庫水浸泡下全—強風化千枚巖橋基岸坡穩定性分析

唐 剛,廖 軍*,鄧 濤,王陳賓,謝 明,王睿麟,李 靖

(1.成都理工大學環境與土木工程學院,四川 成都 610059;2.成都理工大學傳播科學與藝術學院,四川 成都 610059)

白鶴灘庫區廣泛分布著水敏感性極強的千枚巖。千枚巖在庫水作用下,其強度會驟降,嚴重威脅庫岸穩定性[1]。受當地復雜地質地形的影響,大量橋基坐落在全—強風化千枚巖庫岸上,有時岸坡的全-強風化千枚巖會間雜出現,使岸坡穩定性分析變得更為復雜。因此,在全—強風化千枚巖間雜出現的庫岸上修筑橋基,岸坡的強度及穩定性是亟需關注的重要工程問題。

千枚巖遇水后強度會驟然下降,部分學者對此開展了許多有益研究,趙建軍等[2]、蔡國軍等[3]、張麗娟[4]通過常規巖石力學試驗,分析了千枚巖在不同浸水時間條件下的力學特性劣化規律,并且從微觀機理上解釋了其力學性質劣化機理。Hu等[5]利用不同水分狀態下的單軸壓縮試驗和三軸壓縮試驗,分析了千枚巖強度的劣化規律。

由水庫蓄水造成的岸坡失穩不勝枚舉,如瓦依昂水庫滑坡[6]、三峽庫區的千將坪滑坡[7]等。為研究庫水作用對岸坡穩定性的影響,目前國內外學者主要從以下方面開展研究。①庫水循環升降作用,如劉新榮等[8]、鄧華鋒[9]、肖瑤等[10]通過室內外試驗,得出巖土體受庫水循環升降作用后強度的劣化規律,為庫岸邊坡的穩定性計算分析提供了依據。Wang 等[11]研究發現在庫水位的上升或下降會增加或降低滑坡的穩定性。②庫水下降作用,如Sun 等[12]考慮庫水位快速下降時動水壓力作用,得到了水庫水位下降影響下邊坡穩定性的演變規律。傅鵬輝[13]研究了庫岸在庫水位下降時的穩定性問題。③水庫蓄水作用,如:宋丹青等[14-15]利用GPS對滑坡位移進行監測,并將邊坡熵引入庫岸邊坡穩定性評價中,對監測結果進行驗證。楊靜熙等[16]總結了岸坡變形破壞在空間上的分布與演變規律,為準確預測蓄水后庫岸穩定性提供了參考經驗。曹博等[17]采用Morgenstern-Price法計算分析了水庫蓄水過程中4種典型邊坡類型的穩定性變化規律。馮文凱等[18]通過現場試驗以及數值模擬,對白鶴灘庫區土質岸坡在未來蓄水后的穩定性問題進行預測分析。

從上述研究成果來看,水敏感性較高的千枚巖在庫水浸泡下,其抗剪強度參數產生劣化效應,對橋基岸坡穩定性不利。某大橋位于白鶴灘庫區內,其工程地質條件較差的右岸橋基岸坡坡腳及坡面局部全—強風化千枚巖裸露,蓄水后,庫岸上的全—強風化千枚巖長期位于運營水位以下,需要研究庫水浸泡對橋基岸坡穩定性的影響。基于此,以現有白鶴灘庫區的勘察資料為基礎,選取白鶴灘庫區該大橋右岸橋基岸坡為研究對象,以室內外巖土體物理力學參數試驗為依據,考慮白鶴灘水庫蓄水對岸坡千枚巖抗剪強度的劣化效應,結合數值模擬計算得到了該大橋右岸橋基岸坡穩定性的變化規律。研究成果對白鶴灘庫區類似橋基岸坡的災害分析與防治具有借鑒意義與參考價值。

