風載作用下震裂山體崩塌機制及穩定性評價方法

（成都理工大學地質災害防治與地質環境保護國家重點實驗室，四川成都610059）

（成都理工大學地質災害防治與地質環境保護國家重點實驗室，四川成都610059）

為了揭示風載作用下震裂山體的崩塌機制，建立其穩定性評價系統，在巖體震裂特征現場調查和河谷風現場測量的基礎上，以茂縣石大關鄉崩塌為例，開展了不同條件下的大型風洞試驗研究.研究結果表明：石大關鄉崩塌為震裂山體在風載助推作用下發生潰崩的典型實例，此類災害因震裂山體獨特的結構特征，使得結構面對失穩模式的控制作用不再明顯，加之河谷風受地形影響，分布規律復雜多變，具備與通常重力環境下斜坡失穩機制迥異的特征，整體以潰崩式失穩，表現為迅速解體—潰散—垮塌；巖體震裂損傷是崩塌產生的基礎，漸近性風化是主要致災因素，河谷強風的助推是崩塌發生的誘因之一；巖塊的失穩風速與風的入射夾角、巖塊的高寬比和后緣縫隙的寬度成反比.

地震；河谷風；石大關崩塌；風洞試驗；穩定性評價

汶川地震誘發了大量崩塌、滑坡次生地質災害［1-2］，在此同時，由于強震對一定范圍內地質環境的沖擊，還發育了一類分布范圍廣、規模巨大、潛在威脅較大的災害——震裂山體，其具有大變形、大位移等顯著的宏觀特征［3］.經震后震區地質災害的排查工作，發現上千處“裂”而未“滑”、“松”而未“動”的震裂松動山體.震裂縫的大量發育使得斜坡巖體結構受到了嚴重破壞，并為雨水下滲提供了良好的通道，坡體穩定性在外部環境的影響下逐年劣化.因此，在強震過后，震區的滑坡、崩塌、泥石流等次生地質災害呈現出增強的趨勢［4-5］，黃潤秋將此特征稱為強震地質災害的“后效應”，且震后地質災害往往具有極強的隱蔽性和突發性，難以識別和預警［6］.2009年徹底關大橋在連日大雨后發生大面積崩塌［7］、2010年在降雨作用下發生在雁門鄉索橋村的滑坡及同年舟曲發生的特大泥石流災害都是坡體內部形成“內傷”的震裂巖體在外因的誘導下觸發的震后地質災害［8-9］.

汶川地震震區多高山峽谷，谷風盛行，震后殘留的大量松散碎屑物在強風作用下飛沙走石，滾落的碎塊石嚴重威脅著災區人民的生命財產安全. 2014年7月17日下午2時45分，發生在四川省阿壩州G213線K774+600 m處茂縣境內（石大關鄉超限站附近）的崩塌就是在河谷風的助推作用下觸發的典型震后地質災害.塌方量高達4×103m3，飛石砸中13輛車，造成10人死亡，22人受傷.此次血淋淋的教訓再次為震裂山體的防治工作敲響了警鐘.

針對震裂山體的研究，雖前人在震裂變形的分布規律、形成機理等方面取得了豐碩的成果［10］，但風載作為震裂山體失穩的觸發因素之一，并未有相關人員對高山河谷地區河谷風的分布規律及其對震裂山體穩定性的影響進行系統的研究.故本文在汶川地震巖體震裂特征大量現場調查和河谷風現場測量工作的基礎上，以石大關鄉崩塌為例，論述了震裂山體在河谷風助推作用下發生崩塌的特征及成因機制；結合風洞試驗得出風載作用下巖塊的啟動機理及失穩風速計算公式，建立了風載作用下震裂山體穩定性評價系統，對震裂山體防治工作具有指導性的意義.

