抵母河特大桥岸坡稳定性研究＊

李春峰 罗 勇 曾 耀

（贵州省交通规划勘察设计研究院股份有限公司 贵阳 550001）

公路特大桥岸坡稳定性问题是控制特大桥建设的关键因素。抵母河特大桥都格岸工程地质条件复杂，本文以都格岸岸坡为研究对象，对其稳定性进行研究。桥型方案为悬索桥，桩号范围K158＋533．965～K159＋460．643，主塔（墩）K158＋730、K159＋268，主跨538m，采用门型索塔，群桩基础。桥梁荷载：桥梁竖向力N1＝900 600kN、顺桥向水平力N2＝±29 590kN。横桥单位宽度上，桥梁荷载为竖向力：n1＝N1／（4×2．8）＝80 410kN。顺桥向水平力：n2＝N2／（4×2．8）＝±2 642kN。

首先对桥区进行详细的调查，查明桥区的工程地质条件。根据桥区的地质条件，建立稳定性计算模型，计算各种工况下岸坡的稳定性；然后基于快速拉格朗日有限差分法（FLAC3D），建立数值模拟模型，模拟各种工况下岸坡的位移，为桥梁设计提供数据；最后根据上述方法计算分析结果，综合分析岸坡稳定性。

1 岸坡地质条件

1．1 工程地质条件

（1）地形地貌。抵拇河特大桥位于深切的V形河谷。都格岸岸坡较陡，坡口陡崖高度300～400m，河流岸坡总体走向138°，陡崖走向160°，近垂直。

（2）地层岩性。抵母河特大桥桥区上覆残坡积层粘土（Qel＋dl）、崩塌和错落堆积的块石土（Qc），下伏地层为二叠系下统栖霞组、茅口组（P1q＋m）含燧石灰岩、角砾岩，梁山组（P1l）泥岩、石英砂岩；石炭系中上统黄龙组、马平组（C2－3h＋m）灰岩。

（3）地质构造及地震。桥区位于六盘水断陷盆地威宁北西向构造变形区东部，共有6条断层分布，均为非活动性断层，仅F2断层经过桥位。F2位于 K159＋108，倾向70°～100°，倾角80°，破碎带宽3～20m，由灰岩、含燧石灰岩角砾、碎块、炭质泥岩透镜体及钙、泥质胶结物组成，胶结大多较差，为压性断层。

受断层影响，桥区岩层产状变化大，场区总体倾向NE，倾角缓，以F2断层为界，上盘地层综合产状K线为50°∠20°，下盘地层综合产状K线为32°∠25°；都格岸为顺向缓倾。桥区岩体节理也较发育，倾角陡，主要节理有3组，即走向10°～30°，80°～110°，320°～340°。

根据国家地震局颁布的《中国地震动力参数区划图》（GB 18306－2001），场区地震动反应谱特征周期为0．35s，地震动峰值加速度系数为0．05g，场区地震基本烈度为VI度。

1．2 水文地质条件

桥区内地下水类型为碳酸盐岩岩溶水、基岩裂隙水和第四系松散层孔隙水3种，地下水总体由东西两侧坡体向抵母河内排泄。

（1）松散层孔隙水。含水层为第四系坡残积物，具季节性，干旱时不含水，富水性差。

（2）基岩裂隙水。含水岩组为二叠系下统梁山组（P1l）石英砂岩、泥岩，地下水以大气降水通过地表风化裂隙渗透，沿层间裂隙和构造裂隙径流，向地势低洼部位以泉的形式排泄。

（3）碳酸盐岩岩溶水。含水层为二叠系下统栖霞组、茅口组（P1q＋m）含燧石灰岩、石炭系中上统黄龙组、马平组（C2－3h＋m）灰岩，该两含水层在桥位区因断层作用合二为一。大气降水沿溶隙、落水洞渗入补给，以溶隙、溶洞及暗河形式赋存运移。由于抵母河河谷深切，地下水排泄基面低，该层地下水位埋深大，补给途径较远，富水性中等～强。

1．3 溶蚀裂隙深度确定

都格岸发育可能影响岸坡稳定的深裂隙，分别是K159＋255附近和K159＋350附近。

（1）勘察合理计算深度。根据勘察结果，以勘察溶蚀裂隙深度的2．5倍（确保安全）进行计算，即勘察合理计算深度。都格岸K159＋255，K159＋350位置溶蚀裂隙勘察合理计算深度见表1。

表1 裂隙计算深度取值表 m

（2）极端条件下计算深度。根据岸坡地形地貌及大型结构面发育情况，考虑到裂隙深切岸坡的可能性，设定裂隙极端条件下的切割深度，即极端条件下计算深度。都格岸K159＋255、K159＋350位置溶蚀裂隙极端条件下计算深度见表2。

