风载作用下震裂山体崩塌机制及稳定性评价方法

（成都理工大学地质灾害防治与地质环境保护国家重点实验室，四川成都610059）

（成都理工大学地质灾害防治与地质环境保护国家重点实验室，四川成都610059）

为了揭示风载作用下震裂山体的崩塌机制，建立其稳定性评价系统，在岩体震裂特征现场调查和河谷风现场测量的基础上，以茂县石大关乡崩塌为例，开展了不同条件下的大型风洞试验研究.研究结果表明：石大关乡崩塌为震裂山体在风载助推作用下发生溃崩的典型实例，此类灾害因震裂山体独特的结构特征，使得结构面对失稳模式的控制作用不再明显，加之河谷风受地形影响，分布规律复杂多变，具备与通常重力环境下斜坡失稳机制迥异的特征，整体以溃崩式失稳，表现为迅速解体—溃散—垮塌；岩体震裂损伤是崩塌产生的基础，渐近性风化是主要致灾因素，河谷强风的助推是崩塌发生的诱因之一；岩块的失稳风速与风的入射夹角、岩块的高宽比和后缘缝隙的宽度成反比.

地震；河谷风；石大关崩塌；风洞试验；稳定性评价

汶川地震诱发了大量崩塌、滑坡次生地质灾害［1-2］，在此同时，由于强震对一定范围内地质环境的冲击，还发育了一类分布范围广、规模巨大、潜在威胁较大的灾害——震裂山体，其具有大变形、大位移等显著的宏观特征［3］.经震后震区地质灾害的排查工作，发现上千处“裂”而未“滑”、“松”而未“动”的震裂松动山体.震裂缝的大量发育使得斜坡岩体结构受到了严重破坏，并为雨水下渗提供了良好的通道，坡体稳定性在外部环境的影响下逐年劣化.因此，在强震过后，震区的滑坡、崩塌、泥石流等次生地质灾害呈现出增强的趋势［4-5］，黄润秋将此特征称为强震地质灾害的“后效应”，且震后地质灾害往往具有极强的隐蔽性和突发性，难以识别和预警［6］.2009年彻底关大桥在连日大雨后发生大面积崩塌［7］、2010年在降雨作用下发生在雁门乡索桥村的滑坡及同年舟曲发生的特大泥石流灾害都是坡体内部形成“内伤”的震裂岩体在外因的诱导下触发的震后地质灾害［8-9］.

汶川地震震区多高山峡谷，谷风盛行，震后残留的大量松散碎屑物在强风作用下飞沙走石，滚落的碎块石严重威胁着灾区人民的生命财产安全. 2014年7月17日下午2时45分，发生在四川省阿坝州G213线K774+600 m处茂县境内（石大关乡超限站附近）的崩塌就是在河谷风的助推作用下触发的典型震后地质灾害.塌方量高达4×103m3，飞石砸中13辆车，造成10人死亡，22人受伤.此次血淋淋的教训再次为震裂山体的防治工作敲响了警钟.

针对震裂山体的研究，虽前人在震裂变形的分布规律、形成机理等方面取得了丰硕的成果［10］，但风载作为震裂山体失稳的触发因素之一，并未有相关人员对高山河谷地区河谷风的分布规律及其对震裂山体稳定性的影响进行系统的研究.故本文在汶川地震岩体震裂特征大量现场调查和河谷风现场测量工作的基础上，以石大关乡崩塌为例，论述了震裂山体在河谷风助推作用下发生崩塌的特征及成因机制；结合风洞试验得出风载作用下岩块的启动机理及失稳风速计算公式，建立了风载作用下震裂山体稳定性评价系统，对震裂山体防治工作具有指导性的意义.

1 汶川地震岩体震裂特征

由于地区地震动强度的差异性，在汶川地震极震区，地震动极其强烈，斜坡多失稳破坏，崩滑体后壁陡立粗糙，后壁残留的震裂松弛岩体及坡脚处于临界状态堆积体的稳定性问题为震后震区面临的主要问题.在汶川地震的强震区，地震强度较高，斜坡多以变形为主，特别是在斜坡陡缓转折部位，由于其对地震波有明显的放大效应，震裂现象尤为突出，具有大变形、大位移等显著的宏观特征，规模普遍较大.