1 汶川地震巖體震裂特征

由于地區地震動強度的差異性，在汶川地震極震區，地震動極其強烈，斜坡多失穩破壞，崩滑體后壁陡立粗糙，后壁殘留的震裂松弛巖體及坡腳處于臨界狀態堆積體的穩定性問題為震后震區面臨的主要問題.在汶川地震的強震區，地震強度較高，斜坡多以變形為主，特別是在斜坡陡緩轉折部位，由于其對地震波有明顯的放大效應，震裂現象尤為突出，具有大變形、大位移等顯著的宏觀特征，規模普遍較大.

以震裂巖體結構精測為基礎，得出巖體震裂最典型的宏觀特征為結構面的松動和張開，其發育模式分為沿結構面的延伸方向張開和沿結構面延伸方向斜交發育.且由于斜坡越高陡，地震波放大效應越明顯，在山脊或臨空條件較好的部位往往震裂縫的張開度較大.故在汶川地震中巖體震裂縫的張開度隨著坡高的降低和埋深的增大逐漸減小（圖1），就同一條震裂縫而言總體上呈上寬下窄的特征.

圖1 張開度隨坡高區間分布圖Fig.1 Number of different joint openings with the slope height

震裂張開的層面、節理面絕大部分無充填或者少量充填，充填物質以碎石、巖屑為主.由于震裂巖體的強度是在極短的時間內銳減的，而其他風化作用下形成的松動巖體的強度多是日積月累慢慢衰減的，故震裂巖體具有發育裂縫新鮮，裂隙面上有時可見延伸較好的擦痕，且多無充填，充填物的膠結程度都較低，形成時間短、規模大等顯著異于其他風化、卸荷作用形成的松動巖體的特征.

2 石大關震裂山體崩塌及其河谷風特征

2.1 石大關崩塌概況

石大關崩塌地處青藏高原東緣，為典型的深切河谷地貌.從地形上看，斜坡中部發育陡坎，坡度集中在45°～60°之間，崩塌源處近直立.坡體上中下部分別發育大光壁，猶如3面隨風飄揚的旗幟，故被當地村民稱為“三桿旗”.而本次的崩塌源為坡體上部的第一桿旗，為4面臨空的小山包，地勢高陡突兀，高程大約2 340 m，距國道213的高差720 m左右（圖2）.

圖2 石大關鄉崩塌剖面圖Fig.2 Cross-section map of collapse at Shidaguan

石大關鄉斜坡由三疊系中統雜谷腦組（T2Z）灰色中厚層石英絹云母千枚巖夾變質石英砂巖組成，發育3組優勢機構面：①層面，產狀N60°～70°E/SE/75°～85°，薄～中厚層結構；②結構面J1（底面），產狀N30°～40°E/NW/10°～20°；③結構面J2（切割面），產狀N60°～70°W/SW/60°～70°.坡面坡向270°，坡度45°～60°.

由赤平投影圖（圖3）可以，看出層面和切割結構面的傾向與坡向大角度斜交，底部結構面與坡向相同，且傾角小于坡角，此外坡面與層面、坡面與J2、層面與J1、J1與J2的組合交棱的傾向都與坡向相同，且傾角都小于坡角.切割出的塊體不穩定.

研究區受龍門山斷裂帶影響，地質構造較復雜，受多次地震破壞的洗禮，且崩塌距離石大關斷裂僅1 km［11］.加之崩塌源高陡突兀，臨空條件好，地震放大效應明顯［12-13］，強烈地震力作用下，巖體結構遭受了嚴重破壞，使原本強度不高的巖體更加脆弱.通過現場調查，發現張開的裂縫多沿陡傾層面和J2結構面發育，張開程度普遍較大，呈上寬下窄的形態，縫面新，多平直，充填物較少，局部充填碎塊石，且無膠結，巖體結構特征與震裂巖體特征吻合，地震作用下形成的震裂結構為崩塌的發生提供了物質基礎.

