習 羽，李同錄，李 萍，張 倩

(長安大學地質工程與測繪學院，陜西 西安 710054)

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蒸汽凝水滴滲誘發(fā)的一個非飽和黃土滑坡機理研究

習 羽，李同錄，李 萍，張 倩

(長安大學地質工程與測繪學院，陜西 西安 710054)

2010年10月21—22日，陜西延煉廠區(qū)儲油罐下方的斜坡發(fā)生緩慢滑移，造成了巨大的經濟損失。滑坡發(fā)生前當地沒有降雨或地震，為探究其形成過程，在邊坡上取代表性土樣進行土水特征曲線測試、配制不同含水率土樣,進行常規(guī)三軸試驗和直剪試驗，以確定土體的非飽和滲透曲線和強度參數。建立邊坡滑動前的有限元模型，進行非飽和滲透與非飽和強度的耦合分析，得到凝結水入滲過程中邊坡的應力場，據此可得不同時間段的邊坡穩(wěn)定系數，揭示其破壞過程。結果表明，水蒸氣凝結水在斜坡內長期滴滲,使得坡體地下水位緩慢上升，地下水位浸潤潛在滑面前，穩(wěn)定系數基本不變，待地下水位開始浸潤邊坡潛在滑面時，穩(wěn)定系數開始迅速降低，最終導致斜坡破壞。

非飽和黃土；滑坡；強度參數；土水特征曲線；滲透性函數

對已有黃土地區(qū)滑坡災害的調查表明，降水、灌溉、河流侵蝕、堆載、開挖以及地震等是其主要誘發(fā)因素[1～2]。2010年10月21—22日，陜西延安煉油廠發(fā)生滑坡，但在滑坡發(fā)生之前當地并沒有降雨或地震，滑坡兩側的邊坡更高、更陡，卻均沒有滑移，因此其成因頗受關注，并存在爭議。滑坡區(qū)屬溫帶半干旱大陸性氣候，地下水位埋藏較深。現場勘察發(fā)現，滑坡體中部中心地下水位較高，前緣也有地下水出露；而滑坡外圍的邊坡中卻沒有地下水，說明坡體中的地下水并不是來自天然降雨。進一步的調查發(fā)現滑坡頂部儲油罐平臺上加熱管中的水蒸氣，在冬季凝結滲入地下并常年積累，應為滑體內水分的主要來源。

地表水分入滲在黃土中的運移屬于非飽和滲流問題，因此對這類滑坡機理的研究，需要用非飽和滲透理論[3～4]。本文通過室內試驗得到非飽和強度參數與滲流參數，模擬原始邊坡中水分入滲規(guī)律及應力場的變化，并對黃土邊坡的滲流與強度進行耦合分析，揭示了蒸汽凝水滴滲誘發(fā)滑坡的破壞機理。

1 滑坡概況

陜西延安煉油廠滑坡位于陜西省延安市洛川縣交口河鎮(zhèn)，位置如圖1所示。

圖1 延煉滑坡地理位置Fig.1 Location of the Yanlian Loess landslide

滑坡發(fā)生在洛河右岸。河岸一級階地與三級階地發(fā)育，二級階地被侵蝕。一級階地高出河床5 m，地形平坦，其上建有大量廠房。三級階地底部為三疊系延長組砂巖基座，高出一級階地20 m，其上依次為2 m厚的卵石層和近50 m厚的第四系黃土。卵石層被碳酸鈣膠結并填充有粉砂，滲透性較低?；缕履_有地下水出露，平均流量為0.5 L/s。滑體均為黃土，剪出口位于卵石層上部?；掳l(fā)生前，該斜坡傾角約為30°，斜坡前緣為20 m高的基巖陡坎，陡坎下為一加熱鍋樓房和儲煤廠房，陡坎上有24根輸油管。斜坡頂部為一儲油平臺，共有34個大型儲油罐(圖2)。

