水分長期入滲誘發黃土滑坡的機理研究

張 景 生

(中交第四公路工程局有限公司， 北京 100022)

水是滑坡的主要誘發因素，目前針對降雨和灌溉誘發滑坡開展了大量研究。一方面是用統計分析的方法尋求降雨與滑坡之間的相關規律性。Rahardjo等[1]對1995年2月在新加坡南洋理工大學校園內由暴雨觸發的20多處滑坡進行分析，提出了前期降雨對邊坡穩定性的重要影響。吳宏偉等[2]分析了香港地區降雨對邊坡穩定性影響，認為隨著日降雨強度的增大，斜坡的穩定性明顯降低。高華喜等[3]研究了深圳市降雨與滑坡的歷史資料，認為暴雨尤其是大暴雨及特大暴雨與滑坡的關系非常密切。灌溉引發滑坡的研究中，對灌區滑坡進行勘察分析[4]或進行較大方量的原位灌溉試驗[5]。以上研究工作更多關注的是高強度降雨、灌溉與滑坡形成的關系。高強度降雨或灌溉發生時，易形成地表徑流，并通過卸荷裂縫、落水洞等集水通道灌入坡體，較短時間內提高地下水位，軟化土體而誘發滑坡[6]。另一方面是從水的作用機理方面對邊坡進行穩定性分析，依據非飽和強度理論考慮了基質吸力及其隨水分入滲變化的影響[7-8]。而邊坡的穩定性評價可采用極限平衡法[9-11]或有限元法[12-13]。極限平衡法作為普遍使用的傳統方法，物理概念清楚，卻無法考慮坡體應力、應變狀態；有限元法將邊坡當作變形體，其計算結果是用數值表示的場函數，包括位移、應力和應變場，用各物理矢量的分量形式表達，然僅僅觀察這些分量的大小，難以看出規律，同時邊坡的整體穩定性也無法確定。

滑坡形成機制是對滑坡從蘊育到發生過程的再現，是對外因作用下，坡體內(尤其是滑動帶)應力、應變變化歷程的揭示[14]。長期的低強度降雨或滲水，由于滲水強度低于土的滲透能力，地表不易形成徑流，水分被土體吸收，并在水力梯度的作用下向下運移，使得非飽和土的含水量增高，基質吸力降低，土體強度降低。同時在歷經較長時間后，亦能使地下水位抬升；如此共同作用下誘發較大規模的滑坡。

基于此，本文結合極限平衡法和有限元法，通過室內改進的滲透試驗、三軸固結不排水試驗獲得合理的計算參數，運用有限元法分析隨著水分在非飽和黃土的長期入滲-運移，邊坡中滲流場、負孔壓(基質吸力)的變化及其所引起的應力場的變化，并計算各變形階段滑面上的應力和強度以及所對應的斜坡穩定系數，以揭示水分在黃土中長期運移誘發滑坡的機理。

1 延煉滑坡概況

延煉滑坡位于陜北延安市洛川縣洛河右岸。斜坡走向為NW—SE向，坡頂高程880 m，上設有33具原油罐；坡腳高程840 m，斜坡平均坡度35°。該滑坡為黃土-基巖接觸面滑坡，縱向長150 m，平均寬240 m，滑體平均厚度約13.8 m，體積約39.9×104m3，呈圈椅狀(見圖1)。滑體上部為中更新統(Q2)離石黃土，厚度約30 m，夾有數層古土壤；下部為下更新統(Q1)午城黃土，厚度約15 m；基巖為三疊系延長組泥質砂巖(T2-3y)，如圖2所示。

該滑坡發生于2010年10月21日，黃土沿基巖面剪出并向前緩慢滑動，持續2 d后才停下來。滑體錯斷輸往延安石化廠的十四條油氣管線，致使延煉、延安石油化工廠等多套裝置全面停產，經濟損失達數億元。

圖1 延煉滑坡地形地質圖

圖2 延煉滑坡主剖面圖

據該滑坡勘察資料，滑坡外圍所鉆孔中均未見地下水，而油罐區測得穩定地下水埋深為19.0 m～22.0 m；滑坡體范圍內為7.5 m～12.4 m(見圖1)。現場調查發現，滑坡發生后，后壁陡坎有水滲出。經調查，儲油平臺上架設了多條輸油管道，每年冬季為防凍在管道不同部位采用蒸汽加熱，蒸汽遇冷液化，凝結成水滴滴到儲油平臺上[14]。