1 工程概況

某大橋處小黑水河流近EW向,其右側岸坡地形坡度約30～40°,地表植被不發育,坡面覆蓋層為碎石混合土(Qcol+dl),結構較松散,下伏基巖為前震旦系通安組(Pt2t)的千枚巖,風化程度由全風化—強風化—中風化。坡體790 m以下全為裸露的結構破碎的千枚巖,根據GB 50021—2001(2009)《巖土工程勘察規范》,結合現場調查,該千枚巖為全風化與強風化間雜存在(圖1),需要同時考慮,其在坡表也有多處裸露,降雨后經常發生坍塌,堵塞道路。為了便于研究,將裸露的基巖稱為全—強風化千枚巖,該庫岸工程地質剖面見圖2。

圖1 裸露千枚巖實拍

圖2 大橋右岸工程地質剖面

白鶴灘庫區蓄水后,水位將升至825 m,至此,橋址的右岸坡腳處以及部分坡表裸露的全—強風化千枚巖將長期處于庫水浸泡中。庫水浸泡下岸坡穩定性將對坐落于右岸的橋基產生重大影響。

2 橋基岸坡穩定性分析

本次研究工點上部為散體結構、下部為全—強風化的破碎基巖,而該基巖力學性質極差,特別是浸水后力學參數接近于土體。由前人研究的工程實例可知,此類庫岸邊坡,無論覆蓋層厚度與坡體尺寸如何,其滑面均可能穿過全—強風化基巖層[19-24],見表1。因此,雖然本次工點的上部覆蓋層較厚,庫岸的穩定性可能仍主要由全—強風化基巖層的力學性質控制。

表1 基巖為全強風化巖層的邊坡實例

2.1 計算參數選取

根據橋位區分布的巖土層性狀,參考工程沿線巖土體物理力學試驗成果及附近工程相關巖土體參數提出橋位區各巖土層物理力學參數建議值,見表2。

表2 橋位區各巖土層物理力學參數

全—強風化千枚巖的參數取值依據現場取回巖樣的直剪試驗成果。對全—強風化千枚巖進行了不同浸水時間條件下的直剪試驗(圖3),獲取了抗剪強度參數變化規律,見表3。

圖3 試驗過程

表3 不同浸水時間下千枚巖力學參數

由表3可知千枚巖試樣隨著浸水時間的增加,其黏聚力(c)及內摩擦角(φ)均越來越小,抗剪強度降低。在浸水21 d時試樣抗剪強度參數c和φ劣化程度分別達到55%和25%左右,說明浸水作用下,千枚巖的黏聚力更為敏感。

為了直觀反映抗剪強度參數劣化規律,黏聚力和內摩擦角與浸水時間的關系曲線見圖4。由圖4可知,在浸水后期,全—強風化千枚巖黏聚力和內摩擦角的變化逐漸趨于穩定,其黏聚力和內摩擦角的劣化趨勢相似。

a)黏聚力

b)內摩擦角圖4 浸水后全—強風化千枚巖抗剪強度參數劣化曲線

2.2 計算模型概化及方案

2.2.1模型概化

由于岸坡結構特征較為復雜,計算時主要研究考慮全—強風化千枚巖力學參數的劣化對橋基岸坡穩定性的影響,為了簡便準確地獲得計算結果,需要對分析模型進行適當的假設概化,以達到最佳的分析結果。假設:①在巖層中全風化千枚巖巖層厚度薄,分析時與強風化千枚巖巖層歸為一類;②將同一層材料視為均質體;③橋墩及上部結構等效成荷載作用在橋基上。按上述假設條件,利用Geostudio有限元分析軟件的Slope單元建立圖5所示的分析模型。

圖5 岸坡穩定性計算模型

2.2.2計算方案

考慮正常水位線825 m水位條件下的岸坡穩定性特征。在825 m水位以下,全—強風化千枚巖巖層考慮表3中千枚巖力學參數劣化情況;在825 m水位以上,考慮全—強風化千枚巖天然強度。其他材料根據水位情況均只考慮天然和飽和2種狀態。

