Mechanism of fracture preferential flow infiltration-induced shallow damage of colluvial landslides
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摘要: 土体裂隙为雨水提供了入渗通道，沿此通道形成的优势流主导着降雨入渗过程，导致滑坡稳定性逐步恶化，促使变形持续发展。以徐洼滑坡为例，结合地质勘察、现场宏观巡查以及监测数据等，在分析徐洼滑坡变形特征的基础上，阐明裂隙对滑坡浅层破坏的影响，利用数值模拟，分析不同深度裂隙引起的优势流入渗过程，在此基础上，通过无限边坡模型，计算优势流作用下浅层滑坡的稳定性演化特征，最终厘清优势流入渗诱发浅层破坏机理。研究表明：①裂隙提高了坡体的透水性，坡体变形与裂隙发育相互促进，而引起浅层破坏的往往是滑坡变形产生地表拉张裂隙的持续演化；②裂隙改变了雨水的入渗过程，一部分沿坡体表面向下垂直入渗，一部分沿裂隙入渗至裂隙末端向四周扩散，随着裂隙发育，降雨入渗由优势流主导；③滑坡变形与裂隙发育的关系密切，无裂隙时，坡体仅表层处于不稳定状态，表现为表层侵蚀破坏，随着裂隙演化，裂隙影响深度内坡体处于不稳定状态，表现为滑动破坏，裂隙末端的暂饱和区为最危险滑面。Abstract: Soil fissures provide infiltration channels for rainfall, and the dominant flow formed along these channels dominates the infiltration process of rainfall, leading to the gradual deterioration of landslide stability and the continuous development of deformation. Taking Xuwa landslide as an example, the geological survey, on-site macroscopic inspection and monitoring data are combined. By analyzing the deformation characteristics of Xuwa landslide, the phenomenon of shallow landslide damage induced by dominant inflow infiltration is elaborated, and numerical simulation is used to analyze the process of dominant inflow infiltration caused by fissures at different depths. Thus, the stability evolution characteristics of shallow landslide under the action of dominant inflow are calculated by the infinite slope model, and the mechanism of shallow damage induced by the dominant flow infiltration is clarified. The study shows that: (1) The fissures improve the permeability and deformation of the slope as well as the promoted fissure development, and the shallow damage is often caused by the continuous evolution of the surface tension fissures generated by landslide deformation. (2) The fissures change the infiltration process of rainwater, part of which infiltrates vertically downward along the surface of the slope, part of which infiltrates along the fissures to the end of the fissures and spreads around, and with the development of fissures, the infiltration of rainfall is dominated by the dominant flow of fissures. (3) The relationship between landslide deformation and fissure development is close. When there is no fissure, the slope is only in an unstable state, characterized by surface erosion damage, while with the evolution of a fissure, the slope is in an unstable state within the depth of fissure influence,
