2025, Vol. 42扩展功能
文章信息
- 刘昕, 王勇, 陈建刚, 雷兵兵, 施全, 刘杰.
- LIU Xin, WANG Yong, CHEN Jiangang, LEI Bingbing, SHI Quan, LIU Jie
- 考虑开挖影响高山冻土区粗颗粒混合土边坡稳定性分析
- Coarse grain mixed soil slope stability in alpine permafrost region during engineering disturbance
- 公路交通科技, 2025, 42(9): 96-107, 129
- Journal of Highway and Transportation Research and Denelopment, 2025, 42(9): 96-107, 129
- 10.3969/j.issn.1002-0268.2025.09.010
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文章历史
- 收稿日期: 2024-11-25
引用本文 |
, 2. 新疆交通规划勘察设计研究院有限公司，新疆乌鲁木齐 830006;
3. 新疆高寒高海拔山区交通基础设施安全与健康重点实验室，新疆 乌鲁木齐 830006;
4. 长安大学 公路学院，陕西 西安 710064
2. Xinjiang Transportation Planning Survey and Design Institute Co., Ltd., Urumqi, Xinjiang 830006, China;
3. Xinjiang Key Laboratory for Safety and Health of Transportation Infrastructure in Alpine and High-altitude Mountainous Areas, Urumqi, Xinjiang 830006, China;
4. School of Highway, Chang'an University, Xi'an, Shaanxi 710064, China
随着人类工程向高海拔高寒山区拓展，面临的极端工程环境和特殊地质问题日渐凸显。在高海拔山区，由于岩体风化搬运堆积距离短，其多年冻土土质多以粗粒土为主，并掺杂少量黏土充填，其工程地质特性较青藏高原冻土更为复杂[1-3]。在反复的环境冻融作用下，粗颗粒冻土由于其特殊的粒径组成、孔隙结构和初始含水量，物理特性差异性显著[4]。同时在公路建设的过程中，边坡不可避免地要经历开挖作业，以形成适于道路建设的路堑边坡。这样的工程活动引起的改变，与自然冻融循环持续作用带来的温度变化和水分迁移相结合，不仅增加了滑坡和崩塌的风险[5]，还对边坡的稳定性构成了双重挑战。因此，深入研究和准确评估冻融循环后粗颗粒混合土力学特性的改变对开挖后边坡稳定性的影响具有重要的工程指导意义。
粗颗粒混合土边坡的水热失稳破坏与温度和水分变化导致的土体结构及力学性质改变相关。目前常用的研究边坡稳定性的方法主要是现场监测、模型试验和数值模拟。现场监测手段耗时长，对边坡有进一步的扰动，同时仅凭地表宏观变形以及温湿度的监测难以准确判断边坡稳定性及后续变形趋势[6]。传统的边坡模型试验受粗颗粒含量、冻融循环次数以及工程扰动等影响，可控因素复杂，难以准确把控试验结果。因此数值模拟是全面科学研究高山冻土区粗颗粒混合土边工程扰动下稳定性的可靠手段。张云龙[7]通过静三轴试验得到季冻区粉砂土的黏聚力、内摩擦角与冻融循环次数间的关系，在此基础上探究冻融循环作用对边坡稳定系数的影响，研究结果表明冻融循环作用使粉砂土的抗剪强度参数下降，显著影响边坡稳定性。甄会超[8]对冻融后的粗粒土进行三轴剪切试验，并对相应条件下的边坡结构进行模拟，试验结果表明冻融循环中边坡稳定性下降与土体抗剪强度参数变化有关。崔凯[9]采用直剪试验方案获得混合土抗剪强度参数，基于冻土水热耦合理论对边坡融雪入渗过程进行数值模拟，分析融化期混合土边坡稳定系数、滑动面发展规律，结果表明边坡稳定性系数变化趋势与浅层土体抗剪强度变化一致。韩炳鑫[10]研究了冻融过程中土体抗剪强度参数变化引起的边坡温度场、渗流场及边坡稳定性变化规律，研究结果表明冻融交界面上土体抗剪强度的剧烈衰减对边坡失稳有显著影响。褚志成[11]考虑冻融循环对边坡土体强度的损伤作用，提出热-力耦合作用下多年冻土边坡稳定性分析方法，研究结果表明土体黏聚力和内摩擦角等因素对边坡稳定性影响显著。综上所述，冻融循环后边坡土体因温度场和水分场变化导致的土体抗剪强度损失，会影响粗颗粒混合土边坡的稳定性，但对边坡开挖等工程建设活动在此基础上对粗颗粒混合土边坡稳定性造成的影响研究较少。
