膨脹土邊坡穩(wěn)定性研究

程展林，李青云，郭熙靈，龔壁衛(wèi)

(長(zhǎng)江科學(xué)院 a.院長(zhǎng)辦公室;b.水利部巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室;c.流域水環(huán)境研究所，武漢 430010)

1 概述

膨脹土是一種典型的特殊土，在文獻(xiàn)［1］中，膨脹土被解釋為“具有較大的吸水膨脹和失水收縮變形特征的高塑性黏性土。黏粒的主要成分為強(qiáng)親水性礦物”，它具有超固結(jié)性、裂隙性、脹縮性等一系列特殊性。其工程問(wèn)題是巖土工程領(lǐng)域中的技術(shù)難題之一，尤其是膨脹土邊坡的穩(wěn)定問(wèn)題，往往是“逢塹必滑”，給工程的危害極大。長(zhǎng)期以來(lái)，針對(duì)膨脹土邊坡穩(wěn)定性的有關(guān)問(wèn)題，土力學(xué)工作者開(kāi)展了大量的研究工作［2，3］。但由于膨脹土的特殊性和復(fù)雜性，對(duì)膨脹土邊坡的破壞機(jī)理、穩(wěn)定分析方法等關(guān)鍵性技術(shù)問(wèn)題尚缺乏明確的認(rèn)識(shí)。人們習(xí)慣于沿襲一般黏土邊坡穩(wěn)定分析思路，將膨脹土邊坡穩(wěn)定問(wèn)題視為單純的膨脹土強(qiáng)度問(wèn)題，由于很緩的膨脹土邊坡仍然發(fā)生失穩(wěn)，從而認(rèn)為膨脹土的強(qiáng)度很低，有的甚至建議膨脹土的內(nèi)摩擦角取室內(nèi)試驗(yàn)值的1/7，黏結(jié)力取室內(nèi)試驗(yàn)值的1/14作為計(jì)算指標(biāo)［3］。但即便如此，有些實(shí)際失穩(wěn)邊坡的安全系數(shù)值仍大于1.0。為了使穩(wěn)定分析成果能夠反映失穩(wěn)邊坡的穩(wěn)定狀態(tài)，有研究者將膨脹力試驗(yàn)得到的膨脹力以面力的形式垂直作用于坡面［4］或在每個(gè)土體單元中心施加一個(gè)體力［5］，也有研究者假定滑體內(nèi)分布垂直裂隙，且垂直裂隙中作用水壓力，等等。

本文認(rèn)為，要研究膨脹土邊坡的穩(wěn)定性，必須首先了解膨脹土的地質(zhì)特征，弄清邊坡的失穩(wěn)機(jī)理，認(rèn)識(shí)控制邊坡穩(wěn)定的土體強(qiáng)度，在此基礎(chǔ)上，建立邊坡穩(wěn)定分析方法。

“十一五”期間，針對(duì)南水北調(diào)中線工程膨脹土的工程問(wèn)題，由長(zhǎng)江科學(xué)院牽頭，進(jìn)行了國(guó)家“十一五”科技支撐課題“膨脹土地段渠道破壞機(jī)理及處理技術(shù)研究(課題編號(hào):2006BAB04A10)”的研究。南水北調(diào)中線工程渠道沿線的地質(zhì)條件復(fù)雜，穿越膨脹土(巖)渠段累計(jì)長(zhǎng)度約386.8 km，其中，強(qiáng)膨脹土(巖)39.89 km，中膨脹土(巖)162.23 km，膨脹土渠坡的處理技術(shù)是南水北調(diào)中線工程建設(shè)的關(guān)鍵技術(shù)問(wèn)題之一。為此，課題組采用地質(zhì)勘察、現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)、室內(nèi)試驗(yàn)、大型靜力模型試驗(yàn)、數(shù)值分析等多種研究手段，系統(tǒng)開(kāi)展了試驗(yàn)研究工作。本次研究突出的特色是系統(tǒng)地開(kāi)展了大型現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，在南水北調(diào)中線工程總干渠渠線上選擇2個(gè)代表性渠段，即南陽(yáng)膨脹土試驗(yàn)段(以下簡(jiǎn)稱“南陽(yáng)試驗(yàn)段”)和新鄉(xiāng)潞王墳膨脹巖試驗(yàn)段(以下簡(jiǎn)稱“新鄉(xiāng)試驗(yàn)段”)，分別進(jìn)行了13個(gè)和8個(gè)試驗(yàn)區(qū)的試驗(yàn)研究。課題于2006年底啟動(dòng)，經(jīng)過(guò)4年多的科研攻關(guān)，于2011年初驗(yàn)收，并在此基礎(chǔ)上，對(duì)中線工程膨脹土(巖)渠段的設(shè)計(jì)進(jìn)行了變更?！?006BAB04A10”課題取得的成果比較豐富，本論文僅對(duì)其中有關(guān)邊坡穩(wěn)定的部分成果進(jìn)行簡(jiǎn)要介紹。

2 膨脹土的工程特性

膨脹土的工程特性所涉及的內(nèi)容比較廣泛，本節(jié)僅對(duì)其中的幾個(gè)方面進(jìn)行簡(jiǎn)要介紹。這些特性對(duì)于理解膨脹土邊坡的失穩(wěn)機(jī)理較為重要。

2.1 膨脹土的裂隙

一般認(rèn)為，膨脹土的表層存在一個(gè)“大氣影響帶”。由于膨脹土吸水膨脹、失水收縮的反復(fù)變化，在膨脹土的表層會(huì)產(chǎn)生雜亂分布的裂隙，使土體的強(qiáng)度降低，從而導(dǎo)致膨脹土邊坡失穩(wěn)。因此，以往在膨脹土強(qiáng)度試驗(yàn)中，非常強(qiáng)調(diào)試樣的尺寸，期望強(qiáng)度試驗(yàn)?zāi)芫C合反映裂隙對(duì)強(qiáng)度的影響。研究表明，這種認(rèn)識(shí)是比較片面的。