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0. 引言
桩−筏复合地基因对不均匀沉降问题具有较好的控制效果,在高速公路、高速铁路和地铁路基的建设中已获得应用[1]。
目前,在刚性桩复合地基方面国内外学者取得了一定的研究成果。在理论分析方面,相关研究人员分别基于荷载传递方法、传递函数法与单元体相结合的方法、最小势能原理与弹簧组模型、桩-土-筏非线性共同作用模型,分析了路堤荷载下桩筏复合地基中桩、土、垫层三者之间的彼此影响；研究了桩-土荷载分担比与桩之间的距离、路堤土的剪切模量、路堤的高度以及桩土相对刚度之间的关系,垫层对应力调节和沉降的影响；提出了求解地基固结沉降的简化分析方法、桩和筏板的沉降计算方法[2-7]。在数值模拟方面,相关学者分析了路堤荷载下孔隙水压力、竖向变形及侧向水平变形的变化规律；计算了桩间距对降低路堤沉降和不均匀沉降的影响[8-12]。在现场试验方面,相关学者研究了群桩效应系数与桩数、桩帽、桩长、褥垫层、荷载的关系；分析了筏板应力、应变、桩顶应力及土压力与时间的关系,路堤-桩-地基的相互作用,地基土孔隙水压力、沉降、分层沉降及荷载传递的规律[13-15]。
已有的关于刚性桩复合地基的研究大多集中在静力范围内。在交通荷载作用下,关于桩-筏复合地基的研究仍较少,尤其是将X形桩替换其中的圆形桩方面的研究更少[16]。为此,笔者所在团队在动力荷载作用下进行了一些X形桩承式路堤模型试验。基于X形桩-网路堤模型试验,揭示了沥青加铺层对路面顶部位移的影响、X形桩周土体的非对称运动以及加垫层后的集中系数[17-18]；交通荷载作用下的土拱高度小于静载作用下的土拱高度[19]。此外,研究人员比较了X形桩-筏复合地基在风干砂土和饱和砂土地基中的动力响应[21]。结果表明,地基振动速度的大小和变化与地基的饱和程度密切相关,列车速度是影响X形桩筏复合地基动力响应的一个重要因素。然而,在交通荷载作用下,不同路堤高度下X形桩-筏复合地基的动力响应变化规律尚不清楚。为此,本文基于模型试验方法,着重分析不同路堤高度下振动速度、动土压力和桩身动应力随交通荷载的变化规律。
1. 大比例模型试验概况
1.1 模型试验布置及模型相似比
为研究不同路堤高度下X形桩-筏复合地基的动力响应,本文选取4种路堤高度（h1～h4）下路堤横截面方向上中间的两排桩进行研究,如图1所示。开展模型加载试验时,首先将不同的路堤高度换算成对应的恒载x（kN）预先施加于筏板上,然后再在筏板上施加循环的车辆荷载,试验加载示意图见图2。图中模型槽的长、宽和高分别为5,4和7 m。本试验的几何相似常数为1∶5,各物理量的相似比见表1。
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图 1 不同路堤高度下X形桩-筏复合地基Figure 1. XCC pile−raft composite foundation under different embankment heights表 1 模型相似比Table 1. Similarity ratios for model参数 相似比 参数 相似比 长度/m 1/5 体积/m3 1/125 密度/(kg·m-3) 1 弹性模量/MPa 1 加速度/(m·s-2) 1 力/kN 1/5 应力/kPa 5 速度/(m·s-1) 1/√5 时间/s 1/√5 频率/kPa √5 1.2 X形桩-筏复合地基系统的制备
本模型试验的X形桩-筏复合地基从下至上依次由地基土、X形桩、碎石垫层和筏板组成。其中地基土为中砂,表2为其物理参数。在模型槽四周墙壁上预先布置“两布三膜”,以减小反射波对试验结果的影响[16]。在填筑砂土的过程中,用夯机将每层相同重量相同厚度（300 mm）的砂土均匀压实到250 mm厚,后经试验测得每层填土的相对密实度为0.66<Dr<0.8,属于中密状态。用填筑砂土相类似的方法,在桩顶处均匀填筑100 mm厚级配良好的碎石（Cu=6,Cc=2.89）,然后压实到60 mm。
表 2 砂土基本物理指标Table 2. Physical indices of sand天然密度/(g·cm-3) 天然含水率/% Gs 不均匀系数Cu 曲率系数Cc 1.478 4.08 2.67 2.42 0.93 X形桩的截面形状受3个参数2a（开弧间距）、θ（开弧角度）和2R（外包圆直径）控制,见图3。本试验中3个参数依次为39 mm、90°和152 mm,桩长为3960 mm,4根X形桩分别命名为A、B、C和D桩,其布置方式见图3。
1.3 试验仪器布置及加载与数据采集系统
