浩吉铁路膨胀岩高边坡降雨入渗稳定性分析

廖进星

浩吉铁路膨胀岩高边坡降雨入渗稳定性分析

廖进星

(中铁第四勘察设计院集团有限公司，湖北 武汉 430063)

浩吉铁路卢氏盆地第三系弱胶结膨胀性极软岩边坡高度大、段落长、风险高，膨胀岩高边坡稳定性便成为控制性工程技术问题。以卢氏站103 m高的膨胀岩边坡为例，结合膨胀岩微观结构、膨胀力、干湿循环强度等力学试验成果，开展降雨和干湿循环等极端条件下边坡稳定性分析。研究结果表明：膨胀岩边坡工程设计需采取分级预加固、坡面锚固、系统防排水措施相结合的设计理念；膨胀岩剪切强度随着干湿循环次数的增加而不断减小，在干湿循环达到8次后剪切强度基本稳定；降雨和干湿循环作用下，锚索受力明显持续增加，锚固桩受力变化不明显，锚固桩对膨胀岩边坡变形和稳定的控制效果更为明显和有效；随着降雨和干湿循环次数的增加，边坡安全系数逐渐降低并趋于稳定，最终边坡安全系数为1.30，长期条件下边坡处于稳定安全状态。研究成果可为工程安全施工和健康运营提供相关理论依据和技术支持。

浩吉铁路；膨胀岩；高边坡；边坡稳定性；降雨入渗；干湿循环；预加固设计

膨胀岩是一种含有蒙脱石、伊利石等黏土矿物的软质岩[1]，在全国有20多个省区广泛分布，东起山东，西至新疆；南起广东，北至黑龙江均有分布，其中以湖北、河南、云南、广西等地的膨胀岩分布最为典型[2−3]。与土质地基相比，膨胀岩具有较大的强度、较高的变形模量，在封闭良好的条件下一般具有较好的地基承载力特性[4]。由于膨胀岩具有吸水急速膨胀软化、失水迅速收缩开裂及反复胀缩的变形特征，在湿度、温度、应力和地下水等环境因素变化时，产生膨胀压力、膨胀变形以及强度的显著降低，导致工程灾害的发生，极易导致膨胀岩边坡吸水膨胀软化而发生失稳破坏、膨胀岩地基积水浸泡强度降低[5]。近年来，在膨胀岩地区工程建设过程中，路面、边坡的变形和失稳时有发生，给建筑、铁路、公路等工程造成严重的破坏，工程病害的处置也花费了较大的经济代价[6−9]。膨胀岩工程问题一直是困扰我国岩土工程安全建设和长期运营的技术难题[10]。浩吉铁路卢氏盆地广泛分布第三系弱胶结粉砂质泥岩等极软岩，具弱~中等膨胀性。受地形条件、站场选址等因素的控制，线路沿洛河河谷通过，沿线挖深＞30 m的膨胀岩深路堑有20段，其中卢氏车站膨胀岩路堑挖深达103 m。由于夏季多雨冬季干旱、年季干湿循环历程明显，外界环境对膨胀岩特性的影响更为显著，加之边坡高、岩体强度低且具膨胀性、工程风险高，膨胀岩高边坡稳定性是该铁路项目路基工程的关键技术问题。本文以卢氏站膨胀岩高边坡为例，结合膨胀岩微观结构、膨胀力、干湿循环强度等力学试验成果，开展了降雨和干湿循环等极端条件下边坡稳定性分析，以期为工程设计、施工提供理论依据和技术支持。

1 工程及地质条件

1.1 地形地貌

卢氏车站位于河南省三门峡市卢氏县文峪乡，属中低山区丘陵地貌，总体呈西北低、东南高趋势，地势起伏较大，自然坡度约15°～45°，相对高差30～60 m。坡顶及山坡为第四系厚层黄土覆盖，自然边坡较稳定，地表植被不发育，以杂草及灌木为主，局部被辟为农田、果园。坡脚处偶见基岩出露。

