劉云鵬 黃潤秋 鄧 輝

(成都理工大學地質(zhì)災害防治與地質(zhì)環(huán)境保護國家重點實驗室,成都610059)

20世紀60年代谷德振、孫玉科教授提出了“巖體結構”概念,提供了將復雜的巖體抽象為科學的結構類型的分類依據(jù)[1]。谷德振教授在1977年提出破碎帶應作為一種巖體結構單元 ,已將“板”作為一種薄層狀結構從一般的層狀結構中獨立出來[2]。孫廣忠等在1984年第二屆全國工程地質(zhì)大會上正式提出了“板裂”結構的新概念,之后又提出了“板裂巖體力學模型”[3,4]。“裂”是板裂結構的主要特征,除了它被節(jié)理、劈理等構造切劃成板塊外,各板層間的聯(lián)系也是松懈的。孫廣忠、倪國榮等認為它和層狀結構之間最大區(qū)別是“板裂”結構層間錯動特別顯著[4,5]。

反傾板裂巖體邊坡的穩(wěn)定性問題是水利水電、交通建設和礦山治理等工程建設中經(jīng)常遇到的一個問題。特別是在受到動力擾動(地震、爆破以及機械振動)時,其穩(wěn)定性更容易被破壞。邊坡一旦失穩(wěn),將會造成生命和財產(chǎn)的損失。因此,對反傾板裂巖體邊坡的穩(wěn)定性研究就成為一項十分重要的工作。就目前的研究現(xiàn)狀來看,國內(nèi)外對板裂(層狀)巖體邊坡的穩(wěn)定性研究主要局限于理論分析和數(shù)值模擬方法,而且對其受力分析也僅限于靜力分析[6-15]。物理模擬研究方法的優(yōu)點在于能夠直接觀測和記錄研究對象的變形、破壞演變過程,但目前應用物理模擬研究方法對邊坡進行動力的研究還不多[16-18]。

沙窩子高邊坡位于國道317(213)都江堰至汶川公路樁號K74+775～K75+740處公路內(nèi)側(cè)。路線位于岷江主流河流凹岸坡腳,內(nèi)側(cè)地形為一高陡邊坡,地形陡峭,上緩下陡,最大坡高大于250 m。邊坡走向N60°～70°E,傾向 SE,70 m以下坡度約 60°～80°,70～170 m 段坡度約50°～60°,170 m 以上坡度約70°～80°。高邊坡處出露地層主要為第四系全新統(tǒng)崩、坡積層(Qcol+dl4 )的碎石土,碎石成分以灰?guī)r、大理巖為主,褐灰色,塊徑多為2～10 cm,充填粉土及巖屑,干燥,結構較為松散,有架空現(xiàn)象,推測厚度小于25 m,分布于坡體表部?；鶐r為泥盆系月里寨群上段(Dyl2)灰?guī)r、大理巖、千枚巖等,含滑石礦,中厚-碎裂狀,單斜地層,巖層產(chǎn)狀325°∠40°,傾向坡內(nèi),板裂結構特征明顯。受茂汶斷裂影響巖體裂隙發(fā)育,完整性差,根據(jù)鉆孔及地表地質(zhì)測繪表明強風化帶厚度5～15 m。

2008年5月12日發(fā)生的汶川大地震期間,該處邊坡發(fā)生了局部垮塌,所幸并未對高速公路造成重大影響。在這樣的一個基礎上,為了研究地震對該邊坡的影響,本文采用相似材料,按照1∶500的相似比例對該處邊坡進行了物理模擬重構,通過振動臺試驗,從動力方面對反傾板裂巖體邊坡的穩(wěn)定性進行定性研究,分析反傾板裂巖體邊坡的變形及破壞機制。

1 模型的設計與制作

1.1 相似條件、原則和模擬范圍

1.1.1 地質(zhì)力學模型試驗應滿足的相似關系

a.應力相似比尺Cσ、容重相似比尺Cγ和幾何相似比尺CL之間的相似關系

b.位移相似比尺Cδ、幾何相似比尺CL和應變相似比尺Cε之間的相似關系

c.應力相似比尺Cσ、彈模相似比尺CE和應變相似比尺Cε之間的相似關系

d.地質(zhì)力學模型試驗要求所有無量綱物理量(如應變、內(nèi)摩擦角、摩擦系數(shù)、泊松比等)的相似比尺等于1,即

1.1.2 基本原則

模型與原型在組成、外貌特征及破壞階段基本滿足全相似要求,并按地質(zhì)力學模型選擇各項相似比尺;在模型邊界上按相應主應力方向及大小加載,使之形成與實測點相適應的初始應力場。