为此，以新疆某粗颗粒混合土边坡为研究对象，对经过冻融循环后不同粗颗粒含量的粗颗粒混合土进行三轴试验，得到粗颗粒混合土抗剪强度参数黏聚力和内摩擦角与冻融次数的经验公式，基于传统经典水热耦合模型，建立边坡稳定性模型，详细模拟多年冻土边坡在经历多次冻融循环过程中的温度场、水分场的分布状态。在此基础上采用有限元强度折减法，深入分析边坡开挖对新疆高山多年冻土路堑边坡稳定性的影响。
1 粗颗粒混合土工程特性 1.1 物理特性选取国道218线那拉提至巴伦台段的高速公路项目某一路堑边坡为研究对象，试验用土取自该边坡中下部粗颗粒混合土。采用灌水法测算土的天然密度，根据现场试验区域土体最大粒径为60 mm的情况，确定试坑的规格为直径250 mm和深度300 mm。为避免试验出现误差，分别进行3次试验，取其平均值1 913 kg/m3为该粗颗粒混合土的天然密度。将从现场采回的土壤样本按照《公路土工试验规程》(JTG3430—2020)进行处理，采用筛分法进行粒径分析，土样的颗粒级配曲线如图 1所示。依据预估的最优含水率，制备5个含水率分别3，5，7，9和11%的试样进行击实试验，由击实曲线得到最优含水率为7.57%，最大干密度为2.27 g/cm3。
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| 图 1 粗颗粒混合土颗粒级配曲线 Fig. 1 Gradation curve of coarse grains |
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1.2 抗剪强度参数
为了探究不同冻融循环次数以及不同粗颗粒含量对粗粒土力学特性和抗剪强度指标的影响，试验采用不固结不排水三轴试验方式进行[12]。根据马捷[13]研究表明，粗颗粒土的内摩擦角随着粒径大于5 mm颗粒含量增加先增加后减少，黏聚力先减少后增加。对4种不同粗颗粒含量的试样(粒径大于5 mm的占比分别为33%，38%，43%, 48%)先分别进行0，1，3，5，7，10, 15次的冻融试验，再对冻融完成后的试样使用TSS300粗粒土动三轴试验机分别进行围压为100，200，300 kPa，轴向应变率为1 mm/min的大型三轴试验，当试样的轴向应变达到16%时，将其视为试验终点。试样的含水率根据粗颗粒含量为38%试样的最优含水率设计，统一设定为7.57%。具体试验方案如表 2所示。
| 试样 | 粗颗粒含量/% | 含水率/% | 冻融次数 | 冻结温度/℃ | 融化温度/℃ | 补水条件 |
| 试验1 | 33.00 | 7.57 | 0，1，3，5，7，10，15 | ―25 | 10 | 不补水 |
| 试验2 | 38.00 | 7.57 | 0，1，3，5，7，10，15 | ―25 | 10 | 不补水 |
| 试验3 | 43.00 | 7.57 | 0，1，3，5，7，10，15 | ―25 | 10 | 不补水 |
| 试验4 | 48.00 | 7.57 | 0，1，3，5，7，10，15 | ―25 | 10 | 不补水 |
冻融作用下粗颗粒土力学性能变化如图 2所示。由图 2(a)可知：在未经冻融循环的条件下，当粗颗粒含量分别为33%，38%，43%和48%时，试样的黏聚力依次为95.46，97.98，132.04，145.56 kPa。而在经历了10次冻融循环后，相应的黏聚力值降至55.65，63.27，98.68，119.27 kPa。在不同冻融循环次数作用的条件下，粗粒土的黏聚力随着粗颗粒含量的增加而呈现逐步增长的趋势。分析认为当粗颗粒含量处于30%~50%的范围内，土体的抗剪强度受到粗颗粒与黏粒共同作用的影响。粗颗粒在试样中构成一种骨架支撑结构，为土体提供更多的支撑点和连接点，从而产生咬合力。随着粗颗粒含量的增加，咬合力相应增强，进而导致土体的整体黏聚力得到提升[14]。由图 2(b)可知：当粗颗粒含量分别为33%，38%，43%，48%时，在未冻融作用的情况下，试样的内摩擦角从20.91°逐步上升至20.97°，然后显著增加至23.02°，最后略微下降至22.35°。在经7次冻融循环后，内摩擦角随着粗颗粒含量的增加，呈现出21.31°，20.32°，21.44°，21.23°的变化。粗颗粒含量相同时，内摩擦角在一定范围动态平衡；当粗颗粒含量的增加时，内摩擦角呈现先减小后增大再减小的非线性变化趋势。分析认为，粗颗粒混合土的内摩擦角主要由黏粒之间以及和粗颗粒相互作用提供[15]。冻融循环作用会造成土体孔隙和结构发生改变，一方面增加土颗粒间的接触，另一方面又削弱土颗粒间的相互作用，导致内摩擦角随循环次数在一定范围内呈现动态平衡变化。
