大型滑坡堆积体稳定性的三维数值分析_张玉

第32卷第11期 岩 土 力 学 V ol.32 No. 11 2011年11月 Rock and Soil Mechanics Nov. 2011

文章编号：1000－7598 (2011) 11－3487－10

大型滑坡堆积体稳定性的三维数值分析

张 玉1，徐卫亚1，石 崇1，王如宾1，孙怀昆1, 2

（1. 河海大学 岩土工程研究所，南京 210098；2. 中水顾问集团昆明勘测设计研究院，昆明 650051）

摘 要：古水水电站争岗特大型滑坡堆积体方量高达4 750×104 m3，存在多处厚度超过50 m的超深层滑坡。稳定性直接关系到大坝的建设与运营。工程地质勘测、2008年降雨产生的变形资料表明，该滑坡体是一个多期次复合型滑坡，主要由基岩、滑带土和松散堆积物组成，地表已出现大量拉张和剪切裂缝，天然工况下整体处于沿贯通底滑面发生蠕滑变形的状态，各种工况下均存在滑塌的可能性，必须进行开挖加固治理。针对二维平面方法无法考虑计算断面的侧向约束和底滑面在空间上的曲率效应，运用三维极限平衡方法和大变形拉格朗日有限差分法，根据实际地质信息建立了多个三维计算模型，通过对治理前后滑坡体应力、变形、塑性区和安全系数变化对比分析，定性、定量对其稳定性进行了评价，并引入有限元点和面安全系数法对加固后稳定性进行了校核。结果真实反映了滑坡体的稳定性现状与规律，与现场勘查成果相吻合。开挖加固后，滑坡体局部和整体稳定性均有显著提高，结合排水措施，将更有利于保持其稳定性。研究成果可为类似工程问题提供有意义的参考。

关 键 词：水电站；大型滑坡；堆积体；三维极限平衡；三维数值模拟；稳定性；安全系数 中图分类号：TU 457 文献标识码：A

Three-dimensional numerical analysis of stability of large-scale

landslide accumulation body

ZHANG Yu，XU Wei-ya，SHI Chong1，WANG Ru-bin1，SUN Huai-kun1, 2

1

1

（1. Geotechnical Research Institute, Hohai University, Nanjing 210098, China; 2. Hydro China Kunming Engineering Corporation, Kunming 650051, China）

Abstract: The volume of Zhenggang large landslide accumulation body in Gushui hydropower station is up to more than 47,500,000 m 3. There are many ultra-deep landslide places with the thickness over 50 m; its stability is directly related to dam construction and operation. However, Field engineering geological investigation and data of deformation caused by rainfall in 2008 show that the landslide is multi-period and complex, mainly composed of bedrock, slip soil and unconsolidated accumulation. There are so many tensile and shear cracks on the surface that the accumulation body is prone to produce creep deformation under the normal condition and slump under any condition, so the treatment such as excavation and reinforcement is needed. Due to lateral restraint of computation cross-sections and bottom sliding surface curvature effects in space not considered by two dimensional method, 3D limit equilibrium method and large deformable Lagrange finite difference method are applied to build some 3D computational model according to actual geological information. By comparative analysis of changes of stress, deformation, plastic zone and safety factor before and after the treatment, the stability is evaluated qualitatively and quantitatively; and furthermore the stability after the reinforcement is checked by the finite element point and surface safety factor method. The results truly reflect the situations and laws of stability of the landslide, which are consistent with the field exploration results. The local and whole stability obviously increased after excavation and reinforcement; if combined with drainage measures will be more conducive to maintaining. The research results can provide meaningful references to the similar projects.

Key words: hydropower station; large-scale landslide; accumulation body; three-dimensional limit equilibrium; three-dimensional numerical simulation; stability; safety factor

1 引 言

古水水电站位于云南省德钦县内，是澜沧江上

游水电规划“一库七级”开发方案的第1级，属龙头水库。电站初拟采用心墙堆石坝挡水，最大坝高为305 m，正常蓄水位高程为2 340 m，装机容量为

收稿日期：2010-03-16

基金项目：国家自然科学基金和法国国家科研署联合基金项目(No. [1**********])；江苏省科研创新计划(No. CX10B-205Z)。

第一作者简介：张玉，男，1985年生，博士研究生，主要从事岩石力学与工程方面的研究工作。E-mail: [email protected]

3488 岩 土 力 学 2011年

2 600 MW，属一等大（1）型工程[1]。强震断裂带导致电站两侧峡谷斜坡产生表面改造，出现活跃的变形破坏，导致大规模崩塌，滑坡屡屡发生[2]，从而形成规模较大的崩塌、滑坡堆积体，其稳定性判别及治理措施研究在坝址选择、工程治理及地质灾害评估方面显得至关重要[3

－6]

2 工程地质条件特殊性

2.1 地质条件的特殊性

滑坡体位于坝址下游右岸争岗山梁下游侧 （图1），分布于右岸哑贡沟与右7号沟之间，属于多期次复合型滑坡。经历过3次大的滑动改造，为1～3期滑坡。1期是由于岩体发生强烈弯曲倾倒变形并导致压裂-剪切而形成的一次较大规模的基岩滑坡；2期是堆积体在后期改造过程中的局部滑动；近期由于降雨等条件影响，又出现了3期滑坡。