1.1.3 模擬范圍

模型模擬范圍為:高程1 260～1 471 m,高差為211 m,向坡內(nèi)延伸長度為251 m,坡體寬度為165 m,坡表起伏按實際情況構建,幾何相似比尺為 1∶500。

1.2 材料的選擇和配置

根據(jù)已有資料,確定模擬范圍內(nèi)原型巖土體物理力學參數(shù)如表1。

為了滿足高容重、低強度、低彈模的要求,本試驗采用重晶石粉、膨潤土和石蠟油3種材料作為相似材料進行模擬,以重晶石粉和膨潤土為骨料,以石蠟油溶液作黏結劑。其彈性模量可根據(jù)膨潤土的比例調(diào)整進行控制,其強度由石蠟油的比例進行調(diào)整。

1.3 材料參數(shù)試驗及影響程度分析

根據(jù)試驗方案采用800目、1250目、3000目超細硫酸鋇、5#石蠟油和400目納基膨潤土一共做出28組配比試驗。其中彈性模量采用單軸無側(cè)限抗壓強度試驗,內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角采用環(huán)刀直剪試驗測定;根據(jù)一系列試驗結果,得出了材料的含量(質(zhì)量分數(shù))對其物理力學參數(shù)的影響程度的一些基本規(guī)律。

a.彈性模量對石蠟油含量反應比較敏感,即當質(zhì)量分數(shù)超過11%以后,顯著下降;隨膨潤土含量的增加則呈增加趨勢,并且當質(zhì)量分數(shù)超出25%以后,顯著增大(圖1)。

b.容重主要受重晶石粉含量的影響,但范圍基本保持在21～27 kN/m3之間(圖2)。

c.內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角隨石蠟油含量增加呈線性降低趨勢;隨膨潤土含量的增加呈增加趨勢。

1.4 材料比例及物理力學參數(shù)取值

在多數(shù)情況下,尤其當研究對象比較復雜時,地質(zhì)力學模型試驗很難滿足全部相似關系,根據(jù)具體情況必須簡化甚至忽略其中某些條件,因為這些條件所起的作用并不是很明顯。在本次試驗中,根據(jù)板裂巖體的特性和振動臺試驗的特點,主要考慮的是彈性模量和容重;又由于所選材料特性的原因,在保證彈性模量和容重相似比的基礎上基本無法獲得內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角的預計試驗值,因此在多次試驗比選及綜合考慮多項指標的條件下,結合本次模型試驗需要滿足的相似要求,對材料的配比進行了選擇,經(jīng)選定后的模型材料的物理力學指標見表2。

表1 原型實際巖土體物理力學參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of rock and soil of an actual slope

圖1 彈性模量變化趨勢特征Fig.1 Trend characteristics of the elastic modulus

圖2 容重變化趨勢特征Fig.2 Trend characteristics of the bulk density

1.5 模型制作與安裝

根據(jù)振動臺的臺面大小和所需模擬范圍,首先采用長×寬×高=10 cm×10 cm×6 cm的木制模具(包括圍框、底板、壓板3部分)制作模塊(圖3);根據(jù)巖層厚度變化及巖體強度差異,擬采用10 cm×10 cm×2 cm和10 cm×10 cm×1 cm 2種規(guī)格的模塊分別模擬灰?guī)r和千枚巖(圖4)。

模型成形的過程應最大限度地滿足相似條件的要求。這一過程對于用模型預測原型,反映原型的形變和破壞過程至關重要。但是成形既要考慮科學性又要考慮可操作性,所以存在一定的難度。由于試樣為方形塊體,為保證模型成形后的整體性,故采用砌筑法成形。

a.根據(jù)地形條件建立模型的底部邊界,由于巖層傾角為 56°～58°,因此,將坡腳前緣底部施力體的傾角定為57°,并在坡腳處構筑一57°傾向坡內(nèi)的斜面。

