地下采動影響下滑坡穩定性及推力研究綜述

龍建輝，李 坤，郭曉娟

(1.太原理工大學 礦業工程學院，太原 030024；2.西南交通大學 地球科學與環境工程學院，成都 611756)

近年來，由于地下礦產開采而引發的一系列地質環境問題日益凸顯。以山區為例，由地下開采引發的地質災害多以山體崩滑的形式出現，且造成了嚴重的損失。20世紀70年代以來，許多大規模的崩滑地質災害被證實與地下開采有直接或間接的聯系[1]。當前針對采動滑坡主要是從其致災機理以及穩定性分析兩個角度進行研究，對于其防治措施大多從測量學的角度對采動滑坡的預測預報進行研究。

滑坡推力是抗滑結構設計的先決條件之一，其計算方法及分布形式的研究長期以來都是滑坡治理工程中關注的重點。采動條件下宏觀應力場的變化必然會引起抗滑結構上滑坡推力的變化，而目前對于采動影響下樁土的受力體系尚無系統的研究。因此，本文通過對采動滑坡的形成機制、破壞模式、穩定性分析方法以及滑坡推力的計算與分布等研究現狀做一個系統的歸納和評述，提出在采動影響下滑坡推力的研究應從采動滑坡推力計算方法、推力分布形式及不同采動時期的推力變化情況三方面入手，以期為采動滑坡治理方法的研究提供參考。

1 采動滑坡研究現狀評述

采動滑坡一般是指在地下開采影響下，由上覆巖體變形破壞而引發的山體滑坡[2]。由于受到以地下采動為主的多因素作用，其變形失穩機理與一般滑坡有很大區別[3]。早期對于采動滑坡僅從滑坡學的角度進行研究。隨著研究的不斷深入，對采動滑坡問題的研究已逐漸成為一個涉及滑坡學、開采沉陷學、巖石力學等多個學科的交叉學科領域。

1.1 地下開采對滑坡的影響效應分析

滑坡的形成往往是內外因共同作用的結果。其中，內因主要包括坡體自身的因素，例如巖土的物理力學性質、坡體的幾何形態及構造條件等。對于采動滑坡而言，其最主要的外界因素即地下采礦的作用，而地下采礦對坡體的影響效應又表現在多個方面。各效應之間的關聯作用致使坡體穩定性降低，最終導致采動滑坡的形成，如圖1所示。

圖1 地下開采對坡體的影響效應Fig.1 Effects of underground mining on the slope

地下開采對采動滑坡的影響效應主要表現在以下三個方面：

1) 地下采動引起斜坡應力場的變化。開采的擾動破壞了巖體內各點的天然應力狀態，使巖體內的應力重新分布。由于各點所處的采動影響范圍不同，其應力的變化量也不同[4]，宏觀上表現為不同區域受力狀態的差異[5](圖2)，并形成了多個變形區[2](圖3)。對比圖2和圖3可以看出，采空區影響范圍內的各個變形區與所受水平及垂直方向的附加應力相對應，即在不同方向的采動附加應力作用下，采空區影響范圍內的巖體發生對應的拉伸和壓縮變形。

σx—水平附加應力；σy—垂直附加應力圖2 采動覆巖受力狀態Fig.2 Stress state of overburden undermining

Ⅰ為垂直拉伸水平壓縮變形區；Ⅱ為垂直拉伸水平拉伸變形區； Ⅲ為垂直壓縮水平拉伸變形區；Ⅳ為垂直壓縮水平壓縮變形區圖3 采動坡體變形分區圖[2]Fig.3 Partition map of mining landslide deformation[2]

2) 應力場的變化使巖體產生水平方向和垂直方向的移動變形[4]。在由采空區向地表發展的變形過程中，軟弱層形態經歷的動態變化過程致使其力學強度降低[2,6]。

3) 巖體移動變形產生的地表拉伸區的拉伸作用或地表沉陷產生的錯動作用，導致了坡體表面裂縫的形成。隨著采動變形的發展，裂縫也不斷擴展，當擴展到與軟弱層貫通時便可能形成滑坡[7]；另外，坡面裂縫還為地表水的下滲提供了良好的渠道，進而使軟弱層強度進一步降低。

1.2 采動滑坡的破壞模式

對采動滑坡破壞模式的研究一方面可以加深對采動滑坡機理的認識，另一方面還可以為滑坡治理工程的側重點提供建議。滑動是采動斜坡破壞最主要的形式。目前，主要是依據采空區與坡體的相對位置關系將采動滑坡破壞模式劃分為兩種：一種為順坡采動導致的推動式滑坡，另一種為迎坡開采引起的牽引式滑坡[5]，如圖4所示。