1期滑动

3期滑动哑贡沟

II 区

争岗沟

I 区 3期滑动

2期滑动 2期滑动

。

作为边坡稳定分析的一部分，滑坡堆积体稳定性分析一般借助于土质边坡分析方法，如工程地质法、极限平衡法、数值分析法等，其特殊之处在于堆积体与下伏基岩存在明显的分界面，计算时应考虑接触面的影响[7]。随着研究的深入，研究方法、技术不断改善，一些新方法、新技术逐渐被应用于滑坡堆积体分析。邓华锋等[8]基于现场勘测，在对成因机制和演化过程进行探讨的基础上，运用强度折减法对滑坡体进行了三维有限元分析；徐文杰[9]运用工程地质力学分析等手段对大型土石混合体滑坡空间效应与稳定性进行了分析研究；吴火珍等[10]运用非饱和土力学方法分析了滑坡体在降雨条件下的动态稳定性特征；陈砺等[11]在稳定性分析中首先采用了土工离心模型试验的方法等。

虽然有关滑坡堆积体的研究不断被完善而走向成熟，但稳定性分析方法仍主要以二维极限平衡、平面数值模拟为主，鲜有资料将三维极限平衡方法和大变形拉格朗日有限差分法相结合，综合对滑坡体稳定性进行评价。但大型滑坡堆积体具有明显的三维特征，二维平面方法无法考虑计算断面的侧向约束和底滑面在空间上的曲率效应，计算结果与实际三维滑裂面特征有着较大的差异, 难以反映真实状况。鉴于争岗滑坡体规模大、机制复杂、危害大等特点，本文从工程地质条件特殊性入手，依据地质勘测及2008年降雨过后产生的变形资料，认为该滑坡体属于多期次复合型滑坡，由下伏基岩、滑带土和松散堆积物组成，地表已出现大量拉张和剪切裂缝，天然工况下整体处于沿贯通的底滑面发生蠕滑变形的状态，各种工况下均存在滑塌的可能性，必须进行开挖加固治理。在此基础上，运用三维极限平衡方法和大变形拉格朗日有限差分法，根据实际地质信息建立了多个三维计算模型，通过对开挖加治理前后滑坡体应力、变形、塑性区和安全系数变化对比分析，定性和定量地对稳定性进行了评价，并引入有限元点和面安全系数法对加固后滑坡体Ⅰ区、Ⅱ区及整体稳定性进行了校核。通过一系列的三维数值分析，得到了对于实际工程有较好参考价值的结果，为工程的安全开发提供了依据。

堆积体前缘堆积体前缘

堆积体前缘

图1 滑坡体研究区域

Fig.1 The regions of landslide accumulation body

溯源侵蚀作用下，滑体整体以争岗沟为界形成了两个相对独立区域即Ⅰ区和Ⅱ区。Ⅰ为争岗沟与右7号沟之间的变形体，方量为940×104 m3；Ⅱ区为哑贡沟与争岗沟之间的变形体，方量为3 810× 104 m 3。滑坡体分布高程为2 180～3 220 m，宽近 1 300 m；平面形态表现为舌形，后缘呈现圈椅状，可见1～3 m的错台，拉裂缝宽为2～4 m，已贯穿整体后缘坡面；前缘表现为微向前凸出的弧形， 2 200～2 210 m高程出露，2 915 m及2706 m高程形成两级张陷带，2 800 m和2 500 m高程形成两级相对平缓的台地，地形坡度为10°～20°。2 250 m高程以下，地形完整性较差，岸坡较陡，地形坡度滑体2 300～为40°，2 100 m高程以下基岩出露[12]。2 500 m高程部位堆积体最厚达110 m，争岗沟由于雨水冲刷厚度较浅，仅15 m左右。

堆积体后期改造形成其表层物质，包括有机质土、块碎石土及砂砾石土等，下部为滑坡体。按结构分上部松散块碎石土堆积体和下部滑坡破碎岩体两部分。按地质成因分为残、坡积层Q dl ，冰水堆积层Q fgl ，崩、坡积层Q dl 和地滑堆积层Q del ；下伏基岩为三叠系上统红坡组T 3hn 和二叠系下统吉东龙组P 1j ，见图2。

3489第11期 张 玉等：大型滑坡堆积体稳定性的三维数值分析

减小了上覆滑体的抗滑力。因此，除滑坡体自身岩土体结构外，水是诱发变形和破坏的主要外部因素。 2.2 滑坡体现状分析

高程/m

持续性强降雨造成滑体产生新的扩展变形，后缘张陷带及裂缝扩展明显，前缘剪出口局部出现渗水现象。其中，后缘裂缝张开10～30 cm，形成1～2 m的张陷带，露出30～50 cm的平台；变形引起滑体前缘坍塌，剪出口暴露；圆弧型塌滑面出现在

