山区工程建设中，高边坡是一种重要的工程承载体，在富水区，其稳定性是工程建设首要解决的工程地质问题和岩土力学问题[1]。发生在山区的地质灾害中，水毁灾害发生频率最高，其中边坡区段尤为突出，根据陕西、四川等地统计，在公路水毁地质灾害中，边坡路段约占全路段的40%~55%[2]。可见，富水区边坡宜设置合理的排水系统，以确保边坡工程的安全。对于岩质高边坡工程，布置深层排水孔是一种简单实用且较为普遍的方法。岩质高边坡排水过程中，由于细小颗粒沉积[3]，地下水渗流结晶[4]、微生物生长[5-6]等，常导致排水管道堵塞，进而抬升坡内地下水位，严重威胁边坡的稳定性和支护结构的安全，有必要开展排水孔堵塞对边坡稳定性影响的研究。
关于排水管道堵塞问题，科研工作者采用理论推导、实验等方法进行过诸多研究，取得了一系列成果。例如，Pedescoll等[7]、Hua等[8]、Morvannou等[9]分析了人工湿地堵塞的机理并提出了一系列处置措施。刘璐等[3]利用内镶片式斜齿形迷宫流道灌水器进行堵塞实验，确定了灌水器最易堵塞的泥砂粒径和含砂量。周卓[4]利用经验公式，模型试验研究了地下水结晶导致隧道排水管堵塞的机理。Li等[10]利用滴灌试验研究了不同水质条件下滴管的堵塞规律。Oaselles-Osorio等[5]、Zhong等[6]研究发现，微生物生长会在汇水处形成一层生物膜，其扩散会导致附近的孔隙率和渗透系数持续减小，进而造成排水管道堵塞。总结起来，排水管堵塞的原因可以归纳为物理、化学、生物几个方面。深层排水孔堵塞常常涉及多种因素综合作用，很难通过上述方法进行研究，采用数值方法进行边坡渗流场与应力场耦合分析是一种有效的辅助措施。现阶段，排水孔模拟的主流方法有“以管代孔”法[11]、汇线单元法[12]、排水子结构法[13]、空气单元法[14]等。已有研究中，通常对排水孔上各点给定水头来计入排水孔的作用；然而，在高边坡工程中，各排水孔中的水头并不相等，甚至有部分零水头排水孔，通过赋予水头来模拟排水效果并不完全合理。“空气单元法”依据水头等效的原则，确定排水孔等效渗透系数，即将排水孔视为一种强渗透介质，模拟其排水效果；通过调整排水孔的渗透系数，即可计算排水孔不同堵塞工况下的应力场和渗流场。
如何真实反映富水岩质高边坡(下文简称边坡)深层排水孔(下文简称排水孔)堵塞对边坡稳定性的影响，是笔者研究的重点。依托大湾沟2号深路堑边坡工程，基于排水孔模拟的空气单元法，利用有限元软件进行数值计算，开展排水孔不同工况下的坡内水位变化以及支护结构的力学响应研究，并计算各种堵塞工况下的安全系数，定量评价排水孔堵塞对边坡稳定性的影响，提出富水区边坡支护结构的设计新思路。
由渗流基本理论可知，流体在不同介质中的渗流速度不同，穿越不同介质时渗流方向也会随之改变。假设介质Ⅰ的渗透系数为k1，介质Ⅱ的渗透系数为k2，界面上某一点附近的渗透速度和水头在两介质中的值依次为v1、v2和H1、H2；v1、v2与分界面法向夹角分别为θ1、θ2，图 1为渗流折射示意图。界面上按照水头相等和法向分速度相等的原则，其渗流折射定律为[15]
从式(1)可以看出，折射角θ2随k2增大而增大，${k_2} \gg {k_1}$时，θ2接近90°，表明强渗透介质可以改变渗流的方向从而达到导水的目的。基于上述理论，采用空气单元法模拟排水孔的排水效果，若k1、k2分别表示岩体和排水孔的渗透系数，在k2从等效渗透系数逐渐减小过程中，排水孔的排水作用不断减弱，这一过程物理可描述为排水孔的堵塞过程；当k2=k1时，排水孔成为和岩体一样的弱透水介质，表明排水孔堵塞失效。
岩体的渗透系数与饱和度、孔隙水压力相关，为研究三者之间的关系，学者们提出了多种数学模型进行拟合，其中, 经典Van Genuchten模型在工程中得到了广泛的应用[16]，其表达式为