據zhang等[15]在黃土地區對黃土中水分運移規律的原位觀測，黃土上部接受滲水后，部分水分逐漸向下運移；當有持續滲水補給時，水分能夠下滲到較深的部位；當遇到透水性差或隔水地層時，水分聚集、 凝結。研究區儲油平臺每年冬季多處都會有滲水現象發生，持續的滲水作用下，水分向下運移；且由于黃土滲透性在豎直向明顯大于水平向[16-18]，水分易進難出。如此歷經數年、數十年后，隨著水分入滲，非飽和黃土中基質吸力降低，土體軟化，局部地下水位抬升，致使斜坡穩定性降低。

現場取Q2和Q1原狀黃土，具體位置見圖2。通過一系列室內試驗測定其物理性質指標見表1。

對比Q2和Q1黃土的物理性質，后者結構致密，孔隙比小，液限、塑限及塑性指數高，說明其經過了更長時期的固結、成壤作用；同時，由于卸油臺上長期往下滲水，使得滑坡區黃土的天然含水率高，飽和度達60%以上。

表1 滑坡區黃土的基本物理性質參數

2 分析方法

通過有限元模擬的方法分析每一次滲水及停滲期間斜坡內滲流場、孔隙水壓力、基質吸力的變化；再將滲流分析結果與有限元應力場分析結果疊加，計算坡體內由于滲流引起的應力場變化。即通過平面應變有限元法求得滲流作用下各單元的應力狀態，即σx、σy、τxy。若滑動面某一點處滑動面的傾角為α時，根據該點有限元計算得出的應力狀態，用式(1)～式(3)可求得滑動面上的正應力σα、剪應力τα以及抗剪強度τf。以潛在滑面長度L為x軸，沿滑動面的應力、應變和強度參數為y軸，繪制滑面上的τα、τf、σα曲線，分析各曲線的變化特征。

(1)

(2)

τf=c′+(σα-ua)tanφ′+(ua-uw)tanφb

(3)

對于平面應變條件下，結合Fredlund等(1978)提出的非飽和土的抗剪強度公式[14]，邊坡穩定系數Fs用潛在滑動面上的正應力和剪應力表達為:

(4)

式中：Fs為穩定系數；xA、xB分別為剪入和剪出口的橫坐標；c′、φ′為土體的有效黏聚力和內摩擦角；σα為滑面上的正應力；ua為孔隙氣壓力，(σα-ua)為凈法向應力，(ua-uw)為基質吸力；φb表示由于基質吸力增加引起的抗剪強度增加的吸力摩擦角；本文假設φb為常量，且一般情況下φb等于或小于φ′[6]；可考慮孔隙氣壓力處于大氣壓力狀態，即ua=0。uw為滑面上的孔隙水壓力；τα為滑面上的剪應力；Q為水平地震力，本例不考慮地震力，Q取0。顯然該式不需要對條間力做任何假定。

3 計算參數確定

3.1 滲透系數確定

飽和滲透系數是研究土體滲流的重要參數。本文考慮了斜坡土體所受應力環境的影響，對室內傳統測定方法做了改進，將剪切儀的加載裝置和TST-55滲透儀進行組合，進行變水頭滲透試驗，可測得不同固結壓力下黃土飽和滲透系數。文中根據土層厚度和巖性選取三個飽和滲透系數作為該層土的平均滲透系數作為滲流分析參數，取值見表2。

表2 不同地層及埋深處的飽和滲透系數

在Q2和Q1土層中分別取300 mm×300 mm×300 mm原狀土樣，用于測試其土水特征曲線。吸力測量采用TEN型張力計，某一吸力值對應的含水率通過烘干法得到。采用Fredlund 等[17-18]公式進行數據擬合，如圖3所示。

圖3 含水率與基質吸力的關系

非飽和滲透曲線是根據土水特征曲線間接得到。計算時，將土水特征曲線等分為m份，用每一個等分中點的基質吸力來計算滲透系數，結果如圖4所示。

圖4 滲透系數與基質吸力的關系

3.2 強度參數的確定

由于滑坡發生在Q2和Q1黃土層內，因而需對黃土的強度進行試驗分析。由圖2可知，Q2黃土基本上位于地下水位線以上，為非飽和狀態；Q1黃土層在水位線以下，為飽和狀態。將Q2及Q1黃土分別在天然和飽和狀態下進行圍壓為100 kPa、200 kPa、300 kPa、400 kPa、500 kPa的三軸固結不排水(CU)試驗。飽和方法采用充CO2氣體反壓飽和法。試驗儀器采用應力-應變控制式三軸儀，試樣直徑39.0 mm，高80.0 mm，試驗結果如圖5、圖6所示。

