顺层节理岩体边坡动态开挖稳定性数值试验研究

卢超波1，2，吴明丽3，梁俊1

（1.广西交通科学研究院，广西南宁 530007；2.广西道路材料与结构重点实验室，广西南宁 530007；3.南宁职业技术学院，广西南宁 530007）

顺层节理岩体边坡动态开挖稳定性数值试验研究

卢超波1，2，吴明丽3，梁俊1

（1.广西交通科学研究院，广西南宁 530007；2.广西道路材料与结构重点实验室，广西南宁 530007；3.南宁职业技术学院，广西南宁 530007）

针对某公路顺层节理边坡，采用离散元软件对其动态开挖过程进行数值试验，分析了分层开挖对顺层边坡稳定性的影响，结果表明开挖施工过程中边坡没有产生整体失稳和塑性破坏，但开挖的水平面存在底鼓，并据此提出了边坡支护措施，为边坡支护方案优化提供理论依据。

公路；顺层边坡；动态开挖；边坡稳定性

节理作为控制岩体稳定性的主要因素，长期以来受到广大地质、岩土工作者的关注。卢敦华等以某公路节理岩质边坡为原型，利用FLAC3D对节理和力学参数对边坡稳定性的影响进行了探讨。孙国富等通过对陡倾层状岩体在单斜软弱层型垭口的演化过程的研究，提出了防护措施。周太全等采用改进的强度折减系数法对四川九架棚大桥节理岩质边坡的稳定性进行了分析。张建等采用M-C和U -J节理模型，研究了节理倾向与倾角、土层与岩层的厚度比例对上覆土层节理岩质边坡稳定性的影响。沈金瑞等对多组节理且较发育的岩体边坡稳定性进行了分析，并利用FLAC3D进行了稳定性数值模型研究。黄昕等通过室内模型试验并运用Sarma法探讨了不同开挖坡度和层理面倾角下岩质边坡的破坏特征。王瑞红等通过弹塑性有限元法研究了金沙江左岸坝肩边坡开挖过程的动态稳定性。李连崇等利用RFPA-Slope，研究了岩体中不同因素对边坡变形破坏模式、安全系数的影响。曹平等通过对边坡潜在变形滑动机理的研究，利用UDEC分析了开挖过程中岩土体的变形情况。史秀志等通过分析注浆后边坡岩土材料的c、φ对稳定性的影响程度，得出了注浆对边坡稳定性的影响。周先齐等采用两套离散网格对构皮滩水垫塘高边坡自然边坡及开挖边坡的稳定性进行了分析。雷远见等将UDEC与强度折减法相结合，对含多结构面的岩质边坡的稳定性进行了分析。宁宇等基于离散元及强度折减法基本原理，利用3DEC软件结合强度折减法对某水电站高边坡进行了稳定性分析。赵尚毅等通过对节理岩质边坡非线性有限元模型进行强度折减，得到了边坡破坏时的滑动面及破坏过程。谢立辉等以某在建岩质边坡治理工程为对象，运用UDEC离散元软件模拟了边坡的失稳过程。

基于现有研究成果，该文通过离散元软件对某顺层节理岩体边坡进行开挖数值试验，预测开挖过程中顺层节理岩体边坡的稳定性，为边坡的支护加固设计提供决策依据。

1　模型计算过程

1.1模型简介

为探讨开挖对边坡稳定性的影响，如图1所示，对模型作一定简化，将顺层节理边坡作为二维平面问题进行探讨。数值模型尺寸为宽190m、高130 m；节理倾角25°；分上、下部坡体两步进行开挖，坡面角60°。

图1　边坡数值计算模型（单位：m）

如图2所示，在模型上部开挖坡体中部未开挖坡体内设置4个水平位移监测点，编号为hist2、3、4、5；下部未开挖坡体中部设置4个水平位移监测点，编号为hist11、12、13、14；基底下部布置4个垂直位移监测点，编号为hist21、22、23、24。

图2　边坡变形监测点布置（单位：m）

模型的边界条件分别为左、右边界限制水平方向位移，底部边界限制垂直位移。

1.2力学模型及参数

该文研究边坡开挖对顺层节理边坡稳定性的影响，故模型中节理参数不变。围岩假设为均质介质，围岩、节理均采用Mohr-Coulomb模型。围岩及节理模型介质的力学参数见表1、表2。

表1　围岩介质模型物理力学参数

表2　节理模型物理力学参数

1.3数值试验计算流程

为简化开挖数值试验过程，分两步进行边坡开挖。首先对建立的模型进行应力平衡并将位移归零后进行上部坡体开挖，进行模型计算直至平衡；再进行下部坡体开挖；最后进行计算结果分析。

