降雨對花崗巖風(fēng)化層路塹邊坡滑動(dòng)模式影響
——以福建云平高速云霄段為例

蔡榮坤，戴自航，徐根連，胡長江

（1.福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福建 福州 350116；2.福建省建研工程檢測有限公司，福建 福州350007；3.福建第一公路工程集團(tuán)有限公司，福建 泉州 362000）

0 引言

設(shè)計(jì)的道路（包括公路和鐵路）途經(jīng)山地或丘陵時(shí)常常存在不少放坡開挖地段，由此形成路塹邊坡。從經(jīng)濟(jì)角度考慮，許多路塹邊坡設(shè)計(jì)上常是根據(jù)工程勘察報(bào)告提供的沿線巖土層分布及其物理力學(xué)參數(shù)再參照相關(guān)國家規(guī)范或經(jīng)穩(wěn)定性分析后按一定坡率進(jìn)行無支護(hù)放坡（有的僅做護(hù)面處理，如拱形骨架植草或灌木+表面截排水處理等）。雖然這樣的邊坡理論上應(yīng)該是穩(wěn)定的，然而現(xiàn)實(shí)情況是各地仍有大量這類邊坡出現(xiàn)淺層滑坡、滑塌或溜滑，且這樣的情況大多發(fā)生在短時(shí)強(qiáng)降雨或長時(shí)間連續(xù)降雨之后。土質(zhì)路塹邊坡在一般工況下，常具有較好的穩(wěn)定性，但在降雨入滲作用下，由于隨土體含水量增加其自重增加且土中基質(zhì)吸力降低，致使邊坡的穩(wěn)定性將出現(xiàn)不同程度的下降，并且可能使?jié)撛谧钗ｋU(xiǎn)滑動(dòng)面位置發(fā)生變化，從而出現(xiàn)上述災(zāi)害。

自1975年ZIENKIEWICZ 提出強(qiáng)度折減法[1]以來，隨著計(jì)算機(jī)和數(shù)值計(jì)算技術(shù)的發(fā)展，國內(nèi)外學(xué)者運(yùn)用強(qiáng)度折減法在臨界失穩(wěn)的判據(jù)、安全系數(shù)的影響因素、降雨入滲對安全系數(shù)的影響等方面進(jìn)行了較為廣泛和深入的研究[2-4]。如張昊等[5]通過在快速拉格朗日有限差分程序FLAC3D中采用強(qiáng)度折減法分析了邊坡滑動(dòng)面與內(nèi)摩擦角和黏聚力的對應(yīng)關(guān)系，結(jié)果表明，滑動(dòng)面位置受內(nèi)摩擦角和黏聚力的共同影響，且隨著黏聚力的增大，滑動(dòng)面趨于平緩，滑體體積逐漸增加；劉明維等[6]采用有限元強(qiáng)度折減法，通過人為依次約束復(fù)雜滑坡算例的潛在剪出口，設(shè)定不同的治理方案計(jì)算得出所有潛在的次級滑動(dòng)面，可為工程治理提供借鑒；畢港等[7]利用FLAC3D自帶的強(qiáng)度折減法計(jì)算邊坡最小安全系數(shù)及滑動(dòng)面，通過手動(dòng)折減強(qiáng)度參數(shù)，并適度放大分析步數(shù)，如此反復(fù)求得潛在的次級滑動(dòng)面，且與Bishop 法進(jìn)行對比，結(jié)果表明該法準(zhǔn)確性較高，在方案設(shè)計(jì)中有必要考慮不同情況下的滑動(dòng)面形式；李小春等[8]提出用局部折減法進(jìn)行邊坡多滑動(dòng)面計(jì)算，即首先計(jì)算初始狀態(tài)下各單元的安全系數(shù)，后建立不同范圍的各單元集合，并對不同單元集合進(jìn)行強(qiáng)度折減求解出相應(yīng)的安全系數(shù)和與之對應(yīng)的滑動(dòng)面。LIN 等[9]認(rèn)為滑動(dòng)面以下土體不會(huì)發(fā)生坍塌，后將滑動(dòng)面以下土體設(shè)為彈性材料，并通過調(diào)整彈性材料的高度，以此來獲得不同安全系數(shù)對應(yīng)的不同滑動(dòng)面。但目前，對于路塹邊坡在不同工況下潛在最危險(xiǎn)滑動(dòng)面或者說滑動(dòng)模式可能發(fā)生變化的研究相對較少，尤其是在降雨工況下的研究。為此，本文將從實(shí)際工程案例出發(fā)，著重研究降雨強(qiáng)度、降雨歷時(shí)及邊坡坡率對路塹邊坡潛在滑動(dòng)模式的影響。