圖3 模塊制作模具Fig.3 Wood mold praducing the basic blocks

表2 模型材料物理力學參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of the model materials

b.在砌底層時,由于振動臺表面平整,砌塊要傾斜,形成一定的空隙?？紤]到試樣砌塊剛度小,強度低,而基巖破壞不明顯等的實際情況,可用石膏填充。并在砌塊之間的連接處使用與模型材料性能相當?shù)氖酀{黏結。

c.為了模擬千枚巖層間的層面分界及部分巖體節(jié)理內(nèi)部的碎屑充填,可適當加一薄層石英砂?；?guī)r與灰?guī)r層面之間,因其黏結性較差,基本不用處理。同一層的各層面之間應嚴格按照砌筑錯位進行,防止出現(xiàn)橫向軟弱面。上下層面之間也應該嚴格按照砌筑錯位進行,防止出現(xiàn)豎向軟弱面。砌筑完之后,應該手工進行整理,修整基巖面。

d.根據(jù)上層堆積物的容重、物質(zhì)組分及顆粒組成,其相似材料采用鈉基膨潤土、山砂、水,按體積比為2∶6∶0.5均勻混合而成。由于坡體為第四系松散堆積物,在邊坡表面有一定程度的植被,形成了表面殼體;為了恢復天然狀態(tài),故在上層堆積物表面撒一薄層石膏,后用噴頭均勻噴一薄層水,形成表面殼體。待表面石膏凝結,則模型成型,砌筑完成后的最終振動臺物理模型見圖5。

2 試驗設備及特征

試驗設備采用成都理工大學自主研發(fā)的振動試驗臺。該振動試驗臺系液壓施加初始位移、液壓鎖緊、瞬間釋放型彈簧式二維振動試驗臺,適用于在豎直平面內(nèi)互相垂直的兩個簡諧振動運動合成特征情況下的物理模型振動模擬的機、電、液一體化試驗設備;最大振幅A=50 mm、最大頻率 f=2 Hz,可以提供豎直平面內(nèi)的簡諧振動和隨機振動,能近似模似地震荷載。其主要特點是:

a.振動過程為自然地突然釋放,通過同頻率的2個簡諧振動波傳播,然后阻尼衰減結束,持續(xù)時間可達13 s。這能夠近似模擬自然發(fā)震過程。

圖5 砌筑后的最終模型Fig.5 Final model after laying

b.通過可視模型框能夠清楚、直接地觀測到模型兩側(cè)面的變形破裂發(fā)展演進情況,并可通過攝像記錄其變形破裂過程。

c.通過振動加速度采集系統(tǒng)和可視化模型框網(wǎng)格位移測量,能夠直接獲取一些量化數(shù)據(jù),如每一次的振動加速度時程和模型內(nèi)部側(cè)面一些特征點每一次振動演進產(chǎn)生的位移累積。

3 試驗結果及分析

試驗采用多次循環(huán)振動的方式,對坡體施加影響,并通過加速度動態(tài)測量系統(tǒng)采取數(shù)據(jù);同時,在水平和垂直方向采用錄像方式記錄整個變形破壞機制,便于后續(xù)整理分析。雖然這種振動方式對于模擬真實地震的連續(xù)性和持續(xù)性還有不足,但對于分析斜坡在動力作用下的某些響應機制是有效的,而且可以將響應過程分解到連續(xù)動作的每一步,特別是在整體破壞以前。

由于順坡體坡向方向的振動慣性對坡體穩(wěn)定性最為不利,因此將坡面的走向布置成與振動豎直平面垂直的形式。根據(jù)地震波傳播至地表的先后順序及對坡體影響程度,選擇先豎直(實際振動過程中出現(xiàn)了混合運動狀況)后水平的振動方式,記錄每次振動開始至完全停止的時間并緊接開始下一次振動操作。

前9次振動過程中,坡體表面沒有顯著變形破壞跡象;但在坡體內(nèi)部,特別是在覆蓋層和基巖接觸部位應有沿基覆界面拉張、微裂隙擴張貫通等一系列變化特征?？梢哉f,這是整個變形破壞的量變階段,具體試驗結果見表3。部分試驗結果和現(xiàn)場調(diào)查情況比較相符,例如在振動過程中,局部彎曲傾倒變形加劇、巖土體振動碎裂、坡體沿軟硬巖層界面拉開等,說明采用振動臺物理模擬能夠反映邊坡對動應力擾動的響應,對在動荷載作用下的反傾板裂結構巖體邊坡的變形破壞機制研究是有實際意義的。

