梯田式填筑-降雨时序作用下沟谷区高填方地基变形与边坡稳定性分析

2023-12-14成永亮袁坤彬卢渊张振平周永强袁维付晓东

科学技术与工程 2023年32期

成永亮, 袁坤彬, 卢渊, 张振平, 周永强, 袁维, 付晓东,6*

(1.石家庄铁道大学土木工程学院, 石家庄 050043; 2.中国科学院武汉岩土力学研究所岩土力学与工程国家重点实验室, 武汉 430071;3.中国建筑国际集团有限公司, 香港 999077; 4.中国电力科学研究院有限公司输变电工程研究所, 北京 102401;5.沈阳工业大学建筑与土木工程学院, 沈阳 110870; 6.石家庄铁道大学道路与铁道工程安全保障省部共建教育部重点实验室, 石家庄 050043)

随着中国社会经济发展与城市化进程加快,城市的可利用土地日益稀缺。为了解决土地资源短缺问题,我国西部地区开展了一系列的“削山填沟造地”重大工程建设,同时也面临一系列工程安全与质量问题,如成昆铁路昔格达高填方工程[1]、贵州某铁路路基高填方工程[2]、九黄机场高填方工程[3]等均发生不同程度失稳,严重影响经济发展,威胁社会稳定与公共安全。

现有的研究大多集中在自然边坡或挖方边坡[4-6]。近年来,高填方工程建设引起众多学者的关注,对高填方变形稳定做了深入的研究。研究表明,高填方地基工后沉降主要发生在填方区[7],而威胁高填方边坡稳定性的主要因素是填方边坡的位移和沉降。王俊辉[8]研究发现,高填方路基采用分层加载方式,其模拟结果更加贴合工程实际。涂义亮等[9]通过数值模拟方法,发现在分层填筑作用下,高边坡安全系数随填筑高度增加呈现“下降-平稳-下降”的变化趋势。杨校辉等[10]揭示了山区高填方边坡属于典型的“后推式”滑坡模型,主要表现为沉降变形和水平侧向位移。李秀珍等[11]通过数值模拟和实地监测数据对比分析九寨黄龙机场在不同地层(即填筑体不同深度)处的总沉降量,发现高填方地基沉降量最大发生在填筑厚度较厚和软弱土层处。而降雨则是导致高填方边坡发生变形失稳的关键因素[12]。郭金鑫等[13]研究表明,降雨入渗直接影响岩土体的孔压从而弱化坡体的抗剪强度,其中边坡稳定性受降雨强度影响最大。赵建祥等[14]认为长持时降雨入渗更有可能引发高边坡表层滑坡,而王昊[15]认为低强度长持时降雨比高强度短持时降雨对高填方边坡威胁更大。李继兴等[16]通过边坡降雨冲刷试验得出降雨入渗主要向坡脚运移,后逐渐向坡面抬升。刘川等[17]通过物理模型试验也证实了填方边坡受地下水位抬升,在坡脚处率先发生滑移,并产生牵引式滑移的渐进式破坏过程。张少龙[18]提出无论有无排水设施,降雨产生的坡体变形均以浅层为主,越靠近坡体越严重,深层土体受降雨影响较小,这一观点得到了学者们的普遍认可[19-20]。

基于上述分析,可见大多数研究主要集中于高填方地基工后沉降分析以及降雨入渗对边坡稳定性的影响,而对于高填方边坡从分级填筑地基变形到降雨时序作用下高填方边坡稳定分析整体响应机制研究尚且缺乏。鉴于此,以湖北省十堰市郧西县河夹扶贫产业园D区为载体,建立梯田式填筑—降雨时序作用下高填方响应模拟方法,基于室内直剪试验获取填筑体岩土力学参数,通过Geostudio有限元软件模拟梯田式填筑过程中边坡的力学响应,进一步对极端降雨条件下边坡内部渗流场和位移场进行非完全耦合分析,利用极限平衡分析方法计算降雨条件下边坡的安全系数,结合现场原位监测数据分析填筑体地基变形规律,揭示梯田式填筑-降雨时序作用下沟谷区高填方地基变形机理。

1 梯田式填筑—降雨时序作用下高填方响应模拟方法

图1为典型沟谷区高填方梯田式填筑模型,区域长期受流水冲蚀,形成此起彼伏的洼地,为满足城市建设用地需求,根据其实际情况按照每层5～10 m梯田式填筑并进行分层强夯处理形成梯田式边坡,从而满足构筑物的使用要求。

