库水位变动下库岸滑坡变形失稳机制离心模型试验

谷建永,张 强,,卢晓春,胡 晶,朱军威

(1.三峡大学 水利与环境学院,湖北 宜昌 443002; 2.中国水利水电科学研究院 岩土工程研究所,北京 100038)

1 研究背景

库岸滑坡是大型水电工程库水调度工作中不容忽视的问题,其不仅造成严重的生命和财产损失,还给生态环境带来巨大灾难[1-3]。据国家统计局统计数据,2012—2018年间滑坡数量占比71%,高达50 110起[4-5]。库水位升降是影响库岸滑坡稳定性的重要因素,改变了地下水原有运移规律,极易诱发滑坡变形复活[6-8]。因此,开展库水位变动条件下库岸滑坡变形失稳机制研究具有重要意义。

针对库水位变动诱发滑坡变形复活机制的研究,国内外学者采用现场监测、力学分析、数值模拟及现场和室内试验等方法开展了大量的工作[9-11]。在这些方法中,离心模型试验是目前公认的相似性最好的物理模型试验[12],可真实还原现场岸坡条件,通过在模型箱中塑造原型滑坡,调整各种参数和库水位条件,再现滑坡的变形演化全过程。基于离心模型试验,李邵军等[13]模拟了三峡库区边坡在库水循环升降条件下的失稳破坏过程。冯文凯等[14]分析了木包鱼滑坡在不同库水位升降速率下的变形响应规律。牟太平等[15]开发了土坡变形测量技术,并获得了自重加载下的边坡位移场变化特征。付小林等[16]研究了不同库水位消落方式下滑坡变形破坏机理。李松林等[17]分析了三峡库区浮托减重型滑坡的变形演化模式。苗发盛等[18]以三峡库区凉水井滑坡为研究对象,揭示了库水位升降下牵引式滑坡的失稳机理及破坏模式。

综上可见,尽管已有研究在库水位消落方式、升降速率及滑坡类型等方面卓有成效,但目前尚缺少全面考虑库水位骤降前后速率不一致条件下滑坡变形演化机制的研究成果,特别是动水压力型滑坡,由于动水压力效应受工程地质条件影响较大,在库水位骤降过程中极易诱发滑坡变形失稳。

考虑到实际水电工程中库水调度模式一般是先慢后快,为了服务工程实际,本文选取HD水电站库区车邑坪滑坡为研究对象,构建了该滑坡前缘1∶70物理概化模型,自主研制了一套库水位升降系统,运用中国水利水电科学研究院LXJ-4-450型土工离心机,模拟了库水位先慢后快两阶段的骤降过程,获得了滑坡变形破坏全过程孔隙水压力、土压力及含水率变化特征,揭示了该滑坡变形演化机制,为今后该类滑坡的演化、预测及防治提供了一定参考价值。

2 滑坡原型

为研究折线形滑面形态这类老滑坡变形演化机制,本次试验选取的滑坡原型为HD水电站库区车邑坪滑坡。该滑坡位于LC左岸车邑坪小村前缘部分,主滑方向285°,滑坡体轴向长1 300 m,宽450～800 m,平面总面积约0.8 km2,滑坡体积约2 000×104m3,岩层产状为N25°W,NE∠80°～85°,滑坡工程地质剖面如图1所示。

图1 车邑坪滑坡工程地质剖面Fig.1 Engineering geological profile of Cheyiping landslide

自HD水电站蓄水后,在正常运行期间库水位骤降33 m,由于库岸工程地质条件复杂,车邑坪滑坡产生多处变形失稳现象。变形监测数据显示位移变形在库水下降阶段持续增长,后期随水位抬升逐渐趋于平缓。为研究该类老滑坡在库水位分级骤降影响下的变形特征,通过配制与现场滑坡力学性质相近的土样进行滑坡离心模型试验。

3 试验方案

3.1 试验原理

离心模型试验利用与原型相同材料的小比尺模型在高速旋转的离心机中形成离心力和高加速度场,从而使模型应力水平趋近于原型,与原型变形过程相似,破坏机制一致,是目前公认的相似度最好的物理模型试验。对于模型几何比尺为n的离心模型试验,模型与原型主要物理力学参数之间的相似关系如表1所示。

