Preliminary study on ecological sand fixation effects of biopolymers
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摘要: 沙漠化治理是一个全球性的难题。相较于传统的沙漠固沙技术，作为环境友好型固化材料的生物高分子聚合物，不仅能有效胶结沙漠砂以抵抗风蚀作用，还能提高沙漠砂的促生性能以促进植物生长，最终达到利用植被实现永久固沙的效果。基于前述设想，通过表面硬度试验、保水性能试验和植物生长试验研究了黄原胶（XG）、瓜尔胶（GG）以及二者的等质量混合胶（MG）生态固沙的效果。表面硬度试验表明生物高分子聚合物能有效胶结沙漠砂颗粒，质量分数为0.1%的XG、GG和MG溶液分别将沙漠砂的表面压力强度提高了9.4倍、5.3倍和8.0倍；保水性能试验表明生物高分子聚合物对沙漠砂保水性能的提升效果随溶液质量分数的增大而增大，在40℃高温养护条件下，生物高分子聚合物保水性能的比较结果为：XG＞MG＞GG；植物生长试验表明，在室内条件下，生物高分子聚合物能缩短植物出苗时间、提升植物的出苗率和幼苗高度，明显提高沙漠砂的促生性能。本文的研究初步表明，采用生物高分子聚合物实现生态固沙具备理论上的可行性。Abstract: The desertification control is a global challenge. Compared to the traditional desert sand fixation techniques, the biopolymers as environmentally friendly solidification materials can effectively bond desert sand to resist wind erosion and improve its growth promoting properties to promote plant growth, ultimately achieving permanent sand fixation. Based on the aforementioned ideas, the ecological sand fixation effects of xanthan gum (XG), guar gum (GG) and their equal mass mixed gum (MG) are studied through the surface hardness tests, water retention performance tests and plant growth tests. The surface hardness tests show that the biopolymers can effectively bond desert sand particles. The XG, GG and MG solutions with a mass fraction of 0.1% increase the surface pressure strength of desert sand by 9.4, 5.3 and 8.0 times, respectively. The water retention performance tests show that the improvement effects of the biopolymers on the water retention performance of desert sand increase with the increase of solution mass fraction. Moreover, under high temperature curing conditions at 40℃, the comparative results of the water retention performance of the three biopolymers are as follows: XG > MG > GG. The plant growth tests indicate that under indoor conditions, the biopolymers can shorten plant emergence time, increase plant emergence rate and seedling height, and significantly improve the growth promoting performance of desert sand. The preliminary researches indicate that the use of the biopolymers for ecological sand fixation is theoretically feasible.
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0. 引言
框架预应力锚杆边坡支护结构由钢筋混凝土框架、挡土板、小吨位预应力锚杆、锚下承载结构、坡面排水系统和墙后土体组成,属于轻型柔性支护结构。周勇等[1]和李忠等[2]以边坡极限平衡理论及圆弧滑动破坏模式为基础,推导了安全系数计算模型。
塑性极限分析方法通过运用静力学和运动学,构建相对应的许可应力场或者运动许可速度场,然后建立虚功平衡方程,得到满足平衡方程的解,且该解介于真实解的上限和下限之间[3]。
极限分析上限法将土体假想为理想刚塑体,满足关联流动法则,并且在极限状态时假定边坡内存在一个各点都达到屈服的塑性区(服从Mohr-Coulomb破坏准则)。极限分析上限法认为对任意的机动容许的破坏模式,内能耗损率不小于外力的功率,具体可以表示为：
