水位變化對半填半挖陡坡路基滲流、穩定性及沉降的影響分析

龍兵

（珠海市規劃設計研究院，廣東 珠海 519000）

水位變化對半填半挖陡坡路基滲流、穩定性及沉降的影響分析

龍兵

（珠海市規劃設計研究院，廣東 珠海 519000）

以某城市公園內道路為實例，對半填半挖陡坡路基的滲流、穩定性及沉降進行了分析，探討了地下水位變化對此類路基內部地下水滲流、邊坡穩定性及路基沉降變形量的影響，可為此類路基的設計提供參考。

水位變化；地下水滲流；路基穩定性；沉降變形

0　引言

半填半挖陡坡路基在山區道路設計中較為常見，由于現狀地面較陡，陡坡面上的填土如果處置不好，很容易引起滑坡、不均勻沉降等路基病害。水是影響路基穩定性最重要的因素之一，如果半填半挖陡坡路基處于河邊或水庫邊，在汛期常有水位快速升降的現象出現，變化的水位對路基填土會產生動水壓力及浮力，地下水會使土體的抗剪能力減弱，邊坡穩定的安全系數降低。地下水位變化使路基內部孔隙變化，土體膨脹或收縮，從而影響沉降。

本文采用巖土有限元軟件 GeoStudio的SLOPE/W模塊、SEEP/W模塊以及SIGMA/W模塊，以某公園內水庫邊道路為實例，定量分析水庫邊半填半挖陡坡路基在水位升降過程中，路基內部滲流、邊坡穩定性及沉降量的變化情況，為工程設計提供參考。

1　工程概況

南方某城市公園內道路，局部路段一側靠山，山體自然坡面較陡，另一側臨近現狀小型水庫，該段路基是臨近水庫的半填半挖陡坡路基。選取該段最不利斷面進行研究，該處斷面現狀地面為傾斜陡坡，坡度為1∶1.8，路基寬度為16.3 m（其中含碎落臺3 m、邊溝0.8 m、機動車道7 m、綠化帶2 m、自行車道2.5 m、土路肩1 m），填方高度為14 m，按兩級8 m+6 m設置，采用相同坡度1∶1.5。圖1、表1為該斷面的參數、土層情況。由于自然地面斜坡陡于1∶5，路基橫向采用挖臺階處理，每級寬度為2 m。因實際施工時，臺階開挖形狀不規則，難以將填挖結合的地方碾壓緊密，現狀斜坡上的表層土一般強度不高，若滲入雨水，結合部的土強度將會更低。因此，本次分析按不利狀態，考慮填挖結合部有軟弱滑動帶土體約40 cm厚度，見圖1。另外，水庫底部存在有約2 m厚度的淤泥層，本次采用拋填片石處理。靠水庫的邊坡坡面采用漿砌片石護坡，厚30 cm，坡腳設置漿砌片石護腳，80 cm頂寬，160 cm底寬，80 cm高度。

圖1　最不利計算斷面（單位：m）

表1　相關計算參數表

2　陡坡路基在常水位時的加格柵處理及穩定性

2.1陡坡路基不加格柵時的邊坡穩定性

首先驗算路基在無土工格柵時的穩定性，確定該路基是否需要加格柵，以及加格柵的范圍。采用SLOPE/W模塊為計算工具進行計算，計算方法為摩根斯坦-普瑞斯法。摩根斯坦-普瑞斯法是巖土界公認的較嚴密的邊坡穩定性計算方法，對滑裂面形狀無要求，同時滿足力、力矩平衡方程。

首先分析路基填土采用砂土的情況。砂土處于干燥、飽和狀態時，幾乎沒有粘聚力，但是處于非飽和狀態時，卻能表現出較小的粘聚力[1]。本次計算，砂土粘聚力以地下水位為界，水位以下粘聚力取零，水位以上粘聚力取2 kPa[2]。經軟件計算，如果路基采用砂性土填筑，半填半挖陡坡路基在無格柵時的安全系數為1.160。

然后將其中的砂土替換為粘性土，計算無格柵時的安全系數為1.170。

根據規范要求，穩定安全系數應不小于1.25，因此，砂土和粘土填筑該陡坡路基，都需要采取加固措施，才能滿足設計要求，見圖2、圖3。

圖2　最危險滑動面位置圖（填砂土）

圖3　最危險滑動面位置圖（填粘土）

雖然粘性土粘聚力較大，對路基的穩定性有一定的貢獻，安全系數略大，但是，粘性土的滲透系數小，難以疏干滲入路基的雨水，水庫邊水位升降時，動水壓力大，對路基的穩定性不利。綜合考慮，建議采用透水性較好的砂土填筑。下文中的計算，路基填土均采用砂土的參數。

