強震觸發(fā)黃土滑坡發(fā)生機制試驗

芮雪蓮， 裴向軍， 張曉超

(成都理工大學 地質(zhì)災(zāi)害防治與地質(zhì)環(huán)境保護國家重點實驗室，四川 成都 610059)

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強震觸發(fā)黃土滑坡發(fā)生機制試驗

芮雪蓮， 裴向軍， 張曉超

(成都理工大學 地質(zhì)災(zāi)害防治與地質(zhì)環(huán)境保護國家重點實驗室，四川 成都 610059)

為了進一步研究不同地震破壞程度后黃土的變形特性及穩(wěn)態(tài)強度，通過MTS土動三軸儀進行了不同圍壓(100、150、200 kPa)、不同動應(yīng)變(0,1%、2%、3%)條件下的飽和黃土靜力剪切試驗。結(jié)果表明：在相同試樣條件下，應(yīng)力路徑對穩(wěn)態(tài)強度影響極小，不同震動破壞程度的試樣在試驗結(jié)束后的殘余強度幾乎相等；黃土液化后的穩(wěn)態(tài)強度隨著初始孔隙比的減小而增加；飽和度主要對黃土的黏聚力產(chǎn)生影響；初始有效固結(jié)壓力與穩(wěn)態(tài)強度有良好的擬合關(guān)系。比較震后斜坡重力驅(qū)動剪應(yīng)力與穩(wěn)態(tài)強度的關(guān)系，可判斷斜坡會否發(fā)生破壞。

黃土滑坡； 液化后變形； 穩(wěn)態(tài)強度； 影響因素

0 引 言

黃土分布廣闊，其特有的大孔隙、弱膠結(jié)的結(jié)構(gòu)特征決定了黃土的地震易損性。1989年塔吉克首府Dushanbe南30 km Gissar村和1920年的寧夏海原在地震后黃土斜坡發(fā)生了長距離的流滑，關(guān)于其成因國內(nèi)外學者持不同的見解，王家鼎等[1]認為海原地震誘發(fā)的黃土滑坡的形成機理是黃土體解體、斜拋和粉塵化，即氣化所致，而白銘學等[2]通過對現(xiàn)場的調(diào)查認為地震導(dǎo)致飽水的砂質(zhì)黃土層發(fā)生液化，強度降低從而發(fā)生了低角度的黃土滑坡；Ishihar等[3]通過對Gissar村的現(xiàn)場調(diào)查認為地震動應(yīng)力使得具有較高含水量的黃土孔隙水壓力增長從而導(dǎo)致黃土發(fā)生液化產(chǎn)生長距離的流滑；Seed等[4]認為地震導(dǎo)致的滑坡主要是因為土體的液化造成的；王蘭民等[5-8]通過研究黃土振動液化過程中孔隙水壓力的變化規(guī)律，提出了黃土液化過程中孔隙水壓力的本構(gòu)模型。楊振茂等通過室內(nèi)試驗研究了固結(jié)比、振動頻率、飽和度等對黃土液化的影響[9-10]。周永習等[11]通過室內(nèi)三軸試驗研究了黃土液化后的穩(wěn)態(tài)強度對黃土邊坡發(fā)生流滑破壞關(guān)鍵作用。國內(nèi)外學者的研究主要集中于飽和黃土的液化機理和判別標準，而對液化后土體的變形和強度的研究很少。因此，研究飽和黃土液化后的變形特性，可以進一步準確地揭示地震之后低角度黃土滑坡發(fā)生流滑的機理。本文以石碑塬黃土滑坡為研究背景，進行了一系列的黃土液化后剪切試驗，以此探討震后黃土滑坡的殘余強度對滑坡發(fā)生的控制作用。現(xiàn)場條件下地震之后的黃土大變形的發(fā)生是在應(yīng)力控制的方式下進行的，但是，由于試驗儀器的制約，筆者所進行的試驗均是以應(yīng)變控制的方式進行的。

1 試驗儀器、試樣和試樣方案

1.1 試驗儀器、試樣

試驗使用美國MTS 810土動三軸試驗機雙向電液伺服材料測試系統(tǒng)，本試驗的試樣均取自寧夏石碑塬滑坡體后壁，其基本物理力學性質(zhì)參數(shù)如表1所示，顆粒級配組成如圖1所示。為了考慮不同深度黃土孔隙比的差異，分別按照3種干密度進行重塑制備。試驗采用50 mm×100 mm實心圓柱試樣。

