姚茂宏，陳鐵林，朱鵬程，李 曼，郭 淞，劉長寶

1) 北京交通大學(xué)城市地下工程教育部重點實驗室，北京 100044 2) 北京市市政工程設(shè)計研究總院有限公司，北京 100082 3) 中國電建集團(tuán)華東勘測設(shè)計研究院有限公司，杭州 311122

覆土填埋是處理城市垃圾的主要手段之一，其方法就是在容量已飽和的垃圾場上方堆填一層土質(zhì)覆蓋層，如粉土、黏土、砂土、碎石等[1-2]，主要目的是防止降雨和其他外來水侵入垃圾堆體內(nèi)，減少滲濾液的產(chǎn)量，防止污染周圍環(huán)境.

城市垃圾中含有大量有機(jī)質(zhì)，在降解過程中會產(chǎn)生大量氣體.若產(chǎn)氣速率過快或?qū)挪豁槪瑢?dǎo)致內(nèi)部氣壓力升高.一般而言，填埋場內(nèi)的氣體壓力范圍變化較大，大多在幾十千帕，但少數(shù)情況下也有可能會達(dá)到上百千帕甚至更高[3-6].氣壓過大會導(dǎo)致土質(zhì)覆蓋層破壞，在降雨等外因誘導(dǎo)下，填埋場邊坡極易發(fā)生失穩(wěn)滑動[7-9].在以氣壓為主因?qū)е碌幕率鹿手?，其變形過程較為隱蔽，事故發(fā)生前幾乎無法預(yù)警，但最終造成的災(zāi)害更嚴(yán)重，如2015 年深圳光明區(qū)的填埋場滑坡事故，造成了巨大的經(jīng)濟(jì)損失及人員傷亡[10].針對該類災(zāi)害，香港大學(xué)岳中琦教授通過調(diào)研表示[11-12]，地下的高壓氣體是導(dǎo)致泥崩的元兇，但目前對其作用機(jī)理尚缺乏足夠的認(rèn)識，因此，研究土體在氣壓影響下的變形破壞機(jī)制是有必要的.

目前，關(guān)于填埋場中高壓氣體的研究，主要包括以下幾個方面：在理論方面，側(cè)重于氣體運(yùn)移模型的建立和求解，進(jìn)而來分析填埋場內(nèi)氣壓力的分布情況，如Townsend 等[13]、Li 等[14]分別提出了一維條件下填埋場內(nèi)氣壓力分布的理論解；Merry等[15]、Shu 等[16]在此基礎(chǔ)上考慮了滲瀝液水位的影響；魏海云等[17]在考慮土體分層的情況下建立了氣體軸對稱運(yùn)移模型；相關(guān)的研究還有很多，但大部分模型的假定條件和計算結(jié)果缺乏驗證，無法廣泛應(yīng)用.在試驗方面，關(guān)注點大多集中在滲透系數(shù)、產(chǎn)氣速率等氣體本身性質(zhì)的變化上，主要是通過滲透試驗等手段研究孔隙比、飽和度和垃圾組分等因素對氣體性質(zhì)的影響[18-20].在數(shù)值模擬方面，由于相關(guān)計算涉及到水氣運(yùn)移、土體強(qiáng)度改變以及土中應(yīng)力變化等多方面的耦合，過程較為復(fù)雜，迄今為止相關(guān)研究較為少見.

需要注意的是，當(dāng)土體內(nèi)部有高壓氣體時，土體極易發(fā)生劈裂破壞，在少雨和少水的情況下也可能引發(fā)邊坡失穩(wěn)，故分析土體在高氣壓下的破壞現(xiàn)象符合實際工程.但目前相關(guān)方面的研究大多局限于土中裂隙擴(kuò)展的試驗或模型推導(dǎo).如章定文等[21]曾通過氣壓劈裂試驗研究了土體的響應(yīng)機(jī)制，發(fā)現(xiàn)高壓氣體會在土體中生成超靜孔壓，使土體內(nèi)部產(chǎn)生裂隙并改變其滲透特性.韓文君等[22]在此基礎(chǔ)上，考慮了氣體與土體相互作用機(jī)理，提出適用于氣壓劈裂的裂隙擴(kuò)展模型.很少有研究關(guān)注高氣壓作用下土體的破壞規(guī)律.