圖5 Q2黃土的CU試驗應力路徑及破壞主應力線

圖6為Q1飽和黃土在各級圍壓下進行固結不排水剪切時的p/p′-q特征曲線。

圖6 Q1飽和黃土的CU試驗應力路徑及破壞主應力線

圖5與圖6分別給出了滑坡區Q2天然黃土和Q1飽和黃土CU試驗的破壞主應力線，由圖7中破壞主應力線與強度包線的幾何關系及式(5)、式(6)，可以確定Q2天然黃土和Q1飽和黃土的強度參數。

(5)

(6)

斜坡滲流問題中需要對坡體孔隙水壓力變化進行分析，故在此采用黃土的有效強度。含水率不同，土顆粒間基質吸力大小亦不相同；宏觀上表現為不同含水率下同一巖性黃土的有效強度不同。因此，本文采用計算土體強度時考慮含水率對黃土有效強度的影響，其實就在一定程度上考慮了基質吸力的影響。彈性模量可根據應力-應變關系的直線段近似確定，泊松比取經驗值。巖石參數對邊坡穩定性計算影響不大，根據單軸試驗結果直接給出。表3中列出了斜坡穩定性分析計算時采用的力學參數。

圖7 抗剪強度線與破壞主應力線之間的關系

表3 巖土力學參數

4 計算結果分析

以延煉滑坡滑前地形為依據，建立有限元分析模型。共劃分1 898個網格單元，1 019個節點。輸油管道架設之前，沒有滲水；且洛川地區年降雨量小，降雨在坡體無明顯滲水通道的情況下難以形成對地下水的補給[12]；故而設初始水位線位于黃土與基巖接觸面處。坡面有徑流排出，且考慮到地下水補給源主要為原油罐區的滲水，因此將斜坡面作為滲流邊界；模型右下側設置為零水頭邊界；頂部為流量邊界，通過對滲水折合計算得到，為4 cm/d。如圖8所示。

圖8 延煉滑坡有限元分析模型

滲水主要是冬季為提高輸油管道溫度，采用蒸汽加熱，蒸汽凝結成水滴滴到儲油平臺。因此有限元計算過程中，將每年的滲水持時設為100 d(冬季)，年內其它時間(265 d)考慮沒有滲水的情況。用有限元計算了各年滲水及停滲期間坡體內滲流場及其所對應的滑面各節點應力狀態，并由式(4)算得相應的穩定系數；逐年進行計算，直至其破壞。下文列舉了滲水發生前及其后第1年，第2年和第10年坡體內滲流場、地下水位、孔隙水壓力以及滑面上各節點應力的變化情況(見圖9—圖14)。

滲水開始，基巖上覆黃土處于非飽和狀態，孔隙水壓力為負值(見圖9(a))。滑面上節點正應力σα線隨坡體的厚度變化呈先增大后減小的趨勢，抗剪強度τf總體上大于剪應力τα(見圖9(b))；穩定系數為1.26，斜坡處于穩定狀態。架設輸油管道之后，坡頂多處有水分滲入。第1年冬季(約100 d)滲水結束后，坡頂的孔隙水壓力由-45 kPa增大到-20 kPa。由于將斜坡面作為非流量邊界，無水分滲入，故而土體相對較干，基質吸力較大；且因黃土滲透性在豎直方向上大于水平方向，孔隙水壓力等勢線呈“內凹”型；斜坡局部地下水位抬升見圖10(a)。黃土中含水率及孔隙水壓力逐漸增大的同時基質吸力減小，由非飽和強度計算公式可知土體的抗剪強度將隨之減小。對比圖9(b)和圖10(b)可見：滲水100 d后，滑坡上部土體抗剪強度首先降低，如剪入口(滑面長度為0)位置，抗剪強度在歷經100 d滲水后由54.3 kPa降低到42.9 kPa，而其它位置變化不明顯；滑面節點上正應力σα和剪應力τα變化不明顯，斜坡穩定系數略微下降。