W—下沉變形；ε—水平變形；i—傾斜變形； δ上—上山移動角；δ下—下山移動角圖4 采動滑坡變形破壞模式[5]Fig.4 Slope deformation and failure induced by undermining[5]

湯伏全[2]在上述基礎上考慮了坡面和結構面的不同組合關系，進一步將采動滑坡劃分為推動式順層滑坡和牽引式切層滑坡。譚福林等[8]對上述兩種類型的滑坡進行了漸進演化過程分析。

綜合看來，采動滑坡的破壞模式主要受開采條件及巖體結構兩方面因素的影響[9]。開采條件包含多方面的內容，而上述研究僅考慮了開采方向這一條件；對于巖體結構的考慮也僅是考慮了巖層面與坡面的組合，未考慮其內部結構面的影響。在此條件下的概化模型雖在一定程度上反映了破壞的趨勢，但無法考慮到所有因素的疊加作用，因此對于特定的采動滑坡還需對其破壞模式進行專門的研究。

1.3 采動滑坡穩定性分析方法

滑坡推力計算以滑坡的穩定性分析為基礎，穩定性分析方法的合理性對滑坡推力計算及抗滑結構的設計至關重要。采動滑坡不同于一般滑坡的受力，其穩定性分析方法也應區別對待。目前國內外對于礦山邊坡穩定性評價的研究多針對露天開采形成的邊坡，對地下開采影響下邊(滑)坡穩定性分析方法的研究則相對較少。現有的采動滑坡穩定性分析方法主要包括兩種：一種是基于極限平衡理論的理論分析方法，另一種是數值分析方法。

1.3.1 理論分析法

已有的采動滑坡穩定性分析的理論方法主要是在一般邊滑坡穩定性分析方法的基礎上從不同角度考慮了采動因素的影響，主要從以下三個角度考慮：

1) 根據不同的破壞模式(推移式和牽引式)對采動滑坡做不同的分塊處理，即將采動塊段作為主動滑體，非采動塊段作為被動滑體，并將采動塊段的滑面強度進行折減。

2) 引入了量綱一化的采動強度P[5].采動強度指地下煤層開采對采動影響范圍內坡體巖土層的破壞程度，計算公式如下：

(1)

式中：H0為坡體下方煤層平均開采深度；δ為煤層開采厚度；D為開采寬度；α為平均傾角；k為與坡體巖土層相關的系數。通過P值建立了附加水平分力、附加剪切力以及附加垂直力的計算公式，并將其加入一般邊坡的受力體系中。

3) 通過采空區地表移動變形的隨機介質理論計算地下采空條件下單元體的水平應變和豎直應變，再根據彈性介質理論計算水平和豎直應力，進而得出采動水平和垂直附加應力[4]。

除以上方法外，還有少數學者從滑面形態特征變化的角度考慮地下采動的影響。徐廷甫等[10]從滑面形態變化的角度建立了地下開采對邊坡穩定性影響的簡化模型，得出了逆坡開采影響下的順層巖質邊坡穩定性系數的估算公式。陳仕闊等[11]則是通過將采動影響范圍內的滑面參數折減為殘余抗剪強度來考慮采動的影響。

上述方法都是基于極限平衡理論的穩定性分析方法。目前對于采動影響因素無法做到嚴格的定量化，計算結果也難以符合實際，增加了治理工程設計的盲目性。此外，采動滑坡的變形是一個長期的動態變化的過程，而極限平衡法只能反映靜態的過程，因此無法分析滑坡的變形發展過程以及各個變形階段穩定性的變化情況。