研究區地屬亞熱帶季風氣候，冬冷夏涼，晝夜溫差大，夏季高溫多雨，年降水量500 mm左右.震裂結構為雨水的下滲提供了良好通道，在反復凍脹及其他風化作用下，震裂縫緩慢擴大，進一步劣化了坡體的穩定性，據當地居民反映，在崩塌發生前崩塌源最大的張開裂縫約達15 mm.

圖3 結構面赤平投影Fig.3 Stereographic projection of structural plane

同時，經走訪調查得知，當地6月初至7月中上旬一直大雨連綿.持續的降雨造成巖體飽和、自重增加、巖體結構面抗剪強度降低，大大增加了山體崩塌發生的幾率［14］.根據茂縣氣象局提供的降雨資料（圖4），7月10日至7月12日累計降雨量達到了60 mm，在崩塌發生前4天內都無明顯降雨現象，說明崩塌發生時并沒有動水壓力或者靜水壓力的作用.但崩塌發生當日氣溫較高，烈日當頭，巖體受熱膨脹，也逐漸弱化了損傷巖體的完整性和穩定性.

圖4 7月6日～15日石大關鄉降雨量曲線Fig.4 Curve of rainfall at Shidaguan from July 6 to July 15

2.2 河谷風特征

由于氣流在岷江河谷受到高山峻嶺的阻擋和挾持導向作用而谷風盛行.本文選取了茂縣飛虹鄉（N31°9′33.60″，E103°3′17.66″）及汶川地區多個測量剖面，從谷底1 500～2 500 m高程按需布置多個測量點，運用JL-SXJ風速記錄儀對岷江河谷風速分布規律進行研究，得出了以下結論：

①定時起風，午前多靜風，平均風速＜4 m/s；午后多大風，平均風速＞4 m/s.一天中最大風速多出現在午后16時，達8～10 m/s.一年中2～5月及8月風速相對較大，7、10、11月相對較小，其中7月風速最小，為3.7 m/s.

②岷江河谷內，海拔越高，河谷越開闊，河谷對空氣的壓縮作用越弱，流速因此降低，故風速自谷底而上并非呈指數或線性型增長趨勢，其最大值多出現于山腰位置處.且氣流在沿山脈爬升過程中受復雜地形的影響，在地形突變位置處可形成較強的局部風.特別是在下陡上緩山體的轉折部位，會出現谷風的極大值并伴有渦旋氣流現象.

③當氣流方向與河谷走向之間夾角＜60°時，狹管效應顯著，即氣流在河谷段有明顯的加速現象，且狹管效應的強弱與河谷的寬度呈反比.在底部河谷寬度最小，狹管效應最明顯，其次為地形的轉折部位，而海拔越高，河谷越開闊，狹管效應逐漸減弱.

而在石大關鄉崩塌發生當日下午14時，茂縣觀測站（石大關鄉政府處，高程1 742 m）監測到了高達8.8 m/s的五級勁風，這對于夏季（6～9月）平均風速才3.4m/s的地區而言比較異常［15］. 2015年7、8月份作者們先后兩次帶上專業的風速、風向測量儀到石大關鄉收集河谷風資料.調查得出崩塌源處在午后13時后多大風，一直到下午17時河谷風多集中在6～9 m/s，最大風速可達14 m/s，崩塌源處風速與茂縣觀測站處風速比值集中在1.4～2.0之間.崩塌源處風向集中在290°～310°，與主崩方向近似.

結合岷江河谷風速分布規律可得：石大關鄉崩塌所在河谷為典型對稱“V”字形深切河谷地貌，河谷寬度較小，氣流方向與河谷走向小于60°，狹管效應明顯，加之崩塌源高陡突兀，位于山腰偏上位置，局部地形為陡緩轉折端，屬風速較大處，狹管效應更為突出，最終在巖壁和臨空面兩側形成的壓力差作用下，向臨空方向發生崩塌（圖5、6）.