以震裂岩体结构精测为基础，得出岩体震裂最典型的宏观特征为结构面的松动和张开，其发育模式分为沿结构面的延伸方向张开和沿结构面延伸方向斜交发育.且由于斜坡越高陡，地震波放大效应越明显，在山脊或临空条件较好的部位往往震裂缝的张开度较大.故在汶川地震中岩体震裂缝的张开度随着坡高的降低和埋深的增大逐渐减小（图1），就同一条震裂缝而言总体上呈上宽下窄的特征.

图1 张开度随坡高区间分布图Fig.1 Number of different joint openings with the slope height

震裂张开的层面、节理面绝大部分无充填或者少量充填，充填物质以碎石、岩屑为主.由于震裂岩体的强度是在极短的时间内锐减的，而其他风化作用下形成的松动岩体的强度多是日积月累慢慢衰减的，故震裂岩体具有发育裂缝新鲜，裂隙面上有时可见延伸较好的擦痕，且多无充填，充填物的胶结程度都较低，形成时间短、规模大等显著异于其他风化、卸荷作用形成的松动岩体的特征.

2 石大关震裂山体崩塌及其河谷风特征

2.1 石大关崩塌概况

石大关崩塌地处青藏高原东缘，为典型的深切河谷地貌.从地形上看，斜坡中部发育陡坎，坡度集中在45°～60°之间，崩塌源处近直立.坡体上中下部分别发育大光壁，犹如3面随风飘扬的旗帜，故被当地村民称为“三杆旗”.而本次的崩塌源为坡体上部的第一杆旗，为4面临空的小山包，地势高陡突兀，高程大约2 340 m，距国道213的高差720 m左右（图2）.

图2 石大关乡崩塌剖面图Fig.2 Cross-section map of collapse at Shidaguan

石大关乡斜坡由三叠系中统杂谷脑组（T2Z）灰色中厚层石英绢云母千枚岩夹变质石英砂岩组成，发育3组优势机构面：①层面，产状N60°～70°E/SE/75°～85°，薄～中厚层结构；②结构面J1（底面），产状N30°～40°E/NW/10°～20°；③结构面J2（切割面），产状N60°～70°W/SW/60°～70°.坡面坡向270°，坡度45°～60°.

由赤平投影图（图3）可以，看出层面和切割结构面的倾向与坡向大角度斜交，底部结构面与坡向相同，且倾角小于坡角，此外坡面与层面、坡面与J2、层面与J1、J1与J2的组合交棱的倾向都与坡向相同，且倾角都小于坡角.切割出的块体不稳定.

研究区受龙门山断裂带影响，地质构造较复杂，受多次地震破坏的洗礼，且崩塌距离石大关断裂仅1 km［11］.加之崩塌源高陡突兀，临空条件好，地震放大效应明显［12-13］，强烈地震力作用下，岩体结构遭受了严重破坏，使原本强度不高的岩体更加脆弱.通过现场调查，发现张开的裂缝多沿陡倾层面和J2结构面发育，张开程度普遍较大，呈上宽下窄的形态，缝面新，多平直，充填物较少，局部充填碎块石，且无胶结，岩体结构特征与震裂岩体特征吻合，地震作用下形成的震裂结构为崩塌的发生提供了物质基础.

研究区地属亚热带季风气候，冬冷夏凉，昼夜温差大，夏季高温多雨，年降水量500 mm左右.震裂结构为雨水的下渗提供了良好通道，在反复冻胀及其他风化作用下，震裂缝缓慢扩大，进一步劣化了坡体的稳定性，据当地居民反映，在崩塌发生前崩塌源最大的张开裂缝约达15 mm.

图3 结构面赤平投影Fig.3 Stereographic projection of structural plane

同时，经走访调查得知，当地6月初至7月中上旬一直大雨连绵.持续的降雨造成岩体饱和、自重增加、岩体结构面抗剪强度降低，大大增加了山体崩塌发生的几率［14］.根据茂县气象局提供的降雨资料（图4），7月10日至7月12日累计降雨量达到了60 mm，在崩塌发生前4天内都无明显降雨现象，说明崩塌发生时并没有动水压力或者静水压力的作用.但崩塌发生当日气温较高，烈日当头，岩体受热膨胀，也逐渐弱化了损伤岩体的完整性和稳定性.

