渭北旱塬黃土邊坡穩定性分析及治理措施研究
——以三原縣清河國家濕地公園為例

巨 龍,王瑞科,馬 驥

(1.中國電建集團西北勘測設計研究院有限公司，西安 710065;2.河海大學，南京 210024)

0 引 言

黃土作為第四紀的沉積物，具有較強的結構性。土層中裂隙較發育，使黃土邊坡的整體強度差。黃土天然含水量普遍較低，顆粒間的膠結物質耐水性差，土體含水量增大會弱化加固粘聚力的作用，使黃土的強度降低，導致許多工程破壞。

針對黃土邊坡的特殊性，眾多學者對黃土邊坡的破壞機理及治理措施展開了大量的研究，所采用的研究方法不盡相同。楊海紅等[1]在層次分析法的基礎上建立AHP模型，用來對治理方案進行評價和優化。劉寶生等[2]采用現場調查、室內實驗、理論分析和案例對比的方法對黃土邊坡滑坡的成因機制進行分析，并提出有效的處理措施。隨著數值模擬方法的不斷發展，其在黃土邊坡加固研究中也開始應用[4-6]，眾多研究成果證明數值模擬方法在黃土邊坡研究中的可行性、有效性。

本文以陜西省渭北旱塬三原縣清河濕地公園黃土邊坡為研究對象，利用數值模擬方法對黃土邊坡開挖及降雨過程的邊坡穩定性影響進行計算分析，分析邊坡的破壞過程和變形機理，提出加固措施，并對加固后的邊坡穩定性進行分析，驗證其加固效果，為黃土邊坡的工程治理提供借鑒。

1 研究區域概況

研究區域位于涇河北岸渭河支流清河中游，河谷兩側發育河漫灘，一級階地不發育，零星可見。兩側邊坡高20～30 m，自然坡角上部近直立，下部35°～55°。三原縣多年平均降水量536.6 mm，最大降水量829.7 mm，最小365.3 mm。降水量在時空上分配不均，主要集中在5—8月，占年全年降雨量的52%左右。根據GB18306-2015《中國地震動參數區劃圖》劃定：工程區地震動峰值加速度0.15g，地震動反應譜特征周期為0.35 s，其相應地震基本烈度為Ⅶ度。

2 強度折減法

相比傳統的極限平衡法，強度折減方法能夠全面滿足應變相容條件、靜力平衡準則以及非線性本構關系，適用于材料不均勻且形狀復雜的邊坡，并且不需預先假定滑動面。

折減后的抗剪強度參數可分別表達為：

(1)

(2)

式中：C、φ分別為土體抗剪強度參數；Cm為土體粘結力；φm為土體內摩擦角；Fr為強度折減系數。

利用有限元強度折減法計算邊坡穩定性時邊坡失穩的判別依據常用的包括3種：以數值計算收斂與否作為評價標準；以是否形成連續的貫通區作為評價標準；以特征部位點的位移拐點作為評價標準。前兩種方法影響因素較多，第3種方法的物理意義較為明確，便于理解。因此本次在使用有限元強度折減法對黃土邊坡進行穩定性判定時，以特征部位點的位移拐點作為評價標準。

3 邊坡穩定性計算分析

3.1 計算模型建立

在三原縣清河濕地公園治理范圍內，選取1個典型斷面進行分析，在Abaqus中建立黃土邊坡的二維模型。模型如圖1(a)所示：總高度50 m，總寬度107 m，邊坡高度24.7 m，坡頂寬度50 m，河谷寬度30 m。設計開挖分為兩級邊坡，上級邊坡高12.3 m，下級邊坡12.4 m，平臺寬度2 m，如圖1(b)所示。土體本構模型選用Mohr-Coulomb模型，剖分單元使用CPE3三節點三角形平面應變單元。

