0 引言

我国滑坡等地质灾害多发，每年造成大量人员伤亡与财产损失。对于浙闽等东南沿海省份，滑坡的发生受台风暴雨影响明显，其甚至成为诱发滑坡的最主要因素^[1]。降雨引起滑坡体内孔隙水压力升高、岩土体有效应力降低，使得滑坡体在自重作用下失稳，发生滑坡灾害^[2]。因此，降低坡体地下水位和支挡成为治理降雨诱发滑坡的有效工程措施^[3-4]。然而，目前多依据地质勘探时的地下水位及工程地质条件开展工程治理，没有考虑滑坡稳定性的演化过程。因此，基于滑坡稳定性的演化过程，提出经济有效的滑坡治理措施成为这一地区亟待解决的工程与科学问题。

在降雨诱发滑坡研究方面，诸多学者从诱发机理、演化机制与防控措施方面展开了研究：李秀珍等^[5]和苏燕等^[6]基于室内实验研究了降雨型滑坡的发生机制；鲍其云等^[7]基于浙江省多个滑坡现场的雨量监测数据提出了预测滑坡的降雨强度阈值；郑亚飞等^[2]基于贝叶斯理论对降雨型滑坡的演化过程进行了反演；贺可强等^[8]提出了滑坡预警的位移判据，用于指导实际工程。在工程治理方面，降雨型滑坡普遍被认可的治理措施是及时排除地下水，降低地下水位，因此出现了诸多排水方法，如：尚岳全等^[3]针对水平排水孔的缺点，提出了边坡虹吸排水方法，并在诸多工程中进行了应用，取得了良好的应急处理效果；孙红月等^[9]以地下排水隧洞为研究对象，评价其排水效果。在滑坡加固方面，预应力锚索及抗滑桩等工程措施都得到了广泛的应用^[10-13]。由此可见，目前排水措施与支挡结构在设计时，主要还是依赖地质勘查数据，并结合专家经验确定设计方案，缺乏定量化的设计依据。

本文以福建省永泰县东门旗山滑坡为研究案例，结合地质勘查资料与实测滑坡位移数据，分析滑坡诱发机理，并利用数值模拟方法反分析滑坡安全性。在此基础上，考虑滑坡变形演化过程，针对滑坡排水与抗滑桩治理措施提出定量化的设计依据，以期为指导工程实践提供依据。

1 滑坡区域概况

永泰县东门旗山滑坡位于福州市永泰县城峰镇辖区内，旗山路旗山小区后方，省道203线北侧。场地区域属侵蚀、剥蚀丘陵地貌，原始山体为凸形坡，山体浑圆，原始坡度20°~35°，坡上植被发育一般，多为果树及矮小灌木。滑坡区属中亚热带海洋性气候，受东南季风影响，气候温和湿润，降雨充沛，多年平均降水量1 400~2 000 mm，3—9月为多雨季节，总降雨量占全年降雨量的80%，其中5—9月受热带天气系统影响，为降雨高峰期，台风暴雨、特大暴雨发生频繁；10月—次年2月为相对少雨期，此期间降雨总量约占全年降雨总量的20%。

由于山脚居民楼建设需要，对原始山坡坡脚进行开挖，导致山脚形成高陡边坡，出现临空面。2010年4月强降雨过后，山体产生滑坡迹象，滑坡体中后部进行了紧急卸载，卸载施工于2010年5月下旬完成^[14-15]。应急卸载后，形成坡率1:1.25~1:1.00的多级台阶状人工边坡，边坡全貌如图 1所示。2011年8月底遭遇强台风“南玛都”后，滑坡后缘标高165~170 m之间发育2道拉张裂缝，裂缝宽5~15 cm，总体呈半圆形延伸，未见明显错动。2011年9月7日对该滑坡进行了详细的野外调查，发现后缘裂缝有进一步扩大延展的现象，开裂区域增大，顺着后缘裂缝发育方向，北端延长约10 m，新开裂处缝宽2~3 mm，未见下错。在标高171 m处新发育一道拉张裂缝，宽5 mm左右，总体呈线形延伸约25 m，开裂面新鲜，未见明显下错。后缘裂缝如图 2所示。

