土體強度對古城墻穩定性的影響分析

胡健，王芳，朱磊，郭霞

（1.湖州職業技術學院，浙江 湖州 313000；2.浙江力豐建筑加固有限公司，浙江 湖州 313000；3.核工業湖州工程勘察院有限公司，浙江 湖州 313000）

0 前言

南京明城墻始建于1366年，現存城墻歷史上已進行過多次修繕，總長度近 30km，常見的損傷（圖1）現象有：墻體裂縫、鼓脹、墻頂位移、滑坡等，其中以滑坡產生的危害最大，而滑坡基本上發生在包山式這種結構形式的城墻中。

圖1 明城墻常見損傷

目前，多數文獻集中于城墻的損傷表觀描述和處理對策，另有部分研究涉及了城市市政建設工程對城墻的影響，對城墻的破壞機理深入開展研究的并不多見。鄭必勇等根據南京城墻保護工程的幾個實踐，闡述了南京城墻損傷與防范。康錦霞等對城墻磚以及灰漿進行了力學實驗，為指導平遙古城墻的維修加固提供科學依據。北京交大的袁大軍等研究了西安地鐵盾構施工對古城墻的影響。東南大學的張鶴年、劉松玉等分析了現代城市建設對古建筑的影響與加固措施。

滑坡穩定性研究經歷了從定性到定量分析，從確定性到非確定性分析的歷程。目前滑坡定量分析分為兩大類：非確定性分析和確定性分析方法。前者主要包括模糊數學分析法、灰色理論分析法、灰色模糊綜合法以及概率分析法等；后者主要包括解析法和數值分析法。盡管滑坡穩定分析方法眾多，極限平衡法作為最經典、也是目前最成熟有效的一種方法在實際工程中應用最為廣泛。

城墻就其結構形式而言，主要有包山式（如圖2-a）和自承重式（如圖2-b）兩種。由圖2-a可知，包山式城墻在結構形式上由外墻和內側土坡組成，外墻一般是由磚和粘合劑按一定配合比組成的磚砌體結構，而內側土體多是自然山體，砌筑時一般確保部分磚墻體嵌入后側土坡之中，因而外墻和土坡之間不僅存在相互作用的土壓力，而且存在交替砌筑時互錨的咬合力。采用傳統極限平衡法難以對組合結構的整體穩定進行分析，常用處理方法是將支擋結構的阻滑作用進行適當簡化并作用于土坡上，考慮到外墻和土坡之間咬合力的作用機理復雜且難以確定，因此在采用極限平衡法分析土坡穩定性時僅考慮了墻體對土坡的主動土壓力。

圖2 南京城墻結構形式

1 工程概況

獅子山段城墻平面走向如圖3所示，總長度約370m，2003年8月上旬的大暴雨后，靜海寺對面登道拐彎處的一段城墻發生多處滑坡，墻體滑坡高度為12m左右，滑坡長度約為50m。其中：1區和3區長度各約50m，均坍塌，其余部位墻體基本完整。該段城墻從工程地質剖面圖（圖4）可以揭示均為包山墻，磚體寬度約2m左右。由圖3可知3區城墻轉角處為明顯的滑坡，根據現場勘察，3區轉折處完全塌方，塌方區（圖5）平均寬度接近9m。

圖3 獅子山段城墻平面走向圖

圖4 3區工程地質剖面圖

圖5 3區土體塌方斷面

由歷史滑坡現場勘查可知，3區土體的破壞屬于齊城墻根部的整體失穩破壞，現采用極限平衡法中的幾種典型方法對3區斷面進行穩定性分析，傳統極限平衡理論難以直接對包山式城墻這種復合結構的穩定性進行分析，考慮到外墻和內側土體的咬合作用可將城墻和內側土體視為整體，且極限平衡理論在分析中假定滑動體為剛體未考慮其變形，因此可以將包山式城墻這種組合結構的穩定性分析簡化為對城墻后側土坡的穩定性分析并計入外墻對后側土體的作用。

2 穩定性分析

分析采用Geo-slope中SLOPE/W模塊，由于Geo-slope能自動搜索滑裂面，在利用Geo-slope進行穩定性分析時在圖4的基礎上進行適當簡化，大量邊坡失穩實例表明對于存在粘聚力的粘性均質土邊坡，下滑動點一般位于坡底，而在確定上滑動點時在圖中坡頂向右延伸5m并對上滑動點智能搜索。由3區工程地質剖面圖可知，內側土坡由兩層土組成，各層土的計算參數詳見圖中，由于土層分界面比較復雜，為簡化計算將實際中土體的強度指標c、γ近似按厚度進行了等效，圖中土體的c、γ、φ經等效后分別為 50kPa、18.5kN/m和 28。