滑坡發(fā)生前，延煉熱動力車間煤棚西側坡腳段曾發(fā)生滑塌，原有漿砌片石擋土墻垮塌，輸油管線管架地基基礎局部失穩(wěn)，坡體表面產生近南北向的拉裂縫。2010年10月21日晚21時許，山體發(fā)生大規(guī)模滑坡，持續(xù)到22日上午。滑坡體掩埋了煤棚，摧毀了坡腳24根輸油管線，位于坡體上的原油下山管線及其它設施均遭到破壞，后緣34具原油罐幾乎懸空，原油罐距滑坡后壁僅有5 m。煉油廠停工7天，雖無人員傷亡但是造成經濟損失約7億人民幣。

圖2 延煉滑坡Fig.2 The Yanlian landslide

滑坡發(fā)生前邊坡坡度約為30°，垂直高度40 m?；掳l(fā)生后，坡體縱長150 m，平均寬度240 m，平面面積28 885 m2，平均厚度13.8 m，體積398 600 m3，屬中型滑坡，圖3為該滑坡的平面圖?；驴v剖面如圖4所示。坡體土層自上而下分別為晚更新世Q3黃土，中更新世Q2黃土和早更新世Q1黃土。該地區(qū)年降雨量少(每年596 mm)，地形也不利于匯水，地下水較少。但在滑體中心位置上開挖一探井，探井揭露到了地下水且埋深只有7 m，滑坡兩側邊坡鉆孔卻顯示無地下水出露。

圖3 延煉滑坡平面圖Fig.3 Plane map of the Yanlian landslide

圖4 滑坡主剖面Fig.4 Main longitude section of the Yanlian landslide

為了防止冬季輸油管中的原油凝結，煉油廠用蒸汽加熱管對其加熱。調查發(fā)現，滑坡頂部平臺油罐處有大量水蒸氣從加熱管上的壓力調節(jié)閥處逸出。蒸汽冷凝成水，部分從地表滲入地下，這是滑坡唯一的水來源。

2 滑坡區(qū)黃土基本物理指標

從圖4滑坡縱剖面可以看出，原始邊坡巖土體分為三層：Q3、Q2和Q1黃土，底部基巖為三疊系砂巖夾泥巖，為不透水層。在滑坡的不同土層中取原狀黃土，用來獲取模型中所需每層土的基本物理力學參數、飽和滲透系數和土水特征曲線。

實驗測得的基本物理指標和飽和滲透系數見表1。采用Bettersize2000 激光粒度分布儀，測定了每層黃土粒度分布，顆分結果如圖5。黃土中主要成分為粉土(0.005～0.05 mm)，約占60%；其次為黏土(<0.005 mm)，約占20%～40%；其余為細砂(>0.05 mm)，含量小于10%。根據基本物理指標參數，發(fā)現三層黃土隨著平均粒度的減小，干密度增加，相應的孔隙率和滲透系數也減小。地層越深，經歷的成土作用時間更長，上覆壓力更大，黃土的結構就越致密。

表1 試樣基本物理指標

圖5 Q1、Q2、Q3黃土的顆分曲線Fig.5 Distribution curves of the particle size for the Q3，Q2 and Q1 loess

3 土水特征曲線及滲透性函數的確定

在Q3、Q2和Q1土層中分別取300 mm ×300 mm ×300 mm原狀土樣，用于測試每層土的土水特征曲線。吸力測量采用TEN型張力計，某一吸力值對應的試樣含水率通過烘干法得到。吸力計的測量范圍是0～100 kPa，應用Fredlund & Xing’s[5]公式將試驗數據進行擬合，以得到更大吸力范圍內的土水特征曲線。

(1a)

(1b)

式中：θw——體積含水量/%；θs——飽和體積含水量/%；ψ——基質吸力/kPa；a——與進氣值有關的參數；n——控制土水特征曲線斜率的參數；m——與殘余含水率相關的函數；e——常數，取2.71828；C(ψ)——修正因子，可使含水量為0時的吸力值為106kPa；

Cr——殘余含水量狀態(tài)時的吸力值，一般取1 500 kPa。

根據實驗得到的數據點擬合土水特征曲線(圖6)。

圖6 擬合后的黃土SWCC曲線(圖中點為試驗點)Fig.6 Regressive SWCC curves of the loess (the dots are the measured values)

