杜怡韓， 潘少君， 符文熹， 蔣民， 李永勝， 張墨， 黃博， 徐文智

(1.安徽工程大學(xué)建筑工程學(xué)院， 蕪湖 241000； 2.安徽省地勘局第二水文工程地質(zhì)勘查院， 蕪湖 241000；3.四川大學(xué)水利水電學(xué)院， 成都 610065)

持續(xù)強(qiáng)降雨通常會誘發(fā)滑坡[1]等次生災(zāi)害，擋土墻是一種最為常見的支擋結(jié)構(gòu)，常規(guī)降雨一般不會影響擋土墻的正常使用，但是在持續(xù)強(qiáng)降雨作用下，由于排水不暢、土壓力發(fā)生變化等原因，可能導(dǎo)致?lián)跬翂Ξa(chǎn)生變形破壞。而擋土墻大多設(shè)置于人類生產(chǎn)生活區(qū)域，一旦發(fā)生大規(guī)模毀壞，后果極其嚴(yán)重。目前，降雨導(dǎo)致?lián)跬翂ψ冃纹茐牡难芯恐饕獮槎ㄐ苑治龊投垦芯績纱箢悺?/p>

(1)定性分析。李三明等[2]認(rèn)為導(dǎo)致某擋土墻變形破壞主要是由于墻后主動土壓力大、排水措施不完善等因素；王榮魯?shù)萚3]分析某水庫擋土墻由于暴雨致背水面水荷載超載等原因破壞；陳躍起[4]、鄧號等[5]對全國各地數(shù)起典型的擋土墻變形坍塌事故進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn)，除了設(shè)計、施工等，暴雨沖刷軟化地基土體是擋土墻變形破壞的重要誘因。

(2)定量研究。張敏江等[6]分析了因雨水產(chǎn)生的水位差對擋土墻的滑動穩(wěn)定性系數(shù)的影響；王建林等[7]運(yùn)用地下水飽水面積比和地下水排泄系統(tǒng)理論分析降雨導(dǎo)致?lián)鯄ψ冃纹茐臋C(jī)理；王海倫等[8]運(yùn)用BP(back propagation)神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)對實(shí)際工程降雨量對恒重式路肩擋土墻變形位移進(jìn)行分析及訓(xùn)練模擬；嚴(yán)秋榮等[9]通過模型試驗研究表明：坡體變形主要是雨水對坡面沖刷造成的；田偉等[10]通過監(jiān)測發(fā)現(xiàn)強(qiáng)降雨易于引起淺層變形破壞；文獻(xiàn)[11-14]通過試驗研究發(fā)現(xiàn)水平土壓力隨浸水時間的增加而增大。

基于安徽繁昌某滑坡，利用有限元軟件和物理模型試驗，擬對其成因機(jī)制和穩(wěn)定性進(jìn)行分析，研究不同降雨強(qiáng)度和持續(xù)時間對滑坡及擋土墻墻后土壓力的影響規(guī)律，具有一定實(shí)際工程意義。

1 工程概況

安徽省繁昌縣某滑坡位于安徽省繁昌縣峨山鎮(zhèn)鳳形村，坡體下側(cè)南部為某住宅小區(qū)，住宅小區(qū)共57棟樓房，總戶數(shù)為1 340戶。

受厄爾尼諾極端天氣影響， 2016年6月18日至7月4日，該區(qū)域遭遇連續(xù)強(qiáng)降雨，期間降雨量達(dá)777.5 mm，其中7月1日0：00—7月4日8：00，降雨量達(dá)468.4 mm，最大小時降雨量達(dá)12 mm/h。持續(xù)強(qiáng)降雨導(dǎo)致該住宅小區(qū)西側(cè)南部邊坡發(fā)生3處滑坡地質(zhì)災(zāi)害(H1、H2、H3)，后緣出現(xiàn)多處拉張裂縫，且裂縫在不斷發(fā)展，在部分區(qū)段擋土墻開裂變形，局部倒塌，前緣小區(qū)地面隆起變形，給當(dāng)?shù)氐木用駧砹酥卮蟮挠绊懞蛧?yán)重威脅。

