引江济淮工程江淮分水岭软弱夹层对边坡稳定的影响

2022-07-12甘旭东龚壁卫刘明华

长江科学院院报 2022年6期

甘旭东，龚壁卫，胡波，李波，刘明华

(1.安徽省引江济淮集团有限公司，合肥 230000；2.长江科学院水利部岩土力学与工程重点实验室，武汉 430010；3.安徽省水利水电勘测设计研究总院有限公司，合肥 230000)

1 研究背景

黏性土的残余强度研究始于20世纪30年代，土力学的奠基人太沙基教授发现土体在大变形后强度衰减的现象，斯开普顿在第四次朗肯讲座中进一步阐明了残余强度的概念及试验方法，并初步探讨了有关机理。20世纪80年代中期，残余强度理论成为黏性土抗剪强度理论研究中发展最快的一个分支[1-5]。

在我国，长江科学院是最早系统开展坝基软弱夹层残余强度问题研究的单位。20世纪70年代初，葛洲坝工程基坑开挖中发现了大量缓倾角软弱夹层和剪切带，为此，工程于1972年被迫停工，并重新进行科研、修改设计和施工准备工作。研究人员系统进行了软弱夹层物质成分、化学性质及矿物成分、残余强度的试验和分析，研制了大变形抗剪强度试验设备，研究了直剪反复剪试验方法，对软弱夹层的强度演变机理、残余强度特性、渗透性能及强度的长期演变特性等开展了全面、综合性的研究工作[6-10]。研究者们提出了夹层黏土矿物化学活性恢复，形成弱结构连结体系的泥化夹层成因，分析了不同黏土矿物含量对内摩擦角、塑性指数等指标的影响，研究了地下水渗流和水质对软弱夹层变形与强度的影响，揭示了黏性土残余强度机理[11]、强度影响因素和长期演化规律，为葛洲坝工程的成功建成奠定了坚实的基础。此后，乌江彭水、构皮滩、嘉陵江亭子口、清江高坝洲、澧水皂市等大中型水利水电工程也相继发现了坝基存在软弱夹层的问题[12-16]，为此，研究人员进一步深化研究工作，在软弱夹层的分类[17-20]、残余强度的非线性问题[21]以及残余强度试验方法[22]等方面取得了更多的创新成果，解决了工程的实际问题。

引江济淮工程是一项以城乡供水和发展江淮航运为主，结合灌溉补水、改善巢湖及淮河水生态环境等综合效益的大型跨流域调水工程。该工程沟通长江、淮河两大水系，自南向北可划分为引江济巢、江淮沟通、江水北送三大工程段落，输水河道总长723 km。其中，江淮沟通段河道自巢湖起，在肥西县跨越江淮分水岭，沿天河、东淝河上游河道经东淝闸入淮河，全长约156.3 km。初步设计阶段地质勘察显示，江淮沟通段地层多为二元结构，上部为中-弱膨胀性土，下部为具弱膨胀性崩解岩、砂岩，其中，在土-岩分界面及以下岩层中夹有薄层泥岩。由于江淮沟通段大多为切岭，部分切岭段挖方深达40余米，地层中软岩夹层倾向内坡、倾角较缓，一旦开挖卸荷将使夹层出现临空面，对河道边坡稳定极为不利。因此，顺坡向缓倾角夹层的抗剪强度及其对边坡稳定的影响是工程重点关注的问题之一。事实上，施工期部分深挖方河渠因开挖时间长，已经出现了局部大面积滑坡，初步分析，与夹层岩土体在大变形条件下强度已接近残余状态有关。由于该类地层结构在工程的其他河段仍有分布，为分析其对边坡稳定的影响，提出合理的设计参数，对滑坡部位的软弱夹层取样进行了残余强度试验研究，并结合地层岩性和抗剪强度指标进行了边坡稳定分析，对部分安全系数较低的河段，提出了处理措施建议。

2 江淮沟通段软弱夹层的基本特性

2.1 岩层产状

为查明江淮沟通段泥岩软弱夹层分布情况，分析边坡稳定性，结合施工开挖，对菜子湖线某标段深挖方局部滑坡的边坡进行了施工地质工作[23]。其中，在左岸布置2个地质窗口，右岸布置3个地质窗口，窗口间距50～80 m不等。地质窗口开设宽度在1～3 m之间，采用人工挖掘清渣方式，勘察边坡地层中存在的软弱夹层及滑动面，并沿夹层的走向向窗口两侧追索，对该段边坡的地层岩性及软弱夹层的分布情况进行统计和分析。