圖1 黃土邊坡計算模型圖

3.2 計算參數及邊界條件

模型邊界條件：左右邊界控制橫向位移(U1=0)，底部邊界控制橫向和縱向位移(U1=U2=0)。

表1 巖土物理力學參數表

3.3 滲流計算模型

土-水特征曲線是描述土體基質吸力和土體含水量之間的關系曲線，也可以描述土體的強度和滲透之間的一些特性。針對不同土體有多種土-水特征曲線的擬合模型，本次采用VG模型。

(1) Van Genuchten(VG)模型

該模型于1980年被Van Genuchten 提出，針對非飽和土體而言，表達式為：

(3)

式中：a、n、m分別為擬合參數；ψ為基質吸力，kPa。

本次計算得VG模型參數參考了《降雨入滲條件下非飽和黃土高填方邊坡穩定性研究》一文中推算的黃土VG模型參數[3]，具體參數如表2所示：

表2 VG模型擬合參數表

3.4 安全級別

滑坡治理范圍處于三原縣清河濕地公園內，坡腳范圍有景觀親水平臺，坡頂有居民房屋。邊坡垮塌后可能造成人員傷亡或財產損失。根據GB50330-2013《建筑邊坡工程技術規范》確定邊坡工程安全等級為3級，邊坡設計安全系數詳見表3。

表3 邊坡設計安全系數表

3.5 計算方案

本文設置了4種計算工況：天然工況、開挖不支護工況、正常運行工況、地震工況。各工況具體情況如下：

(1) 天然工況

按照現狀地形，根據地勘資料及試驗數據進行模擬計算。

(2) 開挖工況

擬通過兩步對邊坡進行開挖，第1級邊坡開挖高度約12.3 m，坡比為1∶0.5；第2級邊坡開挖高度約12.4 m，坡比為1∶1.5，上下級邊坡之間保留2 m寬的平臺。

(3) 正常運行工況

對邊坡采用錨桿+格梁措施支護后，評價邊坡穩定性。

(4) 地震工況

邊坡支護后，按照工程區Ⅶ度地震烈度進行模擬計算，評價邊坡穩定性。

(5) 降雨工況

對天然及開挖邊坡模擬施加降雨，本次降雨模擬中采用的降雨強度32 mm/d(大雨)進行計算。在本次數值模擬過程中，邊坡的坡比分別為1∶1.5和1∶0.5兩種，通過轉換可得到各個坡比下邊坡的單位流量邊界條件。

3.6 計算結果分析

3.6.1天然工況

(1) 天然工況模型

利用強度折減法對天然工況邊坡進行計算分析，得到如下結果：

由圖2可知，邊坡滑動面較陡，符合黃土高陡邊坡破壞時滑動面陡峭的特性以及黃土垂直節理發育的特征。如圖3所示，該邊坡的安全系數為1.15，邊坡處于穩定狀態，但不滿足安全標準。

圖2 天然工況水平位移云圖

圖3 天然工況水平位移隨安全系數變化圖

(2) 初始應力分析

利用強度折減法在Abaqus中對該模型進行分析，得到的邊坡初始狀態的應力分布云圖。從邊坡的初始應力云圖中可以發現，邊坡的坡腳和邊坡中部應力值較大，分別選取邊坡坡面上的部分節點來分析邊坡應力分布，具體如圖4、表4所示。

圖4 黃土邊坡初始應力云圖

表4 邊坡節點應力值表

3.6.2開挖不支護工況

(1) 開挖應力分析

對邊坡兩步開挖進行有限元分析，得到了兩步開挖之后的黃土邊坡應力云圖，如圖5、6所示。

第1步開挖后，下級邊坡坡腳應力值由92.5 kPa變為86.5 kPa，應力值相比開挖前下降。主要是由于上級邊坡削坡減荷作用影響，使得下級邊坡坡腳處應力值降低。但是由于上級邊坡坡度較陡，邊坡坡率為1∶0.5，上級邊坡坡腳應力會比較集中，開挖后上級邊坡坡腳應力達到89.7 kPa，該處邊坡應力值與開挖前N4節點應力值69.6 kPa相比有明顯增大。平臺左端位置應力值下降明顯，開挖前應力值為72.4 kPa，開挖之后該處應力值為11 kPa。這主要是因為開挖之后該處以上的土體被直接清除導致。

