江海華，尚岳全，謝 威，徐浩迪

(浙江大學 建筑工程學院，浙江 杭州 310012)

降雨入滲引起地下水位上升是誘發(fā)滑坡的最主要因素,控制坡體地下水位過度上升是滑坡災害防治的重要手段[1-3]。目前滑坡治理采用的排水措施都是利用水的重力勢特性，使坡體的地表水和地下水向低水位區(qū)排泄。被動性和環(huán)境條件的制約性導致坡體排水無法快速完成[4]。因此，探索可快速截排地下水入滲的技術措施，為滑坡災害處置贏得時間，是急需解決的問題。充氣截排水是一種主動加壓截排水的新方法。向坡體后緣充氣，可形成一個類似于截水帷幕作用的非飽和帶，減少后緣坡體地下水向潛在滑坡區(qū)滲流[5]。

充氣截排水效果已經(jīng)得到了試驗驗證[6]，但充氣可能引起坡體破壞及氣爆對施工安全的影響還缺乏研究，制約了充氣截排水技術的工程應用。因此本文將透氣性大小不同的土體以單獨或者組合的形式進行充氣試驗，旨在探索充氣后土層的破壞模式，為防患充氣截排水可能引起的破壞提供參考。

1 充氣引起土體變形破壞物理模擬試驗

1.1 試驗模型

為研究土體充氣后的破壞現(xiàn)象，采用圖1所示試驗模型。模型桶采用亞克力材質(zhì)直徑25 cm的圓筒，在圓筒靠近底部的側(cè)面設1個充氣孔，采用上海捷豹550-9型無油空壓機充氣，中間連接1個氣壓調(diào)控范圍在0～25 kPa的穩(wěn)壓閥，以確保充氣過程中氣壓穩(wěn)定。模型土在試驗前先行進行浸泡，然后攪拌均勻裝入試驗桶，靜止3 d，除去桶內(nèi)部表面積水。充氣氣壓采用逐漸加大的方式，若在某氣壓下1 min內(nèi)土體未出現(xiàn)明顯裂隙，則充氣氣壓加大5 kPa。

圖1 試驗模型

試驗土層分單層、雙層和三層，共8組試驗模型。單層土體有淤泥質(zhì)土、干燥松散坡積土和粉砂質(zhì)黏土3組試驗模型;雙層土體為不同性質(zhì)兩種土體組合，共有2組試驗模型，三層土體為不同性質(zhì)三種土體組合，共3組模型。

1.2 單層土充氣變形破壞現(xiàn)象

單層模型1采用淤泥質(zhì)土。土樣高度32 cm，密度為1.519 g/cm3，土體近乎飽和，含水率為35.291%。充氣壓力加大至10 kPa時，土體出現(xiàn)的破壞現(xiàn)象主要為微小裂隙的延伸和張開，直至延伸至表面形成透氣孔洞，氣體和水從圓形透氣孔排出，表面其他部位無明顯破壞現(xiàn)象。破壞現(xiàn)象及出氣孔如圖2(a)所示。

單層模型2采用干燥松散坡積土。土樣高度31 cm，密度為1.164 g/cm3，土體近乎干燥，土顆粒之間黏聚力較小。充氣壓力加大至10 kPa時土體破壞現(xiàn)象較為明顯。表面出現(xiàn)氣體吹起的細小顆粒形成的揚塵，停止充氣后，可見土體表面出現(xiàn)細小顆粒形成的集中帶。

單層模型3采用粉砂質(zhì)黏土。土樣高度29 cm，密度為1.662 g/cm3，土體近乎飽和，含水率為30.835%。粉砂質(zhì)含量約占10%。當氣壓加大至20 kPa時，可見土體表面存在多條透氣裂隙，氣體大量排出。同時表面出現(xiàn)微小變形，最大變形處豎向隆起約0.5 cm。表面破壞變形如圖2(b)所示。