地质勘察显示，本渠段上覆地层主要为全新统粉质壤土、淤泥质壤土、砂壤土以及上更新统粉质壤土、粉质黏土、砂性土等，下伏基岩主要为白垩系粉砂岩、细砂岩、粉砂质泥岩等。现场开挖发现该段岩层层理较发育，以粉砂岩夹泥岩条带为主，局部为泥岩和粉砂岩呈互层状，互层处10～40 cm/层，层理发育，层面较平直光滑。软弱夹层厚2～5 cm，呈暗红、砖红色，可塑—软塑状，倾角10°～12°，倾向渠道内坡；软弱夹层上下一般夹有5～10 cm厚灰白色粉砂质条带，层面破碎透水性较大。地质岩层产状及剖面如图1、图2所示。

图1 某深挖方段粉砂岩-泥岩互层(取样位置)Fig.1 Interbedded sections of sandstone and mudstone in a deep excavation section (sampling position)

图2 某深挖方段地层剖面示意图Fig.2 Stratigraphic profile of a deep excavation section

2.2 岩土基本特性

结合地质勘察，对夹层的滑面及上下岩土体进行原状样取样，并按照《土工试验方法标准》(GB/T 50123—2019)的相关试验要求进行试样物理性、矿物成分和比表面积鉴定，成果如表1、表2所示。

表1 泥岩夹层基本物理性质Table 1 Basic physical and mechanical indexes of mudstone interlayer

表2 泥岩夹层矿物成分及比表面积Table 2 Mineral composition and specific surface area of mudstone interlayer

分析表明：泥岩夹层滑面及夹层带均为高液限黏土，且已达到饱和状态。相对夹层带而言，泥岩夹层滑面土体的天然含水率明显偏大，密度偏小；级配方面，夹层滑面的土体黏粒含量明显大于夹层带，这主要是由于滑坡大变形过程中滑面上的土体已经过充分的剪切所致。比较两者的自由膨胀率可见，滑面的自由膨胀率比夹层带更高，从两者的矿物成分和比表面积鉴定成果也可以得到印证。

2.3 强度试验

采用四联直剪仪分别进行泥岩滑面及夹层带的直剪反复剪切试验，试样从现场取回的原状方块样或环刀样上切取。考虑到滑坡部位均为浅表层，其上覆压力较低，强度包线可能出现非线性，结合以往工程经验[21,24]，试验上覆压力分别为12.5、25、50、100、200、300、400 kPa，剪切试验速率为0.016 mm/min。按标准要求，每个剪程剪切位移8 mm，分别进行6个剪程往返剪切，累计剪切位移48 mm，直至试样最终达到残余强度状态。

图3为滑面试样的剪切应力与剪切位移关系曲线，该曲线具有明显的峰值和应变软化现象，当剪切位移超过40 mm以后，试样基本达到残余强度状态。图4为滑面试样的摩尔-库伦强度包络线，试样成果表明，泥岩滑面上土体的强度指标与上覆荷载呈非线性趋势，在低压力范围内，土体凝聚力基本为0，而当上覆压力>100 kPa以后，凝聚力增大，摩擦角减小。该规律与大多数泥岩软弱夹层的强度特性类似，对此，文献[22]认为是由于不同上覆压力作用下，剪切面上颗粒减损的程度不同引起。

图3 滑面直剪反复剪剪切应力-剪切位移关系曲线Fig.3 Curves of shear stress versus shear displacement of sample on sliding surface in repeat shear test

图4 滑面试样摩尔-库伦强度包络线Fig.4 Mohr-Coulomb strength envelopes of sample on sliding surface

泥岩夹层强度试验指标如表 3所示，σn表示法向应力。

表3 泥岩夹层强度试验指标Table 3 Shear strength indexes of mudstone interlayer

3 软弱夹层工程特性及其对边坡稳定的影响分析

3.1 黏性土的残余强度机理及本工程局部滑坡原因分析

黏性土的残余强度机理最早由伏斯列夫[1]提出，他认为如果应变作用的时间足够长，则剪应变可能促使黏土颗粒沿平行于主应变的方向呈定向排列。如果应变也很大，变形可引起有明显擦痕的破坏面的形成。对破坏后强度减小的原因，他认为，大多数原状黏土破坏后的强度减小，主要是由于土的结构改变引起。Skempton[2]把颗粒定向与残余强度联系起来，他提出强度从峰值下降的主要原因，是由于存在一些薄条带或区域，其中黏土的片状颗粒是按剪切方向排列的，这种定向区域可能在较小应变时即开始出现，但只有在受到较大的剪应变时，才形成颗粒几乎完全定向的连续带。他引用厄尔利和奈尼格发表的天然剪切面照片，证明包含着厚度约为20 μm的主滑面在内的区域中，黏土颗粒强烈地顺剪切方向定向排列。此外，在主滑面两侧有几个次生滑动区即所谓软化带，总厚度约2.5 cm，该区域中黏土颗粒也有一定程度的定向，但不一定是顺着剪切滑动方向。软化带以外，黏土颗粒则不是定向排列。对此，毕肖普归纳总结了土体残余强度的机理[22]，他认为，引起土体峰后强度降低有3种因素：①剪切面颗粒的剪胀；②滑动面附近颗粒的定向排列；③颗粒与团粒之间的胶结作用的破坏。

