测值为:黏聚力c=6.79 kPa,内摩擦角φ=31.38°,残余黏聚力cr=5.56 kPa,残余内摩擦角φr=26.57°。

(2)岩体剪切破坏特征。通过现场测量及计算,试样1、3的σ分别为23.32、31.50 kPa。据此,绘制不同σ下名山组泥岩结构面的剪应力-剪切位移曲线如图6所示。结合表1及图4,可见场区强风化泥岩的自身强度远高于结构面,且强度曲线特征受上覆荷载影响较小,但应变软化特征较结构面更为显著,剪切面贯通后强度急剧衰减,降幅远高于结构面。

图6 岩体破坏剪应力-剪切位移曲线Fig.6 Shearing stress vs. shearing deformation of rock

试样1和试样2二者上覆荷载接近,以之为例进行对比。试样1为岩体自身破坏,其τf=272.94 kPa,τr=35.11 kPa,降幅达8 7.14%;试样2为沿岩体结构面破坏,其τf=20.43 kPa,τr=16.22 kPa,降幅仅20.61%。

原位直剪试验6个试样中,岩体自身破坏仅2块,故其强度参数须结合相关经验值及地勘反演获取,以供下一步分析。

3 顺层边坡开挖卸荷特征模拟研究

3.1 模型建立

基于图1所示剖面及防护方案,建立有限元二维模型如图7所示。考虑边界效应,模型长度设置200 m,坡口左侧至边界距离110 m,整体坡高91 m,单级坡高10 m,坡比为1∶0.75,台阶宽度2 m。

图7 顺层边坡数值模型Fig.7 Numerical model of bedding slope

3.2 计算参数

数值模拟中,以满足Mohr-Coulomb强度准则的弹塑性6节点三角形单元模拟岩体,以无厚度的界面单元模拟结构面。岩土体参数依照原位直剪试验及地勘报告取值,如表2所示。其中,强风化泥岩及其结构面为该边坡的不利层面,依照原位直剪试验结果取值。

表2 岩土体物理力学参数Table 2 Physical and mechanical parameters of soil and rock

结构材料中,以点对点锚杆单元模拟预应力锚索自由段,以土工格栅单元模拟锚固段。依照边坡设计方案,坡面锚索张拉预应力设置300 kN,抗滑桩锚索张拉预应力设置400 kN。抗滑桩和框架梁采用板单元模拟,即将不连续结构等效为连续的板,并将相应结构换算为板单元的计算宽度。结构参数如表3所示。

表3 顺层边坡支挡结构参数Table 3 Parameters of supporting structure on bedding slope

考虑工程实际中,抗滑桩与加固岩体的接触表面被允许产生滑移和不连续接触,故在抗滑桩模拟中也采用符合Mohr-Coulomb理论的界面单元模拟桩-岩接触界面。其中,抗滑桩高度取26 m,界面最大剪力取150 kN/m,剪切刚度模量取100 MPa,法向刚度模量取1.0×109MPa。

在此基础上,对图7所示顺层边坡有限元模型进行考虑卸荷效应的开挖、支护模拟分析,以探讨顺层边坡的开挖卸荷变形机制及应力、位移分布特征等。

3.3 模拟结果分析

3.3.1 分布开挖下顺层边坡卸荷松动区的界定

卸荷回弹是斜坡变形的主要方式之一,开挖过程中岩体朝侧向临空面的回弹膨胀破坏坡内岩体的既有应力平衡,进而发生变形甚至破坏[4,16,20-21]。不考虑支护结构设置,以开挖至边坡坡底为例,最不利条件下该顺层边坡的卸荷松动区界定如图8所示。

图8 顺层边坡卸荷松动区界定Fig.8 Definition of unloading loose zone of bedding slope

由图8(a)可见,开挖完成后顺层边坡的拉应力主要分布于临空面附近,在第二级边坡中部沿泥岩强、中风化界面延伸至斜坡后缘平台;同时,在开挖切层范围内,泥岩层面间有沿层面展布的拉应力分布带,但未贯通。由图8(b)可见,开挖完成后顺层边坡的塑性区分布特征与拉应力相一致。

这表明,顺层边坡的坡体内岩土体典型界面(如基覆界面、风化界面、岩层层面等)是开挖卸荷后的不利位置分布区,且拉应力易于沿界面向坡后延伸。

如图8(c)所示,将顺层边坡开挖完成后的拉应力区和塑性区叠合,取顺层边坡临空面附近拉应力作用下的塑性区作为卸荷松动区。本次数值试验中,在上一步开挖结束后,针对边坡卸荷区内岩体以表2中卸荷条件下的对应参数进行更新,再进行下一步计算,直至边坡开挖结束,以考虑边坡的开挖卸荷效应。