圖5 第1步開挖應力分布圖

圖6 第2步開挖應力分布圖

第2步開挖后，應力變化主要在平臺處，平臺左端應力值為30.7 kPa，下級邊坡坡腳應力值為90.7 kPa，應力均有所增加，這主要有兩方面的原因：① 下級邊坡開挖方量很少，主要是以緩坡為主，而且開挖前后邊坡的坡率變化小，所以削坡帶來的減荷作用較小，這點在邊坡坡腳應力的變化值上可以較為明顯得表現出來，兩次開挖后邊坡坡腳應力由92.5 kPa變為90.7 kPa，變化幅度很小；② 由于第2步開挖之后平臺寬度減小，上級邊坡對下級半坡的應力影響明顯增大，詳見表5邊坡開挖應力分布情況表。

表5 邊坡開挖應力分布情況表 /kPa

綜合上述分析可以發現，兩次開挖對邊坡應力的分布影響相對較小。第1步開挖后，上級邊坡的坡度較陡，坡腳應力較大，對邊坡穩定性的改善非常有限，需通過其他支護方式對上部邊坡進行進一步治理。第2步開挖之后，由于開挖量較小，平臺寬度減少，上部邊坡對下級邊坡的應力影響增大，導致下級邊坡坡腳的應力增大。

圖7 邊坡開挖后水平位移云圖

(2) 開挖變形分析

通過對邊坡分級開挖過程進行模擬計算，得到如下計算結果：

由圖7可知，第1級及第2級邊坡開挖后，第1級邊坡坡腳水平位移向坡外分別為8.7 mm、9.1 mm。第1級開挖對邊坡擾動更大。在開挖過程中應重點考慮上部邊坡的穩定性，建議邊開挖、邊支護。

表6 邊坡開挖最大水平位移變化情況表 /mm

表7 邊坡開挖安全系數統計表

(3) 支護后應力分析

以邊坡關鍵節點在水平方向發生位移突變作為模型收斂的依據。由表6可知，第1級邊坡開挖后下滑力減小，安全系數提高；第2級邊坡開挖后阻滑段減小，同時中部平臺寬度減少，安全系數降低。由表7可知，削坡卸荷能夠提高邊坡穩定性，但安全系數不能滿足規范要求。

3.6.3施工工程及治理后正常運行工況

(1) 邊坡支護方案

通過邊坡穩定性分析可知，研究區域邊坡在天然狀況及施工開挖存在安全隱患，為排除邊坡對公園游人和坡頂居民的安全威脅，綜合考慮技術和經濟的合理性，采用錨桿+格梁的加固方式，布置示意圖如圖8所示。

錨桿布置：第1級邊坡錨桿等長布置，長度為12 m直徑?28 mm，錨桿與水平面夾角為30°，錨桿水平間距和豎直間距均為3 m，第1級邊坡布置4排錨桿；第2級邊坡錨桿等長布置，長度為9 m，錨桿與水平面夾角為30°，錨桿水平間距和豎直間距均為3 m，第2級邊坡布置6排錨桿。

圖8 錨桿+格梁布置示意圖

(2) 計算模型及參數

通過數值模擬對支護后的邊坡進行計算分析。在原有模型的基礎上增加錨桿和格梁，梁格使用彈性材料，采用B32梁單元模擬。梁格與邊坡坡面采用硬接觸方式。錨桿采用Truss單元進行模擬，網格使用T2D2二節點二維桁架網格，錨桿與邊坡土體采用內置接觸方式進行模擬。