大量的地質(zhì)勘察成果表明，在“大氣影響深度”范圍以內(nèi)與以下區(qū)域，膨脹土的裂隙形態(tài)存在明顯差異。在“大氣影響深度”范圍內(nèi)，裂隙的確是雜亂分布的;而在“大氣影響深度”以下的非大氣影響區(qū)，膨脹土的裂隙往往具有光滑裂隙面，且具有定向性，裂隙多被充填、呈閉合狀，(簡(jiǎn)稱為伴生裂隙)。與大氣影響區(qū)裂隙面的粗糙、長(zhǎng)度短小、傾向隨機(jī)的特征(簡(jiǎn)稱為脹縮裂隙)是完全不同的。圖1為南陽(yáng)試驗(yàn)段處膨脹土“伴生”裂隙的裂隙特征;圖2為南陽(yáng)試驗(yàn)段伴生裂隙傾向玫瑰圖，表明膨脹土中的裂隙分布具有明顯的定向性。裂隙的定向性對(duì)解釋膨脹土邊坡的失穩(wěn)十分重要。

圖1 膨脹土的裂隙特征Fig.1 Fracture characteristics of expansive soils

圖2 南陽(yáng)試驗(yàn)段伴生裂隙傾向玫瑰圖Fig.2 Rose diagrams of the trend of preexisting natural fractures in Nanyang test section

膨脹土裂隙的分帶性和伴生裂隙的定向性在以往的文獻(xiàn)中也有敘述［6］，孔德坊等在《裂隙性黏土》一書(shū)中寫(xiě)道:“在自然界中，出露在地表的黏土，因受氣候條件的強(qiáng)烈影響，在干、濕反復(fù)變化過(guò)程中，其表部一般都發(fā)育大量短小而隨機(jī)的裂隙，它們分布的深度范圍多不超過(guò)1.5 m，……，在本書(shū)中所討論的‘裂隙性黏土’，主要指分布在深度1.5 m以下，常作為建筑物地基持力層或邊坡主要組成物的、裂隙發(fā)育的黏土”。可見(jiàn)，本文所揭示的膨脹土伴生裂隙的一些特征，不僅在膨脹土中存在，而且在一般硬黏土中亦存在。它有別于軟弱結(jié)構(gòu)面，對(duì)膨脹土邊坡的穩(wěn)定性有重大影響。

2.2 膨脹土的膨脹性

膨脹性是膨脹土的基本特性，這方面的研究成果較為豐富，本文僅介紹膨脹土的有荷膨脹變形特性。因?yàn)樵陂L(zhǎng)江科學(xué)院提出的膨脹土邊坡穩(wěn)定計(jì)算方法之一中要用到有荷膨脹變形的指標(biāo)。本文選擇了多種膨脹土，采用壓縮儀和三軸儀，進(jìn)行了大量不同上覆壓力和不同圍壓的有荷膨脹試驗(yàn)，其膨脹應(yīng)變可以采用下式模擬，

式中:εv為充分吸濕引起的體積膨脹應(yīng)變(%);σm為平均應(yīng)力(kPa);a，b為與土性及起始含水率有關(guān)的試驗(yàn)擬合參數(shù)。圖3為壓實(shí)度98%、起始含水率 20.4%的南陽(yáng)中膨脹土的試驗(yàn)成果，a=23.34，b=－4.85?？梢钥闯觯w積膨脹應(yīng)變與平均應(yīng)力在半對(duì)數(shù)坐標(biāo)系中呈很好的線性關(guān)系，且這一規(guī)律具有普遍性。如壓實(shí)度為95%，含水率為26.5%的邯鄲強(qiáng)膨脹土 a=31.17，b=－6.31。

圖3 典型有荷膨脹試驗(yàn)成果(南陽(yáng)中膨脹土)Fig.3 Result of typical loaded swelling experiment with moderate expansive soils from Nanyang

2.3 膨脹土的強(qiáng)度

由于膨脹土強(qiáng)度的復(fù)雜性，人們進(jìn)行了大量的研究工作。從現(xiàn)有的資料看，無(wú)論是研究思路，還是試驗(yàn)方法、試驗(yàn)控制條件以及強(qiáng)度取值原則等都存在較大差異。

強(qiáng)度試驗(yàn)和穩(wěn)定分析方法是邊坡穩(wěn)定性研究的2個(gè)方面。在邊坡穩(wěn)定分析中，必須采用由合適的試驗(yàn)方式得到的強(qiáng)度試驗(yàn)值。

由于膨脹土存在不同性質(zhì)的裂隙，膨脹土強(qiáng)度特性比普通黏性土要復(fù)雜得多。長(zhǎng)江科學(xué)院經(jīng)多年研究，對(duì)膨脹土強(qiáng)度的確定有如下的思路:①對(duì)于大氣影響區(qū)，因裂隙量大、短小而隨機(jī)，可直接取大氣影響區(qū)的原狀樣進(jìn)行試驗(yàn)或取深部土塊經(jīng)室內(nèi)多次干濕循環(huán)后進(jìn)行試驗(yàn);②對(duì)于非大氣影響區(qū)，因伴生裂隙的存在，土體的抗剪強(qiáng)度具有強(qiáng)烈的方向性，不可能給出統(tǒng)一的土體強(qiáng)度指標(biāo)，必須采用土塊強(qiáng)度和裂隙面強(qiáng)度2組強(qiáng)度指標(biāo)來(lái)表征裂隙性膨脹土的強(qiáng)度特性;③對(duì)于填筑膨脹土體，可采用壓實(shí)土室內(nèi)試驗(yàn)測(cè)定。至于飽和狀態(tài)、排水方式等試驗(yàn)條件視研究對(duì)象的實(shí)際狀況而定。

2.3.1 干濕循環(huán)后的強(qiáng)度

為研究干濕循環(huán)對(duì)膨脹土強(qiáng)度的影響，在室內(nèi)對(duì)多種膨脹土的原狀樣和壓實(shí)樣進(jìn)行了干濕循環(huán)后強(qiáng)度的測(cè)定，其成果具有相同的規(guī)律性，限于篇幅，僅列其中一組試驗(yàn)成果。

