基于JRC-JCR模型的橋址邊坡漸進破壞分析

龍賽瓊，陳煥美，蔣文鵬，秦雨樵，鄧 琴

(1.云南省交通發展投資有限責任公司，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，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，武漢 430071；5. 中國科學院大學，北京 100000)

0 引 言

深切河谷兩岸山體陡峻，普遍發育有較深的卸荷裂隙，是潛在的崩塌體。當高速公路工程，特別是特大橋跨過這些區域時，其橋址邊坡的穩定性直接決定了工程的可行性和安全性。對于巖質邊坡的穩定性，諸多學者進行了大量研究，根據所選用方法的不同，大致可以分為：定性分析[1, 2]、定量分析[3-9]和非確定性分析[10-12]。定性分析方法主要包括自然歷史分析法、工程地質類比法、圖解法等。定量分析方法則有極限平衡法、極限分析法、數值計算方法等等。非確定性方法是利用統計學手段對邊坡失穩概率進行分析，常用的方法有蒙特卡洛法、一次二階矩法等。

本文針對中國云南省某一特大橋的典型橋址邊坡進行分析，首先通過詳細的地質調查確定控制邊坡穩定性的主要結構面及其特征。然后采用分形維數統計這些結構面的粗糙度系數，并代入巴頓JRC-JCS巖體結構面抗剪強度模型[13]確定其抗剪強度。接著，建立有限元模型，分析不同粗糙度系數以及陡傾卸荷裂隙的角度對邊坡穩定性的影響，最后給出了提高邊坡穩定性的加固措施，為其他相似工況的橋址邊坡工程提供了參照。

1 工程概況

研究對象位于中國云南省。為了跨越綠汁江，大橋設計為單塔懸索橋，主塔為群樁承臺基礎，設置在綠汁江兩側的陡峭斜坡上；錨碇結構則選用隧道錨。所以擬定橋位處巖土體的工程特性、軟弱面的發育情況直接決定了橋位設計的合理性以及大橋的安全性，對于項目的開展至關重要。

研究區域在地質上屬于構造剝蝕溶蝕區域，發育有多條較大斷裂，包括綠汁江大斷裂(F1)等4條大斷裂，主要構造方向近南北向。其中對于線路影響較大的為F5號斷層，該斷層與路線大角度相交。從該區域進行詳細地質調查的結果來看，出現了多處平行于綠汁江河道的平推斷層以及擦痕，并且在其中一處擬定橋址附近的懸崖上，還出現了明顯的水平錯動擦痕。由于受到構造運動的影響，巖層被擠壓破碎，糜棱化現象較為普遍。

控制工程橋址邊坡的另一關鍵的地形因素是綠汁江兩岸陡峭的河谷，呈明顯的V型構造。橋址區巖層傾角普遍大于60°，產狀近直立。由于一側為斜交反傾坡，另一側為斜交順向坡(圖1)，使得橋址邊坡表層巖體的卸荷作用十分明顯，特別是順巖層的卸荷裂隙，具有深度大，張開度深的特點。依據上述分析，控制所研究橋址邊坡的穩定性主要為軟弱結構面，而巖塊本身發生破壞失穩的可能性并不大，在軟弱結構面中，則以陡傾的卸荷節理以及順層的巖層層面占主導地位。陡崖之間的落差高度可以從某種程度上反應強卸荷裂隙的深度，若是多次卸荷發展的結果，強卸荷裂隙深度基本小于或者等于陡崖高度；若是一次傾倒坍塌形成，強卸荷裂隙的高度可能大于陡崖落差高度，同時陡崖下還可能還有小部分巖體雖受到卸荷裂隙影響但暫時還未倒塌的部分。受到白云質灰巖厚度的影響，卸荷裂隙的深度也隨之發生改變(圖2)。在厚層或者較厚的白云質灰巖中，陡崖順層面強卸荷裂隙深度在60～90 m。而在陡崖下的平臺處則是一個或者多個薄厚相間的白云質灰巖與黑色板巖的互層結構，強卸荷裂隙的發育深度會較淺，逐漸由陡崖附近的60～90 m減少至30～50 m。在垂直于山體的方向，強卸荷裂隙帶的發育寬度為40～60 m。