因此，本文通過土體內(nèi)部加載氣壓的二維模型試驗，研究不同氣壓條件下土體的變形破壞機(jī)制.通過應(yīng)變軟化模型和兩相流理論相結(jié)合的方法，參照試驗建立相應(yīng)的二維數(shù)值模型，分析土體內(nèi)部的應(yīng)力演化機(jī)理，以期為垃圾填埋場的治理提供參考.

1 氣壓誘發(fā)土體破壞模型試驗

1.1 試驗設(shè)備及材料

試驗采用課題組開發(fā)的二維模型試驗裝置進(jìn)行[23-24]，主要由土體模型箱、空氣壓縮機(jī)、拍攝系統(tǒng)、充氣管、數(shù)顯式壓力表、閥門等部件構(gòu)成，如圖1 所示.

圖1 模型試驗裝置.(a) 試驗裝置示意圖; (b) 試驗裝置實物圖Fig.1 Model test device: (a) schematic of the test device; (b) physical diagram of the test device

土體模型箱由2 塊有機(jī)玻璃板和1 副鋼架組成，可形成內(nèi)部尺寸為400 mm×300 mm×55 mm（長×高×寬）的可視空間，用于填裝土體，圖中d為土體厚度，即土體表面至充氣孔處的垂直距離，充氣孔直徑約為1 cm；空氣壓縮機(jī)的型號為1500W-40L，最大充氣壓力可達(dá)500 kPa；壓力表的量程為0～1.0 MPa，顯示精度為1 kPa；充氣管為透明PVC材質(zhì)，直徑為8 mm，壁厚為2 mm.整套模型裝置利用空氣壓縮機(jī)通過充氣管向土體內(nèi)注入氣體壓力，模擬內(nèi)部氣壓過高導(dǎo)致的土體變形破壞，并利用拍攝系統(tǒng)對土體表面和頂部破壞過程進(jìn)行監(jiān)測.注入的氣壓力可通過數(shù)顯式壓力表實時顯示，以實現(xiàn)對注入氣壓力的精準(zhǔn)控制.

試驗以實際土質(zhì)覆蓋層中的砂石土為參照對象，由于砂土的粒徑變化范圍和孔隙度都較大，因此，為盡量符合實際工程，試驗土體主要選用孔隙度大的砂土材料，如圖2 所示.采用級配連續(xù)的干細(xì)砂土與較粗的白沙混合而成，兩者質(zhì)量比為6∶4，粒徑為0.5～2 mm.通過在砂土中加入一定量的水均勻混合完成土體制備，質(zhì)量含水率控制在10%左右.材料配置完成后即可向模型箱內(nèi)裝填土體，采用分層擊實的方法控制每層填土的重量.

圖2 模型試驗材料Fig.2 Model test materials

對配置好的土樣進(jìn)行三軸壓縮試驗，測得其材料參數(shù)大致如表1 所示，由于篇幅有限，未列出具體試驗過程.

表1 土體材料參數(shù)Table 1 Soil material parameters

1.2 試驗方案及過程

研究高壓氣體對土體的影響需考慮多方面因素，如土體厚度、氣壓大小和時間等，因此，總共設(shè)計A、B 兩組試驗.A 組試驗主要是研究土體厚度的影響，因為實際工程中覆蓋層厚度會因垃圾產(chǎn)量、地理條件等發(fā)生改變，試驗中通過固定充氣孔位置，改變土體厚度來體現(xiàn)該工況.B 組試驗主要是研究前期氣壓的影響，若產(chǎn)氣速率與排氣速率大致相同，氣壓會長期保持在一定值，導(dǎo)致土體的最終破壞形態(tài)不同.試驗時參考文獻(xiàn)[3-4]的調(diào)研結(jié)果，前期氣壓設(shè)置為幾十千帕左右，兩組試驗可進(jìn)行對比分析.具體方案如表2 所示，每組試驗重復(fù)進(jìn)行2～3 次.