滑坡區(qū)屬于亞熱帶濕潤型季風(fēng)氣候，多年平均降水量1 144.8 mm，年內(nèi)降水多集中在6—8月，占全年降水總量的60%以上。

滑坡區(qū)位于峨山周圍的山前斜地，相對高差約173.87 m，地面坡度15°～30°。區(qū)內(nèi)巖體主要為堅硬中厚層狀灰?guī)r。土體主要為第四系上更新統(tǒng)下蜀組粉質(zhì)黏土，黃褐色～磚紅色，可塑～硬塑狀態(tài)，壓縮模量為6.5～13.33 MPa，分布厚度為1.5～19.7 m。

滑坡滑動面為黏土與巖體的接觸帶。

2 H2滑坡特征及穩(wěn)定性分析

2.1 H2滑坡特征

勘查區(qū)滑坡地質(zhì)災(zāi)害總體規(guī)模106.67萬m3，本文中以H2滑坡體為研究對象(圖1)，該滑坡縱向長度60～65 m，前緣寬度155 m?；麦w組成物質(zhì)為粉質(zhì)黏土，土體厚度約2.3～15.8 m，滑坡體積約8.0萬m3?；潞缶墭?biāo)高47～48 m，前緣標(biāo)高22.46～25.54 m，相對高差最大達(dá)25.68 m?；鲁伞鞍雸A形圈椅狀”，坡體表面張性、剪切裂隙發(fā)育，多呈階梯狀。坡體處于不穩(wěn)定狀態(tài)，為牽引式土質(zhì)滑坡。

2.2 H2滑坡穩(wěn)定性分析

2.2.1 滑坡參數(shù)及穩(wěn)定性計算

滑帶土巖性為粉質(zhì)黏土，根據(jù)滑坡的現(xiàn)狀，滑坡體的參數(shù)值由室內(nèi)試驗、結(jié)合地區(qū)經(jīng)驗及反演分析法綜合確定：天然狀態(tài)下滑坡體土體重度值取18.5 kN/m3，飽和重度值取19 kN/m3，天然狀態(tài)下滑坡主滑帶土巖土體力學(xué)參數(shù)分別為內(nèi)聚力c=13 kPa、內(nèi)摩擦角φ=18°；暴雨狀態(tài)下滑坡主滑帶土巖土體力學(xué)參數(shù)分別為c=10 kPa、φ=14.6°。

采用傳遞系數(shù)法，選擇H2滑坡主滑方向的工程地質(zhì)剖面進(jìn)行穩(wěn)定性計算，據(jù)計算結(jié)果綜合判定，該滑坡在天然工況下穩(wěn)定性系數(shù)k=1.006～1.126，處于欠穩(wěn)定-不穩(wěn)定狀態(tài)，持續(xù)強(qiáng)降雨工況下穩(wěn)定性系數(shù)為0.921～0.973，處于不穩(wěn)定狀態(tài)，計算結(jié)果與滑坡實(shí)際變形及位移特征吻合。

2.2.2 滑坡穩(wěn)定性敏感因素分析

為研究滑帶土內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角對滑坡穩(wěn)定性的影響程度，分別改變內(nèi)聚力或內(nèi)摩擦角的大小，再利用傳遞系數(shù)法計算穩(wěn)定性系數(shù)，計算結(jié)果見表1，可以看出，穩(wěn)定性系數(shù)隨著抗剪強(qiáng)度參數(shù)的增大逐漸增大，當(dāng)滑帶土內(nèi)摩擦角不變時，黏聚力c每增加1 kPa，滑坡穩(wěn)定系數(shù)k提高0.04～0.05，當(dāng)滑帶土內(nèi)聚力不變時，φ每增加1°，滑坡穩(wěn)定系數(shù)k提高0.03～0.04。