剖面距离/m

图2 滑坡堆积体典型剖面图

Fig.2 Typical profile of the landslide

Ⅰ区，并与Ⅱ区裂缝贯通；新的滑坡张陷带出现在Ⅱ区2 900 m高程处，宽度为10～20 cm，图4所示，此时滑面已贯通，Ⅰ、Ⅱ区处于同步变形状态。

地质测绘与勘探工程揭露情况显示：滑坡体底部分布有一层厚度在20～200 cm之间的滑带土。滑带土覆盖I 、II 区，并基本形成了贯穿的底滑面，是稳定性分析控制性滑面。深层滑带主要位于破碎岩体与基岩接触面附近，为古滑坡形成时期的产物，其物质成分以黏土夹碎石为主，岩屑及含泥量较大，一般大于35%。角砾粒径细小，一般小于1 cm，极少量为2～3 cm，结构混杂，排列紊乱，局部发育挤压性结构面。局部有明显挤压镜面、擦痕。浅层滑动土主要位于堆积体内部，为老滑坡堆积体后期改造时期形成的产物，其物质成分主要为钻孔中揭露的黏土含砾石，含泥量较大，砾石颗粒一般很小。

碎石土

滑带土

滑坡张陷带

图4 Ⅱ区贯通的滑坡张陷带

Fig.4 Tension-downwarping which is cut

through in regionⅡ

持续性降雨后，Ⅰ区中部出现多条拉张和剪切裂缝，主要分布于2 430～2 530 m高程处；前缘产生2处大型垮塌区，高程为2 200～2 370 m，主要分布于前缘和前部争岗沟侧；中后部裂缝变形则相对较小，房屋地基和墙壁未出现变形现象，因此认为Ⅰ区滑体稳定性中后部较中前部好。

Ⅱ区中后部形成多条横向拉张裂缝，主要分布

破碎岩体

于2 350～2 920 m高程处，最宽达100 mm；前部

出现多条剪切裂缝，分布高程为2 250～2 390 m，最宽达100 mm；滑体前缘出现1处较大的垮塌区，最大落差为75 m，最高高程为2 410 m。依据现场勘测，Ⅱ区3期滑体稳定性较好。

变形破坏迹象表明，Ⅰ、Ⅱ区各期次滑体当前均处于稳定蠕滑状态，Ⅰ区整体破坏较为严重，II 区主要以局部变形和破坏为主，且Ⅱ区稳定性较Ⅰ区要好。但在持续性暴雨和地震的作用下，两区均存在沿底滑面失稳的可能性。

图3 滑坡体底滑面-滑带土

Fig.3 Slipping surface of landslide-slip zone soil

滑体所属区域水文地质条件简单，地下水的补给来源主要为大气降水，排向澜沧江，澜沧江为区内的最低排泄基准面。地下水主要有基岩裂隙水和包气带内的上层滞水[12]。由于上层滞水主要受大气降水补给，其运移途径均较短，地表出露泉水的流量和钻孔中的水位随季节变化大，2008年10月底至11月初强降雨过后，泉水流量明显增大，降雨量变小及停止后，流量明显减小，表明滑带土层为相对隔水层，透水性较差。地勘资料显示，暴雨后滑体靠近底滑面处自上而下形成1～9 m不等滞水层，

3 计算模型与参数

3.1 计算模型的建立

针对该大型滑坡堆积体工程地质条件的特殊性，进行开挖加固治理前后稳定性评价所需三维数

3490 岩 土 力 学 2011年

值计算模型不仅包括滑坡整体模型，也需建立局部模型，即Ⅰ区、II 区1～3期滑体模型和滑坡治理模型。根据已知剖面地质图、滑体边界及边坡地形，采用栅格控制技术对底滑面进行提取与生成，获得了平滑的滑动面，建立了1个整体、6个局部地质概化三维极限平衡模型。限于篇幅，仅列出整体和II 区1期模型如图5所示。大变形拉格朗日有限差分模型主要包括整体、Ⅰ区和II 区模型，如图6所示。上述模型均以正东为X 轴正方向，正南为Y 轴正方向，铅直向上为Z 轴正方向。范围包括整个堆积体，高程为1 500～3 250 m。力学边界采用两侧面（X 方向）、前后缘侧面（Y 方向）及底面（Z 负方向）单向约束。

3.2 计算参数的选取

堆积体地层从上至下分为5层：滑坡体、滑带土、强风化岩体、弱风化岩体和微新风化岩体。因主要考虑滑坡体与滑带土的变形与破坏情况，故将弱风化和微新风化岩体简化为同一岩性进行考虑，建模时仅考虑2层岩体。依据设计院提供的相关参数试验资料和工程经验类比，模型中岩体力学参数取值如表1所示。

表1 岩土体物理力学参数取值表

Table 1 Values of mechanical parameters

data of rock and soil

滑体分类

天然重度/(kN/m)

3

饱和重度变形模量 泊松比 /(kN/m)

3

抗剪强度 c /MPa ϕ /(°)

30.0 26.5 34.0 40.0

E /GPa

μ

滑体 21.5 22.0 0.10 0.32 0.040滑带土强风化弱风化

20.5 21.0 0.05 0.35 0.02723.0 23.5 5.00 0.30 0.18024.0 24.5 6.30 0.29 0.250

（a ）整体滑坡体及底滑面

3.3 本构模型的选取

采用带抗拉强度的Mohr-Coulomb 弹塑性本构模型，该准则是传统Mohr-Coulomb 剪切屈服准则与抗拉屈服准则相结合的复合屈服准则[13]。剪切和抗拉屈服准则分别为

