金沙江大橋麗江岸重力錨碇基坑邊坡穩定性分析及加固措施

彭浩然廖小平胡平周文皎魏家旭

1.中國鐵道科學研究院研究生部，北京 100081；2.中鐵科學研究院有限公司，成都 610036；3.中國鐵道科學研究院集團有限公司鐵道建筑研究所，北京 100081；4.云南省建設投資控股集團有限公司，昆明650501

為確保路塹邊坡施工建設的安全及其道路運營投入的穩定，對未發生災害的邊坡應做好有力支護，對已經發生災害的邊坡應做好徹底整治［1-2］。同時，可借助數值分析軟件對邊坡穩定狀態進行有效評估，從而更好地指導工程實踐［3-7］。王浩等［8］依托典型路塹高邊坡病害案例，研究了多次滑動狀態下的變形破壞特征及防治工程對策，采用節理有限元法模擬了邊坡漸進破壞演化過程，分析了滑動成因機制，并多方面闡述了滑坡治理成果。李庶林等［9］運用強度折減法，針對三道莊的高陡邊坡滑坡開展穩定性分析評價，并系統地論證了滑坡治理加固的工程效果。喻永祥等［10］以雪浪山橫山寺西側高邊坡為研究對象，結合離散單元法計算在不同工況下邊坡的穩定狀態和破壞機理，利用模擬計算結果和后期監測數據相互驗證，確保了工程治理措施的有效性。

本文參考以上文獻采用的模擬方法及研究思路，以云南香麗高速公路金沙江大橋麗江岸重力錨碇基坑西坡為例，采用有限差分軟件對該路塹邊坡加固防治的重要階段進行模擬分析，并利用強度折減法，評估其穩定性狀態及防治工程效果。

1 工程概況

云南香麗高速公路金沙江大橋麗江岸重力錨碇基坑邊坡錨碇區地屬麗江市龍蟠鄉長勝村上莫古喜緩坡地帶［11］。原地形為一大型沖溝，溝谷內堆積有多處不良地質體，地貌高低起伏，凹凸不平。溝內開挖面揭露主要為碎石土，黏土充填，含水豐富。

原設計邊坡為五級坡，高約48 m，每級坡高10 m，平臺寬2 m，各級邊坡依次布設錨索框架結構，錨索長度20~25 m。2016年8月，當開挖至第3級平臺時，邊坡大面積垮塌，對重力錨碇基坑的施工安全造成嚴重威脅。

對滑坡展開進一步分析調查，發現該滑坡位于重力錨碇西側邊坡溝槽內，斜坡表層分布松散體。當開挖至原設計3級平臺處，沿溝槽發生堆積體滑坡，滑體厚度約15 m，滑動體積約14.4萬m3，滑體物質主要為碎石土。該滑坡主要表現為沿基巖頂面的堆積體滑動，滑面Ⅰ傾角約16°。但隨著邊坡變形持續擴展以及滑移體的蠕動擠壓，很可能會誘發深層滑動，進而產生沿強~中風化交界面的潛在滑動，潛在滑面Ⅱ傾角約20°。

因此，亟須對該邊坡滑坡進行整治加固，變更原設計方案，采用兩排抗滑樁+錨索的加固措施。下排抗滑樁設置在原邊坡2級平臺，共22根樁，上排抗滑樁設置在坡體中部，共18根樁，抗滑樁均采用圓形樁，旋挖成孔。樁頂以下布設多排錨索，均設置在腰梁上，邊坡設計加固斷面（K79+980）如圖1所示。

圖1 K79+980斷面邊坡加固示意

2017年6月，在抗滑樁施工完成并實施了第一次邊坡開挖之后，通過監測發現邊坡再次出現位移，同時抗滑樁樁頂處發生較大位移。由于錨索腰梁及時施作并發揮作用，坡體變形得以控制，邊坡恢復穩定。