2.2陡坡路基加格柵后的邊坡穩定性

由于路基填土采用砂性土，砂性土在干燥和飽和時粘聚力為零，容易出現淺層滑動，因此，本次分析考慮邊坡全高整體加筋。根據《公路土工合成材料應用技術規范》，對加筋路堤，土工格柵豎向層間距不宜大于80 cm，本次分析首先在路基全高范圍按豎向80 cm等間距布置土工格柵，進行初步試算，計算得安全系數為1.22，略小于規范值1.25。從計算結果分析可知，上部的土工格柵對邊坡穩定起控制作用，為繼續增大安全系數，可將上部約1/3高度的土工格柵加密，改成間距50 cm，計算得邊坡的安全系數為1.258，滿足規范不小于1.25的要求。圖4為路基全高范圍格柵間距為80 cm的最危險滑動面位置及形狀，圖5為上部1/3高度的土工格柵加密間距為50 cm，中下部格柵間距為80 cm的計算結果。

圖4　最危險滑動面位置（格柵間距80 cm）

圖5　最危險滑動面位置（上部格柵間距50cm）

3　陡坡路基穩定性受水位變化的影響分析

由于道路處于水庫邊，暴雨時期，水庫水位有大幅度上升的情況，暴雨過后以及開啟泄洪閘泄洪后，水庫水位又會迅速降低。快速變化的水位在路基內部產生滲流，影響路基內部水分的變化，對路基土的粘聚力和內摩擦角產生影響，因此，對邊坡的穩定性有一定的影響。本次采用巖土有限元軟件GeoStudio的SLOPE/W、SEEP/W模塊進行耦合分析，判斷路基穩定性受水位變化的影響究竟有多大。

具體分析步驟如下：

（1）采用SEEP/W模塊，分析常水位時路基內的孔隙水壓力分布情況（工況1），常水位為12.5 m；

（2）采用SLOPE/W模塊，分析常水位時的邊坡穩定性（工況1）；

（3）采用SEEP/W模塊，分析水位上升過程中的滲流情況及孔隙水壓力分布情況（工況2），該工況為暴雨期間，2 d內水位由12.5 m快速上升至20.5 m，增幅為8 m；

（4）采用SLOPE/W模塊，分析水位180 d持續保持20.5 m不變的邊坡穩定性（工況2）；

（5）采用SEEP/W模塊，計算泄洪時，水位下降過程中的滲流分析及孔隙水壓力分布情況（工況3），最高水位為20.5 m，3 h內快速下降8 m；

（6）采用SLOPE/W模塊，計算3 h快速下降8 m過程中的邊坡穩定性（工況3）;

（7）采用SEEP/W模塊，計算水庫水位從常水位開始，快速放干過程中的滲流分析及孔隙水壓力分布情況（工況4），1 h內水位由常水位12.5 m至放干，快速下降2.5 m；

（8）計算水庫放干過程中的路基邊坡穩定性（工況4）。

3.1路基內孔隙水壓力、邊坡穩定性在常水位時的計算結果（工況1）

工況1計算的是邊坡在常水位12.5 m時的孔隙水壓力分布情況，孔隙水主要向下部和左側路基內滲流。工況1的邊坡穩定安全系數為1.291，見圖6、圖7。

圖6　常水位時孔隙水壓力（單位：kPa）

圖7　最危險滑動面位置及形狀（常水位）

3.2路基內孔隙水壓力、邊坡穩定性在水位快速上升8 m過程中的計算結果（工況2）

工況2計算的是水庫水位在暴雨期間2 d內快速上升8 m的情況。圖8反映了工況2的浸潤線變化情況。路基內部的浸潤線隨著水庫水位的升高也相應上升。因路基外側填土為砂性土，滲透系數較大，路基內側為原狀粉質粘土、強風化砂巖，它們的滲透系數較小，所以浸潤線在砂性土中上升速度快，在粉質粘土、強風化砂巖中上升速度慢。浸潤線對路基內部的粉質粘土及強風化砂巖影響較小。水位在2 d內上升8 m，水位達到20.5 m，浸潤線影響范圍僅達到距邊坡坡腳約13 m的范圍。