1 降雨入滲工況邊坡穩(wěn)定性分析方法

1.1 土的滲透系數(shù)和土-水特征曲線

天然狀態(tài)下，絕大多數(shù)邊坡內(nèi)位于地下水位或毛細(xì)飽和區(qū)以上的土體常處于非飽和狀態(tài)，但在降雨入滲等影響下，邊坡非飽和區(qū)土體可能逐漸過渡至飽和狀態(tài)。一般認(rèn)為，飽和土的滲透系數(shù)為常數(shù)，而非飽和土的滲透系數(shù)與基質(zhì)吸力或體積含水量有關(guān)，人們曾提出了一系列經(jīng)驗(yàn)或半經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式[10]，本文分析將借鑒ALONSO等提出如下形式[11-12]：

式中：Kw——滲透系數(shù)；

aw、bw和cw——參數(shù)；

Kws——土體飽和時(shí)的滲透系數(shù)；

ua和uw——非飽和土中孔隙氣壓力和孔隙水壓力，且ua-uw為基質(zhì)吸力。

非飽和土的土-水特征曲線亦采用他們定義的飽和度與基質(zhì)吸力的關(guān)系[11-12]：

式中：Sr——飽和度；

Si——?dú)堄囡柡投龋?/p>

Sn——最大飽和度；

as、bs和cs——參數(shù)。

1.2 土體抗剪強(qiáng)度及強(qiáng)度折減法

土坡失穩(wěn)主要是滑動(dòng)面上土體發(fā)生整體剪切破壞的結(jié)果。目前，廣為接受的非飽和土抗剪強(qiáng)度公式是由FREDLUND 等[10]提出的如下形式

式中：c′——有效黏聚力；

φ′——有效內(nèi)摩擦角；

(σf-ua)f——破壞時(shí)在破壞面上的凈法向應(yīng)力；

(ua-uw)f——破壞時(shí)在破壞面上的基質(zhì)吸力；

φb——抗剪強(qiáng)度隨基質(zhì)吸力增加的速率。

當(dāng)受降雨入滲等條件影響，非飽和土趨向飽和時(shí)，孔隙水壓力接近孔隙氣壓力，即ua=uw，因而式(3)中基質(zhì)吸力(ua－uw)f=0，凈法向應(yīng)力成為法向有效應(yīng)力(σf－ua)f=(σf－uw)f=σ′f。即由非飽和土的抗剪強(qiáng)度公式式(3)可平順的過渡至適用于飽和土的經(jīng)典的Mohr-Coulomb（簡稱M-C）抗剪強(qiáng)度公式

由此可見，非飽土向飽和土過渡時(shí)，其抗剪強(qiáng)度將降低，這也是自然界中滑坡大多發(fā)生在雨季的主要原因之一。

原則上，無論是飽和土邊坡還是非飽和土邊坡的穩(wěn)定性分析均可采用強(qiáng)度折減法[13-14]。下文將采用ABAQUS有限元軟件，先對路塹邊坡自然狀態(tài)下進(jìn)行強(qiáng)度折減計(jì)算，分析其穩(wěn)定安全系數(shù)和對應(yīng)的滑動(dòng)面，后在降雨的工況下設(shè)定不同降雨強(qiáng)度和降雨歷時(shí)計(jì)算滑動(dòng)面的變化情況，并調(diào)整邊坡坡率探究其對于邊坡滑動(dòng)面的影響。

