土体强度对古城墙稳定性的影响分析

胡健，王芳，朱磊，郭霞

（1.湖州职业技术学院，浙江 湖州 313000；2.浙江力丰建筑加固有限公司，浙江 湖州 313000；3.核工业湖州工程勘察院有限公司，浙江 湖州 313000）

0 前言

南京明城墙始建于1366年，现存城墙历史上已进行过多次修缮，总长度近 30km，常见的损伤（图1）现象有：墙体裂缝、鼓胀、墙顶位移、滑坡等，其中以滑坡产生的危害最大，而滑坡基本上发生在包山式这种结构形式的城墙中。

图1 明城墙常见损伤

目前，多数文献集中于城墙的损伤表观描述和处理对策，另有部分研究涉及了城市市政建设工程对城墙的影响，对城墙的破坏机理深入开展研究的并不多见。郑必勇等根据南京城墙保护工程的几个实践，阐述了南京城墙损伤与防范。康锦霞等对城墙砖以及灰浆进行了力学实验，为指导平遥古城墙的维修加固提供科学依据。北京交大的袁大军等研究了西安地铁盾构施工对古城墙的影响。东南大学的张鹤年、刘松玉等分析了现代城市建设对古建筑的影响与加固措施。

滑坡稳定性研究经历了从定性到定量分析，从确定性到非确定性分析的历程。目前滑坡定量分析分为两大类：非确定性分析和确定性分析方法。前者主要包括模糊数学分析法、灰色理论分析法、灰色模糊综合法以及概率分析法等；后者主要包括解析法和数值分析法。尽管滑坡稳定分析方法众多，极限平衡法作为最经典、也是目前最成熟有效的一种方法在实际工程中应用最为广泛。

城墙就其结构形式而言，主要有包山式（如图2-a）和自承重式（如图2-b）两种。由图2-a可知，包山式城墙在结构形式上由外墙和内侧土坡组成，外墙一般是由砖和粘合剂按一定配合比组成的砖砌体结构，而内侧土体多是自然山体，砌筑时一般确保部分砖墙体嵌入后侧土坡之中，因而外墙和土坡之间不仅存在相互作用的土压力，而且存在交替砌筑时互锚的咬合力。采用传统极限平衡法难以对组合结构的整体稳定进行分析，常用处理方法是将支挡结构的阻滑作用进行适当简化并作用于土坡上，考虑到外墙和土坡之间咬合力的作用机理复杂且难以确定，因此在采用极限平衡法分析土坡稳定性时仅考虑了墙体对土坡的主动土压力。

图2 南京城墙结构形式

1 工程概况

狮子山段城墙平面走向如图3所示，总长度约370m，2003年8月上旬的大暴雨后，静海寺对面登道拐弯处的一段城墙发生多处滑坡，墙体滑坡高度为12m左右，滑坡长度约为50m。其中：1区和3区长度各约50m，均坍塌，其余部位墙体基本完整。该段城墙从工程地质剖面图（图4）可以揭示均为包山墙，砖体宽度约2m左右。由图3可知3区城墙转角处为明显的滑坡，根据现场勘察，3区转折处完全塌方，塌方区（图5）平均宽度接近9m。

图3 狮子山段城墙平面走向图

图4 3区工程地质剖面图

图5 3区土体塌方断面

由历史滑坡现场勘查可知，3区土体的破坏属于齐城墙根部的整体失稳破坏，现采用极限平衡法中的几种典型方法对3区断面进行稳定性分析，传统极限平衡理论难以直接对包山式城墙这种复合结构的稳定性进行分析，考虑到外墙和内侧土体的咬合作用可将城墙和内侧土体视为整体，且极限平衡理论在分析中假定滑动体为刚体未考虑其变形，因此可以将包山式城墙这种组合结构的稳定性分析简化为对城墙后侧土坡的稳定性分析并计入外墙对后侧土体的作用。

2 稳定性分析

分析采用Geo-slope中SLOPE/W模块，由于Geo-slope能自动搜索滑裂面，在利用Geo-slope进行稳定性分析时在图4的基础上进行适当简化，大量边坡失稳实例表明对于存在粘聚力的粘性均质土边坡，下滑动点一般位于坡底，而在确定上滑动点时在图中坡顶向右延伸5m并对上滑动点智能搜索。由3区工程地质剖面图可知，内侧土坡由两层土组成，各层土的计算参数详见图中，由于土层分界面比较复杂，为简化计算将实际中土体的强度指标c、γ近似按厚度进行了等效，图中土体的c、γ、φ经等效后分别为 50kPa、18.5kN/m和 28。