表1 离心模型试验主要物理量的相似关系Table 1 Similarity relations of main physical quantities in centrifugal model test

3.2 试验设备

本次试验采用中国水利水电科学研究院LXJ-4-450型土工离心试验机,其有效荷载容量450g·t,最大旋转半径5.03 m,最大加速度300g,主要由主传动系统、吊篮、转臂、配重系统、集流环、仪器舱等组成,离心机主要组件如图2所示。

图2 LXJ-4-450型土工离心机Fig.2 LXJ-4-450 geotechnical centrifuge machine

3.3 试验模型

考虑到车邑坪滑坡原型规模,结合离心机载荷容量及模型箱尺寸,确定本次离心试验最大离心加速度为70g,并选取滑坡前缘部分建立试验模型。针对车邑坪滑坡这类折线形滑面形态的古滑坡,概化设计试验模型,为尽可能减小缩尺效应,选择了大尺寸模型箱,箱体尺寸为1 450 m×3 500 mm×31 000 mm(长×宽×高),滑坡模型尺寸为1 035 mm×3 400 mm×3 690 mm(长×宽×高),概化模型如图3所示。

图3 模型概化三维示意图Fig.3 Three-dimensional schematic diagram of model generalization

3.4 模型材料及制作

3.4.1 模型材料

根据现场调查及钻探揭露,车邑坪滑坡下伏基岩多为风化板岩夹砂岩,属于弱透水性或不透水体,考虑到模型箱尺寸及供排水需求,故将滑床设计为进水箱。滑体土取自车邑坪滑坡现场原状土,为消除尺寸效应,需采用等量替代法[19]对部分超粒径颗粒进行剔除,替代后的模型土体粒径级配曲线如图4所示。

图4 等量替代后的模型土体粒径级配Fig.4 Particle size gradation of model soil after equivalent substitution

试验前根据表1所列相似关系配置模型土料,通过常水头渗透试验测得滑坡土样渗透系数为3.43×10-5cm/s,因离心机作用放大70倍,通过掺入少量碎石反复测量渗透系数,控制模型土体渗透系数为4.93×10-7cm/s,真实反映了原型滑坡的渗流过程。本次试验共配置了滑体土208 kg,其密度为1.81 g/cm3,天然含水率为12%,模型土体各项物理量的力学指标如表2所示。

表2 滑体土物理力学参数Table 2 Physical and mechanical parameters of sliding body soil

3.4.2 模型制作

模型制作前预先将一塑料板紧贴模型箱透明玻璃,在塑料板上绘制滑坡轮廓。模型采用分层填筑法,共分11层填筑,控制每层土料填筑高度为5 cm,逐层计算并称量每层土料后均匀铺设,然后用手动击实仪沿模型长度方向呈“S”字形击实到塑料板的分划线上,当填筑到传感器高程时,按指定位置埋设好相应监测设备。为避免每层土料的接触面光滑,在下一层填筑前进行刮毛处理。模型制作完成后,按照塑料板上的滑坡轮廓进行削坡。

3.5 库水位升降系统

为模拟库岸滑坡对库水位升降的要求,本次试验设计了一套水位升降系统,其组成主要包括三级水箱、磁吸石、钢丝绳、通电线路、进水阀、出水阀、孔压传感器、尖嘴塞及水位标识线。其中三级水箱包括供水箱、进水箱1、进水箱2。供水箱和进水箱1安装在滑坡模型前缘一侧,进水箱2放置在模型底部用来作为滑床。供水箱用来抬升水位,经出水阀供水;进水箱1用来排泄高水位库水,经进水阀排水至水箱1;进水箱2用来排泄低水位库水,当尖嘴塞拔起后库水排入排水箱2,进出水阀阀门处各有配重一个,以便利用超重力场下磁吸石的自重压向水阀,将水阀打开,库水位升降系统如图5所示。