試樣為南陽(yáng)中膨脹土原狀樣，其自由膨脹率為69%，天然含水率為 24.4% ～26.9%，干密度為1.51 ～1.60 g/cm3，液限為 40.3% ～44.0%。1 組試驗(yàn)24個(gè)試樣，分6個(gè)亞組(每亞組4個(gè)試樣)，每個(gè)亞組分別進(jìn)行0～5次干濕循環(huán)。試樣直徑61.8 mm、高 125 mm，試驗(yàn)圍壓為 25，50，100，200 kPa。干濕循環(huán)方式如下:采用低溫(70℃)烘干法模擬土體脫濕過(guò)程，當(dāng)試樣的含水率達(dá)到縮限含水率時(shí)終止脫濕;采用抽氣飽和法模擬土體的吸濕過(guò)程，抽氣時(shí)間及浸泡時(shí)間均控制為3 h和24 h。重復(fù)干濕過(guò)程至設(shè)定的次數(shù)。試驗(yàn)為三軸固結(jié)排水剪切試驗(yàn)，試驗(yàn)成果如圖4所示。

圖4 強(qiáng)度指標(biāo)與干濕循環(huán)次數(shù)的關(guān)系Fig.4 Strengths vs.the numbers of drying and wetting cycles

成果表明，干濕循環(huán)對(duì)膨脹土的強(qiáng)度是有影響的，尤其對(duì)黏結(jié)力的影響明顯。隨著循環(huán)次數(shù)增大，單次引起的強(qiáng)度衰減幅度逐漸減小，并趨于穩(wěn)定。5次干濕循環(huán)后，c，φ值衰減幅度分別為71.7%和13.7%，最終的強(qiáng)度指標(biāo)分別為 c=23.3 kPa和 φ=18.3°。

由此可以看出，干濕循環(huán)主要破壞了土的結(jié)構(gòu)性，但強(qiáng)度仍然較高，由此可以推論，反復(fù)干濕循環(huán)不是膨脹土邊坡失穩(wěn)的主要原因。

2.3.2 裂隙面強(qiáng)度

裂隙面強(qiáng)度是指非大氣影響區(qū)中的膨脹土裂隙的強(qiáng)度。對(duì)于裂隙性黏土，在以往的研究中往往采用室內(nèi)常規(guī)直剪試驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)大型直剪試驗(yàn)。采用直剪試驗(yàn)進(jìn)行裂隙面強(qiáng)度試驗(yàn)的最大問(wèn)題是如何保證試驗(yàn)的剪切面與試樣的裂隙面重合，尤其是現(xiàn)場(chǎng)大型直剪試驗(yàn)，要做到這點(diǎn)十分困難。為此，本文作者提出了采用三軸試驗(yàn)測(cè)定裂隙面強(qiáng)度的新方法。

圖5為典型裂隙面強(qiáng)度三軸試驗(yàn)前后的試樣形態(tài)。試驗(yàn)表明:由于裂隙面強(qiáng)度遠(yuǎn)低于土塊強(qiáng)度，試驗(yàn)中只要試樣的裂隙面傾角α在45°+φ/2±10°范圍內(nèi)，就能保證試驗(yàn)的剪切面與試樣的裂隙面一致。

圖5 典型裂隙面強(qiáng)度三軸試驗(yàn)前后的試樣形態(tài)Fig.5 Sample before the triaxial strength test and the typical fracture plane after the test

根據(jù)三軸試驗(yàn)試樣破壞時(shí)的應(yīng)力σ1f，σ3f，及靜力平衡條件，由式(2)和式(3)可計(jì)算出試樣破壞時(shí)裂隙面上的正應(yīng)力σn和剪應(yīng)力τ。根據(jù)摩爾-庫(kù)倫強(qiáng)度準(zhǔn)則及正應(yīng)力σn和剪應(yīng)力τ關(guān)系曲線即可得到裂隙面的抗剪強(qiáng)度參數(shù)c和φ。

式中:σn為剪切破壞面上的正應(yīng)力;τ為剪切破壞面上的剪應(yīng)力;σ1f為破壞時(shí)的大主應(yīng)力;σ3f為破壞時(shí)的小主應(yīng)力;σ為裂隙面與水平面間的傾角。

裂隙面與水平面間傾角α的測(cè)定可借助于CT技術(shù)，將試樣進(jìn)行CT掃描，由三維圖像建立試樣的正三視圖片，從而測(cè)定裂隙面與水平面的傾角。如圖6所示。

圖6 裂隙面CT圖像及面上應(yīng)力模式Fig.6 CT image and stress mode on the fracture plane

為證明該方法的可行性，本文將介紹其中的一組試驗(yàn)研究成果。試樣為南陽(yáng)中膨脹土原狀樣，其自由膨脹率為61%，天然含水率為23%，試樣的飽和度約為90%，干密度為1.62 g/cm3，裂隙面灰白色黏土天然含水率為32%。試樣直徑 39.1 mm，高80 mm;試樣剪切速率為0.015 mm/min。不同圍壓下三軸試驗(yàn)裂隙面上的正應(yīng)力σn和剪應(yīng)力τ關(guān)系曲線如圖7所示。由圖7可知，裂隙面的強(qiáng)度指標(biāo)黏結(jié)力為 29.5 kPa，內(nèi)摩擦角為 11.9°。

圖7 典型裂隙面強(qiáng)度三軸試驗(yàn)成果Fig.7 Result of the typical triaxial test on the strength of the fracture plane

為比較土塊強(qiáng)度與裂隙面強(qiáng)度，對(duì)上述中膨脹土同時(shí)進(jìn)行了反復(fù)剪切試驗(yàn)，在制樣時(shí)確保試樣中不含有裂隙存在。圖8為其反復(fù)剪試驗(yàn)成果。從圖8可以看出，土塊強(qiáng)度遠(yuǎn)大于裂隙面強(qiáng)度;土塊經(jīng)反復(fù)剪切得到的所謂殘余強(qiáng)度在數(shù)值上還略大于裂隙面強(qiáng)度。