将顺层边坡卸荷松动区距坡面最大距离定义为卸荷深度,分布开挖下卸荷深度如图9所示。可见,卸荷深度随开挖步数的增大而增大,二者近似呈线性正相关,拟合如式(2)所示。

图9 顺层边坡卸荷深度分布Fig.9 Distribution of unloading depth of bedding slope

y=0.134x+0.27,R2=0.983

(2)

可在顺层边坡防护设计时,根据切层厚度获取卸荷深度估计值,进而合理确定预应力锚索等支挡结构的有效锚固深度。

3.3.2 位移场分析

服从“分级开挖、边开挖边支护”的设计原则,数值试验中分布开挖支护下顺层边坡的水平位移如图10所示。

图10 顺层边坡水平位移云图Fig.10 Horizontal displacement cloud of bedding slope

可见,边坡水平位移变化具有明显的空间效应,每级边坡开挖后,坡底及坡面均出现较大回弹变形,且坡面位移最大值主要集中在该开挖级的中下部;结构面水平位移等值线走向与结构面方向基本一致,表明边坡主要表现为沿中下方结构面发生错动。

开挖第三级边坡并支护后,水平位移最大值位于坡脚位置,为0.97 mm;开挖第二级边坡并支护后,水平位移最大值位于二级边坡坡面中下部,为12.25 mm;开挖第一级边坡并支护时,水平位移最大值位于一级边坡坡面及二级边坡中下部,为31.25 mm;抗滑桩支护完成后桩顶位置水平位移最大,为95.84 mm。这表明,桩前土体开挖对边坡整体位移有较大影响,施工作业时应及时张拉锚索,加密监测频率,保证边坡安全稳定。

3.3.3 应力场分析

数值试验中分布开挖支护下顺层边坡的水平位移如图11所示。由图11(a)可知,顺层边坡开挖完成后,最大主应力呈条带状分布,且越靠近地表及临空面应力值越高;由图11(b)可知,最小主应力在临空面附近由压应力逐渐转变为拉应力,方向近似于垂直临空面,为岩体发生卸荷劣化的主要控制应力。

图11 顺层边坡应力云图Fig.11 Stress cloud of bedding slope

结合图8可知,支挡结构起到了良好的支护效果,及时支护边坡有效的抑制了坡面岩体受卸荷效应影响发生的侧向膨胀趋势,改善了坡体应力状态,减小了卸荷区面积,使坡面位移得到控制。

4 结论

依托实际工程案例,通过现场原位直剪试验获取了名山组粉砂质泥岩的强度参数,并分析了其破坏特征及强度特征;然后,通过有限元数值模拟研究了考虑卸荷效应的顺层边坡开挖卸荷特征,给出了卸荷松动区的界定,并对边坡的应力、变形特征进行深入分析。得出如下主要结论。

(1)名山组强风化泥岩具有明显的应变软化特征,且岩石自身表征更明显,剪切面贯通后强度值其结构面强度衰减约20.60%,自身强度衰减约87.10%。岩石自身强度显著高于结构面,且强度曲线特征受上覆荷载影响较小。

(2)将顺层边坡坡脚开挖后拉应力作用下的塑性区界定为卸荷松动区,可得基覆界面、风化界面和岩层层面是坡脚开挖后的卸荷松动易发位置,卸荷深度与切层厚度近似呈线性正相关关系,建立了相应的拟合关系式。

(3)“边开挖边支护”条件下,顺层边坡的水平位移具有明显的空间效应,开挖卸荷后坡底及坡面均出现较大回弹变形,且坡面位移最大值主要集中在该开挖级的中下部;结构面水平位移等值线走向与结构面方向基本一致,表明边坡主要表现为沿中下方结构面发生错动。采用锚拉桩支护时,桩前土体开挖对边坡整体位移有较大影响,施工作业时建议及时张拉锚索,加密监测频率。

(4)顺层边坡开挖完成后,最大主应力呈条带状分布,且越靠近地表及临空面应力值越高;最小主应力在临空面附近由压应力逐渐转变为拉应力,方向近似于垂直临空面,为岩体发生卸荷劣化的主要控制应力。