表3 振動試驗過程中模型變形破壞現(xiàn)象及特征描述Table3 Description of the phenomena and characteristics of deformation and failure of the model during the vibration test

3.1 變形破壞特征分析

根據(jù)振動臺物理模擬試驗觀測和記錄結果可以看出,反傾板裂巖體邊坡在動力作用下的破壞形式主要有以下特征:

a.巖土體松動碎裂。在整個振動試驗過程中都出現(xiàn)了不同程度的松動、解體現(xiàn)象。模擬基巖的相似材料中原有砌塊之間節(jié)理裂隙進一步張開,同時在塊體內(nèi)部出現(xiàn)新的裂隙,并隨振動次數(shù)的增加(振動持續(xù)時間的增加)而逐漸擴展、延伸,直至局部搭接貫通;特別是在兩類變形模量相差較大的灰?guī)r和千枚巖之間,拉張破壞特別明顯,且隨振動次數(shù)的增加逐漸向深部擴展。

b.后緣坡肩拉裂。由于地形坡度的突變和高程的放大效應,在坡肩部位最先出現(xiàn)拉張裂縫,一開始在坡體的左側(cè)和右側(cè)分別產(chǎn)生了長度為14 cm和6 cm的微裂隙,平均寬度只有0.1～0.2 mm,2條裂隙銜接部位有貫通的趨勢,隨振動次數(shù)的增加,微裂隙進一步拉開并貫通,裂隙寬度達到0.5～1.5 cm;同時在坡體兩側(cè)沿拉裂縫出現(xiàn)局部解體陷落伴隨有崩塌掉塊,并落入坡腳前緣10～20 cm范圍內(nèi);最后沿后緣拉裂縫形成一碎裂帶,反坡臺階現(xiàn)象明顯,高差可達0.8～1 cm(圖 6)。

c.傾倒彎曲和沉降變形。在振動的反復作用下,節(jié)理裂隙得到加寬和加長,并向坡體內(nèi)部延伸。層面和層面之間有張開的趨勢,特別是在軟硬巖性之間的接觸面上表象更加明顯,巖體的傾倒彎曲變形有加深的趨勢;強風化巖體松動折斷破壞、層間發(fā)生錯動,造成原有彎曲變形程度明顯加劇。隨著動力作用的繼續(xù),巖體進一步松動,裂隙進一步擴展,一些坡表碎屑物由于受振動下降填充,使得坡頂沉降(圖7)。

d.巖土體架空和坡腳鼓出。從側(cè)面觀察,覆蓋層底部和強風化巖體接觸部位的架空現(xiàn)象更為明顯,最大可達0.7 cm(圖8)。巖體的彎曲變形部分有下錯變形,初步分析是由于強風化千枚巖軟弱層帶的存在(巖體物理力學性質(zhì),特別表現(xiàn)為巖體強度不同,即彈性模量的巨大差異),產(chǎn)生擠壓剪切變形所致;在發(fā)生整體滑塌前最顯著的特點是坡腳處前緣產(chǎn)生鼓出變形,鼓出裂隙整體長25 cm,明顯區(qū)域有16 cm,兩側(cè)為微裂隙(圖9)。

e.坡表強風化層和覆蓋層潰滑。第15次振動時,坡體覆蓋層發(fā)生整體破壞,表現(xiàn)為從坡腳剪出并一滑到底,并伴有拋起的潰滑式破壞(圖10);滑體底面出現(xiàn),基巖出露(板裂狀強風化灰?guī)r和千枚巖相似材料),且坡體上部表現(xiàn)為粗糙的斷壁,顯示出振動拉裂破壞特征(圖11)。

圖6 坡體后緣拉裂特征Fig.6 Crack characteristics of the upper edge of the slope

圖7 后緣彎曲傾倒和沉降Fig.7 Bend-toppling deformation failure and settlement of the upper edge