圖8 中膨脹土峰值強(qiáng)度包線及殘余強(qiáng)度包線Fig.8 Peak strength and residual strength envelopes of moderate expansive soil

2.3.3 強(qiáng)度非線性研究

土的強(qiáng)度普遍具有非線性特性，該特性對(duì)膨脹土邊坡穩(wěn)定分析尤為重要。從幾何形態(tài)來(lái)看，膨脹土邊坡滑動(dòng)多為淺層滑動(dòng)，淺層滑動(dòng)面上的正應(yīng)力往往較小，一般在50 kPa范圍以內(nèi)。而目前強(qiáng)度試驗(yàn)正應(yīng)力或圍壓一般采用100～400 kPa的應(yīng)力，在邊坡穩(wěn)定中，由該試驗(yàn)得到的強(qiáng)度參數(shù)計(jì)算土體抗剪強(qiáng)度，其結(jié)果往往偏大。為論述這一觀點(diǎn)，本文介紹一典型試驗(yàn)成果。

試樣為邯鄲強(qiáng)膨脹土壓實(shí)樣，其自由膨脹率為124%，制樣含水率為36%，干密度為1.34 g/cm3，進(jìn)行飽和固結(jié)排水剪切試驗(yàn)。試驗(yàn)的上覆壓力為5～400 kPa。得到的強(qiáng)度包線如圖9所示。

圖9 邯鄲強(qiáng)膨脹土壓實(shí)樣強(qiáng)度包線Fig.9 Strength envelope of the compacted and strong expansive soil sample from Handan

由圖9看到，膨脹土強(qiáng)度具有明顯的非線性特征，若采用一種近似的處理方法，即采用2段式進(jìn)行線性擬合，低應(yīng)力(0～50 kPa)條件下土體的強(qiáng)度指標(biāo)與高應(yīng)力(100～400 kPa)條件下的試驗(yàn)成果明顯不同。從力學(xué)概念上講，低應(yīng)力下的黏結(jié)力擬合值才是土體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。土的實(shí)際內(nèi)摩擦角隨應(yīng)力增大逐漸減小并趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定的內(nèi)摩擦角與高應(yīng)力下內(nèi)摩擦角擬合值基本一致，因此，在比較土的內(nèi)摩擦角大小時(shí)，可采用高應(yīng)力下內(nèi)摩擦角作為參數(shù)，以便具有可比性。

由圖9不難看出，若采用正應(yīng)力為100～400 kPa的常規(guī)試驗(yàn)方法，得到該土體的強(qiáng)度參數(shù)黏結(jié)力為 27.0 kPa，內(nèi)摩擦角為 14.4°，由該強(qiáng)度參數(shù)計(jì)算正應(yīng)力處在0～50 kPa的土體抗剪強(qiáng)度顯然偏大。因此，在進(jìn)行膨脹土強(qiáng)度試驗(yàn)時(shí)，一定要改變常規(guī)強(qiáng)度試驗(yàn)方法，測(cè)定低應(yīng)力條件下的強(qiáng)度，以便使邊坡穩(wěn)定計(jì)算成果更加合理。

3 膨脹土邊坡失穩(wěn)機(jī)理

3.1 失穩(wěn)機(jī)理分析

目前，普遍認(rèn)為膨脹土邊坡的失穩(wěn)是由于膨脹土經(jīng)反復(fù)干濕循環(huán)，土體發(fā)生吸水膨脹失水收縮變形，在膨脹土中產(chǎn)生脹縮裂隙，使土體的強(qiáng)度降低，從而導(dǎo)致膨脹土邊坡失穩(wěn)。

按照該失穩(wěn)機(jī)制，采用一般黏性土邊坡的穩(wěn)定分析方法，不可避免地出現(xiàn)一種現(xiàn)象:對(duì)于實(shí)際發(fā)生失穩(wěn)的、很緩的膨脹土邊坡，要使邊坡穩(wěn)定分析的安全系數(shù)近似等于1.0，土體的強(qiáng)度指標(biāo)將極小。有研究者在分析膨脹土邊坡穩(wěn)定性時(shí)，所采用的強(qiáng)度參數(shù) c=2.01 kPa，φ=4.06°［3］。

為了給膨脹土的抗剪強(qiáng)度極低找到一個(gè)正常的邏輯，眾多學(xué)者提出了不同的“強(qiáng)度理論”。文獻(xiàn)［2］在“強(qiáng)度理論”一節(jié)中比較全面地列舉了眾多學(xué)者提出的膨脹土強(qiáng)度理論，這些強(qiáng)度理論存在明顯差異。

其中不少的學(xué)者依據(jù)膨脹土邊坡多為“滑了又滑”的邊坡，很緩的邊坡仍然繼續(xù)發(fā)生失穩(wěn)現(xiàn)象，其土體非常松散，由此認(rèn)為膨脹土的強(qiáng)度極低。這種認(rèn)識(shí)可能是片面的。試驗(yàn)表明，對(duì)于新開(kāi)挖的或新填筑的膨脹土邊坡，即使坡比很緩，吸濕之后往往也要發(fā)生失穩(wěn)，我們不應(yīng)該用失穩(wěn)后的土體非常松散現(xiàn)象來(lái)解釋失穩(wěn)前原狀膨脹土和壓實(shí)膨脹土的強(qiáng)度很低。正像對(duì)于非膨脹黏性土邊坡，邊坡一旦失穩(wěn)，土體同樣很松散，然而從來(lái)不認(rèn)為原狀黏性土和壓實(shí)黏性土的強(qiáng)度很低一樣。值得強(qiáng)調(diào)的是，在膨脹土邊坡穩(wěn)定性研究中，應(yīng)該始終明確其研究對(duì)象是新開(kāi)挖的膨脹土邊坡，或是新填筑的膨脹土邊坡，其研究?jī)?nèi)容是該類邊坡“首次滑動(dòng)”的力學(xué)規(guī)律。