2 數值模擬

2.1 數值模型參數的確定

選取具有代表性的剖面K79+980建立數值模型，模型全長235.0 m，高131.5 m，寬20.0 m。為有效提高計算效率、合理優化計算精度，該基坑邊坡模型共劃分12 980個單元，14 714個節點。模型底面采用三向零位移邊界，側面均為水平零位移邊界，土體材料取理想彈塑性Mohr-Coulomb本構模型，開挖部分則采用內置空模型。結合實際工程情況，考慮設置兩層滑面，分別為強風化板巖與上覆堆積層之間的堆積體界面（滑面Ⅰ）、強~中風化板巖間的風化界面（滑面Ⅱ）。除此之外的巖體結構面及次要影響因素暫不考慮在模型結構設計內，地下水作用綜合反映并折算在其巖土強度參數中。結合現場相關試驗成果及穩定狀態反分析方法，綜合確定該邊坡巖土體和各級滑面的力學參數，見表1、表2。

表1 巖土物理力學參數

表2 滑面物理力學參數

2.2 加固防治多過程分析

采用強度折減法計算得出自然條件下斜坡的穩定系數為1.24，處于穩定狀態，與實際工程情況相符。分四個階段分析研究該邊坡的變形特征，并評價其支護加固效果，分析過程為：加固抗滑樁→第一次邊坡開挖→加固腰梁及預應力錨索→第二次邊坡開挖。

2.2.1 加固抗滑樁

在邊坡設計中，下排樁采用直徑2.5 m的旋挖圓形樁，樁長45 m，樁間距5 m，深入穩定巖層以下數十米；上排樁采用直徑1.5 m的旋挖圓形樁，樁長35 m，樁間距5 m，深入基巖以下近10 m，抗滑樁結構布置如圖2所示。

圖2 抗滑樁結構布置

結合現場試驗數據及樁-土界面性質，綜合確定抗滑樁的結構參數，見表3。表中黏聚力及剛度取值均按單位長度計，切向耦合彈簧剛度和黏聚力參數反映樁土界面的剪切應力作用，法向耦合彈簧剛度和黏聚力參數反映樁土界面之間的法向力學作用。

表3 抗滑樁結構參數

運用強度折減法計算抗滑樁加固后邊坡的穩定系數為1.35，相較于自然斜坡更安全。這表明加固抗滑樁對穩定邊坡起到重要支護作用，同時為后續坡腳處開挖重力錨碇基坑提供有力保障。

2.2.2 第一次邊坡開挖

在加固抗滑樁后，對邊坡實施第一次開挖。現場第一次開挖三級邊坡后，坡體及樁頂均產生了不同程度的位移。由于及時加固完成腰梁錨索，邊坡變形得以有效控制。

1）自然工況

采用對第三級邊坡先整體開挖、再整體加固的模擬方案。第一次邊坡開挖高度近20 m，開挖土方量較大，容易危及邊坡穩定狀態。

在自然工況下第一次開挖后，邊坡的最大剪應變增量、塑性區分布及水平位移見圖3。可知：①由于開挖松弛、卸荷回彈，坡體變形集中在邊坡開挖后的臨空側，以及依附于基巖頂面沿滑面Ⅰ末端向斜坡坡頂后緣延伸的剪切變形帶區域。②剪切屈服同樣集中在滑面Ⅰ末端向坡頂延伸的局部范圍，但此時屈服區還未與坡頂貫通，坡頂也尚未出現拉裂破壞。③水平位移主要發生在淺表堆積層界面以上，最大水平位移位于邊坡開挖臨空側頂部，達349.5 mm。結合現場調查，發現開挖后坡體變形特征與模擬結果相符，并且其樁體附近巖土體的位移均在同一量級，說明了該模型計算分析的合理性。

圖3 自然工況下邊坡第一次開挖后最大剪應變增量、塑性區分布、水平位移

上述變形特征表明，因坡體開挖，下部支撐削弱，沿滑面Ⅰ產生局部剪切變形，對邊坡穩定產生不利影響。由于抗滑樁的支擋作用，坡體變形暫時得到一定程度的限制。

運用強度折減法計算第一次開挖后自然工況下邊坡的穩定系數為1.09。此時邊坡穩定系數較低，一旦遭遇連續降雨或其他工況作用，很可能造成邊坡整體失穩變形，發生更為嚴重的病害。

