考慮邊坡不同演化階段的巖土體抗剪強度參數反分析

龍賽瓊，陳煥美，蔣文鵬，梁棟才，尹小濤

(1.云南省交通發展投資有限責任公司， 云南 昆明 650034; 2.云南大永高速公路有限公司, 云南 大理 671000；3.云南省交通投資建設集團有限公司， 云南 昆明 650200;4.中國科學院 武漢巖土力學研究所 巖土力學與工程國家重點試驗室， 湖北 武漢 430071；. 中國科學院大學， 北京 100000)

邊坡與滑坡工程抗剪強度參數直接影響到巖土體的承載特性，對工程建設有著重要意義。目前，獲取巖土抗剪強度參數的方法有試驗法、經驗法和反演法。室內試驗和經驗法都在一定程度上不能完全符合邊坡工程的實際狀況。反演法是一種用來確定邊坡與滑坡工程抗剪強度參數的有效手段[1]。它在已知穩定性系數及滑面等條件下，反算滑面的巖土抗剪強度參數。它采用的是以邊坡穩定性狀態倒推巖土體力學參數的邏輯，目前相關研究已有可觀成果[2]。張新敏等[3]利用廣義楔形法及程序GWEDGEM對滑帶c和φ值進行敏感性分析。孫超偉等[4]基于場變量的有限元強度折減法，借助ABAQUS軟件，建立了一套求解三維均質邊坡反分析模型。唐紅波等[5]利用bishop極限平衡理論對自然破進行了穩定性分析。盧坤林等[6]以滑面正應力修正三維邊坡穩定性分析方法為基礎，建立了確定滑帶土抗剪強度參數的三維反分析模型。譚萬鵬等[7]采用位移反分析方法反演了邊坡巖土體強度參數。湯羅圣等[8]將數值模擬與位移監測結合起來，并用此方法成功反演了三峽庫區某滑坡抗剪強度參數。丁德馨等[9]運用神經網絡，首次提出并建立了圓弧滑動智能化算法。羅莉等[10]也采用遺傳算法反演得到了滑坡巖土體的抗剪強度參數，提出了將強度折減與位移優化反分析結合起來反演簡單邊坡體抗剪強度參數的方法。朱友誼[11]以點穩定性系數理論為基礎，采用軟件FLAC3D參數反演得出符合滑坡實際現狀的滑帶土強度參數。柳旻等[12]通過實時檢測，揭示了工程開挖對通過影響表面裂縫的大小，進一步造成穩定性的下降。

研究表明，施工擾動會加劇卸荷變形和坡體軟化變形，巖體軟化后的變形模量下降約80%。開挖前的5.56的穩定性系數，在施工擾動與地下水共同作用下降至1.96，開挖后從2.77 降至1.07[13]。邊坡開挖擾動，改變了原自然坡的地表狀態，可能使潛在不利軟弱層面臨空，導致開挖邊坡穩定性下降；開挖后使坡體變陡，產生卸荷變形，坡表一定范圍巖體剛度下降，坡體產生隨節理裂隙擴張，結合雨水的侵入作用[14]，導致坡體的強度逐漸下降。以往的學者大多是針對邊坡或滑坡的某一階段進行研究的，忽略了巖體抗剪強度參數的演化過程，這常常導致邊坡發生設計滿足規范要求，但實際上卻在開挖過程中或開挖后出現失穩的情況。

考慮邊坡不同演化階段的巖土體抗剪強度參數反分析方法是一種考慮施工擾動的動態分析方法，可獲得邊坡不同發展階段下的巖土體抗剪強度參數，得出比試驗數據和工程經驗更符合實際情況的巖土體抗剪強度參數衰減規律，為邊坡主動加固設計提供依據，有效指導邊坡設計工作。