根據(jù)表1分別作不同內(nèi)摩擦角時c-k關(guān)系曲線和不同內(nèi)聚力時φ-k關(guān)系曲線，如圖2、圖3，可見，內(nèi)摩擦角或內(nèi)聚力越大，穩(wěn)定性系數(shù)k越大，穩(wěn)定性系數(shù)k對于內(nèi)聚力c值的敏感程度比內(nèi)摩擦角φ值略高。

圖2 不同內(nèi)摩擦角下c-k關(guān)系曲線Fig.2 Relation curve of c-k with different internal friction angles

圖3 不同內(nèi)聚力下φ-k關(guān)系曲線Fig.3 The curve of φ-k relation with different cohesive forces

表1 不同抗剪強(qiáng)度參數(shù)下穩(wěn)定性系數(shù)Table 1 Stability coefficient under different shear strength parameters

滑體前緣已建漿砌塊石擋土墻，擋墻高3.3 m，頂寬1.5 m，底寬2.82 m，墻面坡率為1∶0.4，墻背垂直。目前墻體局部已經(jīng)倒塌，前緣地面鼓起變形，墻頂水溝被擠壓破壞。

3 滑坡及擋土墻數(shù)值模擬

利用ANSYS對邊坡進(jìn)行模擬，模型共設(shè)置3種單元模擬下伏巖層、上覆土層及混凝土，對應(yīng)3種材料：砂巖、粉質(zhì)黏土及擋土墻，材料參數(shù)同H2滑坡。模型寬(橫河向)100 m，長(順坡向)100 m，坡高80 m，擋土墻高3.3 m，結(jié)合實(shí)際情況，對模型左右設(shè)定Ux法向位移約束，前后設(shè)置Uz法向位移約束，底面設(shè)置鉛直Uy法向位移約束。通過改變巖土接觸帶滑面強(qiáng)度參數(shù)，模擬天然、暴雨、持續(xù)強(qiáng)降雨等不同工況，其中暴雨工況指日降雨量達(dá)100～250 mm；持續(xù)強(qiáng)降雨工況指日均降雨量50～150 mm，且持續(xù)15～20 d。各工況參數(shù)根據(jù)不同工況滑帶土的室內(nèi)試驗獲取，并通過反演分析法進(jìn)行修正，根據(jù)實(shí)際工程情況，在持續(xù)強(qiáng)降雨工況下，斜坡發(fā)生滑動，形成貫通滑動面，因此不斷調(diào)試抗剪強(qiáng)度參數(shù)，觀察其塑性變形的發(fā)展，最終確定滑坡滑動時內(nèi)聚力為6 kPa，內(nèi)摩擦角為8°。此外，以天然工況為基準(zhǔn)增大強(qiáng)度參數(shù)，研究抗剪強(qiáng)度對滑坡穩(wěn)定性的影響，不同工況下參數(shù)取值見表2。

表2 數(shù)值模擬強(qiáng)度參數(shù)取值及計算成果表Table 2 strength parameters values and calculation results of numerical simulation

3.1 滑坡穩(wěn)定性數(shù)值分析

根據(jù)數(shù)值分析結(jié)果，分析不同工況下X方向位移云圖和邊坡塑性應(yīng)變云圖，研究不同抗剪強(qiáng)度參數(shù)下滑坡的變化。

天然工況Ⅰ下滑坡的X方向位移云圖和邊坡塑性應(yīng)變云圖如圖4、圖5所示。

圖4 工況I下位移云圖Fig.4 Displacement cloud map in working condition I

圖5 工況I下塑性應(yīng)變云圖Fig.5 Plastic strain cloud map in in working condition I

從X方向位移云圖可以看出，滑坡水平位移主要發(fā)生在土體范圍內(nèi)，坡頂表層土體水平位移最大，約6.9 mm，水平位移隨著深度增加逐漸減小。位移等值線與巖層面近似平行。從塑性應(yīng)變云圖反映出此時斜坡并無塑性區(qū)，處于穩(wěn)定狀態(tài)，與實(shí)際情況相符。

在暴雨作用下，土體強(qiáng)度參數(shù)隨著降雨強(qiáng)度不同而不同，根據(jù)具體情況分別設(shè)置暴雨工況Ⅱ和持續(xù)強(qiáng)降雨工況Ⅲ。