滑坡前缘变形主要体现为岩石的鼓胀现象。坡脚临空面位置可见应力作用后岩石的鼓胀现象，裂隙张开，局部见掉块、小崩落等，如图 3a所示。坡脚住宅区水泥地面开裂，稍有隆起。2011年8月底遭遇强台风“南玛都”后，坡角混凝土挡墙开裂并拱出约5 cm，水沟变窄，如图 3b所示。

2 滑坡诱发因素分析

由上述滑坡区域概况可见，永泰县东门旗山滑坡的诱发可分为内因与外因两个方面。其中内因指滑坡区域的工程地质条件，外因包括降雨入渗及坡脚工程活动。

2.1 工程地质条件

详细的地质勘查揭示了滑坡的地质构成与地下水分布情况。勘查结果表明，该滑坡节理裂隙多为反倾节理裂隙，呈现稳定结构^[16]。滑坡与居民区相对位置如图 4所示。滑坡主轴如图 4中AB线所示。沿滑坡主轴分布6个地质勘探钻孔，根据钻孔柱状图绘制主轴地质剖面及地下水位分布(图 5)。由图 5可见，滑坡区域地质构成主要为不同风化程度的花岗斑岩与凝灰岩。为揭示滑面位置及滑坡体变形情况，在勘探钻孔ZK2—ZK6处依次安装了5根测斜管，监测数据如图 6所示^[16-17]。由图 6的深部位移数据可见，结合滑坡的地形可以确定滑面为倾角25°的直线型滑面。现场勘测表明滑面后缘深切，后缘壁陡直。结合图 5地质剖面可知，滑面通过碎裂状与散体状强风化凝灰岩地层。地质测绘和钻探资料表明：该滑坡滑体结构凌乱，场地差异风化严重，钻孔多见散体状与碎裂状强风化层交互出现，滑体中后部厚、前部薄，平均厚度约30 m。滑面主要为碎裂状风化凝灰岩，软硬互层现象严重，碎裂状风化层层面起伏较大，滑面局部位置切过散体状强风化层。

2.2 降雨与坡脚开挖

滑坡区域充沛的降雨使得坡体内形成稳定的地下水渗流通道。由于地质构成的差异，强风化岩层渗透系数较高，渗流通道主要沿着强风化岩层发育，即渗流通道基本沿着滑面发育。降雨发生时，雨水通过后缘及坡面裂缝流入渗流通道，不但使后缘裂隙水压力增大，也使得滑面中的孔隙水压力上升，有效应力降低，进而降低滑坡整体稳定性。

坡脚开挖明显降低了滑坡稳定性，使得滑坡变形增大，坡面及坡脚多处出现错动裂缝。说明坡脚原有岩土体对滑坡产生了一定的抗滑力。坡脚挖除后，有必要利用工程措施对滑坡进行支挡。因此，抗滑桩作为治理措施具有其必要性。

3 滑坡稳定性分析

为量化分析滑坡稳定性，本文采用Geostudio计算滑坡不同工况下的稳定性，滑坡稳定性用安全系数来评价。当安全系数大于1时，坡体稳定；等于1时，坡体处于极限平衡状态；小于1时，边坡即发生破坏。本文先通过Geostudio中的seep/w模块指定地下水位；再通过slope/w模块中的Morgenstern-Price方法计算安全系数。依据图 5的地质剖面图建立的数值计算模型如图 7a所示。其中滑面根据测斜数据进行指定。在勘查钻孔过程中(钻孔位置如图 5所示)，对岩土试样进行了直剪试验并测定了重度，得到如表 1所示的物理力学参数^[16]用于数值模型计算。由表 1可见，滑面通过的散体状与碎裂状强风化凝灰岩的黏聚力与内摩擦角相对较低；因此，对于未测定物理力学参数的地层，如散体状与碎裂状强风化花岗斑岩、中风化花岗斑岩及全风化凝灰岩，均采用中风化凝灰岩的物理力学参数。由于本滑坡属于固定滑面滑坡，滑面未通过上述岩土层，采用极限平衡法计算指定滑面的安全系数时，计算结果不受这些地层力学参数取值的影响。

