基于岸坡穩定性的深切峽谷區橋墩選址研究

曹 俊 姜 波 彭宇肸

(貴州省交通規劃勘察設計研究院股份有限公司 貴陽 550001)

山區公路建設中,高速公路常采用大跨徑特殊結構橋梁跨越落差較大的深切峽谷地帶,岸坡穩定性制約著主墩基礎的位置及其結構設計。因此,合理確定主墩位置是確保工程安全及工程造價的關鍵因素。羅勇[1]系統研究了深切峽谷大跨徑橋梁岸坡穩定性影響因素及評價方法,李春峰等[2]結合抵母河特大橋岸坡工程實例,建立穩定性計算模型,采用剛體極限平衡法計算各種工況下岸坡的穩定性;潘慶等[3]基于離散元建立江凱河特大橋岸坡數值模型,模擬各種工況下岸坡巖體的位移及張開裂縫的分布;方健等[4]基于經濟性和安全性優化橋位,綜合區域穩定性和工程穩定性對綠汁江大橋最優橋位進行了分析。

河谷下切過程中,岸坡表生改造伴隨著應力分異與重分布,形成平行于坡面方向的卸荷裂隙,并持續發生時效變形。在自重應力及風化作用下,淺表部巖體產生松弛,致使原有結構面拉張及產生新的次生裂隙,形成卸荷帶,其沿臨空面表部裂隙張開至坡后一定范圍趨于閉合[5],巖體受節理裂隙切割而表現出各向異性,巖體強度參數受巖體完整程度及結構面條件共同影響。因此,巖體強度參數取值及合理避開卸荷裂隙帶是橋基岸坡穩定性評價的關鍵因素。

本文以某特大橋主墩選址為背景,在地質調查基礎上獲取巖體非線性強度參數取值,結合剛體極限平衡與離散元數值分析方法,進行岸坡的穩定性計算,結合經濟性與安全性對橋基位置進行優化。

1 工程概況

貴州某特大橋橋位橫跨V形河谷,軸線段高程相對高差341.1 m,兩岸橋臺縱坡較陡,橋梁設計主跨600 m。設計橋型為雙塔雙索面鋼桁梁斜拉橋;下部結構為薄壁空心花瓶形索塔、群樁基礎、重力式橋臺及樁柱式橋臺,主墩承臺設計軸力為150×104kN,彎矩為130×104kN·m,剪力為5×104kN。

2 岸坡穩定性影響因素分析

2.1 橋區工程地質條件

橋區下伏基巖為三疊系下統茅草鋪組(T1m)薄～中厚層狀灰巖、泥質灰巖、灰巖角礫巖及鈣質頁巖,臨河側巖體節理裂隙較發育,巖體較破碎。橋區地層巖體呈單斜產出,產狀:152°∠14°,主要發育4組節理,J1:322°∠79°、J2:232°∠81°,J3:290°∠85°,J4:53°∠82°。兩岸強風化節理裂隙呈張開狀,溶蝕-卸荷裂隙發育,裂隙張開度10～300 mm,表面較平直,泥質充填,結合差,發育深度多數控制在3～5 m范圍內,中風化層內結構面膠結良好,結合好。小樁號岸卸荷裂隙發育范圍距河谷向約30 m,大樁號岸卸荷裂隙發育范圍距河谷向約40 m。

兩岸巖體沿陡壁分布有13條明顯卸荷裂隙,平均延伸長度為5～8 m,最長可達20 m,頂部可見張開度約100～350 mm。裂隙切割巖體控制著巖體的整體穩定性,在橋基選址時,應合理避開巖體中的溶蝕-卸荷裂隙發育帶。

2.2 岸坡巖體結構特征

小樁號岸縱向為緩傾外的切向坡,橫向為緩傾順層坡,大樁號岸為緩傾內切向坡,為典型的上硬下軟結構類型岸坡。

兩岸岸坡表層巖體風化程度較高,巖體破碎,節理裂隙發育,下部風化程度低,巖石較為致密堅硬,除臨空面出露的巖體風化程度較高外,其余巖體基本未風化。岸坡上部的灰巖、泥質灰巖結構面特征較相似,表面具溶蝕現象,結構面較粗糙、較平直,局部節理有銹蝕現象,含少量泥質充填,不易敲碎,節理跡長1～6 m,節理間距20～50 cm,節理裂隙寬度1～5 mm;橋基下伏60～70 m含一層厚約1.5 m的鈣質頁巖夾層,巖體內節理較發育,巖體破碎,呈裂隙碎塊狀結構,結構面較平直、光滑、連續,含泥質充填,風化程度高,敲擊易碎,節理跡長0.5～1 m,節理間距1～3 cm,節理裂隙寬度0.5～2 mm。

2.3 岸坡潛在的變形失穩模式

岸坡中部的鈣質頁巖夾層易風化剝落形成巖腔,導致上部巖體局部產生崩塌,兩岸縱坡巖體易沿著不利結構面產生解體或整體下滑;小樁號岸橫坡下伏軟弱夾層具備臨空條件,在風化剝蝕及雨水軟化作用下,軟弱夾層面的強度不斷降低,在橋梁荷載作用下可能發生長大順層滑坡的可能。