（b ）II 区1期滑坡体及底滑面

f s =σ3−σ1N ϕ+2 （1）

图5 三维极限平衡计算模型示意图

Fig.5 3D limit equilibrium model

f t =σt −σ1 （2） N ϕ=(1−sin ϕ) /(1+sin ϕ) （3）

式中：σ1、σ3分别为最大、最小主应力；ϕ为内摩擦角；c 为黏聚力；σt 为岩石抗拉强度；N ϕ为与内摩擦角有关的参数。

4 滑坡体稳定性分析

（a ）整体及滑坡体

以Mohr-Coulomb 屈服准则为基础，选取三维极限平衡方法和大变形拉格朗日有限差分法，对滑坡体进行稳定性研究；前者主要是基于Fortran 语言自编程序对稳定安全系数的计算，后者主要是利用FLAC 3D 软件从应力、变形和塑性区等方面对模拟

（b ）I 区及滑坡开挖体

结果进行分析。现简单介绍三维极限平衡方法中如何确定边坡稳定安全系数。 4.1 三维极限平衡方法

三维极限平衡方法是使用一系列具有倾斜界面的块体将滑坡体离散成许多三维条块体以模拟破坏体。争岗滑坡体滑体边界条件比较明显，属确定性滑动面的三维稳定性安全系数求解问题，并且底滑面比较平滑，使得三维极限平衡求解变得简单，得到滑坡计算区域内精确的三维条块体信息是确定性

（c ）II 区及滑坡减载体

图6 三维有限差分数值计算模型示意图

Fig.6 3D finite difference model

3491第11期 张 玉等：大型滑坡堆积体稳定性的三维数值分析

滑动面三维极限平衡求解过程中至关重要的步骤。根据地表出露的大量剪切和拉张裂隙，对滑坡体边界进行栅格控制，控制区域内未知的底滑面及地形线均可利用已知工程地质剖面和地形点信息采用Kriging 插值法获取[14]，位于滑体边界上的点底面与地表点重合，这样就生成了三维滑体的底滑面和表面网格（见图5），其中表面网格的划分垂直于滑动方向。基于形成的底滑面，将滑体表面网格垂直向下投影，即可得到三维极限平衡计算所需要的条块体，这样通过地形点信息得到的三维条块体信息更加符合工程实际。

基于上述滑坡条块体信息，选取3种适用于岩质边坡稳定性分析的三维极限平衡方法：①三维Janbu 法；② 三维Sarma 法；③ 三维Bishop 法。由于原理基本相同，即通过建立静力平衡和力矩平衡，引入相应的假定，使超静力问题变成静力可解问题[15]。因此，以三维Sarma 法为例，对原理和计算过程进行简单介绍。首先，对图5中滑坡体计算网格进行一定的简化处理，与滑动方向垂直的网格可简化为4种网格，根据计算精度的要求，如图7所示，仅需沿着滑动方向进行三维条块体划分。然后选取一典型条块，对条间力进行假设，建立X 、Y 和Z 三个方向力的平衡方程、底滑面和两个侧面满足Mohr-Coulomb 强度准则的方程，联立上述方程，结合初始条件，通过迭代运算即可得到滑坡体的安全系数。

一块体底滑面的这一分量忽略掉，将影响计算结果的准确性。借鉴二维Sarma 法的思路，同时考虑条间力水平和垂直方向剪力的作用和底滑面剪切力方向对滑坡稳定性的影响，以二维Sarma 法中条块侧面满足Mohr-Coulomb 准则为基础，假定所有条柱的分界面也处于极限平衡状态，即条间法向力和剪力也满足该准则，推导出三维Sarma 法安全系数计算公式，使其更接近边坡实际受力情况。具体内容详见相关研究成果[15]。 4.2 稳定性结果分析

稳定性分析针对滑坡体局部和整体进行，局部主要针对Ⅰ区、Ⅱ区各期次滑坡体，整体即为整个滑坡体，计算模型如图5、6所示。不同工况下Ⅰ区、Ⅱ各期次滑坡体稳定性安全系数如表2所示，计算结果为上述3种方法的平均值。对于三维有限差分分析，限于篇幅，仅列出滑坡体塑性区分布及天然工况大主应力和暴雨工况变形图，如图8所示。

表2 三维极限平衡安全系数汇总

Table 2 Summary of safety factors with 3D

limit equilibrium method

工况

天然工况

暴雨工况 1.106 1.021 0.975

地震工况 1.021 0.955 0.904

I 区1期滑坡体 1.193 I 区2期滑坡体 1.129 I 区3期滑坡体 1.021 II 区1期滑坡体II 区2期滑坡体II 区3期滑坡体

1.069 0.995 0.927 1.125 1.033 0.955 1.184 1.113 1.019

整体滑坡体 1.095 1.009 0.948

（a ）平面投影 （b ）三维离散网格

(a) 天然工况塑性区

-0.10

-0.24

-0.24

-0.15

-0.10-0.15-0.24

-0.15

-0.15-0.40

-4.11

-0.10

-4.64

(b) 暴雨工况塑性区

157 114 1 57 129 86 57 14 3 43 -71 57 29 57

图7 三维极限平衡法条块体划分示意图

Fig.7 Slide surface in 3D limit equilibrium method

当今普遍应用的Sarma 法理论模型过于简单，有的完全忽略条间力作用，有的只考虑部分条间力，且大多存在一假定：条块底滑面剪切力方向平行于

YOZ （主滑）平面。但自然界滑坡三维效应显著特点是滑动面剪力方向在各点都不一样，中间岩土体的移动方向基本与主滑方向一致，两端则向主滑方向移动。因此，剪力在X 方向应存在一分量，把每

