方 薇, 周志剛, 彭錦藝

(1.長沙理工大學 交通運輸工程學院，湖南 長沙 410004;2.道路災變防治及交通安全教育部工程研究中心，湖南 長沙 410004)

?

低含水率砂土邊坡離心模型試驗與數(shù)值模擬

方 薇1,2, 周志剛1, 彭錦藝1

(1.長沙理工大學 交通運輸工程學院，湖南 長沙 410004;2.道路災變防治及交通安全教育部工程研究中心，湖南 長沙 410004)

針對低含水率砂土邊坡失穩(wěn)過程中的應力應變場演變過程和水分遷移規(guī)律，采用離心模型試驗與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法進行研究。此外，分析了低含水率砂土似黏聚力的產(chǎn)生原因，提出了其計算方法，并闡明了低含水量非飽和砂土抗剪強度出現(xiàn)峰值效應的機理。研究表明：各模型均呈淺表層崩塌，對應的失穩(wěn)破壞離心加速度值分別為24.6g，44.3g和40.0g。隨著離心加速度增加，應力梯度增大，剪應變從靠近坡腳處向坡頂逐步發(fā)展，最終在坡體內(nèi)形成了塑性貫通的滑裂面，邊坡發(fā)生滑動失穩(wěn)。離心試驗后水分明顯向坡體深處轉(zhuǎn)移，淺部含水量在殘余含水量附近波動。當土水特征曲線擬合參數(shù)與基質(zhì)吸力二者滿足一定關(guān)系式時，低含水率砂土的似黏聚力將出現(xiàn)極大值。

道路工程；砂土邊坡；離心試驗；水分遷移；低含水率

0 引言

二十多年來，我國高速公路建設取得了舉世矚目的巨大成就。從1988年滬嘉高速公路的建成通車實現(xiàn)中國大陸高速公路零的突破，到2013年底，高速公路通車總里程達到10.4×104km超過美國躍居世界第一。隨著國家主干道計劃(“五縱七橫”規(guī)劃)的實施，建設重點逐步向地形復雜地區(qū)轉(zhuǎn)移，長大隧道及高跨、長跨橋梁占的比例也起來越大，同時高速公路的平均造價也大幅度提高。從20世紀90年代開始，中國進入了公路建設快速發(fā)展的時期，投資數(shù)量大，開工項目多。許多相關(guān)工程由于尺度大、結(jié)構(gòu)復雜、環(huán)境特殊，給巖土工程學科帶來了重大的挑戰(zhàn)和機遇。在這樣的背景下，以巖土離心機為代表的物理模型試驗設備得到了長足發(fā)展。

離心模型試驗是通過研究小比例尺模型在離心加速度場中的變形破壞過程來直觀揭示原型變形破壞機理的模擬試驗技術(shù)。若研究對象的主要影響因素是重力作用，且模型與原型之間滿足特定的相似條件(幾何相似、運動相似和動力相似)，離心模型試驗能很好地反映原型的性態(tài)。

邊坡穩(wěn)定問題是土力學三大經(jīng)典問題之一，邊坡破壞大多是由于土體自重以及和自重有關(guān)的其他因素引起的，離心模型試驗可以為邊坡破壞形態(tài)和失穩(wěn)機理的研究提供一種有力手段[1-4]。劍橋大學Avgherinos和Schofield最早在離心機上開展邊坡失穩(wěn)機理研究[5]，研究了水位驟降引發(fā)的邊坡失穩(wěn)過程。美國科羅拉多州Denver開墾局針對無黏性土坡做了9組33個離心模型試驗[6]，具體研究了在土體摩擦角、邊坡傾角、加載方式和土體相對密度等因素影響下土坡的極限承載力，并將之與滑移線法、極限平衡法、有限分析法進行了比較，而且首次運用模型的模擬(modeling of models)方法驗證了模擬的有效性。Myong等人[7]通過一系列不同尺寸、不同加速度的離心模型試驗研究了半飽和粒狀土質(zhì)邊坡的穩(wěn)定性，發(fā)現(xiàn)不管模型的尺寸如何，都能得到相同的臨界高度。謝永利[8]選取黃土塬開挖路段非擾動黃土為試樣，制作了不同坡型的試驗模型，并進行了離心模型試驗，研究了黃土公路路塹邊坡不同坡型的變形與破壞的發(fā)展過程、破壞特征及設計參數(shù)的確定。于玉貞[9]研究了砂土邊坡的地震響應規(guī)律，采用El Centro波作為地震輸入，在50倍重力加速度條件下進行了邊坡動力離心模型試驗。