对于未加固的滑坡，勘探水位与高水位作用下滑坡的安全系数分别为1.128和0.989，滑面位置与极限平衡法中的土条划分如图 7b所示。勘探水位作用下安全系数大于1, 说明在正常水位(勘探水位)作用下，经过应急卸载后的滑坡处于稳定状态; 而台风带来的强降雨使得地下水位升高(图 5中的高水位)，滑坡安全系数(0.989)小于1，说明高水位作用下滑坡处于临界滑动状态，此计算结果与滑坡的发育过程吻合，说明计算模型合理。本文后续分析均在此模型基础上完成。

4 滑坡防治措施与依据

滑坡的防治措施分为应急处理与长期加固两个阶段。其中应急处理指拦排地表水及坡体内部地下水，长期加固措施指抗滑桩加固工程。

4.1 地表与坡体内部排水

降雨引起的地下水位抬升是诱发滑坡的主要因素。因此，通过排水措施降低地下水位是本滑坡应急治理的第一步。基于图 7中的数值模型，将地下水位设置在滑面以下，计算得到地下水位降低后的滑坡安全系数为1.168。相比勘探期间和台风期高水位，滑坡安全系数得到了提升，能够为后续的工程治理提供安全保障。排水工程措施包括设置截水沟与水平排水孔。其中截水沟用于拦排滑坡区域范围以外的地表水，防止其流入滑坡区域。通过水平排水孔降低滑坡体内部地下水是更为直接的降水措施。确定排水孔在滑坡体上的位置是其设计的关键。

本文基于降雨量与滑坡滑动速率分析确定排水孔的最优布设位置。图 8所示是基于深部位移监测数据(2—5号测斜管)计算得到的滑坡滑动速率。其中降雨量为2011年福州市月降雨量数据。根据图 8可知：1)滑坡滑动速率随降雨量增加而增大。尤其是2011年7月—8月台风影响期间，因降雨量明显增大，滑坡不同位置滑动速率明显增大。随着降雨量的减小，滑坡的滑动速率减小。这一规律验证了滑坡由降雨诱发这一判断。2)在降雨条件下，滑坡体滑动速率峰值自上而下逐渐增大，并且具有滞后性。这一规律说明本项目滑坡属于推移式滑坡，通过上部滑坡体推动下部滑坡体产生滑动。滑动速率滞后性表现为, 5号测斜管的滑动速率峰值出现在9月份，此时降雨量已明显减小，中部与上部滑坡体滑动速率明显降低。这一现象出现的原因与地下水渗流有关。根据Vulliet等^[18]提出的经验公式，滑坡局部滑动速率与孔隙水压力成正比。当强降雨出现时，地表降水首先通过后缘与中部坡体裂缝直接渗入滑坡体，使得此部分滑面上孔隙水压力上升，直接表现为滑坡滑动速率的增大。而降雨结束后，滑坡体内部的地下水在重力作用下逐渐从后部与中部渗流到前缘排出，这一渗流过程导致前缘地下水位峰值出现时间迟于中部与后部，因此出现滑动速率的滞后性。

基于上述分析，可以确定滑坡体下部处于挤压状态，同时这种变形的不协调也说明滑坡下部能够提供一定的抗滑力。但是地下水位的剧烈抬升会大大降低滑坡下部土体的抗剪强度，进而出现局部土体破坏，甚至滑坡整体失稳。因此应急排水孔应首先布置在滑坡体下部，以起到降低地下水位、提高滑坡下部土体有效应力与抗剪强度的作用。而后，逐步在滑坡体上部与中部设置排水孔，并回填裂缝，降低地表水入渗。