鉴于本工程施工期发生的局部滑坡全部位于深挖方渠段，且开挖时间均超过半年以上，结合黏性土残余强度机理，分析滑坡的原因为：渠道开挖后，由于未及时施工二级平台以下锚固措施，使边坡岩土体向渠内坡方向变形，渠坡软弱夹层在大变形的持续作用下，受剪面上的土体强度由峰值降低到残余强度，在地下水和下滑力的共同作用下发生局部滑坡。图5为本工程泥岩夹层剪切后的受剪面，由图可见剪切面上已经形成了明显的颗粒定向排列，验证了颗粒定向排列的残余强度机理，表明该试样已经达到残余强度状态。

图5 受剪面颗粒定向排列Fig.5 Particle orientation of shear surface

3.2 残余强度与土体物理性指标的关系

20世纪60年代中期，Skempton曾提出影响土体残余强度的主要因素是黏土颗粒含量的观点，并提出过一个以黏粒含量为变量的计算公式。长江科学院在对葛洲坝、皂市、彭水3个枢纽坝基软弱夹层研究中，发现以黏土岩、粉砂岩夹页岩的软弱夹层，其残余强度与黏粒含量具有较好的线性关系，而以灰岩、泥灰岩夹层为主的软弱夹层，则上述关系并不明显。

由于黏性土的塑性指数能综合反映土体的颗粒组成、矿物成分和化学性质，更多的学者倾向于建立残余强度与塑性指数的相关关系。为此，长江科学院从大量实际工程软弱夹层的研究成果中，总结出残余强度f与塑性指数IP的关系为

f=aebIp。

(1)

式中a、b为试验常数，对于泥质灰岩、泥质白云岩、粉砂岩等夹层,a=0.218 7;b=-0.017 8。根据该式计算得到本工程泥岩夹层的f=tanφr=0.117 6(φr为残余内摩擦角)，即φr=6.7°，与试验得到的残余强度指标基本吻合。

3.3 边坡稳定分析

采用长江科学院研究提出的“考虑裂隙空间分布特征的极限平衡法”[25]进行典型深挖方段河道边坡的稳定分析，其计算原理采用的是考虑静力平衡条件的折线滑动分析。计算断面如图6所示。其中，图中虚线代表地下水浸润线位置，地层分界根据实际地质勘察断面简化，软弱夹层的位置和数量分别按照勘察以及预测的部位设定由浅至深的6条软弱夹层：首先，按照勘察揭示的位于1～2级边坡各有一条缓倾角夹层，即夹层①和夹层②；其次，假定在现有勘察显示的夹层下仍存在更深的夹层情况，夹层编号分别为③—⑥，分析夹层位置由浅至深变化时的边坡稳定安全系数。计算分析中，土层、夹层参数分别采用实测的试验指标。

图6 典型断面稳定分析模型Fig.6 Stability analysis model of typical section

分析表明，当指定滑动面位置由夹层①自上而下发展到夹层⑥时，计算得到边坡的安全系数分别为1.25、1.07、0.97、1.46、1.74、1.97，说明随着夹层位置深度增大，安全系数先减小后增大，当滑动面位置穿过坡角位置附近时，安全系数最小。

4 边坡加固措施分析

采用边坡稳定分析程序对图6所示典型代表性断面进行加固措施的比较分析。其中，最危险滑面取安全系数最低的第③层滑面，加固采用抗滑桩+边坡锚固的措施。抗滑桩为直径1.8 m，间距5 m的灌注桩，计算中考虑抗滑桩提供的单桩抗剪力为1 781～2 546 kN；锚杆为10 m全长黏结型，沿边坡走向间距3.2 m，开孔直径70 mm，设定锚固体与岩体之间黏结强度标准值为600 kPa，黏结强度设计值为600 kPa/2.2=273 kPa，锚杆设计抗拔力140～200 kN。

分析表明，考虑地下水入渗、指定滑弧为第③条滑带的情况下，边坡不处理则将产生滑坡；若将滑坡区域全部挖除，并换填水泥改性土，则边坡安全系数提高至1.98(表4)。

表4 不同加固处理措施的边坡稳定安全系数Table 4 Safety factor of slope stability treated with different reinforcement measures

对比分析采用桩+锚联合加固的处理措施的计算成果可见，若抗滑桩布置在二级平台，并分别在二级平台以下和四级平台以下均采用锚固的处理方式，边坡安全系数均大于规范要求的1.25。其中，采用单桩抗剪力为2 546 kN，即：直径2.2 m、间距5 m的1排抗滑桩，同时二级平台以下进行锚杆支护的方案3，边坡安全系数为1.32是最为经济有效的处理措施。分析还可见，单桩抗剪力和锚固范围对边坡安全系数影响较大，对此，设计方案可从技术可行和经济合理的角度对处理措施综合考虑。