土工離心試驗的應用研究日益廣泛，但目前人們對其認識水平仍然十分有限，對其相關(guān)技術(shù)手段的研究也存在著種種不足[10]。有鑒于此，中國水利學會巖土專業(yè)委員會離心機與物理模擬分委員會商討決定，2013年11月在浙江大學舉辦第7屆全國巖土工程物理模擬學術(shù)研討會，并由浙江大學在會議召開之前組織國內(nèi)土工離心機實驗室開展離心模型平行試驗。試驗內(nèi)容包括：砂土模型制備方法、單樁靜載試驗和砂土邊坡穩(wěn)定等3項試驗內(nèi)容(統(tǒng)一提供試驗材料)。試驗目的是對比各實驗室砂土制備方法的準確性和均勻性，并以樁基礎和邊坡穩(wěn)定平行試驗為例說明離心試驗的可重復性和可靠性，分析不同試驗技術(shù)對試驗結(jié)果的影響，為各實驗室提供相互借鑒和學習的機會，向工程界推廣離心模擬試驗方法，推動國內(nèi)離心模型試驗技術(shù)規(guī)范化和標準化。邊坡穩(wěn)定性平行試驗參加單位包括中國水利水電科學研究院、長江科學院、浙江大學、長沙理工大學、大連理工大學、同濟大學。本文總結(jié)了我單位邊坡穩(wěn)定性平行試驗的主要研究成果，以期為其他學者的類似研究提供案例參考。

1 物理測量與數(shù)值模擬

限于離心模型的尺寸和測量儀器條件等，目前仍難以在不對小比例模型造成影響的條件下對離心模型試驗過程中邊坡的應力場進行準確、全面的測量，即使在有限的模型空間中埋入大量精度很高的測量元件，其測量結(jié)果的可靠性也難以得到保證。

數(shù)值模擬可方便地計算出邊坡應力場和位移場及其變化過程，但由于本構(gòu)模型、計算理論及參數(shù)選取等方面的困難，其結(jié)果不能很好地用于評價實際邊坡特性[11]，在無其他方法參照時，常常被用于定性而非定量研究，這也是實際工程中不單一使用數(shù)值模擬作為研究手段的主要原因之一。

離心模型試驗可以為數(shù)值模擬等其他研究方法提供真實可靠的依據(jù)，相反地，數(shù)值模擬為物理試驗提供了堅實的理論基礎。若將數(shù)值模擬試驗與離心模型試驗結(jié)合起來，揚長避短，不失為一種邊坡穩(wěn)定性研究的有效途徑?；谏鲜隼碛桑疚牟捎昧宋锢頊y量與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法來確定離心模型試驗過程中邊坡應力應變場的變化過程，即首先通過離心模型試驗確定邊坡位移場(破壞形態(tài)和滑動面的位置等)，再根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果進行反演確定模型參數(shù)，在此基礎上獲得邊坡的破壞過程與特性。該法可以有效地彌補兩種方法的不足之處，并為研究邊坡失穩(wěn)破壞機理提供更為豐富的依據(jù)。

