交河故城崖体拉裂-倾倒破坏模式

袁炳祥，谌文武,，滕 军，陈 锐

(1. 哈尔滨工业大学 深圳研究生院，广东 深圳 518055；2. 兰州大学 西部灾害与环境力学教育部重点实验室，兰州 730000；3. 兰州大学 土木工程与力学学院，兰州 730000)

1 前 言

位于新疆吐鲁番的交河故城遗址是第一批全国重点文物保护单位，在自然和人为环境的影响下，已经遭受了严重的破坏[1－2]，尤其是近些年来，崖体的破坏已经危害到本体的保护，引起了国家文物局的高度重视。为了避免整体破坏，国家文物局组织了敦煌研究院、兰州大学、西北大学等单位进行了大量的科研工作[1－3]，并实施了相应的抢险加固工程。

通过大量的现场勘察发现，砂层严重风蚀和次生卸荷裂隙发育部位的崖体破坏较严重，是崖体加固的重要部分，要从根本上解决崖体的病害，必须深入研究其变形破坏机制。有限元软件具有能够考虑土体的非线性弹塑性本构关系、动态模拟土体的失稳过程及滑移面形状等优点，被广泛应用到边坡岩土体工程[4－6]。本文运用有限元软件ANSYS模拟崖体在差异风蚀和次生卸荷裂隙作用下的变形破坏模式。为了对比分析数值模拟结果，通过底面摩擦试验模拟崖体拉裂-倾倒破坏演化过程。底面摩擦法是模拟重力的最常用方法之一，可以模拟整个破坏过程，并可以根据情况实时观测试验过程的各个细节，因此被应用于边坡稳定性的研究[7－9]，但这种方法极少应用于土遗址保护研究。为了检验数值模拟的可靠性，依托交河故城典型崖体模型开展崖体变形破坏演化过程的物理模拟试验，剖析砂层风蚀和次生卸荷裂隙对崖体变形破坏的影响，提出有效的崖体加固方案。

2 崖体拉裂-倾倒破坏模式

交河崖体主要由黄色粉质黏土层、淡黄色粉土层和黑色砂层组成，具有明显的分层特征。对不同土层取原状土样进行物理性质试验，得到3种土的粒度成分和力学参数，见表1。研究表明[10－11]，颗粒的粒径在 0.5～0.075 mm 区间是最容易被风蚀的，图1表明3种土的粒度成分在抗风蚀能力存在着较大的差异性。

表1 崖体土的力学参数Table1 Mechanic parameters of cliff soil

图1 崖体粉质黏土、粉土和砂的累积曲线图Fig.1 Cumulative curves of silty clay,silt and sand of cliff mass

吐鲁番盆地春季多风，以西北风为主，最大风速可达 40 m/s以上。根据吐鲁番 40年（1951－1991年）的气象资料统计表明，8～10级大风年平均为36.2 d，沙暴年平均为11.2 d，大风持续时间最长为8 d，平均每天刮8.35 h[2]。

风是交河故城破坏的主要外动力，自始至终都参与各种病害的产生、发展，风蚀已成为交河故城最主要病害之一。为了定量地研究风蚀对交河故城崖体不同土层的影响，利用西部灾害与环境力学教育部重点实验室的多功能风洞实验室对交河崖体粉质黏土、粉土和砂3种相关土进行风蚀试验。依据吐鲁番常见大风风速，依次选取18、28、30、40 m/s等4个风速的携砂风，对3组5 cm ×5 cm ×5 cm立方体样品试块进行300、600、900 s连续吹蚀。试验用砂采自甘肃民勤县境内腾格里沙漠边缘，平均粒径为 0.228 mm。在某一风速下，其携沙能力为一定值，风速越大携沙能力越强，实验结果表明，粉质黏土风蚀量最小接近于0。由图2可以看出，在相同风速和时间下砂的风蚀量为粉土的数倍，为粉质黏土的数10倍。试验所测得3组样品在不同风速、不同吹蚀时间后的风蚀量，为交河故城崖体的差异性风蚀效应研究提供了有利的依据。图中，1为粉土18 m/s风速的风蚀量；2为砂18 m/s风速的风蚀量；3为粉土28 m/s风速的风蚀量；4为砂 28 m/s风速的风蚀量；5为粉土30 m/s风速的风蚀量；6为砂30 m/s风速的风蚀量；7为粉土40 m/s风速的风蚀量；8为砂 40 m/s风速的风蚀量。