1.2 气候及水文环境

属于豫西山地温凉湿润区，四季分明，地势较高，气候温凉。年平均气温摄氏12.6 ℃，最高气温42.1 ℃，最低气温−19.1 ℃；历年平均降水量647.8 mm，年最大降水量为1 011.7 mm(1958年)，降水主要集中在7～9月。车站范围无地表水出露；地下水为少量第四系孔隙水及基岩裂隙水，接受大气降水，随季节性变化明显，勘探过程中斜坡区域揭示地下水。

1.3 地层岩性

深路堑范围主要岩土层自上而下依次为：

第四系上更新统(Q3al)黏质黄土：浅黄色、褐黄色，硬塑，土质较均匀，局部含少量砾石、钙质结核，层厚约6～8 m。

下第三系卢氏组(E2l)粉砂质泥岩：全风化层厚0～7 m，浅黄色，褐红色；强风化层厚10～17 m，其下为弱风化层，岩体褐黄色，棕红色，夹浅灰色、灰绿色条带，泥质结构，层状构造，主要矿物成分为黏土矿物及石英，岩质软，弱胶结，易崩解，局部夹薄层泥质粉砂岩、砂砾岩。未见明显地质构造，岩层产状为216°∠20°，横断面视倾角3°，倾向左侧，边坡岩层平缓略呈反倾状。

1.4 岩体膨胀性测试

粉砂质泥岩饱和抗压强度为0.41～6.96 MPa，为极软岩。膨胀性测试成果为：1) 饱和吸水率试验21组，6组崩解，其余15组饱和吸水率7.49%～13.0%，平均值10.0%。2) 膨胀力试验10组，6组崩解，其余4组膨胀力13～150 kPa，平均值50 kPa。3) 自由膨胀率试验10组，6组崩解，其余4组轴向自由膨胀率0.2%～0.7%，平均值0.5%，径向自由膨胀率0.1%～0.2%，平均值0.2%。4) 岩样粉碎后测试，自由膨胀率16%～55%，蒙脱石含量4.59%～36.6%，阳离子交换量93.91～387.89 mmol/kg。综合判定卢氏站粉砂质泥岩具弱～中等膨胀性，局部强膨胀性。岩体膨胀性测试部分岩芯和开挖揭示岩体照片如图1所示。

(a) 岩心照片；(b) 开挖揭示岩体

1.5 高边坡加固设计理念

卢氏站高边坡特点为：1) 高度大，边坡最高达103 m。2) 岩质软，平均饱和抗压强度2.06 MPa，为极软岩。3) 路堑边坡岩体具弱～中膨胀性，夏季多雨冬季干旱、年季干湿循环历程极为明显，外界环境对膨胀岩特性的影响更为显著，工程风险更高。边坡工程设计采取了分级预加固[11]、坡面锚固、系统防排水措施相结合的理念，具体如下：

1) 合理确定边坡分级。边坡高8 m一级，坡率1:1.5，平台宽3 m。每3级边坡设置一处宽10～20 m的大平台，减小边坡开挖施工对上级边坡变形、稳定的影响。岩质边坡采用框架锚杆(锚索)防护；黄土边坡采取拱形截水骨架防护。

2) 分级预加固措施。坡脚设锚固桩+桩间墙锚固措施，宽平台上部一级边坡设置预加固锚固桩。桩顶边坡坡面采用框架锚索防护措施，与锚固桩共同作用组成强腰固脚的作用。其余边坡坡面采用框架锚杆防护措施。

3) 排水措施：在堑顶5 m以外设截水沟．防止地表径流流入边坡而冲刷坡面。坡面排水通过设置排水沟、边沟平台截水沟、急流槽等将水引入自然沟中。边坡平台采用浆砌片石对其进行封闭，以保证其安全可靠。