圖2 單層土體充氣表面透氣裂隙形狀

綜上可得，單層均質(zhì)飽和土體在充氣后，均是以孔隙擴張形成明顯裂隙開始，而后裂隙繼續(xù)延伸擴展，裂隙擴展情況如圖3所示。而對于干燥松散的坡積土，則是以土顆粒宏觀運動為主。

圖3 土體充氣破壞裂縫擴展示意

1.3 雙層土體充氣變形破壞現(xiàn)象

雙層土體模型按照透氣性的相對大小設計，2組模型相對滲透性分別為上部土體大于下部和上部小于下部。

雙層模型1的下部為含碎石黏性土，上部為松散干燥的坡積土。該模型上部透氣性比下部透氣性好。加大充氣氣壓至15 kPa時，可看見下部土層裂隙張開，整體微微抬起，但表面無明顯的破壞現(xiàn)象，證明原有的上端孔隙已經(jīng)能夠通過充入的氣體。加大氣壓，直接采用25 kPa氣壓，土體表面出現(xiàn)揚塵，上層土體中細小顆粒被吹起，表面形成一個圓錐體的破壞坑，可見內(nèi)部存在很多透氣孔洞，氣體從該處排出，且土體表面細顆粒含量明顯增多。下層土體內(nèi)部裂隙有繼續(xù)擴大的現(xiàn)象。由此可推測：干燥松散土體在充氣后，破壞現(xiàn)象與顆粒級配有關，級配越好，破壞現(xiàn)象越明顯。

雙層模型2的下部為碎石黏性土，上部為飽和坡積土。該模型上部土層透氣性比下部土層差。加大充氣氣壓至15 kPa時氣體在兩層土體交界面處積累，氣壓增大。兩層交界面裂隙擴張，上方土體被抬起，同時上方飽和坡積土內(nèi)部出現(xiàn)許多張開的小裂隙。上抬約15 cm后，上部土體內(nèi)部裂隙擴張至表面，形成一個泄氣的通道，氣體迅速排出，上部土體迅速回落。

1.4 三層土體充氣變形破壞現(xiàn)象

三層土體模型是在雙層土體模型的基礎上，分別加入了透氣性好的夾層或者透氣性差的夾層，以此來研究多層土時夾層的透氣性對破壞情況的影響。

三層模型1的下部為含碎石黏性土，中部為飽和淤泥質(zhì)土，上部為松散干燥的坡積土。該三層土體的相對透氣性由下至上為中等，差，好。試驗中充氣氣壓加大至15 kPa時，可見中層土體與下部土體分離抬起(見圖4，虛線為裂隙擴展路線示意)，抬起約1 cm后淤泥質(zhì)土層出現(xiàn)剪切裂隙，裂隙貫穿中層淤泥質(zhì)土后土體上升停止，表面松散土體內(nèi)部細小顆粒被吹起，表面破壞區(qū)分布范圍較大。

圖4 三層土試驗1裂隙擴展示意

三層模型2的下部為飽和淤泥質(zhì)土，中部為含碎石黏性土，上部為飽和坡積土。該三層土體的相對透氣性由下至上分別為差，好，差。試驗中氣壓加大至15 kPa 時中層和上層土體間先出現(xiàn)氣體聚集，再微微地抬起而后裂隙迅速擴張至表面，土體出現(xiàn)一直徑約1.5 cm錐形透氣破壞孔。

三層模型3的下部為含碎石黏性土，中部為碎石，上部為飽和坡積土。該三層土體的相對透氣性由下至上分別為中等，好，差。試驗中氣壓加大至15 kPa 時上層土體抬起，土體抬起約20 cm后停止充氣。靜止2 min 后上部抬起土體出現(xiàn)2條貫穿的裂隙，氣體沿裂隙迅速排出，上部抬起土體迅速回落。