式中：θ为体积含水率；θr为残余含水率；θs为饱和含水率；h为水头高度；Ks为饱和渗透系数；m、n为水力学特征曲线形状参数。模型中有4个独立的参数：残余含水率θr、饱和含水率θs、经验拟合参数a和n。已有人[17-19]对这些参数取值进行过研究，并针对不同性质的岩层给出了一系列经验值。
实验测定的粘聚力、摩擦角一般为岩石的强度参数，实质上岩体本身存在节理和裂隙，需要参数进行修正。修正的方法为：在一定范围内，按照Hoek-Brown (H-B)强度准则和Mohr-Coulomb (M-C)强度准则覆盖的面积相等的原则(见图 2)，选取相应的最大围压上限σ3max和抗拉强度σt，然后在(σt, σ3max)范围内基于M-C强度准则进行拟合。表达式为[20]
式中：σ1、σ3分别为最大、最小压应力；σc为岩石单轴抗压强度；mb、s、a为反映岩体特征的经验参数，其中mb、a为针对不同岩石的量纲为1的经验参数，s反映岩体的破碎程度，取值范围0.0~1.0，对于完整岩体(即岩石)，s=1；σ3n=σ3max/σc。
边坡的失稳常常是由于外界因素的影响导致边坡岩体的力学性质改变，工程实践表明，利用强度折减法计算边坡的安全系数是一种较合理的方法，已被国际工程界广泛认可。当强度折减时，将岩体的粘聚力和摩察角同时折减后进行数值计算，折减的方法为[21]
式中：c′、φ′分别为折减后的岩体粘聚力和摩察角，其起算格式为
式中：Fs为达到极限平衡状态的折减系数，即安全系数，数值计算中，定义特征点位移发生突变时的折减系数为安全系数。
以大湾沟2号深路堑边坡工程为依托，工程地点岩层分为两层：第1层为粉质黏土，黄褐色，厚约1 m；第2层为微风化灰岩，深灰色、浅肉红色，厚层状构造；方解石脉发育，节理裂隙较发育，裂隙面富有铁质；岩芯局部溶蚀、溶隙发育。
边坡分为4级，从下往上依次是1级、2级、3级和4级，坡度依次是1:0.75、1:0.5、1:0.5、1:0.5。各级边坡高度均为10 m。边坡最大高度43.3 m。由于地下水位较高，第1、2、3级边坡设平孔排水，每级边坡设两层排水孔，长度为15 m，仰角为10°，横向布置间距为6 m，排水孔直径为100 mm，采用FH100软式透水管，在靠近出水口距离60 cm长度范围内用粘性土或止水材料堵塞钻孔与排水孔之间的空隙。边坡开挖后及时进行防护封闭，以防止表层岩体风化剥落。
边坡以框架式格构(下文简称格构)和锚杆共同作为边坡的支护体系，格构横梁间距为2.5 m，竖梁间距为3 m，底部采用M7.5浆砌片石进行镶边，格构断面采用0.3 m × 0.3 m钢筋混凝土；锚杆为全长粘结式结构，采用Φ25螺纹钢筋制作，与水平面成23°夹角，锚固于格构框架节点位置。
利用ABAQUS有限元软件进行渗流场与应力场耦合分析，取边坡延伸方向6 m进行三维数值建模。整个模型尺寸大小为100 m(长) × 6 m(宽)× 77 m(高)，岩体和排水孔采用C3D8RP孔压单元，格构采用C3D8R三维应力单元，锚杆采用T3D2嵌入式桁架单元。三维模型见图 3。
模型中岩体为服从M-C屈服准则与非关联流动法则的理想弹塑性材料，格构支护采用Drucker-Prager (D-P)理想弹塑性模型，排水孔和锚杆支护结构视为理想线弹性体。边界条件为：坡面及路面为自由边界，模型左右两侧以及边坡延伸方向施加法向约束，模型底部约束所有方向的自由度，地下水位采用定水头边界。模型计算参数见表 1。
根据工程勘察地质报告，由室内常规试验、矿物组成和不连续面描述确定岩石的强度参数，其中mb=2.923、s=0.006 3、a=0.502；经计算可得，岩体的粘聚力为4.168 MPa，内摩擦角为35.23°。
