雅萬高速鐵路泥頁巖路塹邊坡工程對策研究

崔維孝

(中國鐵路設計集團有限公司， 天津 300308)

雅萬高速鐵路沿線具有泥頁巖工程特性的地層構(gòu)造主要包括Subang地層構(gòu)造(Tms/Msc)和Jatilihur地層構(gòu)造(Tmj/Mdm)[1]。由于沿線泥頁巖具有低強度和強膨脹特性，給雅萬高速鐵路建設帶來了邊坡穩(wěn)定控制和基床變形控制兩大突出技術(shù)難題，本文將結(jié)合雅萬高速鐵路建設，對泥頁巖路塹邊坡工程對策開展研究。

1 勘察試驗情況

根據(jù)巖石薄片鑒定，泥頁巖主要由巖屑、晶屑、玻屑和火山灰組成，部分為硅藻和黏土質(zhì)，礦物成分主要為隱晶～微晶黏土礦物，占比達90%以上，其次含有石英、長石、方解石等。受海洋沉積環(huán)境影響，泥頁巖中含有少量氯鹽。

右側(cè)泥頁巖邊坡傾向線路，視傾角16°～30°，節(jié)理裂隙發(fā)育。

根據(jù)沿線不同時代泥頁巖全風化層土工試驗統(tǒng)計結(jié)果，內(nèi)摩擦角為17.9°～20.9°，粘聚力為47.6～71 kPa。泥頁巖殘余剪切強度內(nèi)摩擦角為6.7°～17.3°，平均值為11.34°；黏聚力為1～3 kPa，平均值為2 kPa。

2 設計參數(shù)

原土樣土工試驗結(jié)果表征了全風化泥頁巖在天然狀態(tài)下的強度參數(shù)，殘余剪切試驗結(jié)果則表征了泥頁巖在外界環(huán)境作用下強度衰減可能達到的強度。

膨脹巖土的強度設計參數(shù)的確定是永恒的技術(shù)難題，甚至有內(nèi)摩擦角取室內(nèi)試驗值的1/7，黏聚力取室內(nèi)試驗值的1/14的建議[2]。本次研究嘗試了經(jīng)驗參數(shù)化、借鑒當?shù)匮芯砍晒盎谑Х€(wěn)邊坡反算的方法。

2.1 經(jīng)驗參數(shù)化

在雅萬高速鐵路路基設計過程中采用了經(jīng)驗參數(shù)化設計方法，即將根據(jù)經(jīng)驗判定為穩(wěn)定的邊坡按臨界穩(wěn)定安全系數(shù)進行反算，確定邊坡強度設計參數(shù)。

以文獻[3]為例，對邊坡高度不超過10 m的膨脹巖土邊坡坡率及平臺設置提出了建議值，如表1所示。

表1 膨脹土(巖)路塹邊坡坡率和平臺寬度表

鑒于相關(guān)規(guī)范對于邊坡穩(wěn)定性的規(guī)定并不完全一致，本次研究邊坡最小穩(wěn)定安全系數(shù)按一般工況1.35[4]、地震工況1.15[5]，臨時工況1.10[6]進行計算分析。重點在于探討參數(shù)確定方法及對策，并假定了表1的邊坡坡率及平臺寬度在最大邊坡高度時臨界滿足一般工況穩(wěn)定安全系數(shù)要求，在巖土強度參數(shù)反算時，按穩(wěn)定安全系數(shù)不大于控制值取值。

按一級邊坡高度6 m，二級邊坡高度4 m，邊坡坡率1∶1.75、1∶2、1∶2.5，邊坡平臺寬度2 m、3 m、3 m，穩(wěn)定安全系數(shù)不小于1.35、邊坡土體重度20 kN/m3，對弱、中、強膨脹性巖土分別采用簡化Bishop法按圓弧滑動破壞模式進行了設計參數(shù)反算，據(jù)此確定了路塹邊坡設計采用的強度參數(shù)，如表2所示。

