高速滑坡形成机制_土粒子破碎导致超孔隙水压力的产生

文章编号:1008-0058(2001)01-0064-06
高速滑坡形成机制:
土粒子破碎导致超孔隙水压力的产生
汪发武1,2
(1.吉林大学环境与建设工程学院,吉林长春　130026;2.日本金泽大学工学部,θ
920-8667)
摘要:通过排水剪切试验,揭示出易于产生粒子破碎的土体易于产生体积变化,土体初始结构和粒子破碎难易度对体积变化各阶段的影响。

在与之相对应的不排水试验中,产生粒子破碎的土体最终产生了较高的超孔隙水压力,而且孔隙水压力产生的各阶段与排水试验中的体积变化阶段具有良好的对应关系。

揭示了不同诱因产生的高速滑坡的共同特征,即在长距离运动中,由于粒子破碎的影响,滑动面土体在不排水条件下,抗剪强度因超孔隙水压力上升而下降,最终导致高速滑坡。

同时,由于粒子破碎将导致土体自身渗透系数降低,土粒子破碎因而具有促进超孔隙水压力产生和减缓超孔隙水压力消散的双重效果。

关键词:滑坡;环剪试验;粒子破碎;超孔隙水压力中图分类号:P642.22 文献标识码:A
收稿日期:2000-04-17
作者简介:汪发武,男,1965年生,博士,主要从事工程地质研究1
1　理论基础和研究背景
有效应力原理、达西定律和临界状态理论构成了饱和土力学的三大支柱,也构成了滑坡研究的理
论基础。

Seed 首先指出了地震诱发滑坡的机制在于液化(liquefaction )[1]。

疏松的饱和砂土在地震作用下,由于孔隙水压力的产生,导致剪切强度的丧失。

Hutchinson 等[2]提出了流动性滑坡(flowslide )
的机制在于不排水荷载效应。

斜坡土体由于受外荷载的影响,产生结构溃毁(collapse ),在滑坡高速运动形成的不排水条件下,由于孔隙压力(包括孔隙水
压,孔隙气压等)的增加,剪切强度下降,从而使滑坡呈现流动化。

以上的研究结果突出强调了边坡土体
必须具备疏松的初始结构。

Sassa 等[3]在研究日本兵库县南部地震(1995年1月17日)诱发的仁川滑坡和宝冢高尔夫球场滑坡时,发现具有中密—密实初始结构的边坡土体也会产生高速远程滑坡,并基于不排水环剪试验结果,提出了“滑动面液化”
(slid 2ing -surface liquefaction )的高速滑坡机制,即滑动带产生的粒子破碎,会导致不排水条件下孔隙水压力增加,即使在中密—密实的初始土体结构条件下,也会产生高速滑坡。

基于以上理论背景,作者对排水条件下粒子破碎特性和不排水条件下的孔隙水压
力产生特性及其关系进行了探讨。

在研究滑坡方面,环剪试验机最大的优势在于其可以长距离地进行剪切,这一点模拟了实际的滑
坡运动。

它克服了三轴压缩试验和直剪试验中的剪切位移小的局限性,从而成为研究滑坡运动过程中强度变化、孔隙水压力产生以及土粒子破碎等过程
因素的理想设备
[4,5]。

本项研究采用了京都大学防灾研究所开发的DPR I -5,6型环剪试验机。

2　试验样品及试验方案
为了研究土粒子破碎对超孔隙水压力的影响,
使用了三种粒子破碎难易度不同的样品。

第一种是最难于发生粒子破碎的丰浦标准砂(简称T -样),因经过长距离搬运,在土力学试验中具有稳定的性能而被作为标准样品广泛使用。

第二种是工厂加工
的作为建材的硅砂(简称S -样)。

由于它是采用机械破碎的石英砂,具有相对T -样易破碎的特点。

第三种是在宝冢高尔夫球场滑坡采取的大阪层群的砂质土(简称O -样),属风化花岗岩的近湖(海)沉
第31卷　第1期　2001年1月 长春科技大学学报J OU RNAL O F CHAN GCHUN UN IV ERSI T Y O F SCIENCE AND TECHNOL O GY
Vol.31　No.1
J an.2001　
积,由77%的石英和23%长石和云母组成,具有易于产生粒子破碎的特点。