(d) 暴雨工况位移变形

(c) 天然工况大主应力分布

图8 三维有限差分计算结果示意图

Fig.8 Results calculated by 3D finite difference method

3492 岩 土 力 学 2011年

结果表明，天然、暴雨工况下滑带土、1期滑体后缘、3期滑体前缘剪出口区域塑性区分布较多，且在持续暴雨作用下滑坡体塑性区逐渐增多，Ⅱ区1期滑坡后缘拉裂区产生了最大157 mm的位移，Ⅰ区3期滑坡也产生了71 mm的位移，说明暴雨对其稳定性存在较大影响。滑坡体以自重应力场为主（拉应力为正，压应力为负），主要受岩性控制，自下而上，量值上呈逐渐减小的趋势。在底滑面周围应力发生锐减，存在屏蔽效应，分异现象较为明显，基岩为相对高应力区，滑体为相对低应力区，且在其后缘处的应力较大，也较为集中。

从天然工况大主应力分布看出，滑坡体内以压应力为主，破坏模式以“压-剪”破坏为主；两侧缘及后缘部位，压应力转化为拉应力，特别在后缘附近这种现象尤为明显，可能导致滑坡体发生“拉-剪”破坏，对稳定性起着至关重要的作用，尤其对地表拉裂缝的形成具有控制性作用；前缘可见明显的收口效应，最大主应力从滑体侧缘向内部过渡时，应力逐渐向内部发生偏转，而基岩内最大主应力方向保持不变，易产生“剪切屈服”破坏。

滑坡体整体安全系数较低，相同工况下整体稳定性安全系数与各区最危险滑坡体对应的安全系数相差不多，说明整体稳定性主要受两区最危险滑坡体控制，应对不同区域的滑坡体分开研究。同种工况下Ⅱ区滑坡体对应的主应力较Ⅰ区大，即Ⅱ区胶结程度较高，但剪应变增量却小于Ⅰ区，结合两区最危险滑坡体对应的安全系数Ⅰ区明显小于Ⅱ区，表明Ⅰ区稳定性较Ⅱ区稍差，与现场勘测结果一致。

Ⅰ区滑坡体各种工况下安全系数均不能满足《水电水利工程边坡设计规范》(DL/T5353－2006) A 类Ⅰ级边坡稳定要求。各期次滑体中，3期滑体安全系数最低，结合剪应变增量分布，此处数值较大、塑性区较多，暴雨工况下变形也较大，认为Ⅰ区3期滑体稳定性较差。结合现场勘测可知，Ⅰ区滑体天然工况下整体处于稳定蠕滑状态，暴雨工况下存在滑塌的可能性，破坏模式为3期滑体最先发生破坏、其他期次失去支撑而逐步解体的牵引式滑坡。

Ⅱ区3期滑体天然和暴雨工况下安全系数接近《水电水利工程边坡设计规范》(DL/T5353－2006) A 类Ⅱ级边坡稳定要求，其余工况均不能满足要求；各期次滑体中，1期滑体安全系数较低，结合剪应变增量分布，此处数值较大、塑性区较多，暴雨工况下变形也较大，认为Ⅱ区1期滑体稳定性较差。结合勘测结果可知，Ⅱ区滑体天然工况下整体处于稳定蠕滑状态，暴雨工况下也存在滑塌的可能性，

破坏模式为1期滑体最先发生破坏，而后挤压其他期次逐步坍塌的推移式滑坡。

将稳定性分析结果与现场勘测成果及表层拉裂隙分布相比可知，结果真实地反映了滑坡体稳定性现状与规律，各种工况下均存在失稳破坏的可能性，为保证工程的安全进行及周边人民的生命财产安全，必须进行开挖加固治理。鉴于工程地质条件的特殊性，滑坡体的高度和坡度都比较大，施工存在一定的难度，尤其在滑体顶部进行施工更加困难，因此，合理的治理措施以及准确的效果评价显得至关重要。

5 治理措施初选及效果评价

滑坡体各种工况下均存在滑塌的可能性，且Ⅰ区较危险，治理措施的选取原则如下：①为提高岩土体的强度，保证滑体长期稳定性，需选取有效的坡面及地下排水措施；②Ⅰ区选择部分或整体挖除；Ⅱ区方量巨大，合理的局部减载基础上，配以其他的支护形式加固；③堆积体具有较高的松散性且存在厚度较大的部位，大面积采用锚索支护效果并不是十分理想，采用抗剪洞支护亦会导致底滑面上移，产生新的滑坡体。考虑到抗滑桩作用的特殊性，建议开挖的同时，选取抗滑桩和局部预应力锚拉板为主要的加固方式；④治理方案应体现保护环境的思想，利用自身强度特性，采取有效控制技术，节约工程量，减少对生态环境的损伤。动态思想贯穿设计全过程，加强安全监测和施工地质工作，建立迅速、准确的信息采集和分析反馈系统，及时调整和优化设计。