2 實(shí)例分析

2.1 工程背景

福建省在建云平（云霄至平和）高速云霄縣境內(nèi)的浯田互通穿越低山丘陵段。按照我國《JTG D30——2015公路路基設(shè)計(jì)規(guī)范》中對于路塹邊坡的規(guī)定，高速公路路塹邊坡在天然狀態(tài)工況下安全系數(shù)大于1.20～1.30[15]時(shí)，可認(rèn)為其達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，當(dāng)路塹邊坡在暴雨或連續(xù)降雨的工況下安全系數(shù)需大于1.10～1.20 才可認(rèn)為其處于穩(wěn)定狀態(tài)。根據(jù)該處線路工程勘察資料和上述規(guī)范要求，某段路路塹邊坡設(shè)計(jì)如圖1所示，采用兩級放坡開挖，無支護(hù)，僅做表面植草護(hù)坡及拱形骨架截排水處理。該處邊坡土層共分為兩層，層面不水平，上層土體為全風(fēng)化花崗巖，呈灰黃色，礦物已完全風(fēng)化，原巖結(jié)構(gòu)殘余可辯，巖芯呈粉土狀，無砂感，遇水軟化，易崩解；下層土體為砂土狀強(qiáng)風(fēng)化花崗巖，呈灰白色，大部分礦物已風(fēng)化完全，原巖結(jié)構(gòu)可辯，含未分解的石英顆粒，砂感強(qiáng)，遇水軟化，易崩解。

圖1 邊坡設(shè)計(jì)斷面Fig.1 Design profile of slope

該邊坡按原設(shè)計(jì)要求施工完成后不久，在2018年8月份連續(xù)幾天中等強(qiáng)度降雨后在AK1+590～AK1+620 段邊坡坡腳至一級邊坡坡頂（二級邊坡放坡平臺(tái)或稱馬道）出現(xiàn)了淺層滑坡，如圖2所示。事故發(fā)生后，筆者采用具有應(yīng)力和滲流耦合且非線性分析功能優(yōu)越的ABAQUS 有限元軟件，土體材料采用Mohr-Coulomb 理想彈塑性模型模擬，按強(qiáng)度折減法對該路塹邊坡開展了各種不同工況下的穩(wěn)定性分析研究，揭示了其在降雨條件下發(fā)生局部淺層滑坡的必然性。

圖2 淺層滑坡情形Fig.2 View of a shallow landslide

2.2 一般工況滑動(dòng)模式分析

根據(jù)該處線路工程勘察報(bào)告，土層物理力學(xué)參數(shù)如下表1所示，由于E、υ 無試驗(yàn)數(shù)據(jù)，且已有研究表明[2-3]，它們的取值在求解邊坡安全系數(shù)時(shí)影響不大，故二者表中取值均為經(jīng)驗(yàn)值。

表1 土工參數(shù)Table 1 Geotechnical properties of soils

為便于有限元模型的網(wǎng)格劃分，將圖1所示土層分界面按多段折線簡化。模型左邊界以公路另一側(cè)為界（距坡腳38 m），坡高如設(shè)計(jì)斷面圖1標(biāo)注所示，底部沿路面向下取32 m，整個(gè)模型底邊長為108 m，有限元幾何模型如圖3所示。為提高計(jì)算機(jī)的運(yùn)算效率并滿足計(jì)算精度需求（圖4），自邊坡表面附近往遠(yuǎn)處采用疏密網(wǎng)格劃分方式，即設(shè)置斜坡表面及靠近斜坡處單元邊長約為0.5 m，模型左、右及下邊界處約為3 m，中間部分由1 m 過渡到2 m，采用CPE6 單元。

圖3 有限元幾何模型Fig.3 Geometric model of finite element

圖4 有限元網(wǎng)格劃分Fig.4 Finite element meshes

強(qiáng)度折減法的實(shí)現(xiàn)是通過ABAQUS 中自帶的溫度功能對土的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)自動(dòng)折減進(jìn)行有限元分析。具體做法是，在材料屬性中激活溫度變量，并將土的強(qiáng)度指標(biāo)輸入材料屬性中，程序便會(huì)根據(jù)溫度變量數(shù)值對強(qiáng)度指標(biāo)進(jìn)行自動(dòng)折減分析，此時(shí)，即將溫度變量數(shù)值視為強(qiáng)度折減系數(shù)，而非以往常用的場變量數(shù)值。值得注意的是，為實(shí)現(xiàn)該功能，還需在預(yù)定義場中對模型根據(jù)分析步指定相應(yīng)溫度數(shù)值。為便于在后處理中能直觀地觀察安全系數(shù)的變化情況，可在分析步中的場輸出中選擇節(jié)點(diǎn)溫度輸出。此方法相較于通過場變量實(shí)現(xiàn)強(qiáng)度折減而言，省去關(guān)鍵字編輯語言的繁瑣，且根據(jù)實(shí)際計(jì)算分析發(fā)現(xiàn)，在后續(xù)降雨工況分析中也具有很好的適應(yīng)性。