圖5 石大關鄉崩塌源崩塌后形態特征（單位：m）Fig.5 Residual rock mass of collapse source at Shidaguan（unit：m）

圖6 石大關鄉崩塌全景圖Fig.6 Panoramic photos of Shidaguan collapse

綜上所述，石大關鄉崩塌加深了對河谷風對地質災害觸發作用的認識，證實了震裂山體在風載助推作用下發生大型崩塌的可能性.此類崩塌的演化過程可歸納為：早期地震作用形成松動的震裂結構，為雨水的下滲提供了良好通道，在進一步漸進性風化作用下，裂縫緩慢擴展，逐漸形成結構十分破碎的山體.且因崩塌源獨特震裂結構特征，使得結構面對其失穩模式的控制作用不再明顯，加之河谷風受地形影響，方向及大小復雜多變，在河谷風的助推作用下，先發生表層巖體的小崩小塌，后部巖體因在常年的構造和風化作用下自身穩定性本來就較差，當一旦具備臨空條件，便迅速解體—潰散—垮塌，就單個巖塊而言雖還是以傾倒、滑移破壞為主，但整體以潰崩式失穩，表現出一跨到底的特征，散落范圍極大，崩落持續時間長，危害性極大，極具突發性（圖6）.

3 風洞試驗研究

考慮到震裂山體結構特征和風載作用下觸使孤石發生二次啟動的工程經驗及試驗可操作性，為提出快速、準確的穩定性定量評價標準，在西南交通大學風工程試驗研究中心［16］（圖7）采用完全脫離母巖的巖塊進行試驗研究，探討了風載作用下震裂巖體的啟動機理.

3.1 試驗設計

震裂巖體因震裂縫的發育，使巖體的結構受到了嚴重破壞，巖體被切割成不同形狀、與母巖之間的關系各不相同的巖塊.

從風載的入射角度（初始氣流方向與試樣迎風面豎軸線之間的夾角）、巖樣高寬比、巖樣與巖壁之間縫隙的寬度3個方面進行測壓試驗和實心模型啟動過程試驗，其中入射角度α取0°、30°、45°、60°，高寬比α=z/x取1、2、2.5（x恒定為30 cm），縫隙寬度取0、20、50 mm.

圖7 風洞試驗場示意圖（單位：m）Fig.7 Schematic of wind tunnel test（unit：m）

在測壓試驗中使用電子掃描閥和測壓管來測量試樣表面壓力的分布情況，使用高速攝像機來記錄試樣失穩前的氣動現象，從試樣各面不同壓力分布情況來研究其啟動機理，為后續的力學分析提供依據.

風的入射角度是通過移測架（圖8）中的底部轉盤調整的，下伏支撐板的傾角設置為θ=15°，并為了測壓孔安裝便利，試驗中采用空心木塊來模擬巖塊.

由于測壓試驗中空心材料的缺陷性，設計了實心模型啟動過程試驗來更為真實地模擬巖塊在風載作用下的啟動過程及失穩模式，確定不同類型試樣的失穩風速.實心試樣采用石英砂巖塊，其中x恒定為50 mm，為測壓試驗的1/6，狹縫寬度同樣縮小6倍，其他條件與測壓試驗相同.試驗后通過力學分析，提出極限平衡狀態方程，一方面用于驗證風洞試驗結果的準確性，另一方面為定量評價工作提供依據.

圖8 移測架結構圖Fig.8 Test frame structure

3.2 試驗結果分析

3.2.1 入射角度

③當α=45°時，試樣正面和右側面都對稱分布正風壓，最大正風=72 Pa出現于右側面靠前部位.而其余面均為負風壓，最小負風壓=-70 Pa位于頂面.試樣的失穩風速進一步降低至10.5 m/s，見圖9（c）.

圖9 不同入射角度塊石臨界失穩狀態表面壓力分布Fig.9 Surface pressure distribution in critical state with different incident angles

（2）啟動過程研究

由表1和記錄影像可知，氣流入射角度的變化主要影響試樣開始旋轉滑移的啟動風速，角度越大，啟動風速越低，由于試樣的不斷旋轉，不斷改變著氣流作用于試樣的夾角，當試樣的一面與氣流垂直時，便會迅速旋轉滑移失穩墜落.