(1) 式中σij, εij为运动许可速度场中的实际应力和应变率；Ti为作用在对象边界或表面上的面力；Xi为作用在对象体积上的体力；Vi为运动许可场中速度矢量。
虽然极限分析上限法不如极限平衡法的原理简单,也不如有限元法适用范围广、本构模型精确,但它利用的是能量平衡原理,不需要解复杂的偏微分方程,因而计算简便快捷,并且求解的过程与应力初始状态无关,避免了复杂的本构关系,力学概念十分清晰,所以中国的很多学者把此方法应用到边坡研究当中。董倩等[4]和方薇等[5]采用极限分析上限法分别分析均质和非均质边坡的稳定性。周强[6]采用极限分析法分析了二级边坡的稳定性。李新坡等[7]和王根龙等[8]利用极限分析研究预应力锚索加固边坡的稳定性。
本文在已有理论成果的基础上,将极限分析上限法应用到框架预应力锚杆支护边坡的稳定性研究上,推导其能量平衡方程并通过Matlab程序搜索边坡安全系数的最优解。
1. 强度折减方法
强度折减法最早在1955年由Bishop[9]提出,Zienkiewicz[10]把抗剪强度折减系数定义为在外荷载保持不变的情况下,边坡内土体所发挥的最大抗剪强度与外荷载在边坡内所产生的实际剪应力之比。Duncan[11]在1996年把Fs定义为导致稳定状态边坡出现失稳的剪切强度折减系数。边坡安全系数的定义方法有许多,当前较为公认和应用较多的有三种[12]：强度贮备安全系数、超载储备安全系数、下滑力超载储备安全系数。其中最为公认的强度贮备安全系数,让滑裂面上的抗剪强度指标按同一比例降低为c/Fs和tanφ/Fs,从而让边坡达到极限破坏状态,其中c为黏聚力,φ为内摩擦角,Fs为为安全系数。本文将采用强度贮备安全系数的方法,将折减后的cf和φf变为
(2) 2. 框架预应力锚杆支护边坡模型建立
上限法也称能量法,通常需要假定一个滑裂面,并将土体分成若干块,土体视作刚塑性体,然后构筑一个协调位移场,为此需要假设滑裂面为对数螺旋线或者直线,然后根据虚功原理求解滑体处于极限状态时的稳定安全系数[12]。
边坡破坏时常用的滑裂面有折线滑裂面、圆弧滑裂面和对数螺旋线破坏面和组合破坏面等。国际相关研究显示[13],边坡实际破坏时所表现的破坏面往往和对数螺旋线破坏面相似,由于所选用的相容速度场和实际的破坏模式相似,其解就越接近真实解的上限解,故本文建立了对数螺旋滑面破坏的边坡假象机构模型,模型建立如图1所示。
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图 1 框架预应力锚杆支护边坡模型图Figure 1. Model for slope supported by framed prestressed anchor rods由图1可知框架预应力锚杆支护边坡所受外力为：土体自重、坡顶地面附加荷载q、锚杆的极限抗拉承载力Ti和结构底部推力设计值F。图中θ0、θh和θ分别为滑裂面上下和其上任一点对应的极角,θf为滑裂面与锚索的交点所对应的极角,通常假设极限状态下的滑裂面通过坡趾或坡趾下方[14-16],但本文只考虑滑裂面经过坡趾的情况。
3. 公式推导
对数螺旋线方程为
(3) 根据图1的几何关系可知
(4) 
(5) 
(6) 3.1 外功率计算
土体重力所做的功Wg采取间接的方式求出,即用图1中OCD所做的功率减去OBC和OBD所做的的功率。最终整合可得
(7) 式中,γ为土体重度,ω为角速度,f1、f2、f3是含有θh和θ0的函数。f1、f2、f3可分别表示如下：
(8) 
(9) 
(10) 为求坡顶均布荷载所做功率,如图2所示将均布荷载等效为集中力Fq,则
(11) 其中Lq为均布荷载等效集中力作用点到O点的水平距离。
根据已有的研究成果,在求解预应力锚杆的外力功率时,将锚杆的锚固力视为轴向力作用在滑坡体上,可忽略其切向力。而锚固力作用在图1F点或者锚杆与滑裂面交点的能量计算方法一致[17],故本文取F点为锚杆作用点。以图1中O点为圆心,并根据相应的几何关系可知：
(12) 
(13) 
(14) 
(15) 则求得预应力锚杆所做的功率：
(16) 框架预应力锚杆支护结构的基础埋深一般都较大,考虑其对内部整体稳定性的作用,由静力平衡[1]求得支护结构底部推力设计值
(17) 式中,Eh为侧向土压力合力水平分力设计值,Sh为边坡长度。
则支护结构底部推力设计值所做的功率：
(18) 综上式(7), (11), (16), (18)可求出框架预应力锚杆支护外边坡的外功率
(19) 3.2 内功率计算
(20) 3.3 求解安全系数
(21) 当K≥1时,边坡为稳定状态。取其K=1时的特殊状态(边坡稳定达到极限状态)来求其安全系数,即
(22) 式(22)中的c、φ全部替换成式(2)中的cf和φf,如此一来,等式(22)中只含有θh、θ0和Fs三个未知量,其中
(23) 每改变一次θ0和θh的值都会得到一个相应的Fs值,不断改变θ0和θh的组合值,搜索相应Fs的最小值Fsmin即为框架预应力锚杆支护边坡的安全系数。该式实为隐函数,求解比较麻烦,故采用Matlab编制相应的遗传算法来求解,算法原理为用构造好的目标函数,作为遗传算法求解的适应度函数,算法通过Gauss分布随机生成第1代种群,并计算适应值和使用轮盘赌法选择n个父体,通过基因交叉算子对n个父体进行基因片段交叉,产生的n个后代通过变异算子进行基因片段变异,同时保留精英一代存活下来形成下一代。算法迭代中不断重复上述过程,在达到最大迭代次数时收敛,求解出该适应度函数的最优值,其所对应的精英个体的参数θ0、θh和Fs即为所求目标函数的最优参数。
4. 算例计算及参数分析
4.1 算例计算
某边坡全由黄土填筑而成,采用框架预应力锚杆支护。边坡高8 m,坡角为4°,黄土重度为16×103N/m3,黏聚力为20 kPa,内摩擦角为21.9°。采用三排锚杆进行锚固,入射角为10°,每排锚杆的锚固力为1×105N/m。三排锚杆的自由端长度分别为7, 6, 5 m；锚固段长度分别为11, 10和9 m；每排距坡底分别为0.5, 3, 5.5 m。坡顶均布荷载为1×105N/m,坡底支护结构推力设计值为1.3×104N/m。所建模型如图3所示。