一般工況穩(wěn)定分析不考慮應(yīng)力與滲流耦合，采用總應(yīng)力有限元分析方法，即土體抗剪強(qiáng)度指標(biāo)取表1中的c、φ值。以塑性區(qū)從下至上剛好貫通作為邊坡失穩(wěn)判據(jù)，分析得到該邊坡穩(wěn)定安全系數(shù)為1.200，滿足規(guī)范要求，滑動(dòng)面為塑性應(yīng)變云圖的脊線（圖5），呈近似圓弧形滑動(dòng)面。

圖5 一般工況塑性應(yīng)變等值云圖Fig.5 Plastic strain contours under general working condition

由水平位移云圖6和程序邊坡變形動(dòng)態(tài)顯示結(jié)果可見，邊坡變形較大區(qū)域主要集中于坡腳偏上位置，即下層土體在坡腳處最先屈服，從坡腳附近滑出，使坡內(nèi)中部土體失去支承而跟著向下滑移，進(jìn)而牽引上部土體產(chǎn)生蠕滑，最終導(dǎo)致邊坡出現(xiàn)整體失穩(wěn)。但沿圖5所示滑動(dòng)面產(chǎn)生整體滑動(dòng)模式與圖2的實(shí)際情況不符，需作進(jìn)一步分析。

圖6 一般工況水平位移等值云圖Fig.6 Horizontal displacement contours under general working condition

2.3 地下水滲流工況滑動(dòng)模式分析

由前文圖1可見，該邊坡坡體下部存在地下水，實(shí)際開挖時(shí)，靠近坡腳邊坡表面有地下水出露，客觀上可認(rèn)為當(dāng)前地下水位以下為飽和土，以上為非飽和土，嚴(yán)格說其穩(wěn)定分析宜考慮邊坡土體的飽和狀態(tài)，分別采用式(3)和(4)確定非飽和和飽和土的抗剪強(qiáng)度。然而，按式(3)進(jìn)行非飽和土邊坡的穩(wěn)定分析，需進(jìn)行非飽和土三軸實(shí)驗(yàn)和現(xiàn)場邊坡非飽和區(qū)基質(zhì)吸力量測，無論是室內(nèi)實(shí)驗(yàn)還是現(xiàn)場吸力量測都需要價(jià)格昂貴的專用儀器和設(shè)備及較高的量測技術(shù)，且基質(zhì)吸力大小常隨邊坡土體中不同位置無規(guī)律變化[10]，在數(shù)值計(jì)算中較難準(zhǔn)確考慮，故下文強(qiáng)度折減數(shù)值分析將考慮土中滲流和孔隙水壓力的影響，但土的剪切破壞仍采用式(4)經(jīng)典的M-C 準(zhǔn)則，即不考慮式(3)右邊第三頂即基質(zhì)吸力對土的抗剪強(qiáng)度的貢獻(xiàn)，且從該式可見，因在非飽和區(qū)uw為負(fù)，因而破壞面上的法向有效應(yīng)力大于其總應(yīng)力，即σ′f＝(σf－uw)f＞σf，因而在一定程序上考慮了土的非飽狀態(tài)對邊坡穩(wěn)定性的有利作用。

本分析網(wǎng)格劃分方法同上節(jié)，網(wǎng)格單元類型采用的是孔壓/位移耦合的CPE6MP 單元。模型底部邊界為不排水邊界且施加豎直向和水平向約束，其它各面均為透水邊界，左右邊界按線性孔壓設(shè)置，即施加水頭荷載，根據(jù)現(xiàn)場勘察資料可將左邊界零水頭設(shè)為與路面標(biāo)高一致，并施加水平向約束，且在路面施加孔隙壓力為0 的邊界條件，右邊界水頭高度設(shè)為距離模型底部38 m（即路面標(biāo)高以上6 m）。采用有效應(yīng)力有限元分析法，土的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)采用如表1中的c′、φ′值。研究表明[16]，不同各向同性滲透系數(shù)土體對邊坡穩(wěn)定性影響可忽略不計(jì)，因而，此處按經(jīng)驗(yàn)取上、下兩層土體飽和滲透系數(shù)分別為Kws＝3×10-4m/s 和5×10-5m/s，且在無試驗(yàn)資料基礎(chǔ)上參照文獻(xiàn)[12]中花崗巖殘積土，取式(1)中參數(shù)aw＝1 000、bw＝0.01、cw＝1.7 分別取為1 000、0.01，取 式(2)中 參 數(shù)Si＝0.08、Sn＝1、as＝1、bs＝5×10-5、cs＝3.5。從而可得到圖7所示邊坡孔隙水壓力分布等值云，可見，穩(wěn)定滲流狀態(tài)下孔壓為零的地下水位線與圖1現(xiàn)場勘察所得基本一致，該線以下孔壓為正，以上孔壓為負(fù)。