3 基于廣義H-B強度準則巖體參數取值

3.1 廣義H-B強度準則

E.Hoek, E.T.Brown.1980年首次提出了Hoek-Brown強度準則,通過地質強度指標GSI來表征巖體強度,后又提出了修正后的mb、s取值,得到廣義H-B強度準則,使其可同時應用于巖石和巖體,E.Hoek在2002年引入了擾動因子D,提出考慮巖體擾動情況的H-B強度準則[6]。

(1)

(2)

式中:σ1、σ2分別為巖體破壞時的最大主應力和最小主應力;σc為巖塊的單軸抗壓強度;mb為巖體H-B強度準則參數,表征巖體的軟硬程度,與完整巖塊的mi相關,mi為完整巖塊的H-B常數,可通過查表獲取;s表征巖體的破碎程度;a為針對不同巖體量綱的經驗參數。

3.2 構建新GSI量化取值表

根據國標中對巖體結構的劃分,將巖體結構分為整體、較完整、較破碎、破碎和極破碎,其劃分依據見表1。

表1 巖體結構劃分表

Bieniawski提出的Jcond89對結構面等級劃分的取值評分表見表2。基于RMR89分類法中考慮地下水對結構面條件評分的影響,當結構面狀態由整體干燥變為濕時,評分由15分降為7分。根據Hoek建立GSI=RMR89-5(RMR89>23)的線性關系式。

表2 結構面條件評分表(Jcond89)

因此建議對巖體在飽水狀態下的結構面條件評分進行折減,折減系數取值0.92。構建出新的GSI量化取值表見圖1。

圖1 新構建的GSI量化取值表

3.3 巖體參數取值

1980年提出H-B強度準則時,給出了巖石mi參數取值的初步指南,E.Hoek于1997年基于大量試驗數據再次提出比較全面且可以包含更多種巖石的mi取值方法,根據前文新構建的GSI量化取值表,采用RocData巖土不連續體強度分析軟件,計算不同巖體在不同應力條件下的巖體抗剪強度參數取值,見表3。

表3 巖體強度力學參數取值

4 岸坡穩定性計算分析

4.1 不同橋基位置下的岸坡穩定性計算

小樁號岸設計主墩位于K39+010,大樁號岸位于K39+610。根據控制主墩位置的主要因素為臨河谷兩側發育的卸荷裂隙帶的穩定狀況,考慮主墩以10 m為間隔向臨河岸側移動,采用Jianbu法分別計算不同墩位情況下的岸坡穩定性。工況及控制標準見表4,計算結果見表5。

表4 岸坡穩定性分析工況及控制標準

表5 兩岸岸坡穩定性系數計算結果

表5計算結果顯示,當小樁號岸主墩位置位于K39+030之前,以及大樁號岸主塔位置位于K39+580后時,岸坡穩定性系數均滿足控制標準,符合修建橋梁的要求。

4.2 數值模擬分析

兩岸巖體節理裂隙發育,還需分析岸坡巖體在橋梁主墩荷載條件下的變形情況。基于UDEC離散元數值分析方法,將巖體看作被裂隙切割而成的非連續介質體,塊體間按照不同的切割形式相互鑲嵌排列組成集合體,研究塊體集合體的運動特性,開展兩岸岸坡在不同工況條件下的變形特性分析。選取K39+030、K39+580分別作為兩岸主墩位置進行分析,節理裂隙由層面與J1、J3控制,兩岸模型節理間距取10 m,軟弱夾層處加密為1 m,模型見圖2。模型左、右邊界施加水平向約束,底面邊界施加豎向約束,上邊界為自由邊界。針對工況二與工況三進行模擬分析。

圖2 數值分析計算模型

小樁號主墩位于K39+030時,2種工況條件下岸坡橋基處豎向位移最大約為7 mm(見圖3),岸坡安全系數大于1.23,2種工況下均滿足安全控制性標準,從位移矢量圖見圖4。

圖3 工況二位移云圖 圖4 工況三位移矢量圖

由圖4可見,岸坡發生明顯位移部位離橋基較遠,表明橋基位于此樁號情況時對岸坡穩定性無影響,可以修筑橋基。

大樁號主墩位于K39+580時,2種工況條件下岸坡橋基處豎向位移最大約為8 mm(見圖5),岸坡安全系數大于1.23,2種工況下均滿足安全控制性標準,位移矢量圖見圖6。由圖6可見,橋梁荷載作用下,橋基部分巖體有產生臨空向位移趨勢,但此時岸坡穩定性具有一定的安全儲備,表明橋基位于此樁號情況時對岸坡穩定性基本無影響,可以修筑橋基。

兩岸計算結果顯示,小樁號岸主墩位于K39+030、大樁號主墩位于K39+580時,岸坡整體穩定,適宜修筑橋基。較原設計方案,可優化跨徑50 m,節約工程造價千萬余元。

5 結論

1) 根據國標中巖體結構的劃分及Jcond89結構面等級劃分方法,結合RMR89分類法中考慮地下水對結構面條件評分的影響,構建新的GSI量化取值表,可獲取巖體在一定埋深條件下的抗剪強度參數取值。

2) 根據Jianbu法與UDEC離散元數值分析方法計算岸坡在橋梁荷載作用下的穩定性,當主墩位于K39+030與K39+580時,兩岸岸坡穩定性均滿足安全控制標準,且橋基處豎向位移均為毫米級別,適宜橋基修筑。

3) 較橋梁原設計方案,可優化跨徑50 m,節約工程造價千萬余元。