图1 典型沟谷区高填方梯田式填筑模型Fig.1 High filling terraced filling model in typical gully area

针对该类典型沟谷区高填方工程,实际施工中首先应进行梯田式填筑,并且在长期固结沉降下考虑降雨时序对边坡整体稳定性的影响,提出了梯田式填筑—降雨时序作用下高填方响应模拟方法,且基于该模拟方法提出力学概化模型,如图2所示,其主要技术流程如下。

图2 力学概化模型Fig.2 Mechanical generalization model

(1)结合地质、设计与施工资料,建立典型沟谷区高填方梯田式填筑数值仿真模型。

(2)针对典型填筑体开展现场取样,同时采用大型直剪设备开展不同含石量与含水量土石混合体的直剪试验,以及单轴抗压强度试验与三轴压缩试验获取填筑土石混合体的力学参数。

(3)借助有限元方法,对填方区开展分级填筑模拟过程,分析梯田式填筑过程中边坡时空响应规律,例如Geostudio软件的SIGMA模块。

(4)以分层填筑模拟为基础,通过收集当地降雨资料统计降雨情况,实现降雨作用下多场非完全耦合分析。基于非饱和土抗剪强度理论[21],其表达式为

τ=c′+(σ-ua)tanφ′+(ua-uw)tanφb

(1)

式(1)中:τ为土体抗剪强度;c′、φ′为有效应力强度参数;σ为法向总应力;ua为孔隙气压力;uw为孔隙水压力(当土体饱和时,ua-uw=0);φb为基质吸力。

通过渗流场和应力场相互作用的模型方程组[22]联立得到渗流-应力耦合模型[23],可表示为

(2)

式(2)中:K为渗透系数相关矩阵;D为弹性矩阵;B为几何矩阵;M为整体刚度矩阵;H为水头相关矩阵;f为渗流场的水头分布函数;σ为应力矩阵;ε为应变矩阵;δ为位移矩阵;X为节点外荷载矩阵;F为与渗流体积力等效的节点力。

仍以Geostudio软件为例,可采用SEEP/W模块和SIGMA模块对含水率变化条件下材料的体积变化进行求解:先采用SEEP/W模块初步求解降雨时序作用下坡体内部的孔压分布情况;再将得到的孔压代入到SIGMA模块中作为初值条件,进而得到考虑降雨条件下边坡的体积变化规律,掌握降雨时序作用下边坡位移场的响应规律;

(5)基于渗流场和位移场耦合结果,采用极限平衡理论计算梯田式填筑-降雨时序作用下边坡安全系数,评价其稳定性。如Geostudio软件的Slope模块。

2 典型沟谷区高填方工程仿真模型与岩土体参数

2.1 工程概况

图3 扶贫产业园平面设计图Fig.3 Graphic design of poverty alleviation industrial park

2.2 仿真分析模型

根据场地的地质钻孔信息资料,D区原始地层岩性由强风化和中风化泥质粉砂岩、砂砾岩以及强分化钠长绿帘云千枚岩和坡积土组成,绘制原始地层材料分区如图4(a)所示。整个填筑过程按每层7 m梯田式推进,分11步完成。D区自原地基312 m处开始分为6层填筑至D-01(361.3 m),后在D-01继续分层填筑5级高边坡至395.3 m。填筑所使用的土石混合体主要成分为全-中风化泥质粉砂岩颗粒、碎屑,填筑土岩土性质均匀性较差。为了消除填筑土石混合体在自重作用下的大部分沉降,对填方区进行分层强夯处理。填筑后典型数值模型如图4(b)所示。

D1～D6为D区原始地层梯田式填筑后达到设计高度的第1～6级平台

2.3 填筑体抗剪强度力学试验

2.3.1 不同含石量填筑体抗剪强度

为了认识不同含石量条件下填筑土石混合体的抗剪力学性质,设计6种质量含石量为0(素土)、20%、40%、60%、80%、100%的碎石土试样,分别开展200、400、600、800 kPa法向应力的直剪试验,控制剪切速率为2 mm/min,室内大型直剪仪如图5所示。

图5 室内大型直剪仪Fig.5 Indoor large direct shear instrument

以400 kPa法向荷载为例,由图6所示的混合体抗剪强度参数与含石量关系曲线可知,随含石量增加,黏聚力总体呈波动式下降趋势,内摩擦角相对变化不大,基本位于20.28°～20.73°范围内。在0～60%含石量范围内,块石含量的增大直接导致可以提供黏聚力的土体含量减小,同时块石接触并未发育完全,导致混合体黏聚力有所降低;含石量在60%～80%范围时,黏聚力呈上升趋势,此时黏聚力由块石和土体颗粒共同提供,块石逐渐由悬浮状态变为骨架承担结构;含石量从80%增大至100%时,黏聚力从63.5 kPa降低至10.7 kPa,说明此时试样内部土体颗粒含量已无法填充块石间隙而多停留在块石接触面,导致其相对滑动更为容易,黏聚力有所降低。