图5 库水位升降系统Fig.5 Reservoir water level rising and falling system

3.6 监测系统

本次试验监测系统主要包括孔隙水压力传感器(直径5 mm,量程分别为250、300、400 kPa,精度为0.1%FS)、微型土压力传感器(直径8 mm,量程分别为500、1 000、2 000 kPa)及高速摄像机,各传感器布设点位如图6所示。其中,在河道中布设1支孔压传感器可监测水位变化,沿滑坡高度方向呈网状分3层埋设7支孔压传感器,沿滑带在高度方向及滑坡中后部分别埋设3支和2支土压力传感器。此外,在模型前缘、后缘顶部及侧面分别布设高速摄像机用来捕捉试验过程中滑体变形情况。

图6 试验模型及各传感器布设点位Fig.6 Test model and layout of sensors

3.7 试验过程

本次试验加速度分4级加载,最终加载至70g,其中前3级每级加载20g,最后1级加载10g,每级运行2 min后加载至下一级。试验全过程共持续时间8 640 s,包含加速度加载、一次水位上升、两次不同速率库水位连续骤降及减速停机四个阶段,其中水位最高蓄至33 cm,其上升速率约为9.8 cm/min,而水位首次骤降速率为3.4 cm/min,二次骤降速率为7.3 cm/min,各试验阶段对应时刻如图7(a)所示,试验过程中加速度与库水位变化如图7(b)所示。

图7 试验阶段和滑坡变形阶段划分Fig.7 Division of test stage and landslide deformation stage

4 试验结果与分析

4.1 变形破坏特征

通过对比获取的高清图像,可得到滑坡宏观变形破坏全过程。第2 520 s时,加速度升至70g,此时水位高程33 cm,随后滑坡在图7(b)所示的3个阶段发生了变形演化:①在第2 670 s时,滑坡累计沉降变形约0.3 mm,属于滑体在库水入渗过程中的正常固结沉降。②4 560 s时,水位首次骤降,滑坡前缘产生小幅蠕滑和沉降变形,中后部出现张拉裂缝,值得注意的是,在第4 650～4 830 s期间,库水位从25.7 cm降至20.6 cm过程中渗流侵蚀作用强烈,滑坡前缘整体蠕滑变形及横向裂缝下错塌滑,形成宽度约25～35 mm的断裂带,如图8(a)所示,而滑坡中后部裂缝扩展,如图8(b)所示。该阶段滑坡前缘水位变动区变形量最大,中部次之,而后部变形量最小。③第6 240 s,水位二次骤降,在第6 300～6 480 s期间,滑坡渗流侵蚀减弱,主要发生在库水变动区浅层滑体,表现为断裂带的持续下滑,其滑动深度约30～60 mm,中间较深,形成多级蠕滑变形,如图8(c)所示。滑坡后缘裂缝继续延伸,累计宽度约3～5 mm,未发生明显大变形,如图8(d)所示。试验过程中滑坡沉降和裂缝的累积变形量如表3所示。

表3 试验过程中滑坡沉降及裂缝累积变形量Table 3 Landslide settlement and cumulative deformation of cracks during the test

图8 各阶段滑坡坡表变形特征Fig.8 Surface deformation characteristics of landslide slope at different stages

4.2 孔压变化

考虑到加速度加载过程中孔压无变化,故将时间轴2 520 s调整为0 s。按照传感器埋设的不同位置分3层进行分析,其中滑坡下部孔压P2、P7变化如图9(a)所示,中部P3、P5、P8如图9(b)所示,后部P4、P6如图9(c)所示。

图9 滑体孔压变化曲线Fig.9 Curves of pore pressure of sliding body

当库水位抬升至14 cm时,孔压P2开始升高,而P7响应滞后P2约54 s,随后P2、P7呈指数迅速增大,在蓄水后期随供水箱水量减少其增幅放缓。加水结束后P2高于P7,这是因为库水在离心力作用下沿入渗P2的路径继续入渗P7,P7因距库水的距离较远而渗入量较少。库水首次骤降时,P2、P7处地下水位响应滞后库水位32 s;在库水位二次骤降时,P2处地下水位滞后16 s,P7处滞后18 s,表明库水首次骤降地下水位响应滞后程度强于二次骤降。在第2 312 s至3 720 s及第3 826 s至5 040 s水位保持不变,P2缓慢下降;前一时段P2降幅高于后者,这2个时段内P7基本不变,表明渗入的浅层水在自重下继续下渗,且首次下渗量较多,滑坡深部下渗过程不明显。