1.3.2 數值分析法

數值分析方法能考慮不同開采條件下應力應變場的變化情況，從而可以近似得出滑坡的形成過程，且可以對坡體穩定性進行定量評價。

胡海峰等[12]采用有限元法的計算思路將采動坡體劃分為若干計算單元，通過概率積分法計算各單元的節點位移，進而計算出節點荷載，再按照靜力等效原則將單元節點荷載進行疊加，形成總體荷載，并根據靜力平衡條件對每個單元計算其穩定性，由此建立了采動坡體穩定性評價預測方法。該方法考慮了覆巖性質、地形地態、地質采礦條件以及開采影響等影響因素。劉新喜等[7]通過FLAC3D模擬了地下開采引起的地表變形以及后緣拉裂縫的分布特征，并通過GeoStudio對降水入滲條件下的滑坡穩定性進行了分析，突出了降雨通過開采裂縫入滲對黃土層滑坡形成的誘發作用。柴紅保等[13]運用有限元強度折減法分析了不同跨度和位置的采空區對邊坡穩定性的影響，結果表明：邊坡的穩定性影響取決于采空區幾何中心位置；同一高度的采空區，距坡面水平距離的不同會引起邊坡滑動面位置發生改變，從而引起邊坡穩定性的變化。許超等[14]利用Midas GTS NX對采動影響下的邊坡進行建模并計算，分析了采動滑坡的變形過程，并將其歸納為7個變形階段。

數值分析方法與傳統的理論計算方法相比具有一定的優勢。鑒于目前數值分析方法在采動滑坡穩定性分析中的研究較少[12]，因此還應從多因素綜合作用、采動影響下巖土體的參數選取等多個角度做進一步的研究。

2 抗滑樁滑坡推力研究現狀評述

滑坡的治理是一個復雜的巖土工程問題，抗滑樁是目前滑坡治理中最常用的抗滑措施。作用在抗滑樁上的滑坡推力作為抗滑樁結構設計的重要前提之一，其計算方法和分布規律一直以來都是研究的重點和難點。

2.1 滑坡推力計算方法

目前滑坡推力的計算方法主要分為基于極限平衡理論的傳統計算方法和數值計算方法兩大類。

2.1.1 極限平衡法

極限平衡法的基本理論是將滑面以上土體分成若干垂直條塊，對作用在各土條上的力進行力和力矩的平衡分析。根據條間力假定條件的不同，極限平衡法又可分為多種方法[15]。對于滑坡推力的計算，目前工程上主要采用傳遞系數法。該法假定條塊間的合力作用線平行于上一條塊的滑面方向，作用點在條塊接觸面中點，因此未考慮力矩的平衡，而只是根據力的平衡條件，逐條向下推求[16]。其條塊的受力如圖5所示。

圖5 傳遞系數法條塊受力圖[16]Fig.5 Sketch graph of transfer coefficient method calculating slices force[16]

圖5中，Fi、Fi-1為第i塊、第i-1塊滑體的剩余下滑力；Gi為第i塊滑體的重力；βi、βi-1、βi+1為第i塊、第i-1塊、第i+1塊滑體的滑面傾角；Fti、Fni為第i塊滑體所受的切向力、法向力；li為第i塊滑體滑面長度。

根據滑坡推力安全系數的不同定義，傳遞系數法中的安全系數可以分為下滑力超載儲備安全系數(傳遞系數法顯式解)以及強度儲備安全系數(傳遞系數法隱式解)[17]。

傳遞系數法顯式解法滑坡推力計算公式為

Fi=ψiFi-1+KsGisinβi-Gicosβitanφi-cli,

(2)

ψi=cos(βi-1-βi)-sin(βi-1-βi)tanφi.

(3)

式中：ψi為傳遞系數；Ks為下滑力超載儲備安全系數；c為第i塊滑體滑面上巖土體的粘聚力；φi為第i塊滑體滑面上巖土體的內摩擦角。其余符號意義與圖5相同。

傳遞系數法隱式解法滑坡推力計算公式為

(4)

(5)

式中，Ks為強度儲備安全系數，其余符號意義同上。

在兩種不同安全系數定義下所計算出的滑坡推力結果也不相同。針對目前規范中采用的傳遞系數法顯式解法，有研究認為其安全儲備的考慮不符合實際情況[17]。而目前國際上提出的多種條分法中所采用的強度儲備安全系數具有更為合理的理論支撐。然而，實際情況下c、φ值并非按同一比例減小。唐芬[18]根據實驗條件下c、φ值衰減速度的差異提出了基于雙強度儲備安全系數的滑坡推力計算方法，即認為c、φ值的安全系數呈一定比例，而對于該比例的取值尚需進一步的討論。

