滑坡冲击作用下的阶地砂质粉土层液化机理*

段 钊 董晨曦 郑文杰 唐 皓 马建全

(①西安科技大学地质与环境学院， 西安 710054，中国)(②陕西省煤炭绿色开发地质保障重点实验室， 西安 710054，中国)(③西安建筑科技大学土木工程学院， 西安 710055，中国)

0 引 言

液化问题一直是岩土工程研究中的热点。在公路中，车辆运行产生的振动荷载往往会使路基发生砂土液化，这种砂土液化会造成路基的不均匀沉降、桥梁的倾斜，给公路交通工程带来极大隐患(肖琳， 2003)； 在铁路中，由于孔压积累的效果，当间隔较短的列车先后通过同一区域时，会使铁路地基出现液化，进而使地基失稳，危害行车安全(孟庆文等， 2006)； 在工民建中，地震作用诱发饱和砂土液化会导致建筑物地基失效(张泽涵， 2016)。不仅如此，砂土液化也是码头、堤坝、矿山等工程建设中常见的工程地质问题。

目前，工程中的液化多属于振动液化，国内诸多学者对振动液化问题进行了系统研究，基本揭示了实际工程中出现的砂土振动液化机理(安亮等， 2018； 张晓超等， 2018; 冯忠居等， 2019)。但有一类由特殊振动引发的液化问题，在实际工程中也经常遇到。例如飞机降落冲击地表引起的场地液化问题(韩培峰等， 2019)，超软土地基动力固结引起的液化问题(李彰明等， 1997)，以及堰塞坝泄洪爆破引起的液化问题(王维国等， 2016)等等。此类液化问题的特殊之处在于所受荷载是一种单次冲击荷载，而非连续的循环荷载。这种冲击载荷具有强度高、时间短、应力波传播效应强等特点，造成孔隙水压力瞬间激增(张均锋， 1999)。因此，有学者通过力学试验来探究此类液化问题。孟祥跃等(1999)设计了一种承砂筒自由下落冲击底部法兰的冲击试验，通过试验得到了砂土在冲击荷载下冲击压力波形的变化及其与落高、测点位置等的关系，并探讨了后期超孔隙水压力与落高、砂样级配、测点位置以及饱和砂土的液化、密实之间的关系； 随后又利用X光射线观察到了饱和砂土受冲击后出现的横断裂缝、纵向排水通道以及密实沉降过程的产生、发展及消失，认为这种现象是一种砂土骨架组织结构的重新排列的结果(孟祥跃等， 2002)； 张钧峰等(2000， 2001)在前者基础上，对饱和砂土受冲击液化后的排水与密实过程进行了研究，建立了砂面沉降速度、沉降量、超孔隙水压力等参数与时间的量化关系； 随后对饱和砂土在不同落距下冲击液化后砂面的沉降进行了测量，得出饱和砂土液化前和液化固结后的相对密度变化规律，以及相对密度增量与初始相对密度的关系； 傅军健(2011)通过改进三轴仪，对砂土、黏土与含砂黏土进行了冲击试验研究，分析了冲击能、排水条件、土体渗透性等对饱和土的冲击作用和冲击后固结过程的影响规律； 李彰明等(2014)建立了高能冲击作用下饱和软土的孔压、顶板沉降、和夯击遍数与时间的数学关系，对淤泥土加固及施工提供了一定的指导依据； 韩培峰等(2019)通过夯击试验模拟了飞机起落对机场跑道的反复冲击作用，得到了孔隙水压力增长、沉降量与冲击荷载大小、次数之间的关系。Lü et al.(2019)运用霍普金森杆对不同状态下的两种砂土进行了冲击试验，预测了砂土在不同初始孔隙比与含水量状态下的消波能力。

近期，在对泾阳南塬黄土滑坡的研究中，有学者注意到黄土滑坡发生时对阶地易侵蚀层的冲击作用及冲击引起的非饱和砂质粉土层液化现象(Peng et al.， 2017， 2018； 马鹏辉等， 2018a,2018b)。而滑动过程中的冲击液化作用很可能是，该类滑坡在近水平阶地上保持高速运动的动力原因(段钊等， 2016； 沈伟等， 2016； 沈月强等， 2019)。虽然已有学者提出了一定的理论假设(许领等， 2010； 马鹏辉等， 2018a,2018b)，但缺少力学试验支撑，导致力学机理尚不清晰。为此，本文基于泾阳南塬黄土滑坡的地质背景，概化了滑坡地质模型，分析了不同饱和度砂质粉土在相同冲击荷载条件下的孔隙水压力及总应力的变化规律，并对砂质粉土在冲击后的含水率与剪切强度进行了测量，以期为黄土滑坡的运动机理研究提供相应的理论依据。