暴雨工況根據(jù)降雨強(qiáng)度又細(xì)分為Ⅱ1和Ⅱ2兩種情況，暴雨工況Ⅱ1，內(nèi)聚力為10 kPa，內(nèi)摩擦角為14.6°，其水平位移云圖如圖6所示，塑性應(yīng)變云圖如圖7所示。通過模擬計算，該工況下水平位移達(dá)7.7 mm，結(jié)合塑性應(yīng)變云圖，可以看出，斜坡沿土巖接觸面下部出現(xiàn)部分塑性應(yīng)變區(qū)，表明在暴雨作用下，由于抗剪強(qiáng)度參數(shù)的減小，斜坡逐漸出現(xiàn)塑性變形區(qū)，變形開始增大。

圖6 工況Ⅱ1下位移云圖Fig.6 Displacement cloud map in working condition Ⅱ1

圖7 工況Ⅱ1 下塑性應(yīng)變云圖Fig.7 Plastic strain cloud map in in working condition Ⅱ1

暴雨持續(xù)作用下，土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)進(jìn)一步降低，暴雨工況Ⅱ2，取內(nèi)聚力為8 kPa，內(nèi)摩擦角為10°，此時的水平位移云圖如圖8所示，塑性應(yīng)變云圖如圖9所示，可以看出水平位移顯著增大，達(dá)15.9 mm，塑性區(qū)范圍也逐漸增大，從坡腳沿巖層面逐漸向上進(jìn)一步擴(kuò)展，中上部塑性應(yīng)變區(qū)范圍較下部大，變形進(jìn)一步發(fā)展，但塑性變形區(qū)尚未形成連通滑面，滑坡未形成整體滑動。

圖8 工況Ⅱ2下位移云圖Fig.8 Displacement cloud map in working condition Ⅱ2

圖9 工況Ⅱ2下塑性應(yīng)變云圖Fig.9 Plastic strain cloud map in in working condition Ⅱ2

在持續(xù)強(qiáng)降雨作用下，斜坡發(fā)生滑動，形成貫通滑動面，根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，其水平位移云圖和塑性應(yīng)變云圖如圖10、圖11所示。此時水平位移為57.3 mm，表明滑坡已經(jīng)發(fā)生滑動破壞，塑性區(qū)進(jìn)一步擴(kuò)展至坡頂，形成貫通滑面及一圓弧形塑性變形區(qū)。

圖10 工況Ⅲ下位移云圖Fig.10 Displacement cloud map in in working condition Ⅲ

圖11 工況Ⅲ下塑性應(yīng)變云圖Fig.11 Plastic strain cloud map in working condition Ⅲ

模擬計算Ⅰ1～Ⅰ4工況，4種工況抗剪強(qiáng)度參數(shù)均大于天然工況，其水平位移均為6.9 mm，塑性應(yīng)變云圖同圖5，表明在穩(wěn)定狀態(tài)下，內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角的增大對滑坡應(yīng)力、應(yīng)變及墻后土壓力沒有影響。

總體來說，隨著抗剪強(qiáng)度參數(shù)c、φ逐漸減小，斜坡上部土體水平位移逐漸增大，滑坡塑性區(qū)從坡腳沿巖層面逐漸向上發(fā)展，由局部逐漸擴(kuò)展形成連續(xù)滑動面，水平位移陡增，致滑坡滑動破壞。

3.2 墻后土壓力數(shù)值分析

天然狀態(tài)下，自墻頂至巖土接觸面，墻后土壓力呈先增大后減小再增大趨勢，如圖12所示，在土巖接觸面為最大，墻后土壓力主要為16.6～31.9 kPa；在暴雨工況Ⅱ1下，當(dāng)抗剪強(qiáng)度參數(shù)內(nèi)聚力減小到10 kPa、內(nèi)摩擦角減小為14.6°，墻后土壓力主要介于19.4～32.8 kPa，有所增大(圖13)；暴雨工況Ⅱ2下，土體抗剪強(qiáng)度繼續(xù)降低，當(dāng)內(nèi)聚力減小到8 kPa、內(nèi)摩擦角減小為10°時，墻后土壓力增大到27.3～38.0 kPa(圖14)；當(dāng)強(qiáng)降雨繼續(xù)作用(工況Ⅲ)，抗剪強(qiáng)度指標(biāo)c降低到6 kPa、內(nèi)摩擦角減小為8°，滑坡達(dá)到極限平衡，此時墻后土壓力顯著增大，介于32.2～55.6 kPa(圖15)。