表2 极端条件下裂隙计算深度取值表 m

2 岸坡刚体极限平衡稳定性计算

2．1 计算模型及方法

根据都格岸的工程地质条件，都格岸稳定性主要由K159＋255及K159＋335～K159＋355溶蚀裂隙、岸坡顺坡向软弱层面控制，故计算模型见图1。计算方法采用传递系数法、Bishop法及Jianbu法［1］。

图1 都格岸岸坡稳定性计算模型

2．2 工况及荷载

工况1。岸坡自重＋桥梁荷载。

工况2。岸坡自重＋桥梁荷载＋地震。

工况3。岸坡自重＋桥梁荷载＋暴雨（暴雨期间岸坡裂隙水头20m）。

2．3 岩体力学参数

根据工程地质勘察、室内外试验、工程地质类比及反演计算分析等方法综合确定岩体力学参数取值，见表3。

表3 岩体力学参数取值表

2．4 计算结果

都格岸两处裂隙的切割深度对岸坡稳定性的影响很大。为综合研究岸坡的稳定性，按2种深度进行计算。

（1）裂隙勘察计算深度计算结果显示，岸坡安全系数普遍较高，符合设置主塔的岸坡稳定性要求，其中各主塔位置最低安全系数见表4。

表4 裂隙勘察合理计算深度最低安全系数

（2）裂隙极端计算深度计算结果显示，K159＋268位置往大桩号岸坡安全系数在1．2以上，符合设置主塔的岸坡稳定性要求，各主塔位置最低安全系数见表5。

表5 裂隙极端计算深度最低安全系数

3 岸坡数值模拟

3．1 数值模型

本文应用快速拉格朗日有限差分法（FLAC3D），采用平面应变弹塑性力学模型，剖面厚度为单位厚度（1m）。假设桥塔位置K159＋268及K159＋298。考虑大桥主塔置入岸坡深度45m，主塔宽度10m。模型左右边界加水平向约束，底面边界加竖向约束，上边界为自由边界［2－4］，数值模拟模型见图2。模拟分2种工况：工况一，岸坡自重＋桥梁荷载；工况二，岸坡自重＋桥梁荷载＋地震荷载。地震荷载下，采用FLAC3D动力学模型，施加水平向加速度0．1 g。

图2 都格岸岸坡数值模拟模型

3．2 数值模拟结果及分析

（1）都格岸K159＋298主塔

工况一。大桥主塔引起的岸坡位移场略微向岸坡外侧延伸。主塔下部岩体塑性区不明显，岩体最大位移小于3．52mm，距离主塔桩基下部位置大于5m的岸坡岩体，位移值小于3．0mm，坡口位移值小于1．8mm。位移值向坡口方向逐渐减小，位移逐渐收敛。

工况二。岸坡坡口位移较大。主塔附近岩体未形成连续塑性区，岸坡坡口最大位移小于60 mm，主塔附近位移值小于50mm。

结果显示，大桥都格岸K159＋298m主塔在2种工况下，岸坡均不会发生整体破坏。

（2）都格岸K159＋268主塔

工况一。大桥主塔引起的岸坡位移场略微向岸坡外侧延伸。主塔下部岩体塑性区不明显，岩体最大位移小于4．61mm，距离主塔桩基下部位置大于5m的岸坡岩体，位移值小于3．4mm，坡口位移值小于2．2mm。位移值向坡口方向逐渐减小，位移逐渐收敛。

工况二。岸坡坡口位移较大。主塔附近岩体未形成连续塑性区，岸坡坡口最大位移小于60 mm，主塔附近位移值小于50mm。

结果显示，大桥都格岸K159＋268主塔在2种工况下位移值均较小，岸坡不会发生整体破坏。

4 结论

（1）刚体极限平衡法计算结果显示，若主塔设在 K159＋268，K159＋278，K159＋288，K159＋298m位置，其岸坡稳定性均符合抵母河岸坡安全控制标准。

（2）数值模拟结果显示，K159＋268，K159＋298m位置岸坡变形在60mm以内。

（3）K159＋268临近溶蚀裂隙，主塔位置由K159＋268移至K159＋288是基本适合的。

［1］ 陈祖煜，汪小刚，杨 健．岩质边坡稳定分析：原理·方法·程序［M］．北京：中国水利水电出版社，2005．

［2］ 杜宇本，郑 光，蒋良文，等．大瑞铁路澜沧江大桥工程边坡稳定性三维数值模拟分析［J］．地质力学学报，2010，16（1）：108－114．

［3］ 万 川．纳界河特大桥桥址岸坡岩体稳定性数值分析［J］．路基工程，2011，156（3）：136－139．

［4］ 任青文．岩体破坏分析方法的研究进展［J］．岩石力学与工程学报，2001，20（S2）：1303－1309．