1 滑坡地质背景与模型

1.1 滑坡地质背景

泾阳南塬典型斜坡的地质剖面如图1所示。

图1 典型滑坡地质剖面Fig.1 Geological section of typical landslide

根据探槽(图2)揭露，阶地易侵蚀层岩性由上至下依次分为：粉质黏土层、砂砾石层、砂质粉土层、中细砂层、砂砾石层。探槽内潜水埋深为2.2 m，由探槽处至坡脚处水位逐渐抬升。事实上，塬区灌溉与大气降水会引起潜水水位变化，从而导致阶地易侵蚀层的含水率也随之变化。试验样品取自砂质粉土层，含水量高，向下为中砂层，开挖有泉出露。为查明滑坡堆积体的内部特征，对典型滑坡进行了详细的槽探工作(图2)。

图2 泾阳南塬典型冲击液化型滑坡Fig.2 Typical impact liquefaction landslide of Jingyang south platform

在探槽内，发现了滑坡体与阶地地层(易侵蚀层)相互作用的地质现象(图3)。图3a是探槽1西侧壁中部，可见阶地地层被滑体推挤至原地表以上，并表现出地层倾斜和地层重复等现象，地层倾角多大于45°。图3b为探槽1东侧壁前缘，可见砂质粉土呈流态化特征，表现出向上跃层、揉皱和包卷等现象，这些砂质粉土层结构松散、强度低，用手轻抠即剥落。图3c为探槽2东侧壁，可见滑坡冲击阶地造成的逆冲剪断与地层揉皱等现象。可推断，砂质粉土层在滑坡运动过程中受到了强烈的冲击作用并表现出液化现象。

图3 滑坡冲击下阶地的地质现象Fig.3 Geological signs of terrace under landslide impacta.砂质粉土的高倾角剪出； b.砂质粉土形成的逆冲构造; c.砂质粉土的成片跃层

1.2 滑坡地质模型

通过调查和分析发现，泾阳南塬黄土滑坡在冲击阶地时，可能造成阶地中砂质粉土层产生较高超孔隙水压力并发生液化。根据Wang et al.(2003)提出的液化型碎屑流滑坡的地质模型和段钊等(2016)针对泾阳南塬提出的两类黄土滑坡运动液化模式，对泾阳南塬冲击液化的黄土滑坡给出概化模型(图4)，并将其运动过程划分为3个阶段：第1阶段，滑体在诱发条件下启动，受重力作用加速下滑至坡脚； 第2阶段，滑体脱离斜坡滑床并冲击阶地，在滑体冲击下阶地易侵蚀层被推挤和刮铲，其中砂质粉土层受冲击后液化，滑体在底部液化层的擎托下，得以维持一定的高速运动； 第3阶段，滑体运动阻力增大，滑体底部液化作用减弱，滑体做减速运动，直至停止。

图4 滑坡运动过程示意Fig.4 Schematic diagram of landslide movement processa.第1阶段； b.第2阶段； c.第3阶段

根据滑坡模型的宏观假设，将滑体下滑后对砂质粉土层冲击力简化为单次冲击荷载，参考Wang et al.(2003)的冲击力计算公式对滑坡冲击力Fd进行计算：

Fd=Kd·ΔW

(1)

式中:Kd为冲击力的动应力系数； ΔW为滑体作用于阶地的静应力。

所以滑体对砂质粉土层的竖向应力为：

P=Fd·sinα+ΔW=ΔW(1+Kd·sinα)

(2)

式中：α为滑坡剪出后与砂质粉土层的夹角，约为50°。经计算，滑体对砂质粉土产生的竖向应力P约为395.85～610.32 kPa。

2 冲击试验

2.1 基本性质

选取典型滑坡前缘原状阶地中的砂质粉土作为试样，进行粒径级配与常规试验。该试样级配关系曲线如图5所示。试样的不均匀系数Cu为7.85，曲率系数Cc为2.19，表明级配良好。试样的基本性质见表1。