图2 不同风速下粉土和砂的风蚀量与吹蚀时间的关系Fig.2 Relationships of wind erosion amount and time of silts and sands in different wind velocities

交河故城崖体主要有两类破坏裂隙：构造裂隙和次生卸荷裂隙。次生卸荷裂隙具有倾角近直立、张开度大、水平延伸长、垂直延伸深等特点。裂缝切割崖体深度以4～8 m最多，切穿深达10 m以上者占13%，少数裂隙立面出露深度达18 m，已超过崖体高度的 1/2。裂隙多切穿粉土层，止于砂层，砂层为裂隙及崩塌破坏的控制层位。

由于交河崖体差异风蚀和次生卸荷裂隙两者的共同作用，砂层在强烈的风蚀作用下被掏空，被卸荷裂隙切割的粉质黏土层在重力作用下拉张卸荷裂隙的根部，被切割土体将发生倾斜变形，从而可能拉断卸荷裂隙的根部而使土体倾倒失稳。交河故城西北端崖体粉质黏土层向河谷方向的倾倒变形及坡脚大块倾倒的土体均为崖体的拉裂-倾倒破坏提供了有利依据。

3 崖体破坏模式的有限元模拟

3.1 模型建立及参数选取

为研究砂层风蚀和次生卸荷裂隙对崖体破坏的影响和崖体破坏过程，运用有限元软件ANSYS进行模拟。将崖体模型简化为粉质黏土层和砂层互层，粉质黏土层和砂层均采用Solid82 8节点四边形单元，每个结点有2个自由度，即X、Y两个方向的位移。定义材料本构模型时采用Drucker- Prager理想弹塑性模型，该准则实际是对 Mohr-Coulomb准则的修正，在π平面上的屈服轨迹为一圆，其屈服函数[12]表示为

式中：I1为应力第一不变量；J2为第二偏应力张量；α、k与岩土体的黏聚力c和内摩擦角φ的关系为

式中：粉质黏土和砂的物理力学参数均用表 1数据。

为模拟卸荷裂隙和砂层掏蚀二者对崖体破坏影响，裂隙深度和砂层掏蚀深度取统计值的较大值，在模型顶部的粉质黏土层取8 m长卸荷裂隙、砂层被掏蚀深度取3 m。对模型进行自由划分，其优点是在卸荷裂隙附近单元划分面积比较小，划分比较详细，共有541个单元，1763个节点。在模型左边界设置X方向位移约束，底边界设置X、Y方向位移约束，模型整体施加重力荷载，如图3所示。

图3 ANSYS模拟崖体模型Fig.3 The ANSYS model of the cliff

3.2 结果分析

通过模拟结果得到 X、Y方向位移、总位移和塑性应变云图，如图4所示。被卸荷裂隙切割崖体从底部到顶部X方向位移逐渐增大，其最大位移为323.972 mm，见图 4(a)绿色区域；其垂直方向位移，距离卸荷裂隙越远越大，见图 4(b)黄色区域；其总位移云图，以卸荷裂隙根部为中心，呈圆环状向崖体顶部边界点发展，表明越向顶部边界点其总位移越大，最大值为487.326 mm，见图4(c)绿色区域。从以上崖体的位移可以看出，崖体以卸荷裂隙根部为中心发生倾倒。通过塑性应变云图可以看出，沿卸荷裂隙塑性应变区已经贯通粉质黏土层，其最大塑性应变为 25.62%，见图 4(d)红色区域，说明崖体卸荷裂隙根部被拉张。以上结果都说明被卸荷裂隙切割的粉质黏土层块体以卸荷裂隙根部为轴向外侧倾倒破坏。实际调查中，张开度大于50 mm的裂隙占总数80%以上，某些裂缝局部张开达 1200 mm，若其底部有砂层掏蚀崖体就极易破坏。