根据极限分析上限法可求得该边坡的安全系数Fs为1.3183。采用不同的极限平衡法可求安全系数如表1所示。
表 1 不同极限平衡法所求的安全系数值Table 1. Values of safety factor calculated by different limit equilibrium methodsJanbu Morgensternprice Spencer Bishop Janbu Generalized 1.270 1.379 1.378 1.380 1.353 从表1可以看出用极限分折上限解分析框架预应力锚杆支护边坡所得到的结果具有一定的合理性。为增加结果的可靠性,又采用Flac3d软件对该边坡进行模拟,应用有限差分强度折减法求解安全系数[18],数值计算模型图和模拟结果分别见图4,5。
目前,边坡失稳一般以数值计算不收敛[19]、坡面位移突变和塑性区贯通为判据。本文采用边坡发生最大剪切应变率的地方作为滑裂带,模拟所求得的安全系数为1.38。这与采用Bishop法计算的结果相同,比采用极限分析上限法求出的安全系数大,但其结果非常接近。
4.2 参数分析
影响框架预应力锚杆支护边坡稳定性的因素众多,本文基于正交设计方法,对正交设计结果运用极差分析法和方差分析法进行分析,确定各个因素在不同水平下对边坡安全系数的影响规律以及显著性大小。其中框架预应力锚杆支护边坡的底部支护结构推力设计值与边坡的黏聚力、内摩擦角和坡高等有关,之间也有交互作用,但本文正交设计不涉及它们之间的交互作用。试验结果依靠上文所列功能平衡方程求出。其因素水平表见表2,正交设计组合情况见表3,正交结果表见表4,方差分析表见表5。
表 2 关于边坡黏聚力、内摩擦角等的因素水平Table 2. Factors related to slope cohesion, internal friction angle, soil weight, slope angle, slope height and design value of thrust of supporting structures for slope水平 黏聚力/kPa 内摩擦角/(°) 重度/(kN·m-3) 坡角/(°) 坡高/m 底部支护结构推力设计值/(kN·m-1) 1 18 20 12 30 6 10 2 21 23 14 40 8 30 3 24 26 16 50 10 50 4 27 29 18 60 12 70 5 30 32 20 70 14 90 表 3 正交设计组合情况Table 3. Combined situations of orthogonal design试验号 黏聚力/kPa 内摩擦角/(°) 重度/(kN·m-3) 坡角/(°) 坡高/m 底部推力设计值/(kN·m-1) 试验结果 1 18 20 12 30 6 10 1.2240 2 18 23 14 40 8 30 1.2250 3 18 26 16 50 10 50 1.1517 4 18 29 18 60 12 70 1.0310 5 18 32 20 70 14 90 0.9062 6 21 20 14 50 12 90 0.9322 7 21 23 16 60 14 10 0.7520 8 21 26 18 70 6 30 1.1593 9 21 29 20 30 8 50 1.7832 10 21 32 12 40 10 70 1.7141 11 23 20 16 70 8 70 0.8876 12 23 23 18 30 10 90 1.4269 13 23 26 20 40 12 10 1.1765 14 23 29 12 50 14 30 1.1735 15 23 32 14 60 6 50 1.7726 16 27 20 18 40 14 50 0.9716 17 27 23 20 50 6 70 1.4204 18 27 26 12 60 8 90 1.4562 19 27 29 14 70 10 10 1.0271 20 27 32 16 30 12 30 1.8385 21 30 20 20 60 10 30 0.8457 22 30 23 12 70 12 50 0.8671 23 30 26 14 30 14 70 1.5460 24 30 29 16 40 6 90 2.0201 25 30 32 18 50 8 10 1.5728 表 4 正交设计结果Table 4. Values of orthogonal design因素 K1 K2 K3 K4 K5 R 黏聚力 1.1076 1.2682 1.2874 1.3428 1.3703 0.2628 内摩擦角 0.9722 1.1383 1.2979 1.407 1.5608 0.5886 重度 1.287 1.3006 1.33 1.2323 1.2264 0.1036 坡角 1.5637 1.4215 1.2501 1.1715 0.9695 0.5943 坡高 1.5193 1.385 1.2331 1.1691 1.0699 0.4494 底部推力设计值 1.1505 1.2484 1.3092 1.3198 1.3483 0.1978 表 5 各个因素显著性分析Table 5. Significance analysis of various factors变异来源 偏差平方和 自由度 方差 F值 Fa 显著水平 黏聚力 0.210 4 0.053 5.177 显著 内摩擦角 1.049 4 0.262 25.864 F0.01(4,4)=15.977 极为显著 坡角 1.048 4 0.262 25.829 F0.05(4,4)=6.388 高度显著 坡高 0.636 4 0.159 15.674 F0.1(4,4)=4.107 显著 推力设计值 0.123 4 0.031 3.033 F0.25(4,4)=2.064 有一定影响 误差e 0.041 4 0.010 总和 3.107 表4中的R栏为极差值,是由某个因素在不同水平下平均值中的最大值和最小值差值所得,数值越大,说明该因素对分析指标的影响越大。由该表极差分析可知,对框架预应力锚杆支护边坡的稳定性影响最大的是坡角,然后再依次为内摩擦角、坡高、黏聚力、坡底支护结构推力设计值、重度。