代表性设计断面，如图2所示。

图2 代表性设计断面

2 膨胀岩水理特性

为研究膨胀岩在干湿循环条件下的膨胀力、强度特性，开展了饱水前后电镜扫描试验、不同初始含水率膨胀力试验、不同干湿循环条件下强度 试验。

2.1 饱水前后微观分析

电镜扫描试验(图3)表明：膨胀岩黏土矿物颗粒形态主要为卷曲状和弯曲片状，颗粒之间以面-面相叠和边−面相叠的形态聚集在一起，其中：胶结物中的黏土矿物粒径在10～30 μm，粒径之间的胶结形式主要为孔隙充填式；伊利石矿物表现为颗粒状，粒径约为50 μm左右；石英和方解石等矿物，粒径大小在30 μm左右，主要分布在黏土矿物排列形成的孔隙中。

浸水前膨胀岩微观结构较为密实，裂隙基本不发育；饱水后，膨胀岩微观裂缝发育明显，微裂隙明显增多。微裂隙的发育使得水分进入岩体内部空间的概率和水量明显增加，导致膨胀岩强度降低。

2.2 膨胀力变化规律

不同初始含水率的岩样，在不同轴向压力条件下膨胀岩吸水饱和后的膨胀量测试[12]，如图4所示。结果表明：随着初始含水率从7%增到13%，膨胀力变化速率呈逐渐减小的趋势。通过插值分析获取膨胀量为0时的对应图中的加压荷载即为该初始含水率条件下的岩石最大膨胀力，获取了初始含水率为7%，9%，11%和13%条件下的膨胀力分别184.1，80.5，61.7和40 kPa，膨胀力与初始含水率0的关系采用幂函数拟合，其相关性好，关系式如下：

(a) 浸水前；(b) 饱水后

图3 饱水前后膨胀岩电镜扫描图像

Fig. 3 SEM images of swelling rock before and after water saturation

图4 不同初始含水率、不同轴向压力条件下膨胀量

2.3 膨胀岩干湿循环强度变化特性

开展了初始含水率为0=5%，10%，15%，含水率变化量Δ=5%条件下，不同干湿循环次数的膨胀岩三轴剪切试验[13−14]，图5为0=5%时不同循环次数下的应力应变曲线。

(a) σ3=100 kPa；(b) σ3=200 kPa；(c) σ3=300 kPa

表明在相同围压、相同干湿循环条件下剪应力随着应变的增加而先迅速增大后逐渐趋于稳定，应力-应变曲线随着干湿循环次数的增加而不断下降，但下降程度随着干湿循环次数的增加而减缓，当干湿循环大于一定次数时，应力−应变曲线基本趋于稳定，此时干湿循环效应对膨胀岩强度的影响基本达到最大。

不同初始含水率、不同干湿循环次数下的膨胀岩强度指标如表1所示。在不同初始含水率条件下粘聚力与内摩擦角都随着干湿循环次数的增加而不断减小，在干湿循环达到一定次数后黏聚力和内摩擦角基本处于稳定。

表1 不同初始含水率下黏聚力、内摩擦角一览表

3 高边坡渗流稳定性分析理论

3.1 渗流方程求解的数值方法

3.1.1 非饱和渗流控制方程

二维渗流的一般控制微分方程可表达为：

式中：为总水头；k为方向的渗透系数；k为方向的渗透系数；为施加的边界流量；为单位体积含水量；为时间。

Fredlund和Morgenstern提出用2个应力状态变量来描述饱和与非饱和条件下的应力状态[8]，这2个应力状态变量分别是基质吸力(u−u)和(−u)。其中，为总应力，u为孔隙水压力，u为孔隙气压力。

假设降雨入渗过程中，不存在土的卸载和加载过程，而且孔隙气压式中保持为恒定大气压。这就相当于(−u)在计算过程中始终保持不变，且不影响单位体积含水量。单位体积含水量的改变仅仅依赖于基质吸力(u−u)的变化。由于u即为常规大气压，为一固定常量，因此单位体积含水量的变化仅仅是孔隙水压力变化量的函数[5]。单位体积含水量与孔隙水压力的关系如下：