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| 图 2 冻融作用下粗颗粒土力学性能变化 Fig. 2 Variations of mechanical properties of coarse grain mixed soil with freeze-thaw |
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结合崔凯[16]的研究成果，得到粗粒土黏聚力和内摩擦角与冻融循环次数和未冻水含量之间的经验关系式：
| $ c\left(n, \theta_{\mathrm{u}}\right)=8.033\;8 \cdot\left(a_1+b_1 n+c_1 n^2\right) \mathrm{e}^{-0.059\;46 \theta_u}, $ | (1) |
| $ \begin{gathered} \varphi\left(n, \theta_{\mathrm{u}}\right)=7.721\;6 \cdot\left[a_2+b_2 n+c_2 n^2+\right. \\ \left.d \sin \left(e_1 n\right)\right] \mathrm{e}^{-0.019\;83 \theta_{\mathrm{u}}}, \end{gathered} $ | (2) |
式中，C为黏聚力; φ为内摩擦角; n为冻融循环次数；θu为未冻水含量。
经过计算后得到不同粗颗粒含量条件下黏聚力和内摩擦角与冻融循环次数和未冻水含量之间的经验公式见表 3。
| 粗颗粒含量/% | 抗剪强度参数 | 抗剪强度参数经验公式 |
| 33 | c | 1.569·(90.828 9n－6.534 1n2+0.3217n3)e0.059 46θu |
| φ | 1.162·[20.818 5n－9.297 3n2+0.1462n3+122.321 5sin(0.071 3n)]e―0.019 83θu | |
| 38 | c | 1.569·(93.551 7n－5.664n2+0.296 0n3)e0.059 46θu |
| φ | 1.162·[20.719 2n+1.093 1n2－0.088 8n3+4.136 sin(0.3015n)]e－0.019 83θu | |
| 43 | c | 1.569·(127.770 7n－3.363n2+0.091 3n3)e0.059 46θu |
| φ | 1.162·[22.722 8n－0.269n2+0.024 5n3+0.530 3sin(0.744 3n)]e－0.019 83θu | |
| 48 | c | 1.569·(1 443.298 1n－4.988 8n2+0.22n3)e0.059 46θu |
| φ | 1.162·[22.320 9n+0.455 2n2－0.042 4n3+2.702 5sin(0.293 7n)]e―0.019 83θu |
2 水热耦合理论方程
随着路堑边坡的开挖以及自然环境的改变导致的温度变化将会引起边坡土体内部冰水相变以及水分迁移，且冰水相变所产生的潜热会反作用于温度场，同时相变引起的变形也将使得土体力学参数发生变化[9]。Hai[17]以非饱和土水流的达西定律、热传导理论以及相对饱和度和固液比为理论基础，利用Van Genuchten土壤持水特征曲线(VG模型)对土-水特征曲线进行拟合，模拟得到的温度场和水分场与实测数据吻合较好。韩炳鑫[10]采用固液比为联系方程构建了考虑修正渗透系数的混合冻土边坡数值模型。以上研究表明，在国内外的学者们主要从水分迁移理论、温度场理论以及二者相互耦合的模型角度，探讨冻土水热耦合效应的机理[18-22]。因此采用构建温度场和水分场独立方程并以固液比为联系方程的方法，为高山多年粗颗粒冻土边坡稳定性分析提供理论依据。
2.1 温度场控制方程基于能量守恒原理和傅里叶热传导定律并考虑相变潜热，得到粗颗粒冻土边坡的温度控制微分方程如下：
| $ \rho c_{\mathrm{p}} \frac{\partial T}{\partial t}=\lambda \nabla^2 T+L \rho_i \frac{\partial \theta_i}{\partial t}, $ | (3) |