2 砂土邊坡失穩(wěn)離心模型試驗

2.1 試驗裝置與試驗材料

試驗裝置采用長沙理工大學的TLJ-150A型土工離心試驗機(圖1)，該設備主要由主機機械系統(tǒng)和電氣系統(tǒng)組成。主機機械系統(tǒng)包括轉(zhuǎn)動系統(tǒng)和傳動系統(tǒng)、拖動系統(tǒng)、稀油潤滑系統(tǒng)、輔助系統(tǒng)；電氣系統(tǒng)包括拖動控制系統(tǒng)、動平衡調(diào)整與保護系統(tǒng)、數(shù)據(jù)測量系統(tǒng)和攝影(像)系統(tǒng)等。其主要參數(shù)如下：最大承載能力為150 g·t，懸臂長為3.5 m，吊籃尺寸為1.168 m(長)×0.92 m(寬)×1.5 m(高)，模型箱尺寸為0.9 m(長)×0.36 m(寬)×0.7 m(高)。

圖1 TLJ-150A型土工離心機Fig.1 TLJ-150A geotechnical centrifuge

試驗材料為福建標準砂，其相關(guān)參數(shù)如圖2、圖3和表1、表2所示。

圖2 試驗用砂的粒徑分布曲線Fig.2 Particle size distribution curve of test sand

圖3 離心模型試驗用砂土水特征曲線Fig.3 Soil-water characteristic curve of sand used in centrifugal model test

平均粒徑/mm土粒比重最大空隙比最小空隙比016263309520607

表2 砂土試樣的基質(zhì)吸力

2.2 試驗方案及說明

試驗共含3個對比試驗項目，如表3所示。

表3 邊坡失穩(wěn)離心模型試驗

(1)由于砂土用量較大，可直接在地上摻拌(地上鋪設塑料防水布)，為了較好地控制土樣含水量，摻拌完畢后，取不同位置處的備樣土料進行含水量測試以觀察其均勻性。土樣保存時，應將土樣裝箱密封，盡量減少水分揮發(fā)。

(2)邊坡坡高30 cm(坡腳下留10 cm厚的土層)，采用水平分層填土壓實后再削坡的方式制作。模型箱內(nèi)壁粘貼標尺，配合直尺等工具，以保證坡面位置與坡角的準確性；模型箱吊運、就位時應避免擾動；同時，模型箱側(cè)壁涂潤滑油以減小摩擦。為了減小邊界影響，坡腳、坡肩邊緣距離模型箱前后邊界的距離不小于邊坡高度。

(3)模型填筑采用分層擊實法，每層厚度取5 cm。擊實夯底板面積約20 cm×10 cm，板厚約3 cm，底板一側(cè)粘貼厚橡膠塊以減小對玻璃板的擦傷。擊實路線：從模型箱一側(cè)沿寬度方向逐步夯實，兩次連續(xù)夯實面保持一定部分重疊，夯實路線呈“弓”字形。為保證土樣的均勻性和平整性，每層擊實路線和擊實力度盡量保持一致。

(4)模型箱在離心機上的安裝方式見圖4。試驗中逐級增大加速度，每級增大4g，每級加速度穩(wěn)定運行2 min后再增至下一級，直到邊坡破壞(見圖5)。根據(jù)前人已有經(jīng)驗，砂土邊坡最有可能發(fā)生淺層破壞，且破壞發(fā)生得比較突然。試驗過程中直接通過攝像頭觀察崩塌過程來確定破壞發(fā)生時的離心加速度值。

圖4 模型箱布置方式Fig.4 Model installation

圖5 離心加速度上升過程(破壞前)Fig.5 Centrifugal acceleration increment processes (before damage)