（3）力學分析

試驗結果表明，正方形試樣在不同入射角度下都以滑移方式失穩，角度不同，失穩風速有所差異，力學分析如下：

①當α=0°時，氣流作用于試樣時，將會在正面（迎風面）產生正壓力，而其余各面由于氣流的分離和再附和而產生負吸力.由于氣流自身復雜性，目前尚未用簡單的計算方程來確定吸力的大小，故在力學分析中暫忽略吸力的作用，僅考慮在重力、氣流在正面產生的風壓和底部摩擦力三者的共同作用下試樣的極限平衡狀態.

②當α=60°時，氣流在正面產生的風壓、重力下滑分力的合力和底部的最大靜摩擦力在一條直線上.

表1 不同入射角度實心模型啟動過程試驗結果Tab.1 Initiation process results of solid model with different incident angles m/s

而在低速氣流的條件下，忽略體力作用且無粘性時，任一流線上各點的標準伯努利方程為

式中：v為流線的風速，m/s；

w1為單位面積的靜壓力，kN/m2；

V為空氣質點的體積，m3；

m為空氣質點的質量，t，m=ρV；

C為常數.令

式中：w為巖塊迎風面與背風面之間形成的壓力差；

取標準大氣壓下，重力加速度g為9.8 m/s2；

空氣容重γ1為0.012 018 kN/m3.

由此可得巖塊單位面積上所受的基本風壓系數：

設正方體巖塊邊長為x，則巖塊正面受正壓力為

巖塊的最大靜摩擦力為

式中：μ0為靜摩擦因數，取0.5；

Ffom為最大靜摩擦力，單位KN；

γ2為木材容重，值取6.86 kN/m3；

θ為試樣下伏結構面的傾角，值取15°；

d取0.5 cm.

巖塊重力的下滑分量為

根據極限狀態力學平衡條件可得：

由極限平衡方程計算得到α=0°、60°時，失穩風速分別為11.5、8.5 m/s，結果均比測壓試驗中小約1 m/s.這是因在極限平衡分析中忽略了氣流在通過試樣時，由于產生分離和再附和而在試樣上產生吸力，減小了作用于試樣底部下伏結構面上的正壓力Fw，降低了最大靜摩擦力Ffom.

3.2.3 高寬比

（1）測壓試驗

由壓力分布圖（圖10）可知試樣正面（迎風面）均為正風壓，其余幾面均為負風壓（吸力）.當高寬比b=2.0時，正風壓較大值出現于試樣正面中下部，最大正風壓P+max=60 Pa.往兩側，正風壓逐漸降低至15 Pa，試樣的失穩風速為9.25 m/s.當b=2.5時，其各面風壓的分布情況與b=2.0時相似，只是正風壓較大值的位置有所上移，風壓的作用點有所抬高，相同風壓產生的力矩更大，試樣的失穩風速也就更小.故力矩為風載作用下長方體巖塊失穩的主導因素.

圖10 不同高寬比塊石臨界失穩狀態表面壓力分布Fig.10 Surface pressure distribution in critical state with different height-width ratios of mass

（2）啟動過程研究

由表2和記錄影像可知：隨風速的增大，長方體試樣都最終斜向下滑移一段距離并順風劇烈晃動后順風傾倒（側向傾倒）失穩.

b=2.5時較b=2.0時旋轉及滑移的過程相對較短，啟動過程如圖11.

表2 不同高寬比實心模型啟動過程試驗結果Tab.2 Initiation process results of solid model with different slenderness ratios m/s

圖11 高寬比（b=2.5）實心模型啟動過程Fig.11 Initiation process of solid model with height-width ratio of 2.5

（3）力學分析

此處同樣忽略背風面負風壓的作用，并由于此次試驗中試樣的尺寸較小，故將迎風面的風壓系數考慮為常數，長柱狀巖塊的受力情況如圖12所示.