使用上述三种试样,采用自由落下法[6],在环剪试验机上制备了三种疏松试样:O -样(疏松),S -样(疏松)和T -样(疏松)。

同时,使用锤击法制作了密实的O -样(密实)试样。

图1　匀速排水环剪试验中试样高度变化量与剪切位移
的关系
Fig.1　Sample height change during consolidated
drained constant speed ring -shear tests
各试样的相对密度分别为:O -样(疏松),87.1%;O -样(密实),
100.8%;T -样,39.7%;S -样,60.8%;样品代号下面括号中的
数字为剪切开始时试样的高度
3　排水匀速剪切试验
首先对试样在196kPa 的垂直压力下进行正常固结,然后以3mm/s 的剪切速率进行匀速剪切。

在剪切位移达到42m 时停止。

剪切结束后,通过对剪切面附近的样品进行粒度分析,对照在196kPa 压力下正常固结后样品的粒度分布,得出了各
试样粒子破碎的定量指标。

粒子破碎的定量评价,采用Marsal 的粒子破碎因数,B [7]。

B 值为试验前后各筛上残留试样的百分含量的增加量(或者是减少量)之和。

B 值越大,表明粒子越易发生破碎。

其结果,O -样(疏松)和O -样(密实)的B 值为9.0%,S -样的B 值为4.3%,T -样的B 值为2.8%。

图1是四种试样在剪切过程中的试样高度变化
量随剪切位移变化的结果。

以O -样(密实)为例,可以清楚地将整个剪切过程分成三个阶段,即(1)初始剪缩阶段,(2)初始剪胀阶段和(3)粒子破碎引起
的剪缩阶段。

“初始”指的是那部分变形主要受初始结构的影响。

比较O -样(疏松)和O -样(密实)的
结果,可以发现初始结构疏松的O -样(疏松)没有剪胀。

据此也可以推断,初始结构极端密实的试样将没有初始剪缩。

由于两种样品在整个剪切过程中的粒子破碎量没有差别(均为B =9.0%),即两者在“粒子破碎引起的剪缩”阶段的沉降量几乎没有差别,两者最终沉降量的差取决于初始剪胀和剪缩引起的差。

纵观四种样品的结果,可以看出,易于发生粒子破碎的试样,最终沉降量相对较大,而难于发生粒子破碎的试样,最终沉降量相对较小。

4　不排水匀速剪切试验
对用以上同样方法制备的4种试样进行饱和后,在196k Pa 垂直压力下正常固结。

然后,转入不排水状态,以3mm/s 的剪切速率进行匀速剪切。

超孔隙水压比
r u =Δu/σ0,
(1)用来评价不同试样的孔隙水压力产生行为。

其中
σ′0为初始有效应力,为196kPa ;Δu 为剪切过程中产生的超孔隙水压力。

r u =1表示试样处于完全液化状态。

图2是超孔隙水压比随剪切位移的变化结果。

以O -样(密实)为例,可以同样将曲线分成三个阶段:“初始剪缩”引起的正的超孔隙水压力、“初始剪胀”引起的负的超孔隙水压力、“粒子破碎引起的剪缩”产生的正的超孔隙水压力。

纵观不排水试验的超孔隙水压比随剪切位移的变化过程,可以得出与排水剪切试验相对应的结论。

超孔隙水压力的产生受初始结构和粒子破碎难易度的影响。

对于易于发生粒子破碎的样品,最终的超孔隙水压力相对较高。

同时,初始结构松散的试样,因剪胀很小,而没有(或很少有)负的超孔隙水压力产生。

也可以推测,初始结构极端密实的试样,将因没有初始剪缩而不产生正的初始超孔隙水压力。

值得注意的是,O -样(密实)在初始剪缩和剪胀过程结束后,随着剪切的进行,超孔隙水压力急剧上升,在剪切位移达到500mm 时,几乎与O -样(疏松)的超孔隙水压比相接近,表明同种材料在经过长距离剪切后达到的一种较接近的与初始结构无关的定常状态(steady state )。