式中，ρ为土的密度；cp为等效容积热容量；T为土的温度值；t为时间；λ为冻土的导热系数；
为简化计算模型，基于质量守恒定律，考虑冻土的水分迁移机制，包括冰的阻碍作用及其对水分迁移的影响，认为土体中的水分迁移符合Richards方程。得到如下水分场控制方程：
| $ \frac{\partial \theta_{\mathrm{u}}}{\partial t}+\frac{\rho_{\mathrm{i}}}{\rho_{\mathrm{w}}} \frac{\partial \theta_{\mathrm{i}}}{\partial t}=\nabla\left[D\left(\theta_{\mathrm{u}}\right) \nabla \theta_{\mathrm{u}}+k\left(\theta_{\mathrm{u}}\right)\right], $ | (4) |
| $ D\left(\theta_{\mathrm{u}}\right)=\frac{k\left(\theta_{\mathrm{u}}\right)}{C\left(\theta_{\mathrm{u}}\right)} I, $ | (5) |
| $ I=10^{-10 \theta_{\mathrm{I}}}, $ | (6) |
式中，θs为饱和含水率；θi为土中体积冰含量；θu为土中体积未冻水含量；ρw为水的密度；k(θu)为渗透系数；C(θu)为比水容量；I为阻抗因子。
2.3 水热耦合联系方程冻土中水分和热量的迁移与变化相互影响，为全面和准确的模拟冻土水热动态变化情况，选用固液比[23]作为耦合项，表达式见式(7)：
| $ B_{\mathrm{i}}=\frac{\theta_{\mathrm{i}}}{\theta_{\mathrm{u}}}=\left\{\begin{array}{ll} \frac{\rho_{\mathrm{w}}}{\rho_{\mathrm{i}}}\left(\frac{T}{T_{\mathrm{f}}}\right)^b-1 & \left(T<T_{\mathrm{f}}\right) \\ 0 & \left(T \geqslant T_{\mathrm{f}}\right) \end{array}, \right. $ | (7) |
式中，Bi为固液比; T为温度；Tf为土体起始冻结温度；b为经验系数，随土质和土中含盐量变化的常数[24]。
3 高山多年粗颗粒冻土边坡稳定性数值模型 3.1 几何模型在构建几何模型方面，考虑边坡模型的边界效应[24-25]，设定开挖前的边坡高度为10 m，坡比为1∶1。开挖后的坡比调整为1∶1.5，形成梯形的开挖区域。模型的坡顶平面开挖前边界宽度设为35 m，坡脚平面开挖前宽度为20 m，模型总宽度为65 m，并且在竖直方向向下延伸20 m。开挖前后边坡坡面位置及详细几何结构如图 3所示。
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| 图 3 几何模型(单位：m) Fig. 3 Geometric model (unit: m) |
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3.2 参数选定
水分特征参数和热物理性质参数，借鉴《冻土物理学》[24-28]等专业文献中的相关数据和推荐值。模型中使用的所有参数及其具体数值见表 4。土体基本的物理和力学参数根据粗颗粒混合土工程特性相关试验确定，其中土体本构选用D-P模型。
| 参数 | 含义 | 取值 | 参数 | 含义 | 取值 | |
| Tf/℃ | 起始冻结温度 | ―0.3 | ρw/(kg·m―3) | 水的密度 | 1 000 | |
| a0/(m―1) | 比水容量系数 | 2.34 | ρi/(kg·m―3) | 冰的密度 | 900 | |
| m/1 | 经验系数 | 0.17 | Ci/[kJ·(m3·K)―1] | 冰体积比热容 | 1 874 | |
| l/1 | 经验系数 | 0.5 | Cw/[kJ·(m3·K)―1] | 水体积比热容 | 4 180 | |
| L/(kJ·kg―1) | 冰水相变潜热 | 334.56 | Cf/[kJ·(m3·K)―1] | 土体积比热容 | 2 055 | |
| ks/(m·s―1) | 饱和渗透系数 | 4.03×10―4 | λs/[kJ·(m3·K)―1] | 土的导热系数 | 1.25 | |