風壓作用下產生的傾倒力矩為

由于試樣在兩個高寬比條件下都以側向傾倒的形式失穩，故Gsin θ產生的傾覆力矩等于0，僅考慮Gcos θ產生的抗傾覆力矩MG為

圖12 長柱狀巖塊側向受力分析示意圖Fig.12 Lateral force analysis of long-column block

極限平衡狀態下，傾倒力矩與抗傾覆力矩相等，即

由極限平衡方程計算得到當高寬比b=2.0，2.5時，失穩風速分別為11.2、9.8 m/s，均比測壓試驗失穩風速小1.5 m/s左右.

這是由于實心模型啟動過程試驗中得出長方體試樣在發生傾倒前都會旋轉一定角度，而測壓試驗中當試樣有輕微位移時便記錄為失穩風速，且力學計算中忽略了背面吸力產生的傾倒力矩Mx，即導致Mw偏大，故計算出的v0偏大.

3.2.2 后緣裂縫的張開程度

（1）測壓試驗

無論從理論計算分析還是野外調查發現，都證實了順向傾倒失穩模式的存在.

測壓試驗中，由于由木板制作而成的試樣質量偏輕，因左右兩側面的風速差產生的傾倒力矩的效果遠不及順風向風壓產生的傾倒力矩的效果，故均以側向傾倒方式失穩.

從圖13的壓力分布情況可以總結出：

①由于氣流在通過右側面緊靠巖壁的狹小裂縫時，受兩壁摩擦作用的影響，風速大大降低，而試樣左側臨空，兩側面風壓不再對稱分布.靠巖壁側（右側）風出現了正力，而臨空側全為負力.

②縫隙越小，緊靠巖壁一側（右側）產生的傾倒力矩越大.隨著縫隙的增大，該力矩對試樣發生傾倒失穩的貢獻越低.

（2）啟動過程研究

由表3可以看出，當裂縫寬度d=0 mm時，試樣在先輕微晃動后產生略微順時針旋轉，最終順向傾倒；而裂縫寬度d=3.5，8.0 mm時，試樣最終都以側向傾倒的形式失穩.

結果揭示了順向傾倒只發生在當巖塊與巖壁之間縫隙足夠小時，啟動過程如圖14.

圖13 不同縫隙寬度塊石臨界失穩狀態壓力分布Fig.13 Surface pressure distribution in critical state with different crack widths

（3）力學分析

首先設未受到擾動的巖塊臨空側風速為v0，受到擾動時的靠縫隙側風速減小為v1.由伯努利方程可得：

將v0、v1分別代入得：

設巖塊順風方向長為x（m），寬為y（m），高為z（m），則兩側面風壓差所產生的傾覆力矩為

由于巖塊以順向傾倒的形式失穩，故順風向風壓產生的傾覆力矩為0（圖15）.

表3 不同縫隙寬度實心模型啟動試驗結果Tab.3 Initiation process results of solid model with different crack widths m/s

圖14 縫隙寬度（d=0）實心模型啟動過程Fig.14 Solid model with crack width（d=0）

設下伏結構面傾角為θ，重力產生的傾覆力矩為

重力產生的抗傾覆力矩為

極限平衡狀態下，傾倒力矩與抗傾覆力矩相等：

圖15 長柱狀塊體順向傾倒力矩示意圖Fig.15 Overturn moment of long-column block

通過式（15）～（18）可以得出，發生順向傾倒失穩的條件極為苛刻，需保證Gsin θ和Fw2足夠大，即巖塊重量、下伏結構面的傾角、巖塊與巖壁之間縫隙的寬度都是決定其是否可能發生順向傾倒的關鍵.

故在相同質量條件下，巖塊的失穩風速與入射角度、巖塊的高寬比、后緣縫隙的寬度都成反比.就正方形和長方形巖塊而言，在不同風載入射角度、不同危巖高寬比、不同后緣裂縫張開程度的情況下主要以滑移、側向傾倒、順向傾倒失穩為主（圖16），發生順向傾倒的條件極為苛刻.

