地質災害中泥石流及邊坡的穩定性分析論文

　　泥石流堆積物是泥石流活動的產物，它的各種特征客觀地記錄了泥石流的基本性質、運動特性、暴發頻率、規模大小和沉積環境，它的結構和構造是泥石流體的結構、動力特性和成巖作用三者的聯合效應。前人對云南東川蔣家溝粘性泥石流堆積物作了大量的研究。今天學習啦小編要與大家分享：地質災害中泥石流及邊坡的穩定性分析相關論文。具體內容如下，歡迎參考閱讀!

地質災害中泥石流及邊坡的穩定性分析

　　1 引言

　　在中國西部地區，新構造運動強烈，地形起伏大，氣候多變，為泥石流發育創造了條件，造成了泥石流的廣泛發育，形成了不同規模的泥石流堆積扇體。隨著西部大開發戰略的實施，鐵路和公路建設作為實施西部大開發的重要舉措，列入國家建設的優先領域。山區道路工程與城市建設常穿越泥石流堆積體，或在一些古老泥石流堆積體上開挖，形成不穩定邊坡，這些邊坡在各種觸發因素下，將形成滑坡或泥石流災害。

　　本文內容涉及現場原位試驗、室內抗剪強度試驗、數據分析與計算機模擬等環節，全文所提供的研究思路、原位數據與研究結論，對促進泥石流堆積體滑坡機制、滑坡轉化泥石流機理、泥石流起動機理等學科前沿問題的研究，均有一定的參考價值。

　　2 泥石流堆積體的特征

　　泥石流堆積物是泥石流活動的產物，它的各種特征客觀地記錄了泥石流的基本性質、運動特性、暴發頻率、規模大小和沉積環境，它的結構和構造是泥石流體的結構、動力特性和成巖作用三者的聯合效應。

　　前人對云南東川蔣家溝粘性泥石流堆積物作了大量的研究。粘性泥石流的堆積過程介于稀性泥石流和塑性泥石流堆積過程之間的過渡形式。兩種典型泥石流沉積結構如圖1，2所示。圖1為粗化分層構造，為不同場次泥石流堆積后的“水流粗化”的結果。圖2為反向粒級構造，上部正粒級是重力分異的結果，下部的反向粒是層流剪切的結果。

　　3 試驗研究

　　以云南省小江流域泥石流分層粗化構造土層堆積體(圖2)為對象，進行滑坡起動試驗。

　　對堆積區原狀土取樣，進行室內物理力學性質試驗。顆粒分析使用篩析和比重計法。試驗儀器為4.0～1.0 mm分析篩和甲種比重計，分散劑為六偏磷酸鈉。試驗表明，礫石呈次磨圓角礫狀，最大礫徑φ60 mm，為殘坡積物，礫石含量43.2%，粘粒含量4.7%，均勻系數uC= 972.4，表明泥石流堆積區原狀礫石土樣為極為不均勻，但在較高圍壓下，細顆粒充填于粗顆粒所形成的空隙中，可形成高密度和較好的力學特性。測試結果見表1。

　　三軸試驗使用TSZ30-2.0應變控制式三軸儀。按儀器規格，去除>5 mm的泥石流堆積土，并保持<2 mm的土料與原狀土料級配不變，用等量替換法配制接近原狀土級配的試樣，保證試驗用礫石土的礫石含量和粘粒含量不變。對同一級配土樣配制成含水量10%、密度約為2.0 g/cm3的試樣，進行抽真空飽和48 h，再上機進行反壓力飽和使試樣達到或接近飽和狀態，最后進行不固結不排水剪UU試驗，施加圍壓分別為50，100，200，300，400，500，600 kPa，共7組靜三軸試樣。由于試樣的不均勻性，飽和度無法完全達到100%，造成測試過程中孔隙比有區別，無法得到=uu 0的強度參數，考慮到強度參數uu 和uuc在本質上的統一性，因此，試驗結果按飽和度和軸向應變5% 為破壞標準整理出不同飽和度和相同密度試樣的靜三軸強度參數。測試結果見表2。

　　礫石土的滲透系數試驗使用TST?70型滲透儀。土體密度按1.56 g/cm3配制，用等量替換法制備成接近新近沉積弱固結的土體。平均滲透系數為0.006 cm/s，結果與細砂的滲透系數0.001～0.006 cm/s較接近，由于松散原狀土中的孔隙率應大于試驗配制土，則可推測，滲透性應略大于0.006 cm/s，是屬于強滲透系數的土類。測試結果見表3。

　　現場人工降雨滑坡起動試驗于2004年8月～10月期間完成。野外人工降雨試驗設備由人工降雨裝置與數據實時采集設備組成。含水量測量采用美國產的TRASE TDR時域水分儀，測試數據以體積含水量參數表示，由美國產的CR10X完成數據采集。設置TRASE的采樣頻率為2 min/次，CR10X的采樣頻率為5 s/次。傳感器在不同土層深度進行埋設。傳感器埋設布置見圖4。圖4中點劃線是實地測量的土體大致滑動線。

　　試驗中放置雨量筒2個，測得的降雨量分別為140.9和142.6 mm，平均為141.75 mm，降雨總歷時141 min，實際降雨強度為60.3 mm/h。試驗步驟與現象如表4所示。

　　降雨停止后對坡面特征地形進行測量與土體取樣。通過測量，形成沖溝的溝床坡度為45°～46.5°，頂部探頭處形成的崩塌的滑動面坡度為47°，后壁坡度為81.5°，明顯的滑動層厚度從下至上分別為27，24和17 cm。根據土層深度與坡體不同位置，實測土體發生破壞時體積含水量見表5。