4.2 抗滑桩加固

为保障滑坡长期稳定性及坡脚住宅区的安全，将抗滑桩作为本项目主要加固措施。该滑坡属于破坏后果很严重的自然滑坡，根据规范^[19]要求安全系数应达到1.25。为确定抗滑桩设计参数，首先通过slope/w计算滑坡在高水位时达到设计安全系数1.25时所需的抗滑力。在模拟过程中，假设桩间距为4 m，可得出当每延米抗滑力达到8 000 kN时，可以满足安全系数要求。基于此抗滑力，为确定抗滑桩截面尺寸与桩间距，引入Ito等^[20]模型计算抗滑桩提供的抗滑力公式：

其中：

式中：p(z)为抗滑力；c为黏聚力；φ为内摩擦角；D₁和D₂分别为桩间中心距和净距；γ为岩土体重度；z为坡体内任意点距坡面的距离。

将式(1)沿滑坡体深度积分，再除以桩间距，即可得到每延米抗滑力，使其大于等于8 000 kN，即可满足滑坡安全系数要求。滑坡体深度随抗滑桩布设位置的不同而改变，而在极限平衡法中，对于确定的滑面，滑坡安全系数与抗滑桩布设位置无关。表 2验证了此结论。在表 2中，将抗滑桩设置在30—35号土条桩，每延米抗滑力保持8 000 kN不变，尽管各土条的深度有所差别，但抗滑桩布设在不同土条中的安全系数却差别不大。鉴于此，本文将抗滑桩工程造价最低作为目标(每延米桩的体积最小)，确定抗滑的截面尺寸、桩间距和布设位置。为便于施工及增加滑坡下部抗滑力，拟将抗滑桩设置在滑坡体下部，选取数值模型中30—35号土条作为抗滑桩布设位置备选方案，每个土条对应的滑坡体深度如表 2所示。抗滑桩截面直径选取1.0~2.5 m，增量为0.1 m，抗滑桩净间距为2.0~5.0 m，增量为0.5 m，计算所有满足安全系数要求的方案，选取抗滑桩体积最小的方案作为最终设计方案。

图 9所示为抗滑桩设置在不同土条中的造价(每延米桩体积)与抗滑效果(每延米抗滑力)关系图。图 9中所有方案均满足抗滑力要求，即每延米提供的抗滑力均大于8 000 kN; 因此，针对每一个抗滑桩布设位置，工程造价最少的方案即为最优方案。由图 9可见，随着抗滑桩布设位置向坡脚移动，满足抗滑力与安全系数要求的方案逐渐变少。因此，从备选方案数量的角度考虑，抗滑桩布置在30号土条位置处最优。表 3所示为抗滑桩布设在不同土条位置处时得到的最优方案、相应的造价与抗滑效果。对比发现，抗滑桩布设于30号土条中的方案工程造价最低。为兼顾工程造价与抗滑效果，将每延米抗滑力与每延米桩体积的比值定义为效能比。方案的效能比越大，说明同样造价情况下该方案抗滑效果越好。由表 3可见，抗滑桩布设于30号土条位置处仍为最优方案。因此，最优的抗滑桩设计方案是将抗滑桩布设于30号土条位置处，滑坡体深度为23.318 m，桩径1.0 m，桩净距与中心距分别为2.0和3.0 m。

5 结论

1) 结合滑坡诱发时间及后期监测数据，判断本文所研究滑坡为降雨诱发，通过数值模拟对滑坡安全性进行反分析，验证了这一结论。

2) 在进行滑坡排水方案设计时，依据滑坡体不同部位滑动速率的变化规律与降雨量的关系，发现下部滑坡滑动速率存在明显滞后性，并且下部滑坡土体能够对中部与上部滑坡提供一定的抗滑力，因此建议优先布设下部滑坡排水措施，增加其抗剪强度。

3) 在进行抗滑桩设计时，首先确定了滑坡达到设计安全系数时每延米抗滑力为8 000 kN，以此为基础通过数值模拟和理论分析方法确定多个满足安全系数大于1.25的设计方案，以方案工程造价最低为目标，最终确定抗滑桩的设计方案为桩径1.0 m、桩净距与中心距分别为2.0和3.0 m。