| θs/1 | 饱和含水率 | 0.39 | λw/[kJ·(m3·K)―1] | 水分导热系数 | 0.58 | |
| θr/1 | 残余含水率 | 0.04 | λi/[kJ·(m3·K)―1] | 冰的导热系数 | 2.23 | |
| ρ/(kg·m―3) | 土的密度 | 1 913 |
3.3 边界条件和初始条件 3.3.1 温度场
通过查阅中国气象数据资料，获得相应区域在2018年至2022年间的详细气象数据。在建立的水热耦合模型中，上边界条件采用Dirichlet边界条件，以确保温度变化的连续性和物理合理性。具体表达式如下：
| $ T(t)=-4.6+15.6 \sin \left(\frac{2 \mathtt{π}}{365} t+\frac{22 \mathtt{π}}{365}\right)。$ | (8) |
由于两侧边界距离研究对象的距离超过2倍的坡高，因此这些边界对边坡温度场的影响可以忽略[29]。为简化模型计算，将两侧边界视为绝热边界，即它们不会与外界进行热量交换。
3.3.2 水分场根据勘察报告，该地区冻土分布主要为富冰冻土、饱冰冻土、含土冰层，局部地区为多冰冻土、少冰冻土。依据徐敩祖的《冻土物理学》[24]，当黏粒含量小于15%时，富冰冻土的总含水量为18%~25%，饱冰冻土为25%~44%，含土冰层的总含水量超过44%。综合考虑，设定坡体的初始总含水量为0.375，初始未冻水含量为0.075，体积冰含量为0.3。该地区属于中温带亚干旱气候区及暖温带干旱气候区，且地下水位较深，因此忽略地表水和地下水的补充，仅关注坡体固有的含水量。
假设模型边界与外界不存在水分交换，排除外部水源对模型的潜在影响。模型的所有边界均设定为零通量边界条件，以确保边界处无水分的净通量。模型内部的未冻水分含量采用相对饱和度S进行描述，初始条件设定为0.1，表明模型起始时刻水分分布均匀。
3.3.3 力学位移场模型底部设置为固定约束以模拟实际中边坡基础的约束条件；左右两侧应用辊支撑约束，以允许垂直于边界的位移而限制沿边界的位移，模拟边坡两侧的自然支撑作用；模型上部则设置为自由边界，以反映边坡顶部与大气接触的自然状态[30]。为了更加精确地模拟土体的变形行为，计算过程中首先平衡地应力，然后再进行稳定性分析的计算。
3.4 网格划分模型网格单元类型为三角形单元，边坡模型中完整网格包含2 329个域单元和150个边界单元。为模拟边坡开挖过程，采用组件定义中的线性拉伸功能，并结合固体力学模块中的活化操作来实现[31]，其原理是先使用稳态分析计算边坡开挖前的温度、水分和应力场分布，然后将其作为初始状态赋予开挖后的边坡，以此来完成对边坡开挖的数值模拟。
3.5 工况设定选取新疆天山地区典型高山多年粗粒冻土路堑开挖边坡为研究对象，基于气温年变化特征设定冻融循环。根据1.2节不同冻融循环次数及不同粗颗粒含量对粗粒土力学特性和抗剪强度指标影响的试验，粗粒土试样的抗剪强度在经历大约7~10次冻融循环后达到最小值，随后逐渐回升，呈现动态稳定的趋势。因此在粗颗粒冻土边坡稳定性数值模型中设定冻融循环次数为7次。该地区的年平均气温为―4.60 ℃且5月起气温升至0 ℃以上，将初始温度设定为―4.60 ℃，首次冻融循环从4月中旬开始，后续温度场、水分场及力学场的分析对象为粗颗粒含量为38%的混合土边坡。根据李国峰[32]的研究，在寒冷季节进行边坡开挖可能造成较小的破坏，但低温条件对施工活动不利。当地的工程施工通常安排在5月初，因此将数值模型中开挖时间定在7次冻融循环后的4月底至5月初。
3.6 边坡稳定性安全系数的确定为研究冻融循环引起的温度和水分变化对粗颗粒混合土边坡安全系数的影响，将1.2小节得到的不同粗颗粒含量条件下黏聚力和内摩擦角与冻融循环次数和未冻水含量之间的经验公式代入土体的力学场参数设置，并使用有限元强度折减法[9]计算不同条件下粗颗粒混合土边坡的安全系数。通过逐步降低土体或岩石的强度参数，模拟边坡在抗剪强度减少下的变化，直至系统达到临界状态，即等效塑性应变逐步累积至边坡内部形成一个连续的滑动区域，或在一定的非线性迭代次数和残差阈值条件下，计算过程无法达到收敛，此时对应的折减系数即为边坡的最小稳定安全系数Fr。
边坡的最小稳定安全系数Fr计算公式为：
| $ \left\{\begin{array}{l} c^{\prime}=\frac{c}{F_{\mathrm{r}}} \\ \varphi^{\prime}=\arctan \left(\frac{\tan \varphi}{F_{\mathrm{r}}}\right) \end{array}, \right. $ | (7) |