(5)為了考察邊坡模型中的水分遷移規(guī)律，在離心試驗前后分別對土體不同部位進行薄壁取樣測試，獲得相應的含水量分布情況。

2.3 試驗結(jié)果與分析

試驗表明：3個模型均為淺表層崩塌，且破壞發(fā)生得非常突然(試驗前后對比情況見圖6)，對應的失穩(wěn)破壞g值分別為24.6g，44.3g和40.0g。當坡角從65°(方案B)增至75°(方案A)時，破壞g值顯著減?。划敽繌?%(方案B)增至8%(方案C)時，破壞g值同樣有所減小。原因主要有以下兩點：(1)根據(jù)非飽和土的抗剪強度理論，隨著飽和度的增大，抗剪強度逐漸減小，邊坡抵抗失穩(wěn)的能力變差；(2)離心運動時產(chǎn)生的滲流對砂土骨架有推擠、拖曳的作用，加速了邊坡失穩(wěn)。

此外，含水量測試表明，試驗前坡體各處含水量大致相近；而試驗后，由于受到強大離心力的作用，水分明顯向坡體深處轉(zhuǎn)移。由圖7(a)可見，對于不同邊坡模型，在取樣范圍內(nèi)，其含水量隨著深度的增加大致呈加速遞增的趨勢。從圖7(b)可知：對于模型A和B，坡體內(nèi)部(30 cm深度范圍以內(nèi))含水量變化幅度不大(2%以內(nèi))；但對于模型C，坡體含水量出現(xiàn)了顯著減小。同時，由于水分遷移，各邊坡模型的地基中，含水量均出現(xiàn)了不同程度的增長，試驗結(jié)束時各模型箱底部均出現(xiàn)了少量滲水，說明靠近箱底的地基土已經(jīng)完全飽和。

由于水分的遷移與砂土的基質(zhì)吸力是密切相關(guān)的，當離心力大于砂土基質(zhì)吸力時，水分發(fā)生離心運動。各邊坡模型雖然起始含水量并不一致，但試驗后的坡體內(nèi)部含水量都較為均衡，并在某一定值附近波動，即殘余含水量，該含水量與土水特征曲線中的殘余含水量有很好的一致性。對于本次試驗，該含水量約為(3.75±0.75)%，這就很好地解釋了離心試驗中起始含水量越高，試驗前后坡體含水量變化越大的原因。

圖6 離心試驗前后邊坡模型對比(從左至右分別對應模型A，B，C)Fig.6 Comparison of slope models in centrifugal tests (from left to right: model A, model B and model C)

圖7 離心試驗后含水量沿深度的分布Fig.7 Distributions of water content after centrifugal test

3 砂土邊坡失穩(wěn)的數(shù)值模擬

本研究中采用美國Itasca公司開發(fā)的FLAC(Fast Lagrangian Analysis of Continua)程序，這是因為Flac采用顯式有限差分格式來求解場的控制微分方程，可準確地模擬材料的屈服、塑性流動、軟化直至大變形，因此在求解邊坡破壞問題時具有較大的優(yōu)越性。

3.1 數(shù)值計算模型

邊坡網(wǎng)格模型尺寸與離心試驗模型一致，底部為固定邊界，左右兩端無水平位移，頂部為自由邊界。通過網(wǎng)格的生成和消去來模擬離心試驗模型的填筑和開挖過程，并通過改變重力加速度大小的方式來實現(xiàn)離心加速度的變化。

計算中土體采用M-C模型，該模型參數(shù)主要包括彈性體積模量K、彈性切變模量G、黏聚力c、內(nèi)摩擦角φ、剪脹角ψ和抗拉強度σt，收斂標準采用Flac默認的收斂標準，即體系最大不平衡力與典型內(nèi)力的比率小于定值10-5時，計算終止。安全系數(shù)求解采用非關(guān)聯(lián)流動法則。

3.2 參數(shù)反演

根據(jù)相關(guān)文獻資料[12-13]，密實砂土的ψ取為15°，K，G分別取66.7 MPa和18.2 MPa，忽略砂土黏聚力和抗拉強度的影響。在邊坡安全系數(shù)計算時，僅考慮內(nèi)摩擦角對于抗剪強度的貢獻。根據(jù)極限平衡條件，可反演確定模型計算參數(shù)，其反演結(jié)果分別為：φ=75.9°(模型A)、65.6°(模型B)、65.8°(模型C)。