傳遞系數法與其他極限平衡條分法相比，其最突出的缺點主要是條間力方向的假定不合理。由于假定條間力的合力方向平行于上一條塊的滑面方向，因此只考慮了條塊的平動趨勢，而未考慮其轉動趨勢，即未考慮力矩的平衡條件；尤其對于滑面傾角較大的滑坡，傳遞系數法難以滿足計算結果合理性的要求。林峰等[19]對各種條分法計算滑坡推力的適用性進行了探討，并在考慮條塊轉動趨勢的基礎上，提出了一種改進的Janbu法來計算滑坡推力。該方法的特點主要是考慮了條塊間的變形破壞條件，因此在理論上比傳遞系數法更加合理。實例計算表明，該方法不但可以指出推力分布情況，而且可以確定治理工程的部位及其應提供的抗力大小。張奇華等[20]通過對條間力的作用方向進行修正以考慮力矩平衡條件，其本質即將條間力分解為切向力和法向力，并通過整體力矩平衡條件來尋求兩者之間的關系，其基本思路等同于其他的嚴格條分法。

傳統的極限平衡法存在一定的局限性，主要表現在以下三個方面：

1) 采用傳統的極限平衡法計算滑坡推力均是從二維的角度來進行，難以反映三維空間上抗滑樁的受力情況[21]。

2) 極限平衡法中將巖土體視為剛性體，未考慮各要素的本構關系及變形條件，因此僅能得出滑坡推力大小的近似解，無法得出樁土的應力應變及滑坡推力的分布情況。

3) 極限平衡法是基于極限分析理論提出的，認為土體處于極限狀態，即滑面上的抗滑力已經充分發揮，據此計算出的滑坡推力為主動土壓力，因此不適用于抗滑樁樁前有抗滑力作用時的滑坡推力計算，且無法反映在設樁后不同時期樁后推力的變化情況。

基于以上因素，很多學者開始探索數值方法在滑坡推力計算中的應用并取得了豐碩的成果。

2.1.2 數值計算法

數值計算方法充分考慮了樁土的相互作用，一定程度上克服了上述傳統方法的不足。從已有的研究來看，可應用于滑坡推力計算的數值分析方法主要包括有限元法、有限差分法、離散元法等。其中，離散元法假定離散塊體為剛體，因此未能充分考慮樁土的變形協調條件；而有限差分法用于滑坡推力計算的研究尚處于探索階段。目前，研究較為深入的主要為有限元強度折減法。

2.1.2.1有限元強度折減法原理

BISHOP[22]最早定義了安全系數為使邊坡剛好達到臨界破壞狀態時對土的剪切強度進行折減的程度。ZIENKIEWICZ et al[23]在有限元法的基礎上最早提出了有限元超載法和強度折減法。目前公認的強度折減法理論是通過不斷降低邊坡巖土體抗剪強度參數直至達到臨界破壞狀態，此時的強度折減系數即為邊坡的安全系數。

在進行滑坡推力計算時將滑帶的強度參數按設計要求的穩定安全系數進行折減，再通過有限元法計算滑坡推力。該方法的優勢在于考慮了巖土體及抗滑結構的變形對結構受力的影響，并可以同時計算出滑坡推力的大小和分布形式。

2.1.2.2強度折減系數與儲備安全系數的關系

從概念上看，采用有限元強度折減法計算滑坡推力時的強度折減系數是指設置抗滑結構后滑坡所要求達到的穩定安全系數，而強度儲備安全系數則是通過減小滑面抗剪強度參數值來考慮抗滑結構安全儲備的滑坡推力安全系數，兩者本質上相同，均表示極限平衡狀態下滑面強度降低的程度。但對于兩者的取值問題目前還存在一定的分歧。由于目前工程上仍較多地使用傳遞系數法顯式解法，因此普遍認為在傳遞系數法隱式解法中安全系數的取值應與顯式解法一致，即按表1進行取值[24]。而有限元法中強度折減系數即為坡體應達到的穩定性系數，故應按表2進行取值[25]。

表1 滑坡推力安全系數取值[24]Table 1 Landslide thrust safety factor value[24]

安全系數取值方法的不同，會導致滑坡推力的計算結果產生較大差異。方玉樹[26]提出了抗滑結構設計中荷載取值方法與治理前滑坡穩定性計算方法不匹配的問題，建議以穩定性為基礎來確定支擋結構上的荷載。趙尚毅等[27]針對該問題，對上述兩種安全系數進行了區分，并提出了一種基于強度折減安全系數的滑坡推力計算方法，將滑面強度參數c和φ按同一比例fs進行折減，得到滑坡推力為

F=Fa-Fr/fs.