图6 混合体抗剪强度参数与含石量关系曲线Fig.6 Relation curve between shear strength parameters and stone content of the mixture

2.3.2 饱和含水量土石混合体试样直剪试验

为获得材料在饱和作用下抗剪强度变化规律,选用40%含石量试样,进行饱和试样直剪实验。饱和状态下4种法向荷载作用下材料最大剪切应力分别为91.4、112.4、163.0、214.8 kPa,相比于天然含水率下峰值应力明显减小。在饱和材料中,土体及块石间隙充分被水填充,导致颗粒间摩擦力降低,法向应力作用下较天然条件变形增大。对饱和作用下材料抗剪强度指标使用摩尔-库伦公式拟合后得到,试样黏聚力为40.2 kPa,内摩擦角为11.88°。相比于天然工况下,黏聚力和内摩擦角分别降低8.6%、37.54%,可见饱和作用对试样抗剪强度具有显著弱化作用,其中内摩擦角对水分敏感度更高。

2.4 岩土体力学参数及边界条件

模型中的岩土材料除了填筑土石混合体,还有泥质粉砂岩、砂砾岩、千枚岩和坡积土,利用单轴抗压强度试验与三轴压缩试验,获得它们的变形与强度参数。根据室内试验数据,数值模型中各层岩土材料计算参数如表1所示。

表1 材料参数Table 1 Material parameters Table

Geostudio软件通过大量地质样本的试验数据统计,提供了包括粉质黏土、黏土、粉砂等在内的多种样本材料的曲线形状,在已知地质体饱和含水率的条件下,即可利用样本函数获得土水特征曲线。渗透系数曲线的确定仅需要给出材料饱和渗透系数,在已有的土水特征曲线的基础上即可自动拟合得到地质体的渗透系数-基质吸力曲线。综上所述,本研究基于现场试验得到的渗透系数及含水率,使用Fredlund-Xing样本函数得到岩土体土水特征曲线与渗透性函数曲线如图7所示。

依托当地气象资料,该地区年平均降雨量为877.88 mm,最大降雨强度为164 mm/d,得到该地区极端降雨条件下降雨分布如图8所示。地下水位高程设定为250 m,并与边坡底端边界保持平行,边坡两侧及底部处于不透水状态,降雨过程中允许发生地表径流。

3 高填方地基变形分析

作为整个园区工程最为代表性的高填方,研究选取范围最大,填筑体深度最深,对园区影响最大的D区作为主要研究对象。该区填筑体厚度超过80 m,填方工程量大,是整个工程的重中之重。

如图4(b)所示,D区分11级进行填筑,逐级填筑边坡竖向位移如图9所示。图9中,以位移方向向上为正值,向下为负值。结果显示,填筑过程中边坡位移主要发生在填筑区附近,位移指向边坡深处。逐时步内边坡竖向位移以地表处为中心、向外逐层降低,填筑层对边坡的扰动呈一定区域性。在首次填筑过程中,竖向位移主要发生在模型右侧以及坡积土浅层区域,竖向位移达到0.23 m;而后在分级加载过程中填筑层对边坡变形的影响具有一定的时空限制范围,具体表现为随填筑层高度的增加,填筑层的中心相对于原始地层与填筑层交界点的水平距离呈先增加后减小的变化规律,而对应增量位移呈先减小后增大再减小的变化趋势,位移主要发生在边坡右侧边界及坡积土层较厚区域;增量位移在第6级加载时达到最大0.26 m,此时填筑层的中心距离原始地层与填筑层交界点水平距离最大。

图9 逐级填筑时边坡竖向增量位移分布云图Fig.9 Verticalincremental displacement distribution nephogram of slope during step-by-step filling