為了評估彈性體積模量和彈性切變模量的影響，筆者補充進行了4組對比試驗：①K=66.7 MPa，G=18.2 MPa；②K=6.67 MPa，G=1.82MPa；③K=66.7 MPa，G=1.82 MPa；④K=6.67 MPa，G=18.2 MPa。為了評估剪脹角的影響，也進行了3組對比試驗：①ψ=10°；②ψ=15°；③ψ=20°。以上7種條件下，邊坡安全系數(shù)改變均不超過2%，應力場和應變場的改變也非常微小。

由于砂土中存在基質(zhì)吸力，密實濕砂常常具有一定的似黏聚力。但是在前述參數(shù)反演中，已經(jīng)排除了彈性體積模量K、彈性切變模量G、剪脹角ψ、抗拉強度σt的影響，故而在數(shù)值模擬中僅考慮砂土的內(nèi)摩擦角是不盡合理的，這一內(nèi)摩擦角可以看作是綜合內(nèi)摩擦角或等效內(nèi)摩擦角，它實際上包含著似黏聚力的影響，故反演結(jié)果偏大。更準確和合理的方式應該是將這種似黏聚力納入考慮，并在特定條件下對二者同時進行反演(否則無法獲取唯一解)。例如，對于材料相同的模型A和B分別進行反演，通過假定不同的似黏聚力來獲得實際內(nèi)摩擦角，可以得到兩條反演曲線，其交點即對應著砂土的似黏聚力和內(nèi)摩擦角。從圖8可以得到模型A與B的實際材料參數(shù)約為：c=4.6 kPa，φ=50.2°。

圖8 似黏聚力與實際內(nèi)摩擦角相關(guān)曲線Fig.8 Relations between apparent cohesion and real internal friction angle

3.3 邊坡破壞過程分析

基于反演所得的實際參數(shù)，可以獲取離心模型試驗過程中邊坡應力場等的變化情況。這里以模型B為例，給出邊坡在15g，30g，35g，40g和破壞加速度 44.3g作用下的應力場和應變場，如圖9所示。

可以看出，隨著離心加速度增加，邊坡的應力和變形都在逐漸增大，水平和豎向應力梯度也明顯增大，但坡體內(nèi)應力總體上分布較為均勻。坡體后部深處應力水平較高，而坡腳處應力集中現(xiàn)象逐漸顯著。由剪應變增量圖可以看出，隨著轉(zhuǎn)速的增加，剪應變從靠近坡腳處向坡頂逐步發(fā)展、延伸，最終在44.3g的離心加速度作用下，坡體內(nèi)形成了塑性貫通的滑裂面，邊坡發(fā)生滑動失穩(wěn)。

4 關(guān)于問題的進一步討論

4.1 關(guān)于Donald現(xiàn)象的微觀解釋

Donald現(xiàn)象，即低含水率的非飽和砂土的抗剪強度隨基質(zhì)吸力增大而增大，但當基質(zhì)吸力增大到某一閥值時，抗剪強度轉(zhuǎn)而下降，抗剪強度曲線呈現(xiàn)山峰效應。對于砂土邊坡離心試驗，相較于完全干燥或含水量為8%的邊坡，含水量為5%的邊坡更加穩(wěn)定，因而能抵抗更大的離心力作用，這一現(xiàn)象已為前文所證實。

圖9 離心模型試驗過程中邊坡的應力場與剪應變增量場(從上至下分別為15g，30g，35g，40g和44.3g)Fig.9 Stress and SSI fields of slope in model test (from top to bottom: 15g, 30g, 35g, 40g and 44.3g respectively)