考慮到城墻高度和寬度尺寸相對其縱向延伸尺寸非常小，可將城墻簡化為平面應變問題，由于城墻內側面傾角為87.6接近豎直，因此可認為支擋結構對后側土坡的主動土壓力方向為水平并且指向城墻內側土坡。經計算支擋結構的作用力大小為30kN/m，作用點距地面高度為1m,又結合獅子山段城墻3區土體塌方斷面（如圖4）確定計算簡圖如圖6所示，下面將采用瑞典法、Bishop法、Spencer法、Janbu法四種方法考慮土體強度指標折減下的安全系數求解。

圖6 計算簡圖

浙江大學的張旭輝開展了關于路堤浸泡強度的時間效應實驗研究，先將工程黏土土樣在常溫常壓下連續浸泡120h。分別提取浸泡0h（未浸泡）、浸泡12h、24h、72h、120h 的土樣進行固結不排水剪三軸實驗，得到各浸泡時間的抗剪強度指標，通過對多組實驗結果進行統計分析可知對路堤土體的粘聚力有顯著影響，且粘聚力大部分降幅在浸泡24h以內完成，浸泡72h之后趨于穩定，其降低幅度一般在60%左右，相比之下，浸泡對內摩擦角影響不太顯著，隨著浸泡時間的增加，內摩擦角呈上下波動且波動幅度在10%以內。結合上述研究結論和獅子山工程勘察資料并充分考慮土性差異帶來的影響，考慮的折減幅度均在0至60%之間變化。

為比較土體強度指標c、φ對穩定性的敏感程度，建立模型（模型同圖6）并計算，保持c、φ兩個參數中一個不變，另一個進行折減，觀察其穩定安全系數的變化并進行了對比。計算結果如表1和表2。

c折減下的安全系數 表1

φ折減下的安全系數 表2

對比表1和表2可知，隨著c或φ的折減，各種方法所得的安全系數均減小。對計算安全系數最小的bishop法而言，當粘聚力和內摩擦角分別折減30%時，所得的安全系數降幅分別為16.8%和10.3%，當粘聚力和內摩擦角分別折減60%時，所得的安全系數降幅分別為35.7%和19.7%，由此可知對應同一種方法比較c和φ折減所得的安全系數可知，相對于內摩擦角φ，土坡穩定性對粘聚力c更加敏感。

有限元強度折減法分析時需考慮c、tanφ的折減，為此還考慮了c、tanφ按同一比率折減時的變化，分析中分別折減10%至60%（10%為一級）時的邊坡安全系數的變化，并與土體安全系數為未折減時進行了比較。各種計算方法下不同折減率所得的最小安全系數見表3，并由此得出不同折減率下的安全系數曲線如圖7。

c、tanφ折減率下的安全系數 表3

圖7 c、tanφ折減下的安全系數曲線

圖 7列出了土體強度指標 c、tanφ折減時的最小安全系數變化曲線，由曲線可知，土體強度對邊坡的穩定性的影響很大。當c、tanφ折減30%時，絕大部分方法計算所得的安全系數降幅接近降幅為28%左右；當c、tanφ折減50%時，各種方法計算所得的安全系數降幅為45%左右。特別應注意的是當邊坡處于失穩的臨界狀態時即當安全系數為1時，四種方法對應的折減率均在40%～50%之間。

值得注意的是，以上土體強度折減范圍是為便于理論分析而參考相關文獻指定的。表觀上看雨水入滲時土體的強度折減與雨水強度、土體性狀、滲透系數等有關，歸結起來是由降雨入滲過程中土體含水率增加導致邊坡土體吸力降低而造成的，只有了解土體的含水率才能更加精確地評價邊坡的穩定性，因而研究含水率變化所導致的邊坡土體強度變化規律具有極其重要的工程意義。為進一步研究降雨入滲對邊坡安全系數的影響，應當取原狀土樣測得其在飽和、非飽和狀態下的強度參數，分析同一種土體在不同含水率狀態下的強度變化規律。

3 結論及建議

①分別計算了粘聚力和內摩擦角φ對安全系數的影響，相對于內摩擦角，土坡穩定性對粘聚力c更加敏感。

②考慮了土體強度c、tanφ同時按某一比率進行折減時的安全系數，得到邊坡處于失穩的臨界狀態時即當安全系數為1時，四種方法對應的折減率均在40%～50%之間，可為有限元強度折減法分析時提供參考。

③土體強度參數變化實質原因在于土體含水率發生改變，為深入研究降雨入滲對土坡穩定的影響，需要進一步研究土體在不同含水率下的強度變化規律。