圖16 風載作用下正方體、長方體失穩模式示意圖Fig.16 Failure modes of cube and cuboid under wind loading

4 風載作用下震裂山體穩定性評價方法

4.1 綜合指標評價法

在文獻［17］中，袁進科等選取了7個因子作為崩塌識別指標，采用專家取值法對指標進行賦值，建立了震后崩塌的快速識別方法（CDI法）：

式中：

UCDI為崩塌識別的綜合指標，值越大，發生崩塌概率越高；

Ri為第i個識別指標因子分級指數；

Si為權重值；

λi為降雨修正系數［17］.

雖以震后震區100個崩塌災害點的穩定性評價為依據，驗證了此方法的合理性，但其并未考慮風載對震裂山體穩定性的影響.由風洞試驗結果表明巖塊的形狀、后緣裂縫的張開程度決定了巖體的失穩情況，而巖體震裂損傷程度是影響巖塊的形狀、后緣裂縫的張開程度的重要因素.

由河谷風分布特征可知，山體地形突變處是河谷風較大的部位，這些部位由于地震波的放大作用，同樣也是巖體震裂損傷程度相對較大的部位.因此，可用震裂損傷程度來表征風載對震裂山體穩定性的影響，將風載修正系數βi引入CDI法中，得到風載作用下震裂山體穩定性評價指數（wind loading shattered rockmass discrimination index，WDI）.βi取1時，表征風載對震裂山體的穩定性不產生影響.

式中：

UWDI為風載作用下震裂山體穩定性評價指數，其值越大，發生崩塌的可能性越高；

βi為風載修正系數，修正系數取值可按表4確定.

風載作用下震裂山體穩定性評價等級同樣分為3級，具體等級分級情況見表5.

表4 風載條件下評價指標修正系數Tab.4 Evaluation index correction under wind loading

根據上述分析，對石大關鄉崩塌按照評價指標取值標準進行賦值，求得天然狀態和降雨條件下CDI指數，以及天然狀態下WDI指數，計算結果見表6.

表5 風載作用下震裂山體穩定性判別等級表Tab.5 Stability grade of shattering slope under wind loading

評價結果表明，石大關鄉斜坡在天然和降雨條件下偶有少量掉塊和落石，而在風載作用下局部發生大規模的崩塌滾石的可能性較大，評價結果與真實情況相符.

此外，使用WDI評價指標對四川藏區公路沿線21處震裂山體進行了評價，僅有2處評價結果與真實情況或定性評價結果有所區別，驗證了WDI評價指標的合理性.且WDI評價指標既考慮了降雨修正系數又考慮了風載修正系數，使得評價體系相對更為完整.

表6 CDI、WDI評價計算表Tab.6 Evaluation calculation of CDI and WDI

4.2 臨界失穩風速評價法

針對綜合指標評價法中WDI指數大于90的坡體，可以再以風載作用下震裂巖體的啟動機理為基礎，由現場調查得出震裂縫切割出巖塊的形狀及與后緣巖壁之間的關系，確定其失穩模式，對應相應失穩模式的力學計算公式得出該巖體的臨界失穩風速，再通過對研究區風的分布規律收集，確定出作用于該巖塊的實際風速，兩風速對比判定失穩的可能性，評價流程如圖17所示.

綜合指標評價法可以較為快速地對風載作用下震裂山體的穩定性作出評價，而臨界失穩風速評價法彌補了綜合指標評價法中未考慮實際作用風速和臨界失穩風速的不足.兩個方法共同運用，整體與局部分析相互結合，優劣互補，使風載作用下震裂山體穩定性評價方法更加快速準確.

