注浆加固对顺层边坡力学特征的影响

周科峰，李宇峙

(长沙理工大学 交通运输工程学院，湖南 长沙，410114)

顺层边坡在岩体工程中广泛存在[1-3]，探讨其稳定性及加固措施具有重要意义。注浆加固方法作为一种主动加固措施[4]，将浆液充填、渗透且与节理、裂隙、断层胶结，从而提高岩体自身的抗剪强度、稳定性和抗渗性。尽管注浆加固岩体的方法在工程实践中广泛使用，但是，对其加固后岩体的应力变形响应的研究还较少[5]，为此，一些研究者通过室内[6-7]或现场试验[8-9]研究了浆液对岩体的加固效应。但顺层边坡通常是巨大的结构体或半无限体，若对其中所有的结构面进行注浆，则工程量巨大。而近年来在岩土工程领域广泛应用的数值分析方法[10-11]能够模拟边坡开挖和支护过程以及相应岩土体的应力和变形情况，该方法不受边坡几何形状不规则和材料不均匀性的限制，具有较大灵活性和实用性。基于以上考虑，本文作者利用FLAC3D数值计算软件，根据理论和数值计算方法，探讨注浆在顺层岩体边坡中的加固效果，分析注浆加固前、后边坡岩土体不同区域的应力场和位移场。

1 顺层边坡滑动稳定分析

为了描述典型顺层边坡的稳定性，建立如图1所示的平面应变模型。图1中：β1为优势结构面倾角；β2为边坡自然坡角；α为坡面倾角。由于滑动破坏是顺层边坡的主要破坏模式，因此，假设α＞β1。通过几何变换，容易得到边坡对于任一条结构面BiDi的安全系数为：

式中：Fs为安全系数；的重力；jφ为结构面的内摩擦角；cj为结构面的黏结力；Li为该结构面上缘到坡顶的距离，即|BiC|。

当Fs=1时，BiCDi处于临界滑动状态，由式(1)得到滑动的临界长度Lcr为：

式中：γ为BiCDi的平均容重。

图1 计算模型Fig.1 Calculation model

在图1中，过坡脚作一与结构面平行的线AO，设|AC|=L0，可推出：(1) 当Lcr＞L0时，边坡处于稳定状态；(2) 当Lcr=L0时，边坡处于临界状态；(3) 当Lcr＜L0时，边坡处于不稳定状态。针对Lcr≤L0不稳定情况，对Lcr结构面注浆，使得c和φ增大。由式(2)可见：Lcr增大，即临界滑移面向坡内推移。

2 数值计算模型

2.1 模型

采用FLAC3D数值计算软件，根据图1建立相应数值模型，如图2所示。其中：顺层边坡岩体采用实体单元建立；结构面视为软弱结构面，采用低强度弹塑性夹层单元(低强度单元与普通单元的性质相同，只是采用的参数不同)，结构面倾角为 40°。由于采用FLAC3D建立复杂模型不便[12]，本文作者利用ANSYS建立该模型，然后，采用FORTRAN语言编制ANSYS到FLAC3D的模型转化程序，得到FLAC3D下的数值模型。计算模型包含节点数为 11 977，单元数为36 253；边坡的自然坡角β2为10°，开挖后形成的坡角α为 75°；模型整体下部固定，左右两侧约束水平位移，自然坡上为自由边界。模型荷载主要为自重荷载，通过程序施加在节点上。岩土体的破坏准则采用能够同时考虑拉伸和剪切破坏的 Mohr-Coulomb准则[13-16]，岩土体的计算参数如表1所示。综合考虑注浆的渗透范围及浆液的固结强度，采用细粒水泥进行灌注，根据换用水灰比(即水与灰的质量比)，需将水泥浆配成 3种水灰比：2:1，1:1，0.6:1。其条件是：首先以2:1的浆液比起灌，若注入量超过30 L/min，则换用较大水灰比浆液进行灌注；根据地表周围出现冒浆情况，间歇一段时间后，可适当换用较大一级水灰比浆液；当边坡岩体弱面注浆胶结并达到相应强度后，弱面黏聚力提高到c=0.4 MPa；弱面内摩擦角提高到φ=25°。将计算参数代入式(2)，可知边坡最有可能沿第3条结构面发生滑动(结构面编号如图3所示)。系统的平衡性采用不平衡力比率进行判断，当节点不平衡力(节点平均内力与最大不平衡力的比值)小于10-5时，认为系统达到平衡，此时程序停止计算。

图2 数值模拟模型Fig.2 Numerical simulation model

表1 计算参数Table 1 Calculation parameters

2.2 计算观察点布置

岩体的内部结构及其所受到的应力状态控制了岩体的变形及破坏情况。边坡开挖引起岩体发生非线性力学扰动，但对于注浆前后2种状态的边坡，该扰动的效果并不相同。为了反映其岩体扰动的动态过程，分别在边坡面及坡顶设置若干计算观察点K01～K07(图3)，以记录边坡开挖和支护过程中岩体的动态位移。开挖支护完毕后，随着时间的推移，岩体系统将达到稳定状态，位移和应力不发生变化。为了记录此时岩体的静态位移，沿坡顶向下每隔5 m设1个记录点，并在每个记录点位置逆自然坡倾向往坡内每隔2 m布设1个计算观察点，从而形成10条监测线，每条监测线上有26个计算观察点。