圖7 地下水滲流工況孔隙水壓力等值云圖Fig.7 Pore water pressure contours under groundwater seepage

此工況下當(dāng)邊坡出現(xiàn)塑性區(qū)貫通時(shí)呈現(xiàn)兩道滑動(dòng)面（圖8）。主滑面仍為坡腳貫通至坡頂，但在沿土層分界面出現(xiàn)另一道滑動(dòng)面，為便于區(qū)分，以下根據(jù)滑動(dòng)面與坡面平均距離由深至淺依次稱為第一、二、三級滑動(dòng)面。筆者認(rèn)為，出現(xiàn)與一般工況單一滑動(dòng)面不同的二道滑動(dòng)面的原因一是由于地下水位上下土中有效應(yīng)力或土的抗剪強(qiáng)度變化規(guī)律發(fā)生較大變化，二是土中滲透力的影響。與前文圖5對比可見，二道滑動(dòng)面均不呈單一圓弧形，第二滑動(dòng)面在坡腳以上，但第一滑動(dòng)面（為已貫通的主滑面）通過坡腳路面以下，然而，即使是較深的第一滑動(dòng)面，其與坡面的平均深度也淺于一般工況單一圓弧滑動(dòng)面，表明地下水滲流作用可使邊坡由深層滑動(dòng)模式向淺層滑動(dòng)模式轉(zhuǎn)化。然而，分析所得地下水滲流作用下該邊坡穩(wěn)定安全系數(shù)為1.251，反而較不考慮地下水滲流工況時(shí)1.200 有所偏高，筆者認(rèn)為主要有兩方面的原因，一是表1中工勘報(bào)告提供的有效應(yīng)力抗剪強(qiáng)度指標(biāo)較實(shí)際偏高，二是負(fù)孔壓使地下水位以上非飽和土抗剪強(qiáng)度增大。

圖8 地下水滲流工況塑性應(yīng)變等值云圖Fig.8 Plastic strain contours under groundwater seepage

2.4 降雨入滲工況滑動(dòng)模式分析

在2.3 節(jié)基礎(chǔ)之上，進(jìn)一步分析該邊坡在降雨入滲影響下的滑動(dòng)面模式。ABAQUS 中，可通過在入滲邊界設(shè)置表面孔隙流強(qiáng)度參數(shù)來實(shí)現(xiàn)降雨工況的模擬[17]。分析過程中考慮降雨強(qiáng)度和降雨歷時(shí)兩個(gè)因素，可分別按照長時(shí)小雨、長時(shí)中雨及短時(shí)暴雨等工況進(jìn)行分析。分析過程中需先消除邊坡初始地應(yīng)力的影響，再在進(jìn)行降雨模擬分析的同時(shí)采用有效應(yīng)力有限元強(qiáng)度折減法進(jìn)行分析。

長時(shí)小雨工況，即降雨強(qiáng)度為0.25 mm/h，降雨歷時(shí)72 h（即3 d），分析結(jié)果顯示（圖9），該工況滑動(dòng)面變化形式較僅考慮地下水滲流工況不同的是除原來的兩道滑動(dòng)面外，新增了一道由坡腳貫通至一級平臺(tái)的第三滑動(dòng)面。這是由于在降雨水入滲作用下，原地下水位以上非飽和區(qū)土體不僅因含水量的增高自重增加，而且孔隙水壓力增大（由負(fù)孔壓向零或正孔壓轉(zhuǎn)變），越接近地表受降雨影響越顯著，致使淺表土體抗剪強(qiáng)度降低明顯的緣故。與第三滑動(dòng)面形成相對應(yīng)的邊坡穩(wěn)定安全系數(shù)為1.164，相較于地下水滲流工況下降7.5%。當(dāng)模型分析接近于不收斂時(shí)，第一滑動(dòng)面亦貫通至坡頂，此時(shí)安全系數(shù)為1.20。但由于第三滑動(dòng)面先于第一滑動(dòng)面貫通，因此，如果該邊坡失穩(wěn)最先必將沿第三滑動(dòng)面滑出，也表明在長時(shí)小雨工況下，路塹邊坡具有局部淺層滑動(dòng)趨勢，這與圖2該邊坡出現(xiàn)淺層滑坡的事故是吻合的。

