干湿循环作用下平缓型膨胀土边坡失稳破坏机制研究

2022-02-23杨果林陈子昂张红日段君义夏晓鹏林宇亮

中南大学学报（自然科学版） 2022年1期

杨果林，陈子昂，张红日，段君义，夏晓鹏，林宇亮

(1.中南大学土木工程学院，湖南长沙，410075；2.广西交科集团有限公司，广西南宁，530029)

膨胀土由于含有亲水性较强的蒙脱石、伊利石及高岭土等矿物成分而表现出明显的遇水膨胀、失水收缩特性[1-2]。受膨胀土胀缩变形特性的影响，膨胀土边坡的滑塌破坏现象频繁，并造成了巨大的经济损失，其边坡破坏修复困难且易复发[3]。与普通土质边坡相比，膨胀土边坡的失稳破坏机制更加复杂，其边坡滑塌破坏往往表现为浅层性[4]。膨胀土边坡的浅层破坏滑裂面与其坡面基本平行，这与传统土质边坡破坏的典型圆弧滑裂面有所区别[5-6]。廖世文[7]通过实际工程调查指出膨胀土边坡的浅层滑塌破坏深度与裂隙发育深度、大气影响深度基本一致。邓铭江等[8]对北疆高寒区供水工程渠道边坡进行了研究，发现干湿循环作用下膨胀土坡面会开裂破坏，坡体内土体力学特性会不断劣化，进而致使膨胀土边坡浅层滑塌发生，并给出了膨胀土边坡滑体后缘张拉裂缝的加固方法。可见，膨胀土边坡的失稳破坏与降雨、气候、地下水位等服役环境复杂变化有关[9]，服役环境的变化会引起坡体内膨胀土含水率发生变化，即膨胀土经历干湿循环作用。KHAN等[10]将夏季至秋季视为干燥期，秋季至春季视为湿润期，指出干燥期膨胀土边坡形成大量裂缝，而湿润期降雨会顺着裂缝软化土体，致使边坡安全系数骤减而可能使边坡失稳。杨和平等[11]对南宁膨胀土进行干湿循环试验，发现干湿循环作用显著降低了膨胀土的强度。陈生水等[12]发现服役环境反复变化会引起坡体内膨胀土力学强度降低，膨胀土强度参数不可直接用于膨胀土边坡稳定性分析。滕珂等[13]基于条分法建立了考虑膨胀力作用的边坡稳定性计算力学模型，发现考虑膨胀力后边坡安全系数减小15%，因此，考虑滑裂面特征、干湿循环效应、膨胀力作用是准确进行膨胀土边坡稳定性分析的基础与重点。通常，普通土质边坡通过削坡可有效地降低坡体的滑塌破坏程度，然而，膨胀土边坡坡率即使减小至1∶6(即边坡为平缓型膨胀土边坡)，其依然存在浅层滑塌的风险，实际工程应用结果表明，许多坡度为8°～9°的平缓型膨胀土边坡也出现了滑塌破坏[14]。由于现有研究报道中膨胀土边坡多为工程边坡，其坡度相大，而针对平缓型膨胀土边坡的相关研究很少，为此，本文作者以广西宁明平缓型膨胀土边坡为工程背景，通过现场调研与勘察探讨其边坡滑塌破坏特征与诱因，并结合干湿循环试验分析坡体内与滑带处膨胀土的强度参数差异。最后，基于Janbu法，考虑膨胀力与干湿循环作用建立膨胀土边坡稳定性分析方法，并通过工程实例进行验证。

1 宁明膨胀土边坡失稳破坏情况

1.1 膨胀土边坡失稳破坏演变特征

国道G322 线为浙江温州瑞安至广西凭祥友谊关二级公路，其中，G322 线K2301+750—K2301+950 路段位于广西壮族自治区崇左市夏石镇那拉村，距宁明县城约12 km。运营期间该路段路基出现下沉病害，且病害持续发展，经勘查认定为典型膨胀土浅层滑坡。该场地属于构造-剥蚀地貌丘陵盆地区，原地形坡度为8°～10°，地面高程为145～165 m，呈东北低、西南高变化趋势，道路走向为近西北—东南方向，从斜坡中间经过。斜坡滑动方向为52°，如图1所示。

图1 现场膨胀土边坡Fig.1 Expansive soil slope on site

受地表水、暴雨等环境因素影响，运营期间，K2301+750—K2301+950路段路面在该路基边坡滑移影响下于2019-06 出现路面开裂和路基下沉20 cm 的现象，裂缝平行于线路走向，如图2(a)所示；至2020-03，路基后缘拉裂下沉，形成滑坡后缘陡坎，且在滑坡后缘坡面形成多条羽状裂缝，长度为2～20 m，宽度为2～10 cm，深度为1～2 m，填方路基下沉量达0.5～1.0 m，严重影响了道路的通行安全，如图2(b)所示；滑坡前缘出现圆弧状剪切裂缝，弧长为10～15 m，宽度为8～10 cm，深度为0.5～0.8 m，如图2(c)所示。裂缝的出现导致坡面入渗进一步加剧，使滑坡体进一步发生变形。以上现象表明，该膨胀土边坡产生了失稳滑动特征，且其滑动发展迅速。