考虑到城墙高度和宽度尺寸相对其纵向延伸尺寸非常小，可将城墙简化为平面应变问题，由于城墙内侧面倾角为87.6接近竖直，因此可认为支挡结构对后侧土坡的主动土压力方向为水平并且指向城墙内侧土坡。经计算支挡结构的作用力大小为30kN/m，作用点距地面高度为1m,又结合狮子山段城墙3区土体塌方断面（如图4）确定计算简图如图6所示，下面将采用瑞典法、Bishop法、Spencer法、Janbu法四种方法考虑土体强度指标折减下的安全系数求解。

图6 计算简图

浙江大学的张旭辉开展了关于路堤浸泡强度的时间效应实验研究，先将工程黏土土样在常温常压下连续浸泡120h。分别提取浸泡0h（未浸泡）、浸泡12h、24h、72h、120h 的土样进行固结不排水剪三轴实验，得到各浸泡时间的抗剪强度指标，通过对多组实验结果进行统计分析可知对路堤土体的粘聚力有显著影响，且粘聚力大部分降幅在浸泡24h以内完成，浸泡72h之后趋于稳定，其降低幅度一般在60%左右，相比之下，浸泡对内摩擦角影响不太显著，随着浸泡时间的增加，内摩擦角呈上下波动且波动幅度在10%以内。结合上述研究结论和狮子山工程勘察资料并充分考虑土性差异带来的影响，考虑的折减幅度均在0至60%之间变化。

为比较土体强度指标c、φ对稳定性的敏感程度，建立模型（模型同图6）并计算，保持c、φ两个参数中一个不变，另一个进行折减，观察其稳定安全系数的变化并进行了对比。计算结果如表1和表2。

c折减下的安全系数 表1

φ折减下的安全系数 表2

对比表1和表2可知，随着c或φ的折减，各种方法所得的安全系数均减小。对计算安全系数最小的bishop法而言，当粘聚力和内摩擦角分别折减30%时，所得的安全系数降幅分别为16.8%和10.3%，当粘聚力和内摩擦角分别折减60%时，所得的安全系数降幅分别为35.7%和19.7%，由此可知对应同一种方法比较c和φ折减所得的安全系数可知，相对于内摩擦角φ，土坡稳定性对粘聚力c更加敏感。

有限元强度折减法分析时需考虑c、tanφ的折减，为此还考虑了c、tanφ按同一比率折减时的变化，分析中分别折减10%至60%（10%为一级）时的边坡安全系数的变化，并与土体安全系数为未折减时进行了比较。各种计算方法下不同折减率所得的最小安全系数见表3，并由此得出不同折减率下的安全系数曲线如图7。

c、tanφ折减率下的安全系数 表3

图7 c、tanφ折减下的安全系数曲线

图 7列出了土体强度指标 c、tanφ折减时的最小安全系数变化曲线，由曲线可知，土体强度对边坡的稳定性的影响很大。当c、tanφ折减30%时，绝大部分方法计算所得的安全系数降幅接近降幅为28%左右；当c、tanφ折减50%时，各种方法计算所得的安全系数降幅为45%左右。特别应注意的是当边坡处于失稳的临界状态时即当安全系数为1时，四种方法对应的折减率均在40%～50%之间。

值得注意的是，以上土体强度折减范围是为便于理论分析而参考相关文献指定的。表观上看雨水入渗时土体的强度折减与雨水强度、土体性状、渗透系数等有关，归结起来是由降雨入渗过程中土体含水率增加导致边坡土体吸力降低而造成的，只有了解土体的含水率才能更加精确地评价边坡的稳定性，因而研究含水率变化所导致的边坡土体强度变化规律具有极其重要的工程意义。为进一步研究降雨入渗对边坡安全系数的影响，应当取原状土样测得其在饱和、非饱和状态下的强度参数，分析同一种土体在不同含水率状态下的强度变化规律。

3 结论及建议

①分别计算了粘聚力和内摩擦角φ对安全系数的影响，相对于内摩擦角，土坡稳定性对粘聚力c更加敏感。

②考虑了土体强度c、tanφ同时按某一比率进行折减时的安全系数，得到边坡处于失稳的临界状态时即当安全系数为1时，四种方法对应的折减率均在40%～50%之间，可为有限元强度折减法分析时提供参考。

③土体强度参数变化实质原因在于土体含水率发生改变，为深入研究降雨入渗对土坡稳定的影响，需要进一步研究土体在不同含水率下的强度变化规律。