表1 砂质粉土的基本性质Table1 Basic properties of sandy silt

图5 试样颗粒级配曲线Fig.5 Grain grading curve of sample

其中，试样的天然含水率Wc与液限WL的比值为0.89。根据陈国兴等(2013)对细粒土液化可能性的研究(当塑性指数12

通过XRD试验进行颗粒成分分析，得出砂质粉土的矿物组分含量，并根据结晶学与矿物学得到其莫式硬度(表2)。由表2可知，砂质粉土中硬度较高的两种矿物石英与钠长石在颗粒组分中总计占比可达83%，而强度较低的方解石、蒙脱石与绿泥石占比较低，为17%。其中蒙脱石与绿泥石为亲水性矿物，吸水性强。

表2 砂质粉土矿物组分含量及硬度关系表Table2 Mineral content and hardness of sandy silt

2.2 试验设计

根据黄土滑坡冲击阶地易侵蚀基层的地质模型与基础物理试验结果，设计冲击试验。试验共分为3步进行：

第1步，反压制样(图6a)：将试样进行筛分，取少量烘干计算试样含水率。设计试样孔隙比为0.85。通过控制试样密度分层压制在内径30 cm的承样桶内，单层厚度5 cm，且静压时间不少于30 min，每层制样结束后做刨毛处理，使各层之间自然过渡，桶内试样最终达到30 cm厚度。

图6 冲击试验设备Fig.6 Equipment of impact testa.反压制样； b.试样浸润：1.排水阀， 2.试样， 3.有机玻璃盖板， 4.导水孔， 5.水； c.传感器布设; d.Ⅰ.试验系统； 1.冲击锤， 2.定滑轮装置， 3.导桶， 4.承样桶； Ⅱ.监测系统， 5.采集仪

第2步，试样浸润(图6b)：制样结束后，在试样表面盖上与承样桶内径相同的开有导水孔的有机玻璃盖板。设计试样的饱和度为70%、80%和90%。分别计算所需水的质量，通过盖板小孔和接触边界渗入试样中，打开制样筒底部排气(水)阀，密封承样桶防止水分蒸发，直至桶内土体充分浸润。浸润过程中不卸盖板，确保砂质粉土试样在浸润过程中既不受力也不发生变形。

第3步，冲击试验及监测：试样饱和完毕，将孔隙水压力传感器按如图6c接入冲击桶内(土压力传感器预先埋设)，并将传感器与数据采集器连接(图6d)，其中T1和P1，T2和P2，T3和P3分别为埋深5 cm、15 cm、25 cm的总压传感器与孔压传感器，Tb为底部中心的总压力传感器。接好后，打开数据采集系统进行初始标定，检查传感器工作状态，通过连接电脑控制采集仪开始试验数据采集。最后，起吊落锤并让其自由下落实现冲击砂质粉土过程。

试验采用英国Soil公司CR6数采仪进行数据采集，设计采集频率为50 Hz，即数据采集间隔为20 ms。采用英国Soil振弦式孔压传感器，浙江金土木JTM-Y200型微型压力盒进行孔压和总压力监测。试验设计冲击落距为0.5 m，落锤质量20.87kg，落锤与试样有效接触面积为452 cm2。

2.3 冲击试验结果分析

根据冲击试验结果，对3种饱和度工况的砂质粉土在相同冲击落距条件下的理论冲击应力进行计算，并提取1 s内的数据进行分析(图7a～图7c)。图中各曲线分别代表对应位置传感器所监测的压力值。

图7 不同饱和度下压力与时间关系曲线Fig.7 Curve of pressure versus time at different saturationa.70%饱和度； b.80%饱和度； c.90%饱和度

2.3.1 试验理论冲击(应)力的计算

由于滑体与砂质粉土的接触关系为弹塑性体之间的接触，而落锤与砂质粉土为刚体与弹塑性体之间的接触，接触关系存在一定差异，故对本试验中的理论冲击应力进行了如下计算，根据毛欣(2019)对冲击应力的计算，有：

(3)

(4)

(5)

式中：σd为冲击应力；A为落锤与试样有效接触面积；m为落锤质量；g为重力加速度，取9.8 m·s-2；h为落距；δ0为冲击锤贯入土体的最大贯入深度；kg为冲击力常数。从计算结果可知(表3)，试样在80%与90%饱和度时的冲击应力低于P的最小值， 70%饱和度时的冲击应力高于P的最大值。