要正確認(rèn)識(shí)膨脹土邊坡失穩(wěn)機(jī)理，必須首先合理地解釋很緩的膨脹土邊坡吸濕后產(chǎn)生失穩(wěn)的力學(xué)機(jī)制。相對(duì)非膨脹黏性土邊坡而言，膨脹土邊坡一定存在其它因素在起作用影響其穩(wěn)定性。本文作者經(jīng)綜合分析認(rèn)為，影響膨脹土邊坡穩(wěn)定的另一重要因素為土的膨脹性。

3.2 邊坡穩(wěn)定性試驗(yàn)

本文為研究膨脹土邊坡的失穩(wěn)機(jī)理，系統(tǒng)開(kāi)展了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)、大型靜力模型試驗(yàn)、數(shù)值分析等工作，尤其是現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，進(jìn)行了多種方案、多種工況的試驗(yàn)研究。限于論文篇幅，要詳細(xì)論述所取得的成果是困難的，本文僅簡(jiǎn)要介紹2組試驗(yàn)成果以論述膨脹土邊坡的失穩(wěn)機(jī)理。

3.2.1 室內(nèi)模型試驗(yàn)(3#)

模型尺寸為6.0 m×2.0 m×2.5 m(長(zhǎng)×寬×高)，模型坡比 1 ∶1.5，坡高2.0 m。模型用料為強(qiáng)膨脹土，其自由膨脹率約為120%，制樣含水率20%，干密度1.60 g/cm3，采用分層振搗碾壓方法制模。為加速水的入滲，在邊坡上布置了一定數(shù)量的砂芯。在多點(diǎn)布設(shè)的霧化噴頭，在整個(gè)坡面及坡頂實(shí)施低強(qiáng)度連續(xù)人工降雨。

隨著人工降雨的持續(xù)進(jìn)行，雨水的逐漸入滲，可觀測(cè)到邊坡逐漸變形至破壞。試驗(yàn)至257 h，從模型箱側(cè)面的觀察窗發(fā)現(xiàn)已產(chǎn)生局部的裂隙;試驗(yàn)至286 h，裂隙有了進(jìn)一步的擴(kuò)展，并且從邊坡中部水平位移可見(jiàn)邊坡已產(chǎn)生明顯的水平滑移，且坡頂也產(chǎn)生貫穿性裂隙;試驗(yàn)至384 h，邊坡上部近坡肩部位出現(xiàn)貫穿性的裂隙;試驗(yàn)至426 h，坡體下部原裂隙處土體首先發(fā)生局部塌滑，繼而上部裂隙處土體整體塌滑。

試驗(yàn)結(jié)束后，沿模型中軸線進(jìn)行開(kāi)挖，發(fā)現(xiàn)邊坡淺層多處、多層發(fā)生了滑動(dòng)變形，甚至明顯的剪切錯(cuò)動(dòng)，表明邊坡從最初的淺表層局部滑動(dòng)逐漸向深部發(fā)展，最終導(dǎo)致滑坡。其中深度約 0.1 m和 0.3 m處有明顯的剪切滑動(dòng)面，深度0.3 m處的最大剪切位移達(dá)20 cm左右。根據(jù)各標(biāo)志性砂芯的變形和錯(cuò)動(dòng)情況推測(cè)得到的滑裂面如圖10所示。

該邊坡模型的變形至破壞過(guò)程基本反映了填筑工程邊坡“首次淺層滑動(dòng)”特征。圖9給出的強(qiáng)度參數(shù)基本反映了模型土體飽和后的抗剪強(qiáng)度。若僅考慮土體的自重作用，該模型邊坡(坡比1∶1.5，坡高2.0 m)的穩(wěn)定安全系數(shù)為 5.2，遠(yuǎn)大于1.0。但在降雨入滲作用下，該模型邊坡卻發(fā)生了失穩(wěn)。該模型邊坡由分層振搗碾壓方法形成，坡體內(nèi)不存在裂隙，土體不具超固結(jié)性，也不存在干濕循環(huán)的“大氣影響”。由此表明，是土的膨脹性導(dǎo)致了邊坡失穩(wěn)。下文的數(shù)值分析成果進(jìn)一步揭示了膨脹性導(dǎo)致邊坡失穩(wěn)的力學(xué)機(jī)理，此處暫略。

圖10 3#模型滑動(dòng)面Fig.10 Sliding plane of the model No.3

3.2.2 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

為研究膨脹土邊坡失穩(wěn)機(jī)理和處理措施，本文在南陽(yáng)和新鄉(xiāng)地區(qū)分別修建了長(zhǎng)2.05 km和1.5 km的試驗(yàn)段，分別進(jìn)行了13個(gè)和8個(gè)試驗(yàn)區(qū)的試驗(yàn)研究。南陽(yáng)試驗(yàn)段工程于2008年11月開(kāi)工，2009年2月開(kāi)始處理層施工，2009年5月初完成土方開(kāi)挖及處理層施工，2009年9月完成混凝土襯砌施工，2011年1月該試驗(yàn)區(qū)拆除。圖11為南陽(yáng)試驗(yàn)段局部照片。

圖11 南陽(yáng)試驗(yàn)段局部照片F(xiàn)ig.11 Picture of the Nanyang test section

在南陽(yáng)試驗(yàn)段的中膨脹土區(qū)布置了7個(gè)試驗(yàn)區(qū)，分別研究黏性土換填(中Ⅰ區(qū))、換填水泥改性土(中Ⅱ、中Ⅴ區(qū))、土工袋包裹中膨脹土開(kāi)挖料回填(中Ⅲ區(qū))、土工格柵包裹中膨脹土開(kāi)挖料回填(中IV區(qū))、復(fù)合土工膜保護(hù)(中Ⅵ區(qū))措施，中Ⅶ區(qū)為裸坡試驗(yàn)區(qū)。坡高約為13 m，坡比均為1∶2。從中膨脹土區(qū)的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，可以分析得到以下成果:

中Ⅶ裸坡試驗(yàn)區(qū)，開(kāi)挖完成后，進(jìn)行了人工降雨試驗(yàn)，左岸和右岸均產(chǎn)生大小不等的各類滑坡，每次滑動(dòng)深度均不大(2 m以內(nèi))，呈現(xiàn)明顯的牽引式滑動(dòng)，由此表明，對(duì)于膨脹土，在不采取處理措施的情況下，在降雨作用下均可能出現(xiàn)邊坡淺層失穩(wěn)。膨脹土裸坡的失穩(wěn)機(jī)理同上述的模型試驗(yàn)是完全一致的。

中Ⅰ至中Ⅴ區(qū)均可視為“壓重”方案處理，邊坡的表層為非膨脹土或水泥、土工袋、土工格柵改性土。在2年運(yùn)行期的大氣降雨作用下，中Ⅰ至中Ⅴ區(qū)右坡變形較小，邊坡穩(wěn)定;中Ⅰ至中Ⅴ區(qū)左坡均產(chǎn)生了較大的水平變形，如圖12和圖13所示(圖中給出的是測(cè)斜管位置及相應(yīng)不同深度的水平位移)。其中，土工袋試驗(yàn)區(qū)(中Ⅲ)在處理層施工后的第1年即發(fā)生滑坡，土工格柵試驗(yàn)區(qū)(中Ⅳ)處理層在施工后的第2年發(fā)生滑坡。從圖12、圖13可以看出，左坡各斷面共同特征是坡體變形均存在明顯的錯(cuò)動(dòng)，與邊坡采用的處理措施關(guān)系不大。

圖12 中Ⅰ至中Ⅲ區(qū)左坡水平變形及推測(cè)滑動(dòng)面Fig.12 Horizontal deformation and predicted sliding planes of the left slope from zoneⅠtoⅢ

圖13 中Ⅳ至中Ⅴ區(qū)左坡水平變形及推測(cè)滑動(dòng)面Fig.13 Horizontal deformation and predicted sliding planes of the left slope from zoneⅣtoⅤ

中膨脹土試驗(yàn)區(qū)左坡的變形明顯比右坡強(qiáng)烈。從渠道開(kāi)挖所揭示的地層裂隙分布情況來(lái)看，渠道左坡裂隙傾向渠內(nèi)，而右坡裂隙傾向渠外。渠道兩岸土體的力學(xué)特性相同，邊坡坡比相同，開(kāi)挖方式和施工進(jìn)度以及氣候條件也一致，同一種處理方案在左坡均發(fā)生錯(cuò)動(dòng)性變形或滑坡，右坡則相對(duì)穩(wěn)定，左、右坡穩(wěn)定狀態(tài)差異明顯。兩岸邊坡唯一的差別在于裂隙傾向與邊坡傾向的相對(duì)關(guān)系不同。

由以上試驗(yàn)成果可以看出:對(duì)于未經(jīng)處理的膨脹土裸坡(包括填筑邊坡)，在降雨作用下，邊坡首先產(chǎn)生淺層失穩(wěn)，這種失穩(wěn)形式是一般黏性土邊坡不具備的;往往很緩的、常規(guī)邊坡穩(wěn)定分析方法得到的安全系數(shù)遠(yuǎn)大于1.0的邊坡也失穩(wěn)，是膨脹土邊坡獨(dú)有的。

對(duì)于經(jīng)過(guò)壓重處理或未經(jīng)吸濕過(guò)程的膨脹土邊坡同樣存在整體穩(wěn)定問(wèn)題，與一般黏性土邊坡不同的是往往膨脹土具有裂隙，裂隙具有方向性，裂隙面強(qiáng)度遠(yuǎn)低于土塊強(qiáng)度，邊坡的穩(wěn)定性受裂隙面的強(qiáng)度控制。南陽(yáng)試驗(yàn)段的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)表明，坡高13 m、坡比1∶2的逆向坡比較穩(wěn)定，順向坡可能邊坡失穩(wěn)。

3.3 邊坡破壞模式

經(jīng)過(guò)對(duì)大量現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)、大型靜力模型試驗(yàn)邊坡失穩(wěn)現(xiàn)象的綜合分析，并結(jié)合地質(zhì)勘察、室內(nèi)試驗(yàn)和數(shù)值分析，作者將膨脹土邊坡的破壞模式歸納為以下2類。破壞模式1:膨脹作用下的邊坡滑動(dòng);破壞模式2:裂隙強(qiáng)度控制下的邊坡滑動(dòng)。

研究認(rèn)為，要保證膨脹土邊坡的穩(wěn)定，必須保證2種模式的穩(wěn)定性;反過(guò)來(lái)講，只要滿足2種模式的穩(wěn)定性，就能保證膨脹土邊坡的穩(wěn)定。

2種破壞模式的關(guān)鍵因素，一是土的膨脹變形，二是裂隙面空間分布及其強(qiáng)度。在發(fā)生第1類破壞時(shí)，當(dāng)然也伴隨著土的強(qiáng)度降低，如土體從非飽和到飽和，膨脹引起的強(qiáng)度變化，但這些都可以在強(qiáng)度試驗(yàn)中加以體現(xiàn)，與此同時(shí)，在破壞模式1的穩(wěn)定分析中，一定要模擬膨脹變形將引起坡內(nèi)應(yīng)力重分布;第2類破壞形式是裂隙性土所共有的，往往因裂隙面強(qiáng)度遠(yuǎn)低于土塊強(qiáng)度，也因裂隙的空間形態(tài)是一個(gè)面，使裂隙性土邊坡穩(wěn)定性具有各向異性，且穩(wěn)定性低于非裂隙性土邊坡。

4 穩(wěn)定性計(jì)算方法

4.1 考慮膨脹性的邊坡穩(wěn)定分析方法

目前，邊坡穩(wěn)定計(jì)算方法主要有2類。一類是極限平衡法，另一類是有限元法。因本項(xiàng)穩(wěn)定計(jì)算要考慮膨脹變形的作用，故只能采用有限元法。具體分析方法如下:

(1)根據(jù)邊坡地質(zhì)剖面及吸濕區(qū)范圍，剖分有限元網(wǎng)格，建立有限元計(jì)算模型;

