史作言， 吳小林， 鮑利佳， 王 健， 張文濤， 祁長青

（1.縉云抽水蓄能有限公司，浙江麗水 321400； 2.河海大學地球科學與工程學院，南京 211100）

在山區(qū)進行工程建設，由于場地條件的限制，往往需要進行邊坡的開挖施工，不恰當?shù)拈_挖設計往往會導致邊坡的失穩(wěn)，帶來巨大的經(jīng)濟損失和人員傷亡［1-3］，因此在邊坡開挖設計前需要對邊坡的穩(wěn)定性進行詳細的評價，從而能夠深入地了解和分析邊坡開挖后的穩(wěn)定性特征，對可能出現(xiàn)的問題提出適當?shù)奶幚泶胧?，確保工程的安全.

對于巖質邊坡而言，其穩(wěn)定性與巖體質量和巖體結構特征密切相關［4-5］，因此現(xiàn)場詳細的巖體結構特征調查和勘查及室內物理力學試驗是巖質邊坡穩(wěn)定性評價中必不可少的部分，能夠為邊坡的穩(wěn)定性評價提供詳細的基礎參數(shù)［6］，從而選擇合適的評價方法對邊坡的穩(wěn)定性進行定性和定量的評價. 常用的巖質邊坡穩(wěn)定性評價方法有運動學方法、極限平衡法和數(shù)值模擬方法. 運動學分析法是節(jié)理巖體邊坡穩(wěn)定性評價的最常用方法之一，利用赤平投影及矢量代數(shù)理論，只需要考慮結構面及坡面的空間組合規(guī)律而不涉及巖土體的受力特征，簡單方便，特別適用于節(jié)理巖體邊坡的破壞模式分析和初步穩(wěn)定性評價［7-11］. 在此基礎上，通過計算邊坡的安全系數(shù)和應力應變狀態(tài)可以定量評價邊坡的穩(wěn)定性. 極限平衡方法可以考慮破壞面的抗剪強度參數(shù)和受力特性，能夠快速給出符合實際的穩(wěn)定性定量評價指標，在邊坡穩(wěn)定性分析中獲得廣泛應用.但極限平衡方法較為簡單，無法考慮復雜的邊界條件和巖體結構性，同時也無法獲得巖體的應力應變狀態(tài)，需要結合數(shù)值模擬方法進行分析，從而能夠深入了解邊坡的穩(wěn)定性機理. 張偉星［12］將有限元法和極限平衡法相結合，通過與單一方法的對比，證明了該種綜合方法在不同工況下計算邊坡安全系數(shù)的準確性. 周東升和楊鳳蕓［13］利用PLAXIS 程序通過正交試驗方法分析了五種影響邊坡穩(wěn)定性的參數(shù)，并得出黏聚力和內摩擦角是影響穩(wěn)定性的最重要因素. 張東良、陳思嬌、趙虎等［14-16］利用有限元強度折減法和極限平衡法分別評估和計算邊坡的穩(wěn)定性，得到了兩種方法的適用條件及優(yōu)缺點. 陳祖煜、馮樹人、張均鋒、鄭宏等［17-20］將二維的極限平衡法拓展到三維，在對傳統(tǒng)條分法進行進一步拓展的基礎上，也能更好地處理地質分層和水壓力等復雜條件. 鄒廣電和魏汝龍［21］改良了原有的極限平衡求解方法，從更普遍和廣義的角度著手，建立更為嚴格的普遍極限平衡法，同時針對該種方法，利用工程實例驗證所建立的理論及數(shù)值方法的正確性和可行性. 由此可見，極限平衡法和數(shù)值模擬的方法在巖質邊坡穩(wěn)定性分析中具有廣泛的應用.

本文針對縉云抽水蓄能電站開關站邊坡開挖工程，基于詳細的現(xiàn)場調查、勘查和室內物理力學試驗，對巖體質量進行評價，獲得巖體的質量等級和力學參數(shù)，在此基礎上，采用運動學方法確定邊坡可能的破壞模式，并采用極限平衡法對各破壞模式的穩(wěn)定性進行評價，獲得定量的穩(wěn)定性指標，評價邊坡的整體安全性，最后結合離散單元模擬結果，詳細了解巖體的受力狀態(tài)和穩(wěn)定性機理，為邊坡的開挖設計和施工提供參考.