錨桿參數：由于本模型為二維模型，所以在選取錨桿參數時需要對錨桿參數的彈性模量進行等效轉化。采用線性縮放材料屬性的方法，即直接將被等效體的材料屬性除以布置間距，其等效方法為剛度等效。等效之后的錨桿及各梁參數如表8所示。

表8 錨桿計算參數表

按照邊開挖邊支護的方式對邊坡進行支護模擬，利用Abaqus對支護過程進行數值分析得到邊坡支護后的應力情況，兩次支護后邊坡的應力分布如圖9所示：

圖9 邊坡支護后水平位移云圖

由表9可知，通過對邊坡兩步支護過程中邊坡應力變化分析可以發現，錨桿支護可有效減小邊坡坡腳應力，提高邊坡穩定性。

表9 邊坡支護應力分布情況表 /kPa

(4) 支護后位移分析

通過邊坡分級開挖及支護過程進行模擬計算，得到計算結果見圖10。

圖10 邊坡支護后水平位移云圖

邊坡支護后，水平位移計算結果如圖10、表10所示。第1級及第2級邊坡加固后坡腳的水平位移分別為0.5 mm、1.8 m，對比加固前邊坡坡腳水平位移明顯減小。

表10 邊坡開挖最大水平位移變化情況表 /mm

表11 邊坡加固后安全系數表

以黃土邊坡特征點的水平位移發生突變作為模型收斂的評判依據，得到施工過程及支護后運行時邊坡安全系數如表11所示，均滿足規范要求。

綜上所述，邊坡加固后安全系數進一步提高，穩定性增強，加固方案合理可行。

3.6.4地震工況

對支護后邊坡按照地震動峰值加速度0.15g，地震動反應譜特征周期0.35 s，Ⅶ度地震烈度進行分析計算。邊坡安全系數為1.39，大于規范要求的1.05，滿足設計要求。

3.6.5降雨工況

通過對邊坡降雨工況下的邊坡穩定性分析，計算無降雨情況、降雨無支護情況及降雨有支護情況的邊坡安全分析，如圖11所示。

表12 降雨情況下邊坡安全系數表

通過圖11與表12可以看出無支護情況下，降雨對邊坡穩定影響較大，安全系數嚴重降低；通過錨桿+格梁支護方式有效防治邊坡在降雨工況下滑動面由深層向淺層發展的過程，提高了邊坡安全系數。

4 結 論

以三原縣清河黃土邊坡某典型斷面為研究對象，根據勘探資料和試驗結果，利用數值模擬法對其穩定性進行計算分析，結論如下：

(1) 黃土邊坡由于垂直節理發育的特點，容易形成高陡邊坡，在自然狀態下保持著長期的穩定。在對長期處于穩定狀態的黃土邊坡進行治理時，設計坡型應盡量與原始坡型相接近，可以減少黃土邊坡的開挖方量，避免過多的人為擾動。

圖11 邊坡滑動面位置圖

圖12 邊坡治理后效果圖

(2) 由于削坡開挖引起的邊坡內部土體應力釋放，使得邊坡產生位移變形。數值模擬分析發現在上級邊坡開挖后最大位移出現在上級邊坡坡腳處，開挖之后邊坡安全系數從1.15提高到1.24。在對下級邊坡開挖后，邊坡安全系數下降到1.2。由于下部邊坡較緩，開挖之后邊坡的阻滑段抗滑力減小；而且在下部開挖之后，邊坡中間平臺寬度減小，上級邊坡土體對下級邊坡坡腳的應力影響增大，所以導致邊坡安全系數降低。建議采用邊開挖、邊支護的方法保證邊坡治理施工過程安全。

(3) 通過對比開挖工況和支護后的計算結果發現，采用錨桿+格梁對黃土邊坡進行支護，可以有效減小邊坡水平位移。對第1級邊坡進行支護后，邊坡的穩定性明顯提高，邊坡安全系數為1.40。第2級邊坡進行支護之后，邊坡安全系數提高到1.46，滿足規范設計要求。