式中：m为储水曲线的斜率，表示为体积的含水量对于(u−u)的偏导数的负值。

总水头定义为：

式中：u为孔隙水压力；γ为水的容重；为高程。

将式(5)整理后代入式(4)得到：

将式(6)代入式(3)得：

由于高程属于常量，对时间求导后为0，因此，渗流的微分控制方程的最终表达式为：

3.1.2 渗流方程的定解条件

渗流方程的定解条件包括初始条件和边界 条件。

1) 初始条件

2) 边界条件

水头边界Г1：

流量边界Г2：

混合边界条件条件Г3：

3.1.3 渗流方程的数值方法

采用加权余量的伽辽金方法对渗流控制方程转化，得到二维渗流方程的有限元格式[7]：

式中：[]为梯度矩阵；[]为单元渗透系数矩阵；{}为节点水头向量；<>为插值函数向量；为穿过单元边界的单位流量；为单元厚度；为时间；为存储相，对瞬态渗流等于mγ；为在单元面积上的求和符号；为在单元边界长度上的求和符号。

有限元渗流方程可以以简化形式表达，该方程式是瞬态渗流分析的通用有限元方程，如下：

[]{}+[]{}={} (14)

式中：[]为单元特征矩阵；[]为单元质量矩阵；{}为单元上施加的流量矢量。

对于稳态分析，水头不是时间的函数，因此，{}，这一项为0，即转化为基本渗流方程−达西定律的简化形式：

[]{}={} (15)

3.2 应力−应变关系求解的数值方法

3.2.1 非饱和土本构关系的张量形式

按照Fredlund and Rahardjo的研究成果[6]，以增量的形式描述非饱和土介质的应力−应变关系：

假设大气压在任意时刻保持不变，则上式可继续简化为：

当土体为饱和状态时，土体骨架上的总应 力为：

3.2.2 应力−应变有限元方程

仅有外部点荷载{}被施加时，利用虚功原 理得：

式中：{*}为虚应变；{*}为虚位移；{Δ}为内 应力。

将式(19)代入式(17)，并进行数值积分，令[]= ∑[]T[][]，[]=∑[]{m}，得到应力−应变矩阵方程如下：

式中：[]为梯度矩阵(或应变矩阵)；[]为排水本构矩阵；[]为刚度矩阵；[]为耦合矩阵；{Δ}为增量位移矢量；{Δu}为增量孔隙水压力矢量。

3.3 分析步骤

开展降雨入渗条件下的膨胀岩边坡数值计算分析时，求解步骤如下：

① Slide软件渗流计算模块基于饱和-非饱和渗流计算理论，采用该模块求解降雨入渗的瞬态渗流方程(公式(15))，利用渗流场的结果作为已知的水力边界条件，对降雨过程中边坡雨水入渗规律进行分析，得到在不同降雨强度、不同干湿循环次数下边坡体内孔隙水压力和体积含水率在时间和空间上的分布规律。

②以Slide中渗流计算结果为基础，将模型中相应节点孔隙水压力等相关信息导入FLAC3D中，进行应力−应变矩阵平衡方程的求解(公式(20))，利用上节膨胀岩强度参数衰减规律对降雨条件下边坡入渗区域岩土材料参数进行赋值演算。

③通过FLAC3D分析计算，得到膨胀岩边坡变形场、应力−应变场及锚固桩、锚索结构受力等特征量的变化和分布规律[15]，分析边坡稳定性时采用其内置的强度折减法计算边坡安全系数。