非飽和滲透曲線是根據土水特征曲線法間接測定的，該方法由Childs等[6]提出，之后由Marshall[7]和Kunze[8]等進行修正。計算時，將土水特征曲線按體積含水率軸等分為m個，用每一個等分中點的基質吸力來計算滲透系數。飽和滲透系數值見表2.由表2和圖6可得到非飽和滲透系數曲線(圖7)。

圖7 非飽和滲透曲線Fig.7 Hydraulic conductivity function curves

4 非飽和強度參數c0′、φ′和φb的確定

Fredlund & Morgenstern[9]非飽和強度表達式為：

(2)

式中：τf——非飽和抗剪強度/kPa；c0′——有效黏聚力/kPa；φ′——有效內摩擦角/(°)； (σ-ua) ——凈正應力/kPa； (ua-uw) ——基質吸力/kPa；φb——與基質吸力相關的內摩擦角/(°)。

其中，c0′和φ′是通過飽和試樣的常規(guī)直剪和常規(guī)三軸試驗得到的，φb可以通過控制吸力的直剪與三軸試驗測得。

由于控制基質吸力的剪切試驗耗時長，技術難度大，邢鮮麗等[10]提采了一種用常規(guī)三軸和直剪試驗確定非飽和強度參數的方法。若將式(2)中的第三項也看作黏聚力，則有

(3)

其中，c′可以被看作是包含了由基質吸力所產生的摩擦力的總黏聚力，因此：

(4)

總黏聚力c′由常規(guī)直剪和三軸試驗得到，與之對應的(ua-uw)可由土水特征曲線得到，由此得出φb。

邊坡最上部Q3層黃土一般為拉張區(qū)，在滑動前就失去了強度，可不考慮其強度。Q2層黃土在邊坡中部剪切區(qū)域，該部分滑動面陡，類似于三軸固結不排水剪切的受力工況，因此對該組試樣進行三軸固結不排水試驗。Q1黃土層滑動面近水平，黃土沿基巖面剪出，相當于直接剪切的受力工況，為此對該組試樣做直剪試驗。

黃土的含水率一般在5%～30%之間[11]，因此，將Q1和Q2層黃土配制成初始質量含水率分別為5%、10%、15%、20%、25%和30%的原狀土樣進行試驗。

固結不排水三軸試驗采用南京土壤儀器廠生產的SLB- 1型應力應變控制式三軸剪切滲透試驗儀，試樣規(guī)格為8 cm(高)×3.9 cm(直徑)，圍壓分別設置為100 kPa、200 kPa、300 kPa、400 kPa、500 kPa，軸向位移速率設定為0.04 mm/min。直剪試驗儀器采用南京土壤儀器廠生產的ZJ型應變控制直剪儀(四聯剪)，試樣規(guī)格為20 mm(高)×50 mm (直徑)，正應力設為100 kPa、200 kPa、300 kPa、400 kPa、500 kPa、600 kPa，剪切速率設定為0.02 mm/min。

三軸試驗結果見圖8，可以看出土樣含水率低于10%時，整個剪切過程沒有孔隙水壓力產生，含水率高于10%時，則顯示有孔隙水壓力，含水率越高，孔隙水壓力越高。在低圍壓100 kPa時，含水率5%的土樣的峰值比含水率10%更明顯。其它大部分含水率土樣的應力應變曲線表現為理想彈塑性和應變硬化型。但是在高含水率時出現應變軟化型曲線，這是因孔隙水壓力升高導致的。試驗結果表明，黃土在低圍壓低含水率條件下可以保持結構強度，但在高圍壓高含水率剪切時，結構受到破壞。

圖8 不同含水率下的應力應變曲線和應力路徑曲線(三軸試驗)Fig.8 Stress- strain curves and stress paths for the specimens of definite moisture contents注：圖中(a1)-(a6)和(b1)-(b6)分別代表5%、10%、15%、20%、25%、30%含水率下試樣的應力應變曲線和應力路徑曲線

根據應力路徑圖，可以得到有效強度線Kf′，有效穩(wěn)態(tài)(殘余)強度參數c′、φ′值由式(5)、(6)計算，b為Kf′線在縱坐標軸的截距；α為應力路徑圖中Kf′線的傾角。

c′=bcos-1φ′

(5)

φ′=sin-1(tanα)