圖17 穩定性評價流程圖Fig.17 Flow chart of stability evaluation

5 結 論

震裂山體獨特的結構特征以及河谷風復雜多變的分布規律，使得風載助推下震裂山體的失穩機制迥異于通常重力環境.本文基于現場震裂山體的大量調查和河谷風測量工作，開展了室內風洞試驗研究，歸納提出了風載作用下震裂山體穩定性評價方法，主要得出以下4點結論：

（1）沿原有結構面拉開或者切割結構面發育的震裂縫是汶川地震震區巖體震裂最為直觀的宏觀特征.裂縫普遍較新鮮，多無充填，局部還存在架空結構.區別于其他因素產生的松動巖體，震裂巖體具備形成時間短、規模大的特征.

（2）石大關鄉崩塌為風載助推作用下震裂山體發生潰崩的典型實例，地震作用為崩塌的發生提供了物質基礎，后期凍脹等風化作用進一步劣化了坡體的穩定性，河谷風的助推作用為崩塌的發生提供了動力條件.此類災害因震裂山體獨特的結構特征，加上河谷風的方向及大小復雜多變，就單個巖塊而言雖還是以傾倒、滑移破壞為主，但整體以潰崩式失穩，表現為迅速解體—潰散—垮塌，散落的范圍極廣，崩落持續時間長，危害性極大，具極強突發性.

（3）巖塊的失穩風速與氣流方向與巖塊面垂線之間的夾角、巖塊的高寬比、后緣縫隙的寬度都成反比.就正方形、長方形巖塊而言，在風載作用下以滑移、側向傾倒、順向傾倒失穩模式為主.巖塊的重量、下伏結構面的傾角、巖塊與巖壁之間縫隙的寬度都是決定是否發生順向傾倒的關鍵，只有縫隙非常小時，才有發生順向傾倒的可能.

（4）WDI綜合因子評價法和臨界失穩風速評價法綜合運用于風載作用下震裂山體穩定性的定量評價工作中，整體與局部分析相互結合，優劣互補，使評價結果快速而準確.

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風載作用下震裂山體崩塌機制及穩定性評價方法

黃潤秋， 裴向軍， 羅 璟

Collapse Mechanism and Stability Evaluation of Shattered Slope under Wind Loading

HUANG Runqiu， PEI Xiangjun， LUO Jing
（State Key Laboratory of Geo-hazard Prevention and Geo-environment Protection，Chengdu University of Technology，Chengdu 610059，China）

To reveal collapse mechanisms of shattered slope under wind loading，the slope stability assessment system was built.Based on the field survey of shattered slopes and valley wind measurement，the large-scale wind tunnel tests in various conditions were conducted by using Shidaguan collapse as an example.The results indicate that Shidaguan collapse is a typical case of shattered slope collapsing in a sudden burst under wind loading.This mode of collapse are hardly controlled by structural plane because of the unique slope structure.Meanwhile，since the distribution of river valley wind is affected by the topographical elements，it becomes complicated and varied.Thus the sudden collapse mode undergoes fast breakdown-crumbling-collapse as a whole，quite distinct from slope failure mechanisms under general gravity force.The loosing and cracking of the rock masses is fundamental to the collapse，while the gradual weathering is the main factor.Besides，the strong rivervalley winds aggravate the collapse.Furthermore，the wind speed leading to rock masse instability is in inverse proportion to wind incident angle，as well as the height-width ratio of mass，and the width of the trailing edge crack.

earthquake；river valley wind；Shidaguan collapse；wind tunnel test；stability evaluation

黃潤秋，裴向軍，羅璟.風載作用下震裂山體崩塌機制及穩定性評價方法［J］.西南交通大學學報，2016，51（5）：958-970.

0258-2724（2016）05-0958-13

10.3969/j.issn.0258-2724.2016.05.020

P642.21

A

2016-06-23

國家自然科學基金資助項目（41572302）；四川省國土資源廳科學研究計劃資助項目（KJ-2015-18）

黃潤秋（1963—），男，博士，教授，博士生導師，研究方向為工程地質和巖土工程，E-mail：hrq@cdut.edu.cn

（中文編輯：徐 萍 英文編輯：周 堯）