图4 7月6日～15日石大关乡降雨量曲线Fig.4 Curve of rainfall at Shidaguan from July 6 to July 15

2.2 河谷风特征

由于气流在岷江河谷受到高山峻岭的阻挡和挟持导向作用而谷风盛行.本文选取了茂县飞虹乡（N31°9′33.60″，E103°3′17.66″）及汶川地区多个测量剖面，从谷底1 500～2 500 m高程按需布置多个测量点，运用JL-SXJ风速记录仪对岷江河谷风速分布规律进行研究，得出了以下结论：

①定时起风，午前多静风，平均风速＜4 m/s；午后多大风，平均风速＞4 m/s.一天中最大风速多出现在午后16时，达8～10 m/s.一年中2～5月及8月风速相对较大，7、10、11月相对较小，其中7月风速最小，为3.7 m/s.

②岷江河谷内，海拔越高，河谷越开阔，河谷对空气的压缩作用越弱，流速因此降低，故风速自谷底而上并非呈指数或线性型增长趋势，其最大值多出现于山腰位置处.且气流在沿山脉爬升过程中受复杂地形的影响，在地形突变位置处可形成较强的局部风.特别是在下陡上缓山体的转折部位，会出现谷风的极大值并伴有涡旋气流现象.

③当气流方向与河谷走向之间夹角＜60°时，狭管效应显著，即气流在河谷段有明显的加速现象，且狭管效应的强弱与河谷的宽度呈反比.在底部河谷宽度最小，狭管效应最明显，其次为地形的转折部位，而海拔越高，河谷越开阔，狭管效应逐渐减弱.

而在石大关乡崩塌发生当日下午14时，茂县观测站（石大关乡政府处，高程1 742 m）监测到了高达8.8 m/s的五级劲风，这对于夏季（6～9月）平均风速才3.4m/s的地区而言比较异常［15］. 2015年7、8月份作者们先后两次带上专业的风速、风向测量仪到石大关乡收集河谷风资料.调查得出崩塌源处在午后13时后多大风，一直到下午17时河谷风多集中在6～9 m/s，最大风速可达14 m/s，崩塌源处风速与茂县观测站处风速比值集中在1.4～2.0之间.崩塌源处风向集中在290°～310°，与主崩方向近似.

结合岷江河谷风速分布规律可得：石大关乡崩塌所在河谷为典型对称“V”字形深切河谷地貌，河谷宽度较小，气流方向与河谷走向小于60°，狭管效应明显，加之崩塌源高陡突兀，位于山腰偏上位置，局部地形为陡缓转折端，属风速较大处，狭管效应更为突出，最终在岩壁和临空面两侧形成的压力差作用下，向临空方向发生崩塌（图5、6）.

图5 石大关乡崩塌源崩塌后形态特征（单位：m）Fig.5 Residual rock mass of collapse source at Shidaguan（unit：m）

图6 石大关乡崩塌全景图Fig.6 Panoramic photos of Shidaguan collapse

综上所述，石大关乡崩塌加深了对河谷风对地质灾害触发作用的认识，证实了震裂山体在风载助推作用下发生大型崩塌的可能性.此类崩塌的演化过程可归纳为：早期地震作用形成松动的震裂结构，为雨水的下渗提供了良好通道，在进一步渐进性风化作用下，裂缝缓慢扩展，逐渐形成结构十分破碎的山体.且因崩塌源独特震裂结构特征，使得结构面对其失稳模式的控制作用不再明显，加之河谷风受地形影响，方向及大小复杂多变，在河谷风的助推作用下，先发生表层岩体的小崩小塌，后部岩体因在常年的构造和风化作用下自身稳定性本来就较差，当一旦具备临空条件，便迅速解体—溃散—垮塌，就单个岩块而言虽还是以倾倒、滑移破坏为主，但整体以溃崩式失稳，表现出一跨到底的特征，散落范围极大，崩落持续时间长，危害性极大，极具突发性（图6）.

3 风洞试验研究

考虑到震裂山体结构特征和风载作用下触使孤石发生二次启动的工程经验及试验可操作性，为提出快速、准确的稳定性定量评价标准，在西南交通大学风工程试验研究中心［16］（图7）采用完全脱离母岩的岩块进行试验研究，探讨了风载作用下震裂岩体的启动机理.

3.1 试验设计

震裂岩体因震裂缝的发育，使岩体的结构受到了严重破坏，岩体被切割成不同形状、与母岩之间的关系各不相同的岩块.