计算中涉及的边坡岩体渗透系数、饱和度和孔隙水压力之间的关系利用Van Genuchten模型拟合得到，结合已有研究成果和工程实际情况，4个拟合参数的取值为：残余含水率θr为0.057，饱和含水率θs为0.269，经验拟合参数a、n分别为0.023、3.441，将拟合结果绘制成曲线，如图 4所示。
采用等效的方法模拟排水孔的排水效果，实质是利用强渗透性介质的强导水作用，只需确定排水孔的等效渗透系数，便可模拟排水孔的排水效果，并用于后续堵塞工况分析。为得到排水孔等效渗透系数，操作流程为：首先按照正常排水条件计算边坡的渗流场，即排水孔单元不参与数值计算，仅在排水孔内赋予排水边界；然后利用空气单元法模拟排水孔，即赋予排水孔单元较大的渗透系数。两种方法各得出一个地下水位线，对两种计算结果进行对比分析，然后调整排水孔渗透系数，直至两种方法计算得出的地下水位线近似重合，此时对应的排水孔渗透系数即为等效渗透系数。
基于坡内水位等效的原则，确定排水孔等效渗透系数，详细计算过程见文献[14]。排水孔正常排水工况下，等效渗透系数的计算结果为0.475 m/s。图 5为边坡不排水与排水状况的孔隙水压力云图。
由计算结果可知，不设排水孔时，坡内地下水位呈一个近似水平面；计入排水孔的作用后，靠近排水孔附近坡内地下水位显著降低；取边坡的一个横断面进行分析，坡内水位线整体上呈近“S”曲线，最低水位出现在一级边坡下部排水孔孔口附近。图 6为边坡局部排水孔流速矢量图，由图 6可以看出，岩体内渗流方向指向排水孔，并通过排水孔排出坡体，说明上述方法模拟边坡排水过程能达到预期效果。然而，排水孔在长期排水过程中，不可避免地会出现不同程度的堵塞，有必要研究排水孔堵塞对边坡稳定性的影响。
在数值模型的基础上，赋予排水孔相应的渗透系数，模拟不同堵塞工况。为了便于描述排水孔的堵塞状态，引入相对渗透系数R的概念[13]，其表达式为
式中：k1、k2分别为岩体和排水孔的渗透系数。此外，定义排水孔堵塞系数B，用以反映排水孔的堵塞程度，其表达式为
式中：km为排水孔正常排水情况下的等效渗透系数；B在物理上可表示为排水孔的堵塞状态，变化范围是0~1，0和1分别表示排水孔正常排水和堵塞失效的工况；从0到1变化反映排水孔堵塞程度逐渐增大的过程。不同的堵塞系数B，对应于不同的排水孔渗透系数，排水孔单元渗透系数减小，则其中的渗流速度也相应地减小，宏观上表现为排水量减小，这与排水孔堵塞的实质相吻合。为了便于后续研究，每一种工况都将所有排水孔的渗透系数赋予相同的值，由渗流折射定律可知，各排水孔在同一工况下堵塞程度相同。
计算出排水孔在不同堵塞工况的地下水位后，取一个横断面，绘制不同堵塞系数对应的坡内地下水位曲线，得出图 7所示的结果。从下往上依次对应排水孔堵塞系数B逐渐增大的地下水位曲线。由图 7可见，随排水孔堵塞程度增大，坡内地下水位明显上升；比较排水孔正常排水和完全堵塞两种工况，坡表水位由1级边坡上升至3级边坡，水位变化最大为21.15 m，约为边坡总体高度的一半。由此可见，排水孔堵塞对坡内地下水位的影响不容忽视。
以坡表孔隙水压力变化作为辅助分析，深入探究这一问题。在1级边坡临空面上取两个横向监控路径，分别位于排水孔上方，将沿路径的距离表述为格构的横向跨度D。记录监控路径上各点在不同堵塞工况下的孔隙水压力，图 8为监控路径示意及孔隙水压力变化图。
图 8中，从下往上依次是排水孔堵塞系数逐渐增大过程中路径上孔隙水压力曲线。从图 8可以直观地看出，两个路径的结果表现出一些相似的规律。堵塞系数增大，临空面上孔隙水压力增加较为明显；此外，在排水孔孔口附近，两个路径上的孔隙水压力均出现突变，尤其在路径2上出现了负压区，进一步证明了排水孔对坡体的排水降压作用。
