马 冲 胡 斌 詹红兵 蒋海飞,3

(1.中国地质大学工程学院，湖北 武汉 430074;2.中国地质大学数学与物理学院，湖北 武汉 430074;3.广西地质环境监测总站，广西 桂林 541004)

基于蠕变强度折减法的滑坡稳定性分析

马 冲1,2胡 斌1詹红兵1蒋海飞1,3

(1.中国地质大学工程学院，湖北 武汉 430074;2.中国地质大学数学与物理学院，湖北 武汉 430074;3.广西地质环境监测总站，广西 桂林 541004)

基于传统强度折减法，提出了考虑岩土体蠕变时效特性的蠕变强度折减法。以重庆某滑坡工程为研究对象，选取主滑线剖面建立FLAC二维地质模型,采用蠕变强度折减法进行了滑坡的蠕变时效稳定性研究，结果表明：①经历相同蠕变时间，滑坡前缘监测点位移量最大，其次为滑体底部监测点，说明滑坡发生变形破坏首先从前缘开始并沿滑动面逐渐向后缘发展；②考虑岩土蠕变特性的滑坡长期稳定性系数为1.18，较未考虑蠕变的滑坡稳定性系数1.26降低了6.3%，说明蠕变不利于滑坡稳定，建议采用稳定性系数1.18作为滑坡治理和地灾危险性评估的依据。

滑坡 蠕变 蠕变强度折减法 长期稳定性

边坡稳定性一直是地质灾害危险性评估的重要研究内容[1-3]。滑坡的形成是一个循序渐进的过程，其因时间变化而积累起来的变形量由岩土材料的蠕变引起，因而分析滑坡稳定性时应充分考虑到岩土体的蠕变性质[4-6]。值得注意的是，目前常用的边坡稳定性分析方法在计算过程中均忽略了岩土体的蠕变特性[7-8]。因此，采用考虑岩土体蠕变特性的计算方法对滑坡稳定性进行分析才能充分满足滑坡预警预报和地质灾害危险性评估的要求[9-11]。以重庆某滑坡工程为例，采用考虑岩土蠕变特性的计算方法对滑坡稳定性进行了研究。

1 滑坡工程概况

重庆某滑坡处于构造剥蚀条状丘陵与长江河谷过渡的岸坡地带，位于三峡库区回水域左岸，整体平面形态呈不规则的圈椅状。滑坡后缘高程约287.5 m，前缘高程约150.6 m，滑体横宽约356.1 m，纵长约280.6 m，滑体厚度为18.8～26.3 m，总体积约为218.35×104m3。经工程地质测绘与钻孔揭露，滑坡地层主要为第四系和侏罗系。第四系地层厚度为20.3～27.8 m，岩性主要有粉质黏土、崩塌堆积块石土。崩塌堆积块石之间的主要充填物质为粉砂质泥岩与粉质黏土，块石与充填物接触面局部可见明显的光滑镜面，呈现出蠕变现象。滑坡基岩为侏罗系粉砂岩，呈灰色、粉粒结构，抗风化能力强，属中厚—厚层构造，单层厚度约12 m。因该区域的长江航道狭窄，若滑坡发生失稳破坏，将直接造成航道堵塞以及威胁到船舶通行安全，故有必要对该滑坡稳定性进行计算，为地灾危险性评估提供参考。

2 稳定性分析方法

对比刚体极限平衡条分法和强度折减法可知，后者依托数值模拟技术，通过折减岩土体强度参数来计算坡体稳定性。随着数值模拟技术的发展，强度折减法已被广泛应用于各种坡体的稳定性分析。但是，传统强度折减法仍然忽略了岩土体的蠕变力学性质，因而不能准确地反映出滑坡的稳定状态。为在稳定性分析中引入材料的蠕变性质，采用蠕变强度折减法来进行稳定性计算，即

FS=τ/τs,

(1)

式中，FS为折减系数；τ为抗剪强度；τs为折减后的抗剪强度。

Cvisc模型由伯格斯模型和摩尔库伦模型串联组成，模型如图1所示。图1中，EM、ηM分别表示弹性模量和麦克斯韦尔黏性系数；EK、ηK分别表示黏弹性模量和开尔文黏性系数；σt表示服从Mohr-Coulomb强度屈服准则的岩土体屈服强度；εM、εK、εP分别表示为麦克斯韦尔体、开尔文体的应变和塑性应变[7]。在计算过程中，为使岩土体仅出现衰减蠕变，以便对岩土体强度进行折减计算，通常将ηM取为+∞。原因是：假如岩土体出现了加速蠕变现象，无论是否对岩土体的强度进行折减，其变形仍会持续增大。