式中，Fr为边坡安全系数；c为折减前的黏聚力；c′为折减后的黏聚力；φ为折减前的内摩擦角；φ′为折减后的内摩擦角。
4 结果分析 4.1 冻融循环次数对高山多年冻土边坡稳定性的影响 4.1.1 温度场响应特征随着冻融次数增加，4月中旬边坡不同位置的温度场响应有明显差异。边坡坡顶表面下2 m范围土体温度在经历1，4, 7次冻融后在4月中旬温度分别为―10.71，―11.70和―12.00 ℃，相同条件下坡脚位置的温度分别为―8.72，―10.00, ―10.30 ℃，坡面中部位置的温度为―9.37，―10.60, ―10.90 ℃，即坡体温度随冻融循环呈现下降的总体趋势，温度响应坡顶大于坡面中部大于坡脚。分析认为，该地区年平均温度为―4.60 ℃，漫长冻结期的最低温度可以达到―25.00 ℃。坡顶处土体相较于坡脚处与外界热交换面积大受环境影响更为显著，因此形成从坡顶至坡脚的温度梯度。
4.1.2 水分场响应特征不同冻融次数后四月中旬边坡未冻水含量的与体积冰含量的分布变化规律，与温度场变化规律相近。经过1，2，7次冻融循环后坡脚浅层2.0m附近内的最大体积冰含量分别为0.38，0.45，0.60，坡顶浅层区域的最大体积含冰量为0.30，0.28，0.25，坡体中部浅层最大体积冰含量为0.35，0.40，0.45。随着冻融作用的进行，水分在边坡浅层1~2m范围内出现不同程度的积聚，富集区深度随冻融循环次数增加而增长，而坡顶处略有降低。与此同时，边坡浅层的未冻水含量从0.075增至0.14，坡体未冻水含量增加趋势和分布特点与冻结水相近。分析认为，多年冻土区活动层受下部多年冻土和上部环境变化的双向控制，导致其在坡面浅层形成水分富集区[33]，而坡顶温度的快速变化使其在融化期水分向坡体内部及下部迁移与累积，导致坡脚浅层区域在冻结期含冰量增加[34]。
4.1.3 力学位移场响应特征冻土的冻胀与融沉主要由水分的迁移和相变引发。在负温条件下，冻胀是由自由水迁移和冰的分凝效果支持的，而在正温条件下冰融化生成未冻水，在水分相变和迁移作用下破坏了土体联结结构，冻土会发生融沉[35]。边坡坡顶表面、坡面中部表面和坡脚表面特征点的冻胀融沉位移如图 4所示，其中“-”和“+”分别代表融沉和冻胀。相比未冻融时的原始坡面，在冻融1次时坡顶、坡中和坡脚表面特征点的冻胀量分别为2.98，2.06, 1.05 cm；坡顶、坡中、坡脚表面处的融沉量分别为9.31，5.52, 2.37 cm，在7冻融次后相同位置的冻胀量分别为4.97，3.78, 2.46 cm；融沉量分别为6.67，2.97, 0.65 cm。随着冻融循环次数的增加，融沉冻胀位移最大值出现时间分别在9月上旬和3月上旬，冻胀与融沉在坡顶表面最为显著，中部区域次之，而坡脚的位移变化最小。分析认为，在融化期间坡顶部分受温度影响较大，边坡上部和浅层土体中水分向下渗透使得坡体下部水分产生富集[35]，导致土体的黏聚力和内摩擦角等力学指标大幅降低促进融沉位移[36-37]。坡脚区域的水分聚集区在相变时吸收和释放的热量相较坡顶更多，使得坡脚区域的冻胀和融沉变形量相对坡顶区域较小[38]。
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| 图 4 冻融循环下坡面冻胀融沉位移 Fig. 4 Slope surface frost heave and thawing settlement with freeze-thaw cycles |
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4.1.4 边坡安全系数变化
边坡的稳定性主要受土体抗剪强度的影响，土体的抗剪强度同时受冻融循环作用和粗颗粒含量的影响[36]。由边坡温度场和水分场的变化规律可知，坡面浅层土体通常在每年5月上旬开始融化，并在9月中旬重新冻结，因此每年8月至9月期间为多年冻土边坡稳定性最差的时段。塑性变形最初在坡脚处出现，并随着折减系数的增加而向上扩展，直至塑性区从坡脚贯通至坡顶，在坡体中形成贯穿的滑移带，此时对应的折减系数Fr为1.59。边坡顶点位移随强度折减系数变化的关系如图 5所示。当折减系数达到1.59时，位移曲线出现显著突变，表示边坡整体失稳破坏的发生，与此同时模型计算不收敛，该折减系数即为边坡稳定性的安全系数[39]。
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| 图 5 边坡顶点位移随折减系数变化 Fig. 5 Slope peak displacement varying with reduction coefficient |