4 底面摩擦模拟试验

4.1 物理模拟基本原理

底面摩擦模拟试验采用二维物理模型，具有试验简单直观，效果显著的特点，试验主要考虑研究对象受重力作用的影响，利用物理模型底面所受到的摩擦力模拟原型自然边坡所受重力[7]。其原理如图5所示，即将研究对象的剖面制成模型平放在环形活动橡皮带的平直段上，并使原剖面的深度方向与X方向一致，在橡皮带转动方向有一固定框架，当模型受其阻挡时，则模型与橡皮带接触面上每一点就形成摩擦阻力。根据圣维南原理[7－9]，当模型足够薄时，认为摩擦力均匀作用在整个厚度上，相当于原型物体在天然状态下受到重力作用。

图4 ANSYS模拟结果云图Fig.4 The contour images of ANSYS simulation results

图5 底面摩擦模型试验原理示意图Fig.5 Sketch of basal contact friction

4.2 试验过程及现象

按模型比例，在模型顶部的粉质黏土层做 80 mm卸荷裂隙，并在砂层掏蚀30 mm，见图6(a)。试验开始后，由于模型层与层之间有空隙，可以观察到整个模型向皮带转动方向稍有压密现象；经过1 h沿卸荷裂隙产生约15 mm的裂纹，1.5 h裂纹长约20 mm，2 h裂纹约30 mm，2.4 h裂隙贯通粉质黏土层，并且崖体顶部的裂隙张开度约6 mm，2.7 h崖体顶部的裂隙张开度约20 mm，土体已经倾倒破坏，试验结束，如图6所示。

底面摩擦试验表明，在卸荷裂隙和砂层风蚀同时作用下，崖体沿卸荷裂隙根部产生拉裂，逐渐贯通粉质黏土层，并最终倾倒破坏。通过底面摩擦试验较好地验证了数值模拟结果，说明崖体在次生卸荷裂隙和差异风蚀作用下的破坏模式是拉裂-倾倒破坏。

图6 底面摩擦试验照片Fig.6 Basal contact friction test pictures

5 加固措施

数值计算和物理模拟结果均表明，在砂层风蚀和次生卸荷裂隙发育部位的崖体极易发生拉裂-倾倒破坏，崖体的稳定性主要由次生卸荷裂隙根部来维持，卸荷裂隙根部的应力和塑性应变随着拉裂的发展而逐渐的积累。因此，加固的重点应是通过工程手段阻止崖体拉裂的继续发展，加强临空土体底部的支顶，减小土体的下滑力；给被卸荷裂隙切割土体足够的连接，加强土体的抗拉张能力。在风蚀砂层部位采用土坯砌补，给上部粉质黏土层较好的支撑，并在砂层喷洒胶凝剂加强其抗风蚀能力；在次生卸荷裂隙及其根部采用楠竹加筋复合锚杆加固，并采用胶凝剂+粉煤灰+黏土浆液对裂隙灌浆，加强裂隙两侧土体的连接。交河故城抢险加固工程实践证明这种加固措施科学有效。

6 结 论

（1）交河故城崖体沉积作用具有成层性，通过对不同土层的物理试验和风洞试验发现，粉质黏土、粉土和砂的粒度成分、力学性质和风蚀量都有较大差别，为崖体差异性风蚀提供了有利的依据。

（2）在卸荷裂隙和差异性风蚀二者同时作用情况下，被卸荷裂隙切割粉质黏土层块体底部临空。在重力作用下，拉张卸荷裂隙的根部被切割土体，以卸荷裂隙根部为轴将发生倾斜变形，可能拉断卸荷裂隙的根部而使土体倾倒失稳。

（3）在砂层风蚀和次生卸荷裂隙作用下，崖体极易发生拉裂-倾倒破坏。按照砂层风蚀和次生卸荷裂隙对崖体破坏的影响，提出了崖体加固方法，对崖体的抢险加固具有重要意义。

[1]李最雄,王旭东,孙满利. 交河故城保护加固技术研究[M]. 北京: 科学出版社,2008.