因此，初步确立综合治理措施为：结合防渗土料及主体工程开挖，滑坡整体辅以坡面和地下排水措施；Ⅰ区以挖除滑坡体为主，坡顶残余部分堆积体采用预应力锚拉板支护；Ⅱ区采用局部减载、抗滑桩提高阻滑力、坡脚的防护和坡顶适当布置预应力锚拉板支护的综合治理措施，如图9所示。

通过对治理前后应力、变形及塑性区分布进行对比分析，对Ⅰ区、Ⅱ区和整体进行治理措施三维效果评价。在分析方法方面，为了更好地考虑岩土体变形、开挖等施工活动对滑坡体的影响，保证效果评价的准确性，在三维数值分析的基础上，对Ⅰ区、Ⅱ区治理后点安全系数进行研究。Ⅱ区由于方量巨大，选取典型剖面利用面安全系数方法进行了校核。首先，对有限元点和面安全系数法进行介绍，适用于二维和三维有限元安全系数的计算。

3493第11期 张 玉等：大型滑坡堆积体稳定性的三维数值分析

地下排

水系统

争岗沟

坡面排水系统

由于岩体中一点的应力状态不完全是受压，因此，当一点受拉时，应改用抗拉屈服准则判定：

K t =

整体开 挖线 I ○

σt

(σ3≤0，拉应力) （6） 3

所研究滑体具有确定性滑面，模型采用薄层单元（厚度为2 m）进行模拟，工程地质条件好坏和加固等治理措施均予以了考虑，因此，面安全系数的求解相对简单，仿照刚体极限平衡法，利用单元节点应力插值得到滑动面某微段L i 中点处的抗滑

力τf i 和滑动力τn i 进行求和，比值即为所求的面安全系数。

F s =

II ○抗滑桩

澜沧江

图9 滑坡堆积体综合治理图

Fig.9 The comprehensive treatment of accumulation body

5.1 有限元点、面安全系数的确定

有限元分析过程中安全系数的计算均基于单元（或节点）的应力计算结果，然后根据选取的岩土体抗剪强度屈服准则得到点或面安全系数。

根据Mohr-Coulomb 抗剪强度准则，判定岩体中任意一点的应力状态与强度包络线的距离如图10所示；包络线可分为强度储备型（线段SB ）和最小距离型（线段CB ）。其中投影型更符合强度储备的思想，即将强度包络线向下平移（对应储备安全裕度）。对应点安全系数公式推导如下：

∑τf i L i

∑n i L i

（7）

基于所选的屈服准则，采用式（4）、（7）计算有限元点、面安全系数。

5.2 Ⅰ区、Ⅱ区滑坡体治理措施评价

排水是滑坡体治理的关键。Ⅰ区选取坡面排 水，上游引至争岗沟，下游汇入哑贡沟；马道内及开挖坡面布置排水沟及排水孔，将水排至坡外。Ⅱ区采用排水洞和坡面排水。裂缝回填的基础上，高程2 395、2 435、2 470、2 760、2 860、2 990 m处，沿底面布置6条排水洞，进出口布置在两侧稳定地层上。排水主洞为城门洞形，主洞向坡外设置若干条排水支洞，顶拱布置排水孔；坡面排水为沿滑坡

体外缘布置截水天沟，抗滑桩施工完成后，在桩平台及边坡马道内侧布置排水沟，将地表径流引排至两侧冲沟内，汇流入澜沧江[12]，如图9所示。以上措施可有效地降低滑体上水压，结合阻断滑坡体上

层滞水补给源和设置坡表土工膜覆盖以减少降雨入

渗，将有利于控制滑坡体的变形，增强整体和局部

的稳定性。

针对自身岩体结构特征，Ⅰ区主要治理措施为结合主体工程建设，对滑体进行整体开挖，开挖基面沿滑带土与强风化岩体分界，开挖体如图6所示。进行三维非线性数值分析，得到开挖工况下塑性区、位移矢量图和强度储备型点安全系数如图11所示。

开挖治理后，随着滑体的挖除，拉应力转化为压应力，塑性区也逐步减少，最大变形发生在开挖堆积体的中部，属于基岩的开挖卸荷回弹位移，为

图10 空间应力状态及强度包络线

Fig.10 Spatial stress state and strength envelope

（1）强度储备型点安全系数

K p =

FS BF

=

FS AB cos ϕ

=

[(σ1+σ3) −(σ1−σ3)sin ϕ]tanϕ+2c

（4）

(σ1−σ3)cos ϕ（2）最小距离型点安全系数

36.2 mm。结合点安全系数分布可知，治理后大部分区域安全系数大于1.25，因此，Ⅰ区经过治理后，整体已满足A 类Ⅰ级边坡稳定要求。但坡顶残余 滑体处仍存在部分塑性区，安全系数在1.01～1.14之间，存在发生局部破坏的可能。采用4×4 m、