5
6第1期 汪发武:高速滑坡形成机制:土粒子破碎导致超孔隙水压力的产生
图2　匀速不排水环剪试验中超孔隙水压力与剪切位移的关系
Fig.2　Excess pore pressure ratio of various samples in consolidated undrained constant speed ring shear
tests
各试样的相对密度分别为:O-样(疏松),93.5%;O-样(密实), 98.0%;T-样,45.9%;S-样,63.6%
5　仁川滑坡模拟试验
1995年1月17日发生的日本兵库县南部地震引发了许多滑坡和崩塌,其中造成灾害最为严重的是位于三宫市的仁川滑坡。

滑坡使坡体上的居民34人丧生。

Sassa等[3]通过对滑坡的现场调查,确定了滑动面土体的初始应力条件和地下水条件。

斜坡坡角为20°,纵断面中央滑动面深度为14m,地下水埋深8m,滑动带土体为大阪层群的砂质土(图3)。

施加的地震荷载,采用对在J R宝冢站观测的地震波进行位置和方向校正,得到了滑动面方向的法向加速度和剪切加速度,据此计算出了垂直应力增量和剪切应力增量[8]。

采用环剪试验装置,首先对试样在初始垂直应力下进行正常固结,施加初始剪切应力和初始孔隙水压力后,转入不排水状态。

在不排水条件下,同时施加垂直方向和剪切方向的地震荷载增量,得到的结果如图4。

垂直应力和所施加的地震荷载的垂直分量一致,没有变化;孔隙水压力显示与垂直荷载同步的振动,但呈逐步上升趋势,最终值达到
190
k Pa,较接近垂直压力最终值的225k Pa。

剪切阻力
在约4.5s时达到峰值后下降,表明试样已达到破
坏状态。

随之,剪切位移开始增长,剪切阻力逐步下
降。

值得注意的是,在主震的3～8s间,孔隙水压
力增量、剪切阻力的减小量和剪切位移的发生量都
很小。

在主震过后,这些指标才迅速增大(图4
(A)),从图4(B)中可以看出,有效应力路径首先达
到峰值破坏线(38.3°),然后降到残余破坏线
(36.2°)。

随后,随着剪切过程的进行,应力路径沿
破坏线逐步下降,最终的视摩擦角φa(φa=tan-1
(τ/σ),σ为全应力)降到4.6°。

显然,在20°的斜坡
上,边坡会产生高速滑动。

图3　仁川滑坡纵断面图
Fig.3　Longitudinal section of
the Nika w a landslide 66 长　春　科　技　大　学　学　报 2001年
图4　仁川滑坡模拟试验结果
Fig.4　G eotechnical simulation test results f or the Nika w a landslide
(A)垂直应力、孔隙水压力、剪切阻力和剪切位移随时间变化曲线;(B)应力路径:ESP为有效应力路径;TSP为全应力路径
Wang[9]通过试验发现,振动荷载时的超孔隙水压力可以分解成由垂直应力增量引起的振动分量和变形引起的残余分量部分。

振动分量=B D×Δσ(t),取决于饱和条件和垂直应力增量。

当完全饱和时,孔隙水压力系数B D=1,则振动分量与垂直应力增量Δσ(t)相等。

用测得的超孔隙水压力减去振动分量部分,得到残余分量部分。

只有残余分量部分才真正对最终孔隙水压力产生影响。

为了检测仁川滑坡范围内的大阪层群的砂质土的粒子破碎的难易度,采用与前述基础研究中排水试验同样的步骤,对该处的试样进行了排水试验。

在196k Pa的压力下,剪切42m之后,对剪切面、剪切面之上和剪切面之下的样品进行了粒度分析,加上原状样的分析结果,示于图5中。

剪切面以外的样品保持了原有的粒度分布,只有剪切面的样品发生了破碎。

其Marsal的粒子破碎因数,B达到24.9%,证明了其易于破碎的特点。

图5　排水剪切后的粒度分布曲线
Fig.5　G rain size distributive curve
本试验结果表明,地震引起的滑坡,由于在主震阶段产生的较小的位移而导致粒子破碎,因而引起超孔隙水压力的产生,以及剪切阻力的降低。