　　4 穩定性分析

　　在野外試驗沒有實時測量孔隙水壓力，因此，對Spencert法[3]進行修改，利用全應力法分析泥石流堆積體邊坡穩定。

　　如圖5所示，根據水平方向力的平衡與Mohr- Coulomb強度準則，可導出基本平衡方程：

　　在本文中沒有考慮坡體后緣裂隙的水壓力，因此，從物理現象來看，表6中1#條塊計算值中出現負值是不合現實的。這也是基于SPENCER條分法分析坡體穩定性的缺陷。表6中Microsoft Excel表單給出了最可能圓弧滑動面計算數據與過程。計算所取用的參數見表2，5。在表6中單元$B：$D和$S：$T中分別輸入任意圓心坐標、側壓力系數、安全系數值9c=x，R = 13，=aλ0，F = 1。激活Microsoft內建的規劃求解器(Solver)，設定目標單元格$U為最小值，約束條件$S：$T=0，Radius≥cy，0min=X，8c=y，F≥1，單擊求解器選項菜單，選中“自動比例”，求解后可得到最危險滑動面F = 1.9，=aλ0.7。最可能的非圓弧滑面在已知圓弧滑面的基礎上，改變求解器自動搜索選項，給定約束條件$D：$D≤$C：$C，$D=0，$O：$O≥0，$S：$T=0，F≤2，F≥0，設定可變單元格$T，$S，$B：$D，目標單元格不變，求解后可得到最優非圓弧滑面的安全系數F = 1.7，比圓弧滑面略小，側向推力系數=aλ0.8，大于圓弧滑面。圖6給出了3個從不同初始圓弧弧面程序搜索得到的非圓弧滑面，相對坐標差值處于在千分位以后，因此，計算結果相當穩定。 　　將坡面坐標減去0.5 m作為實際滑動面坐標，來取代表6中滑坡面坐標$D：$D，進行實際滑面上土體的穩定性分析。在規劃求解器(Solver) 中，設定目標單元格$U為最小值，約束條件$S：$T=0，可變單元格$S：$T，規劃求解器找不到精確解，但是給出了一個最接近的迭代值，F = 4.0，=aλ1.8。

　　5 滑坡失穩的機理

　　由于在求解器約束條件中，限定圓弧滑面的剪出口在坡腳X = 0的位置，求解得到的最不穩定圓弧滑面的后緣和剪出口坐標位置與實際觀察一致。但是，條塊高度h ($K：$K)最大值為3.31 m，最小值為0.16 m，與實際觀測滑面位置(圖6中虛線)不符。最可能的非圓弧滑面的位置較圓弧滑面線更接近邊坡側面，但是仍與實際觀測面位置有一定差距。

　　從實際滑面坐標分析滑體的穩定性，根據式(1)可知，滑動面上抗滑力主要取決于滑動面土體的抗剪強度，在抗剪強度降低4倍以下時，可得到2.0=ΣM，0=ΣF，且側推力系數達到3.4，坡體接近臨界狀態，才有可能形成不穩定的滑動面。當實際滑面坐標取為斜坡側面高程40 cm以下時，可以找到一解：7.4=F，8.1a=λ，并滿足所有約束條件與最優狀況。分別減少土層厚度值，可得出不同的穩定性系數，如表7所示。

　　(1) 隨著土層厚度的減少，滑面以上泥石流堆積體表層土體因含水量提高，相對重量增加，但是，平行坡面的切向力不能克服土體的抗力產生滑動，并且穩定系數隨上覆土層重量的減低逐步上升。

　　(2) 斜坡表層土體50 cm內的滑動不是由于滑面以上土體整體極限平衡破壞產生的。

　　(3) 整體極限平衡破壞主要發生在土層厚度大于1 m深度以上，最有可能的為非圓弧滑面，如圖6所示。

　　(4) 泥石流堆積體邊坡發生的機理不能完全歸之于滑動面上土體抗剪強度原理，土力學中的條分法不能完全解釋破壞的機制。

　　(5) 推測表層土體主要是水力滲透力引起單個顆粒或團塊發生移動，然后相互影響到一定深度，形成相對穩定的厚度的土體發生破壞。

　　由上述可知，處于弱固結狀態泥石流堆積土邊坡失穩的機制可能是：當發生短歷時強暴雨，泥石流堆積土地表形成超滲產流。上層松散泥石流堆積土的滲透系數較大，坡頂與坡腳高差形成較大的水力梯度，滲透力推動細顆粒向深度運移。由于不同場次泥石流堆積后的“水流粗化”的結果，在經歷快速紊流滲透后，局部堵塞以至于形成相對不透水層，坡腳形成滲流出口，最先淺層土體發生重力剪切，相當于處于不排水不固結條件下土體發生剪切破壞，礫石土在剪切中呈現體縮的趨勢，產生正值的孔隙水壓力，不斷增加直到穩定值，相應地，土中的有效應力不斷減少，強度不斷降低，最后接近于0，以至于發生失穩破壞，最后因為動力作用，連續牽連至下層含水量變化小的土層和溯源滑動。

　　6 結論與討論

　　(1) 由于三軸儀的規格限制，采用等量替換法后的土體強度將與原級配有一定差距，本文沒有做更多的研究。

　　(2) 在用條分法作數值分析時，沒有考慮坡體后端張裂隙中水推力的力矩作用，在表6中1#條塊出現張力，與實際觀測不符。但是，對坡體的整體穩定分析影響不大。

　　(3) 泥石流堆積土邊坡失穩破壞可能主要取決于其弱固結狀態的細觀結構和非飽合狀態，因此，如何確定弱固結寬級配礫石土的強度，將值得更深入的研究。