圖1 特大橋橋位地質剖面示意圖

工程區出露的巖性以白云質灰巖、薄層黑色板巖為主，風化程度較低，巖層產狀270°～275°∠58°～68°。為了更準確地分析得到橋址位附近巖體力學參數，采用了多種方法相結合的方式提出了參數建議值(表1)。這些方式包括工程類比法，規范建議值法，室內巖體力學試驗。通過反分析手段，證明這些參數能較好地符合現今橋址邊坡的穩定性狀態。

表1 橋址邊坡巖體計算參數綜合建議值

2 陡傾結構面粗糙度系數(JRC)統計

結構面對于巖體問題穩定性的影響，除了要分析其發育范圍，還應當關注其張開程度，填充度情況等其他因素，其中結構面的粗糙程度是影響結構面抗剪強度的重要參數之一。巴頓于1973年提出的JRC-JCS巖體結構面抗剪強度模型由于其簡單的求解形式以及明確的物理參數意義，是目前分析結構面強度的主要方法之一，具有較強的工程使用價值。通過結合現場的踏勘資料以及室內的分析計算工作，對選定橋址處附近出露的結構面進行了統計。

2.1 JRC-JCS模型簡介

由巴頓提出的JRC-JCS巖體結構面抗剪強度模型的主要表達式為：

(1)

式中：τ為臨界剪應力；σn為法向應力；JRC為結構面粗糙程度；JCS為巖壁強度(在本文中，JCS與巖體抗壓強度一致，為100 MPa)，在不考慮巖體風化的條件下，可用巖體的抗壓強度表示；φ為巖石內摩擦角。

由此可知，只要確定了巖體的結構面粗糙程度，巖壁強度以及內摩擦角就能最終確定巖體結構面的剪切強度。通常情況下后兩者可以通過簡單地室內巖體力學實驗得到，對于結構面的粗糙程度的判斷，巴頓給出了10條具有代表性的巖體結構面參數作為比照依據(表2)。由于這種簡單的比對法具有較強的主觀性，一般只適用于經驗估算。

2.2 基于分形理論的節理面粗糙度系數方法

為了克服傳統JRC-JCS模型中JRC估算不準確的問題，謝和平等基于分形幾何的概念建立了一套結構面粗糙程度JRC與分形維數D之間的經驗關系式[14]：

JRC=85.267 1(D-1)0.567 9

(2)

該公式被廣泛應用于實際工程中。因此，要求取巖體結構面的粗糙度系數，就需要得到其分形維數。目前，常用的一維曲線分形維數的確定方法包括尺碼法、盒計數法、變差法、功率譜法等等。盒計數法是將待測形狀用邊長為1的方盒子進行覆蓋，然后分割成2n個小方盒的網格，再對待測形狀進行覆蓋，統計與輪廓相交的方盒子的數量M(n)，這樣曲線的分形維數即為：

表2 典型JRC剖面及其分形維數

(3)

2.3 橋址邊坡陡傾結構面統計

在擬定橋址邊坡區域內，通過現場踏勘結果，共發現露頭結構面12處，其中陡傾結構面8處，緩傾巖層面4處。采用上文提到的基于分形理論的結構面粗糙度系數方法對這些結構面進行分析，并利用盒計數法求解分形維數，得到的結果見表3。

表3 結構面統計參數

從統計結果中可以發現，陡傾結構面近乎直立，角度范圍在77°～84°左右，粗糙程度相差也很大，平滑的結構面JRC僅為4～6，而大部分的結構面則較為粗糙，JRC系數基本大于14。而緩傾巖層面的夾角則在10°～15°附近，最平滑的結構面的結構面粗糙程度為4.3。這表明，如果橋址邊坡發生失穩，其主要破壞形式應為兩種結構面中最光滑結構面相互組合且貫通后產生的，是本次穩定性評價的重點。