表2 模型試驗方案Table 2 Model test scheme

整個試驗過程分為3 步，第1 步：分層堆填砂土至所需高度，控制砂土的密度（ρ）在1.6 g·cm-3左右；第2 步：打開空氣壓縮機(jī)，連接充氣管，打開調(diào)壓閥，開始充氣的同時打開攝像機(jī)錄像；第3 步：待氣壓加載至指定的時間后，繼續(xù)逐級增加氣壓直到土體破壞.改變氣體壓力和作用時間，重復(fù)第1 步至第3 步，至試驗完成.

2 試驗結(jié)果分析

2.1 土體變形破壞機(jī)制

觀察發(fā)現(xiàn)，氣壓誘發(fā)土體破壞的過程可概括為4 個階段（圖3）：

圖3 模型試驗破壞過程.(a) 水氣運(yùn)移; (b)微裂縫產(chǎn)生; (c)主裂縫產(chǎn)生; (d)內(nèi)部空洞Fig.3 Failure process of the model test: (a) water and gas migration; (b) microcrack generation; (c) main cracks penetration; (d) internal cavity

（1）首先是水氣運(yùn)移階段.初期氣壓較小，在氣壓的持續(xù)驅(qū)動下，充氣孔周圍的水逐漸向外擴(kuò)散，周圍土體的含水量降低，形成局部干土；由于土體骨架顆粒的阻擋，擴(kuò)散開來的水在不遠(yuǎn)處匯集，在有機(jī)玻璃板上可看到明顯的水量聚集現(xiàn)象；該階段土體未發(fā)生明顯破壞，但在氣壓和水氣運(yùn)移的雙重作用下，土體內(nèi)部的應(yīng)力隨之發(fā)生改變.

（2）隨著時間的推移，充氣孔周圍的干土區(qū)域逐漸擴(kuò)大，而水氣持續(xù)向外運(yùn)移，水量聚集現(xiàn)象逐漸消失；同時由于氣壓的逐漸增長，土體內(nèi)部開始產(chǎn)生局部微裂縫，但并未失穩(wěn).

（3）隨著氣壓的不斷增加，土體內(nèi)部微裂縫數(shù)量大幅增加并相互貫通，在充氣孔與表層土體之間形成幾條宏觀的“|/”型主裂縫，土體開始失穩(wěn)，此時的氣體壓力即為土體的破壞壓力.

（4）若氣壓持續(xù)作用，過大的氣壓將導(dǎo)致內(nèi)部土顆粒沿著主裂縫向外溢出，表層發(fā)生“管涌”現(xiàn)象，同時由于土顆粒的大幅缺失，充氣孔周圍土體形成內(nèi)部空洞，模型整體破壞.

對模型的破壞機(jī)理進(jìn)行分析，如圖4 所示.首先分析土體變形破壞的原因（圖4（a）），根據(jù)土體受力情況， σ1和 σ2分別為大、小主應(yīng)力， εx和 εy分別為x和y方向的應(yīng)變，其中，y軸與xoz平面垂直，整體來看土體單元兩側(cè)受限，即 εx=εy=0.在氣壓作用下，充氣孔周圍為應(yīng)力集中區(qū)域，底部及兩側(cè)土體受氣壓壓密作用但位移受限，而土體表面可自由位移，因此裂縫只能從充氣孔上端向上劈裂擴(kuò)展.同時根據(jù)Mohr-Coulomb 準(zhǔn)則[25]，土體的剪切滑移面方向一般與水平方向夾角約為45°+φ/2（ φ為內(nèi)摩擦角），因此裂縫將沿這一剪切滑移面擴(kuò)展至土體表層，最終在充氣孔上方與土體表層之間形成一個“倒三角形”的破壞區(qū)域，如圖4（b）所示.