表2 經(jīng)驗參數(shù)化方法確定的設計參數(shù)表

2.2 當?shù)匮芯繖C構(gòu)的建議

2017年，當?shù)匮芯繖C構(gòu)提供的文獻中有來自Gartung(1986)的建議，如圖1所示。

圖1 Gartung(1986)建議的泥頁巖抗剪強度圖

2019年，當?shù)乜蒲腥藛T對于圖1的設計抗剪強度進行了修正，建議粘聚力c取7～25 kPa，內(nèi)摩擦角φ取13°～16°。

2.3 參數(shù)反算

盡管在路塹邊坡設計時，結(jié)合泥頁巖水敏感性強的特點提出了開挖后及時防護的要求，雅萬高速鐵路路塹邊坡開挖成形后，在裸露狀態(tài)下還是普遍經(jīng)歷了1～2個雨季及干濕循環(huán)的作用。泥頁巖開挖暴露經(jīng)歷雨季和旱季的干濕循環(huán)過程就是巖土強度參數(shù)從天然強度向殘余剪切強度衰減演化的過程，尤其對于大氣劇烈影響深度范圍內(nèi)的巖土體而言，其演化的程度更為顯著，局部表層黏土和泥巖全風化層，在降雨浸泡作用下甚至呈流塑狀態(tài)。因此雅萬高速鐵路沿線泥頁巖路塹邊坡在建設過程中出現(xiàn)了多處滑塌，滑塌主要發(fā)生于右側(cè)路塹邊坡，說明泥頁巖邊坡在降水作用下沿結(jié)構(gòu)面的強度衰減更加顯著。同時局部低洼易積水位置坡體往往受大氣降水及干濕循環(huán)的影響更大，其土體力學參數(shù)更易接近殘余剪切試驗結(jié)果，因而失穩(wěn)問題多發(fā)。

本次研究對于右側(cè)路塹邊坡發(fā)生滑塌的DK 52+463、DK 53+177、DK 54+830、DK 59+400等4個斷面(如表3所示)按統(tǒng)一的土體強度參數(shù)進行了抗剪強度反算，由于滑塌發(fā)生時，邊坡土體強度的衰減程度可能不一致，因此本次反算各斷面穩(wěn)定安全系數(shù)按不大于1控制，但不強求一致。

表3 計算斷面情況表

結(jié)合4個斷面破壞特征、土工試驗結(jié)果及對于泥頁巖相關(guān)強度參數(shù)的認識，采用Bishop簡化計算方法按順層滑動與切層圓弧組合滑面進行試算，確定的計算參數(shù)如表4所示。

表4 反算設計參數(shù)表

采用上述參數(shù)計算，DK 52+463、DK 53+177、DK 54+830、DK 59+400斷面的穩(wěn)定安全系數(shù)分別為0.917、0.999、0.844、0.914。

一般來說，泥頁巖全風化層由于比較接近地表，受大氣環(huán)境的影響較為顯著，對降雨和干濕循環(huán)相對敏感，因此抗剪強度較低。而強風化層受大氣環(huán)境影響相對較小，其天然強度保持較好，相對而言，表4中強風化泥頁巖的抗剪強度取值更加保守。

3 工程對策研究

按殘余剪切強度指標進行設計，工程措施的可靠性必然可以顯著提高，但經(jīng)濟性較差。采用保護和利用巖土天然強度的方法，可提高經(jīng)濟性；適當考慮外部環(huán)境變化對巖土參數(shù)的影響對保證工程措施的可靠性是必要的。

一般而言，邊坡土體抗剪強度較低需較緩的邊坡坡率才能保證穩(wěn)定性，而緩邊坡可能會增加降雨徑流在坡面的滯留時間使?jié)B透進入坡體的水量增大從而降低坡體強度。在坡面設置隔水防滲層可減小大氣影響深度、緩解大氣環(huán)境變化對坡體穩(wěn)定性的影響，如果隔水防滲層具有一定強度和厚度，還會對坡體失穩(wěn)具有約束作用。同時，對坡體進行局部置換，可以提高坡體復合強度，穩(wěn)定坡率變陡，減少占地、挖方及棄土外運。圍繞這個思路，本次研究提出了對于低強度坡體的工程解決方案，如圖2所示。該方案主要包括坡體置換加強與坡面置換加強兩部分。坡體置換加強可采用埋入式預加固樁[7]，其設計計算通常采用基于土壓力或滑坡推力的方法，但在本方案中，坡體置換加強主要用于提高坡體整體強度，在邊坡穩(wěn)定分析時，可采用條分法，其中加固體所在土條(如圖3所示)的抗剪強度可采用加固體與土體的復合強度，采用式(1)進行計算。