圖12 工況Ⅰ下應(yīng)力云圖Fig.12 Stress cloud map in working condition Ⅰ

圖13 工況Ⅱ1下應(yīng)力云圖Fig.13 Stress cloud map in working condition Ⅱ1

圖14 工況Ⅱ2下應(yīng)力云圖Fig.14 Stress cloud map in working condition Ⅱ2

圖15 工況Ⅲ下應(yīng)力云圖Fig.15 Stress cloud map in working condition Ⅲ

增大抗剪強(qiáng)度指標(biāo)，模擬I1～I(xiàn)4工況，即內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角均大于天然抗剪強(qiáng)度，斜坡為穩(wěn)定狀態(tài)，模型未出現(xiàn)塑性區(qū)，墻后土壓力沒有變化，均處于12.1～28.5 kPa，如圖16所示，表明在穩(wěn)定狀態(tài)下，抗剪強(qiáng)度的變化對墻后土壓力的大小沒有影響。

圖16 工況I 1～I(xiàn)4下應(yīng)力云圖Fig.16 Stress cloud map in working condition I1～I(xiàn)4

根據(jù)抗剪強(qiáng)度參數(shù)c、φ及墻后土壓力強(qiáng)度最大值σmax相關(guān)關(guān)系，繪制關(guān)系曲線如圖17所示。

圖17 土壓力隨抗剪強(qiáng)度參數(shù)變化規(guī)律Fig.17 Variation of soil pressure with shear strength parameters

從圖17可以看出，當(dāng)內(nèi)聚力小于18 kPa、內(nèi)摩擦角小于21°，土壓力隨著抗剪強(qiáng)度參數(shù)減小呈非線性增長，抗剪強(qiáng)度參數(shù)越小，對土壓力的影響越顯著，土壓力增大速率越大；而當(dāng)內(nèi)聚力大于等于18 kPa、內(nèi)摩擦角大于等于21°，土壓力大小不變，不再受抗剪強(qiáng)度參數(shù)的影響。表明土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)小于某一臨界值時，會影響土壓力的大小，抗剪強(qiáng)度參數(shù)越小，土壓力越大，c-σmax、φ-σmax擬合曲線決定系數(shù)R2均大于0.8，相關(guān)系數(shù)均大于0.9，具有一定的相關(guān)性。

4 物理模型試驗

以安徽繁昌某小區(qū)南側(cè)大型滑坡為原型，基于相似比理論，建立1∶40物理模型，模擬天然、持續(xù)強(qiáng)降雨兩種不同工況，對墻后土壓力變化規(guī)律進(jìn)行研究。

結(jié)合試驗條件和霍山縣滑坡?lián)跬翂Φ囊?guī)模，設(shè)置相似參數(shù)幾何尺度為l；物理力學(xué)參數(shù)為密度ρ、黏聚力c、內(nèi)摩擦角φ、變形模量E、泊松比μ、重力加速度g、應(yīng)力σ、應(yīng)變ε、位移u、側(cè)壓力p等；降雨參數(shù)為降雨強(qiáng)度q；相似比及各原型參數(shù)與模型相應(yīng)參數(shù)之比分別為Cl、Cρ、Cg、Cc、Cφ、CE、Cμ、Cσ、Cε、Cu、Cp、Cq。