2）降雨工況

為研究開挖后邊坡在降雨工況條件下的穩定性狀態，假設邊坡巖土體重度為飽和重度，各級各段滑面巖土體抗剪強度力學參數折減至原強度95%，模擬預測降雨對邊坡的影響。

在降雨工況下第一次開挖后，邊坡的最大剪應變增量、塑性區分布及水平位移見圖4。可知：①剪切變形仍集中在邊坡開挖后的臨空側以及沿滑面Ⅰ向坡頂后緣延伸區域，但相較于自然工況，開挖臨空面附近土體變形呈持續增大趨勢，滑面Ⅰ末端的剪切變形帶與坡頂基本連通。②剪切屈服區范圍明顯增加，主要表現為沿滑面Ⅰ末端向坡頂剪切屈服貫通，并且在坡頂處出現拉裂屈服。③水平位移的產生依附于堆積層界面，并有沿堆積層界面向臨空面方向的滑移趨勢，變形程度及范圍相較于自然工況明顯增大，其中最大水平位移達613.7 mm，比自然工況增大了75.6%。

圖4 降雨工況下邊坡第一次開挖后最大剪應變增量、塑性區分布、水平位移

在模擬預測的降雨工況條件下，坡體變形已由局部發展到整體，形成了貫通坡體內部的剪切變形帶。與此同時，后緣裂縫張開并伴有局部下錯，不穩定斜坡體對抗滑樁的擠壓作用變得更為明顯。經計算，降雨工況下邊坡的穩定系數由自然工況的1.09減小到1.03，邊坡穩定性進一步降低，產生了較為嚴重的坡體變形。

綜合邊坡的變形特征及穩定狀態發現，抗滑樁雖然對抑制邊坡變形起到一定的防護作用，但受開挖擾動及降雨作用的影響，下部坡體支撐受開挖削弱，滑面受雨水浸潤軟化，抗滑力減小；同時，地下水位上升，坡體自重增加，下滑力增大，致使邊坡產生嚴重失穩變形。因此，需要及時對邊坡施加其他治理手段和防護措施，否則一旦發生大規模滑坡災害，治理難度將變得更大，費用也更高。

2.2.3 加固腰梁及預應力錨索

為及時治理邊坡病害，防止變形加劇，立即對邊坡采取了腰梁及預應力錨索加固措施。在下排樁樁頂以下1、5、9、13、17 m設置5φ15.2預應力錨索，上排樁樁頂以下1.5、4.5 m設置5φ15.2預應力錨索，鉆孔孔徑150 mm，抗拉強度為1 860 MPa。錨索位于圓形抗滑樁的兩側，且均布置在腰梁上，腰梁高0.5 m、厚0.45 m，腰梁及預應力錨索布置如圖5所示。

圖5 腰梁及預應力錨索布置示意

結合本工程實際情況，分別選用梁結構單元（beam）和錨結構單元（cable）模擬腰梁及預應力錨索結構。腰梁及預應力錨索的結構參數見表4、表5，表中黏聚力及剛度取值均按單位長度計。

表4 腰梁結構參數

表5 錨索結構參數

邊坡在腰梁及預應力錨索加固后的最大剪應變增量、塑性區分布及水平位移見圖6。可知：加固后坡體剪切變形得到有效控制，塑性區分布顯著減少，同時滑帶末端未有任何變形跡象；最大水平位移由加固前的349.5 mm降低到102.5 mm，減小了70.7%，變形顯著降低。

圖6 腰梁及預應力錨索加固后邊坡最大剪應變增量、塑性區分布、水平位移

運用強度折減法計算加固后的邊坡穩定系數為1.45，處于穩定狀態。

為進一步研究在不同階段抗滑樁的變形特征，沿樁深每間隔1 m設置監測點，將不同模擬階段分別簡化為自然工況（第一次邊坡開挖后）、預測降雨工況（第一次邊坡開挖后）、加固工況（加固腰梁及預應力錨索），得到抗滑樁變形曲線見圖7。