F s =

AC AB

=

AE cos ϕAB

=

[2c +(σ1+σ3) tan ϕ]cosϕ

σ1−σ3

（5）

3494 岩 土 力 学 2011年

1 000 kN级的预应力锚拉板可很好地对其进行支护，支护后塑性区消失，安全系数可达1.28左右。

为保证效果评价的准确性，在三维非线性数值分析的基础上运用有限元面安全系数法，考虑岩土体的变形、开挖等施工活动对其影响的情况下，对加固治理前后安全系数的变化进行对比分析，计算

1.14 1.29 1.57 1.98

3.00 2.43 1.57 1.86 1.29 1.14 1.01

1.01 1.57

1.141.571.141.86

1.14

1.051.051.57

结果如图13、14所示。

Displacement

Maximum = 5.100e-002

1.57

1.57 1.29

1.57

1.14

1.60 1.60 1.20

2.00 1.201.60

1.60 2.40

1.20 1.20 1.20

3.20

2.00 1.20

1.20

2.002.00

2.40

(a) 位移矢量及塑性区分布

(a) 位移矢量及塑性区分布

(b) 点安全系数分布

图11 Ⅰ区开挖工况计算结果示意图

Fig.11 Results in excavation conditions for regionⅠ

3.20 1.60

1.20

2.40 1.60

1.201.20

1.20

Ⅱ区滑体高程较高，范围较广，且1期相对较危险，完全挖除不现实，大范围支护加固也比较困难，考虑到施工方便、经济合理等因素，选取治理措施为：局部开挖减载和抗滑桩支护为主，坡顶残余堆积体采用4×4 m、1 000 kN级的预应力锚拉板

安全系数

(b) 点安全系数分布

图13 Ⅱ区开挖工况计算结果示意图

Fig.13 Results in excavation conditions for regionⅡ

1.301.201.101.000.900.80

天然工况暴雨工况地震工况加固后加固前

1期滑坡体

2期滑坡体

3期滑坡体

支护，并在进行主体护岸工程施工时坡脚剪出口处设置挡土墙，借助提高剪出口位置增加滑坡体的稳定性。其中局部开挖减载位置及形状如图6所示；选取7 m×4 m，桩体提供2 000 kN/m抗滑力的抗滑桩，其布置如表3所示，共9排258根；加固后Ⅱ区典型剖面如图12所示。

表3 抗滑桩布置表

Table 3 The arrangement of anti-slide piles

桩高程 /m 2 260 2 470 2 550 2 660

3期滑坡体

/根 58 68 54 14

2期滑坡体

/根 12 50

总计 /根 58 68 68 64

图14 加固前后安全系数变化图 Fig.14 Changes of safety factor before

and after reinforcement

加固治理后，Ⅱ区滑坡体塑性区大幅度减少，较为危险的1期滑体塑性区已经消失，塑性区出现于减载等局部区域，对稳定性不构成影响。此外，最大变形由1期滑体后缘拉裂区转移到2 200～

总计 194 62 258

高程/m

2 400 m高程左边局部区域，最大变形量由157 mm减小至51 mm，说明所选的加固治理方案有效地提高了Ⅱ区的稳定性。由点安全系数分布和典型剖面安全系数变化图可知，加固治理后滑坡体安全系数有了显著的提高，点安全系数处于1.2～3.2之间，典型剖面安全系数也增加了1倍左右，均可满足A 类Ⅱ级边坡稳定要求。其中1期滑坡体后缘安全系数提高较多，主要是此处开挖减载相对较多，部分残余滑坡体用锚拉板固定所致。 5.3 综合治理措施评价

鉴于滑体滑带土层已贯通，为保证施工的安全性，必须考虑Ⅰ区整体开挖对Ⅱ区的影响。仅Ⅰ区

0 200 400 600 800 1 000 1 200 1 400 1 600 1 800 2 000 21 000

距离/m

图12 Ⅱ区典型剖面加固措施图

Fig.12 Typical profile reinforcement measures of regionⅡ

3495第11期 张 玉等：大型滑坡堆积体稳定性的三维数值分析

开挖数值模拟计算结果表明，Ⅰ区整体开挖会导致Ⅰ、Ⅱ区接触部位（争岗沟处）产生局部下滑的趋势，但变形仅为毫米级，不会导致大规模的侧向滑动，可认为Ⅰ区整体开挖对Ⅱ区稳定性影响可以忽略不计。

上述计算结果表明，争岗大型滑坡堆积体经过开挖加固治理后，滑坡体两侧缘及后缘部位的拉应力基本消失或转化为压应力，塑性区大幅度减少，最大变形量也显著减小，且安全系数有了明显提高，点安全系数可达到1.2～3.2之间，典型剖面安全系数也增加至原来的1倍左右，均达到了边坡稳定要求。

坡面及地下排水措施基础上，初步选取综合治理措施，进行三维数值分析，并补充点和面安全系数法进行效果评价。治理后，滑体两侧缘及后缘部位的拉应力基本消失或转化为压应力，塑性区大幅度减少，最大变形量也显著减小，安全系数均提高至满足边坡稳定要求。

参 考 文 献

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[2] 黄润秋, 张倬元, 王士天. 当前环境工程地质领域的几

6 结 论

（1）滑坡体方量多达4 750×104 m3，存在多处厚度超过50 m的超深层滑坡，分为Ⅰ区和Ⅱ区，主要由F 1断层、下伏基岩、滑带土及松散堆积物组成，断层对稳定性不存在直接影响，滑带土层为贯穿整体的底滑面，是稳定性分析的控制性滑面。

（2）滑坡体是一个多期次复合型滑坡，主要有

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原理·方法·程序[M]. 北京: 中国水利水电出版社, 2005.