表3 理论冲击应力Table3 Theoretical impact stress

2.3.2 冲击瞬时阶段分析

从图中可见，各饱和度状态下在落锤接触试样的20 ms内总压力达到峰值，在孔隙水压力还未激发出时，这段时间内传感器监测到的都是土压力。孔隙水压力在冲击后40 ms内达到了其最大峰值。出现最大峰值后孔隙水压力和总压力迅速回落，甚至出现负值，但是压力值不超过-15kPa，这是由于存在弹性波和传感器不能感应拉应力造成的。随后总压力与孔隙水压力曲线出现不同程度的二次峰值以及三次峰值。三次峰值后压力小幅回落，然后上升，最后趋于稳定。二次峰值的产生是由于弹性波在土中的传递造成的，产生的三次峰值普遍大于二次峰值，三次峰值是落锤冲击土体回弹后，再次冲击土体形成的。由于再次冲击作用产生的弹性波比较微小，而首次冲击作用产生的弹性波已经基本消散，故在200 ms后，孔隙水压力和总压力趋于平稳。

各饱和度状态下不同位置的孔隙水压力峰值见表4。70%饱和度状态下，P3处孔压最大，为15.83 kPa； 80%饱和度状态下，P2处孔压最大，为54.41 kPa； 90%饱和度状态下，P1处孔压最大，为34.37 kPa。可见随着试样饱和度的增加，最大孔隙水压力越靠近试样表层位置出现。对于相同位置处不同饱和度状态的孔隙水压力峰值，P1层90%饱和度情况下孔压最大，为34.37 kPa； P2层80%饱和度情况下孔压最大，为54.41 kPa； P3层80%饱和度情况下孔压最大，为44.64 kPa。说明试样饱和度在高于液化临界条件时，在受冲击时会在不同层位激发出较大的孔隙水压力。

表4 各饱和度下峰值孔隙水压力对比Table4 Comparison of peak pore pressure at different saturations

对比孔隙水压力峰值与总应力峰值关系， 70%饱和度下激发出的孔隙水压力在各深度位置处均小于对应位置总应力，且小于底部总应力Tb； 80%饱和度下孔隙水压力P2、P3均超过了对应位置的总应力T2、T3，且P2超过了底部总应力Tb，仅有P1略小于对应位置的总应力T1。90%饱和度下孔隙水压力P1、P2超过了对应位置的T1、T2，P3远小于对应位置的总应力T3，底部总应力Tb大于各埋深位置产生的孔隙水压力。

2.3.3 冲击后稳定阶段分析

试验中对冲击后的孔隙水压力与总应力在1 s内进行了连续监测。在峰值结束后，孔隙水压力基本保持一定的大小。这是由于冲击后落锤作为静荷载依然施加在土体之上，试样的孔隙被压缩，孔隙水通道之间的连通性变差，残存的孔隙水压力无法在1 s内立即消散。对于总应力的监测，虽然也受落锤的静荷载影响，但其作用于试样表层时也仅有约4.6 kPa，在试样高饱和度情况下其侧向不同埋深处总应力与其试样底部的总应力在试验中均在0值附近波动，无明显变化。

2.4 试样含水率及剪切强度分析

为了解冲击过后实时状态，避免排水固结和结构重组对水分迁移和抗剪强度的影响，本文对80%饱和度试样饱和后初始状态与受0.5 m落距冲击后3 min内传感器对应层位的剪切强度与含水率进行了测试(其中含水率测量采用烘干法，剪切强度测量采用微型十字板(图8a)剪切法)，取5 cm、15 cm与25 cm深度层位测试。试验记录的每层含水率与剪切强度见表5、表6，单层进行含水率与剪切强度试验5次(取平均值)，承样桶中各测点位置如图8b所示。其中1#测试点为承样桶水平中心位置处， 2#至5#测试点分别对应于水平距承样桶桶壁3 cm呈十字状分布的4个位置。

图8 剪切试验仪器与测点点位示意Fig.8 Shear test instrument and schematic diagram of measuring points positiona.微型十字板剪切仪； b.测点点位示意

表5 80%饱和度下受冲击前后试样含水率对比Table5 Comparison of water content of samples before and after impact at 80%saturation

表6 80%饱和度下受冲击前后试样剪切强度Table6 Shear strength of specimen before and after impact at 80%saturation