圖8 覆蓋層底部架空Fig.8 Floating structure of the covering bottom

圖9 前緣坡腳剪切鼓出Fig.9 Shear bulging deformation of the front slope toe

圖10 邊坡整體潰滑失穩(wěn)Fig.10 Collapse slipping instability of the whole slope

圖11 滑坡后緣陡壁Fig.11 Steep edge of the landslide caused by the vibration

f.坡體臨空抖篩拋出。在動力加速度的作用下,右側(cè)的拉張裂隙繼續(xù)沿坡體突變部位向下延伸,達到12～13 cm,后緣已徹底拉斷,坡體整體臨空抖篩拋出;在最后的整體失穩(wěn)過程中,坡體物質(zhì)猶如海浪一般在振動作用下,一浪一浪向坡體前緣拋出,且向臨空面抖拋,在向下回落過程中分解破碎,部分塊體向下運動至坡腳前緣(圖12)。

3.2 變形破壞過程與機制分析

通過以上分析,從巖體結構時效變形、坡體穩(wěn)定性歷史演變的角度可以將反傾板裂巖體結構邊坡受動力擾動情況下的變形破壞過程概括為以下3個階段:

圖12 滑坡碎裂巖土體Fig.12 Fragmentation of rock and soil caused by the continuous vibration

a.傾倒變形階段(潛伏階段)。首先是卸荷回彈,陡傾面拉裂,反傾的板裂巖體在自重彎矩和其他外營力作用下,于前緣開始向臨空面作懸臂梁彎曲,并逐漸向坡內(nèi)發(fā)展,對坡體的穩(wěn)定性造成潛在隱患,為其進一步變形失穩(wěn)提供了優(yōu)勢條件。

b.坡體震裂階段(觸發(fā)累計階段)。在強震持續(xù)性作用下 ,坡體內(nèi)部因震動而使得原有的裂隙進一步張開、破裂和局部解體,特別是軟硬巖相間處拉裂作用更加明顯。

c.坡體潰滑階段(能量釋放階段)。震動使得表面巖體部分拉裂隙延伸、搭接、貫通,摩阻力迅速降低;在強震賦予的高初始速度作用下,強風化巖體和表部覆蓋層產(chǎn)生潰滑并抖動拋出。

可以說這3個階段是具有相互繼承的特點,前一個階段是后一個階段的原因和基礎,后一階段是前一階段的結果和發(fā)展。就時間進程而言,傾倒變形階段是個長期蠕變、強度不斷降低、卸荷與風化程度不斷加深、裂隙不斷延伸擴展的階段,為動力觸發(fā)失穩(wěn)變形提供了最基本的條件;而坡體震裂階段和潰滑階段的主要特點是:短時間內(nèi)能量迅速積累使得裂縫發(fā)展和變形位移累積,一旦破壞,具有顯著的突發(fā)性和爆發(fā)性,且在失穩(wěn)破壞的過程中仍受震動影響伴有強烈的抖篩拋出和碎裂解體,如果巖體穩(wěn)定性已接近臨界狀態(tài),或某一控制面已接近貫通,由于震動可使得巖體突然受荷而喪失穩(wěn)定,導致破壞突然發(fā)生。

整個震動破壞階段又可以進一步細分為巖土體松動碎裂、后緣坡肩拉裂、裂縫發(fā)展和變形位移累積、前緣坡腳鼓出、拋起式潰滑剪出5個階段。

a.巖土體松動碎裂。由于動荷載的觸發(fā)效應,巖土體處于反復的瞬時加荷和卸荷狀態(tài),可在裂隙和軟弱夾層中產(chǎn)生反射應力波,引起局部應力集中效應,造成瞬間拉應力。因而,當巖體中某些軟弱結構面本身已經(jīng)具有或儲有足夠的剪切應變能時,應力波的介入則有可能促進這些結構面發(fā)生破裂;當應力波從相對堅硬的巖體傳入較軟弱的巖層時,由于彈性模量不同,產(chǎn)生的反射波為拉伸波,在界面處產(chǎn)生拉應力,并且兩類介質(zhì)的彈模值相差越大,拉應力數(shù)值越高[19]。應該指出,裂隙面,尤其是有一定張開度的或被充填的裂隙,其本身就是介質(zhì)特性突變部位,也將產(chǎn)生反射引力波,促使其被拉開。巖層傾倒彎曲到一定程度,應力達到了巖體的抗拉強度時,巖層開始出現(xiàn)拉裂破壞。