(6)

則支擋后坡體的穩定安全系數為

(7)

式中:Fa為巖土體下滑力；Fr為抗滑力；fs為滑坡推力安全系數；fzs為支擋后坡體的穩定安全系數。

傳遞系數法隱式解的形式與(6)式相同，該法通過強度折減系數將強度儲備系數與支擋后坡體的穩定安全系數統一起來，即認為強度儲備安全系數應按表2取值，與目前常用的取值方法不同。

2.1.3 兩種主要計算方法的對比

在很多情況下采用有限元法與傳統計算方法計算滑坡推力的結果存在一定的差異，因此對有限元法計算結果的可靠性還需要與傳統方法進行對比驗證。梁斌等[28]以實際工程算例對比了不平衡推力法及有限元強度折減法中采用不同單元形式(梁單元及實體單元)模擬抗滑樁時的滑坡推力的計算結果，論證了有限元強度折減法在滑坡推力計算中的可行性和優勢所在，即可以同時得到滑坡推力與樁前抗力的分布。許江波等[29]對有限元法和傳統方法做了詳細的比較分析，指出：極限平衡法計算所得的滑坡推力為主動土壓力，而有限元法是根據土體變形產生的壓力來計算推力，當抗滑樁變形受到限制而使得抗滑力不能充分發揮時，計算出的推力為介于主動土壓力與靜止土壓力之間的某一值；隨著強度折減系數的不斷增大，巖土體逐漸達到極限平衡狀態，兩種方法的計算結果也逐漸趨于一致。此外，該研究認為滑坡各個要素的彈性模量也是影響推力計算結果的因素，并對有限元計算參數的選取提出了合理的建議。

2.2 滑坡推力分布規律

滑坡推力對抗滑樁內力的影響主要表現在對其受荷段的影響。由于受荷段的內力是按懸臂梁來計算的，因此作用于受荷段的外力的分布形式直接影響抗滑樁的剪力和彎矩，進而影響抗滑結構的設計。

目前，在滑坡推力分布圖式的選取上很難達成一致。抗滑樁的設計中，為簡化計算，通常將滑坡推力視為線性分布，一般根據滑體巖性的差異將其分為矩形分布、三角形分布及梯形分布三種形式[30]，如圖6所示。

A為矩形分布及合力作用點位置；B為梯形分布及合力作用點位置； C為三角形分布及合力作用點位置圖6 三種常用的滑坡推力分布圖形[30]Fig.6 Three kinds of commonly used landslide thrust distributions graphics[30]

影響滑坡推力分布及其合力作用點位置的主要因素有：滑坡類型、部位、地層性質、抗滑結構變形情況及地基系數等[31]。在如此眾多的影響因素作用下，滑坡推力的實際分布形式必然表現出非線性的特征，這一點從模型試驗[32-33]以及現場監測資料[34]已經得到印證。戴自航[35]通過對已有的試驗資料進行分析，對滑坡推力的分布函數進行了推導，并根據滑坡巖土類別對滑坡推力分布進行了更為詳細的劃分：對于巖質滑體，滑坡推力呈矩形或平行四邊形分布；對于砂土等散體結構的滑體，滑坡推力為三角形-拋物線形分布；對于粘性土滑體，滑坡推力視為拋物線-三角形分布；介于散體和粘性土之間的滑體則按梯形分布考慮。與目前國內外習慣采用的分布圖式相比，滑坡推力合力作用點均有所降低，更符合抗滑樁實際受力狀況。然而，該分布圖式仍是根據巖土體性質進行的劃分，其分布函數也僅是在假定了分布圖式的基礎上進行的推導。

針對以上不足，更多的學者從分布圖式的定量化以及不同因素影響下滑坡推力的分布兩個角度進行研究。從研究方法上來看，前者以理論分析為主，后者則包括數值分析及試驗方法兩個主要方面。

2.2.1 理論分析

楊濤等[36]針對現有工程中僅能根據滑體的巖性近似確定滑坡推力分布形式的現狀，從理論分析的角度出發，以定點剪出穩定性核算為基礎提出了一種滑坡推力分布形式分析計算方法。該法首先假定抗滑樁上的某點為滑坡剪出口，核算滑坡體自該點剪出的最大可能性；若通過該點的組合滑面安全系數小于設計安全系數，則按Janbu法計算該點以上抗滑樁段的滑坡推力，然后按照自上而下的次序確定樁身滑坡推力的分布形式。該方法的優勢在于完全不受滑體性質和幾何外形的限制，對各種滑坡體均有適用性。