圖9 長時(shí)小雨工況塑性應(yīng)變等值云圖Fig.9 Plastic strain contours under long-term light rainfall

相較于一般工況而言，長時(shí)小雨工況下，水平位移變化與塑性區(qū)變化相對應(yīng)，在三道滑動(dòng)面的影響下，水平位移亦呈現(xiàn)出明顯的分區(qū)形式，即邊坡土體位移在一級邊坡、土層分界及第一滑動(dòng)面具有明顯的區(qū)分，如圖10 所示，表明此時(shí)除一級邊坡坡體具有較大位移外，同時(shí)會(huì)因下部土體的較大位移引起上部土體產(chǎn)生相應(yīng)位移。

圖10 長時(shí)小雨工況水平位移等值云圖Fig.10 Horizontal displacement contours under long-term light rainfall

長時(shí)中雨工況，即降雨強(qiáng)度為1 mm/h，降雨歷時(shí)72 h，該工況第三滑動(dòng)面貫通時(shí)邊坡穩(wěn)定安全系數(shù)為1.143，較長時(shí)小雨工況略有下降，說明降雨歷時(shí)相同降雨強(qiáng)度越大，邊坡穩(wěn)定安全系數(shù)越低，與人們直觀判斷規(guī)律相符。因該工況下滑動(dòng)模式與長時(shí)小雨工況基本一致，不再贅述。

該路塹邊坡地處我國東南沿海地區(qū)，在雨季或遭遇臺(tái)風(fēng)天氣時(shí)常有短時(shí)暴雨。因此，為進(jìn)一步比較，筆者另假設(shè)5 種不同降雨強(qiáng)度與降雨歷時(shí)工況進(jìn)行了模擬分析，并將分析所得邊坡穩(wěn)定安全系數(shù)一并列于表2。這5 種工況在降雨劃分中屬于暴雨、大暴雨至特大暴雨級別。由工況1 和工況3 對比中可發(fā)現(xiàn)，降雨歷時(shí)相同時(shí)，降雨強(qiáng)度由20 mm/h 提高至40 mm/h，安全系數(shù)下降5.3%，而工況3 與工況5 的對比中可知，降雨強(qiáng)度相同時(shí)，降雨歷時(shí)由2 h 提高至4 h，安全系數(shù)下降4.3%。因此，可以說降雨強(qiáng)度相較于降雨歷時(shí)而言具有更大的危害，短時(shí)強(qiáng)降雨更不利于邊坡穩(wěn)定[18]。在相同降雨量的條件下，如工況1 與工況5 亦或是工況2 與工況4，不難發(fā)現(xiàn)短時(shí)強(qiáng)降雨工況安全系數(shù)相對較小。上文所分析的長時(shí)中雨工況，降雨總量為72 mm，與工況1 及工況5 降雨總量80 mm 接近，但長時(shí)中雨工況安全系數(shù)1.143 與工況5 的1.140 較一致，表明長時(shí)降雨的危害可堪比同等降雨量的短時(shí)強(qiáng)降雨，在邊坡工程中應(yīng)引起重視。

表2 不同降雨工況邊坡穩(wěn)定安全系數(shù)Table 2 Safety factors of slope under different rainfall conditions

