基于离心模型试验的降雨诱发滑坡宏细观机理研究

杜强; 周健

doi:10.11779/CJGE2020S1010

基于离心模型试验的降雨诱发滑坡宏细观机理研究 English Version

杜强^1,,
周健²

1.
内蒙古工业大学土木工程学院,内蒙古　呼和浩特　010051
2.
同济大学地下建筑与工程系,上海　200092

基金项目:

内蒙古自治区自然科学基金项目 2018BS05015

内蒙古工业大学科学研究项目 BS202044

详细信息

作者简介:
杜强（1987—）,男,博士,讲师,主要从事土体宏细观力学机理及离散元数值模拟方面的研究。E-mail：dq410@imut.edu.cn

中图分类号: P642.2
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出版历程
- 收稿日期: 2020-05-31
- 网络出版日期: 2022-12-07
- 刊出日期: 2020-10-31

Centrifugal model tests on slope failure induced by rainfall

DU Qiang^1,,
ZHOU Jian²

1.
School of Civil Engineering, Inner Mongolia University of Technology, Huhhot 010051, China
2.
Department of Geotechnical Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China

摘要

摘要: 利用同济大学土工离心机,结合自主设计的可控强度降雨模拟器,进行降雨诱发砂土质边坡滑坡的离心机模型试验,研究降雨条件下滑坡发生的宏细观机理。试验过程中,采用高速动态数据采集仪和孔隙水压力传感器进行孔压量测；利用高清数码成像设备采集图像,并结合Geodip软件对滑坡形成过程中土体细观结构变化进行分析。研究结果表明：雨水在坡体内部不同位置的流动和累积,是土体发生滑坡的主要原因。砂土质边坡发生滑坡的宏细观机理为坡体中细颗粒随雨水渗透向坡脚迁移,使坡体内部雨水大量聚集导致孔压上升土体强度降低,当下滑力大于抗剪强度时,上部土体推动下部土体发生整体滑动,形成滑坡。
- 边坡失稳 /
- 离心模型试验 /
- 渗透系数 /
- 宏细观机理
Abstract: By using the geotechnical centrifuge of Tongji University and combining with an artificial rainfall simulator which is designed to control the rainfall intensities, the centrifugal model tests are carried out to study the macro-mesoscopic formation mechanism of cohesionless soil slope failure induced by rainfall. During the test processes of slope failure, the pore pressure is measured by the high-speed dynamic data acquisition instrument and the precise pore water pressure sensor. Using the HD digital imaging equipment and the mesoscopic structure analysis software Geodip, the variation laws of soil microstructure during the formation of landslide are analyzed. The results show that the permeation and cumulation of rainwater in the slope body is regarded as the main cause of slope failure. The formation mechanism of landslide is the motion of the fine particles with migratation of pore water in the slope. The gathering of rain at the inner slope body causes the increase of pore pressure and the reduction of soil strength, and then the whole sliding occurs when the sliding force exceeds the shear strength of soil.
- slope failure /
- centrifugal model test /
- permeability coefficient /
- macro-mesoscopic mechanism

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0. 引言

在岩质隧道工程稳定性分析中，基于收敛约束原理（CCM）的三要素，即围岩特征曲线（GRC）、支护特征曲线（SCC）及纵向变形曲线（LDP）之间的相互作用，结合隧道结构安全系数计算方法，评判隧道工程结构稳定程度^[1]。根据经典弹塑性理论得到GRC，再根据LDP和支护方案得到SCC与GRC相交，从而得到围岩与支护结构达到平衡时需要满足的条件。其中，LDP的精确程度对隧道稳定性分析结果的可信度和准确性起到决定性作用，对整个工程的开挖方案与支护设计起关键作用^[2]。

在CCM三要素中，LDP曲线代表沿隧道轴向的隧道纵剖面拱顶的围岩径向变形和其与掌子面的距离之间的关系^[3]。在距离掌子面一定范围内，隧道拱顶变形的增长随着与掌子面距离的增大由快到慢逐渐减缓，该隧道段受掌子面的影响显著。在这段范围之外，隧道拱顶变形的增长随着与掌子面距离的增大而逐渐减缓，直至拱顶变形增长几乎为零，隧道段受掌子面的影响逐渐减小直至几乎可以忽略不计。LDP的曲线坡度特征反映了掌子面对不同距离隧道位置的影响程度。因此，本文主要研究施工方法及支护结构对LDP形态特征的影响程度，以及分析基于CCM方法的隧道围岩稳定性。