肖世國[37]通過對上述方法進行分析，提出了兩點不足：其一，上述方法以受荷段各點為剪出點形成假想潛在滑面，令其穩定系數不超過設計安全系數，以此分析滑坡推力，與實際問題是在一定安全系數下沿最不利滑面達到極限平衡狀態的設計理念不符；其二，該法計算的滑坡推力的方向性與實際物理概念有明顯差異，并且操作過程較為繁雜。基于以上不足，根據對似土質滑體的水平微層段的極限平衡分析，建立了樁后滑坡推力的近似解析表達式，并通過模擬滑體滑動極限狀態的室內試驗驗證了該近似理論解析方法的合理性，最終得出樁后側滑坡推力的分布模式呈中間大兩端小的近似拋物線型特征，具體與樁側計算點位置、相應滑面傾角、滑體重度、滑面的粘聚力與內摩擦角、樁土界面的粘聚力與摩擦角等多種因素密切相關。

2.2.2 數值分析

滑坡推力分布的數值分析主要基于滑坡推力的數值計算。前述已經介紹了以有限元強度折減法為代表的滑坡推力數值計算方法，其優勢在于可同時得出滑坡推力的分布形式。以ANSYS軟件為例，利用程序的路徑分析功能，當抗滑樁采用實體單元模擬時，在抗滑樁后從滑面和抗滑樁交點到樁頂設置路徑，并將水平應力映射到路徑上即可得到滑坡推力的分布[38]。該方法的優勢在于，考慮了樁土變形條件，且可以通過改變巖土材料的參數來反映滑坡各要素在不同條件下的推力分布形式。

李梅等[39]通過建立滑坡與抗滑樁的三維有限元模型，研究了滑帶結構特征及物理參數對滑坡推力分布的影響。結果表明：滑帶的抗剪強度是影響推力分布的主要因素，隨著抗剪強度的增大，滑坡推力的分布有從非線性到線性轉變的趨勢；滑帶的彈性模量、重度及厚度對推力的分布也有一定影響，但不改變分布圖形的形狀。

ZHOU et al[40]通過有限元數值模擬的方法對三峽水庫區的庫岸滑坡抗滑樁上的滑坡推力進行了計算，并分別對比了4種不同庫水位與降雨量的組合條件下滑坡推力的分布圖形，如圖7所示。

(a) 145 m庫水位+360 mm月平均降雨量； (b) 175 m庫水位+150 mm月平均降雨量； (c) 175 m庫水位+360 mm月平均降雨量； (d) 175 m庫水位降至145 m庫水位+150 mm月平均降雨量圖7 滑坡推力分布圖形[40]Fig.7 Distribution of landslide thrust acting on the pile[40]

通過上述對比結果可以看出：不同的庫水位與降雨量的組合形式對滑坡推力的大小及分布形式有較大的影響，滑坡推力的合力隨庫水位升高和降雨量的增加而增大；從分布形式上來看，滑坡推力主要呈拋物線形分布，庫水位升降是影響滑坡推力分布的主要因素，隨著庫水位的上升，分布趨向于更加均勻，合力作用點有所上升。

2.2.3 物理模型試驗

物理模型試驗是以相似理論為基礎，在滿足基本相似條件的前提下，通過物理模型來反映原型的特征規律的方法[41]。對于樁土相互作用模型主要是采用相似材料模擬的方法來模擬實際的滑坡治理工程中抗滑樁與滑坡體的相互作用，以得出滑坡推力、樁前抗力以及抗滑樁內力等的分布規律。

徐良德等[32-33]最早通過模型試驗對滑體為不同材料時滑坡推力的分布規律進行了分析。模型試驗的布置如圖8所示。加載分四級進行，通過測量樁背各測點土壓力值分別得到滑體為松散介質時和滑體為粘性土時的滑坡推力曲線，如圖9所示。

圖8 滑坡推力模型試驗示意圖[32]Fig.8 Sketch graph of landslide model test[32]

圖9 滑坡推力曲線[32-33]Fig.9 Landslide thrust curve[32-33]

從圖9可以看出：作用在模型樁上的滑坡推力隨著加載量的增大而增大，且越靠近滑面，增長幅度越大；當滑體為松散介質時，滑坡推力基本呈三角形分布，合力作用點約在滑面以上0.3h1(h1為滑動面以上的樁長)附近(圖9(a))，與目前設計中所采用的簡化圖形較為吻合(圖6(a))；當滑體為粘性土時，滑坡推力接近頂點位于滑面附近的拋物線形分布，滑坡推力在滑面處有減小的趨勢，合力作用點在滑面以上0.26h1處(圖9(b))，與設計中針對粘性土采用的矩形或梯形分布的合力作用點位置相比有所降低(圖6(b)、(c)).