图2 宁明膨胀土边坡失稳破坏特征Fig.2 Failure characteristics of expansive soil slope in Ningming

1.2 膨胀土边坡失稳破坏滑裂面特征与成因

该滑坡区内无大的地表水体，在滑坡前缘及滑坡两侧边界处发育小溪沟，间歇性流水。地下水类型主要有孔隙水(主要为上层滞水)、基岩裂隙水，主要赋存于路基填土孔隙中，以大气降雨垂直分散渗入补给。孔隙水主要在水压力作用下沿土颗粒间空隙径流。以泉眼、渗流等形式分散排泄于左侧坡面及低洼溪沟。勘察期间，地下水大致由东北向西南方向流动，由于勘察期间下雨，地下水位较高，测得的地下水位埋深为2.7～4.3 m。

现场地质勘察结果显示，该边坡土层主要由填土(Q4ml)、残积黏土(Q4el)、中强风化泥岩(E2-Ny2)组成，如图3所示。填土为灰白色或杂色，呈可塑状，局部呈硬塑状，含植物根系、砂砾、碎石，自由膨胀率为36.0%～68.0%(均值为47.9%)，土体重度为18.0～19.5 kN/m3，填土主要分布在滑坡后缘路基处。残积黏土呈可塑状，局部呈硬塑状，含少量风化岩块，自由膨胀率为24.5%～70.0%(均值为47.6%)，土体重度为18.4～18.8 kN/m3。中强风化泥岩为深灰色，风化强烈，节理裂隙较发育，遇水软化，失水后开裂收缩，泥质胶结，岩质极软，自由膨胀率为10.0%～60.0%(均值为48.5%)，土体重度为19.3～20.0 kN/m3。可见，该边坡土层整体上具有弱中胀缩性。

沿边坡1-1断面(见图1)布设了3个测斜管，编号分别为ZK1，ZK2 和ZK3(见图3)。勘察期间发现在一定深度处测斜管均被剪坏，其中，测斜管ZK1 在深度4.0 m 处被破坏，测斜管ZK2 在深度3.0 m 处被破坏，测斜管ZK3 在深度2.7 m 处被破坏。可见，该边坡处于不稳定状态，产生了一定程度的滑动变形，导致测斜管被破坏，滑裂面位于测斜管破坏位置，滑带基本位于膨胀性黏土层内。同时，结合开挖探槽和轻型动力触探试验进一步明确滑裂面位置及形状，图4所示为探槽开挖后地层分层情况。轻型动力触探试验可用于地层内软弱夹层识别，是一种简便的勘察手段。图5所示为由轻型动力触探试验所得典型N10-h(贯入击数-深度)曲线，N10为贯入30 cm 的锤击数，h为深度。由图5可知：锤击数在深度3.2 m 处出现明显下降，表明该深度处地层土体力学性质较差，推测为滑动带处，这与前述测斜管的破坏深度基本吻合。结合测斜管破坏情况、开挖探槽、轻型动力触探结果所得该边坡滑裂面(见图3)可知，该边坡为浅层失稳破坏边坡，其破坏模式是膨胀土边坡的典型破坏模式[4,10]。

图3 膨胀土边坡1-1断面地层情况及其滑裂面特征Fig.3 Stratum distribution and sliding surface of expansive soil slope at 1-1 section

图4 探槽开挖后土层分布Fig.4 Distribution of soil layers after trial trench excavation

图5 典型贯入击数N10-深度h曲线Fig.5 Typical N10-h(penetration number-depth)curve

由于滑坡体内黏土具有弱中胀缩性，在气候影响下膨胀土经历频繁干湿交替作用，导致裂隙发育。勘察结果显示滑坡前缘、滑坡中部、滑坡后缘均出现深度为0.5～1.5 m 不等的裂缝。当雨季来临时，地下水位上涨，且雨水沿着裂缝入渗使边坡土体浸润，这些裂缝短暂闭合或缩小。在干湿循环作用下，每次裂缝增大，都会加大上一次干湿循环形成的裂缝[1,15-16]。此外，在干湿循环作用下，土体抗剪强度(特别是黏聚力)逐渐降低，是造成边坡抗滑力不足以克服下滑力而引起膨胀土边坡破坏的主要原因[17-18]。需指出的是，膨胀性黏土在吸湿膨胀和坡体内裂缝储水后也会进一步加大下滑力，从而加剧该边坡失稳破坏，这也解释了膨胀土边坡常常发生在降雨期间的原因。