b.后緣坡肩拉裂。破裂之所以從坡肩開始,主要是因為震動波在傳至表部碎裂巖體和松散堆積物時,由于多次反射和疊加,產(chǎn)生卓越周期,振幅顯著增大且高程對地震波也有明顯的放大效應。已有強震觀測結果表明,地震動幅值和頻譜隨地形高度而變化,由于山體共振或山體內(nèi)體波多次反射,山頂上地震動持續(xù)時間顯著增長,放大效應顯著。

c.裂縫發(fā)展和變形位移累積。由于動應力的累計效應使得坡體內(nèi)部的裂縫逐漸發(fā)展并向深部延伸,坡體后緣裂縫進一步張開,坡肩下沉,局部傾倒變形加劇,并在前緣產(chǎn)生鼓起變形。眾所周知,巖土體若在動力的某一作用方向出現(xiàn)剪切失穩(wěn),由于作用時間短暫,它可能造成一次躍變剪切位移而并不破壞。但多次位移的累積,如果使剪切面中某些鎖固段被突破,或越過某些突起體,造成抗剪強度顯著消弱,則有可能導致最終破壞。

d.前緣坡腳鼓出。坡腳部位本身就是斜坡中應力差和最大剪應力最高的部位,為最大剪應力增高帶,在動力擾動作用下,也最容易發(fā)生變形和破壞;特別是當坡體整體的變形和位移累積發(fā)展到一定程度時,前緣坡腳不足以抵抗其失穩(wěn)下滑力時,即在坡腳前緣發(fā)生剪出變形。

e.拋起式潰滑剪出。由于動力作用,減弱了巖體中節(jié)理面間及覆蓋層內(nèi)的黏結力,使得坡體表部強風化層和覆蓋層抗拉強度大幅度降低并且發(fā)生大范圍的松動,為巖土體崩落造成了條件。在動力的脈動性作用下,巖土體受到突然的加荷與卸荷作用,基于本身的慣性力,原來處于極限平衡狀態(tài)下的巖體就會失穩(wěn),出現(xiàn)不同于非動力作用突發(fā)性的抖篩拋出式潰滑剪出現(xiàn)象。

4 結論

a.從歷史演變的角度可以將反傾板裂巖體結構邊坡受動力擾動情況下的變形破壞過程概括為3個階段,即傾倒變形階段(潛伏階段)、坡體震裂階段(觸發(fā)累積階段)和坡體潰滑階段(能量釋放階段)。特別是具有長期效應的傾倒變形階段是整個坡體動力失穩(wěn)的最基本條件,決定了坡體失穩(wěn)機制、類型和規(guī)模。

b.在動力作用下,反傾板裂巖體邊坡的變形破壞演化過程主要表現(xiàn)為巖土體松動碎裂-后緣坡肩拉裂-裂縫發(fā)展和變形位移累積-前緣坡腳鼓出-拋起式潰滑剪出的過程,和其他巖體邊坡不同的特點是變形位移累積階段伴隨明顯的彎曲變形特點。

c.在動荷載作用下,由于動應力的觸發(fā)和累積效應,應力波可在裂隙或軟弱夾層中產(chǎn)生反射應力波,造成瞬間拉應力,造成巖體的進一步破裂、破碎。當遇到軟硬相間巖層時,由于彈性模量不同,產(chǎn)生的反射波為拉伸波,在界面處產(chǎn)生拉應力,并且兩類介質(zhì)的彈模值相差越大,拉應力數(shù)值越高。

d.動力持續(xù)時間對邊坡的破壞程度起著決定性作用。由于反復的瞬時加荷和卸荷引起臨空面附近巖體內(nèi)部應力重分布,造成局部應力集中效應,在張應力集中帶沿先期破裂面形成拉裂破壞;且隨震動時間的延長,拉裂破壞不斷延伸、貫通。多次加載、卸載形成變形位移的累積,如果使剪切面中某些鎖固段被突破,或越過某些突起體,造成抗剪強度顯著消弱,則導致最終破壞。

e.由于動力作用,坡體表部強風化層和覆蓋層抗拉強度大幅度降低并且發(fā)生大范圍的松動,加之動力作用的脈動性,巖土體受到突然的加荷與卸荷作用,基于本身的慣性力,原來處于極限平衡狀態(tài)下的巖體就會失穩(wěn),出現(xiàn)不同于非動力作用突發(fā)性的抖篩拋出式潰滑剪出現(xiàn)象;且在整體失穩(wěn)過程中,坡體拋出物質(zhì)進一步分解破碎,直至震動停止。