在不排水条件下,即使主震结束,当视摩擦角小于边坡角时,滑坡仍可持续运动,并达到定常状态,即有效应力减小到土粒子破碎不再发生,超孔隙水压力保持稳定而不再上升的状态。

滑坡也因此呈现高速滑动的特点。

图6　针原川滑坡-泥石流纵断面图
Fig.6　Longitudinal section along the moving path of the displaced soil mass in the H arihara slide-
debris flow
6　针原川滑坡-泥石流模拟试验
1997年7月10日,在日本鹿儿岛县出水市的针原川,由于连日的集中降雨,在安山岩地带引发了山体滑坡。

约20万m3的滑坡体进入针原川后,变成泥石流,越过河川中的拦砂坝,造成人员伤亡。

灾
76
第1期 汪发武:高速滑坡形成机制:土粒子破碎导致超孔隙水压力的产生
害发生后,实施了现场调查、滑坡源头部样品采集和室内试验工作[10]。

图6是该滑坡-泥石流的中央
断面,显示整体的视摩擦角为10.9°。

根据滑坡发生前的边坡条件和滑坡中央部的初始应力,采用环剪试验装置进行了多次的模拟试验,这里举出其中的一次试验结果说明该滑坡的运动机制。

图7　针原川滑坡-泥石流模拟试验结果
Fig.7　Ring -shear test results f or the H arihara slide -debris flow
(A )应力路径:ESP 为有效应力路径,TSP 为全应力路径;(B )垂
直应力、孔隙水压力、剪切阻力和剪切位移随时间变化曲线
在排水条件下,将试样首先在初始垂直压力下
正常固结,通过在剪切盒下部以定水头注水,上部流出的方法测得此时的透水系数(注:非标准试验)为1.0×10-4cm/s ;然后施加初始剪切应力。

之后,模拟降雨引起的孔隙水压力上升过程,对试样以100kPa/1200s 的速率施加孔隙水压力(图7)。

破坏后,即剪切位移发生后(B 点),保持排水状态不变,使剪切继续进行。

当剪切阻力下降到不再降低时(C 点),转为不排水状态,以观测此时的孔隙水压力和该试样的破坏包络线。

应力路径从C 点向破坏
线移动,并在D 点达到破坏线。

按推算,应力路径应从C 点向左水平移动到E 点达到破坏线。

可能是由于受剪切的影响,试样的性质发生了变化(密度、粒度等)所致。

剪切结束后,
用前述同样方法对其透水系数进行了测定,结果为4.8×10-7cm/s 。

出于其它目的(在排水状态下测残余摩擦角等)对该试样剪切113m 后,测得Marsal 的粒子破碎因数,B 达到74.8%,显示出安山岩的风化物极易破碎的特点,这也可能是日本火山岩地区高速滑坡易发、多发的一个主要原因。

试样在剪胀后达到峰值强度,然后随之剪缩,剪切阻力急剧下降,虽然在排水条件下,不可能准确测得孔隙水压力,但根据剪切阻力可以推测在这一过程中超孔隙水压力的急剧上升(图8)。

图8　针原川滑坡-泥石流模拟试验中排水剪切过程中
(B 点至C 点)剪切阻力和试样高度变化量随剪切
位移变化曲线
Fig.8　Shear resistance and sample height change with
shear displacement in the drained period in the simulation test f or H arihara slid -debris flow
7　结　论
排水条件和不排水条件下的匀速剪切试验结果
表明,边坡土体的初始结构和粒子破碎的难易度对高速滑坡的产生有着不同的影响机理。

初始结构主要影响初始剪缩和初始剪胀引起的超孔隙水压力。

初始破坏引起的较小的滑动位移势必造成粒子破碎。

在滑坡过程中,粒子破碎引起的体积压缩趋势将导致超孔隙水压力的产生和积累。

在滑动面处于难于排水的条件下,由于有效应力和剪切强度的降低,从而产生高速滑坡。

研究表明,边坡土体的粒子破碎难易度对高速
滑坡的产生有着重要影响。

在实际的滑坡过程中,由于粒子破碎而使超孔隙水压力得以产生,与此同时,由于粒子破碎的影响,土体的透水系数逐渐变86 长　春　科　技　大　学　学　报 2001年
小,结果使孔隙水压力的消散变得越来越慢。