由路径2的计算结果可知，随排水孔堵塞系数增大，排水孔周围坡表的孔隙水压力由负值过渡为正值，说明排水孔正常排水工况下，坡表水位位于2号排水孔之下；随排水孔堵塞程度的发展，临空面上的孔隙水压力增加，最后发展到正压状态，表明坡表水位上升到2号排水孔上部，这与图 8的坡内水位变化结果吻合。
设置支护结构是边坡稳定的重要保障，支护结构与边坡岩体相互作用，相互制约，可用支护结构的位移变化间接表现岩体的变形。由于多级边坡的特殊性，坡面各点的位移变化特征在数值上与方向上均呈现出不同的规律。
取边坡一个横断面(位于两列排水管中间位置)，分析排水孔堵塞后边坡整体水平位移。将排水孔堵塞工况下各点水平位移绘制成等值线图，结果如图 9所示。坡趾区域为岩体最大水平位移的位置；在坡面上，从坡趾往上，水平位移递减，在边坡岩体顶部出现了反方向的位移，整个坡体形成了一个“顺时针”旋转的下错变形机制。由此可以证明，接近坡趾剪出口部位的岩体最容易发生破坏，这与Cao等[22]的计算结果基本一致，可以在此基础上进行格构变形响应分析。
从边坡格构支护的水平位移UX和竖向位移UY两个角度出发，研究排水孔堵塞对边坡格构支护位移的影响。取3种排水孔工况进行分析，工况1：正常排水(B=0)；工况2：局部堵塞(B=0.5)；工况3：完全堵塞(B=1)。每一级边坡格构上分别建一条监控路径，记录各点位移，图 10为所取路径示意图。取格构的一个竖梁，按箭头所示方向从底部到顶部建立路径。每级边坡均在相同位置建立路径，取1级边坡格构作为示意。位移计算结果如图 11所示。
从整体上看，格构水平位移从下往上依次减小；排水孔堵塞对各级格构水平位移的影响顺序为：1级>2级>3级、4级(由于3级和4级边坡格构变化较小，故不做单独比较)。对于1级边坡格构，最大水平位移位于格构中部，说明1级边坡岩体最大位移出现在1级边坡中部剪出口位置，并且随着排水孔堵塞系数增大，这种现象表现更为显著。其原因是，边坡开挖后坡脚岩体的抗力不足，排水孔堵塞又导致坡内地下水位抬升，进而边坡岩体下滑力增大，因此，不难解释坡趾水平位移增大的现象；对于2级边坡格构，随边坡高度的增加，排水孔堵塞对格构水平位移的影响逐渐减小。这是因为，排水孔正常排水工况下，地下水位在2级边坡之下，随排水孔堵塞的发展，地下水位先上升到2级边坡底部，使得底部水平位移增大，水位持续抬升，2级边坡上部岩体水平位移也受其影响而增大，但相比于下部岩体，这种影响并不明显；对于3级和4级边坡格构，排水孔堵塞对其水平位移的影响较小，与1级和2级边坡不同的是，在3级边坡格构上部，排水孔堵塞后格构水平位移减小，这是因为, 排水孔完全堵塞后，坡表水位在3级边坡格构中部，导致其下部岩体和格构的水平位移增大，潜在滑体下错变形导致上部岩体和格构产生了方向变形。
与水平位移不同，随排水孔堵塞系数增大，各级格边坡构的竖向位移减小。从图中可知，格构竖向位移与排水孔堵塞系数呈负相关关系。这是由于排水孔堵塞导致坡内地下水位抬升，坡内孔隙水压力增加与岩体吸水体积膨胀二者共同作用，从而使边坡岩体的竖向位移出现了反向增长。需要指出的是，这并非说明边坡的稳定性更佳，相反，这会导致边坡岩体的变形程度恶化，对边坡的稳定性造成严重威胁。
综合以上分析结果可知，边坡的最不利位置为坡趾剪出口附近岩体，位移有较大程度的增长，因此，在支护结构支护结构设计时，应加强1级边坡格构支护强度。
以上分析仅仅是从表层支护结构变形的角度阐述排水孔堵塞的影响，在此基础上，进一步分析排水孔堵塞对锚杆的影响，研究排水孔堵塞对边坡深部岩体的危害。提取3个典型位置的锚杆作为研究对象，1#和2#锚杆分别位于1级边坡的底部和顶部，3#锚杆位于2级边坡的顶部。将排水孔不同堵塞工况的锚杆轴力结果绘制成曲线，图 12为不同堵塞工况下的锚杆轴力变化曲线以及所取典型锚杆的示意图。