图3 计算观察点布置图Fig.3 Monitoring point location

3 结果与讨论

3.1 静态位移

图4所示为边坡开挖后，岩体的水平位移变化情况。从图4可以看出：每组监测线的峰值位移大致相同，为 80～90 mm；越往坡体内的计算观察点，记录的位移越小，并最终趋近于 0 mm。这是由于监测线

尾端位于稳定坡体内，这部分岩体未受到开挖的影响；当监测线经过第3条结构面时都发生位移突变现象，这是由于该结构面为边坡的潜在滑动面，结构面两侧岩体的位移变化较大。对比监测线Line 1与其他监测线的情况可以看出：沿着监测线Line 2，岩体位移呈现先增大后减小的趋势。这是由于坡顶上缘受到拉力的作用出现裂缝，导致该处发生小幅倾覆，而其他监测线所在部位主要发生剪切滑移破坏。当坡体结构面注浆后，同一条监测线上各计算观察点的水平位移变化均匀、连续。

图4 边坡静态水平位移Fig.4 Static horizontal displacements of slope

3.2 动态位移

计算观察点动态水平位移曲线如图5所示。从图5可见：随着时间的推移，监测的位移逐渐增大，并最终趋于一定值；对于坡顶上的计算观察点K04，动态位移明显小于其他计算观察点的位移。这是因为滑坡上缘为拉伸破坏模式(图6)，拉伸区位于K04点之外，即K04点位于稳定区。在所有的计算观察点中，K07的位移最大，这是因为其位于最危险结构面下缘，为滑坡剪出口。

图5 边坡动态位移Fig.5 Dynamic displacements of slope

对比注浆前后的曲线形态可知：注浆后岩体达到平衡所需的时间大大减少，有利于岩体稳定以及控制岩体变形；结构面注浆加固后，各计算观察点的位移明显减小，但胶结体的强度依然小于上下盘岩石的强度，所以，仍产生较大变形；K04动态监测位移的最终值为负值，这是由于开挖引起边坡底部台阶的回弹效应使边坡上部岩土体发生如图6所示的变化趋势，内侧岩土体受到下部的拉拽作用向内侧发生小幅度变形；注浆后，K07仍为位移最大的动态计算观察点，说明第3条结构面在此处的剪切效应仍较明显。

3.3 最大主应力

主应力控制着岩体单元的稳定程度。根据 Mohr-Coulomb准则，当主应力差达到一定值后，岩体单元将发生破坏；而在数值计算中，这种破坏引起的不平衡力将传递给周围的节点，形成一定范围的破坏区域。注浆前后，岩土体的最大主应力如图7所示。从图7可见：顺层边坡开挖后，在坡体大部分区域，最大主应力表现为压应力；结构面附近岩体受到一定的拉应力，最大的拉应力为0.08 MPa，位置在第2条结构面上缘。由于岩体的抗拉强度一般较小，因此，该区域易形成受拉破坏区，若沿结构面形成塑性贯通区，则存在边坡失稳滑动的隐患。结构面注浆加固后，岩体的物理力学性质得到改善，相应的强度和刚度提高。从图7可以看出：应力场通过结构面能够均匀扩散，应力明显减小，拉应力区基本消失，结构面的安全性提高，顺层边坡的整体稳定性提高。

图6 边坡破坏模式Fig.6 Failure modes of slope

图7 最大主应力分布Fig.7 Major principle stress distribution

3.4 塑性区分布

图8所示为边坡岩体的塑性区分布。对比注浆前后的情况可见：边坡在未注浆时，第3条结构面以上部分岩体发生大面积的拉剪破坏，结构面上缘主要发生拉伸破坏，不利于边坡稳定；注浆后边坡体的拉剪塑性区明显减少，只在第3条结构面的中下部出现小范围的拉剪破坏区，对整体稳定性影响不大。可见：注浆能够较好改善岩土体自身性能，提高其承担拉伸和剪切应力的能力。

图8 边坡塑性区分布Fig.8 Plastic zones of slope

4 结论

(1) 边坡开挖后，岩体沿结构面产生较大的位移和变形；当坡体结构面注浆后，同一条监测线上各计算观察点位移变化均匀连续，从坡面往坡内逐渐减小，在结构面上基本无分叉现象，在结构面处避免出现较大位移。

(2) 观察点动态位移能够表征注浆加固前后，边坡各部位在开挖过程中的变形响应以及潜在滑移面剪出口位置；并且注浆后在较小的时步内各计算观察点的动态位移均达到峰值，岩体变得均匀连续，原结构面变成钢化面，相应点的应变速率增大。

(3) 节注浆加固后，结构面的物理力学参数发生改变，导致结构面介质的力学性质得到改善，即结构面的强度和刚度增大，应力场通过结构面得以均匀扩散，结构面的应力明显减小，拉应力区基本消失，结构面的安全性提高，顺层边坡的整体稳定性以及承担拉伸和剪切应力的能力提高。

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