4 降雨工况边坡稳定性分析

4.1 分析方案

基于膨胀岩干湿循环强度试验的成果，以高边坡渗流稳定性分析理论为基础，制定了膨胀岩边坡干湿循环作用下的稳定性研究方案：1) 无降雨工况，边坡岩体强度参数、变形参数、重度采用初始强度，不考虑膨胀力的影响；2) 中雨工况、暴雨工况，循环次数分别取为2，4，6和8次，边坡岩体强度参数、变形参数、重度根据降雨渗流场拟合修正，膨胀力根据渗流场岩体含水率确定，中雨、暴雨的降雨强度、持续时间按表2取值[9]。以分析在不同降雨与干湿循环作用下，边坡的破坏模式和稳定性状态。

表2 卢氏地区降雨类型统计

4.2 降雨工况边坡稳定性

边坡潜在不利滑动面如图6所示，分析得到不同中雨和暴雨工况干湿循环条件下边坡安全系数，分析表明：1) 随着降雨次数的增加，边坡整体的安全系数逐渐降低，长时间的降雨入渗和干湿循环对边坡的影响明显。2) 在干湿循环作用下，边坡的安全系数随着循环次数的增加而逐渐减小。在中雨作用时，在0，2，4，6和8次循环后，对应的边坡安全系数分别为1.66，1.53，1.50，1.48和1.45，而在暴雨作用下对应的安全系数为1.66，1.45，1.41，1.38和1.30。3) 边坡安全系数均在1.25以上，边坡处于稳定安全状态。

图6 边坡潜在不利滑动面

4.3 降雨工况边坡附加变形分析

图7为中雨与暴雨的干湿循环条件下，边坡开挖完成后边坡深层水平位移曲线图。可知：1) 虽然降雨条件不同，但边坡的变形趋势基本一致，仅在变形量值上存在差异。边坡变形沿深度方向迅速减小，边坡变形主要位于边坡表层0～4 m范围，即主要位于膨胀岩大气影响深度范围内。2) 一次明显的降雨入渗及干湿循环，导致边坡产生较大的附加变形，边坡表层变形接近5 mm，之后随降雨入渗及干湿循环的增加，边坡表层变形增加较小，并逐渐趋于稳定，多次降雨入渗及干湿循环边坡表层变形最大约为6 mm。3) 降雨强度对边坡变形影响较小，暴雨工况仅略大于中雨工况。

(a) 中雨条件下；(b) 暴雨条件下

4.4 降雨工况锚索受力分析

图8为循环降雨条件下锚索的受力分布图，分析表明：1) 在无干湿循环作用下，锚索受力的最大值出现在坡面处，当边坡在干湿循环作用下时锚杆受力的最大部位为距埋深约6 m处，呈现出先增加而后急剧减少的趋势；随着干湿循环次数的增加，锚索受力的影响区域逐渐加深。2) 降雨入渗和干湿循环对锚索受力增加明显。边坡在中雨干湿循环条件下，锚索所受的最大拉力值增加明显，锚索受力从无循环的250 kN增加到8次干湿循环后的450 kN；坡体干湿循环每增加1次，锚索的最大受力约增加20～30 kN。3) 暴雨干湿循环相对于中雨干湿循环条件下，在0～6 m区域锚索的内力变化略大，最大约增加50 kN；在6 m以后锚索内力变化规律基本相同，呈现线性平稳减小的变化趋势。锚索受力均在设计值500 kN以内，锚索受力满足正常使用工况要求。

(a) 中雨条件下；(b) 暴雨条件下

(a)，(b) 中雨条件下；(c)，(d) 暴雨条件下

4.5 降雨工况锚固桩受力分析

图9为中雨和暴雨循环降雨条件下锚固桩的剪力和弯矩受力分布图。分析表明：1) 干湿循环次数对锚固桩的剪力和弯矩的影响均不明显，干湿循环1次后相对于无干湿循环时锚固桩剪力从300 kN增加到580 kN，弯矩从450 kN·m增加到600 kN·m，但随着干湿循环次数增加在近坡体(0～6 m)其内力增加不明显，6 m后内力随着循环次数增加而稍有增加。2) 干湿循环次数使得锚固桩内力随桩体埋深呈现了波动变化趋势，循环次数越多内力对桩体的影响深度越深，波动范围亦越大，其值随着埋深增加逐渐减小。3) 运营期中雨和暴雨的干湿循环对锚固桩受力的趋势无影响，仅在量值上存在一定 影响。