表1 黃土試樣物性指標

圖1 試樣顆粒分析曲線曲線

1.2 試驗方案

黃土試樣的飽和采取先通CO2，再水頭飽和、加反壓的方式，首先對試樣先通1 h CO2，再進行1 h水頭飽和，此時B值(孔壓增量與圍壓增量的比值)達到0.3左右，繼續(xù)施加反壓，反壓每級增加30 kPa并穩(wěn)定15 min，圍壓與反壓之間始終保持20 kPa的壓差，當B值達到0.85，即認為飽和完畢。本試驗均為等壓固結(jié)。試驗采用頻率為1 Hz的正弦等幅循環(huán)荷載，試驗過程如圖2所示。

圖2 試驗加載過程示意圖

試驗分別為動、靜荷載作用階段，具體過程為：試樣飽和完畢之后在應(yīng)力控制的條件下進行等壓固結(jié)；固結(jié)完畢之后對試樣分別施加動荷載。當試樣動應(yīng)變分別達到1%，2%，3%時，將試樣的軸向應(yīng)力控制方式改為應(yīng)變控制，并保持圍壓不變，對試樣通過軸向應(yīng)變控制以0.375 mm/min的恒定速率進行剪切試驗.。對第二批試樣采用相同的飽和固結(jié)方法，不同的是固結(jié)完畢之后對試樣分別按循環(huán)剪應(yīng)力比(動應(yīng)力幅值與有效固結(jié)圍壓的比值)為0，0.3，0.5施加動荷載，待動應(yīng)變達到1%，將控制方式轉(zhuǎn)換為應(yīng)變控制,以相同的速率進行剪切試驗直至試樣破壞。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 應(yīng)力-應(yīng)變-孔壓關(guān)系曲線

動荷載對土體的破壞或擾動主要表現(xiàn)在兩個方面：①在動荷載的作用下孔隙水壓力上升，從而導(dǎo)致有效應(yīng)力降低；②土體產(chǎn)生一定程度的塑性殘余變形，改變了土體原有的強度特性。圖3為不同初始剪應(yīng)變下孔壓和應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系曲線(圍壓為100 kPa，干密度為1.4 g/cm3)。在荷載的整個作用過程中。強度在動荷載作用階段達到了最大值， 在應(yīng)變達到20%時，穩(wěn)定于某一值，將此時黃土的強度定義為液化后不排水穩(wěn)態(tài)強度Su。孔隙水壓力在動荷載作用的過程中上升速度較快，孔壓比可達0.71～0.84，根據(jù)王蘭民提出的初始液化判定標準[7]：①孔壓比≥0.7;②累計應(yīng)變≥3%，且孔壓比≥0.2，兩者先達到哪個就采用哪個。此時黃土已處于液化狀態(tài)。飽和黃土在循環(huán)荷載的作用下達到液化狀態(tài)，孔隙水壓力上升迅速，達到不同初始剪應(yīng)變后的孔隙水壓力不相同，初始剪應(yīng)變?yōu)?%時的孔隙比為0.71，初始應(yīng)變達到2%，3%時的孔隙水壓力明顯升高，孔壓比分別達到0.83，0.84。在靜加載的過程中孔隙水壓力繼續(xù)上升，但是速度明顯減緩，且隨著應(yīng)變的增加，孔隙水壓力逐漸趨于相等。但與飽和砂土液化不同的是在試驗過程中未達到有效固結(jié)圍壓,如圖4所示。在荷載最重的整個過程中有效偏應(yīng)力始終逐漸減小，雖然初始應(yīng)變不同但是土體有效偏應(yīng)力最終表現(xiàn)趨于某一穩(wěn)定值，見圖5。

圖3 不同初始剪應(yīng)變下應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線

圖4 不同初始應(yīng)變下的孔壓比—應(yīng)變曲線

2.2 飽和黃土的液化強度和穩(wěn)態(tài)強度

飽和黃土在等效循環(huán)荷載的持續(xù)作用下，土顆粒間的摩擦力和咬合力開始下降，在這一過程中，動應(yīng)力的存在使得土顆粒重新排列聯(lián)結(jié)。動應(yīng)變?yōu)?%時，孔壓比已達到0.86;動荷載作用完畢之后的黃土已經(jīng)