由图 12可知，排水孔堵塞对锚杆轴力的影响显著，不仅表现在数值上，也表现在最大轴力出现的位置。在数值上，3根锚杆在排水孔完全堵塞状态相对于正常排水状态分别提高了35.14%、44.95%和44.45%。其原因是，岩体内部地下水位上升导致边坡岩体内部变形增大，使得锚杆的轴力亦随之增大；从宏观上看，1号、2号和3号锚杆最大轴力分别出现在离坡面约1、3、9 m的位置，对应于示意图中的A、B、C点。随着排水孔堵塞系数增大，最大锚杆轴力对应的位置向边坡深部岩体发展，图中虚线对应最大轴力。由叶海林等[23]的研究结果可知，锚杆轴力最大的点对应于潜在滑动面的位置。因此，可用一系列锚杆的最大轴力点定性判断边坡的潜滑动面范围，由图中最大轴出现的位置变化可知，潜在滑动面沿坡趾剪出口向坡内延伸，且在排水孔堵塞后，有向岩体内部扩展的态势。
随排水孔堵塞系数增大，3根锚杆轴力变化也呈现出了不同的规律。1#和2#锚杆的轴力均表现为中间大两边小，而3#锚杆的轴力沿路径方向增大后并没有出现明显的下降；在数值上，3#锚杆的轴力明显小于1#锚杆和2#锚杆，说明3#锚杆轴力没有得到较好发挥；此外，3#锚杆处于工况1和工况2时，靠近坡面的位置轴力大致相等，这是因为，在这两种工况下，地下水位均在3#锚杆之下，因此，靠近坡面的锚杆段在这两种工况下轴力并无太大差异；而对于远离坡面的锚杆段，在工况2时位于地下水位之下，所以，排水孔堵塞后，该锚杆段轴力变化较显著。
综上所述，在富水区宜适当增加锚杆长度，尤其是边坡上部锚杆，确保其锚固范围穿越潜在滑动体的范围，较大限度发挥其锚固效果。
利用强度折减法计算边坡的安全系数，研究排水孔堵塞程度与边坡安全性的关系。计算中，取一个坡顶节点的位移变化为标准，当坡顶节点位移发生突变，则此时对应的强度折减系数即是边坡的安全系数，将不同堵塞系数下的安全系数绘制成曲线如图 13所示。
由图可知，随排水孔堵塞系数增大，边坡的安全系数减小，堵塞系数小于0.67时，安全系数减小幅度较小，当排水孔堵塞系数大于0.67时，边坡的安全系数表现出急剧减小。其原因是，排水孔堵塞程度较小时，坡内地下水仍可以通过排水孔排出坡体，不同的是排水孔出现堵塞后孔内渗流量减少，在一定程度上抬升了坡体内部地下水位，造成边坡安全系数小幅度变化；而当排水孔接近完全堵塞时，排水孔内的地下水无法及时排出，导致边坡岩体力学性质劣化，严重影响边坡的安全性。
建立了考虑边坡排水孔堵塞的边坡稳定性分析模型，利用数值方法研究边坡排水孔不同堵塞工况下的坡内地下水位和支护结构力学响应，探讨了排水孔堵塞对边坡稳定性的影响，得到如下结论：
1) 高边坡排水孔堵塞后，坡内地下水位显著抬升，一方面会导致岩体的力学性质劣化，另一方面增大边坡岩体的下滑力，严重威胁边坡的稳定和支护结构的安全。
2) 格构支护的变形响应受排水孔堵塞的影响显著，主要表现为：边坡最危险位置为坡趾剪出口附近岩体。坡趾剪出口位置出现了较大的侧向位移，有向外挤出的趋势，排水孔堵塞后，这种特征表现更加明显。
3) 排水孔堵塞后，锚杆轴力有较大幅度的增长，位于自由水面下的锚杆段尤为显著；排水孔堵塞后，锚杆最大轴力对应的位置向边坡岩体深部发展，表明边坡潜在滑体有向岩体内部渐进扩展的趋势。
4) 排水孔堵塞后，边坡的安全系数有大幅度的降低，尤其是排水孔接近完全堵塞状态时，排水孔堵塞会造成边坡安全系数的急剧减小，严重威胁边坡的安全性和支护结构的安全。
2018, Vol. 40 Issue (5): 92-101
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