第1年滲水停止后，斜坡地下水位未降反而上升(見圖11(a))。分析其原因：滲水初期，斜坡土體相對干燥，含水率低；根據非飽和黃土滲透系數與含水率的關系曲線(見圖4)，含水率越低，非飽和滲透系數越小，水分向下運移速率緩慢。坡體接受的水分在滲水停止以后因含水率梯度的作用繼續向下運移，使得無滲水條件下地下水位在一定時間內還在抬升；當水分補給量小于排泄量時，水位才開始下降，即滲水對地下水響應的影響存在著滯后性。因而，第1年停止滲水后，斜坡內地下水位表現為先增長后降低。由于水分向下運移的同時還往水平方向遷移，故而孔隙水壓力線逐漸趨于平緩。比較圖9(a)、圖10(a)，隨著水分的下滲斜坡上部孔隙水壓力逐漸減小，基質吸力增大；底部孔隙水壓力增大，基質吸力減小；滑面上土體抗剪強度上部增大而下部減小，而正應力隨斜坡土體于含水率增高而增大。這一特點反映了斜坡上部黃土接受滲水后，水分逐漸向下運移進而影響土體抗剪強度的過程。此時斜坡穩定系數降至1.198。

圖9 滑坡體初始狀態

圖10 坡體第1年(滲水100 d)滲流入應力狀態

架設輸油管道第2年，由于斜坡土體含水率整體增大，非飽和黃土的滲透性增強。冬季有滲水時，地下水位埋深由原來的37 m上升至30 m；斜坡土體基質吸力減小(即負孔壓，見圖13(a))。整體來看，滑面的抗剪強度降低。對比圖12(b)與圖13(b)可見，剪應力τα在滑面長度為60 m～80 m處略有增高， 而抗剪強度有所降低， 斜坡穩定系數降低至1.147。滲水結束后，地下水位略微上升之后開始下降，坡體非飽和黃土的抗剪強度增高，上部土體表現尤為明顯(見圖13)。斜坡穩定系數升高至1.162。

圖11 坡體第1年(停滲265 d)滲流及應力狀態

圖12 坡體第2年(滲水100 d)滲流及應力狀態

圖13 坡體第2年(停滲265 d)滲流及應力狀態

圖14 坡體第10年(滲水100 d)滲流及應力狀態

當這種間斷性滲水持續到第10 a，地下水埋深由最初的45 m上升至23 m，滑面上正應力的峰值則達到330 kPa，斜坡下部滑面上抗剪強度τf線逐漸降至50 kPa以下，而剪應力τα線不斷與抗剪強度τf線接近(見圖14)；穩定系數降至0.98，斜坡處于臨界狀態。

分析各階段邊坡滲流場和土體應力變化狀態可知，邊坡穩定性隨之滲水條件呈波動性變化。在初始滲水階段，邊坡穩定性對于滲水條件響應不明顯。隨著水分逐步下滲至下水位，邊坡穩定性開始對水分入滲和停止產生積極響應，即滲水階段，穩定性隨地下水位的增高而降低；停滲階段，地下水從坡腳滲出，使得地下水位降低，邊坡穩定性增高。從滑面節點應力可以判斷，當剪應力接近并達到抗剪強度時，滑坡穩定性降低；反之，滑坡穩定性將增大。

5 結 論

(1) 長期低強度滲水亦能引發較大規模的黃土滑坡。其跟暴雨或大方量灌溉工況下滑坡的發生機制有所區別。由于滲水強度小，斜坡上部不會形成明顯的飽和帶。水分在非飽和黃土中由于受含水率梯度和自重的影響而逐漸向下運移，使得黃土中基質吸力減小，抗剪強度降低；當斜坡內水分補給量大于排泄量時，地下水位逐漸升高；最終導致斜坡穩定性降低。這也一定程度上揭示了長期低強度降雨誘發滑坡的機理。

(2) 穩定性分析結果表明，水對邊坡穩定性的影響是一個長期性效應，短則數年，長則數十年。在此過程中，邊坡穩定性是動態的，不利因素持續作用，會導致其破壞；若中途停止，其穩定性有可能恢復。因此僅通過一次或一個階段降雨或灌溉影響的分析是片面的，必須考慮其長期的影響效應。