粒子破碎促进超孔隙水压力产生和减缓超孔隙水压力消散的双重效果正是高速滑坡的一种重要机制。

本文的内容是作者在京都大学防灾研究所攻读博士学位期间研究的部分成果。

感谢佐佐恭二教授的悉心指导和福冈浩博士的热情帮助。

参考文献:
[1]　Sed H ndslides during eart hquakes due to soil liq 2
uefaction[J ].ASCE Journal of Geotechnical Engineer 2ing Division ,1968,94(SM5):1055～1122.
[2]　Hutchinson J N ,Bhandari R K.U ndrained loading ,a
f undamental mechanism of mudslide and ot her mass movements[J ].Geotechnique ,1971,21(4):353～3581
[3]　Sassa K ,Fukuoka H ,Scarascia -Mugnozza G ,et al.
Eart hquake -induced -landslides :Distribution ,mo 2tion and mechanisms[J ].Soil and Foundations ,1996,(Special Issue for t he great Hanshin Eart hquake Disas 2ters ):53～641
[4]　Bishop A W ,Green G E ,Garga V K ,et al.A new
ring shear apparatus and its application to t he measure 2
ment of t he residual strengt h[J ].Geotechnique ,1971,21(4):273～3281
[5]　Sassa K.A new intelligent type dynamic loading ring
shear apparatus [J ].Landslide News (J apanese Land 2slide Society ),1997,(10):33.
[6]　Ishihara K.Liquefaction and flow failure during eart h 2
quakes[J ].Geotechnique ,1993,43(3):351～4151[7]　Marsal R rge scale testing of rockfill materials
[J ].ASCE Journal of Soil Mechanics and Foundations Division ,1967,93(SM2):27～431
[8]　Wang F W ,Sassa K ,Fukuoka H.Geotechnical simu 2
lation test for t he Nikawa landslide induced by 1995.1.17Hyogoken -Nanbu eart hquake [J ].Soils and Foundations ,2000,40(1):35～461
[9]　Wang F W.An experimental study on grain crushing
and excess pore pressure generation during shearing of sandy soils
A key factor for rapid landslide motion
[D ].J apan :Kyoto U niversity ,1998.1～1131[10]　Sassa K ,Fukuoka H ,Wang F W.A rapid landslide
-debris flow at Izumi City ,Kagoshima ,J apan ,1997[J ].Landslide News (J apanese Landslide Soci 2ety ),1998,(11):1～61
MECHANISM OF RAPID L ANDSL ID ES :EXCESS PO RE PRESSURE GENERATIO N CAUSED BY GRAIN CRUS HING
WAN G Fa-wu 1,2
(1.College of Envi ron ment an d Const ruction Engi neeri ng ,Jili n U ni versity ,Changchu n 130026,Chi na ;
2.Depart ment of Ci vil Engi neeri ng ,Kanaz aw a U ni versit y ,J apan )
Abstract :The consolidated -drained ring -shear test met hod was used to investigate t he grain crushing susceptibilit y of samples ,while t he consolidated -undrained ring shear test was used to investi 2gate t he excess pore pressure generation p roperties.U nder t he undrained test ,excess pore pressure was generated faster and reached higher value at steady state on t he sample t hat has higher grain crushing susceptibilit y.The test result s of sample height change in t he drained test s are well related to t he excess pore pressure ratio in t he undrained test s.From t he example st udies a universal propert y of high -speed landslides wit h long distance movement was found ,of which t he shear resistance decrease along wit h t he increase of pore p ressure due to t he effect of soil grain crushing.During shearing ,a new st ruct ure of soil formed due to t he decrease of t he permeabilit y coefficient.Wit h t his st ruct ure ,excess pore pressure is generated and accumulated easil y ,while difficult to dissipate.
K ey words :landslide ;ring -shear test ;grain crushing ;excess pore pressure
9
6第1期 汪发武:高速滑坡形成机制:土粒子破碎导致超孔隙水压力的产生。