圖4 模型破壞機(jī)理.(a) 劈裂擴(kuò)展方向力學(xué)分析; (b) 土體破壞模式Fig.4 Model failure mechanism: (a) mechanical analysis of splitting propagation direction; (b) soil failure mode

試驗中土體的破壞形態(tài)如圖5 所示，其中A 組選用1、2、3 號試驗分析，B 組選用具有代表性的4、6、8、9 號試驗分析，5、7 號試驗破壞形態(tài)與上述4 組大致相同，裂縫從充氣孔頂部土體呈斜線向兩側(cè)上部擴(kuò)展，形成與水平方向夾角為銳角的三角形劈裂面.破環(huán)形態(tài)可分為“劈裂型”（圖5（a））與“爆裂型”（圖5（b））兩種，劈裂型即為前文所述的“|/”型主裂縫；爆裂型則是在幾條“|/”型主裂縫之間形成多條次生裂縫，其中，前期的氣壓力越大，生成的次生裂縫越多，破壞越嚴(yán)重，原因詳見于后文.需要注意的是，9 號試驗在加載5 min 左右就出現(xiàn)主裂縫，破壞形態(tài)與3 號試驗基本相同，應(yīng)單獨(dú)考慮.

圖5 不同試驗條件下土體的最終破壞形態(tài).(a) A 組; (b) B 組Fig.5 Final failure mode of soil under different test conditions: (a) group A; (b) group B

2.2 土體破壞壓力

A 組試驗條件下的破壞壓力如圖6 所示，可以發(fā)現(xiàn)，破壞壓力隨土層厚度的增加近似呈線性增大（圖6（a））.同時，根據(jù)A 組試驗數(shù)據(jù)計算了土體的破壞應(yīng)力比，其含義為破壞壓力與覆土壓力的比值，如圖6（b）所示，各土層厚度下的破壞應(yīng)力大致相等，可近似看作為常數(shù)，該值對于覆蓋層安全監(jiān)測具有一定的意義.

B 組試驗條件下的破壞壓力如圖7 所示，當(dāng)有前期氣壓（10～50 kPa）作用20 min 時，相同土層厚度條件下的破壞壓力比沒有前期氣壓作用時明顯有不同幅度的增加，至少達(dá)到110 kPa 以上，但變化規(guī)律不明顯，可能與試驗中土體填埋操作誤差有關(guān).一般而言，氣壓越大，土體破壞前內(nèi)部積聚的能量就越強(qiáng)，當(dāng)達(dá)到其破壞壓力時，能量瞬間全部釋放，土體破壞程度越大，呈爆裂型（圖5（b））.

圖7 B 組試驗條件下的土體破壞壓力Fig.7 Soil failure pressure under the group B test conditions

當(dāng)前期氣壓增加到60 kPa 時，土體在5 min 左右便破壞，呈劈裂形態(tài).說明該土體厚度條件下，在50～60 kPa 之間存在某一臨界穩(wěn)定氣壓，可定義為使土體保持初始狀態(tài)穩(wěn)定性的氣壓.當(dāng)前期氣壓低于該臨界值時，土體的穩(wěn)定性會增加，最終土體破壞時需要的氣壓力更大；反之土體的穩(wěn)定性將會逐漸降低，該值可作為工程應(yīng)用中的一個重要參考.

3 數(shù)值模擬研究

3.1 數(shù)值模擬方法與理論

考慮到土體的破壞特性和滲流作用，本文使用FLAC2D 軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，該軟件可以將土體的應(yīng)變軟化特性與水氣兩相流作用綜合考慮[26-27]，從而進(jìn)行應(yīng)力分布、流體流動和劈裂破壞的耦合計算，實現(xiàn)氣壓作用下土體的劈裂破壞分析.

模擬中涉及到水氣兩相流體，其在多孔介質(zhì)中的流動可用達(dá)西定律描述:

其中，q為流動速率，ki j為飽和滲透系數(shù)，i、j、k為笛卡爾坐標(biāo)分量，kr為流體的相對滲透率，μ為動力黏度，ρw為水密度，ρa(bǔ)為空氣密度，Pw為孔隙水壓力，Pa是孔隙空氣壓力，g是重力加速度.液相用w 表示，氣相用a 表示.

一般而言，飽和流動系數(shù)是指土體滲透率，滲透率與滲透系數(shù)的關(guān)系為

其中，k為滲透率，ks為滲透系數(shù).

相對滲透率是飽和度的函數(shù)，表達(dá)形式為:

其中，m和n是Van Genuchten 模型參數(shù)，Se是有效飽和度.

在模擬過程中，利用Bishop 有效應(yīng)力分析土體的破壞情況，其屈服方程為

其 中， τmax為 剪 切 強(qiáng) 度， σb為Bishop 有 效 應(yīng) 力，c為黏聚力， φ為內(nèi)摩擦角.