圖2 低強度坡體邊坡置換加強方案圖

圖3 置換體土條示意圖

(1)

式中：τsp——置換體與坡體復合抗剪強度(kPa)，坡體參數(shù)變化時可分段計算；

D——置換體直徑(m)；

S——置換體間距(m)；

τp——置換體抗剪強度(kPa)；

τs——計算位置坡體巖土層抗剪強度(kPa)。

坡面置換又稱重力罩面[8]、“壓重”[9]，坡面置換材料首先應滿足強度高及水穩(wěn)性好的要求。當坡體富水時尚需具有一定的滲透能力以避免阻水；當坡體干燥時應具抗?jié)B透性能力以減少降雨時雨水下滲，減小大氣影響深度，保護坡體天然強度。強度高可提高坡體穩(wěn)定性，起到類似于重力式擋土墻的作用。水穩(wěn)性的要求是基于覆蓋體位于坡體表面，受降雨及干濕循環(huán)影響比較顯著，只有具有較好的水穩(wěn)性才能保證長期強度。為避免置換層影響坡體內(nèi)部排水，一般應設置泄水孔。為保證可靠性，在坡體穩(wěn)定分析時宜取置換體飽和狀態(tài)下的強度參數(shù)。

該方案的設計計算步驟如下：

(1)確定最上一級邊坡坡率。一般可采用開挖至邊坡分級高度的一半滿足臨時工況邊坡穩(wěn)定安全系數(shù)的最陡坡率。最上一級邊坡高度較小時，可按一次開挖完成滿足臨時工況安全系數(shù)確定邊坡坡率。

(2)最上一級邊坡坡體置換加強設計。按具備最上一級坡面置換體施工條件的邊坡高度滿足臨時邊坡穩(wěn)定要求進行坡體置換設計。最上一級邊坡高度較小時，可不對坡體進行置換加強。

(3)最上一級邊坡坡面置換設計。按一級邊坡滿足一般工況下及地震工況的穩(wěn)定安全系數(shù)進行邊坡置換層厚度檢算。邊坡置換層最小厚度一般應滿足碾壓施工對填筑體寬度的要求，當計算確定的置換層厚度較大時，可通過調(diào)整邊坡坡率、坡體加固強度、深度及加固位置等進行調(diào)整。

(4)重復上述步驟依次進行下級邊坡設計，必要時可根據(jù)整體穩(wěn)定檢算情況調(diào)整邊坡平臺寬度及上級邊坡設計參數(shù)。

需要強調(diào)的是，該方案在施工時必須嚴格按照設計確定的邊界條件分步驟進行開挖、坡體置換加強及邊坡置換層的施工。上一級邊坡置換層施工完成后方可進行下一級邊坡的施工，并嚴格遵循開挖至坡體置換加強體頂面高程時進行坡體置換加強體施工的原則；置換體強度滿足要求后進行該級邊坡下半部分開挖；具備該級邊坡置換層施工條件時應及時施做置換層。

4 方案比較

以高速鐵路無砟軌道強膨脹泥巖順層側(cè)路塹邊坡為研究對象，視傾角15°，每1m厚度存在0.1 m厚軟弱夾層，全風化層厚度12 m，其下為強風化層，采用表4的巖土參數(shù)；地震動峰值加速度為0.25 g；設計采用“路堤式”路塹結(jié)構(gòu)，路堤高 0.6 m，為控制基床膨脹變形，基床厚2.7 m范圍內(nèi)采取換填措施；邊坡分級高度6 m，各級邊坡之間設置邊坡平臺。穩(wěn)定分析采用簡化Bishop法，按順層直線與切層圓弧的復合滑面進行計算。分別按邊坡高度6 m、12 m及18 m將研究提出的解決方案(方案Ⅰ)與常規(guī)設計通常采用的坡腳支擋與穩(wěn)定坡率結(jié)合的設計方案(方案Ⅱ)及按穩(wěn)定坡率設計方案(方案Ⅲ)進行對比分析。工程數(shù)量計算時統(tǒng)一以側(cè)溝平臺線路側(cè)(如圖2的點劃線)為基準，用地計算至塹頂以外5 m，坡面防護面積計列邊坡及平臺。投資估算采用的指標如表5所示。