从风载的入射角度（初始气流方向与试样迎风面竖轴线之间的夹角）、岩样高宽比、岩样与岩壁之间缝隙的宽度3个方面进行测压试验和实心模型启动过程试验，其中入射角度α取0°、30°、45°、60°，高宽比α=z/x取1、2、2.5（x恒定为30 cm），缝隙宽度取0、20、50 mm.

图7 风洞试验场示意图（单位：m）Fig.7 Schematic of wind tunnel test（unit：m）

在测压试验中使用电子扫描阀和测压管来测量试样表面压力的分布情况，使用高速摄像机来记录试样失稳前的气动现象，从试样各面不同压力分布情况来研究其启动机理，为后续的力学分析提供依据.

风的入射角度是通过移测架（图8）中的底部转盘调整的，下伏支撑板的倾角设置为θ=15°，并为了测压孔安装便利，试验中采用空心木块来模拟岩块.

由于测压试验中空心材料的缺陷性，设计了实心模型启动过程试验来更为真实地模拟岩块在风载作用下的启动过程及失稳模式，确定不同类型试样的失稳风速.实心试样采用石英砂岩块，其中x恒定为50 mm，为测压试验的1/6，狭缝宽度同样缩小6倍，其他条件与测压试验相同.试验后通过力学分析，提出极限平衡状态方程，一方面用于验证风洞试验结果的准确性，另一方面为定量评价工作提供依据.

图8 移测架结构图Fig.8 Test frame structure

3.2 试验结果分析

3.2.1 入射角度

③当α=45°时，试样正面和右侧面都对称分布正风压，最大正风=72 Pa出现于右侧面靠前部位.而其余面均为负风压，最小负风压=-70 Pa位于顶面.试样的失稳风速进一步降低至10.5 m/s，见图9（c）.

图9 不同入射角度块石临界失稳状态表面压力分布Fig.9 Surface pressure distribution in critical state with different incident angles

（2）启动过程研究

由表1和记录影像可知，气流入射角度的变化主要影响试样开始旋转滑移的启动风速，角度越大，启动风速越低，由于试样的不断旋转，不断改变着气流作用于试样的夹角，当试样的一面与气流垂直时，便会迅速旋转滑移失稳坠落.

（3）力学分析

试验结果表明，正方形试样在不同入射角度下都以滑移方式失稳，角度不同，失稳风速有所差异，力学分析如下：

①当α=0°时，气流作用于试样时，将会在正面（迎风面）产生正压力，而其余各面由于气流的分离和再附和而产生负吸力.由于气流自身复杂性，目前尚未用简单的计算方程来确定吸力的大小，故在力学分析中暂忽略吸力的作用，仅考虑在重力、气流在正面产生的风压和底部摩擦力三者的共同作用下试样的极限平衡状态.

②当α=60°时，气流在正面产生的风压、重力下滑分力的合力和底部的最大静摩擦力在一条直线上.

表1 不同入射角度实心模型启动过程试验结果Tab.1 Initiation process results of solid model with different incident angles m/s

而在低速气流的条件下，忽略体力作用且无粘性时，任一流线上各点的标准伯努利方程为

式中：v为流线的风速，m/s；

w1为单位面积的静压力，kN/m2；

V为空气质点的体积，m3；

m为空气质点的质量，t，m=ρV；

C为常数.令

式中：w为岩块迎风面与背风面之间形成的压力差；

取标准大气压下，重力加速度g为9.8 m/s2；

空气容重γ1为0.012 018 kN/m3.

由此可得岩块单位面积上所受的基本风压系数：

设正方体岩块边长为x，则岩块正面受正压力为

岩块的最大静摩擦力为

式中：μ0为静摩擦因数，取0.5；

Ffom为最大静摩擦力，单位KN；

γ2为木材容重，值取6.86 kN/m3；

θ为试样下伏结构面的倾角，值取15°；

d取0.5 cm.

岩块重力的下滑分量为

根据极限状态力学平衡条件可得：

由极限平衡方程计算得到α=0°、60°时，失稳风速分别为11.5、8.5 m/s，结果均比测压试验中小约1 m/s.这是因在极限平衡分析中忽略了气流在通过试样时，由于产生分离和再附和而在试样上产生吸力，减小了作用于试样底部下伏结构面上的正压力Fw，降低了最大静摩擦力Ffom.