当水位蓄至28 cm时,P3开始增加,滞后P7约59 s;P5在176 s后逐渐增大,滞后P3约27 s;P8滞后P5约50 s,蓄水结束后孔压P3最大,P5次之,P8最小。2 169 s时,库水仍在骤降,P3、P5均有小幅上升,P5上升幅度高于P3;库水二次骤降过程中该现象不明显,这是因为地下水在动水压力作用下发生运移并渗入至P3、P5,表明深层地下水运移较浅层更为强烈。库水二次骤降时P8阶段性骤降,表明该位置产生变形滑移。

当水位抬升至32 cm时,P4开始增加,滞后P8约36 s,库水位33 cm,仅比P4所在位置高5 cm,故其增幅较小;孔压P6滞后P4约12 s,其增幅略低P4。库水首次骤降后,P4、P6均徐徐上升,但P6增幅较高,表明滑坡中后部入渗过程迟缓;其深部位置更为缓慢。6 240 s时,库水二次骤降,此时水位19.5 cm,而高于该水位的P4、P6仍在下降,表明该过程滑体发生变形裂缝及垮塌,导致孔压继续下降。库水二次骤降后水位放空,而P4仍在缓慢降落,表明上部浅层滑体仍在变形。

孔压监测数据显示滑坡响应在库水抬升时具有一定的滞后性,待库水首次骤降时渗流通道的形成减弱了这种滞后性,而库水二次骤降时滞后性已不明显。因此,库水经多次骤降后滑坡响应变快,深层地下水受动水压力作用较浅层地下水更为强烈。库水调度后期骤降速率增大,孔压降幅增高,并且浅表孔压降幅大于深部。滑坡下部孔压增降幅度是中上部的2～5倍,受库水影响最大。

4.3 土压变化

由于离心机运行全过程滑体土压不断变化,故时间轴起点为离心机加载初始时刻。滑体深部土压S1—S3变化如图10(a)所示,中后部S4、S5变化如图10(b)所示。

图10 滑体土压变化曲线Fig.10 Curves of soil pressure change of sliding body

土压S1—S3随加速度线性增大,在加速度稳定时基本不变。加载至70g后,S3最大,S2次之,而S1最小,表明滑坡变形越大,土压力越小。2 520 s时,滑坡开始蓄水,S1出现了陡增,这是因为由出水阀流出的水渗入了滑坡前缘,而S2、S3出现了小幅增加,这是由于静水反压力压实了滑体,导致滑体稳定性提升,从而土压力增大。在第4 561 s至4 732 s及第6 241 s至6 365 s过程中S1陡降,这是因为静水压力随水位骤降逐渐消散,反压力减小,滑坡前缘产生蠕滑变形、裂缝、拉裂滑移,从而坡体应力释放,而土压S2、S3均有小幅下降,表明该位置变形较小。

土压S4、S5变化趋势在2 520 s前同S1—S3一致,但蓄水阶段增幅不明显。加载至70g时,S4增幅为S5的1.9倍,表明滑体中后部浅层土压力受滑坡变形影响较大,而深层较小。加水后S4、S5徐徐上升,这是因为少许库水渗入导致土体压密土压力增大。S4在第6 241 s至6 365 s的降速明显大于第4 561 s至4 732 s,受库水骤降速率影响较大,而S5在第4 561 s至4 732 s的降幅略高于第6 241 s至6 365 s,受滑坡变形影响强烈,表明此时该位置出现微小裂缝或变形,库水二次骤降加剧了该裂缝或变形扩展。