由于地質(zhì)原型的復雜性和多樣性,相似模型不可能完全重現(xiàn)原型受動力擾動后的震動相應機制;但是,作為一項失穩(wěn)機制研究,對于反傾板裂巖體在動力作用下整體破壞機制仍提供了有力的依據(jù)。根據(jù)前述試驗結果,對于軟硬相間巖層組成的反傾板裂巖體邊坡,其加固防護設計應采用坡表框架錨固(穿過強風化巖層)、坡肩減載高強錨固、前緣抗滑支擋、軟巖加固和坡表排水相結合的綜合治理措施。

[1]孫廣忠.論“巖體結構控制論”[J].工程地質(zhì)學報,1993,1(1):14-18.

[2]谷德振.巖體工程地質(zhì)力學基礎[M].北京:科學出版社,1977.

[3]孫廣忠.論巖體力學模型[J].地質(zhì)科學,1984,19(4):423-428.

[4]孫廣忠,張文彬.一種常見的巖體結構 板裂結構及其力學模型[J].地質(zhì)科學,1985,20(3):275-282.

[5]倪國榮,葉梅新.“板裂”結構巖體的力學分析法[J].巖土工程學報,1987,9(1):99-108.

[6]Goodman R E,Bray J W.Toppling of rock slopes[C]//Proceedings,Specialty Conference on Rock Engineering for Foundations and Slopes.1977:201-34.

[7]黃潤秋,王崢嶸,許強.反傾向?qū)訝罱Y構巖體邊坡失穩(wěn)破壞規(guī)律研究[C]//1993～1994年學術年報:工程地質(zhì)研究進展.成都:西南交通大學出版社,1994:61-73.

[8]伍法權.云母石英片巖斜坡彎曲傾倒變形的理論分析[J].工程地質(zhì)學報,1997,5(4):306-311.

[9]韓貝傳,王思敬.邊坡傾倒變形的形成機制與影響因素分析[J].工程地質(zhì)學報,1999,7(3):213-217.

[10]陳紅旗,黃潤秋.反傾層狀邊坡彎曲折斷的應力及撓度判據(jù)[J].工程地質(zhì)學報,2004,12(3):243-246,273.

[11]程東幸,劉大安,丁恩保,等.層狀反傾巖質(zhì)邊坡影響因素及反傾條件分析[J].巖土工程學報,2005,27(11):1362-1366.

[12]程東幸,劉大安,丁恩保,等.反傾巖質(zhì)邊坡變形特征的三維數(shù)值模擬研究 以龍灘水電站工程邊坡為例進行三維變形特征分析[J].工程地質(zhì)學報,2005,13(2):222-226.

[13]劉紅巖,秦四清.層狀巖石邊坡傾倒破壞過程的數(shù)值流形方法模擬[J].水文地質(zhì)工程地質(zhì),2006,33(5):22-25.

[14]蔣良濰,黃潤秋.反傾層狀巖體斜坡彎曲-拉裂兩種失穩(wěn)破壞之判據(jù)探討[J].工程地質(zhì)學報,2006,14(3):289-294,429.

[15]鄒麗芳,徐衛(wèi)亞,寧宇,等.反傾層狀巖質(zhì)邊坡傾倒變形破壞機理綜述[J].長江科學院院報,2009,26(5):25-30.

[16]白占平,曹蘭柱,駱中洲.礦山層狀反傾邊坡巖體移動規(guī)律的試驗研究[J].工程地質(zhì)學報,1997,5(1):80-85.

[17]郝建斌,門玉明,彭建兵.反傾層狀巖體邊坡變形破壞振動試驗研究[J].山西建筑,2005,31(19):86-87.

[18]左保成,陳從新,劉小巍,等.反傾巖質(zhì)邊坡破壞機制模型試驗研究[J].巖石力學與工程學報,2005,24(19):3505-3511.

[19]張倬元,王士天,王蘭生.工程地質(zhì)分析原理[M].北京:地質(zhì)出版社,1994.