1.5 試驗結果分析

不同類型的土體具有不同的土顆粒大小、孔隙特性和土層結構，決定著氣體運移的基本規(guī)律。綜合上述試驗可得：①對于單層土體，不同類型土體破壞起始氣壓不一，破壞程度不一;②在雙層土體中加入透氣性較好的夾層，不影響破壞情況，而加入透氣性差的夾層則會出現(xiàn)氣體積累產(chǎn)生氣囊抬起破壞。破壞類型存在一定的規(guī)律性。

土體充氣后的試驗破壞類型主要有3種基本模式：①均質(zhì)飽和土體內(nèi)部充氣后，土體孔隙擴展形成一條延伸的裂隙，隨著裂隙擴展直至貫通表面，在土體表面形成透氣孔洞。②對于松散干燥的土體，土體顆粒間黏聚力較小，充氣后主要表現(xiàn)為細小顆粒在大孔隙中移動，最終土體表面形成許多細小顆粒集中帶。③對于存在透氣性差異的分層土體，在分層處氣壓會梯度變化，當上部土體透氣性小于下部土體時，氣體會在分界面聚集，形成氣囊，土體抬起。氣體聚集到一定程度后，透氣性小的上部土體孔隙擴張延伸直至表面，形成完整的透氣通道。當上部土體透氣性大于下部土體時，土體破壞與單層均質(zhì)土一致。

2 破壞機理分析

2.1 均質(zhì)飽和土體裂隙擴展機理

土體的微觀結構控制著土體的力學性質(zhì)。近年來不少學者通過電鏡掃描觀察土體的微觀結構，發(fā)現(xiàn)土體孔隙大小不一[7]。當氣體在土體中流動時，會優(yōu)先通過大孔隙[8]。而在土壤顆粒密集的地方氣體會產(chǎn)生集中現(xiàn)象。在土體充氣過程時，把大于某一直徑長度且延伸較長的孔隙可看做裂隙[9]，其余部分當做均質(zhì)土體考慮。因此土體受力可簡化成帶有許多微小裂隙的彈塑性體。

根據(jù)線彈性斷裂力學理論，運用應力強度因子K的概念，來分析土體充氣后的變形特點[10]。發(fā)生斷裂的判據(jù)為

KI≥KIC

(1)

式中：KI為外應力產(chǎn)生的強度因子;KIC為某種材料的極限強度因子。

運用該理論來判斷土體破壞過程,為簡化計算把土體看做橫觀各向同性材料，因此土體計算可簡化為二維問題。計算模型如圖5所示。

圖5 土體裂隙強度因子計算模型

假設土體中有一條裂縫長度為2l的微小裂隙，裂隙與水平面夾角為α，圖5是在土體內(nèi)部進行充氣時原有裂隙所在的微小單元體內(nèi)所受的應力狀態(tài)。由彈塑性斷裂力學可知，尖端裂隙強度因子滿足疊加原理，即

KI(σx,σy,p)=KI(σx,σy)+KI(p)

(2)

式中：σx,σy分別為土體裂隙外部的水平、豎向應力;p為充氣后裂隙處所受的氣壓力。

而對于裂隙表面存在均勻分布的應力時，裂縫尖端的應力強度因子為[11]

(3)

式中：σ(s)為裂隙表面均勻分布的應力;s為裂隙表面在某一點處到裂縫中心的距離。

當只考慮σx,σy作用時，根據(jù)式(3)計算得

(4)

式中：σ(s,α)為裂隙表面的正應力。

當只考慮充氣氣壓P0作用時，裂隙處氣壓p與充氣氣壓、裂隙位置存在一定的關系：p=f(P0,x,y)。當p單獨作用時，代入式(3)得

(5)

把式(4)、式(5)代入式(2)可得

(6)

在土體充氣時，豎向應力σx主要為上部土體的重力，σy=γh。其中:h為上層土體厚度;γ為上部土體的平均重度。水平應力σy主要為靜止土壓力,σx=K0γh。代入式(6)得