Donald現(xiàn)象與非飽和砂土的微觀結(jié)構(gòu)是密不可分的。由圖10可見，非飽和砂土中存在水-氣-土三相共存的體系，氣-水界面(水膜)表面張力的反作用力作用在土粒上，對土粒產(chǎn)生壓應力[14-16]，從而造成似黏聚力。土體接近飽和時，基質(zhì)吸力接近于零，此時水膜面積也很小，故土體中不會產(chǎn)生明顯的似黏聚力；飽和砂土的含水量減少時，空氣氣泡將會變大并與顆粒表面搭接，水膜面積也隨之增大，當基質(zhì)吸力趨于某一定值時，砂土似黏聚力達到峰值；含水量繼續(xù)減小時，水膜總面積開始收縮、減小，基質(zhì)吸力作用面積減小，且此時基質(zhì)吸力的提高已經(jīng)不足以抵消水膜減少的影響，于是似黏聚力開始降低。綜上所述，最終在低含水量砂土中出現(xiàn)了“Donald效應”。

圖10 不同含水量時的砂土微觀結(jié)構(gòu)簡圖Fig.10 Microstructure of sand with different water contents

4.2 砂土的抗剪強度參數(shù)

由非飽和土抗剪強度理論，有：

τf=c′+(σn-ua)ftanφ′+(ua-uw)ftanφb。(1)

于是得到砂的似黏聚力計算式如下：

(2)

式中，c′為有效凝聚力；φ′為有效內(nèi)摩擦角；(σn-ua)f為破壞時破壞面上的凈法向應力；(ua-uw)f為破壞時破壞面上的基質(zhì)吸力；φb表示因基質(zhì)吸力增加引起抗剪強度增加的曲線的傾角。大量研究表明，φb隨基質(zhì)吸力改變而波動，一般來說，低基質(zhì)吸力下的φb約等于φ′，基質(zhì)吸力增大時φb逐步趨于零。

Vanapalli等人曾提出φb與土的體積含水率間的關(guān)系式：

(3)

式中，θ為體積含水率；θs和θr分別為飽和含水率和殘余含水率。

對于砂性土，可采用van Genuchten提出的土-水特征曲線模型：

(4)

式中α，n和m為非線性回歸系數(shù)且均大于零，同時有m=1-1/n。

將式(3)、(4)代入式(2)，有：

(5)

為書寫簡潔起見，令S=ua-uw，則有：

(6)

由前文可知，素砂處于完全干燥或飽和狀態(tài)時，似黏聚力均為零，故飽和度為[0，1]區(qū)間內(nèi)必存在一極大值，且當似黏聚力隨基質(zhì)吸力(或飽和度)變化而出現(xiàn)極大值時，有式(7)成立：dc砂/dS=0，亦即：

(7)

考慮到m=1-1/n，得：

(8)

圖11 黏聚力隨基質(zhì)吸力的變化情況(φ′=30°)Fig.11 Relations between cohesion and matric suction

對于砂性土，當土水特征曲線擬合參數(shù)與基質(zhì)吸力二者的關(guān)系滿足式(8)時，砂土似黏聚力將出現(xiàn)極大值，為了對其規(guī)律性有更直觀的認識，似黏聚力參數(shù)影響情況可繪制如圖11所示?？梢姡瑢τ诳刂茀?shù)α為常數(shù)的情形，基質(zhì)吸力處于較低水平時，各曲線幾乎完全重合;當基質(zhì)吸力大于某一定值且n增大時(n>2)，曲線有加速下沉的趨勢;隨著n的增大，似黏聚力峰值對應的基質(zhì)吸力有所減小，同時似黏聚力的數(shù)值也有一定程度的降低。對于控制參數(shù)n為常數(shù)的情形，似黏聚力峰值出現(xiàn)前的曲線段斜率基本一致，峰值大小與α成正比例關(guān)系；隨后曲線均單調(diào)下降，且α越大，似黏聚力降低越快。

5 結(jié)論

(1)砂土邊坡離心試驗模型均呈淺表層崩塌，且破壞發(fā)生得非常突然。隨著離心加速度增加，坡腳處應力集中逐步顯著。隨著坡體內(nèi)塑性區(qū)的逐漸貫通，邊坡開始滑動。