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（3）三维数值模拟分析结果表明：滑带土、

京: 中国环境科学出版社, 2000.

1期滑体后缘、3期前缘剪出口区域塑性区分布较多；整体以自重应力场为主，受岩性控制；滑体内以压应力为主，破坏模式为“压-剪”破坏；前缘部位存在应力收口效应，破坏模式为“剪切屈服”破坏；两侧缘及后缘部位，压应力转化为拉应力，发生“拉-剪”的破坏模式，后缘附近这种现象尤为明显，对破坏及地表拉裂缝形成起着至关重要的作用。

（4）三维极限平衡方法计算结果表明：整体安全系数较低，稳定性受两区最危险滑体控制。Ⅰ、Ⅱ区各种工况下均不满足稳定性要求，存在失稳的可能性。Ⅰ区3期变形较大，安全系数最小，破坏模式为3期最先发生破坏、其他期次逐步解体的牵引式滑坡；Ⅱ区1期变形达157 mm，安全系数较小，破坏模式为1期最先发生破坏、其他期次逐步坍塌的推移式滑坡，且Ⅱ区滑体主应力较大，但剪应变增量相对较小，结合安全系数Ⅰ区明显小于Ⅱ区，验证了Ⅰ区较危险；稳定性评价成果与现场勘测结果相一致，因此，必须进行开挖加固治理。

（5）结合滑坡体整治处理原则，在设置一定的

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3496 岩 土 力 学 2011年

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（上接第3206页）

《岩土力学》2011年第7期被EI 收录论文（50篇，收录率100%）(2)

序号 26

论文题名

坝基深厚覆盖层密度辨识方法

作 者 页 码

石修松，程展林，左永振，等 2073－2078康玉梅，朱万成，陈耕野，等 2079－2084张治国，张孟喜，王卫东 2085－2092

许尚杰，党发宁，程素珍 2093－2098董 辉，侯俊敏，傅鹤林，等 2099－2105张仪萍，王 洋，李 涛 2106－2110许福乐，王恩元，宋大钊，等 2111－2116杨让宏，朱本珍 2117－2122张中俭，杨志法，李丽慧，等 2123－2127高彦斌，郭永发，叶观宝 2128－2132王玉林，谢康和，王 坤，等 2133－2138王仕传，程 桦 2139－2145赵晓彦，熊自英 2146－2152马建全，李广杰，徐佩华，等 2153－2156敖日汗，张义同 2157－2161宋新江，钱财富，吴世余 2162－2170茹忠亮，朱传锐，张友良，等 2171－2176邹玉华，陈 群，谷宏海 2177－2183王云岗，章 光，胡 琦 2184－2190高广运，何俊锋，李 宁，等 2191－2198贺续文，刘 忠，廖 彪，等 2199－2204王素玲，姜民政，刘 合 2205－2210陈培帅，陈卫忠，贾善坡，等 2211－2218陈 正，梅 岭，梅国雄 2219－2224陈永伟，刘显群，王立忠，等 2225－2230

基于小波变换的岩石声发射信号互相关分析及时延估计 27 28 基坑开挖对临近地铁隧道影响的两阶段分析方法

浑水渗流理论及平原水库防渗技术研究 29

基于范例推理的公路隧道拱顶变形时序支持向量机外延预测 30

复合地基等效弹性参数研究 31

煤岩破坏声发射强度长程相关性和多重分形分布研究 32

青藏铁路多年冻土区斜坡路堤的稳定性分析 33

蛇蟠岛清风洞古采石场中某组结构面长期抗剪强度的反分析 34

考虑软土结构性的折线型强度公式及应用 35

非均匀表皮效应对各向异性稳态承压井流的影响 36

绕墙趾转动挡土墙主动土压力的确定 37 38 框架锚固类土质边坡预应力传递规律的研究

基于拉丁方抽样及K-S 检验的边坡可靠性分析 39

盾构施工引起的固结沉降分析 40 41 渗流场有限元计算中排水井的处理方法

断裂问题的扩展有限元法研究 42

心墙堆石坝应力状态对渗流场影响的有限元分析 43 44 斜桩基础受力特性研究

饱和地基上列车运行引起的地面振动隔振分析 45

基于离散元法的节理岩体边坡稳定性分析 46 47 基于损伤力学分析的水力压裂三维裂缝形态研究 48 Hoek-Brown准则的主应力回映算法及其二次开发

柔性微型桩水平承载力数值模拟 49

强震作用下松散海床地基的动力响应 50