试验仪器布置如图4所示,在4根桩的正中心每间隔1 m布置一个速度计,在筏板面层中心点附近对称布置2个速度计。在速度计附近对应埋设5个具有温度补偿功能的动土压力盒,同时为了保证其测量精度,经过计算动土压力盒的量程分别选用0.1～0.3 MPa,其准确度误差≤0.3°%F·S。
静动力试验加载控制系统由静动力作动器、控制器、荷载输入控制机、液压系统等组成。控制器可模拟不同的交通荷载,数据采集分析系统可进行连续不间断的数据采集。
2. 荷载形式及试验工况设计
本模型试验通过简化,采用正弦波荷载模拟列车的一个轮轴荷载[16],其荷载形式为
Q(t)=x+Asinω(t−T/4)。 (1) 式中 Q(t)为施加在筏板表面中心的荷载（kN）；x为路堤高度对应的等效恒载（kN）；A为振幅（kN）；ω=2πf为角速度（rad/s）,其中f为频率（Hz）；t为时间（s）；T为荷载循环周期（s）。
表 3 试验加载工况Table 3. Load cases of tests荷载Q(t)/kN 恒载x/kN 振幅A/kN 频率f/Hz 循环次数/次 Q(t) 20 5 10 25000 Q(t) 25 5 10 25000 Q(t) 30 5 10 25000 Q(t) 35 5 10 25000 3. 试验结果与分析
3.1 速度分析
（1）速度响应时程曲线
以恒载20 kN、振幅5 kN的循环荷载为例,筏板顶部、地基深度0,1,2,3,4 m处的速度响应时程曲线见图6。
在筏板处,速度响应的波峰和波谷与所施加的正弦波荷载相同步,呈现正弦波形。在1 m处,当荷载处于峰值时,速度响应曲线出现了一小一大的双峰值。随着地基深度的增加,速度响应的两个峰值大小逐渐趋近于相等。在4 m处,这两个峰值大小基本相等,呈明显的M形。由上述分析可知,在筏板处速度响应的大小和振动形式主要受循环荷载的影响,随着振动向地基深层转播的过程中,速度响应受深度、密实度等其它因素的影响越来越重,其大小逐渐衰减、形状逐渐趋于复杂。
（2）速度响应与深度的关系
在振幅为5 kN,恒载分别为20,25,30,35 kN的循环荷载作用下,X形桩筏复合地基的速度响应如图7所示。
由图7可知,恒载越大（即路堤高度越大）,筏板的速度响应越小,筏板振动越弱。反之,路堤高度越小,筏板的速度响应越大,筏板振动越强。在深度0 m以下,对于不同的路堤高度,速度响应随深度的增加均近似呈线性减小。需要注意的是,从筏板经碎石垫层到地基表层（深度0 m处）的0.36 m范围内,速度响应衰减尤为显著,基本衰减为筏板的34%～40%,文献[16]也得到了相似的结果。因筏板刚度大,对振动速度衰减的影响可忽略不计,由此可得出0.06 m厚的碎石垫层是振动速度骤减的主要原因,碎石垫层具有良好的阻尼效果。在实际工程中,高铁、地铁列车大部分穿过城区,为最大限度降低列车运行引起的振动对轨道沿线周围建筑物的影响,国内外学者及工程师提出了许多减振措施。基于上述模型试验结果可知,碎石垫层具有良好的减振效果,在考虑减振措施时可供工程师参考使用。
同时注意到,当不同大小的振动速度从筏板传递到在地基深度3 m处时,各速度响应基本相同,在3～4 m范围内,速度响应的大小及变化规律也基本相同,这表明轮轴荷载引起速度响应的差异主要集中在从筏板到地基深度3 m处的范围内,而3 m以下的速度响应大小及变化规律基本相同。
（3）速度响应与恒载的关系
筏板顶部速度响应
v′ （mm/s）与恒载x（kN）之间的关系曲线如图8所示,v′ 与x可用回归方程（2）进行描述：v′=a+bx+cx2, (2) ![]()
图 8 筏板速度响应与恒载的关系曲线Figure 8. Relationship between velocity response of raft and dead load本例中参数a=12.648,b=-0.519,c=0.007,相关系数R2=0.999。
从图8可知,在循环荷载的振幅为5 kN,恒载分别为20,25,30,35 kN的情况下,随着恒载（即路堤高度）的增加,轮轴荷载引起的筏板振动情况逐渐减弱,恒载与筏板的速度响应之间的关系曲线呈一元二次函数形式。
3.2 动土压力分析
循环荷载加载一周时轴向土压力波峰与波谷的差值为动土压力
σsd 。图9为不同正弦波循环荷载作用下地基表层的动土压力时程曲线。由图9可知,动土压力随荷载的加、卸载过程也呈现同样的增加、减小变化过程,且循环周期与所施加的荷载周期保持一致,时程曲线的峰值与一个轮轴荷载相对应。当循环荷载振动到25000次时,选取最后20个循环周期内动土压力响应的平均值作为此时的动土压力值,通过对此循环次数的动土压力进行回归分析,地基表面的动土压力
σsd （kPa）与恒载x（kN）之间的关系曲线如图10所示,σsd - x曲线可用下面的回归方程（3）进行描述：σsd=a+bx, (3) ![]()
图 10 地基表层动土压力与恒载的关系曲线Figure 10. Relationship between dynamic soil pressure of foundation surface and dead load本例中a=7.629,b=-0.085,相关系数R2=0.954。由图10可知,恒载越小（即路堤高度越小）,地基表层的动土压力越大；反之,路堤高度越大,动土压力越小。地基表层的动土压力与路堤高度两者之间近似呈线性关系。
