地质灾害中泥石流及边坡的稳定性分析论文
泥石流堆积物是泥石流活动的产物，它的各种特征客观地记录了泥石流的基本性质、运动特性、暴发频率、规模大小和沉积环境，它的结构和构造是泥石流体的结构、动力特性和成岩作用三者的联合效应。前人对云南东川蒋家沟粘性泥石流堆积物作了大量的研究。今天小编要与大家分享：地质灾害中泥石流及边坡的稳定性分析相关论文。具体内容如下，欢迎参考阅读!
地质灾害中泥石流及边坡的稳定性分析
1 引言
在中国西部地区，新构造运动强烈，地形起伏大，气候多变，为泥石流发育创造了条件，造成了泥石流的广泛发育，形成了不同规模的泥石流堆积扇体。随着西部大开发战略的实施，铁路和公路建设作为实施西部大开发的重要举措，列入国家建设的优先领域。山区道路工程与城市建设常穿越泥石流堆积体，或在一些古老泥石流堆积体上开挖，形成不稳定边坡，这些边坡在各种触发因素下，将形成滑坡或泥石流灾害。
本文内容涉及现场原位试验、室内抗剪强度试验、数据分析与计算机模拟等环节，全文所提供的研究思路、原位数据与研究结论，对促进泥石流堆积体滑坡机制、滑坡转化泥石流机理、泥石流起动机理等学科前沿问题的研究，均有一定的参考价值。
2 泥石流堆积体的特征
泥石流堆积物是泥石流活动的产物，它的各种特征客观地记录了泥石流的基本性质、运动特性、暴发频率、规模大小和沉积环境，它的结构和构造是泥石流体的结构、动力特性和成岩作用三者的联合效应。
前人对云南东川蒋家沟粘性泥石流堆积物作了大量的研究。粘性泥石流的堆积过程介于稀性泥石流和塑性泥石流堆积过程之间的过渡形式。两种典型泥石流沉积结构如图1，2所示。图1为粗化分层构造，为不同场次泥石流堆积后的“水流粗化”的结果。图2为反向粒级构造，上部正粒级是重力分异的结果，下部的反向粒是层流剪切的结果。
3 试验研究
以云南省小江流域泥石流分层粗化构造土层堆积体(图2)为对象，进行滑坡起动试验。
对堆积区原状土取样，进行室内物理力学性质试验。颗粒分析使用筛析和比重计法。试验仪器为4.0～1.0 mm分析筛和甲种比重计，分散剂为六偏磷酸钠。试验表明，砾石呈次磨圆角砾状，最大砾径φ60 mm，为残坡积物，砾石含量43.2%，粘粒含量4.7%，均匀系数uC= 972.4，表明泥石流堆积区原状砾石土样为极为不均匀，但在较高围压下，细颗粒充填于粗颗粒所形成的空隙中，可形成高密度和较好的力学特性。测试结果见表1。
三轴试验使用TSZ30-2.0应变控制式三轴仪。按仪器规格，去除>5 mm的泥石流堆积土，并保持<2 mm的土料与原状土料级配不变，用等量替换法配制接近原状土级配的试样，保证试验用砾石土的砾石含量和粘粒含量不变。对同一级配土样配制成含水量10%、密度约为2.0 g/cm3的试样，进行抽真空饱和48 h，再上机进行反压力饱和使试样达到或接近饱和状态，最后进行不固结不排水剪UU试验，施加围压分别为50，100，200，300，400，500，600 kPa，共7组静三轴试样。由于试样的不均匀性，饱和度无法完全达到100%，造成测试过程中孔隙比有区别，无法得到=uu 0的强度参数，考虑到强度参数uu 和uuc在本质上的统一性，因此，试验结果按饱和度和轴向应变5% 为破坏标准整理出不同饱和度和相同密度试样的静三轴强度参数。测试结果见表2。
砾石土的渗透系数试验使用TST?70型渗透仪。土体密度按1.56 g/cm3配制，用等量替换法制备成接近新近沉积弱固结的土体。平均渗透系数为0.006 cm/s，结果与细砂的渗透系数0.001～0.006 cm/s较接近，由于松散原状土中的孔隙率应大于试验配制土，则可推测，渗透性应略大于0.006 cm/s，是属于强渗透系数的土类。测试结果见表3。
现场人工降雨滑坡起动试验于2004年8月～10月期间完成。野外人工降雨试验设备由人工降雨装置与数据实时采集设备组成。含水量测量采用美国产的TRASE TDR时域水分仪，测试数据以体积含水量参数表示，由美国产的CR10X完成数据采集。设置TRASE的采样频率为2 min/次，CR10X的采样频率为5 s/次。传感器在不同土层深度进行埋设。传感器埋设布置见图4。图4中点划线是实地测量的土体大致滑动线。
试验中放置雨量筒2个，测得的降雨量分别为140.9和142.6 mm，平均为141.75 mm，降雨总历时141 min，实际降雨强度为60.3 mm/h。试验步骤与现象如表4所示。
降雨停止后对坡面特征地形进行测量与土体取样。通过测量，形成冲沟的沟床坡度为45°～46.5°，顶部探头处形成的崩塌的滑动面坡度为47°，后壁坡度为81.5°，明显的滑动层厚度从下至上分别为27，24和17 cm。根据土层深度与坡体不同位置，实测土体发生破坏时体积含水量见表5。
4 稳定性分析
在野外试验没有实时测量孔隙水压力，因此，对Spencert法[3]进行修改，利用全应力法分析泥石流堆积体边坡稳定。