2 膨胀土干湿循环试验

2.1 干湿循环试验方案

现场钻孔所取边坡滑带处原状膨胀土的物理力学参数如表1所示，其中，黏聚力与内摩擦角通过快剪试验得到。为进一步明确干湿循环作用与膨胀土边坡失稳破坏的关联性，开展膨胀土干湿循环试验。用于干湿循环试验的膨胀土样取自该边坡坡体内(非滑带处)。

表1 滑裂带处土的主要物理力学参数Table 1 Main physical and mechanical parameters of soil at sliding surface

将膨胀土碾碎、烘干、过筛，制成压实度为90%的环刀试样，分别进行0，2，4，6 和8 次干湿循环。现场勘察显示当地膨胀土的含水率主要在10%～34%范围内波动，因此，干湿循环中含水率的上、下限分别设定为10%和35%。目前，有关干湿循环的实施方法并没有形成统一的标准。采用喷水和烘干相结合的方式来实现土样的干湿循环模拟已被广泛运用[19-20]。本文也采取该方式，即用小喷壶对试样喷雾状水，不定时称质量，当含水率达到35%时将对应的试样质量视为湿润状态时的质量。然后，将湿润试样放入温度为40°的烘箱中烘烤，不定时称质量，当含水率达到10%时将对应的试样质量视为干燥状态时的质量，该过程视为1次干湿循环。如此反复操作，以模拟当地边坡土体所处实际服役环境。

2.2 干湿循环试验结果分析

参照GB T50123—2019“土工试验方法标准”，对完成规定干湿循环次数的试样进行直接剪切试验，其抗剪强度参数随干湿循环次数的变化如图6所示。

图6 膨胀土抗剪强度参数随干湿循环次数的变化Fig.6 Variation of shear strength parameters of expansive soil with the number of wetting and drying cycles

由图6可知：干湿循环作用下膨胀土土体结构遭到破坏，土体抗剪强度降低，其中，黏聚力随干湿循环次数增加而显著降低，第8次干湿循环后黏聚力衰减至10.3 kPa，衰减了52.3%。值得注意的是，黏聚力衰减后的黏聚力稳定值与现场钻孔所取边坡滑裂带处膨胀土黏聚力8.8 kPa非常接近，证实了本文所采用干湿循环模拟方案的合理性，同时也表明现场边坡滑裂带处的膨胀土经历了干湿循环，且其黏聚力已经衰减至最低值，进而引发了现场边坡滑塌破坏。可见，干湿循环作用是膨胀土边坡浅层失稳破坏的主要原因。内摩擦角随干湿循环次数的变化并不明显，在11.2°～11.5°范围内波动，这与黄震等[21]的试验结果一致。MARZULLI等[22-23]认为内摩擦角取决于土颗粒的表面粗糙度和形状特征，土体经历了胀缩，但是其表面特征并未发生改变，可解释随干湿循环次数增加，内摩擦角几乎没有变化的现象。

3 考虑干湿循环效应的膨胀土边坡稳定性分析

3.1 膨胀力引入及条块受力分析

采用条分法分析膨胀土边坡稳定性时，研究者对于膨胀力的作用方式有不同的观点。殷宗泽等[24]认为滑动体下部土体膨胀力是地基反力的一部分(即视为内力)，并不会影响滑动体上力的平衡。郑长安[25]认为滑动体对于滑裂面存在膨胀力P′li，故滑动面对于滑动土体也会存在反作用力，即土体膨胀时新的地基反力N′i为原地基反力Ni与膨胀力的反力Pli之和，如图7(a)所示。司光武等[26]将滑动体对滑裂面的膨胀力分解为平行于滑裂面的分力P′liτ与垂直于滑裂面的分力P′lin，在反作用力影响下，滑动体会受到垂直于滑动面的膨胀力Plin作用，故新的地基反力N′i为原地基反力Ni与Plin之和，如图7(b)所示。结合以上认识，本文认为膨胀力属于坡体内力，但由于滑裂面以下土体对滑坡体也存在膨胀力作用，因此，新的地基反力N′i应为原地基反力Ni与膨胀力Plin之差，如图7(c)所示。