图1 Cvisc蠕变模型

一般地，材料的流变与其所受的应力偏量相关。因此，三维状态下的Cvisc模型可表达为

(2)

(3)

(4)

式中，σ11、σ22、σ33分别为岩土体的最大、中间、最小主应力。

3 基于Cvisc模型的滑坡稳定性数值分析

3.1 滑坡地质模型及计算参数

基于FLAC3D，建立滑坡地质模型如图2所示，该模型由粉砂岩(基岩，浅色部分)和第四系崩塌堆积物(深色部分)组成。模型共包含1 557个节点和888个单元，X、Y、Z3个方向分别为387 m、183 m、2 m。模型的约束条件为：滑坡地质模型的左右两侧为水平约束条件，模型底部为全部固定约束。

图2 FLAC3D滑坡地质模型

进行滑坡稳定性计算时，令ηM=+∞，那么Cvisc模型简化为广义开尔文模型[7]，相应的滑坡地质模型计算参数如表1所示。为进行比较分析，先采用基于Mohr-Coulomb屈服准则的传统强度折减法计算获取滑坡满足弹塑性力学特征的稳定性系数，计算时所采用的参数如表2所示。

表1 Cvisc模型参数(天然状态)

3.2 结果分析

为研究蠕变对稳定性的影响效应，先采用不考虑岩土体蠕变特征的传统强度折减法对滑坡的稳定性进行计算。在FLAC3D中，经过不断修正FS，最终得到滑坡在天然状态下达到临界破坏状态时的FS为1.26，因而可认为在不考虑蠕变效应影响的情况下，滑坡的稳定性系数为1.26。通过查看滑坡稳定性计算后的剪应变速率云图，可见明显的突变带(如图3所示)，突变带的空间位置就是由传统强度折减法确定的滑动面。

表2 Mohr-Coulomb模型计算参数(天然状态)

注：表1、表2中第四系的力学参数表示黏土和崩塌块石土的平均力学参数。

图3 传统强度折减法计算结果

根据文献[12]可知，利用FLAC3D中的Cvisc蠕变模型进行滑坡稳定性计算时，有2个边坡失稳判据可参考：①塑性区从坡脚到坡顶是否贯通；②坡体中多个变形监测点经历一定时间长度后能否达到稳定状态。这里选用第2个判据来判断滑坡所处的稳定状态，并在滑坡前缘、后缘以及滑体坡面、滑体内部设置位移监测点，其分布位置如图2所示。

基于Cvisc模型的蠕变强度折减法，将FS由1.06逐渐增大到1.22，得到不同强度折减系数下1#～4#监测点的蠕变变形曲线，折减系数为1.06、1.18和1.22时的蠕变曲线如图4～图6所示。

图4 折减系数为1.06时蠕变曲线

由图4～图5中各监测点的蠕变曲线可看出，在折减系数取值为1.06～1.18时，蠕变曲线先经历瞬时弹性变形，随后进入到减速蠕变阶段。这个时期的蠕变曲线变化平缓，说明岩土蠕变变形速率开始出现衰减并不断减少至零，最后蠕变曲线出现平缓的线段，宏观上表示滑坡蠕变变形处于稳定状态。由图6可知，当折减系数取值为1.22时，蠕变曲线在经历了较为短暂的弹性变形后，蠕变位移随蠕变时间增长而不断增大，监测点3#、4#在经历365 d的蠕变后并未出现衰减蠕变现象。通过统计分析得到，当强度折减系数由1.06变化到1.22时，监测点1#至监测点4#经历365 d蠕变所对应的位移量如图7所示。