4.4 含水率

试验结束后沿滑坡中间纵剖面分层取土,共采集20份土样进行含水率测定,得到滑体含水率分布如图11所示。

图11 试验结束后滑坡含水率分布Fig.11 Distribution of water content of landslideafter the test

从纵向来看,滑坡纵剖面含水率随深度增加而增大,水位变动区含水率变幅大于水位变动区上部,图11显示水位变动区含水率纵向变幅为1%左右,水位变动区上部在2%以上;从横向来看,距库岸越远含水率越低,该现象在水位变动区更为明显。同时,孔压P4、P6处及其上覆土含水率较低,相对初始含水率增加约1%～1.8%,其中后部表层滑体含水率低于初始含水率,这与试验过程中滑坡浅表受到的风干作用有关,P4、P6位置以下土体含水率较高,分布区间为13.4%～19.4%,相对初始含水率最高增加了7.4%,表明试验结束后该处土体仍饱和。此外,库水入渗方向大致呈图示虚线路径,临近高水位区域由于库水作用强度较弱导致入渗方向渐趋于水平。滑坡中前部发生变形滑塌呈内凹状,土体在坡脚处雍积形成新的稳定状态。

4.5 失稳演化机制

通过滑体变形过程分析,在蓄水阶段,滑坡前缘持续被水浸泡软化,地下水滞留在坡体内形成的浮托力与库水对坡体的渗透压力相互抵消,因此水位抬升阶段滑坡未见明显变形产生。

水位首次骤降初期,滑坡地下水的渗流形成了指向坡体前缘的动水压力,在坡体下滑力的牵引下软化的岩土体发生蠕滑变形,导致滑体前部产生拉裂缝,同时滑坡中后部在前部变形体的牵引下产生张拉裂缝;在水位首次骤降中后期,渗流作用增强,滑坡前缘拉裂缝在强烈的动水压力作用下进一步沿横向及深部扩展、贯通,从而产生下错滑塌,牵引滑坡中后部张拉裂缝继续扩张,呈现出从前缘至后部变形逐渐减弱的牵引式破坏特征。

水位二次骤降时,滑体沿裂缝断裂带继续下滑,滑坡发生整体失稳,但滑动程度明显弱于首次骤降,中后部张拉裂缝扩展微弱,这是因为此时启动水位较低,即使水位骤降速率翻倍,地下水渗流作用强度仍偏低,动水压力效应弱于水位首次骤降,因此整个试验过程滑体变形呈现出开始变形到加速变形再到减速变形的衰减变形特征。

其中滑坡中后部呈现竖向变形压密,增强了该部位的抗滑能力,因此变形量相对较小,各部位变形特征如图12所示。

图12 滑坡失稳演化机制Fig.12 Landslide deformation evolution model

总体上看,导致滑坡模型失稳的水位骤降速率区间为3.4～7.3 cm/min,对应滑坡原型水位骤降速率区间0.7～1.5 m/d,滑坡变形对库水升降的滞后性程度为水位抬升阶段>水位首次骤降>水位二次骤降。对于水位连续骤降工况,滑坡变形受水位首次骤降影响较大,二次骤降次之,水位抬升最小,属于动水压力型滑坡。

5 结 论

(1)库水抬升阶段,孔压具有一定的滞后性,其中滑体中后部更为明显。滑带部位土压出现陡增,而滑体中后部增幅较小。该阶段滑体产生固结沉降,未出现明显变形。

(2)库水首次骤降阶段,孔压滞后性减弱,滑体前缘土压骤降,中后部土压降幅较小。滑体前缘拉裂缝在强动水压力作用下继续发展贯通,产生下错滑塌,中后部在变形体牵引下出现张拉裂缝。

(3)库水二次骤降阶段,孔压滞后性已不明显,滑体前缘土压仍在陡降,而中后部降幅弱于库水首次骤降。滑体沿断裂带继续下滑,但滑动的剧烈程度明显减弱,中后部裂缝扩展微弱,表现出逐渐趋稳的特征。

(4)该滑坡地下水受动水压力影响程度:深层地下水>浅层地下水,滑坡失稳时水位骤降速率区间为0.7～1.5 m/d,库水位首次骤降对滑坡变形影响强于二次骤降,变形部位表现出由前缘至后部逐渐减弱的牵引式破坏特征,变形剧烈程度表现出从初始变形到加速变形最后减速变形的衰减特征。