圖8　浸潤線隨水位上升變化圖

水位開始上升時，雖然路基土的內摩擦力、基質吸力均有減小，但是因水位升高，水對路基產生的側向壓力增加，且側向壓力起主導作用，使路基的穩定性安全系數增大。水位上升并在一定時間內保持高水位20.5 m不變，在這期間，浸潤線在路基內部仍然會持續升高，使得路基土摩擦力、基質吸力會持續降低，而水位不變，水的側壓力不變，所以安全系數會慢慢減小，并在5個月后基本趨于穩定值。圖9的安全系數曲線顯示了這一變化情況，水位上升8 m，邊坡安全系數由1.3增大至1.72，增幅約32%；然后保持高水位一段時間，邊坡安全系數有減小的趨勢，150 d后慢慢趨于穩定，180 d后安全系數降低至1.58，降幅約8.1%。

圖9　水位上升、保持高水位期間的安全系數

3.3路基內孔隙水壓力、邊坡穩定性在水位快速下降8 m過程中的計算結果（工況3）

工況3計算的是水位達到工況2的最高水位后，在3 h內泄洪，由最高水位20.5 m降低至常水位12.5 m，快速下降8 m。在水位快速下降過程中，路基內部產生了非穩定滲流，地下水位線在路基內部不斷變化。圖10表示水位由最高水位20.5 m降低至常水位12.5 m過程中浸潤線的變化情況。由圖10可以看出，隨著水位下降，浸潤線也在不斷下降，開始下降較快，然后慢慢穩定下來。浸潤線在砂性土中的變化幅度大，在粉質粘土、強風化砂巖等土層中變化幅度很小，這取決于滲透系數的影響，滲透系數大，路基內部水分運動快，浸潤線位置變化快，幅度大。當水位穩定以后，浸潤線位置也相應穩定下來。

圖10　水位下降過程的浸潤線位置圖

圖11反映了路基穩定安全系數隨著水位快速下降8 m過程中的變化情況。路基穩定安全系數隨水位快速下降，也隨之減小。水位在下降8 m的過程中，穩定安全系數從1.72降低到1.281，降低幅度為25.5%；然后保持常水位一段時間，2 d內邊坡安全系數略有回升，回升至1.29，然后慢慢穩定，180 d后的安全系數為1.291。

圖11　水位下降及保持常水位期間的安全系數

水位降低，路基水分滲透流出路基，浸潤線下降，路基土的基質吸力漸漸增大，內摩擦力也逐步增強，對路基穩定性略微有利。但是，水位降低，水對邊坡的側向有利推力也快速減小，并且側向推力的影響起主導作用，因此，邊坡穩定安全系數開始仍表現為減小。隨著時間延長，水位維持在常水位一段時間，水的側向推力基本保持不變，土的基質吸力、內摩擦力則繼續增長，使得穩定安全系數在下降后又略有上升，再趨于穩定，圖11顯示了這一變化趨勢。

3.4路基內孔隙水壓力、邊坡穩定性在常水位至快速放干過程中的計算結果（工況4）

工況4計算的是水位在2小時內放干，由常水位12.5 m降低至水庫底10.0 m，快速下降2.5 m。在水位快速下降過程中，路基內部產生了非穩定滲流，地下水位線及浸潤線在路基內部不斷變化。圖12中，浸潤線位置隨著水位由常水位至放干過程而逐漸下降并慢慢穩定下來。與工況3類似。

圖12　水位放干過程中的浸潤線位置圖

圖13反映的是水位由常水位至放干過程中，路基邊坡穩定安全系數變化情況。水位由常水位至放干過程中，路基穩定安全系數隨之迅速降低，然后又略有上升。水位下降2.5 m，穩定安全系數從1.253降低到1.236，降低幅度為1.4%；然后保持放干狀態一段時間，15 h內邊坡安全系數略有回升，回升至1.249，然后慢慢穩定下來，相比常水位時的安全系數，降幅約0.3%。

圖13　水位放干過程中的安全系數

工況4的浸潤線、安全系數變化趨勢與工況3的情形類似，變化的原因也與之類似，在此不再贅述。

根據工況4的計算結果，水位由常水位至放干過程中，穩定安全系數僅1.236，為以上4種工況中最不利的情況，小于規范規定值1.25。因此，需進一步加強路基安全措施，將頂部格柵間距調整40 cm，經計算，加密格柵后安全系數能達到1.26，滿足設計及規范要求。設計時對這種情況應重點考慮。