1 工程概況

縉云抽水蓄能電站位于浙江麗水市縉云縣境內. 工程樞紐建筑物主要由上水庫（壩）、下水庫（壩）、輸水系統(tǒng)、地下廠房及地面開關站等組成，總裝機容量為1800 MW. 上水庫位于縉云縣方溪鄉(xiāng)漕頭村，天然庫盆為山澗洼地，下水庫位于方溪鄉(xiāng)的龍宮洞電站至方溪二級水電站之間的方溪上游河段，輸水系統(tǒng)位于上水庫右岸與下水庫右岸庫尾山體內，總長3 391.00～3 424.50 m，電站最大凈水頭626.60 m，最小凈水頭561.9 m.地下廠房采用中部開發(fā)方式，主副廠房洞開挖尺寸218.0 m×24.5 m×55.0 m（長×寬×高）. 開關站位于下水庫庫尾方溪鄉(xiāng)佛堂坑左側邊坡上，坡腳高程為430 m，開關站建基面高程為439.5 m. 開關站的修建需要對邊坡進行開挖，開挖寬度為120 m，最大水平開挖深度約為40 m，開挖方量約11萬m3. 開關站邊坡擬采用三級邊坡開挖：第一級邊坡高程范圍為439.5～454.5 m，邊坡梯段高度15 m，正坡開挖坡比1∶0.3，側坡開挖坡比1∶0.5；第二級邊坡高程范圍為454.5～469.5 m，邊坡梯段高度15 m，正坡開挖坡比1∶0.5，側坡開挖坡比1∶0.75；第三級邊坡高程在469.5 m以上，邊坡梯段高度0～10 m，開挖坡比1∶0.5. 邊坡上在高程454.5 m 和469.5 m 處各設一級馬道，寬度3 m. 邊坡開挖設計縱剖面圖見圖1.

圖1 邊坡典型設計開挖剖面Fig.1 Typical design cross section

開挖后邊坡的坡腳處將建設電站的開關站等重要建筑物，在邊坡內部繼續(xù)開挖地下廠房的出線隧洞，因此對邊坡的穩(wěn)定性要求更高，邊坡的穩(wěn)定性對于電站建設的順利進行和安全運營至關重要.

2 研究區(qū)工程地質條件

開關站位于縉云縣方溪鄉(xiāng)佛堂坑左岸坡，邊坡坡向為11°，邊坡總體坡度較平緩，天然坡度20°～35°，普遍被第四紀坡積層覆蓋，地表分布竹林和樹林，在邊坡開挖前地表植被和覆蓋層已經(jīng)被清除，清坡后的邊坡地形特征見圖2. 為查明邊坡巖體質量，為邊坡的設計和穩(wěn)定性評價提供詳細的基礎資料，對邊坡巖體結構特征進行了詳細的現(xiàn)場調查和勘查. 邊坡基巖為燕山期鉀長花崗巖，肉紅色，細粒結構，研究區(qū)無大型斷裂帶及褶皺構造. 現(xiàn)場調查共統(tǒng)計了260條節(jié)理，采用DIPS 軟件對節(jié)理進行統(tǒng)計分析，DIPS 軟件是用于描述節(jié)理和節(jié)理分布的統(tǒng)計分析軟件，通過輸入節(jié)理產(chǎn)狀數(shù)據(jù)分析可以得出危險的節(jié)理面，并進行地質方位數(shù)據(jù)的交互式分析和穩(wěn)定性的運動學評價. 各結構面的下半球等角度極點赤平投影見圖3. 根據(jù)圖3可以將研究區(qū)巖體節(jié)理分為四組，各節(jié)理組產(chǎn)狀分別為J1：55°∠65°，J2：1°∠36°，J3：210°∠69°，J4：147°∠72°. 巖體結構面大多平直粗糙，延伸好，結構面間距為0.5～2.0 m，結構面大多閉合，無填充，側壁有鐵錳渲染.