(6)

根據土的含水率及相關物理參數，計算體積含水率，并通過SWCC曲線得到與含水率對應的基質吸力，見表2。

表2 Q2黃土不同含水率條件下的有效穩(wěn)態(tài)抗剪強度指標

從表2中可以看出，有效內摩擦角φ′與含水率變化無關，其值在24.5°～25.5°之間，平均值為25.0°；而黏聚力則隨著含水率的增加而降低。當含水率較高時，黏聚力降低顯著，但當含水率超過塑限時，黏聚力趨于一穩(wěn)定值3.5 kPa，因此取有效黏聚力c0′為3.5 kPa。以c′-c0′為縱坐標，ua-uw橫坐標繪制曲線如圖9，其直線的斜率即φb=19.5°。

Q1層黃土的直剪試驗結果見圖10。可以看出，在低正應力和低含水率狀態(tài)下土樣的應力應變曲線會出現明顯的峰值，正如5%和10%的土樣在100～400 kPa正應力下的情況。其余的土樣均表現為理想的彈塑性和應變硬化型曲線，這與Q2層黃土的三軸結果類

似。以4 mm位移時的剪應力和相應的正應力為土樣的破壞點，繪制土樣的強度包絡線(圖11)。從而可以確定有效黏聚力c′和有效內摩擦角φ′(表3)，并將含水率、體積含水率及由土水特征曲線所得到的基質吸力也列于表3。

圖9 Q2黃土的c′-c0′與ua-uw曲線Fig.9 Relationship between against ua-uw of the Q2 loess

圖10 不同含水率的應力應變曲線圖(直剪試驗)Fig.10 Shear stress strain curves of different moisture contents注：(a)w=5%; (b)w=10%; (c)w=15%; (d)w=20%; (e)w=25%; (f)w=30%

圖11 不同含水率下正應力與抗剪強度的曲線Fig.11 Shear strength against normal stress of different moisture contents

試樣編號含水率w/%體積含水率θw/%基質吸力ua-uw/kPa有效黏聚力c′/kPa有效摩擦角φ′/(°)Y157922521057300Y2101581169679301Y315237603420305Y420316243194294Y5253950079296Y6304740050295強度參數φb=253°c′0=50kPaφ′=300°

與Q2層黃土的三軸結果類似，有效內摩擦角不隨含水率的變化而變化。變化范圍在29.4°到30.5°，平均值為φ′=30.0°。有效黏聚力則隨著含水率的增大而減小，當含水率減小到塑限時(wp=20.8%)，有效黏聚力達到最小值約5.0 kPa。

因此c0′=5.0 kPa。由c′-c0′和基質吸力ua-uw的關系曲線得到φb=25.3°，如圖12所示。

圖12 Q1黃土的c′-c0′與ua-uw曲線Fig.12 Relationship between c′-c0′ and ua-uw of the Q1 loess

5 滑坡形成機理分析

為了分析滑坡的破壞過程，對延煉滑坡滑動前地形，建立二維有限元模型，分析隨著凝結水的滴入斜坡坡體應力場和抗剪強度的改變。圖13是有限元網格模型，利用Geo- studio軟件SEEP模塊和SGMA模塊。

圖13 邊坡破壞前的有限元模型Fig.13 FEM meshes of the slope model before failure

Q1、Q2和Q3土體滲透系數函數、土水特征曲線和相關的強度參數前面都已經確定， Q3層黃土因其已經發(fā)生張裂，忽略其強度[12]。彈性模量和泊松比對應力場的影響小，取經驗值?；鶐r設為彈性體，只需彈性模量和泊松比，模型中使用的參數見表4。

表4 滑坡模擬巖土體物理力學參數

非飽和滲透模型的邊界條件為：基巖面頂層設為不透水層，斜坡面為潛在滲流面，初始入滲邊界條件設于邊坡上原油罐位置。根據滑坡區(qū)冬季時長和水分入滲體積，水分入滲體積設為高0.02 m，寬5 m，并且每年入滲100 d，不考慮降雨。另外，邊坡的初始含水率是根據附近邊坡鉆孔數據所得。