為了分析擋土墻在降雨條件下土壓力的變化特征，在擋土墻后不同高度布置4個土壓力傳感器，用于測量擋土墻墻背土壓力。以滑坡土巖接觸面為0起始點(diǎn)，土壓力盒1、土壓力盒2、土壓力盒3、土壓力盒4分別放置于擋土墻墻背距土巖接觸面3、14.1、25.2、36.3 cm高處，如圖18所示。

圖18 土壓力盒布置圖Fig.18 Layout of earth pressure box

試驗?zāi)M了天然工況和持續(xù)強(qiáng)降雨工況，測得天然工況下土壓力沿?fù)跬翂Ω叨茸兓厔萑鐖D19所示。

從圖19可以看出，自墻頂至滑面，隨著深度增大，擋土墻墻后土壓力先增大后減小再增大，與數(shù)值模擬結(jié)果相符。

圖19 天然工況土壓力變化曲線Fig.19 Curves of earth pressure under drizzle

模擬持續(xù)強(qiáng)降雨過程，降雨過程從15：00開始，到16：00結(jié)束，數(shù)據(jù)觀測從15：00開始，到17：00結(jié)束，4個土壓力盒測得土壓力隨時間變化曲線如圖20所示。

從圖20可以看出，在15：00—16：00模擬持續(xù)強(qiáng)降雨的過程中，由于人工模擬降水不均勻，土壓力波動較大，但總體上土壓力與降雨時間的持續(xù)呈現(xiàn)明顯的正相關(guān)性。16：00以后隨著模擬降雨的停止，擋土墻中部土壓力逐漸增大再逐漸減小，而擋土墻上部下部土壓力趨于穩(wěn)定，持續(xù)強(qiáng)降雨作用下土壓力相較于天然狀態(tài)明顯增大，與數(shù)值模擬結(jié)果規(guī)律相同。

圖20 持續(xù)強(qiáng)降雨作用下土壓力變化曲線Fig.20 Curves of earth pressure under continuous heavy rainfall

5 結(jié)論

結(jié)合工程實(shí)例，借助數(shù)值模擬和物理模型試驗，對持續(xù)強(qiáng)降雨下滑坡穩(wěn)定性、墻后土壓力變化規(guī)律進(jìn)行研究，得到以下主要結(jié)論。

(1)據(jù)滑坡穩(wěn)定性計算結(jié)果綜合判定，安徽省繁昌縣某滑坡在天然狀態(tài)條件下處于欠穩(wěn)定～不穩(wěn)定狀態(tài)，持續(xù)強(qiáng)降雨狀態(tài)下處于不穩(wěn)定狀態(tài)。穩(wěn)定性系數(shù)k對于內(nèi)聚力c的敏感程度比內(nèi)摩擦角φ略高。

(2)數(shù)值分析結(jié)果表明，在穩(wěn)定狀態(tài)下，土體內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角的增大對滑坡應(yīng)力和應(yīng)變沒有影響。在降雨作用下，根據(jù)降雨強(qiáng)度和持續(xù)時間分為暴雨工況和持續(xù)強(qiáng)降雨工況，隨著降雨強(qiáng)度和持續(xù)時間的增大，抗剪強(qiáng)度參數(shù)逐漸減小，斜坡水平位移逐漸增大，沿土巖接觸面出現(xiàn)塑性應(yīng)變區(qū)，滑體開始變形，直至塑性區(qū)形成貫通滑面，水平位移陡增，斜坡滑動破壞；天然狀態(tài)下?lián)跬翂笸翂毫﹄S著深度增加先增大后減小再增大，在土巖接觸面為最大。穩(wěn)定狀態(tài)下，抗剪強(qiáng)度參數(shù)的增大對墻后土壓力并無影響，當(dāng)土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)小于某一臨界值時，土壓力隨著抗剪強(qiáng)度參數(shù)減小呈非線性增長，c-σmax、φ-σmax擬合曲線具有一定的相關(guān)性。

(3)通過物理模型試驗，得出：墻后土壓力隨著深度呈先增大后減小再增大的變化趨勢；持續(xù)強(qiáng)降雨作用下，土壓力相較于天然狀態(tài)明顯增大，與數(shù)值模擬結(jié)果相符。