圖2 研究邊坡概況Fig.2 View of the study slope

圖3 邊坡基巖節(jié)理統(tǒng)計圖Fig.3 Stereographic projection of the joint sets in the study slope

為探明邊坡內部巖體結構和風化帶分布特征，在邊坡區(qū)布設了10 個勘查鉆孔，鉆孔深度15.0～45.9 m. 鉆孔揭示全風化層厚度為0.55～5.40 m，強風化層厚度為0.20～4.70 m，弱風化層未揭穿，通過現(xiàn)場巖芯統(tǒng)計，弱風化花崗巖的RQD值處于57%到94%之間，平均值為70.6%，巖體完整性中等到好.

邊坡表層沖溝不發(fā)育，僅在場地中部發(fā)育一淺蝕坳溝，勘察期間未見流水. 研究區(qū)地下水以孔隙潛水為主，主要賦存于第四系覆蓋層內，地下水位埋深為2.30～15.60 m.

3 邊坡巖體質量評價及力學參數(shù)獲取

由于邊坡的全風化層和強風化層在開挖過程中將被開挖掉，所以本文重點研究弱風化花崗巖層的物理力學參數(shù)，從而為邊坡穩(wěn)定性評價和開挖設計提供參考和依據(jù).

首先，采取現(xiàn)場鉆孔試樣，依據(jù)《工程巖體試驗方法標準》（GB/T 50266—2013）對試樣進行加工，制得試樣高度為100 mm，試樣的高度與直徑之比為2.0，進行物理屬性試驗和抗壓強度試驗，獲得試樣的密度、孔隙率、單軸抗壓強度、變形模量和泊松比等物理力學參數(shù)，見表1.

表1 花崗巖試樣物理力學參數(shù)Tab.1 Physical and mechanical properities of intact granite

為了考慮節(jié)理性狀對巖體力學參數(shù)的影響，邊坡巖體力學參數(shù)依據(jù)CSMR 方法進行估算. CSMR 是在RMR 法和SMR 法的基礎上修正而來，被廣泛應用于邊坡巖體質量評價和參數(shù)估算. CSMR分類主要包括兩部分，一部分是巖體基本質量（RMR），由巖石強度、巖石質量指標RQD值、結構面間距、結構面性狀、地下水條件五個因素決定，另外一部分是對邊坡的影響因素進行修正，包括坡高、邊坡開挖方法、結構面，其表達式如式（1）：

式中：ξ為坡高系數(shù)；F1為反映結構面和坡面傾向關系的系數(shù)，F(xiàn)2反映結構面傾角大小關系的系數(shù)，F(xiàn)3為反映結構面和坡面傾角相互關系的系數(shù)；F4為邊坡開挖系數(shù)；其中坡高系數(shù)ξ按公式（2）進行計算：

式中：H為邊坡高度，m.

依據(jù)現(xiàn)場結構面調查和室內試樣力學試驗結果，邊坡巖體的RMR指標和CSMR指標分別見表2和表3.依據(jù)CSMR指標，邊坡巖體質量評價為中等，等級為Ⅲ級，對應力學參數(shù)取值見表4，其中抗剪強度指標選取依據(jù)RMR方法建議值，變形模量由式（3）獲得.

表2 巖體質量評價RMR指標計算表Tab.2 RMR parameters and calculated RMR value

表3 巖體質量評價CSMR指標計算表Tab.3 CSMR parameters and calculated CSMR value

表4 邊坡巖體力學參數(shù)Tab.4 Mechanical parameters of slope rock mass

4 邊坡穩(wěn)定性評價

4.1 邊坡破壞模式分析

運動學分析法基于結構面空間分布特征進行邊坡的穩(wěn)定性評價，利用結構面的赤平投影圖分析邊坡的破壞模式和穩(wěn)定性特征. 由于其原理簡單清楚，操作方便，在節(jié)理巖體邊坡初步穩(wěn)定性評價中獲得廣泛應用，主要用來分析邊坡的平面滑動、楔形體滑動和傾倒變形的可能性，DIPS軟件的運動學分析功能可以方便地對巖體的破壞模式進行分析.