根據真實滑坡滑面設置滑動面，并計算滑面上點的剪應力，剪切強度?；跇O限平衡理論穩(wěn)定系數Fs定義為：

(7)

其中，τf是由式(2)所確定的滑面上的剪切強度，τ是滑面上的剪應力，xA和xB是滑面上每個點的x軸坐標。

圖14為模擬過程中邊坡孔隙水壓力變化情況。圖中給出了每年冬季在儲油罐平臺位置，連續(xù)滲水100 d后和剩下265 d不考慮滲水的結果。第一年滲水100 d時，水分聚集于邊坡的頂部土層，停止入滲后，水分向下擴散，負孔壓減小，穩(wěn)定系數1.43。之后再滲水時，水分從滲水區(qū)域豎直向下直至基巖面，在Q3和Q2兩土層之間界面也有運移。停止入滲后，水位線降低并向外擴散。但此時，在滑面位置只有少部分水浸潤，邊坡穩(wěn)定性沒有顯著的變化。第九年再滲水100 d時，水位線上升并浸沒底部滑面，邊坡穩(wěn)定性開始有所降低。停止入滲后，水位線繼續(xù)向外擴散，邊坡內側水位線降低而外側水位線升高。在此期間邊坡穩(wěn)定性顯著降低，甚至在停止入滲后，因邊坡外側水位升高，邊坡穩(wěn)定性仍在繼續(xù)降低。另外，水位線以上黃土含水率的升高也是造成邊坡強度降低從而發(fā)生滑坡的原因之一。第十五年水位線上升并浸沒滑面，與第九年相比明顯上升，滑面大部分浸沒于水位線以下，穩(wěn)定系數降為1.01，邊坡處于極限狀態(tài)。

圖14 不同時間邊坡孔隙水壓力的模擬結果Fig.14 Simulated results of the pore water pressure in the slope at different times

6 結論

(1)模擬結果表明長期的少量水分緩慢入滲，使邊坡內水分在相對不透水層頂部聚集，水位線升高導致邊坡破壞。在較長的一段時間內(9年內)，地下水位未浸潤潛在滑面，邊坡穩(wěn)定系數基本保持不變。從第9年開始，地下水位逐漸浸潤潛在滑面，邊坡穩(wěn)定系數顯著降低，直至第15年穩(wěn)定系數降為1.01，邊坡達到極限平衡狀態(tài)。模擬結果與煉油廠開始運營至實際發(fā)生滑坡的時間相符，說明模擬得到的水分入滲規(guī)律和邊坡穩(wěn)定系數變化也較為合理。

(2)本文以室內常規(guī)的直剪和三軸試驗，結合由基質吸力試驗得到的土水特征曲線得到非飽和黃土的滲透系數和強度參數，再將試驗得出的參數應用于數值模擬，取得符合實際的結果。表明這種試驗方法可用于工程實踐中，具有一定的推廣意義。

(3)研究結果表明水是引發(fā)黃土滑坡最重要的因素，即使是微量的水分長期入滲也會對滑坡的發(fā)生產生較大的影響。減輕黃土地質災害最主要的方法就是對水分的控制，如可以預防邊坡表面的水分入滲和做好邊坡排水措施等。

[ 1] 張茂省,李同錄.黃土滑坡誘發(fā)因素及其形成機理研究[J].工程地質學報,2011,19 (4):530-540.[ZHANG M S, LI T L. Triggering factors and forming mechanism of loess landslides.[J]. Journal of Engineering Geology, 2011, 19 (4):530-540. (in Chinese)]

[ 2] Dai F C, Lee C F. Frequency- volume relation and prediction of rainfall- induced landslides[J]. Engineering Geology, 2001, 59(3/4):253-266.

[ 3] 王念秦,劉曉玲,王慶濤,等.降雨作用下馬蘭黃土滲透規(guī)律實驗研究[J].水文地質工程地質,2014,41(3):131-134. [WANG N Q, LIU X L, WANG Q T,etal. A study of the permeability of the Malan loess under rainfall [J]. Hydrogeology & Engineering Geology, 2014,41(3): 131- 134. (in Chinese)]

[ 4] 吳禮舟,黃潤秋.非飽和土滲流及其參數影響的數值分析[J].水文地質工程地質,2011,38(1):94-98. [WU L Z, HUANG R Q. A numerical analysis of the infiltration and parameter effects in unsaturated soil [J].Hydrogeology & Engineering Geology,2011,38(1): 94-98. (in Chinese)]

[ 5] Fredlund D G, Xing A. Equations for the soil- water characteristic curve. Canadian Geotechnical Journal, 1994, 31(3): 521-532.