近年來，長安大學在樁土相互作用的模型試驗方面做了大量的工作，通過布置各種監測元件來研究不同形式的抗滑樁的受力變形狀態及破壞模式等。劉洪佳等[42]通過懸臂式抗滑樁加固滑坡的模型試驗，研究了滑坡推力分布、土體抗力的變化情況、樁身變形破壞模式。土壓力測試曲線反映出的滑坡推力分布與對典型剖面分析得到的結論相吻合，即滑坡推力主要作用在滑面以上樁長1/5～1/3部位。張濤[41]通過大型物理模型實驗，對普通抗滑樁、單錨抗滑樁及雙錨抗滑樁的土壓力進行了監測對比，得出：隨著錨桿數的增加，滑坡推力及樁前抗力的分布趨向于更加均勻，且抗滑樁分擔的推力減小；具體分布形式還與樁的嵌固深度有關。

物理模型試驗在一定程度上可以反映滑坡推力的概化分布，尤其當滑體為單一介質時可以得出較為吻合的模擬結果。但由于物理模型的建立是對原型的大幅簡化，難以精確地反映實際情況下滑坡推力的分布形式，因此僅能作為一種輔助試驗對簡化模型進行驗證。

2.2.4 現場監測

無論是數值分析方法還是物理模型試驗，其模型都是在一系列的簡化條件下建立的，其模擬結果的合理性還需通過大量的實測資料來驗證。

劉光代等[34]對成昆鐵路線上的沙北1號線堆積體滑坡的滑坡推力進行了長達3 a的現場實測。實測土壓力分布曲線如圖10所示。

圖10 滑坡推力實測曲線[34]Fig.10 Measured curve of landslide thrust[34]

從滑坡推力的實測曲線可以看出：堆積體滑坡的滑坡推力呈中間大兩端小的拋物線形分布，樁頂部位的滑坡推力為0，土壓力最大值位于滑面以上中部偏下的部位，合力作用點較一般工程設計中采用的三角形分布高；土壓力在滑面部位有所減小，主要是由于滑面上的摩阻力抵消了一部分滑坡推力所致；滑坡推力作用在抗滑樁上是一個漸變的過程，經過一段時間的應力調整才能完全作用于抗滑樁上。

雷用等[43]對滑坡治理工程中抗滑短樁的應力監測資料進行了綜合分析，對實測結果與土壓力計算結果進行了比較，同時對比了實測滑坡推力分布曲線與有限元模擬的推力分布圖形，得出抗滑短樁上的推力呈近似于梯形的拋物線形分布。蔣世庭等[44]對膨脹土邊坡雙排抗滑樁的土壓力進行了長期的現場監測，得出前排懸臂樁的樁后土壓力呈三角形分布，后排樁的樁后土壓力呈近似三角形的拋物線形分布。

從滑坡推力的實測結果來看，實際情況下作用在抗滑樁上的滑坡推力主要呈非線性的拋物線形分布，且滑坡推力的分布圖形受滑面摩阻力的影響較大，而目前關于滑面摩阻力與滑坡推力分布的相互關系尚未見報道。另一方面，現有的現場監測大多僅是對抗滑樁的加固效果進行評價，對推力曲線的分析也僅是與簡化分布圖形的簡單對比驗證，缺乏與其他實驗及理論方法所得結果的綜合對比研究，這也是多年來滑坡推力研究發展緩慢的主要原因之一。

3 采動影響下滑坡推力研究方向的探討

滑坡推力是滑坡治理工程設計的重要前提之一。地下開采作為一種誘發滑坡的外界因素，已有眾多學者針對其誘發機理及其對坡體穩定性的影響作用開展了大量的研究，而對于采動滑坡專項治理研究的相關報道甚少。采動條件下宏觀應力場的變化必然會引起抗滑結構上滑坡推力的變化。對采動影響下滑坡推力的特征進行分析研究，可以為采動滑坡的專項治理提供可靠的理論依據。

通過總結上述關于采動滑坡穩定性及滑坡推力的研究，筆者認為，采動影響下滑坡推力的研究應重點從采動滑坡推力計算方法、推力分布形式以及不同采動時期的推力變化情況等三個方面進行。