圖5 不同初始應(yīng)變下應(yīng)力路徑曲線

達到液化狀態(tài)。依據(jù)不同圍壓下的動應(yīng)力—振次關(guān)系曲線(見圖6),以(σdf+σ1c+σ3c)/2為圓心，(σdf+σ1c-σ3c)/2為半徑繪制莫爾應(yīng)力圓，求取公切線，獲得達到3%[12]應(yīng)變時的黃土動黏聚力Cd=9.0 kPa，動內(nèi)摩擦角φd=13°作為其液化強度(見圖6)。

動荷載作用完畢后,土體在靜荷載的作用下逐漸達到一種比較穩(wěn)定的狀態(tài)，土體的黏聚力和內(nèi)摩擦角最后趨于穩(wěn)定，即穩(wěn)態(tài)。根據(jù)試驗不同圍壓下的殘余強度(穩(wěn)態(tài)強度)以(σ1+σ3)/2為圓心，(σ1-σ3)/2為半徑繪制莫爾應(yīng)力圓得出黃土處于穩(wěn)態(tài)時的動黏聚力Cs=0.33 kPa，動內(nèi)摩擦角φs=9°(見圖7)。

圖6 3%應(yīng)變的動強度線

圖7 液化強度與穩(wěn)態(tài)強度莫爾圓

2.3 黃土穩(wěn)態(tài)強度的影響因素

2.3.1 孔隙比

孔隙比是黃土穩(wěn)態(tài)強度qss(殘余強度)的關(guān)鍵影響因素。圖8為相同圍壓下孔隙比與飽和黃土液化后的穩(wěn)態(tài)強度曲線。在相同圍壓條件下，對于不同的孔隙比試樣，孔隙比越小的試樣其液化后穩(wěn)態(tài)強度越大，這是由于孔隙比越小土體越密實，孔隙水壓力的增長越慢，試樣液化后的穩(wěn)態(tài)強度就越大。孔隙比超過一定值后，穩(wěn)態(tài)強度的增速就會變緩慢。

圖8 孔隙比與穩(wěn)態(tài)強度關(guān)系曲線

2.3.2 飽和度

試樣的飽和度通過孔隙水壓力系數(shù)B=ΔU/Δσ3判定，B越高即飽和度越高，郭斌等[13]通過大量實驗得到兩者之間的關(guān)系式:

Sr=exp(4.397 4+0.134 1B+0.121 1B2)

(1)

式中:Sr是試樣飽和度;B是孔隙水壓力系數(shù)。

飽和度越高，孔壓上升的越快，土體越容易達到液化狀態(tài)，相應(yīng)的黃土的穩(wěn)態(tài)強度越低(見圖9)，文獻[13-14]表明，隨著飽和度的升高，鈣離子和鎂離子濃度都大幅上升，說明溶解在水中碳酸鈣和水溶性鹽類也都隨之增長，大量膠結(jié)物溶解導(dǎo)致膠結(jié)強度大幅降低，進而導(dǎo)致黃土的黏聚力降低。吳炳坤通過試驗發(fā)現(xiàn)黃土在含水率達到30%以上時會完全喪失黏力。

圖9 飽和度與穩(wěn)態(tài)強度的關(guān)系曲線

2.3.3 初始有效固結(jié)壓力

圖10為相同孔隙比和飽和度下的試樣在不同初始固結(jié)圍壓與穩(wěn)態(tài)強度的關(guān)系曲線。由圖可知,初始有效固結(jié)壓力對穩(wěn)態(tài)強度的影響較為明顯。在其他條件都相同的情況下初始有效固結(jié)壓力越大，飽和黃土在液化后的穩(wěn)態(tài)強度越大。在Origin軟件中進行曲線擬合，擬合公式如下式,擬合系數(shù)為R2=1。

圖10 初始有效圍壓與穩(wěn)態(tài)強度的關(guān)系曲線

(2)

圖10中，穩(wěn)態(tài)強度與初始有效固結(jié)圍壓有很好的擬合關(guān)系，初始固結(jié)后的試樣，變形穩(wěn)定，土體顆粒排列緊密、發(fā)生液化后的土體，顆粒之間的接觸減弱，強度降低。在繼續(xù)施加靜荷載的過程中，土體顆粒排列重組，直至重新達到某一穩(wěn)定狀態(tài)。