其中，有效應(yīng)力為

其中， χ為基質(zhì)吸力系數(shù)，在0～1 之間變化，通?？捎蔑柡投萐w代替[28].

令 χ=Sw，式（7）可改寫為

其中，SwPw+SaPa為孔隙流體壓力.

3.2 數(shù)值模型設(shè)置

參照前文模型試驗，本文建立一個相應(yīng)的二維平面數(shù)值模型，如圖8 所示，圖中AD為透氣邊界，其余均為不透氣邊界.在模型充氣孔中進(jìn)行氣壓加載，通過改變充氣孔位置即可實現(xiàn)不同土層厚度的模擬.上方設(shè)置3 個監(jiān)測點，用于監(jiān)測氣壓加載過程中孔壓、飽和度等變化情況，紅色區(qū)域為應(yīng)力觀察區(qū).

圖8 數(shù)值模型示意圖Fig.8 Schematic of the numerical model

土體的本構(gòu)模型采用應(yīng)變軟化模型，相關(guān)力學(xué)參數(shù)設(shè)置如表1 所示，相關(guān)的流體參數(shù)為水氣常見參數(shù)[27]，如表3 所示.

表3 模型流體參數(shù)Table 3 Model fluid parameters

在計算過程中，采用兩種氣壓加載方式.一種是逐級加載，在每步循環(huán)過程中逐漸增大氣壓，直至土體發(fā)生塑性破壞，該種加載方式時間較短，主要用于研究土體破壞壓力和形態(tài)；另一種是定級加載，取某一固定氣壓（該氣壓小于土體的破壞氣壓），在保證土體不發(fā)生破壞的情況下加載20 min，主要用于研究土體內(nèi)部滲流場演化規(guī)律.

3.3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.3.1 土體變形破壞機(jī)制

圖9 為不同土層厚度條件下氣體破壞壓力的試驗值與數(shù)值模擬值對比，由圖可知，破壞壓力模擬值與試驗值增長趨勢基本一致，均隨土層厚度增加呈近似線性增大，但每種情況下的模擬結(jié)果均小于試驗結(jié)果.原因是試驗中的氣壓值為數(shù)顯壓力表讀取的注入壓力值，但由于砂土的高透氣性，在加壓過程中大量氣體會通過顆粒之間的孔隙快速流出土層，氣壓會產(chǎn)生損失，實際作用于土層中的氣體壓力要小于注入氣體壓力值（即氣壓試驗值），因此試驗結(jié)果略大于模擬結(jié)果.

圖9 不同土層厚度條件下破壞壓力試驗值與模擬值Fig.9 Test and simulation values of failure pressure under different soil layer thicknesses

圖10 為不同土層厚度條件下土體破壞形態(tài)，根據(jù)三軸試驗結(jié)果以及砂土的材料特性，假設(shè)塑性應(yīng)變增量達(dá)到0.1 以上的區(qū)域即為土體破壞區(qū).由圖10 可知，在數(shù)值模擬中，不同土層厚度條件下土體的破壞形態(tài)基本相同，都是從充氣孔頂部兩側(cè)傾斜向上擴(kuò)展至表層，初始劈裂角度均約為60°左右，與試驗結(jié)果基本一致.但需要注意的是，在劈裂擴(kuò)展一段距離以后，裂縫逐漸轉(zhuǎn)向垂直擴(kuò)展至土體表層，與試驗結(jié)果有些許差異.

圖10 不同土層厚度條件土體破壞形態(tài)數(shù)值結(jié)果Fig.10 Numerical results of soil failure patterns under different soil thickness conditions

分析認(rèn)為，在試驗過程，土體破壞是瞬間發(fā)生的，裂縫在很短的時間內(nèi)就已沿著起裂方向擴(kuò)展至地表.而在模擬過程中，氣壓是逐步循環(huán)加載的，周期較長，當(dāng)裂縫沿初始方向擴(kuò)展至氣壓影響區(qū)（圖11）外后，裂縫尖端的氣壓變??；在沒有持續(xù)高氣壓作用的情況下，土體無法繼續(xù)發(fā)生剪切破壞，只能發(fā)生拉裂破壞，且由于兩側(cè)土體位移受限，因此裂縫垂直轉(zhuǎn)向上方擴(kuò)展.