1 巖土抗剪強度參數反分析的前提

根據反分析計算的特點，總結出如下三類信息。此三類信息是反分析計算的前提，信息越準確，反分析得到的結果越接近真實情況。

(1) 坡體的穩定系數值。反分析中，滑坡穩定系數取值與滑坡發育階段有關。根據滑坡變形情況，文獻[15-18]已經對滑坡在不同發育階段的穩定性系數推薦值做過深入的研究，可以參照表1進行選取。本文參照此表取值。

表1 滑坡不同發育階段穩定評估系數表

(2) 滑面的確切位置，包括后緣拉裂縫及前緣剪出口。滑帶依據鉆孔資料或現場調查確定。反分析的計算剖面根據地質勘察資料確定，剖面應為主滑方向。

(3) 滑坡劇滑或變形時的工況。必須查清劇滑動前的雨情、震情、水位升降、斜坡棄土等生成劇滑破壞的外力因素。當坡體處于強變形或擠壓變形階段，尚沒有發生滑動，同樣需要查清造成坡體變形的各種外力因素。

2 考慮邊坡不同演化階段的巖土體抗剪強度參數反分析方法

提出一種基于邊坡演化階段的巖土體抗剪強度參數反分析方法，這種方法主要基于室內試驗結果、工程經驗、地質勘察資料和巖土體抗剪強度的反演分析來實現的，其具體方法如下：首先，對處于某一階段或某幾個階段的邊坡(如原始邊坡、開挖邊坡、失穩后邊坡)進行現場取樣進行室內試驗，再結合地區經驗數據得到巖體強度參數；其次，根據地質勘察資料建立包括坡形、地層分布和滑動面在內的計算模型；最后，通過不同階段邊坡穩定狀態計算出處于不同發展階段邊坡的巖土體抗剪強度參數，并將之與室內試驗對比分析，得到符合不同階段工程實際情況的巖土體抗剪強度參數。

2.1 開挖邊坡的巖土體抗剪強度參數反分析

開挖邊坡處于失穩狀態(或滑坡狀態)，穩定系數Fs值比較容易確定。該階段的穩定系數Fs=0.95～1.00，列出極限平衡方程來反算巖土抗剪強度參數。因為巖體的c值受風化影響較大，可先設定φ進行反分析試算。一般說來根據反分析得到的滑帶c、φ值是一組區間值，可結合試驗值進行確定。

極限平衡法的邊坡穩定性系數公式如下：

Fs=f(c′、φ′、u、N、W、D、α、βi)

(1)

式中：c′為有效黏聚力；φ′為有效內摩擦角；u為孔隙水壓力；N為土條底部法向力；W為土條自重；D為集中點荷載；α為土條底部傾角；βi為各種幾何參數。

2.2 失穩后邊坡的巖土體抗剪強度參數反分析

失穩后邊坡距今時間最短，能夠進行較為準確的室內試驗和現場勘查。邊坡失穩后，巖土體通過變形調整到一個相對穩定的狀態，所以巖體強度較開挖邊坡的巖體強度是有所降低的。根據現場勘查報告確定坡體是否有蠕滑變形(Fs=1.0)或完全穩定狀態(Fs=1.01～1.05)。

2.3 自然邊坡的巖土體抗剪強度反分析

自然邊坡狀態距今時間長，穩定系數Fs的確定需要涉及到滑坡范圍之外的巖體，所以要在數據詳實的情況下進行反分析。應在開挖邊坡反分析得到的巖體抗剪強度參數基礎上進行調整，參考滑坡范圍之外巖體試驗結果和工程類比結果，確定自然邊坡的巖土體抗剪強度。這個強度值是工程施工擾動之前的初始強度，獲得這個強度參數對于邊坡設計中加固時機的選擇是十分有益的。