3.1 采動滑坡推力計算方法

在采動滑坡推力計算方法的研究中，應從采動滑坡的穩定性分析入手，探討如何將采動影響因素加入現有的推力計算方法中；在安全系數的選取方面，應考慮采動對坡體穩定性的不利影響。現有的采動滑坡穩定性分析方法主要是建立在極限平衡法的基礎上，而極限平衡法本身具有一定的局限性；強度折減法在普通邊(滑)坡的穩定性分析中被認為是一種行之有效的方法，可進一步探討其在采動滑坡穩定性分析及滑坡推力計算中的應用。此外，目前對于采動影響因素的量化主要是建立在經驗基礎之上，因此對于采動影響因素的量化應進行更深入的研究。

3.2 采動滑坡推力分布形式

該方面的研究應重點探討在不同的采空區與滑坡體相對位置關系的條件下滑坡推力的分布特征。不同的采空區與坡體相對位置關系形成了采動滑坡的不同破壞模式(牽引式和推動式)，而破壞模式的不同主要是由于受力變形條件的差異，因此其推力的分布必然表現出不同的形式。例如在某種特定條件下，假設采空區位于抗滑樁前緣以下部位時，抗滑樁及滑坡體可能產生向采空區方向的傾倒趨勢，即破壞了抗滑樁上力矩的平衡，滑坡推力作用點位置發生變化，其分布形式也相應發生改變。

對于該方面的研究可通過數值模擬的方法來實現。數值技術在采空區以及抗滑結構受力特征的模擬方面已得到了廣泛的應用，說明了數值分析方法用于采動滑坡抗滑樁滑坡推力研究的可行性。

3.3 不同采動時期的滑坡推力變化情況

采動滑坡的變形破壞通常劃分為多個階段，通常選擇在滑坡的蠕動變形階段進行滑坡的治理。一般來說，采動滑坡的發生通常經歷蠕滑、微動及劇烈滑動三個動態階段，但并非所有的采動滑坡都會發生突發性的破壞。很多情況下采動滑坡是一個長期的蠕動變形的過程，且滑動量較小；在緩慢的蠕滑過程中，坡體內能量逐漸消耗，滑坡推力也經歷了從大到小的變化過程，滑坡體最終重新達到穩定狀態。例如在山西地區，很多地下開采引起的老滑坡復活均表現出該類型的特征[45]，該類型滑坡往往造成坡體表面建筑出現裂縫，并容易造成豎井及斜井井筒的錯動。對于該類型的滑坡，治理時期的選擇尤為重要。如在蠕滑初期進行治理，滑坡推力還有進一步增大的趨勢，則在抗滑結構設計時應考慮較大的安全儲備；相反，如果在后期進行治理，則可以大大減少經濟的投入。因此在不影響地面生產生活設施的前提下，對該類型的采動滑坡應盡量選擇在后期進行治理。

上述的定性分析僅是從大量現場調查中總結出來的某一類型的采動滑坡的普遍特征，而實際情況下采動滑坡的推力變化過程往往十分復雜。因此，研究應側重于滑坡推力的現場監測，通過長期的現場監測數據來反映不同采動時期的推力變化情況，包括推力大小的變化以及分布形式的變化。現場監測一方面可以為采動滑坡的治理時期提供建議，另一方面還可以了解滑坡的穩定性變化情況以及變形破壞過程。

目前對于滑坡推力的現場實測主要存在三方面的問題：實測資料較少；監測時間短；對監測數據的分析不夠深入。由于監測區多位于偏遠地區，且目前對于滑坡推力的監測仍以人工現場監測為主，因此，長期監測的代價較大。針對該現狀，應當有針對性地對某些典型滑坡進行監測，同時應注重監測遠程傳輸系統的研發，對監測數據的分析應結合其他監測資料以及其他計算方法等進行綜合對比，以便為理論研究提供可靠的依據。

4 結語

地下采動對滑坡的形成及發展具有長期而復雜的影響作用，因此，與一般的滑坡災害相比，采動滑坡無論在失穩機理還是在受力特征方面都更為復雜，在滑坡穩定性分析及支擋結構設計中都應在一般滑坡的基礎上考慮地下采動因素。滑坡推力作為聯系滑坡穩定性分析和支擋結構設計的橋梁，在地下采動的影響下必然會具有不同的表現形式。本文以采動滑坡為研究對象，對采動滑坡穩定性和滑坡推力的研究現狀進行了評述，在此基礎上探討了采動影響下滑坡推力的未來研究方向。

開展地下采動影響下滑坡推力的專項研究，揭示地下采動影響下滑坡推力的演變規律并提出相應的計算方法，可以有效提高采動滑坡支擋結構設計的科學性和合理性，對于礦山滑坡災害的防治具有重要的理論意義和實際意義。