KI=[f(P0,x,y)-γhcos2α-

(7)

式中：K0為靜止土壓力系數(shù)。

由于靜止土壓力系數(shù)K0<1，因此在其他條件相同、α=90°時，KI最大。因此在土體裂隙各個方向分布較均勻時，土體破壞優(yōu)先沿豎向裂隙開始擴展，直至土體表面。該理論很好地解釋了單層土體以及上部透氣性好于下部的分層土體充氣后的破壞機理。

2.2 松散顆粒類土體充氣后破壞分析

該種破壞類型主要是較小黏聚力的土體充氣后的破壞。如試驗中松散干燥的黏性土可以用該運動破壞模式來描述。運用統(tǒng)計學的觀點對土體顆粒運動進行分析。假設干燥土體的粒徑d顆粒服從正態(tài)分布：d顆?！?μ,σ2)。根據(jù)土體級配曲線，用dn來表示土顆粒中小于該粒徑所占的質(zhì)量百分比為n%。因此，μ=d50時正態(tài)曲線下土顆粒密度函數(shù)為

(8)

假設土體孔隙大小與土體顆粒大小的分布情況相似，則d孔隙～(eμ,σ2)。其中e為孔隙比。

正態(tài)曲線下土體孔隙密度函數(shù)為

(9)

因為試驗采用的充氣氣壓較大，單個土顆粒所受氣壓遠大于重力。故可認為土體顆粒能夠在空隙中運動的情形為d孔隙>d顆粒，因此土體能發(fā)生運動的概率為

(10)

由式(8)、式(9)、式(10)得

(11)

將σ和μ的值代入式(11)得

(12)

由式(12)可得，能夠運動的顆粒的數(shù)量與土體孔隙度和顆粒級配存在較大聯(lián)系。對于某一特定的土體，通過土工試驗確定其級配曲線后，根據(jù)上式可估計出在充氣氣體影響區(qū)內(nèi)能揚起的土顆粒數(shù)量。按照上述結論，本文試驗采用的松散坡積土孔隙比約為0.91，d50=2.6 mm,d60=2.9 mm。代入式子(12)解得P=0.604。由此可得，土體充氣影響區(qū)內(nèi)能沿孔隙運動的顆粒約為全部土顆粒的60%。

2.3 氣囊影響機理

圖6 土體破壞坑計算模型

由物理試驗可知，當上部土體透氣性小于下部土體時，氣體會在分界面聚集形成氣囊，土體抬起。氣體聚集到一定程度后，透氣性小的上部土體孔隙擴張形成較大裂隙延伸直至表面，形成完整的透氣通道。為研究氣囊形成直至土體破壞時在上層土體表面影響區(qū)域的大小，將破壞區(qū)簡化為一個剪切破壞錐體后進行力學分析[12]。計算模型如圖6所示，圖中H為氣囊埋深。假設土體在某一處形成一個長軸為r的氣囊，之后氣囊上部形成一個剪切破壞的圓臺破壞區(qū)。土體為橫觀各向同性材料，沿破壞錐橫向上氣壓不變，即：?σh/?R=0。其中:σh為微型土條表面的豎向應力，R為微型土條直徑。

依據(jù)摩爾庫倫強度準則，建立平衡方程

(13)

式中：R=r+2hcosα,τ=c+σhtanφ，c為土體黏聚力，φ為土體內(nèi)摩擦角，γsat為土體飽和重度，τ為土體側(cè)壁所受到的剪應力。

式(13)化為

σh=λ(r+2hcosα)2tan φ/cos α-

(14)

式中：λ為待定系數(shù)。

選定大氣壓為0，根據(jù)邊界條件：①當h=0時，σh=P0;②當h=H時，σh=0。則式(14)可為

(15)