室內試驗和反演分析求得的巖土體抗剪強度參數對應邊坡的三個不同階段，如圖1所示。

圖1 邊坡不同階段的抗剪強度參數

3 全強風化巖體抗剪強度反分析實例

以云南某高速公路的2個工程開挖后失穩的邊坡為例，建立兩組反分析模型，對不同階段的邊坡巖體抗剪強度進行了反分析。

邊坡所處工程區域濕熱多雨，巖體風化作用強烈、風化深度大。邊坡1地表為第四系殘坡積層粉質黏土，下伏第三系砂礫巖和白堊系下統砂巖、泥質粉砂巖。邊坡2出露的地層主要有第四系坡殘積層粉質黏土、全—強風化褐紅色粉砂質泥巖。

3.1 邊坡1不同階段巖體抗剪強度參數反分析

圖2展示了邊坡1的自然坡面、設計坡形及目前開挖后的邊坡形態。根據現場工程地質調查結果以及工程經驗確定不同階段的邊坡穩定狀態反分析依據：原始坡面(Fs>1.0)；開挖設計坡面(Fs<1.0)；失穩后坡面(Fs≈1.05)。開挖邊坡計算模型見圖3。計算中取滑體重度為20 kN/m3。

圖2 不同階段的邊坡形態

圖3 開挖后邊坡計算模型

滑帶巖體主要為碎石土狀，室外鉆探取樣難以取到，室內試驗結果偏高。滑帶黏聚力c=10 kPa～30 kPa，內摩擦角φ=17°～26°。將不同的參數組合帶入分析模型中計算，得到的反分析結果如下：當c=25 kPa，φ=23°時，開挖后坡形下邊坡穩定性穩定性系數為0.985，符合邊坡開挖過程中失穩的狀態。

由于無法準確確定自然邊坡的穩定性系數，利用開挖邊坡模型對自然邊坡的巖體抗剪強度參數進行反分析。在將開挖邊坡模型向后延伸，在實際滑面之后30 m設置另外一個滑面，采用開挖后的巖體抗剪強度參數計算得到該滑面的穩定性系數為0.945，小于實際滑面的穩定性系數0.985，實際情況是坡體沿實際滑面發生滑動，而后緣滑面基本上保持穩定。因此初始地形條件下巖體抗剪強度參數應略大，取c=33 kPa，φ=24°時，開挖后邊坡后緣滑面穩定性系數達到1.040，如圖4所示，這可看作自然邊坡的初始抗剪強度參數。

圖4 自然邊坡巖體初始抗剪強度反分析模型

邊坡開挖造成施工擾動，導致阻滑段抗滑能力降低，邊坡失穩。為確定邊坡失穩后滑帶的抗剪強度參數，建立失穩后邊坡計算模型如圖5所示。由于邊坡失穩后坡體仍處于蠕滑狀態，其穩定性系數為1.05左右。當最危險滑面穩定性系數為1.054時，得到滑帶抗剪強度為c=10 kPa，φ=21°，這表明邊坡失穩后滑帶的抗剪強度進一步下降，邊坡補救方案不得不面對這一較低的抗剪強度參數。

圖5 失穩后邊坡計算模型

3.2 邊坡2不同階段巖體抗剪強度參數反分析

圖6展示了邊坡2的自然坡面及開挖后的邊坡形態。根據現場工程地質調查結果以及工程經驗確定邊坡不同階段的穩定狀態反分析依據：K100+252邊坡剖面存在三種形狀態，原始坡面(Fs>1.0)，初次開挖坡面(Fs<1.0)和二次開挖坡面(Fs=0.95)。計算中取滑體重度為22 kN/m3。

圖6 開挖后邊坡計算模型

首先對初次開挖階段的邊坡巖體抗剪強度參數進行反分析，根據滑坡后的補充勘察結果，初次開挖狀態下的滑帶抗剪強度參數為c=20 kPa，φ=19.8°。初始開挖后邊坡的穩定性系數Fs=0.99，這和初次開挖后邊坡失穩相符合。

滑坡發生后進行二次開挖。二次開挖完畢，邊坡仍出現了整體變形，說明滑帶抗剪強度參數在降雨及工程擾動下發生弱化。當邊坡的穩定性系數Fs=0.95時，反分析得到滑帶的強度參數為c=17 kPa，φ=19°。