1. 隧道施工方案设计

本文针对国内山区越岭隧道的综合研究分析^[4]，选定Hoek-Brown准则^[5]表示岩体力学行为，隧道环境及围岩相关参数如表 1所示。初期支护结构设计需要根据隧道开挖断面情况决定，开挖断面尺寸由内轮廓尺寸、二次衬砌尺寸、初期衬砌尺寸及预留变形组成。其中，初期支护采用锚杆、喷射混凝土与钢拱架进行组合的结构。各个支护构件的相关参数列于表 2。开挖方法选取基于钻眼爆破的正台阶法。

表 1 隧道环境及围岩相关参数

Table 1. Parameters related to tunnel and surrounding rock

参数	取值
初始地应力/MPa	28
单轴抗压强度/MPa	50
重度/(MN·m^-2)	0.026
泊松比	0.25
岩体弹性模量/MPa	7500
岩体质量指标GSI	48
Hoek-Brown参数 ${m_{\text{i}}}$	7
黏聚力/MPa	2.145
剪胀角/(°)	27.05

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表 2 支护结构参数

Table 2. Parameters of support structures

混凝土参数	取值	锚杆参数	取值	钢拱架参数	取值
弹性模量/MPa	12300	弹性模量/MPa	210000	弹性模量/MPa	210000
泊松比	0.2	抗剪强度/MPa	310	直径/m	1.0
厚度/m	0.1	直径/m	0.02	厚度/m	0.2
抗压强度/MPa	18.9	长度/m	4.0	抗拉强度/MPa	268
—	—	间距/m	0.5	面积/m²	3.5578×10^-3

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施工方案设计如表 3所示。其中，爆破循环进尺取为3.0 m保持不变。考虑三种开挖方法，即全断面法、二台阶法和三台阶法。考虑台阶长度包含6.0 m和12.0 m。表 3中，共计15个施工方案，根据开挖方法、台阶超前距离和支护安装时机等因素综合细分为5组。

表 3 施工方案设计表

Table 3. Design of construction schemes

组别	方案	台阶高度/m			台阶长度/m	无支护距离/m	锚杆设计				混凝土厚度/m	钢拱架直径/m
组别	方案	第一层	第二层	第三层	台阶长度/m	无支护距离/m	长度/m	直径/m	径向间距/m	环向间距/m	混凝土厚度/m	钢拱架直径/m
1	1	9.8	—	—	—	—	—	—	—	—	—	—
	2	9.8	—	—	—	3.0	4.0	0.02	0.5	0.5	0.2	1.0
	3	9.8	—	—	—	6.0	4.0	0.02	0.5	0.5	0.2	1.0
2	4	5.0	4.8	—	6.0	—	—	—	—	—	—	—
	5	5.0	4.8	—	6.0	3.0	4.0	0.02	0.5	0.5	0.2	1.0
	6	5.0	4.8	—	6.0	6.0	4.0	0.02	0.5	0.5	0.2	1.0
3	7	5.0	4.8	—	12.0	—	—	—	—	—	—	—
	8	5.0	4.8	—	12.0	3.0	4.0	0.02	0.5	0.5	0.2	1.0
	9	5.0	4.8	—	12.0	6.0	4.0	0.02	0.5	0.5	0.2	1.0
4	10	5.0	2.8	2.0	6.0	—	—	—	—	—	—	—
	11	5.0	2.8	2.0	6.0	3.0	4.0	0.02	0.5	0.5	0.2	1.0
	12	5.0	2.8	2.0	6.0	6.0	4.0	0.02	0.5	0.5	0.2	1.0
5	13	5.0	2.8	2.0	12.0	—	—	—	—	—	—	—
	14	5.0	2.8	2.0	12.0	3.0	4.0	0.02	0.5	0.5	0.2	1.0
	15	5.0	2.8	2.0	12.0	6.0	4.0	0.02	0.5	0.5	0.2	1.0