由圖11 孔壓云圖可見，邊坡上部負(fù)孔壓值相較于前文圖7地下水滲流工況出現(xiàn)明顯下降，最大負(fù)孔壓位置由坡頂位置向下收縮，即邊坡淺表土體達(dá)到飽和時(shí)，其孔壓增大至零，以致淺表土體因有效應(yīng)力顯著下降而抗剪強(qiáng)度降低，致使邊坡更易發(fā)生局部淺層滑動(dòng)。且從該圖可見，一級邊坡坡面處孔壓值較相鄰處大，這是由于該處雨水入滲、坡體上部排水富集且未能及時(shí)排出等原因使得該處孔壓值高于同一水平線。5 種工況下塑性區(qū)貫通情況均為圖12 所示，均在計(jì)算不收斂時(shí)僅有第一滑動(dòng)面和不完整的第二滑動(dòng)面，且與長時(shí)降雨工況不同的是，邊坡位移并未延伸至上部土體（圖13），表明由于上述原因，使得塑性貫通區(qū)不僅僅如前文所述由深層轉(zhuǎn)化為淺層，更為重要的是，由原先的整體滑坡轉(zhuǎn)化為集中于一級邊坡處的局部淺層滑坡，與工程實(shí)際情況更為一致。

圖11 工況3 孔隙水壓力等值云圖Fig.11 Pore water pressure contours under Working Condition 3

圖12 工況3 塑性應(yīng)變等值云圖Fig.12 Plastic strain contours under Working Condition 3

圖13 工況3 水平位移等值云圖Fig.13 Horizontal displacement contours under Working Condition 3

由表2可見，邊坡處于工況3 時(shí)，即降雨強(qiáng)度為40 mm/h，降雨歷時(shí)4 h，安全系數(shù)并不能滿足規(guī)范中所規(guī)定大于最低值1.10 的要求，因此，有必要對該邊坡進(jìn)行放坡方案優(yōu)化分析，使其能滿足規(guī)范要求，確保邊坡在最不利工況下仍能保持穩(wěn)定。

3 放坡方案對滑動(dòng)模式的影響

下文擬采用兩種放坡方案探究在強(qiáng)降雨工況邊坡的滑動(dòng)模式和穩(wěn)定性，方案1 是保持平臺(tái)位置不變，根據(jù)一級邊坡坡率的改變而變動(dòng)坡腳位置；方案2 是固定坡腳位置，通過削坡改變一級邊坡的坡率。兩種方案中，二級邊坡坡率維持原來設(shè)計(jì)方案，僅將一級邊坡坡率由原來的1∶1.0 分別放緩至1∶1.20 和1∶1.25，降雨工況按上文分析的最不利工況，即工況3 考慮。

當(dāng)按照方案1 中一級邊坡坡率取為1∶1.20 時(shí)，邊坡滑動(dòng)面的情況如圖14 所示，可見與上節(jié)工況3 類似，位于一級邊坡內(nèi)貫通的滑動(dòng)面仍為最危險(xiǎn)滑動(dòng)面，但此時(shí)安全系數(shù)為1.152，相較于工況3 的1.091 提高了5.59%，已能滿足規(guī)范要求，表明放緩坡度可有效提高安全系數(shù)。當(dāng)一級邊坡放緩至1∶1.25 時(shí)，邊坡滑動(dòng)面的情況如圖15 所示，表明邊坡不再發(fā)生一級邊坡內(nèi)的局部淺層滑動(dòng)，而是滑面較深的整體滑動(dòng)，對應(yīng)安全系數(shù)進(jìn)一步上升至1.161。表明，放緩邊坡不僅能提高邊坡的穩(wěn)定性，而且可有效避免降雨工況下發(fā)生局部淺層滑塌的風(fēng)險(xiǎn)。

圖14 方案1 塑性應(yīng)變等值云圖（1∶1.20）Fig.14 Plastic strain contours of Scheme 1（1∶1.20）

當(dāng)按照方案2 中一級邊坡坡率取為1∶1.20 時(shí)，邊坡滑動(dòng)面的情況如圖16 所示，可見滑動(dòng)面形式異于前文，此時(shí)存在兩道同時(shí)貫通的滑動(dòng)面，一道仍在一級邊坡內(nèi)，另一道主要沿上下兩層的分界面。此時(shí)安全系數(shù)進(jìn)一步提高至1.178。由上面分析可知1∶1.20 的放坡坡率易致使一級邊坡貫通，而此方案中又因削坡作用縮短土層分界面與坡面距離，因此造成兩道滑動(dòng)面同時(shí)貫通的現(xiàn)象。當(dāng)一級邊坡放緩至1∶1.25 時(shí)，滑動(dòng)面的情況如圖17 所示，與相同放坡坡率的方案1 大體一致（對比圖15），僅有較深的整體滑動(dòng)面，且安全系數(shù)為1.203，大于規(guī)范中最高規(guī)定1.20，相較于上節(jié)工況3 提高10.27%。顯然，提高效果是明顯的。由此可見，設(shè)計(jì)適宜的放坡坡率不僅是保障工程邊坡的整體穩(wěn)定性的需要，而且是避免降雨等水害條件發(fā)生局部淺層滑坡的需要。