為獲取自然邊坡巖體抗剪強度參數，在實際滑面的后部假定3組滑面，如圖7所示，分別計算其穩定性系數。采用開挖后滑帶的抗剪強度參數c=20 kPa，φ=19.8°，發現滑面2的穩定性系數Fs=0.98(<0.99)，這與邊坡沿實際滑面發生滑動相矛盾，因此巖體初始抗剪強度參數應略大。當滑面2的穩定性系數達到1.006時，得到巖體初始抗剪強度參數為：c=30 kPa，φ=25°，如圖8所示。

圖7 滑坡后緣危險滑面的搜索

3.3 巖體抗剪強度的演化過程

巖體抗剪強度演化過程見圖9。巖體抗剪強度從自然邊坡的初始強度，逐漸過渡到工程擾動后的巖體強度，滑坡發生后巖體經過變形錯動，其強度進一步降低。

圖8 后緣強度系數調整后的開挖邊坡計算模型

滑坡后滑帶巖土樣本的室內試驗結果如下，在不同含水率條件下，巖體的抗剪強度參數在c=11 kPa～25 kPa，φ=25°～32°。參考地區經驗數據，此類碎石土狀的強度參數一般在c=9 kPa～12 kPa，φ=23°～26°。反分析得到的滑坡后巖體強度參數和地區經驗數據基本一致，但略低于室內試驗結果；滑帶巖體主要為碎石土狀，無法取原狀樣，重塑樣很難反映滑帶巖體實際情況，室內試驗結果偏高。為了實際施工安全考慮，邊坡不同演化階段的巖土體抗剪強度參數應主要參照反分析分析結果，演化過程見圖9。

圖9 巖體抗剪強度的演化過程

從巖體抗剪強度演化曲線可以看出，巖體在工程擾動后強度下降，c下降幅度在20.0%～24.2%，φ下降幅度在4.2%～33.0%，原因在于泥質粉砂巖和泥巖的粘粒和親水礦物含量高，工程擾動后邊坡臨空變形導致裂隙擴張，在剪切變形過程中親水礦物吸水膨脹使得結構變得松散，這導致按初始巖體強度設計能保持穩定的邊坡在開挖后失穩，滑坡后巖體抗剪強度進一步下降，這是由于滑坡造成的相對錯動導致滑帶巖體含水量增大，表現出泥化效應，和初始強度相比，下降幅度分別達到33.3%～43.3%和24.0%～58.3%。巖體的地質成因、顆粒成分、礦物成分是導致其抗剪強度在不同邊坡階段大幅下降的內因，外因則是工程擾動等不利作用。針對受工程擾動影響大的巖體，邊坡設計和施工中必須抓住有利時機，采取“主動加固”設計理念：預先加固、及時加固，避免工程擾動后巖體抗剪強度大幅下降，以致邊坡失穩，再采取補救措施的不利后果。

4 結 論

(1) 針對目前巖土體抗剪強度參數反分析方法中未考慮施工擾動和邊坡全施工周期巖土體抗剪強度衰減的情況，提出了考慮邊坡不同演化階段的巖土體抗剪強度參數反分析方法。

(2) 通過兩個工程實例的計算結果與室內試驗和地區經驗數據的對比，得出本文提出的反分析方法符合實際情況：巖土體抗剪強度受施工擾動影響發生衰減，這導致按勘察階段確定的巖土體抗剪強度進行設計的邊坡在開挖后失穩，邊坡失穩后巖土體抗剪強度進一步下降，這給邊坡補救設計帶來了極大困難。

(3) 基于邊坡不同演化階段的巖土體抗剪強度參數反分析結果，開挖擾動造成的巖土體抗剪強度衰減是不能忽略的，為更好利用巖土體初始抗剪強度，對開挖擾動后易造成巖土體抗剪強度大幅下降的泥質粉砂巖和泥巖，建議采取主動加固設計理念，以保證邊坡安全并節約工程造價。