3.2.3 高宽比

（1）测压试验

由压力分布图（图10）可知试样正面（迎风面）均为正风压，其余几面均为负风压（吸力）.当高宽比b=2.0时，正风压较大值出现于试样正面中下部，最大正风压P+max=60 Pa.往两侧，正风压逐渐降低至15 Pa，试样的失稳风速为9.25 m/s.当b=2.5时，其各面风压的分布情况与b=2.0时相似，只是正风压较大值的位置有所上移，风压的作用点有所抬高，相同风压产生的力矩更大，试样的失稳风速也就更小.故力矩为风载作用下长方体岩块失稳的主导因素.

图10 不同高宽比块石临界失稳状态表面压力分布Fig.10 Surface pressure distribution in critical state with different height-width ratios of mass

（2）启动过程研究

由表2和记录影像可知：随风速的增大，长方体试样都最终斜向下滑移一段距离并顺风剧烈晃动后顺风倾倒（侧向倾倒）失稳.

b=2.5时较b=2.0时旋转及滑移的过程相对较短，启动过程如图11.

表2 不同高宽比实心模型启动过程试验结果Tab.2 Initiation process results of solid model with different slenderness ratios m/s

图11 高宽比（b=2.5）实心模型启动过程Fig.11 Initiation process of solid model with height-width ratio of 2.5

（3）力学分析

此处同样忽略背风面负风压的作用，并由于此次试验中试样的尺寸较小，故将迎风面的风压系数考虑为常数，长柱状岩块的受力情况如图12所示.

风压作用下产生的倾倒力矩为

由于试样在两个高宽比条件下都以侧向倾倒的形式失稳，故Gsin θ产生的倾覆力矩等于0，仅考虑Gcos θ产生的抗倾覆力矩MG为

图12 长柱状岩块侧向受力分析示意图Fig.12 Lateral force analysis of long-column block

极限平衡状态下，倾倒力矩与抗倾覆力矩相等，即

由极限平衡方程计算得到当高宽比b=2.0，2.5时，失稳风速分别为11.2、9.8 m/s，均比测压试验失稳风速小1.5 m/s左右.

这是由于实心模型启动过程试验中得出长方体试样在发生倾倒前都会旋转一定角度，而测压试验中当试样有轻微位移时便记录为失稳风速，且力学计算中忽略了背面吸力产生的倾倒力矩Mx，即导致Mw偏大，故计算出的v0偏大.

3.2.2 后缘裂缝的张开程度

（1）测压试验

无论从理论计算分析还是野外调查发现，都证实了顺向倾倒失稳模式的存在.

测压试验中，由于由木板制作而成的试样质量偏轻，因左右两侧面的风速差产生的倾倒力矩的效果远不及顺风向风压产生的倾倒力矩的效果，故均以侧向倾倒方式失稳.

从图13的压力分布情况可以总结出：

①由于气流在通过右侧面紧靠岩壁的狭小裂缝时，受两壁摩擦作用的影响，风速大大降低，而试样左侧临空，两侧面风压不再对称分布.靠岩壁侧（右侧）风出现了正力，而临空侧全为负力.

②缝隙越小，紧靠岩壁一侧（右侧）产生的倾倒力矩越大.随着缝隙的增大，该力矩对试样发生倾倒失稳的贡献越低.

（2）启动过程研究

由表3可以看出，当裂缝宽度d=0 mm时，试样在先轻微晃动后产生略微顺时针旋转，最终顺向倾倒；而裂缝宽度d=3.5，8.0 mm时，试样最终都以侧向倾倒的形式失稳.

结果揭示了顺向倾倒只发生在当岩块与岩壁之间缝隙足够小时，启动过程如图14.

图13 不同缝隙宽度块石临界失稳状态压力分布Fig.13 Surface pressure distribution in critical state with different crack widths

（3）力学分析

首先设未受到扰动的岩块临空侧风速为v0，受到扰动时的靠缝隙侧风速减小为v1.由伯努利方程可得：

将v0、v1分别代入得：

设岩块顺风方向长为x（m），宽为y（m），高为z（m），则两侧面风压差所产生的倾覆力矩为

由于岩块以顺向倾倒的形式失稳，故顺风向风压产生的倾覆力矩为0（图15）.