表5 投資估算指標表

4.1 方案Ⅰ

坡體置換加強采用直徑為1 m的鉆孔灌注樁，坡面置換根據(jù)雅萬高速鐵路改良試驗結(jié)果采用表層黏土或全風化泥巖摻加不少于5%石灰，并按壓實度0.92控制，其設計參數(shù)取值為重度γ為20 kN/m3，內(nèi)聚力c為50 kPa，內(nèi)摩擦角φ為20°。經(jīng)過試算，路塹邊坡坡率均采用1∶1.75，側(cè)溝平臺及邊坡平臺寬度均采用2.0 m，坡面置換厚度均采用1.2 m。對應邊坡高度6 m、12 m、18 m分別設置1、2、3排坡體加固樁，其設置位置、間距及深度如表6所示，對應的穩(wěn)定安全計算結(jié)果如表7所示。

表6 坡體置換位置、間距及深度表

表7 施工節(jié)點計算穩(wěn)定安全系數(shù)表

4.2 方案Ⅱ

于坡腳設置懸臂高度為3 m的排樁墻(采用直徑為1 m的鉆孔灌注樁，間距1.2 m)，考慮換填層施工，臨時工況懸臂高度約5.5 m，不同邊坡高度計算確定的設計參數(shù)如表8所示。

表8 方案Ⅱ設計參數(shù)表

4.3 方案Ⅲ

不設置支擋結(jié)構(gòu)，按穩(wěn)定檢算進行坡率及平臺寬度設計，換填層施工按臨時工況控制穩(wěn)定安全系數(shù)。不同邊坡高度計算確定的設計參數(shù)如表9所示。

表9 方案Ⅲ設計參數(shù)表

4.4 對比分析

每米土方、用地及投資比較如表10所示。通過表10可以看出，置換加強方案在節(jié)省用地方面具有突出的技術(shù)優(yōu)勢，并可大幅度減少棄方從而減小對環(huán)境的影響；按設定的估算指標，工程投資除邊坡高度18 m時與方案Ⅲ持平外，均明顯低于其它兩個方案。方案Ⅲ在邊坡高18 m時經(jīng)濟性提高，其主要原因是強風化層設計強度參數(shù)的提高，說明置換加強方案在邊坡巖土強度較高時不具備技術(shù)優(yōu)勢。

表10 每米土方、用地及投資比較表

方案Ⅱ與方案Ⅲ比較，坡腳設置排樁墻隨著邊坡高度增加，其節(jié)省用地及挖方的作用減弱，投資增加比較顯著。雖然增加排樁墻高度或設置多排排樁可以提高方案的可靠性、進一步減少用地、挖方及防護面積，但其經(jīng)濟性將進一步降低。

方案Ⅰ兼顧了坡體強度的保護和利用，因此具有較好的經(jīng)濟性，同時由于坡體加固的分隔作用，即使出現(xiàn)局部坡體受環(huán)境影響其強度低于設計強度的情形，其破壞的規(guī)模較小，處理比較簡單，不會引起投資的較大增加。兼之其節(jié)省用地、土石方及防護工程的優(yōu)勢，對于坡體強度較低、水敏感性較強的邊坡工程具有突出的技術(shù)優(yōu)勢。

5 結(jié)論

雅萬高速鐵路沿線泥頁巖由于具有膨脹性，且每年都要經(jīng)歷旱季和雨季的交替作用，其強度參數(shù)的確定難度很大。對此提出了經(jīng)驗參數(shù)化確定方法，如果將規(guī)范經(jīng)驗進一步拓展至具體工點不同方向天然穩(wěn)定邊坡的經(jīng)驗，可提高針對性和合理性。

坡體與坡面置換加強相結(jié)合的邊坡方案對于提高坡體強度、減少大氣環(huán)境對坡體強度的不利影響具有積極意義，可用于膨脹巖土邊坡設計。