4 极端降雨下边坡多场特征分析

4.1 渗流场分析

在模型D3平台自上而下设置10个监测点A～J,对降雨时序下孔压响应进行定量分析。监测点间位于同一水平坐标处,纵向间距为2 m,最远监测至距地表18 m处。

图10为降雨过程中监测点A-J孔隙水压力变化曲线。可以看出,位于地表的监测点A处孔压在降雨开始后即刻发生消散,并在第2天降雨开始后立刻升高至0,而后在高强度降雨入渗作用影响下,边坡表面入渗能力衰减,表层土体趋于饱和,地表处孔压发生下降,在后续的降雨过程中基本保持在-29.87 kPa。相比于深度更深的其他监测点,地表处监测点孔压变化最为明显,对降雨作用也最为敏感。距地表深度为2～10 m的监测点B～G在降雨过程中均出现了不同程度的孔压变化,其中监测点B～F的孔压在后续降雨过程均接近0,监测点G在第3.6天后孔压开始升高趋势,此时湿润锋已经运移至深度12 m以下位置。深度超过12 m的监测点H～J处孔压并未发生明显的增加,说明持时为4 d、总降雨量为113.2 mm的降雨作用对边坡渗流场的影响范围主要发生在距地表深度为12 m以内的区域。

图10 降雨过程中各监测点处孔压变化曲线Fig.10 Variation curve of pore pressure at each monitoring point during rainfall

4.2 位移场分析

对边坡的位移场分析,结果显示地表浅层出现的孔压消散区与地基变形区域具有较高的重合度,降雨结束时刻随着湿润锋的运移地表变形也向边坡深处移动。随着降雨入渗的进行,边坡地表区域产生的竖向位移不断增加,在降雨结束时刻填筑区最大位移达到11.05 mm(D3平台处)。降雨入渗导致边坡浅层孔压升高,对应的有效应力发生降低,可以将降雨入渗视为一种卸荷过程,地表区域发生的位移也以指向边坡外部方向为主,其中在D6平台挖填交界处位移变化较大(只研究填筑区)。由图11所示的降雨结束后边坡竖向位移分布云图可知,降雨结束时D3平台边坡填方处出现的位移较为显著,变形主要指向临空面处。

图11 降雨结束后边坡竖向位移分布云图Fig.11 Cloud map of vertical displacement distribution of slope after rainfall

4.3 边坡稳定性分析

由图12所示的边坡安全系数随降雨持时变化规律可知,随降雨强度持续增加,边坡安全系数不断降低,在峰值降雨强度结束后,边坡安全系数逐渐趋于稳定。降雨结束时刻,边坡的安全系数由初始的5.43下降至2.96。根据非饱和强度理论,孔压的升高将导致材料所能提供的有效应力发生降低,同时土体饱水容重的增加也导致滑体的下滑力不断上升,因此浅层区域土体更易发生滑动。随着降雨的持续,地表浅层出现明显的孔压升高区,由于持续的降雨使得降雨强度大于素填土的渗透系数,多余的水量难以进行入渗,在地表形成径流,导致在降雨结束后安全系数变化趋于稳定。在降雨结束时刻,潜在滑移面基本与浅层孔压升高区边缘相切,说明在降雨末期边坡潜在滑移面位置已经改变为受到降雨入渗控制。

图12 边坡安全系数随降雨持时变化规律Fig.12 Variation rule of slope safety factor with rainfall duration

5 基于监测数据的高填方边坡长期稳定性分析

土石混合体经过分层强夯后,大部分沉降被消除,但是长期的固结过程仍然会发生。为了监测填方边坡的长期变形,在D3平台设置深部位移监测点[图4(a)],监测点位于同一水平坐标处,纵向间距为2 m,最远监测至距地表36 m处,选取土体深部变形物理表征量,采用固定式测斜计,人工实时采集边坡降雨时序作用下各监测点的变形数据。

图13为固定式测斜仪的监测数据。根据现场雨量计监测显示,2021年7月28日—9月7日期间降雨强度全年最大,达到544.4 mm,单日累计降雨量最大达到85.6 mm,相对变形也最大。由测斜监测数据分析可知,垂直方向随深度增加位移量呈减少趋势,测斜仪监测的竖直方向累计变化量达到21.6 mm,变形主要位于距地表15 m深度范围内,15 m深度以下的相对位移变化很小。

图13 固定式测斜计累计位移变化曲线Fig.13 Displacement curve of fixed clinometer

基于监测数据对数值模拟结果进行验证,选取与人工监测相同深部位移监测点分析降雨作用下素填土填筑区深部位移的变形规律,结果如图13所示的模拟曲线。随着降雨的入渗,孔压逐渐增大,湿润锋运移到距地表12 m附近,与孔压升高区具有较高的重叠度,最大累计变化量为11.05 mm(地表位置),数值模拟结果与人工监测数据位移曲线形态较为一致。