2.4 黃土穩(wěn)態(tài)強度對流滑破壞的控制作用

試驗結(jié)果表明:飽和黃土在動荷載的作用下達到液化狀態(tài)(孔壓比≥0.7)，此后在靜荷載的作用下繼續(xù)產(chǎn)生變形，在應(yīng)變大于20%時才會達到穩(wěn)態(tài)。地震作用后，以潛在滑動面上的一底面與坡面平行的單元體為研究對象，不計單元體側(cè)應(yīng)力對穩(wěn)定性的影響，對其進行應(yīng)力分析，確定其震后初始應(yīng)力狀態(tài)(見圖11)。其中，正應(yīng)力、剪應(yīng)力的表達式如下:

(3)

式中：G為單元體自重;θ為斜坡坡度。

圖11 坡體應(yīng)力示意圖

在初始條件(土體初始孔隙比、含水量)和觸發(fā)條件(即地震引起的土體孔隙水壓力的升高)都滿足的情況下，比較重力驅(qū)動剪應(yīng)力τ0與穩(wěn)態(tài)強度的大小，即能判別坡體是否會發(fā)生流滑破壞。

3 結(jié) 論

飽和黃土在發(fā)生液化之后有可能會發(fā)生流滑坡壞，其發(fā)生流滑坡壞的關(guān)鍵并不是其液化之后的強度而是在液化之后黃土的穩(wěn)態(tài)強度。若驅(qū)動剪應(yīng)力大于穩(wěn)態(tài)強度則黃土邊坡會發(fā)生流滑坡壞;反之，則沒有。通過對飽和黃土施加動荷載使其液化并對液化后的土體施加靜荷載使其繼續(xù)變形并最終達到穩(wěn)態(tài)。本試驗中液化后黃土的穩(wěn)態(tài)強度與不同的液化破壞程度關(guān)系并不明顯，兩者之間具體聯(lián)系還需進一步研究。但孔隙比、飽和度以及初始有效固結(jié)壓力對液化后的穩(wěn)態(tài)強度影響明顯：

(1) 不同孔隙比對飽和黃土液化后的穩(wěn)態(tài)強度有明顯的影響，在相同的有效初始固結(jié)壓力下隨著孔隙比的減小，土體越密實，穩(wěn)態(tài)強度越大。

(2) 飽和度影響孔隙水壓力上升的速度，以及黃土中可溶鹽的溶解程度，從而影響粘聚力的大小。飽和度越高。液化后黃土的穩(wěn)態(tài)強度則越低。

(4) 比較震后斜坡重力驅(qū)動剪應(yīng)力與穩(wěn)態(tài)強度的關(guān)系，判斷斜坡會否發(fā)生破壞。

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Laboratory Study of the Mechanism of Loess Landslide Caused by Violent Earthquake

RUIXue-lian，PEIXiang-jun，ZHANGXiao-chao

(State Key Laboratory of Geohazard Prevention and Geoenvironment Protection，Chengdu University of Technology， Chengdu 610059， China)

Residual strength plays a major role for the stability of the loess slope after the earthquake. A series of post liquefaction triaxial compression tests have been conducted to simulate the loess slope deformation characteristic and residual strength after liquefaction. Saturated loess under static shear tests has been conducted in the conditions of different pressures(100; 150; 200 kPa)and different dynamic strain (0;1%;2%;3%) by MTS dynamic tri-axial instrument. Testing result indicates that, for the same sample, stress path has little effect on residual strength, though the destruction levels of samples (0;1%;2%;3%) are different. The residual strength of samples after the experiment are almost equal. There is a negative correlation between initial void ratio, saturation and residual strength. The relationship of the initial consolidation stress and residual strength can be started with a quadratic function. According to the test result, the residual strength can be used to analyze the mechanism of Shi Beiyuan loess slide.

loess slide; post-liquefaction deformation; residual strength; influencing factors

2015-03-16

中國地質(zhì)調(diào)查局項目(1212011140005)

芮雪蓮(1990-),女，甘肅白銀人，碩士生，主要研究方向為地質(zhì)災(zāi)害評價與預(yù)測。

張曉超(1978-),女，陜西富平人，講師，研究方向:地質(zhì)災(zāi)害與預(yù)測。Tel.:15881141954；E-mail:1165656878@qq.com

P 642.22

A

1006-7167(2016)01-0023-04