式中：R0為氣囊對上層土體表面的影響范圍。

式(15)是一個關于R0的方程，可以看出氣囊對上層土體的影響范圍R0與土的性質(zhì)、土中初始氣囊的大小、氣囊埋深以及充氣壓力有關。按照上述結論，某黏性土的c=35 kPa，φ=16°,γsat=27.4 kN/m3，假設氣囊埋深為0.8 m，氣囊大小為5 cm，充氣氣壓為40 kPa，代入式(15)得出R0約為0.923 m。但實際充氣過程中，土層可能會出現(xiàn)裂縫，使得氣囊排氣，氣壓下降，影響范圍R0將會減小。

3 結論與建議

1)土體充氣后的破壞呈現(xiàn)出局部性。破壞與其內(nèi)部大孔隙分布情況有關，裂隙總是沿著大孔隙發(fā)展。土體充氣后的破壞主要有3種類型：裂隙擴展延伸、土顆粒沿孔隙運動和土體內(nèi)部形成氣囊抬起。

2)對于均質(zhì)飽和土體，充氣后直觀表現(xiàn)為一條裂縫貫穿至表面，形成穩(wěn)定的透氣通道。引入的裂隙擴展機制能很好地描述該破壞過程。對于松散干燥的土體，土體顆粒間黏聚力較小，充氣后主要表現(xiàn)為細小顆粒在大孔隙中移動。根據(jù)推導的失穩(wěn)概率計算公式，充氣影響區(qū)內(nèi)土壤可運動概率與顆粒級配有關。

3)對于分層土體，存在透氣性好的上層時，整個土體破壞與單層均質(zhì)土類似，破壞程度較小。存在透氣性差的上層時，氣體在其下表面積累形成氣囊，使上部土體抬起，充氣影響范圍加大。但抬升過程中一旦出現(xiàn)裂縫，就會使氣囊泄氣，影響范圍達不到文中公式(15)的理論計算值?？傮w上破壞情況在可接受范圍內(nèi)。

未來充氣截排水在大型邊坡治理的實際運用時，建議可采用多充氣點、減小氣壓的方式來減少對土體的影響。

[1]章廣成.水位變化對滑坡穩(wěn)定性的影響研究[D].北京：中國地質(zhì)大學,2005.

[2]沈世偉,佴磊,徐燕.不同權重條件下降雨對邊坡穩(wěn)定性影響的二級模糊綜合評判[J].吉林大學學報(地球科學版),2012,42(3):777-784.

[3]高和斌,熊晉.大型堆積體滑坡地下水的作用分析及治理措施[J].鐵道建筑，2016,56(7):105-108.

[4]嚴紹軍,唐輝明,項偉.地下排水對滑坡穩(wěn)定性影響動態(tài)研究[J].巖土力學,2008,29(6):1639-1643.

[5]余文飛,孫紅月,尚岳全,等.坡體充氣過程中氣水兩相流數(shù)值模擬[J].巖石力學與工程學報,2016,35(增2):3597-3604.

[6]杜麗麗.滑坡治理的充氣截排水方法研究[D].杭州:浙江大學,2014.

[7]何龍飛.某造船基地吹填場地真空預壓及深層地基處理土體的掃描電鏡(SEM)分析[J].巖土工程技術,2017,31(4)：180-185.

[8]趙寶友,王海東.我國低透氣性本煤層增透技術現(xiàn)狀及氣爆增透防突新技術[J].爆破,2014(3):32-41.

[9]朱小丹.氣體在土體中的運移規(guī)律初步研究[D].南京:東南大學,2012.

[10]嵇醒.斷裂力學判據(jù)的評述[J].力學學報,2016,48(4):741-753.

[11]酈正能,張紀奎.工程斷裂力學[M].北京：北京航空航天大學出版社,2012.

[12]NERMOEN A,GALLAND O,JETTESTUEN E,et al.Experimental and Analytic Modeling of Piercement Structures[J].Journal of Geophysical Research Atmospheres,2010,115(10):172-186