(2)離心試驗中水分向深部遷移，各邊坡模型雖然起始含水量并不一致，但試驗后的坡體內(nèi)部含水量都較為均衡，并在某一殘余含水量附近波動，該含水量與土水特征曲線中的殘余含水量有很好的一致性。對于本次試驗，該含水量約為(3.75±0.75)%。

(3)由于砂土中存在基質(zhì)吸力，非飽和濕砂常常具有一定的似黏聚力。似黏聚力可以由式(5)計算，其大小與土水特征曲線擬合參數(shù)α，n和有效內(nèi)摩擦角有關(guān)，當式(8)成立時，砂土似黏聚力將出現(xiàn)極大值。

[1] 油新華,李曉. 國外離心模型試驗技術(shù)在邊坡工程中的應用現(xiàn)狀與展望[J]. 工程地質(zhì)學報,2000,8(4):442-445.

YOU Xin-hua, LI Xiao. Current Status and Prospect of Application of Centrifugal Model Test to Slope Engineering[J]. Journal of Engineering Geology, 2000,8(4):442-445.

[2] 姚裕春,姚令侃. 降雨條件下邊坡破壞機理離心模型研究[J]. 中國鐵道科學,2004,25(4):64-68.

YAO Yu-chun, YAO Ling-kan. Analysis of a Centrifugal Model of Slope Damage Mechanism during Rainfall [J]. China Railway Science, 2004,25(4):64-68.

[3] 陳強,孟國偉. 砂性土邊坡穩(wěn)定性離心模型試驗研究[J]. 水文地質(zhì)工程地質(zhì), 2011, 38(2):58-62.

CHEN Qiang, MENG Guo-wei. Centrifuge Model Tests on the Stability of Sandy Soil Slopes[J]. Hydrogeology and Engineering Geology, 2011,38(2):58-62.

[4] 黃井武,陳曉平. 路塹邊坡施工過程離心模型試驗及數(shù)值模擬研究[J]. 巖土力學,2010,31(增2):422-427.

HUANG Jing-wu, CHEN Xiao-ping. Centrifugal Model Test and Numerical Analysis of Cutting Slope during Construction[J]. Rock and Soil Mechanics, 2010,31(S2): 422-427.

[5] AVGHERINOS P J, SCHOFIELD A N. Drawdown Failures of Centrifuged Models[C]//Proceedings of the Seventh International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering. Mexico: [s.n.], 1969: 497-505.

[6] GEMPERLINE M C, KO H Y. Centrifugal Model Tests for Ultimate Bearing Capacity of Footings on Steep Slopes in Cohesionless Soils[C]// Proceedings of a Symposium, the Application of Centrifuge Modelling to Geotechnical Design. Manchester: A A Balkema, 1988: 203-221.

[7] KIM M M, KO H Y. Centrifugal Testing of Soil Slope Models[J]. Transportation Research Record ，1982：872：7-14.

[8] 謝永利,胡晉川.黃土公路路塹邊坡穩(wěn)定性狀離心模型試驗[J].中國公路學報,2009, 22(5): 1-7.

XIE Yong-li, HU Jin-chuan. Centrifugal Model Test for Stability Characteristics of Highway Cut Slope in Loess[J]. China Journal of Highway and Transport, 2009, 22(5): 1-7.

[9] 于玉貞,鄧麗軍.砂土邊坡地震動力響應離心模型試驗[J].清華大學學報：自然科學版,2007, 47(6):789-792.

YU Yu-zhen, DENG Li-jun. Centrifuge Model Test of the Seismic Response Behavior of a Sand Slope[J]. Journal of Tsinghua University：Science and Technology Edition, 2007, 47(6): 789-792.

[10]肖紅兵, 蔣關(guān)魯, 王景芝. 深厚全風化花崗巖鐵路地基沉降離心模型試驗研究[J]. 公路交通科技, 2010, 27(8): 40-44.