圖11 模型滲流場演化過程.(a)孔隙水壓力; (b)孔隙氣壓力; (c)飽和度Fig.11 Evolution of model pore pressure: (a) pore water pressure; (b) pore gas pressure; (c) saturation

綜上，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果有較好的一致性，土體破壞壓力和破壞形態(tài)都大致相同，說明了該數(shù)值方法的有效性.

3.3.2 滲流場演化過程

根據(jù)上述模擬結(jié)果，選擇其中一組模型定級加載進(jìn)行滲流分析，以d=20 cm 為例，氣壓為60 kPa，加載時間為20 min.圖11 為土體內(nèi)部的滲流場演化云圖，由圖可知，在充氣孔周圍存在一個明顯的氣壓影響區(qū)，隨著時間的增長，氣壓影響區(qū)域逐漸擴(kuò)大.影響區(qū)內(nèi)的孔隙氣壓和水壓都會呈梯度逐漸增加，而距離充氣孔較遠(yuǎn)區(qū)域的氣壓變化不明顯，只有水壓略微增長（圖11（a）～（b））.原因是土體孔隙未封閉，氣體會沿著孔隙通道向外流出，無法有效積聚，只有充氣孔周圍的氣壓因土顆粒等阻隔逐漸增大.對于孔隙水壓來說，由于氣壓的迅速加載，充氣孔周圍孔隙氣壓迅速增長，導(dǎo)致氣壓影響范圍內(nèi)的孔隙水壓力相應(yīng)增加[27]；在氣壓影響區(qū)外，孔隙水壓力也有略微增大，原因是充氣孔周圍的水被氣體驅(qū)動向四周擴(kuò)散，導(dǎo)致氣壓影響區(qū)內(nèi)的飽和度減小，而周圍的飽和度增加（圖11（c）），一般而言，含水量越高，孔隙水壓力越大.

為深入分析模型內(nèi)部的壓力變化規(guī)律，提取了模型監(jiān)測點#1、#2、#3 處的數(shù)據(jù)，如圖12 所示.可以看出，在氣壓的作用下，距離加載點較近的#1 號點處的孔隙氣壓力逐漸增大，說明#1 號點位于氣壓影響范圍之內(nèi)，且由于氣壓的加載，導(dǎo)致該處的孔隙水壓力也相應(yīng)增加，其中孔隙氣壓力明顯高于孔隙水壓力.#2 號點處的孔隙氣壓和孔隙水壓也都有一定程度增長，但后者的增長幅度比前者大，原因可能是該點位于氣壓影響區(qū)邊緣，在氣壓和底部擴(kuò)散而來的水的雙重作用下，導(dǎo)致孔隙水壓變化更明顯.較遠(yuǎn)處的#3 號點處的壓力基本無變化，因為該點距表層較近，而表層是自由邊界，氣體和水可自由排出土體，短期內(nèi)氣壓影響范圍尚且沒有擴(kuò)展至該區(qū)域.

圖12 監(jiān)測點處的壓力變化規(guī)律.(a) 孔隙氣壓力;(b) 孔隙水壓力Fig.12 Variation in the pressure at monitoring points: (a) pore gas pressure; (b) pore water pressure

圖13 是監(jiān)測點處的飽和度變化規(guī)律，由圖13可知，#1 號點處的飽和度呈先增大后減小的趨勢，#2 號點處的飽和度后期有微小增長，但增長幅度不大，#3 號點處的飽和度基本無變化.原因是充氣孔周圍的水被氣壓首先驅(qū)動至#1 號點處，導(dǎo)致該處飽和度變大，后期在氣壓的持續(xù)驅(qū)動下，水不斷向外擴(kuò)散，飽和度開始降低，與圖3（a）、（b）中的試驗現(xiàn)象相對應(yīng)；另外，由圖12 可知，#2 號監(jiān)測點處的氣壓較小，無法有效地驅(qū)動水移動，使得從下方驅(qū)動而來的水量多于向外擴(kuò)散的水量，因此后期飽和度逐漸增加；#3 號監(jiān)測點靠近表面，受氣壓影響較小，且下方擴(kuò)散而來的水氣大部分都很快通過表層溢出土體，因此飽和度變化不大.