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2. 三维数值模型

本文采用有限差分软件FLAC3D进行数值建模，模型网格与几何形状如图 1。模型的整体尺寸，沿隧道轴向长300 m，沿隧道径向的宽高均为240 m，半宽为120 m；开挖空间的半跨度和高度分别为6.4 m和9.8 m，隧道断面形状为曲墙拱形，网格尺寸最小达0.5 m。模型左右前后四个边界面均设置水平方向约束，底面设置竖直方向约束，顶面无约束；为了模拟上覆荷载，模型顶面施加均匀分布的竖直方向应力，模型内部设置水平方向应力并且其大小随重力产生梯度变化。施工模拟过程中，首先按照既定开挖步骤清除隧洞内单元体，再添加支护结构单元体，直至施工过程结束。

图 1 FLAC^3D数值建模图示

Figure 1. Numerical modelling using FLAC^3D

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3. 结果分析

3.1 LDP曲线结果对比

图 2~7描述了5组别的LDP形态对比，其相同点为同时展示组内考虑三种支护安装时机的LDP，即不考虑支护安装，1个爆破循环后立即支护安装和2个爆破循环后立即支护安装，其不同点为每张图以不同的开挖方法为前提。

图 2 组别1的LDP曲线

Figure 2. LDPs of group 1

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图 3 组别2的LDP曲线

Figure 3. LDPs of group 2

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图 4 组别3的LDP曲线

Figure 4. LDPs of group 3

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图 5 组别4的LDP曲线

Figure 5. LDPs of group 4

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图 6 组别5的LDP曲线

Figure 6. LDPs of group 5

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图 7 无支护LDP曲线

Figure 7. LDPs of unsupported tunnel

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由上述各图可知，考虑无支护安装情况的方案1，4，7，10，13的LDP变形值明显超过另外两类考虑有支护安装的LDP变形值，如方案1，2的结果对比中，方案1的LDP变形终值超出方案2的LDP变形终值66.67 %，在其余图中，对比结果最小值就已经大于42%。考虑2个爆破循环后立即支护安装与考虑1个爆破循环后立即支护安装的情况对比（如如方案2，3对比），前者对隧道原生结构的累积扰动影响大于后者。结果对比说明支护结构效应对LDP的特征具有非常重要的影响，且相比于支护结构的影响效应，支护安装时机的影响程度显然要低得多。此外，将相同情况下二台阶开挖方法与三台阶开挖方法的结果两两对比，如方案4，10，可知前者的变形终值略小于后者。因此，考虑无支护结构安装时，不同开挖方案条件下的LDP整体差异并不大；而当考虑多台阶开挖方法时，三台阶开挖方法对隧道原生结构的累积扰动影响效应略微大于二台阶开挖方法带来的影响。

3.2 隧道围岩安全系数对比

隧道围岩安全系数以定量的方式反映隧道承载系统的稳定性和安全性，可为隧道工程稳定性评估提供参考。本文根据曲线LDP、GRC和SCC的相互协作作用，推算出围岩安全系数，并进行对比分析围岩稳定性。围岩安全系数 ${F_{\text{s}}}$ 表达式为^[11]

${F_{\text{s}}} = \frac{{{\sigma _0} - {p_{i, \min }}}}{{{\sigma _0} - {p_{i, {\text{equ}}}}}} \text{，}$

(1)

式中， ${\sigma _0}$ 为初始地应力， ${p_{i, \min }}$ 为最小支护抗力， ${p_{i, {\text{equ}}}}$ 为支护结构安装后与围岩协同作用至平衡时的围岩与支护之间的相互作用力。基于的围岩参数，结合式（1），计算 ${p_{i, \min }}$ 并推算 ${F_{\text{s}}}$ ，列于表 4中。