(2)假定土的本構(gòu)關(guān)系服從理想彈塑性模型，當(dāng)出現(xiàn)塑性應(yīng)變時(shí)意味著此處剪應(yīng)力水平等于1.0。土體強(qiáng)度服從摩爾-庫(kù)侖強(qiáng)度準(zhǔn)則，強(qiáng)度參數(shù)大小取試驗(yàn)測(cè)定的飽和固結(jié)排水強(qiáng)度指標(biāo)統(tǒng)計(jì)值，變形模量取土的三軸應(yīng)力應(yīng)變曲線峰值前的割線模量;

(3)由有限元法計(jì)算自重應(yīng)力，并由式(1)計(jì)算增濕區(qū)單元由天然含水率至飽和狀態(tài)的膨脹應(yīng)變，以模擬人工降雨引起的表層含水率變化;

(4)將各單元的膨脹應(yīng)變作為初始應(yīng)變，由初始應(yīng)變法計(jì)算邊坡中最終應(yīng)力和應(yīng)變。計(jì)算中逐步觀察土體的等效塑性應(yīng)變分布范圍和大小，將等效塑性應(yīng)變完全貫通作為邊坡失穩(wěn)的判別準(zhǔn)則;

(5)采用傳統(tǒng)的有限元強(qiáng)度折減法概念對(duì)土的強(qiáng)度進(jìn)行折減，重新進(jìn)行初始應(yīng)變法計(jì)算至等效塑性應(yīng)變剛好完全貫通為止，其折減系數(shù)即為邊坡的安全系數(shù)。

采用上述方法對(duì)大量膨脹土邊坡的穩(wěn)定性進(jìn)行分析，其結(jié)果是非常合理的。下面列舉圖10模型的有關(guān)計(jì)算結(jié)果以論述膨脹變形對(duì)邊坡穩(wěn)定的影響和方法的合理性。有關(guān)計(jì)算參數(shù)列于表1。

表1 邊坡穩(wěn)定性有關(guān)計(jì)算參數(shù)Table 1 Parameters of the slope stability analysis

有關(guān)計(jì)算成果如圖14所示。分別給出了自重條件下和吸濕區(qū)含水率增大16.5%(模擬人工降雨引起的表層含水率變化)時(shí)坡體內(nèi)的應(yīng)力等值線(圖14(b)至(g))，以及增濕區(qū)含水率增大16.5%時(shí)等效塑性應(yīng)變(圖14(h))，從圖14可以看出如下規(guī)律:

(1)比較自重條件下和吸濕區(qū)含水率增大后坡體內(nèi)的應(yīng)力狀態(tài)，膨脹變形將明顯地引起坡體內(nèi)應(yīng)力重分布，各應(yīng)力分量的變化情況又有所不同;

(2)比較圖14(b)、圖14(c)，坡面法向正應(yīng)力σx的變化相對(duì)較小，在坡腳部位相對(duì)劇烈;

(3)比較圖14(d)、圖14(e)，順坡向正應(yīng)力σy的變化最為明顯，在吸濕區(qū)，應(yīng)力σy明顯增大，吸濕區(qū)內(nèi)的土體沿順坡向有伸長(zhǎng)趨勢(shì)，但非吸濕區(qū)約束其伸長(zhǎng)，便使吸濕區(qū)內(nèi)的應(yīng)力σy增大，而非增濕區(qū)的應(yīng)力σy減小;

圖14 邊坡穩(wěn)定計(jì)算結(jié)果Fig.14 Results of the slope stability analysis

(4)比較圖14(f)、圖14(g)，由于在吸濕區(qū)與非吸濕區(qū)間存在約束與被約束關(guān)系，故在2區(qū)之間產(chǎn)生較大順坡向的剪應(yīng)力τxy，尤其在吸濕區(qū)上下兩端變化更加劇烈;

(5)邊坡在自重作用下，剪應(yīng)力水平很低，隨著膨脹變形增大，首先在坡腳出現(xiàn)塑性區(qū)(產(chǎn)生塑性應(yīng)變)，并逐漸向上擴(kuò)展，之后，在其之上出現(xiàn)第二條塑性區(qū)，并逐漸出現(xiàn)多條塑性區(qū)，最終塑性區(qū)相互貫通，邊坡失穩(wěn)(圖14(h));

(6)由表1參數(shù)得該邊坡的穩(wěn)定安全系數(shù)為0.92。

以上計(jì)算結(jié)果可以說(shuō)明2點(diǎn):

(1)土體吸水膨脹變形將明顯地引起坡體內(nèi)應(yīng)力重分布，使土體內(nèi)剪應(yīng)力水平增大;

(2)對(duì)于實(shí)際失穩(wěn)的膨脹土模型邊坡，采用室內(nèi)試驗(yàn)得到的強(qiáng)度指標(biāo)，常規(guī)穩(wěn)定分析方法得到的安全系數(shù)為5.2，若穩(wěn)定分析中考慮土的膨脹變形，得到的安全系數(shù)為0.92。

由此表明，膨脹變形是引起膨脹土邊坡失穩(wěn)的一個(gè)重要因素;同時(shí)，只要在膨脹土邊坡穩(wěn)定分析中考慮膨脹變形，其計(jì)算結(jié)果與邊坡的穩(wěn)定狀態(tài)有很好的一致性。

判定邊坡穩(wěn)定計(jì)算方法是否合理，其準(zhǔn)則應(yīng)該是:應(yīng)用合適的試驗(yàn)方法測(cè)定土的抗剪強(qiáng)度，在邊坡穩(wěn)定分析中，采用試驗(yàn)得到的強(qiáng)度試驗(yàn)值，且穩(wěn)定分析成果能正確地反映邊坡的穩(wěn)定狀態(tài)。