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由图 6(a)可知：粗颗粒含量为33%，38%，43%, 48%的边坡在经历7次冻融循环后，安全系数比未冻融时分别降低27.88%，21.84%，19.79%, 18.41%。随着冻融循环次数的增加，边坡的安全系数呈指数形式降低。由图 6(b)可知：在未经历冻融循环时，当粗颗粒含量从33%提高到48%，边坡的安全系数增加17.91%，经过1，5，7次冻融循环后，边坡安全系数比粗颗粒含量未提高前分别增加23.91%，26.35%，27.44%。相同循环条件下粗颗粒混合土的黏聚力和内摩擦角随粗颗粒含量增加整体呈现增速放缓的变化规律。粗颗粒含量对边坡稳定性的正面影响随着冻融次数的增加逐渐加强，但其增幅的增长速率逐渐减缓。分析认为粗颗粒含量高时土体中的粗颗粒间相互嵌合，有助于提高土体的抗剪强度参数指标，从而在一定程度上抵抗冻融循环带来的负面影响[40]。
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| 图 6 粗颗粒边坡安全系数随冻融作用变化规律 Fig. 6 Coarse-grained slope safety factor varying with freeze-thaw cycles |
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4.2 工程开挖对边坡安全系数的影响 4.2.1 温度场响应特征
选取边坡开挖后距离坡中表面法线方向为0.01，0.50，1.00，1.50，2.00，2.50，3.50, 4.00 m处为特征点。不同特征点在一年内温度的变化规律如图 7所示。经过一次冻融循环后，0.5 m以下土层的温度普遍低于循环开始时的温度，坡面以下2.50 m处土层较冻融周期开始时降低约2.19 ℃，在距离坡面4.00 m处的土层，其温度变化受外界温度影响的幅度不超过14.51%。边坡表层土体的温度变化和边坡开挖前的规律相近，边坡深层土体对外界温度变化的响应具有明显的延迟性，且这种延迟性随着深度的增加而变得更加显著。分析认为，边坡开挖使深层土体暴露，破坏原有温度场的平衡状态，增大坡面与外界的热交换面积，这使得边坡相较于开挖前受温度的影响更显著。降温幅度随深度增加呈现先增后减的趋势，这是因为浅层土由于直接暴露于大气，冻融影响较为显著，而深层土层受到的直接热源较少，热量通过土层的传导损失较大[30]。
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| 图 7 不同特征点在1 a内温度的变化曲线(单位：℃) Fig. 7 Temperature variations at different depths of slope during one year(unit: ℃) |
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4.2.2 水分场响应特征
选取距离开挖坡面上坡顶、坡中及坡脚表面法线方向0.01, 0.50, 1.00 m处为特征点。经历1个冻融循环后9月份坡体塑性变形特征如图 8所示。融化期间位于边坡浅层土体中的A1，A2，A3，B1，B2，C1，C2处未冻水体积含量达到饱和含水率0.39，坡脚处点C3和坡中点B3未冻水体积含量分别为0.25和0.20。在冻结期间C1处的未冻水体积含量最高，坡顶其次，坡中最低。在融化期点A1，B1，C1处体积含冰量为0，点A2，B2，C2处体积冰含量均是先增大后减小为0。在冻结期点C2处体积含冰量最大为0.44，相较于开挖之前增加了0.06；点B2处体积含冰量最大为0.39，大于开挖前的0.35。开挖前后边坡的水分场响应规律相近，在边坡下部和浅层均出现了水分富集区域，相较边坡开挖前相同位置的体积冰含量均有增加。
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| 图 8 1个冻融周期内坡体塑性变形特征 Fig. 8 Characteristics of slop plastic deformation during one freeze-thaw cycle |
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4.2.3 力学位移场响应特征