表 4 隧道围岩安全系数

Table 4. Factors of safety of surrounding rock of tunnel

组别	方案	${p_{i, {\text{equ}}}}$ /MPa	${p_{i, \min }}$ /MPa	F_S
1	1(1)	1.09	0.15	1.04
	1(2)	0.85	0.15	1.03
	2	2.05	0.15	1.07
	3	1.71	0.15	1.06
2	4(1)	1.22	0.15	1.04
	4(2)	0.94	0.15	1.03
	5	1.98	0.15	1.07
	6	1.71	0.15	1.06
3	7(1)	1.38	0.15	1.05
	7(2)	1.04	0.15	1.03
	8	1.93	0.15	1.07
	9	1.64	0.15	1.06
4	10(1)	1.19	0.15	1.04
	10(2)	0.92	0.15	1.03
	11	1.96	0.15	1.07
	12	1.65	0.15	1.06
5	13(1)	1.27	0.15	1.04
	13(2)	0.95	0.15	1.03
	14	1.88	0.15	1.07
	15	1.55	0.15	1.05

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中， ${F_{\text{s}}}$ 在整体上最大差异仅达0.04。若以相关设计规范提供的安全系数最小值1.20和1.30作为评价标准，则15个围岩安全系数皆过小，说明围岩安全储备不足。与此同时，5组组内对比，考虑有支护结构安装且1个爆破循环后立即支护的情况对应的 ${F_{\text{s}}}$ 相对最大，为1.07；而考虑无支护结构安装且2个爆破循环后立即支护的情况对应的 ${F_{\text{s}}}$ 相对最小，为1.03。通过分析可得，虽然考虑有支护结构安装的情况相对于考虑无支护结构安装的情况，可提高围岩安全系数，但是考虑有无支护结构安装对围岩安全系数的变化影响并不大；同时，虽然考虑2个爆破循环后立即支护的情况相对于大于1个爆破循环后立即支护的情况，反而会降低围岩安全系数，但是考虑支护结构不同安装时机对围岩安全系数的变化影响微乎其微。

4. 结论

本文以一般质量岩石公路道隧道为例，考虑有无支护安装与支护不同安装时机，制定5组施工方案，针对隧道围岩稳定性进行影响因素分析，具体在如下方面取得了新的认识及进展。

（1）考虑有无支护安装情况对比可知，当隧道掌子面前进到参考断面时、及施工方案完成后，前者的LDP拱顶变形终值比后者至少大21.2 %；同时，前者关于掌子面对围岩的扰动距离也比后者至少大60.0%。由此可见，考虑有无支护安装对LDP形态及特征有重要的影响。

（2）考虑无支护安装作用，LDP曲线形态及定量指标之间的差异并不明显。由此可知，如果在隧道工程初期设计阶段不考虑支护安装的效应，则不同开挖方法条件下的LDP曲线形态及特征并无明显差异。

（3）考虑有支护安装情况，相对于考虑无支护安装情况可提高围岩安全系数；同时，考虑2次爆破循环后支护的情况相对于考虑1次爆破循环后支护的情况，将降低原生结构安全系数。整体而言，考虑有无支护安装与支护不同安装时机，对围岩安全系数的影响并不大。

图 1 离心机模型试验系统

Figure 1. Centrifuge model test system

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图 2 模型箱及模型槽

Figure 2. Model box and tank

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图 3 模拟粗砂试样的颗粒级配曲线

Figure 3. Grain-size distribution curves of sandy samples

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图 4 试验中侧面观测图

Figure 4. Observed images of profile of centrifugal model tests

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图 5 试验中顶面观测图

Figure 5. Observed images of centrifugal model tests from top

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图 6 孔隙水压力传感器布置图

Figure 6. Layout of pore pressure sensors

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图 7 孔隙水压力变化曲线

Figure 7. Curves of pore water pressure

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图 8 细观观测区域在坡体位置

Figure 8. Mesoscopic analysis area of debris flow slope

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图 9 细观观测图片

Figure 9. Mesoscopic images of analysis area

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图 10 颗粒长轴方向玫瑰图

Figure 10. Rose diagrams of long axis of particles

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图 11 面积孔隙率曲线

Figure 11. Curves of area porosity

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图 12 颗粒接触数曲线

Figure 12. Curves of contact number of particles

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