圖15 方案1 塑性應(yīng)變等值云圖（1∶1.25）Fig.15 Plastic strain contours of Scheme 1（1∶1.25）

圖16 方案2 塑性應(yīng)變等值云圖（1∶1.20）Fig.16 Plastic strain contours of Scheme 2 (1∶1.20)

圖17 方案2 塑性應(yīng)變等值云圖（1∶1.25）Fig.17 Plastic strain contours of Scheme 2 (1∶1.25)

4 結(jié)論

(1) 按國家規(guī)范或經(jīng)常規(guī)極限平衡法、總應(yīng)力有限元強(qiáng)度折減法進(jìn)行無支護(hù)放坡開挖的路塹邊坡設(shè)計(jì)時(shí)，其失穩(wěn)滑動(dòng)模式常是深層整體滑動(dòng)。

(2) 當(dāng)邊坡受地下水滲流影響時(shí)，有效應(yīng)力有限元強(qiáng)度折減法表明，邊坡內(nèi)可能出現(xiàn)多于1 個(gè)以上的滑動(dòng)面，但即使是最深的第一滑動(dòng)面，其位置將淺于總應(yīng)力法所得的深層滑動(dòng)面。

(3) 降雨入滲對花崗巖風(fēng)化層路塹邊坡滑動(dòng)模式和穩(wěn)定安全系數(shù)均有影響。如實(shí)例邊坡在長時(shí)小或中等降雨作用下坡體內(nèi)出現(xiàn)三道滑動(dòng)面，且一級邊坡內(nèi)滑動(dòng)面最先貫通，滑坡模式由深層整體滑動(dòng)向淺層局部滑動(dòng)演化，其安全系數(shù)也明顯減??；在短時(shí)強(qiáng)降雨作用下僅在一級邊坡內(nèi)出現(xiàn)貫通的滑動(dòng)面，即由整體滑動(dòng)模式完全轉(zhuǎn)變?yōu)闇\層局部滑動(dòng)模式，降雨工況越不利表現(xiàn)越為明顯，與實(shí)際滑坡現(xiàn)象相吻合，且安全系數(shù)不滿足規(guī)范要求，從而從理論上驗(yàn)證了該路塹邊坡發(fā)生淺層局部滑動(dòng)的必然性。因此，僅在一般工況下滿足規(guī)范對于安全系數(shù)的要求，并不能完全確保邊坡不出現(xiàn)問題，考慮降雨入滲對邊坡滑動(dòng)模式的影響具有現(xiàn)實(shí)意義。

(4) 適當(dāng)放緩坡率可避免在降雨入滲時(shí)發(fā)生淺層局部滑動(dòng)，使滑坡模式仍為較深位置的整體滑動(dòng)，且安全系數(shù)可得到有效提高，以滿足規(guī)范要求。因此，實(shí)踐中，采用文中方法對設(shè)計(jì)的類似地層中的路塹邊坡事先進(jìn)行降雨入滲影響下的模擬分析極為必要，將使放坡坡率更為科學(xué)合理，可在確保邊坡整體穩(wěn)定性的同時(shí)，最大限度降低其發(fā)生淺層局部滑動(dòng)的可能性。

(5) 應(yīng)該說明的是，文中對于邊坡非飽和區(qū)土體并未嚴(yán)格采用相應(yīng)的抗剪強(qiáng)度理論，非飽和區(qū)初始負(fù)孔壓也只是參考相關(guān)文獻(xiàn)確定的，與實(shí)際情況必存在一定差異，如果有非飽和土室內(nèi)外測試的數(shù)據(jù)，并嚴(yán)格采用相應(yīng)的抗剪強(qiáng)度理論進(jìn)行分析，其定量計(jì)算結(jié)果必將更為符合實(shí)際。但在缺乏非飽和土室內(nèi)外測試數(shù)據(jù)的情況下，實(shí)例驗(yàn)證表明，文中簡化分析方法不失為一種簡單實(shí)用的方法。