表3 不同缝隙宽度实心模型启动试验结果Tab.3 Initiation process results of solid model with different crack widths m/s

图14 缝隙宽度（d=0）实心模型启动过程Fig.14 Solid model with crack width（d=0）

设下伏结构面倾角为θ，重力产生的倾覆力矩为

重力产生的抗倾覆力矩为

极限平衡状态下，倾倒力矩与抗倾覆力矩相等：

图15 长柱状块体顺向倾倒力矩示意图Fig.15 Overturn moment of long-column block

通过式（15）～（18）可以得出，发生顺向倾倒失稳的条件极为苛刻，需保证Gsin θ和Fw2足够大，即岩块重量、下伏结构面的倾角、岩块与岩壁之间缝隙的宽度都是决定其是否可能发生顺向倾倒的关键.

故在相同质量条件下，岩块的失稳风速与入射角度、岩块的高宽比、后缘缝隙的宽度都成反比.就正方形和长方形岩块而言，在不同风载入射角度、不同危岩高宽比、不同后缘裂缝张开程度的情况下主要以滑移、侧向倾倒、顺向倾倒失稳为主（图16），发生顺向倾倒的条件极为苛刻.

图16 风载作用下正方体、长方体失稳模式示意图Fig.16 Failure modes of cube and cuboid under wind loading

4 风载作用下震裂山体稳定性评价方法

4.1 综合指标评价法

在文献［17］中，袁进科等选取了7个因子作为崩塌识别指标，采用专家取值法对指标进行赋值，建立了震后崩塌的快速识别方法（CDI法）：

式中：

UCDI为崩塌识别的综合指标，值越大，发生崩塌概率越高；

Ri为第i个识别指标因子分级指数；

Si为权重值；

λi为降雨修正系数［17］.

虽以震后震区100个崩塌灾害点的稳定性评价为依据，验证了此方法的合理性，但其并未考虑风载对震裂山体稳定性的影响.由风洞试验结果表明岩块的形状、后缘裂缝的张开程度决定了岩体的失稳情况，而岩体震裂损伤程度是影响岩块的形状、后缘裂缝的张开程度的重要因素.

由河谷风分布特征可知，山体地形突变处是河谷风较大的部位，这些部位由于地震波的放大作用，同样也是岩体震裂损伤程度相对较大的部位.因此，可用震裂损伤程度来表征风载对震裂山体稳定性的影响，将风载修正系数βi引入CDI法中，得到风载作用下震裂山体稳定性评价指数（wind loading shattered rockmass discrimination index，WDI）.βi取1时，表征风载对震裂山体的稳定性不产生影响.

式中：

UWDI为风载作用下震裂山体稳定性评价指数，其值越大，发生崩塌的可能性越高；

βi为风载修正系数，修正系数取值可按表4确定.

风载作用下震裂山体稳定性评价等级同样分为3级，具体等级分级情况见表5.

表4 风载条件下评价指标修正系数Tab.4 Evaluation index correction under wind loading

根据上述分析，对石大关乡崩塌按照评价指标取值标准进行赋值，求得天然状态和降雨条件下CDI指数，以及天然状态下WDI指数，计算结果见表6.

表5 风载作用下震裂山体稳定性判别等级表Tab.5 Stability grade of shattering slope under wind loading

评价结果表明，石大关乡斜坡在天然和降雨条件下偶有少量掉块和落石，而在风载作用下局部发生大规模的崩塌滚石的可能性较大，评价结果与真实情况相符.

此外，使用WDI评价指标对四川藏区公路沿线21处震裂山体进行了评价，仅有2处评价结果与真实情况或定性评价结果有所区别，验证了WDI评价指标的合理性.且WDI评价指标既考虑了降雨修正系数又考虑了风载修正系数，使得评价体系相对更为完整.

表6 CDI、WDI评价计算表Tab.6 Evaluation calculation of CDI and WDI

4.2 临界失稳风速评价法

针对综合指标评价法中WDI指数大于90的坡体，可以再以风载作用下震裂岩体的启动机理为基础，由现场调查得出震裂缝切割出岩块的形状及与后缘岩壁之间的关系，确定其失稳模式，对应相应失稳模式的力学计算公式得出该岩体的临界失稳风速，再通过对研究区风的分布规律收集，确定出作用于该岩块的实际风速，两风速对比判定失稳的可能性，评价流程如图17所示.

综合指标评价法可以较为快速地对风载作用下震裂山体的稳定性作出评价，而临界失稳风速评价法弥补了综合指标评价法中未考虑实际作用风速和临界失稳风速的不足.两个方法共同运用，整体与局部分析相互结合，优劣互补，使风载作用下震裂山体稳定性评价方法更加快速准确.