3.3 桩身动应力
将试验测得的桩顶应变转换成桩顶动应力
σpd 归分析见图11,σpd -x之间的关系曲线可用回归方程（4）进行描述：σpd=a+bx。 (4) 本例中a=284.978,b=-3.660,相关系数R2=0.991。由图11可知,随着恒载（即路堤高度）的增加,桩顶动应力呈线性逐渐减小。这表明,路堤高度越小,轮轴荷载传递到桩顶的动应力越大,桩身的振动越强烈；反之,路堤高度越大,轮轴荷载传递到桩顶的动应力越小,桩身的振动越弱。因此在实际工程中,如果要达到降低桩身振动的目的,可以考虑通过增加路堤高度的方法来实现。
4. 结论
本文通过开展循环荷载作用下X形桩−筏复合地基模型试验,分析不同恒载（即路堤高度）的动力响应,可以得出以下结论：
（1）在不同路堤高度下,轮轴荷载引起的速度响应的差异主要集中在从筏板到地基深度3 m处的范围内,而3 m以下的速度响应大小及变化规律基本相同。由于碎石垫层的存在,速度响应从筏板顶部到地基深度0 m的0.36 m范围内速度响应锐减了34%～40%。
（2）随着路堤高度（恒载）的增加,轮轴荷载引起的筏板振动情况呈一元二次函数形式逐渐减弱。
（3）路堤高度（恒载）越大,轮轴荷载传递到地基表层的动土压力和桩顶的动应力就越小,随着恒载的增加,动土压力与桩顶动应力均呈线性减小。
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图 5 裂隙优势流入渗示意图
Figure 5. Schematic diagram of dominant inflow infiltration of fracture
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图 6 考虑优势流入渗的无限边坡模型
Figure 6. Infinite side slope model considering seepage of dominant inflow
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图 10 不同裂隙深度孔隙水压力变化曲线
Figure 10. Variation curves of pore water pressure at different fracture depths
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图 11 不同裂隙深度入渗率变化曲线
Figure 11. Variation curves of infiltration rate at different fracture depths
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图 12 不同裂隙深度稳定性系数变化曲线
Figure 12. Variation curves of stability coefficient at different fracture depths
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图 13 裂隙优势流诱发浅层滑坡形成过程
Figure 13. Formation processes of rift-dominated flow-induced shallow landslide
表 1 G1监测点“阶跃”信息表
Table 1 "Step" information for monitoring site G1
序号 实际时间 累计位移增量/
mm平均日位移速率/
(mm·d-1)累计降雨/
mm最大降/
mm① 8月11日—17日 20.4 2.91 76.1 64.5 ② 8月28日—9月3日 210.5 30.07 101.2 78.7 ③ 9月5日—10日 190.9 31.81 135.6 49.5 ④ 9月19日—24日 43.2 7.20 24.6 17.4 
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表 2 模拟工况
Table 2 Simulation of working conditions
编号 裂隙深度/m 裂隙宽度/mm kf/(m·s-1) 1 无裂隙 — — 2 1 10 0.0208 3 2 20 0.1340 4 4 40 0.5360
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表 3 模拟参数
Table 3 Simulation parameters
饱和含水量
θs残余含水量
θr土体干重度
γd/(g·cm-3)土体饱和渗透系数
ks/(10-7·m·s-1)V-G模型，本构参数 非饱和土强度参数 αv/ m-1 nv mv 有效内摩擦角
φ′/(°)有效黏聚力
c′/ kPa0.41 0.08 1.6 3.95 1 2 0.5 30 3
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