[ 6] Chillds E C, Collis- Geoge G N. The permeability of porous materials[C]. Proceedings Royal Society of London, Series A, 1950,201:392-405.

[ 7] Marshall T J. A relation between permeability and size distribution of pores[J]. Journal of soil science, 1958,9:1-8.

[ 8] Kunze R J, Uehara G , Graham K. Factors important in the calculation of hydraulic conductivity[J]. Soil Science Society of American Proceedings, 1968,32:760-765.

[ 9] Fredlund D G, Morgenstern N R, Widger R A. The shear strength of unsaturated soils[J]. Canadian Geotechnical Journal, 1978, 15:313-321.

[10] 邢鮮麗,李同錄,李萍,等.黃土抗剪強度與含水率的變化規(guī)律[J].水文地質工程地質,2014,41(3):53-59. [XING X L,LI T L,LI P,etal. Variation regularities of loess shear strength with the moisture content[J]. Hydrogeology & Engineering Geology, 2014,41 (3) : 53-59.(in Chinese)]

[11] 孫建中,王蘭民,門玉明,等.黃土學[M].西安:西安地圖出版社,2013.[SUN J Z, WANG L M, MEN Y M,etal. Loessology[M]. Xi’an: Xi’an Cartographic Publishing House，2013.(in Chinese)]

[12] 李萍,張倩,侯曉坤,等,強度隨深度線性增長的不排水土坡穩(wěn)定性分析[J].水文地質工程地質, 2016, 43(3): 59-65.[LI P, ZHANG Q, HOU X K,etal. Stability analysis of an undrained soil slope against the linearly increasing shear strength[J]. Hydrogeology & Engineering Geology, 2016, 43(3): 59-65.(in Chinese)]

責任編輯：汪美華

Mechanism of an unsaturated loess landslide induced by dropping of condensed water vapor

XI Yu, LI Tonglu, LI Ping, ZHANG Qian

(SchoolofGeologicalEngineeringandGeomatics,Chang’anUniversity,Xi’an,Shaanxi710054,China)

The Yanlian landslide occurred on October 21—22, 2010. The slide mass cut off 24 oil transfer pipelines and the road from the factory to an oil tank, and buried part of the coal storehouse. The 34 oil tanks hanged over the top of the head scarp because of this. The landslide led to a suspending of the refinery work for a week and caused economic losses of approximately 700 million RMB. There was no rainfall or earthquake occurring before the slope failed, so the cause of the landslide is deeply concerned by the refinery managers and researchers. Site exploration shows that the sliding mass is the unsaturated- saturated loess material and groundwater is rich in the landslide and poor in the surrounding slopes. Further investigation shows that the water drops released from the vapor heating furnaces on top of the slope are the only source of groundwater. A pre- failure slope model is used to simulate the water infiltration process and the stress field. The slope stability is calculated with the shear stress and the strength along the potential sliding surface. The results suggest that rising of the groundwater level led by penetration of the water drops is the key factor imitating the landslide. A long term accumulation of the very little water drops infiltrating into the slope resulted in the rise of groundwater level and caused the slope failure.

unsaturated loess; landslide; strength parameters; soil- water characteristic curve; hydraulic conductivity function

10.16030/j.cnki.issn.1000- 3665.2017.04.22

2016- 04- 25;

2016- 10- 21

國家自然科學基金項目(41372329,41502286)；國家重點基礎研究發(fā)展計劃資助(973計劃)(2014CB744701)

習羽(1984- )，女，博士研究生，主要從事邊坡工程研究。E- mail:plume8494@sohu.com

李同錄(1965- )，男，博士，教授，博士生導師，主要從事邊坡工程研究。E- mail:dcdgx08@chd.edu.cn

P642.13+1；P642.21

A

1000- 3665(2017)04- 0145- 08