2.4.1 试样水分迁移分析

在表5中试样未受冲击状态下，试样整体的理论含水率约为24.67%，而所有测试点的初始平均含水率为24.32%， 5 cm层位处平均含水率最高，为25.08%， 15 cm层位处平均含水率为24.32%， 25 cm层位处平均含水率最低，为23.58%，试样整体水分分布较为均匀。试样受冲击后， 5 cm层位处含水率升高幅度最为明显，平均含水率达到29.23%，超过试样的液限，达到流态； 15 cm、25 cm层位处含水率均略高于初始含水率，分别达到25.18%和24.17%。可见试样在80%饱和度时受冲击后，水分的迁移是由下至上的。

2.4.2 试样剪切强度分析

根据表6试样各层的剪切强度分析，试样在受冲击后， 5 cm层处抗剪强度基本丧失，结合本层含水率已经超过了试样的液限，综合判断此时5 cm层已经液化； 根据孔压激发推断， 15 cm层在冲击后有大量水分通过，但是含水率变化显示本层含水率仅有小幅上升，判断由于水分整体向其上层迁移，而冲击力又对试样有击实作用， 15 cm层剪切强度只有小幅下降； 25 cm层抗剪强度提高，含水率变化微小，这是由于底层水分向上迁移未发生液化，冲击荷载仅对其产生了击实作用。

3 砂质粉土冲击液化机理分析

相比静态液化，砂质粉土的冲击液化有两个显著的特点：

(1)砂质粉土为河相沉积物，矿物颗粒之间胶结非常弱，塬区常年地下水位较高，试样长期浸水松软，原始骨架很容易被破坏。

(2)相比静荷载，冲击力的能量非常大，更容易破坏试样原始结构，使试样颗粒骨架重新排列。

根据这两个特点，结合室内XRD试验、冲击试验以及含水率检测与十字板剪切试验结构，将砂质粉土在冲击作用下的液化过程分为3个阶段(图9)：

图9 砂质粉土冲击液化机理分析Fig.9 Analysis on mechanism of impact liquefaction of sandy silta.初始阶段； b.冲击挤压阶段； c.冲击回弹阶段

(1)初始阶段：如图9a，砂质粉土处于天然状态，土体饱和度较高，土中孔隙连通性较好，各位置水分流通顺畅。

(2)冲击挤压阶段：冲击荷载开始作用于砂质粉土，使其充分发生形变。砂质粉土体积被压缩，颗粒骨架由于冲击作用相互之间挤压碰撞，孔隙通道变窄。由于冲击力的能量非常大，很多颗粒都会在冲击力作用下发生滑移、滚动，部分小颗粒矿物会嵌入到骨架结构的孔隙中，在嵌入的过程中，对周围矿物产生侧向挤压，此时颗粒之间的摩擦强度增加(图9b)。随着冲击作用进一步压缩土体，砂质粉土孔隙通道被压缩，颗粒的原始骨架被完全破坏，部分低硬度矿物发生破碎，形成碎屑颗粒，这些碎屑颗粒在水压力作用下快速移动，堵塞一些细小的通道。此时砂质粉土受体积压缩作用已完全饱和，而孔隙水压力又因为通道的堵塞无法在短时间内通过排水作用消散，砂质粉土液化。

(3)冲击回弹阶段：冲击作用压缩土体时，土体中水分先随土体向下迁移至阶地上隔水底板粉质黏土层(试验中隔水底板为承样桶的底座)，冲击结束后土体有微小回弹。水分整体会随着接触隔水底板与土体回弹向上运动，此时孔隙水压力会冲破堵塞的孔隙，由冲击形成的孔隙裂隙发育为密集的竖向渗流通道，水的迁移会带动碎屑矿物向上运动，而土水颗粒间的摩擦会使部分矿物颗粒定向向上排列(图9c)。解释了图3b中砂质粉土受滑坡冲击后发生的跃层现象。

4 结 论

通过野外调查与上述室内试验，主要得出结论如下：

(1)冲击荷载会使砂质粉土内部的总应力与孔隙水压力骤增，并因为应力波的传递作用，出现多个压力峰值，当波消失后，超孔隙水压力变为残余孔隙水压力，且会稳定维持一段时间。

(2)80%与90%饱和度下砂质粉土受冲击会在不同层位有不同程度的液化，而相同落距冲击条件下70%饱和度下的砂质粉土受冲击后不会液化。

(3)砂质粉土在受冲击荷载液化时下部水分会向上部迁移，导致其表层含水率骤增，抗剪强度骤减。

(4)砂质粉土的冲击液化机理是一种由于快速冲压土体的不排水行为，导致其颗粒原始骨架结构破坏重组，从而引起其内部孔压快速积累的一种液化行为。