平面滑動模式中考慮結構面與坡面傾向相近（相差20°以內），結構面傾角小于坡面傾角，而大于結構面內摩擦角，根據(jù)赤平投影圖，可能破壞區(qū)投影如圖4中陰影部分所示. 從圖4中可以看出，節(jié)理組2的大部分極點都會落入平面滑動的破壞區(qū)內，發(fā)生破壞的可能性的統(tǒng)計結構面極點數(shù)為37 個，占總結構面數(shù)的14.23%. 由于結構面延伸性較好，與邊坡面相交，邊坡有沿節(jié)理組2發(fā)生平面滑動的可能性.

圖4 平面滑動模式的運動學分析圖Fig.4 Kinematic result of planar failure

對于楔形體滑動的破壞模式，構成楔形體的兩組結構面交線的傾向與邊坡傾向相近但其傾角小于坡面傾角，并且大于節(jié)理面摩擦角，如圖5中陰影部分所示. 可以看出，節(jié)理組2和節(jié)理組1投影的交點落入楔形體破壞區(qū)內，說明由節(jié)理組1和2構成的楔形體有發(fā)生破壞的可能性.

圖5 楔形體滑動模式的運動學分析圖Fig.5 Kinematic result of wedge failure

發(fā)生傾倒變形的結構面走向近似平行于坡面（小于30°），結構面傾角大于其內摩擦角，并且破壞面位于坡內，如圖6所示. 可以看出，節(jié)理組3的大部分和節(jié)理組4的小部分極點落入破壞區(qū)以內，說明節(jié)理組3和節(jié)理組4切割巖體有發(fā)生傾倒變形的可能性.

圖6 傾倒變形模式的運動學分析圖Fig.6 Kinematic result of toppling

4.2 滑動穩(wěn)定性評價

為定量評價平面滑動和楔形體滑動模式的穩(wěn)定性，采用極限平衡分析法對沿節(jié)理組2發(fā)生平面滑動和沿節(jié)理組1和2交線發(fā)生楔形體滑動的安全系數(shù)進行了計算. 計算分別采用Rocscience 公司的RocPlane 軟件和Swedge軟件進行. 巖體結構面的力學性質往往具有離散型，因此采用概率分析的方法往往比采用均值計算的確定性方法更符合實際. 在概率計算時為了考慮結構面力學參數(shù)的隨機特征，將摩擦角和黏聚力看作隨機參數(shù)，服從正態(tài)分布，均值取表4中的值，變異系數(shù)按照經(jīng)驗取0.1，采用Monte Carlo法產(chǎn)生1000組隨機參數(shù)組合，參數(shù)控制在均值附近3倍均方差區(qū)間內，根據(jù)隨機生成的參數(shù)計算安全系數(shù)的分布范圍和破壞概率.

圖7為沿節(jié)理組2發(fā)生平面滑動的安全系數(shù)分布范圍. 圖中橫坐標為概率計算獲得的安全系數(shù)分布范圍，縱坐標為各安全系數(shù)在1000次概率計算中出現(xiàn)的頻次，從中可以看出安全系數(shù)的相對集中度和出現(xiàn)概率，同時可以根據(jù)安全系數(shù)小于1的出現(xiàn)次數(shù)與總計算次數(shù)的比值獲得破壞概率的值. 從圖7 中可以看出，邊坡發(fā)生平面滑動的安全系數(shù)分布范圍為1.70～3.23，平均值為2.38，沒有出現(xiàn)安全系數(shù)小于1 的情況，破壞概率為0，說明此滑移模式下邊坡穩(wěn)定性較好，邊坡發(fā)生平面滑動的可能性較小.

圖7 沿節(jié)理組2平面滑動的安全系數(shù)Fig.7 Safety factor of slope sliding along joint set 2

圖8 為節(jié)理組1 和2 組合形成楔形體滑動模式的邊坡安全系數(shù)分布及出現(xiàn)頻次的柱狀圖，從圖中可以看出，楔形體滑動的安全系數(shù)最小值為2.37，最大值為4.36，平均安全系數(shù)值為3.32，同樣沒有出現(xiàn)安全系數(shù)小于1的工況，破壞概率為0，說明邊坡不太可能發(fā)生大規(guī)模的楔形體滑動.