XIAO Hong-bing, JIANG Guan-lu, WANG Jing-zhi. Experimental Research on Settlement of Railway Embankment on Deep Layer Completely Decomposed Granite Foundation Based on Centrifugal Model Test[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2010,27(8):40-44.

[11]張嘎,王愛霞. 邊坡破壞過程離心模型試驗的應力位移場研究[J]. 巖土力學,2008,29(10):2637-2641.

ZHANG Ga, WANG Ai-xia. Study of Stress and Displacement Fields in Centrifuge Modeling of Slope Progressive Failure[J]. Rock and Soil Mechanics, 2008,29(10): 2637-2641.

[12]Itasca Consulting Group, Inc. Flac3D User Manuals[M]. Minnesota: Itasca Consulting Group Inc., 2005.

[13]《工程地質(zhì)手冊》編寫委員會.工程地質(zhì)手冊[M]. 4版.北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 2007.

Compile Committee of Handbook of Engineering Geology. Handbook of Engineering Geology[M]. 4th ed. Beijing: China Building Industry Press, 2007.

[14]FREDLUND D, RAHARDJO H. Soil Mechanics for Unsaturated Soils [M]. New York: Wiley, 1993.

[15]林鴻州, 李廣信, 于玉貞, 等. 基質(zhì)吸力對非飽和土抗剪強度的影響[J]. 巖土力學, 2007, 28(9): 1932-1936.

LIN Hong-zhou, LI Guang-xin, YU Yu-zhen, et al. Influence of Matric Suction on Shear Strength Behavior of Unsaturated Soils[J]. Rock and Soil Mechanics, 2007, 28(9): 1932-1936.

[16]董倩,侯龍.基質(zhì)吸力對非飽和粉質(zhì)砂土抗剪強度的影響[J].中南大學學報：自然科學版,2012,43(10):4017-4021.

DONG Qian, HOU Long. Influence of Matric Suction on Shear Strength of Unsaturated Silty Sand[J]. Journal of Central South University: Science and Technology Edition, 2012, 43(10): 4017-4021.

Centrifugal Model Test and Numerical Simulation of Sandy Slope with Low Moisture

FANG Wei1,2, ZHOU Zhi-gang1, PENG Jin-yi1

(1. School of Traffic and Transportation Engineering, Changsha University of Science & Technology, Changsha Hunan 410004, China;2. Engineering Research Center of Catastrophic Prophylaxis and Treatment of Road & Traffic Safety of Ministry of Education,Changsha Hunan, 410004, China)

By adopting centrifugal model test and numerical simulation, the development and the regularity of moisture migration of stress-strain field during failure of sandy slope with low water content is studied. Additionally, the cause of “apparent cohesion” of low water content sand is analyzed, its calculation method is suggested, and the mechanism of peak effect of shear strength in unsaturated sand with low water content is clarified. The research shows that (1) all models present sudden shallow collapse, and the corresponding unstable failure centrifugal acceleration values are 24.6g, 44.3gand 40.0grespectively; (2) with the increase of centrifugal acceleration, stress gradient became higher, shear strain developed from slope foot towards top and finally formed slip surface with run-through plastic zone in the slope; (3) after centrifugal test, water transferred downward distinctly, and shallow sand layer remained at a “residual moisture”; (4) when the fitting parameters of soil-water characteristic curve and the matric suction satisfies certain equations, the “apparent cohesion” of low water content sand would reach a maximum value.

road engineering; sandy slope; centrifugal test; moisture migration; low moisture

2015-04-20

國家自然科學基金項目(51408059)；道路災變防治及交通安全教育部工程研究中心開放基金項目(kfj130302)

方薇(1984-)，男，湖南岳陽人，工學博士.(fangwei5642366@163.com)

10.3969/j.issn.1002-0268.2016.09.007

U416.1+4

A

1002-0268(2016)09-0038-08