3 橋址邊坡漸進破壞模式分析

為了分析兩組節理面對于橋址邊坡穩定性的影響，在可能接近模擬實際邊坡地形、地質條件的前提下，建立有限元分析模型(圖3)。主要模擬存在堆積體以及堆積體被去除的兩種不同工況，并考慮不同的陡傾結構面傾角以及不同結構面粗糙度系數對邊坡穩定性的影響，陡傾結構面的角度設置為75°，80°，85°，結構面粗糙系數設置為8、11.2、12.8、14.4以及16五種情況。由于不同模型中劃分單元不同，具體模型信息見表4。兩組結構面采用Goodman單元來模擬，其強度使用上文提到的巴頓JRC-JCS模型。

圖3 有限元模型圖

表4 工況統計表

3.1 結構面粗糙程度對穩定性的影響

以結構面傾角75°模型為例(模型1，模型4)，考慮最不利情況，考慮陡傾結構面間距為10 m，均勻分布在陡坎之后。同時一條緩傾巖層面則從堆積體與巖層面的分解處向后延伸，角度為20°。然后代入不同陡傾結構面粗糙系數JRC進行計算。這一過程可以視為在巖體在逐漸失穩過程中，結構面之間發生相對滑動而逐漸被磨平，粗糙程度顯著降低，具體結果見圖4。

圖4 不同結構面粗糙程度下邊坡位移分布圖

從結果中可以看出，在前方堆積體存在時(模型1)，位移主要集中在陡坎處后120 m處，基本位于強卸荷帶范圍內，最大值為85.8 cm，位于邊坡的陡坎處。表明在此不利條件下，陡坎處有失穩的風險。隨著結構面逐漸被磨光滑，抗剪強度進一步下降，位移分布逐漸向下擴展，堆積體處位移明顯增大，整體坡體可能沿緩傾巖層面以及堆積體的組合滑面發生失穩破壞。圖5展示了不同粗糙度系數條件下陡傾結構面的屈服情況。可以發現，隨著粗糙系數逐漸降低，節理面的屈服深度逐漸變深，在前端最深處可以達到40 m以上，塑型貫通率由0%發展至20%。但由于前方堆積體的存在，陡傾節理面與緩傾巖層面并未貫通，未出現整體的傾倒破壞。

由于在橋址施工的過程中，需要清除堆積體形成施工作業平臺。在最極端的情況下，假設堆積體已被完全清除，此時從位移分布圖中可以發現，在沒有阻擋的情況下，前部塊體位移超過3 m，表明在這種極端條件下已經發生的傾倒破壞，整個坡體都有向下發生整體失穩的趨勢。從結構面屈服的分布上來看(圖5)，距陡坎60 m的范圍內陡傾結構面與緩傾巖層面在粗糙程度較大的情況下都已貫通，隨著粗糙度系數的減小，貫通的結構面也逐漸向后發展，最終的發育寬度范圍近70 m。據此可以推斷的是，如果前方的巖體傾倒破壞后，后方的巖體失去阻擋，會誘發更大程度的失穩。所以要保證橋址邊坡的穩定性，關鍵在于減少結構面的滑移，防止陡坎巖體前方巖體發生大的傾倒破壞，從而引發更大規模的漸進式滑坡。

圖5 不同結構面粗糙程度下結構面屈服分布圖

3.2 陡傾結構面角度影響

從現場結構面統計的結果上來看，陡傾結構面的角度在75°～85°分布，所以陡傾結構面的角度也是控制橋址邊坡的關鍵因素之一。圖6展示了陡傾傾角分別為75°，80°以及85° 3種情況下有無堆積體的條件下的位移分布圖。在堆積體存在的情況下，當陡傾傾角為75°時，大的位移區域分布在陡坎附近，整體的失穩模式是后緣拉裂的陡傾結構面與緩傾巖層面的組合，前端則從堆積體前方剪出。而如果陡傾結構面角度普遍為80°時，位移集中區域上移，位于陡坎上方更陡的邊坡處，最大位移峰值也更大。當陡傾結構面近乎垂直時，破壞模式則由局部的淺層破壞逐漸轉化為整體的滑移。這一現象在結構面的屈服分布圖7中也得到了驗證：隨著傾角的逐步增大，屈服的結構面深度隨之增大，在近乎直立的條件下，則基本所有結構面均屈服。如果移除掉陡坎前方的堆積體，主要影響的還是陡坎前部部位出現屈服結構面貫通，整體的失穩模式與堆積體存在的情況基本一致。從這些結果中可以推導出，陡傾結構面傾角越大，邊坡穩定性越差。