圖8 楔形體滑動的安全系數(shù)Fig.8 Safety factor of wedge failure of the slope

由于邊坡節(jié)理較為發(fā)育，節(jié)理延伸較好，有發(fā)生傾倒和局部崩塌掉塊的可能性，需進一步結合數(shù)值模擬方法對此進行詳細研究. 本文采用UDEC離散單元軟件對開挖邊坡的穩(wěn)定性進行評價，離散單元計算剖面選為邊坡縱剖面，各節(jié)理組按照視傾角投影到計算剖面上，為了計算方便和顯示清晰，節(jié)理組間距取為現(xiàn)場量測的較大值，即2.0 m. 模型中巖塊采用線彈性本構模型模擬，節(jié)理采用彈塑性模型模擬，服從摩爾-庫倫破壞準則. 巖塊參數(shù)和節(jié)理參數(shù)分別采用表1和表4參數(shù). 邊坡原始模型網(wǎng)格和開挖計算結果分別如圖9和圖10所示.

圖9 邊坡原始離散單元模型Fig.9 Initial distinct element model of the study slope

圖10 邊坡開挖離散單元計算結果Fig.10 Distinct element result after the excavation of the slope

圖10中紅色線代表節(jié)理發(fā)生剪切錯動的部位，而藍色線表示可能發(fā)生拉張破壞的位置. 從圖10中可以看出，在邊坡開挖以后，邊坡整體穩(wěn)定性較好，沒有大范圍的連續(xù)剪切或者拉張破壞區(qū)域. 但在開挖邊坡的頂部位置，近坡表的節(jié)理發(fā)生剪切變形，坡頂局部塊體有發(fā)生剪切破壞的可能性，而在開挖臺階處，近地表節(jié)理發(fā)生拉張破壞，有發(fā)生崩塌破壞的可能性，雖然范圍很小，但在開挖時應予以關注，并及時實施合理的支護措施.

5 結果和討論

縉云抽水蓄能電站開關站邊坡基巖為弱風化花崗巖，巖體節(jié)理發(fā)育，因為開關站的建設，需要對邊坡進行開挖，開挖水平深度約40 m，開挖后整體坡度約為60°. 為了保證開挖施工的順利進行和開關站的安全，需要對開挖邊坡的穩(wěn)定性進行評價. 通過現(xiàn)場調查、現(xiàn)場勘查、運動學分析、極限平衡計算和數(shù)值模擬，對開挖邊坡的可能破壞模式進行分析，對其穩(wěn)定性和失穩(wěn)機理進行評價，獲得如下結論：

1）開關站邊坡基巖主要為弱風化鉀長花崗巖，主要發(fā)育4組節(jié)理，節(jié)理面多平直粗糙，節(jié)理面間距0.5～2.0 m，節(jié)理側壁有鐵錳渲染. 邊坡巖體質量指標RQD指標介于57%和94%之間，巖體完整性中等到好，根據(jù)CSMR方法評價巖體質量等級為III級.

2）運動學分析顯示縉云抽水蓄能電站開關站邊坡開挖后的可能破壞模式主要是沿著節(jié)理組2的平面滑動模式、由節(jié)理組1和2組成的楔形體滑動模式和節(jié)理組3、4控制的傾倒變形模式.

3）極限平衡結果顯示沿節(jié)理組2發(fā)生平面滑動模式的安全系數(shù)為1.70至3.23，平均值為2.38，破壞概率為0，由節(jié)理組1和2組成楔形體滑動模式的安全系數(shù)為2.37至4.36，平均值3.32，破壞概率同樣為0，說明邊坡發(fā)生大規(guī)?；瑒邮Х€(wěn)的可能性較低，開挖后邊坡整體較為穩(wěn)定.

4）離散單元模擬顯示邊坡整體穩(wěn)定性較好，不具備發(fā)生大規(guī)模剪切破壞和拉張破壞的條件，但在開挖邊坡頂部近地表位置，節(jié)理會發(fā)生剪切錯動變形，而在開挖臺階處，近坡表巖塊有發(fā)生拉張破壞和崩塌的可能性，在設計和施工中需要重點關注.