2　计算结果分析

2.1位移分析

图3为边坡开挖后围岩的位移场特征图。从图3可看出：边坡上部、下部开挖均未导致顺层边坡整体失稳。上部坡体的切坡范围虽然在高度上较大，但切坡的厚度较小，最大13m，坡度比原状边坡的坡面角增大20°左右，工程规模较小，坡体的位移也较小；随着下部边坡坡体的开挖，切坡的高度增大，切坡的厚度及切坡的工程规模也增大，导致坡度比原状边坡的坡面角增大30°左右，坡体向临空坡面的位移及底鼓位移进一步增加。

图3　边坡开挖后位移场特征图

图4为坡体中部水平位移监测点计算收敛曲线。从图4可看出：上部坡体中部水平位移随着下部坡体的开挖而增大，表面位移从1.1mm增加到2.8mm，增幅为150%；下部坡体开挖后，开挖中部的表面水平位移约3.8mm；坡体开挖水平位移呈现由外向内减弱的趋势。

图4　边坡监测点水平位移收敛曲线

图5为坡体基底监测点垂直位移收敛曲线。从图5可看出：上部坡体开挖时，其下部的监测点发生1mm左右的垂直位移；随着下部坡体的开挖，表面垂直位移从1mm增加到2.5mm，增幅为150%。

图5　基底垂直位移收敛曲线

坡体开挖后，基底产生底鼓的数值试验结果与实际工程所表现的规律大致相同。底鼓的产生，在不考虑风化、水作用产生膨胀的前提下，主要是由于开挖卸荷造成的回弹；另外，顺层节理的存在所造成的板状或层状岩层结构在挤压翘曲及压力弯曲作用下也会导致底鼓（如图6所示）。应在边坡开挖施工一段时间内，待应力重分布，底鼓潜在趋势缓和后再铺装路面，以免路面翘起造成破坏。

图6　底鼓产生作用机理示意图

据此推测，当高地应力地区顺层边坡的岩性为软弱岩层时，由挤压翘曲及压力弯曲所造成的底鼓现象会被放大，对路面后期运营将造成一定影响。

2.2塑性区分布

图7为边坡开挖后围岩的塑性区特征图。从图7可看出：该顺层边坡在山体自重应力下，上、下层边坡的开挖并未导致塑性破坏。因此，对于这类边坡，工程上常采用锚杆、锚索结合注浆的方式提高节理面的力学强度，增加边坡的稳定性。

2.3应力分析

图7　边坡塑性区特征图

图8为原状边坡及边坡上部、下部开挖后围岩的最大、最小主应力特征图。从图8可看出：上部边坡开挖时，开挖底角处应力仅出现小幅增加，在底部出现较浅的U形应力卸压区，影响范围较小。随着下部坡体的开挖，底角处应力显著增加，底部较浅的U形应力卸压区范围也增大，其主应力方向随着外部开挖造成的几何形状改变而发生变化，这与隧道、地基等岩土体工程开挖所表现的规律相同。

图8　边坡应力场特征图

2.4支护建议

从局部防护而言，对坡脚增压处应进行防风化处理，并增加对坡体开挖出的水平基底的监测，根据其位移及应力集中程度，采用锚索、锚杆对底角基底进行加固处理，以防裸露围岩的风化或应力二次分布集中造成底角处局部松弛垮落而逐渐演化为底角支撑掏空，降低边坡出现滑移失稳的风险。

在该边坡开挖过程中，需注意边坡揭露的地质情况，当边坡节理面力学参数弱化时，应通过注浆、锚索、锚杆等进行加固，防止长期运营过程中揭露岩层风化而造成边坡失稳。还应根据揭露岩性的风化特性采取锚网喷射砼护坡，以减少风化岩块剥落及由于雨水入渗造成节理面力学性能弱化而造成坡体失稳。从整体稳定性而言，该边坡的支护重点是提高或保持边坡节理面的力学性能。

3　结论

（1）边坡的开挖未造成顺层边坡的整体失稳，开挖的水平面存在底鼓。

（2）顺层边坡在山体自重应力下，上、下层边坡的开挖并未出现塑性破坏。

（3）边坡的支护重点是通过注浆、锚索、锚杆等提高或保持影响范围内节理面的力学特性，防止长期运营过程中揭露岩层风化而造成边坡失稳。

（4）边坡开挖施工一段时间后，待潜在的底鼓趋势缓和后再铺装路面，避免下伏岩体底鼓造成路面翘起而导致路面破坏。

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U416.1

A

1671-2668（2016）04-0111-04

2016-03-02