2.3 計算結果及分析

巖土體抗剪強度參數不同劣化程度下的穩定系數變化的分析方法為:根據不同浸水時間下力學參數劣化試驗值,對庫岸進行最危險滑帶搜索,計算安全系數。根據橋梁岸坡剖面,按照表2所列碎石土、中風化千枚巖力學參數,利用Geo-slope分別計算表3所示工況下的岸坡穩定性。根據SL 386—2007《水利水電工程邊坡設計規范》,以Morgenstern-Price(摩根斯坦-普瑞斯)法計算結果作為邊坡穩定性評價依據,參考Bishop(畢肖普)法、Janbu(簡布)法結果,計算結果見圖6。

a)Bishop方法

b)Janbu方法

c)Morgenstern-Price方法圖6 巖土體抗剪強度參數劣化安全系數變化趨勢

從圖6可以看出,3種計算方法的安全系數計算結果變化趨勢相似,均呈下降趨勢。由直剪試驗結果可知,隨著浸水時間的增加,黏聚力和內摩擦角呈現先急劇減小、后逐漸趨于平緩的趨勢,因此在庫水浸泡作用下岸坡安全系數同樣也呈現先急劇減小,后逐漸趨于平緩的趨勢。究其原因是在庫水浸泡的作用下,千枚巖結構受到損傷,裂隙發育,膠結能力下降,同時礦物顆粒之間的鑲嵌程度也受到水的作用而變得松散,導致黏聚力與內摩擦角劣化,致使安全系數下降。

本次將主要運用可靠程度較高的Morgenstern-Price方法開展對考慮全—強風化千枚巖抗剪強度參數不同劣化程度條件下橋基岸坡穩定性的分析。由圖4中顯示的力學參數劣化速率與擬合的對數公式可知,隨著浸水時間的增加,力學參數的劣化會逐漸減緩并趨于某一定值,不會無限劣化,該規律與肖瑤等[25]的研究結果一致。圖6c的安全系數變化趨勢中也反映了該現象,安全系數在浸水7 d之內降低速度較快,后趨于平緩,由圖6c中擬合的對數公式可知,安全系數最終也會趨于一定值。

根據圖4、圖6c的結果,經過計算得到浸水95 d時,黏聚力劣化了75%左右,內摩擦角劣化了33%左右,岸坡安全系數為1.189,根據SL 386—2007《水利水電工程邊坡設計規范》,水庫水位處于正常蓄水位的正常運營條件下,安全系數標準取1.2,因此處于欠穩定狀態,但隨著庫水浸泡時間的增加,抗剪強度參數仍會繼續緩慢地劣化,安全系數會小幅變小,岸坡更不穩定,需引起重視,建議對邊坡增設抗滑、支擋結構與表面護坡措施進行加固,同時由于庫水浸泡作用與室內試驗浸泡存在一定的差別,可能與現場實際時間會有一定的區別。

3 結論

本文考慮白鶴灘水庫蓄水對岸坡千枚巖抗剪強度的劣化效應,計算得到了某大橋右岸橋基岸坡穩定性的變化規律,得到以下結論。

a)全—強風化千枚巖隨著浸水時間的增加,其抗剪強度參數會劣化,劣化趨勢為先急后緩,最終會趨于某一定值。

b)浸水后,全—強風化千枚巖黏聚力的劣化幅度比內摩擦角大,黏聚力對此作用更為敏感。

c)全—強風化千枚巖岸坡安全系數隨浸水時間增加,其劣化趨勢與抗剪強度參數一致,在浸水前7 d,岸坡安全系數降低速度較快,后趨于平緩。

d)經過計算得到在浸水95 d后,安全系數為1.189,小于1.2,處于欠穩定狀態,但隨著庫水浸泡時間的增加,抗剪強度參數仍會繼續緩慢地劣化,安全系數會小幅變小,岸坡更不穩定,需引起重視,建議增加抗滑、支擋結構與表面護坡措施進行治理。