圖13 監(jiān)測點處的飽和度變化規(guī)律Fig.13 Variation in the saturation change law at monitoring points

一般而言，土體的破壞情況可通過有效應(yīng)力來判別.在氣壓作用下，土體內(nèi)部的孔隙氣壓、孔隙水壓等會發(fā)生改變，由式（8）可知，有效應(yīng)力也會相應(yīng)變化.因此可通過對比氣壓作用前后有效應(yīng)力增量( Δσb)的變化來分析土體穩(wěn)定性，若 Δσb＞0，土體穩(wěn)定性增加；若 Δσb＜0，土體穩(wěn)定性降低.

圖14 為不同大小氣壓作用20 min 后觀察區(qū)內(nèi)的 Δσb對比，圖中x、y分別表示水平和豎直方向距離，與圖8 對應(yīng).從圖14 中可以看出，兩種氣壓作用下 Δσb＞0 的區(qū)域（可稱之為正壓區(qū)）基本都靠近地表，且范圍、大小幾乎相同，原因如前文所述，由下方而來的水、氣基本都能很快排出地表，因此差別不大.區(qū)別主要表現(xiàn)在 Δσb＜0 的區(qū)域（可稱之為負(fù)壓區(qū)），相較而言，60 kPa 時對應(yīng)的負(fù)壓區(qū)明顯比30 kPa 時增加很多.分析認(rèn)為，從總體變化趨勢來看，隨著氣壓的增大，負(fù)壓區(qū)也會逐漸增加，當(dāng)其與正壓區(qū)量級幾乎相等時，土體將處于臨界狀態(tài)，此時對應(yīng)的氣壓即為臨界穩(wěn)定氣壓，與3.2 節(jié)試驗結(jié)果相對應(yīng).

圖14 觀察區(qū)內(nèi)的有效應(yīng)力增量對比Fig.14 Comparison of effective stress increment in the observation area

需要注意的是，為清晰顯示不同氣壓作用下Δσb的區(qū)別，圖14 中的結(jié)果未包含所有 Δσb變化的區(qū)域.同時試驗過程中因誤差等因素，無法得到準(zhǔn)確臨界穩(wěn)定氣壓，而模擬中無法體現(xiàn)土體的劈裂破壞過程，只能通過應(yīng)力變化體現(xiàn)其原理，無法與試驗實現(xiàn)完美對照，但兩者原理相同.

4 結(jié)論

(1) 氣壓誘發(fā)土體破壞的過程可分為4 個階段，即：水氣聚集與局部干土階段；水氣逐漸消散，開始產(chǎn)生局部微裂縫；微裂縫相互貫通形成宏觀主裂縫；土顆粒沿著主裂縫向外溢出發(fā)生“管涌”現(xiàn)象，土體形成內(nèi)部空洞.

(2) 土體破環(huán)主要發(fā)生在充氣孔上方與表層之間的倒三角區(qū)域內(nèi)，其破壞形態(tài)可分為“劈裂型”與“爆裂型”兩種：當(dāng)沒有前期氣壓作用時，土體破壞是從充氣孔上部區(qū)域開始擴(kuò)展至表層形成“|/”型主裂縫；當(dāng)前期氣壓作用一段時間后，會在“|/”型主裂縫之間形成多條次生裂縫，破壞程度更大.

(3) 土體的破壞壓力隨覆土厚度的增加近似線性增大.當(dāng)前期氣壓小于50 kPa 時，土體的破壞壓力明顯比沒有氣壓作用時大，表示土體的穩(wěn)定性增加，而當(dāng)前期氣壓為60 kPa 時，土體逐漸失穩(wěn)，說明在此區(qū)間內(nèi)存在一個臨界穩(wěn)定氣壓，其可作為工程應(yīng)用中的一個重要參考.

(4) 氣壓對土體的影響主要表現(xiàn)在其引起的有效應(yīng)力變化上，若氣壓影響區(qū)內(nèi)的 Δσb整體疊加后量級為正，土體穩(wěn)定性增加，反之穩(wěn)定性降低.