显著性分析以方差最小的黏聚力作为误差项进行误差分析,由表5可以看出坡角、内摩擦角和坡高的显著性很高,符合相应的极差分析结果。通过图6的效应曲线可以更直观地看出各个因素对边坡安全系数的影响程度。
5. 结论
本文采用塑性力学极限分析上限法对框架预应力锚杆支护边坡进行稳定性分析,主要得出以下结论：
(1)采用Matlab编制算法求解极限分析上限法功能平衡方程,所得安全系数和有限差分法以及极限平衡法所求解的安全系数十分相近。
(2)采用正交试验设计法对影响框架预应力锚杆支护边坡稳定性的各个因素进行极差分析和方差分析,得出对框架预应力锚杆支护边坡的稳定性影响最大的是坡角,然后再依次为内摩擦角、坡高、黏聚力、坡底支护结构推力设计值、重度,且坡角、内摩擦角对其稳定性影响高度显著。
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图 6 3种生物高分子聚合物固化沙漠砂的表面硬度、固化层厚度与溶液质量分数的关系曲线
Figure 6. Relationship curves of surface hardness, solidified layer thickness and solution mass fraction of desert sand solidified by three kinds of biopolymers
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图 7 3种生物高分子聚合物固化沙漠砂的试样含水率随时间的变化曲线（喷洒试样）
Figure 7. Relationship curves of moisture content and curing time of desert sand solidified by three kinds of biopolymers (sprayed samples)
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图 8 3种生物高分子聚合物固化沙漠砂的试样含水率随40℃高温养护时间的变化曲线（立方体试样）
Figure 8. Relationship curves of moisture content and 40℃ high- temperature curing time of desert sand solidified by three kinds of biopolymers (cube samples)
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图 9 30 d培育期时紫花苜蓿幼苗的生长状况照片
Figure 9. Photos of growth of alfalfa in solidified desert sand at 30th cultivation day
表 1 培育期的洒水量
Table 1 Water sprinkling amounts during cultivation period
洒水量/mL 洒水时刻 50 第3天、第6天、第9天 25 第12天、第15天、第18天、第24天 
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表 2 生物高分子聚合物固化沙漠砂的表面硬度和固化层厚度
Table 2 Surface hardnesses and solidified layer thicknesses of desert sand solidified by biopolymers
生物高分子聚合物 质量分数/% 表面硬度Y/mm 压力强度p/kPa 固化层厚度/mm 无（对照组） 0 3.9 37.63 0 XG 0.05 12.8 241.75 6.2 0.10 16.8 392.52 12.9 0.20 23.7 1121.75 10.4 0.30 28.1 2495.38 9.5 0.50 28.4 2654.15 9.0 GG 0.05 8.4 105.79 13.9 0.10 13.4 238.16 21.5 0.20 19.7 601.17 18.5 0.30 27.2 2087.72 14.3 0.50 28.8 2887.22 12.5 MG 0.05 9.8 130.63 19.7 0.10 15.8 339.27 20.5 0.20 21.8 827.63 16.9 0.30 27.7 2302.47 15.6 0.50 29.2 3148.18 12.0
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表 3 紫花苜蓿在生物高分子聚合物固化沙漠砂中的生长状况
Table 3 Growth of alfalfa in desert sand solidified by biopolymers
生物高分子聚合物 质量分数/% 出苗率/% 出苗时间/d 30 d培育期时幼苗平均高度/mm 无
（对照组）0 20 7 15.0 XG 0.1 50 5 25.2 0.2 60 5 22.8 GG 0.1 70 4 27.3 0.2 65 4 29.2 MG 0.1 65 4 28.5 0.2 75 5 31.7
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