4.2 裂隙性土的邊坡穩(wěn)定分析方法

與一般黏性土邊坡不同，膨脹土往往具有裂隙，裂隙具有方向性，裂隙面強(qiáng)度遠(yuǎn)低于土塊強(qiáng)度，邊坡的穩(wěn)定性受裂隙面空間分布及其強(qiáng)度控制，邊坡的穩(wěn)定性具有各向異性。邊坡穩(wěn)定性分析的難點(diǎn)在于膨脹土邊坡中裂隙的概化，及穩(wěn)定性分析中對(duì)裂隙面空間分布及其強(qiáng)度的模擬。

針對(duì)上述特征，本文作者提出了裂隙性土的邊坡穩(wěn)定分析方法。具體分析方法如下:

(1)在地質(zhì)勘察中，選擇代表性地段，開(kāi)挖探槽，給出邊坡斷面的裂隙分布形態(tài)，如圖15所示。對(duì)于渠道工程，可在工程施工中，在渠道沿線先按一定間距或適當(dāng)位置保留隔堤，勘察隔堤坡面的裂隙分布，將隔堤坡面的裂隙分布視為渠道邊坡斷面的裂隙分布;

(2)采用土塊強(qiáng)度和裂隙面強(qiáng)度2組強(qiáng)度指標(biāo)來(lái)表征裂隙性土的強(qiáng)度特性;

(3)對(duì)邊坡的裂隙宏觀結(jié)構(gòu)進(jìn)行概化，建立邊坡裂隙網(wǎng)絡(luò)計(jì)算模型，如圖16所示，根據(jù)具體邊坡的實(shí)際情況，對(duì)每個(gè)網(wǎng)絡(luò)單元給定抗剪強(qiáng)度參數(shù);

圖15 膨脹土邊坡的裂隙宏觀結(jié)構(gòu)［7］Fig.15 Macrostructure of fractures in the expansive soil slope

圖16 南陽(yáng)中Ⅲ區(qū)左岸邊坡概化裂隙網(wǎng)絡(luò)圖Fig.16 Generalized fracture network of the left slope in the middle zoneⅢat Nanyang test section

(4)采用折線滑動(dòng)面條分法自動(dòng)搜索“最危險(xiǎn)滑動(dòng)面”，計(jì)算邊坡穩(wěn)定安全系數(shù)。

這種針對(duì)土塊和裂隙分別采用不同強(qiáng)度，在穩(wěn)定分析中模擬裂隙的空間分布的穩(wěn)定計(jì)算方法，類似于巖坡穩(wěn)定性分析。為區(qū)別一般條分法，暫且稱之為“裂隙性土邊坡穩(wěn)定類巖分析模式”。

對(duì)圖16 邊坡，土塊 c=22.2 kPa，φ=23.9°，裂隙面 c=9.0 kPa，φ=10.0°，對(duì)不同裂隙形態(tài)條件下的穩(wěn)定性進(jìn)行分析，其結(jié)果如圖17。

圖17左側(cè)給出的是裂隙形態(tài)(圖中實(shí)線)，右側(cè)為相應(yīng)的最危險(xiǎn)滑動(dòng)面及滑體，F(xiàn)S為相應(yīng)的邊坡穩(wěn)定安全系數(shù)。從圖17可以看出:隨著裂隙長(zhǎng)度增長(zhǎng)，邊坡穩(wěn)定安全系數(shù)減小;只要裂隙位置和方向“合適”，最危險(xiǎn)滑動(dòng)面將從裂隙面中產(chǎn)生;本文提出的計(jì)算方法完全能夠反映土中裂隙對(duì)邊坡穩(wěn)定性的影響;當(dāng)土中裂隙分布較多時(shí)，邊坡的穩(wěn)定性主要受裂隙強(qiáng)度控制。

5 結(jié)論

本文以南水北調(diào)中線工程膨脹土渠道原型試驗(yàn)為依托，采用地質(zhì)勘察、現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)、室內(nèi)試驗(yàn)、大型靜力模型試驗(yàn)、數(shù)值分析等多種研究手段，初步解決了膨脹土邊坡穩(wěn)定性有關(guān)關(guān)鍵問(wèn)題，在多方面取得進(jìn)展:

圖17 裂隙形態(tài)對(duì)邊坡穩(wěn)定的影響Fig.17 Slope stability related to fracture characters

(1)深入研究了膨脹土的地質(zhì)結(jié)構(gòu)、裂隙發(fā)育及分布規(guī)律。

(2)系統(tǒng)分析了膨脹土邊坡的破壞特征及破壞機(jī)理。膨脹土邊坡不僅存在重力作用下的整體穩(wěn)定性，整體穩(wěn)定性受裂隙面強(qiáng)度控制;而且在受水增濕條件下會(huì)產(chǎn)生淺層失穩(wěn)，淺層失穩(wěn)的主要影響因素為土的膨脹變形。由此完整地提出了膨脹土邊坡的破壞模式。

(3)研究了膨脹土的強(qiáng)度理論，揭示了膨脹土強(qiáng)度的非線性特性，提出了膨脹土強(qiáng)度應(yīng)以土塊強(qiáng)度和裂隙面強(qiáng)度為控制指標(biāo)，并首次將CT技術(shù)引入裂隙面的強(qiáng)度試驗(yàn)，提出了裂隙面強(qiáng)度三軸試驗(yàn)新方法。

(4)針對(duì)裂隙強(qiáng)度控制下的邊坡穩(wěn)定性，提出了反映裂隙空間分布的穩(wěn)定分析新方法;針對(duì)膨脹作用下的邊坡穩(wěn)定分析，將土體膨脹性引入邊坡穩(wěn)定分析，建立了考慮膨脹變形的邊坡穩(wěn)定的有限元分析方法。

鑒于膨脹土邊坡穩(wěn)定性復(fù)雜性，在此基礎(chǔ)上，有必要對(duì)膨脹土的膨脹變形機(jī)制、裂隙強(qiáng)度控制下的邊坡穩(wěn)定處理措施、膨脹土渠坡的長(zhǎng)期穩(wěn)定性等問(wèn)題作進(jìn)一步研究。

致謝:參加該項(xiàng)工作還有程永輝、徐晗、胡波、丁金華、黃斌、劉鳴、劉軍等，特此表示感謝。

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