开挖前后粗颗粒含量为38%的边坡表面不同位置的冻胀融沉位移对比如图 9所示。开挖之前坡顶、坡面中部和坡脚位置的最大融沉位移分别为6.67，2.97, 0.65 cm，最大冻胀位移分别为4.97，3.78, 2.46 cm。开挖后坡顶、坡面中部和坡脚相同位置的最大融沉位移分别为7.30，4.96, 1.98 cm，最大冻胀位移分别为4.09，3.59, 2.58 cm。开挖后边坡不同位置的最大融沉位移均大于开挖之前，坡脚区域的最大冻胀位移显著大于开挖之前。分析认为，边坡开挖改变边坡地表形态和土体结构，增加边坡表面的热交换面积，边坡上部的温度变化幅度大于边坡下部区域，影响热量和水分在土体中的分布和迁移，使得位于边坡浅层和坡脚的水分聚集区含水率大于开挖之前，进一步削弱了边坡浅层土体的抗剪强度，加剧了边坡局部区域不均匀冻胀和融沉现象的发生[41]，造成边坡整体稳定性下降。
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| 图 9 开挖前后坡面冻胀融沉位移对比 Fig. 9 Comparison of slope surface frost heave and thawing settlement before and after excavation |
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4.2.4 工程开挖后边坡安全系数变化
粗颗粒含量为38%的边坡在边坡开挖后1年内各月安全系数变化规律如图 10所示。开挖前边坡的安全系数是2.36，开挖后略有提升为2.42。随着融化期气温的上升，边坡浅层土体开始融化。未冻水含量在这一时期呈现不均匀分布，水分在坡脚区域和冻融交界面处的聚集导致局部土体强度严重下降，造成边坡稳定性的降低。9月初的安全系数为1.11，相比于5月初刚开挖时的安全系数下降54.13%。冻结期边坡内部的未冻水含量持续降低，体积冰的含量不断增加。来年5月初边坡的安全系数为2.58，相比于去年5月初边坡刚开挖时增大6.61%。分析认为，体积冰含量的增加使得土体的整体强度和抗剪能力增强[42]，同时开挖活动使得边坡坡比减小，提高了边坡的稳定性。在融化期的边坡开挖对边坡稳定性有负面影响，自然冻融过程有助于边坡稳定性的恢复。因此冻土工程施工过程中需要特别注意坡面开挖后边坡融化期的稳定性，尽量不要开挖坡脚，或者开挖后立刻回填保温材料，以减少对坡脚区域温度场的扰动。
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| 图 10 开挖后边坡1 a内各月安全系数变化规律 Fig. 10 Monthly variation rule of slope safety factor during 1 year after excavation |
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5 结论
针对新疆高山粗颗粒冻土边坡稳定性影响的工程实际问题，选取新疆典型高山冻土边坡为研究对象，通过冻融作用下粗颗粒土大型三轴试验研究的结果，结合冻土边坡水热耦合特性，采用有限元强度折减法，探讨了冻融循环作用、工程扰动和粗颗粒含量对新疆高山多年粗颗粒冻土边坡稳定性的变化规律，得到了以下主要结论。
(1) 冻融循环对边坡坡面以下2 m内的浅层土体温度场产生显著影响，坡体温度随冻融循环总体呈下降趋势，温度响应坡顶大于坡面中部大于坡脚。边坡开挖使深层土体裸露，破坏原有温度场的平衡状态，增大坡面与外界的热交换面积，这使得边坡相较于开挖前受温度的影响更显著。
(2) 在冻融循环作用下边坡不同区域温度响应的不同，使得坡面下0.5~2 m深度范围内含水量逐渐增加，在坡体下部出现水分富集区域。开挖前后边坡的水分场响应规律相近，但是相较边坡开挖前相同位置的体积冰含量均有增加。
(3) 随着冻融循环次数的增加，冻胀与融沉在坡顶表面最为显著，中部区域次之，而坡脚的位移变化最小。开挖后边坡不同位置的最大融沉位移均大于开挖之前，最大冻胀位移在坡脚区域的增幅最大。
(4) 随着冻融循环次数的增加，粗颗粒混合土边坡的安全系数呈指数形式降低。粗颗粒含量的增加能够抑制冻融循环对边坡安全系数的衰减作用。同时工程扰动对高山冻土区域的粗颗粒混合土边坡稳定性有显著影响。粗颗粒含量为33%的边坡经过1次冻融后融化期末的安全系数较刚开挖时下降54.13%。边坡开挖等工程活动对边坡稳定性有显著负面影响，因此在高山冻土区域进行道路工程施工时，应采取适当措施减轻工程扰动对边坡稳定性的影响。
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