5 结论

1) 含水率和干湿循环对膨胀岩微观结构和强度影响明显。浸水前膨胀岩微观结构较为密实，裂隙基本不发育，饱水后微观裂缝明显增多。膨胀岩的黏聚力、内摩擦角都随着干湿循环次数的增加而减小，在干湿循环达到一定次数后基本趋于稳定。

2) 随着降雨次数增加，边坡安全系数逐渐降低，长时间降雨入渗和干湿循环对边坡稳定性影响明显，边坡稳定安全系数均在1.25以上，边坡处于稳定安全状态。第1次降雨入渗及干湿循环，边坡变形主要发生在表层0～4 m范围内，后续多次降雨入渗及干湿循环条件下边坡附加变形增加较小。

3) 降雨入渗和干湿循环对锚索受力增加明显，坡体干湿循环每增加1次，锚索的最大受力约增加20～30 kN，锚索受力均在设计值500 kN以内，锚索受力满足正常使用工况要求。降雨入渗和干湿循环对锚固桩的剪力和弯矩的影响均不明显，第1次干湿循环锚固桩内力增加明显，之后随着干湿循环次数增加锚固桩内力增加不明显。锚固桩对于膨胀岩边坡变形和稳定的控制效果更为明显和有效。

4) 卢氏站膨胀岩边坡施工完成后已经3个雨季，边坡稳定状态良好，理论分析和实践表明，浩吉铁路膨胀岩高边坡采取分级预加固、坡面锚固、系统防排水措施的综合设计理念，保证了膨胀岩高边坡安全施工和健康运营，并可为其它项目膨胀岩边坡工程提供参考和借鉴。

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Stability analysis of high slope of swelling rock under rainfall infiltration of Haolebaoji-Ji'an Railway

LIAO Jinxing

(China Railway Siyuan Survey and Design Group Co., Ltd., Wuhan 430063, China)

Swelling soft rock is widely distributed in Lushi basin of Haolebaoji-Ji’an railway. The swelling soft rock slopes are high, long and high-risk. The stability of swelling rock slopes is a control engineering technical problem in this railway. The stability analysis of 103-meters-high swelling rock slope at Lushi station under rainfall infiltration and dry-wet cycles was carried out, based on the data of the microstructure, swelling force and dry-wet cycle strength test. The results show that: (1) The design concept of swelling rock slope is pre-reinforcement, slope anchoring and systematic waterproof and drainage measures. (2) The shear strength decreases with the increase of dry-wet cycles, and the shear strength is basically stable after 8 cycles. (3) Under the action of rainfall infiltration and dry wet cycles, the stress of anchor cable increases continuously, and the stress change of anchor pile is not obvious. The anchor pile is effective on swelling rock slope stability control. (4) With the increase of rainfall and dry wet cycle times, the safety factor of the slope gradually decreases and tends to be stable. The final safety factor of the slope is 1.30, and the slope is in a stable and safe state under long-term conditions. The research results provide theoretical basis and support for safe construction and healthy operation of the project.

Haolebaoji-ji’an railway; swelling rock; high slope; slope stability; rainfall infiltration; dry wet cycle; pre reinforcement design

10.19713/j.cnki.43−1423/u.T20201213

U213.1+3

A

1672 − 7029(2021)04 − 0908 − 10

2020−12−22

国家重点研发计划资助项目(2019YFC0605100)

廖进星(1979−)，男，湖北潜江人，高级工程师，从事岩土工程设计研究与管理工作；E−mail：139057569@qq.com

(编辑 蒋学东)