图17 稳定性评价流程图Fig.17 Flow chart of stability evaluation

5 结 论

震裂山体独特的结构特征以及河谷风复杂多变的分布规律，使得风载助推下震裂山体的失稳机制迥异于通常重力环境.本文基于现场震裂山体的大量调查和河谷风测量工作，开展了室内风洞试验研究，归纳提出了风载作用下震裂山体稳定性评价方法，主要得出以下4点结论：

（1）沿原有结构面拉开或者切割结构面发育的震裂缝是汶川地震震区岩体震裂最为直观的宏观特征.裂缝普遍较新鲜，多无充填，局部还存在架空结构.区别于其他因素产生的松动岩体，震裂岩体具备形成时间短、规模大的特征.

（2）石大关乡崩塌为风载助推作用下震裂山体发生溃崩的典型实例，地震作用为崩塌的发生提供了物质基础，后期冻胀等风化作用进一步劣化了坡体的稳定性，河谷风的助推作用为崩塌的发生提供了动力条件.此类灾害因震裂山体独特的结构特征，加上河谷风的方向及大小复杂多变，就单个岩块而言虽还是以倾倒、滑移破坏为主，但整体以溃崩式失稳，表现为迅速解体—溃散—垮塌，散落的范围极广，崩落持续时间长，危害性极大，具极强突发性.

（3）岩块的失稳风速与气流方向与岩块面垂线之间的夹角、岩块的高宽比、后缘缝隙的宽度都成反比.就正方形、长方形岩块而言，在风载作用下以滑移、侧向倾倒、顺向倾倒失稳模式为主.岩块的重量、下伏结构面的倾角、岩块与岩壁之间缝隙的宽度都是决定是否发生顺向倾倒的关键，只有缝隙非常小时，才有发生顺向倾倒的可能.

（4）WDI综合因子评价法和临界失稳风速评价法综合运用于风载作用下震裂山体稳定性的定量评价工作中，整体与局部分析相互结合，优劣互补，使评价结果快速而准确.

［1］ 许强，黄润秋.“5·12”汶川大地震诱发大型崩滑灾害动力特征初探［J］.工程地质学报，2008，16（6）：721-729.

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风载作用下震裂山体崩塌机制及稳定性评价方法

黄润秋， 裴向军， 罗 璟

Collapse Mechanism and Stability Evaluation of Shattered Slope under Wind Loading

HUANG Runqiu， PEI Xiangjun， LUO Jing
（State Key Laboratory of Geo-hazard Prevention and Geo-environment Protection，Chengdu University of Technology，Chengdu 610059，China）

To reveal collapse mechanisms of shattered slope under wind loading，the slope stability assessment system was built.Based on the field survey of shattered slopes and valley wind measurement，the large-scale wind tunnel tests in various conditions were conducted by using Shidaguan collapse as an example.The results indicate that Shidaguan collapse is a typical case of shattered slope collapsing in a sudden burst under wind loading.This mode of collapse are hardly controlled by structural plane because of the unique slope structure.Meanwhile，since the distribution of river valley wind is affected by the topographical elements，it becomes complicated and varied.Thus the sudden collapse mode undergoes fast breakdown-crumbling-collapse as a whole，quite distinct from slope failure mechanisms under general gravity force.The loosing and cracking of the rock masses is fundamental to the collapse，while the gradual weathering is the main factor.Besides，the strong rivervalley winds aggravate the collapse.Furthermore，the wind speed leading to rock masse instability is in inverse proportion to wind incident angle，as well as the height-width ratio of mass，and the width of the trailing edge crack.

earthquake；river valley wind；Shidaguan collapse；wind tunnel test；stability evaluation

黄润秋，裴向军，罗璟.风载作用下震裂山体崩塌机制及稳定性评价方法［J］.西南交通大学学报，2016，51（5）：958-970.

0258-2724（2016）05-0958-13

10.3969/j.issn.0258-2724.2016.05.020

P642.21

A

2016-06-23

国家自然科学基金资助项目（41572302）；四川省国土资源厅科学研究计划资助项目（KJ-2015-18）

黄润秋（1963—），男，博士，教授，博士生导师，研究方向为工程地质和岩土工程，E-mail：hrq@cdut.edu.cn

（中文编辑：徐 萍 英文编辑：周 尧）