圖7 抗滑樁變形曲線

由圖7可知：自然工況下抗滑樁產生了20 mm以上的撓度，與現場實際發生的樁體位移變形狀態相符。從自然工況到預測降雨工況，兩排抗滑樁的樁身撓度均有較大幅度提升，說明降雨條件下抗滑樁需要承受更大的滑坡推力來抵抗坡體變形滑動，因而產生的樁體位移更為顯著。在加固完成腰梁及預應力錨索后，樁身撓度明顯降低，表明腰梁錨索與抗滑樁的協同作用抵抗坡體下滑力，樁錨變形協調作用充分發揮，進而保障了坡體穩定。另外，觀察上排樁的撓度曲線，發現樁體在預測降雨工況下產生了向滑動方向的整體偏位，表現出被推歪的狀態，說明上排樁深入基巖的長度還稍有欠缺，故產生偏位轉動。而下排樁的撓度曲線曲率隨樁深逐漸減小，樁體下部幾乎未發生任何位移，表明其埋深較大的嵌固端無法轉動，樁體僅發生撓曲變形。相較于加固前，坡體變形和樁身撓曲在腰梁及預應力錨索加固后均得到有效控制，邊坡穩定系數由1.09提升到1.45，恢復穩定狀態，因此對該邊坡實施腰梁錨索加固措施很有必要。

在完成腰梁錨索結構的加固后，對錨碇基坑西坡下排抗滑樁實施了深孔位移監測，結果見圖8。可知：通過對現場的長期監測，測斜孔孔口以下13 m處的位移累計達到1.1 mm，其監測孔位移較小，未發生明顯變形。綜合現場實際監測數據與模擬結果，發現兩者具有良好的一致性，說明了數值反演分析能夠較為真實地揭示邊坡災變過程，預測加固防護效果。

圖8 腰梁錨索加固后下排樁累計深部位移監測曲線

2.2.4 第二次邊坡開挖

完成腰梁及預應力錨索加固后，開挖第一、二級邊坡，坡率按1∶0.3設計。邊坡在第二次開挖后的最大剪應變增量見圖9。可知：第二次邊坡開挖并未引起明顯的剪切變形，說明腰梁及預應力錨索的加固防治對邊坡穩定起到積極作用。運用強度折減法計算第二次邊坡開挖后的穩定系數為1.43，相比開挖前僅損失0.02，邊坡仍處于穩定狀態。

圖9 第二次開挖后邊坡最大剪應變增量

研究第二次邊坡開挖后在預測降雨工況條件下的穩定性狀態，仍采用假設邊坡巖土體重度設為飽和重度，各級各段滑面巖土體抗剪強度參數折減至原強度的95%的方法，用以模擬降雨對邊坡的影響。經計算，第二次開挖降雨后邊坡的穩定系數由自然條件下的1.43變化為1.40，滿足JTG D30—2015《公路路基設計規范》中對高速公路邊坡非正常工況穩定系數的規定。通過對比數值模擬結果與后期運營監測數據，發現其變形特性及坡體穩定狀態與現場實際監測結果相符，進一步表明腰梁及預應力錨索的加固防治措施具有必要性。

3 結論

1）邊坡開挖后，由于坡腳失去支撐，抗滑力主要由抗滑樁來承擔，產生的剪切變形主要集中在邊坡開挖后的臨空側以及依附于基巖頂面沿滑面Ⅰ末端向坡頂延伸的剪切變形帶區域。從開挖后的自然工況到預測降雨工況，坡體變形及樁身撓曲顯著提升，邊坡處于欠穩定狀態。僅依靠抗滑樁支擋難以防控坡體變形，亟須其他加固措施維持坡體穩定。

2）在完成腰梁及預應力錨索加固后，樁錨變形協調作用充分發揮，坡體位移及抗滑樁樁體位移均大幅降低。同時邊坡穩定系數由加固前的1.09提升到1.45，即使在第二次開挖后的降雨工況下穩定系數也保持在1.40，皆滿足設計規范中的穩定性要求。這一結果表明腰梁及預應力錨索加固的有效性和必要性，為保障邊坡穩定起到了關鍵作用。