[2]孙满利,王旭东,李最雄,等. 交河故城瞭望台保护加固技术[J]. 岩土力学,2007,28(1): 163－168.SUN Man-li,WANG Xu-dong,LI Zui-xiong,et al.Technology of protection and reinforcement for observation platform in Ruins of Jiaohe[J]. Rock and Soil Mechanics,2007,28(1): 163－168.

[3]崔凯,谌文武,张景科,等. 多元层状边坡土体风蚀速率与微结构参数关系[J]. 岩土力学,2009,30(9): 2741－2746.CUI Kai,CHEN Wen-wu,ZHANG Jing-ke,et al.Relationships between microstructure parameters and wind erosion rate of multivariate layered soil in slope[J].Rock and Soil Mechanics,2009,30(9): 2741－2746.

[4]马乙一. 应力重塑方法在治理边坡中的应用研究[硕士学位论文D]. 合肥: 合肥工业大学,2006.

[5]徐力群,沈振中,俞凯加,等. 思林水电站通航建筑物高边坡稳定分析和评价[J]. 岩土力学,2008,29(增刊):42－46.XU Li-qun,SHEN Zhen-zhong,YU Kai-jia,et al.Stability analysis and estimation of slope excavation of Silin hydropower station’s navigation lock[J]. Rock and Soil Mechanics,2008,29(Supp.): 42－46.

[6]李荣建,于玉贞,李广信. 抗滑桩加固非饱和土边坡三维稳定性分析[J]. 岩土力学,2008,29(4): 968－972.LI Rong-jian,YU Yu-zhen,LI Guang-xin. 3D global stability analysis of unsaturated soil slope reinforced with piles[J]. Rock and Soil Mechanics,2008,29(4): 968－972.

[7]蔡国军,黄润秋,严明,等. 反倾向边坡开挖变形破裂响应的物理模拟研究[J]. 岩石力学与工程学报,2008,27(4): 811－817.CAI Guo-jun,HUANG Run-qiu,YAN Ming,et al.Physical simulation study on deformation and failure response of an anti-inclined slope during excavation[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2008,27(4): 811－817.

[8]张登项,许强. 基于底摩擦试验的锦屏一级水电站左岸岩石高边坡变形机制研究[J]. 地质灾害与环境保护,2008,19(1): 71－75.ZHANG Deng-xiang,XU Qiang. Research on deformation mechanism of the high rock-slope at left of Jingping first stage hydropower station by experiment of basal contacting friction[J]. Journal of Geological Hazards and Environment Preservation,2008,19(1):71－75.

[9]冯文凯,石豫川,柴贺军,等. 缓倾角层状高边坡变形破坏机制物理模拟研究[J]. 中国公路学报,2004,17(3):32－36.FENG Wen-kai,SHI Yu-chuan,CHAI He-jun,et al.Study on mechanism of deformation failure of a low-angle bedded high slope with physical simulation method[J]. China Journal of Highway and Transport,2004,17(3): 32－36.

[10]李晓丽,申向东. 裸露耕地土壤风蚀跃移颗粒分布特征的试验研究[J]. 农业工程学报,2006,22(5): 74－77.LI Xiao-li,SHEN Xiang-dong. Experimental study on the distribution characteristics of the saltation particle of aeolian sediment in bare tillage[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering,2006,22(5): 74－77.

[11]李万源,沈志宝,吕世华,等. 风蚀影响因子的敏感性试验[J]. 中国沙漠,2007,(6): 984－992.LI Wan-yuan,SHEN Zhi-bao,LÜ Shi-hua,et al.Sensitivity tests of factors influencing wind erosion[J].Journal of Desert Research,2007,(6): 984－992.

[12]王桂尧,胡振南,匡希龙. 红砂岩路基强夯处理大变形数值模拟方法与效果分析[J]. 岩土力学,2008,29(9):2451－2456.WANG Gui-yao,HU Zhen-nan,KUANG Xi-long.Large-strain numerical simulation and experimental result research about improving red-sandstone embankment by dynamic compaction[J]. Rock and Soil Mechanics,2008,29(9): 2451－2456.