圖6 不同陡傾卸荷結構面傾角下位移分布圖

圖7 不同陡傾卸荷結構面傾角下結構面屈服分布圖

3.3 工程處置方案

控制所研究橋址邊坡穩定性的主要因素有兩個：陡傾卸荷結構面的粗糙程度以及傾斜角度；前方堆積體的穩定性。針對這兩點需要采用適當的手段防止陡傾結構面進一步在重力作用下拉開失穩，這些手段包括：

(1)結合施工的可行性，綜合考慮隧道施工作業面、錨碇施工作業面和橋梁主塔施工作業面等因素，要在擬建橋基處開挖處施工作業平臺，移除一部分陡坎前部強卸荷帶的巖體。針對上部邊坡則采用放坡的形式，使坡度變緩。

(2)為了減小挖方量，在滿足穩定性要求的前提下盡量地經濟且減小對環境的擾動，需要在開挖之后的邊坡表面采取錨索框格梁的形式進行防護。要限制陡傾結構面的變形，錨桿必須穿過強卸荷帶。

結合上述這兩點，采用放坡比為1∶0.25的小開挖方案，具體加固方案如下：

(1)錨碇上邊坡滿足穩定性要求，考慮到錨洞開挖和爆破施工的影響，一定范圍坡面需采取噴錨掛網加固措施。

(2)錨碇下邊坡整體穩定性較好，局部淺部邊坡需要加固。梅花形布置，入射角15°，橫向間距3 m， 縱向2 m，錨固段不小于3 m，長度11 m，每根加固力271.5 kN，共需8排，

(3)索塔上邊坡淺部需要加固。橫向間距3 m， 縱向2 m，錨固段不小于7 m，長度19 m，每根加固力633.5 kN，共需22排。

(4)索塔下邊坡淺部需要加固。橫向間距3 m， 縱向2 m，錨固段不小于8 m，長度30 m，每根加固力724.0 kN，共需28排。

圖8 邊坡加固示意圖

4 結 論

本文通過對云南一特大橋橋址邊坡的研究，探究了邊坡漸進破壞過程。首先對橋址邊坡區域進行詳細的地質調查，發現控制橋址邊坡穩定性的關鍵層位是陡傾結構面與緩傾巖層面，采用分形幾何的方法求取結構面的粗糙度，并且引入巴頓JRC-JCS巖體結構面抗剪強度模型得到結構面的剪切強度。建立橋址邊坡的有限元模型，用Goodman單元代表結構面，模擬了前部堆積體存在以及被挖去之后的兩種情況，同時研究了不同粗糙度以及傾角的條件下的穩定性情況。結果如下：①強卸荷裂隙角度范圍在77°～84°左右，發育寬度為40～60 m，發育深度在60～90 m，緩傾巖層面的夾角則在10°～15°附近；②通過基于分形理論的粗糙度統計，研究區域結構面粗糙程度差異較大，部分十分平滑，大部分較為粗糙，JRC系數基本大于14；③有限元分析計算表明，研究邊坡呈現明顯的漸進破壞模式。位移較大的區域主要集中在陡坎前部，隨著結構面的錯動，粗糙程度降低，抗剪強度減少，屈服的結構面的深度進一步加深；④結構面傾角越大，屈服的深度越深，邊坡逐步由局部破壞轉變為整體破壞。最后根據計算結果，認為要保障邊坡的穩定性，需要控制卸荷裂隙的進一步變形，并提出了相應的工程處置措施，取得了較好的效果。