4　陡坡路基的沉降變形受水位變化的影響分析

本次利用SEEP/W模塊、SIGMA/W模塊進行耦合分析，探討陡坡路基內部孔隙水運動與路基變形之間的關系。

本次僅分析水位上升及下降過程中，路基內孔隙水變化與路基變形之間的相關關系。首先采用SEEP/W模塊分析路基在常水位時的孔隙水壓力情況，再將常水位時的孔隙水壓力導入SIGMA/W模塊計算初始應力情況。以此為基礎，再進行耦合分析，計算水位變化引起的孔隙水壓力變化、應力變形變化。以下計算結果中x方向位移以向右為正，y方向位移以向上為正。

（1）水位由常水位12.5 m在2 d內上升至20.5 m過程中，路基沉降變形情況。

經計算，路基右上角點的位移變化情況如下：常水位時的x方向位移為5.6 mm，y方向為-7.2 mm，水位升高至20.5 m時的x方向位移為11.9 mm，y方向位移-3.6 mm。x方向位移增加了6.3 mm，y方向位移減小了3.6 mm。

（2）水位由最高水位20.5 m在3 h內下降至12.5 m過程中，路基沉降變形情況。

經計算，路基右上角點的位移變化情況如下：最高水位時的x方向位移為11.9 mm，y方向為-3.6 mm，水位下降至12.5 m時的x方向位移為7.8 mm，y方向位移-5.8 m。x方向位移減小了4.1 mm，y方向位移增加了2.2 mm。

從以上計算結果可知：隨著水位升高，x方向位移有所增加，y方向位移有所減小。隨著水位降低，x方向位移有所減小，y方向位移有所增加。水位上升，水向路基內滲透，路基土體積含水量增加，體積有膨脹趨勢，因此，水平位移有增加的趨勢，豎向位移有減小的趨勢，但是變化幅度不是很大。相反，水位下降，因水從路基內滲出，路基有收縮的趨勢，所以水平位移會減小，豎向位移會增加。

5　結　論

（1）半填半挖陡坡路基在設計時，如果現狀地面坡率陡于1∶2.5時，應驗算其穩定性，如果穩定性不能滿足規范要求，可設置土工格柵或支擋構筑物增強邊坡穩定性。

（2）水位快速上升時，臨水一側路基內的浸潤線也隨之上升，并且在滲透系數大的砂性土內上升速度快，在弱透水性土層中上升速度慢。水位上升，邊坡安全系數相應增加。這是因為水對邊坡的側向有利推力快速增加，并且側向推力的影響起主導作用，路基土內部基質吸力及摩擦力的減小只起次要作用，因此整體表現為安全系數增加。

（3）水位快速下降時，臨水一側路基內的浸潤線也隨之下降，并且在滲透系數大的砂性土內下降速度快，在弱透水性土層中下降速度慢。水位下降，邊坡安全系數相應降低。這是因為水對邊坡的側向有利推力快速減小，并且側向推力的影響起主導作用，路基土內部基質吸力及摩擦力的增加只起次要作用，因此整體表現為安全系數減小。

（4）水位由常水位至放干狀態為最不利工況，該工況的路基安全系數會在水庫放干過程中進一步降低，可能產生安全隱患，設計時應引起重視，驗算該工況的安全系數，并采取可靠措施，增強路基穩定性。

（5）水位上升，水向路基內滲透，路基土體積含水量增加，體積有膨脹趨勢，因此，水平位移有增加的趨勢，豎向位移有減小的趨勢，但是變化幅度不是很大。相反，水位下降，因水從路基內滲出，路基有收縮的趨勢，所以水平位移會減小，豎向位移會增加。

[1]劉豐收.非飽和砂土的表觀粘聚力研究[J].水利水電科技進展, 2001(10):6-7.

[2]崔頔.非飽和砂土的表觀粘聚力研究[J].北方交通.2013(2):86-87.

U416.1

B

1009-7716（2016）03-0038-05

10.16799/j.cnki.csdqyfh.2016.03.011

2015-11-30

龍兵（1983-），男，湖南安化人，工程師，從事路橋設計工作。