如图5所示，根据水平方向力的平衡与Mohr- Coulomb强度准则，可导出基本平衡方程：
在本文中没有考虑坡体后缘裂隙的水压力，因此，从物理现象来看，表6中1#条块计算值中出现负值是不合现实的。这也是基于SPENCER条分法分析坡体稳定性的缺陷。表6中Microsoft Excel表单给出了最可能圆弧滑动面计算数据与过程。计算所取用的参数见表2，5。在表6中单元$B$11：$D$11和$S$4：$T$4中分别输入任意圆心坐标、侧压力系数、安全系数值9c=x，R = 13，=aλ0，F = 1。激活Microsoft内建的规划求解器(Solver)，设定目标单元格$U$4为最小值，约束条件$S$7：$T$7=0，Radius≥cy，0min=X，8c=y，F≥1，单击求解器选项菜单，选中“自动比例”，求解后可得到最危险滑动面F = 1.9，=aλ0.7。最可能的非圆弧滑面在已知圆弧滑面的基础上，改变求解器自动搜索选项，给定约束条件$D$20：$D$44≤$C$20：$C$44，$D$44=0，$O$22：$O$44≥0，$S$7：$T$7=0，F≤2，F≥0，设定可变单元格$T$4，$S$4，$B$11：$D$11，目标单元格不变，求解后可得到最优非圆弧滑面的安全系数F = 1.7，比圆弧滑面略小，侧向推力系数=aλ0.8，大于圆弧滑面。图6给出了3个从不同初始圆弧弧面程序搜索得到的非圆弧滑面，相对坐标差值处于在千分位以后，因此，计算结果相当稳定。 将坡面坐标减去0.5 m作为实际滑动面坐标，来取代表6中滑坡面坐标$D$20：$D$44，进行实际滑面上土体的稳定性分析。在规划求解器(Solver) 中，设定目标单元格$U$4为最小值，约束条件$S$7：$T$7=0，可变单元格$S$4：$T$4，规划求解器找不到精确解，但是给出了一个最接近的迭代值，F = 4.0，=aλ1.8。
5 滑坡失稳的机理
由于在求解器约束条件中，限定圆弧滑面的剪出口在坡脚X = 0的位置，求解得到的最不稳定圆弧滑面的后缘和剪出口坐标位置与实际观察一致。但是，条块高度h ($K$21：$K$44)最大值为3.31 m，最小值为0.16 m，与实际观测滑面位置(图6中虚线)不符。最可能的非圆弧滑面的位置较圆弧滑面线更接近边坡侧面，但是仍与实际观测面位置有一定差距。
从实际滑面坐标分析滑体的稳定性，根据式(1)可知，滑动面上抗滑力主要取决于滑动面土体的抗剪强度，在抗剪强度降低4倍以下时，可得到2.0=ΣM，0=ΣF，且侧推力系数达到3.4，坡体接近临界状态，才有可能形成不稳定的滑动面。当实际滑面坐标取为斜坡侧面高程40 cm以下时，可以找到一解：7.4=F，8.1a=λ，并满足所有约束条件与最优状况。分别减少土层厚度值，可得出不同的稳定性系数，如表7所示。
(1) 随着土层厚度的减少，滑面以上泥石流堆积体表层土体因含水量提高，相对重量增加，但是，平行坡面的切向力不能克服土体的抗力产生滑动，并且稳定系数随上覆土层重量的减低逐步上升。
(2) 斜坡表层土体50 cm内的滑动不是由于滑面以上土体整体极限平衡破坏产生的。
(3) 整体极限平衡破坏主要发生在土层厚度大于1 m深度以上，最有可能的为非圆弧滑面，如图6所示。
(4) 泥石流堆积体边坡发生的机理不能完全归之于滑动面上土体抗剪强度原理，土力学中的条分法不能完全解释破坏的机制。
(5) 推测表层土体主要是水力渗透力引起单个颗粒或团块发生移动，然后相互影响到一定深度，形成相对稳定的厚度的土体发生破坏。
由上述可知，处于弱固结状态泥石流堆积土边坡失稳的机制可能是：当发生短历时强暴雨，泥石流堆积土地表形成超渗产流。上层松散泥石流堆积土的渗透系数较大，坡顶与坡脚高差形成较大的水力梯度，渗透力推动细颗粒向深度运移。由于不同场次泥石流堆积后的“水流粗化”的结果，在经历快速紊流渗透后，局部堵塞以至于形成相对不透水层，坡脚形成渗流出口，最先浅层土体发生重力剪切，相当于处于不排水不固结条件下土体发生剪切破坏，砾石土在剪切中呈现体缩的趋势，产生正值的孔隙水压力，不断增加直到稳定值，相应地，土中的有效应力不断减少，强度不断降低，最后接近于0，以至于发生失稳破坏，最后因为动力作用，连续牵连至下层含水量变化小的土层和溯源滑动。
6 结论与讨论
(1) 由于三轴仪的规格限制，采用等量替换法后的土体强度将与原级配有一定差距，本文没有做更多的研究。
(2) 在用条分法作数值分析时，没有考虑坡体后端张裂隙中水推力的力矩作用，在表6中1#条块出现张力，与实际观测不符。但是，对坡体的整体稳定分析影响不大。
(3) 泥石流堆积土边坡失稳破坏可能主要取决于其弱固结状态的细观结构和非饱合状态，因此，如何确定弱固结宽级配砾石土的强度，将值得更深入的研究。