图5 折减系数为1.18时蠕变曲线

图6 折减系数为1.22时蠕变曲线

图7 不同折减系数下监测点X方向位移总量曲线

图7中可明显看出：当滑坡岩土参数折减1.06～1.18倍时，各监测点的X方向位移增量并不明显，位移量也均少于10 mm；当滑坡岩土参数折减1.22倍时，位于滑坡前缘的监测点3以及位于滑体底部的监测点4#的位移增量出现了明显的增大。同时，由图中位移变化曲线也可知，滑坡X方向的位移量随折减系数的增大而逐渐增大，其变化过程中存在1个临界值。当折减系数少于临界值时，滑坡位移增量变化不明显；当折减系数大于临界值时，滑坡某些部位的位移量就会成倍增长，并可最终导致滑坡发生变形破坏。从位移量变化情况看，折减系数由1.18增加到1.22时，监测点3#的位移值最大，位移增量为148.04%，监测点4#的位移值其次，位移增量为38.02%，监测点1#及监测点2#的位移变化量不大，这表明：滑坡前缘处于坡脚位置，因受剪应力集中影响而导致滑坡前缘岩土体的剪应变最大，滑坡发生破坏的过程应是先从前缘开始，然后沿着滑动面逐渐扩展贯通至后缘。基于上述分析，可认为折减系数的临界值为1.18，且滑坡在考虑岩土体蠕变特性的情况下的稳定性系数也可保守地认为是1.18。由于充分考虑了时间因素对滑坡稳定性的影响(即考虑了岩土材料的蠕变时效性)，因此稳定性系数1.18可作为滑坡的长期稳定性系数。对比分析发现，滑坡采用传统强度折减法计算得到的短期稳定性系数为1.26，采用蠕变强度折减法计算得到的长期稳定性系数为1.18，前者较后者高出6.8%，故采用长期稳定性系数1.18作为滑坡工程治理和地灾危险性评估的依据将更具科学性与合理性。

4 结 论

(1)采用蠕变强度折减法时，可用折减系数1.18作为滑坡长期稳定性系数；采用传统强度折减法时，滑坡稳定性系数为1.26，前者比后者降低了6.3%。滑坡经历365 d的蠕变后，稳定性系数由1.26降低到1.18，说明岩土材料的蠕变性质不利于滑坡的稳定，在评估滑坡稳定性状态时不能忽略岩土体的蠕变时效特性。

(2)在考虑岩土蠕变特性的情况下，折减系数的临界值可取为1.18。折减系数由1.18增大到1.22时，监测点3#的X方向位移量最大，其次为监测点4#，表明滑坡发生变形破坏首先从前缘开始，并沿滑动面逐渐向滑坡后缘发展。

(3)利用蠕变强度折减法计算得到的监测点位移与现场实测位移数据相结合进行滑坡预警预报时，所选用的预警标准应大于未考虑蠕变时的。对滑坡工程进行支护治理时，建议采用滑坡长期稳定性系数1.18作为设计参数。

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(责任编辑 徐志宏)

Analysis of Landslide Stability Based on Creep Strength Reduction Technique

Ma Chong1,2Hu Bin1Zhan Hongbing1Jiang Haifei1,3

(1.Faculty of Engineering，China University of Geosciences，Wuhan 430074，China；2.School of Mathematics and Physics，China University of Geosciences，Wuhan 430074，China;3.Guangxi Zhuang Autonomous Region Geological Environmental Monitoring Station，Guilin 541004，China)

Based on the traditional strength reduction technique，the creep strength reduction technique of considering creep property of rock and soil medium have been proposed.The FLAC2Dgeological model of the main slip line profile is established，and the creep aging stability of landslide is studied by using creep strength reduction technique with respect to a landside in Chongqing city.The results show that：①the displacement of monitoring point in landslide leading edge is the biggest，followed by that under sliding bottom when experienced the same creep time.It indicates that landslide damage begins with the leading edge and generally moves to the trail edge along with the sliding surface；②the landslide long-term stability coefficient is 1.18 with considering creep property of rock and soil medium，and it's 1.26 with not，lower by 6.3%.It indicated that creep is not conducive to the stability of landslide.It suggests the stability coefficient 1.18 as the parameter for engineering design and geological hazard assessment.

Landslide，Creep，Creep strength reduction technique，Long-term stability

2014-09-05

国家重点基础研究发展计划(973计划)项目(编号：2011CB710604)，国家自然科学基金面上项目(编号：41172281)。

马 冲(1985—)，男，博士研究生。通讯作者 胡 斌(1974—)，男，博士，教授。

TU45

A

1001-1250(2014)-11-050-04