图7 土条块受力模型Fig.7 Force models of soil block

图7中，Li为第i条块底边长。其中，Yi-1和Yi分别为第i-1 条块和第i条块侧向切力，Ei-1和Ei分别为第i-1 条块和第i条块侧面的法向作用力，Pi-1和Pi分别为第i-1条块和第i条块所受侧向膨胀力；条块上侧向膨胀力假定呈三角形分布，故Ei和Pi在第i条块上的作用点位置相同；Hi为Ei的作用点至第i条块底边的铅垂距离；Wi为第i条块自身重力，饱和时应考虑有效土体重度；Ni为滑裂面对第i条块的地基反力；Ti为滑裂面对第i条块的抗滑力；Pliτ和Plin分别为滑裂面对条块的平行、垂直于滑裂面方向的膨胀力。第i土条块膨胀力分布模式如图8所示，存在以下关系：

式中：αi为第i个条块底边的倾角；Plix和Pliy分别为第i条块底部所受到的水平、竖向膨胀力；ex和ey分别为水平和竖向膨胀力集度。土条块膨胀力分布模式见图8。

图8 土条块膨胀力分布模式Fig.8 Distribution pattern of expansive force of soil block

3.2 基于Janbu法的膨胀土边坡稳定性分析

基于Janbu法，任一条块在竖直方向上满足

由式(3)变换可得

式中：抗滑力Ti由土体抗剪强度决定。Ti应满足

式中：c为黏聚力；φ为内摩擦角。

司光武等[26]提出的极限抗剪强度公式为

对比式(5)与式(6)可知，若将滑裂面上膨胀力视为外力，则其膨胀力可分解为切向分力和法向分力，法向膨胀分力将增大滑裂面上极限抗剪强度。对于平缓型边坡，膨胀力分解结果将以法向分量为主，而切向分量较小，因此，式(6)可能高估平缓型膨胀土边坡稳定性。

在水平方向上，条块受力平衡关系为

联立式(4)、式(5)与式(7)可得

式中：mi=cosαi+ tanφsinαi/Fs。

根据Janbu法的假定条件，条块间法向力满足

式中：n为条块数。

对条块底边中点取矩，满足力矩平衡方程：

将式(8)代入式(9)可求得膨胀土边坡安全系数计算式为

联立式(10)与式(11)进行迭代计算，即可获得膨胀土边坡安全系数计算值。

3.3 工程实例分析

以前述发生失稳的宁明膨胀土边坡为工程实例，根据现场勘查地质资料获取的膨胀土边坡实际滑裂面，得到边坡稳定性分析断面，如图9所示。由于填土层厚度较小，且与下覆黏土层的土体膨胀性相差不大，滑裂带基本位于黏土层内，故可将滑体内土体近似视为均质黏土层以便于简化分析。滑体被划分为15个条块，按照前述Janbu法计算干湿循环作用下该膨胀土边坡稳定性变化情况。其中，膨胀性黏土物理力学参数见表1与图6。侧向膨胀力参照杨果林等[3]的研究结果取为竖向膨胀力的25%，即10.2 kPa。采用本文方法、司光武等[26]所提出的方法以及不考虑膨胀力方法所得边坡安全系数随干湿循环次数的变化见图10。

图9 边坡稳定性分析断面Fig.9 Analysis section of slope stability

图10 干湿循环作用下不同方法所得膨胀土边坡安全系数Fig.10 Safety factors of expansive soil slope calculated by different methods under drying and wetting cycles

由图10可知：在未受干湿循环影响前，膨胀力作用会导致边坡安全系数有所降低，但并不足以使边坡失稳；随着干湿循环次数增加，边坡安全系数呈先快后慢方式下降，这与土体抗剪强度随干湿循环次数的变化趋势一致；当不考虑膨胀力影响时，由于该边坡坡度约为10°，8 次干湿循环作用下所得边坡安全系数为2.39，远大于1.00，这与实际边坡工程的滑移失稳现象不相符，表明膨胀力对膨胀土边坡浅层破坏的影响不可忽视；8次干湿循环作用后，由司光武等[26]所提出的方法所得边坡安全系数为1.61，边坡仍处于稳定状态，这与实际边坡状态不符；由本文方法所得边坡安全系数随干湿循环次数增加呈现出较大变化趋势；8次干湿循环作用后，由本文方法所得边坡安全系数降低至1.08。考虑到对实际边坡进行了一定简化处理，因此，本文所得边坡安全系数略大于1，但边坡已非常接近于失稳状态，这与实际边坡的失稳破坏状态基本吻合。可见，本文方法由于考虑了平缓型膨胀土边坡的膨胀力与干湿循环作用，能够推演干湿循环与膨胀力共同作用下膨胀土边坡稳定性逐渐降低的变化过程，故本文提出的边坡稳定性计算方法更加合理。但需要指出的是，由于膨胀土的特殊性，其边坡失稳破坏机制比普通土质边坡的失稳破坏机制更复杂，因此，本文方法为平缓型膨胀土边坡稳定性分析提供了重要参考，但也还需要在今后更多工程实践中进一步验证与完善。