Dynamic reserves of evaluation model for materials source in the channel based on fractal theory and model test
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摘要: 汶川地震后，大量松散固体物源堆积在沟道中，使沟道泥石流发生的概率激增。准确的计算泥石流沟道物源的动储量一直是泥石流物源统计的难点。文章以七盘沟下游主沟段沟道物源为研究对象，在实地勘查、资料收集的基础上，以室内模型试验为研究手段，引入分形理论将复杂的土体粒度成分用分维值定量描述，研究不同沟道堆积体在不同降雨作用下的侵蚀规律，建立以降雨强度和分维度为双影响因子的动储量评价模型。研究表明：粗粒土不易起动，但在充足的水动力条件下，侵蚀作用会成倍放大；上细下粗土发生泥石流时侵蚀变化和总的侵蚀规模较小，这种粒序分布形式有益于沟道的稳定；上粗下细土与粗粒土的侵蚀现象类似，但发生大规模泥石流的降雨阈值低于粗粒土；沟道物源中，侵蚀作用效应的排序为：溯源侵蚀>下切侵蚀>侧缘侵蚀>潜蚀；文章所拟合的公式适用于宽缓型沟道泥石流，对于窄陡型沟道泥石流存在一定的局限性。Abstract: After the Wenchuan earthquake, many loose solid sources accumulated in the channel, which increased the probability of debris flow . It was difficult to calculate the dynamic reserves of debris flow sediment source accurately. Based on field investigation, data collection and laboratory model test, this paper introduced the fractal theory to quantitatively describe the complex soil particle size composition with fractal dimension, and studied the erosion regular of different deposits in channels under different rainfall effects. A dynamic reserve evaluation model with rainfall intensity and fractal dimension as double influencing factors was established. The results show: Coarse-grained soil is not easy to start, but under sufficient hydrodynamic conditions, erosion will be multiplied; When debris flow occurs, the erosion change and total erosion scale of "fine-grained on coarse-grained soil" are small, and which is beneficial to the stability of channel; The erosion phenomenon of "coarse-grained on fine-grained soil" is similar to that of coarse-grained soil, but the rainfall threshold of large-scale debris flow is lower than coarse-grained soil; For materials source in the channel, the order of erosion effect is headward erosion > shear erosion > lateral erosion > subsurface erosion; The formula fitted in this paper is suitable for the wide and slow channel of debris flow, but it has some limitations for the narrow and steep channel.
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Keywords:
- debris flow /
- the materials source in channel /
- dynamic reserves /
- model test /
- fractal theory
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0. 引 言
高液限土是广西地区基建活动中最常遇见的一种特殊土。由于高液限土天然含水率、孔隙比和液塑限高，碾压时不易降到最佳含水率范围内，因而很难达到路基规范要求的压实度且未经处理的高液限土的强度通常较低，不适宜直接作为路基填料。此外，高液限土水稳性较差[1-2]，当含水率改变时，路基强度急剧降低，发生沉降和边坡溜塌等灾害。
为了得到符合规范要求的路基填料，广大学者对高液限土的物理力学性质[3]及改良特性进行研究。相较于在高液限土中掺入砂[4]、碎石[5]、纤维[6]等材料改变颗粒组成的物理改良方式，石灰改良不仅可以改变高液限土的含水率和结构[7]，而且能降低膨胀势[8-9]、提高水稳性[10-11]。因其改良效果好，成本低廉益于推广使用，引起了广大国内外学者关注。BELL[12]研究了养护龄期、温度对石灰改良黏土的强度、线缩率的影响，达到最佳强度的石灰掺量为4.5%～8%。KHEMISSA等[13]研究表明掺入4%的石灰对粘土液塑限指数、CBR以及剪切强度的改良效果最佳，得到高塑性、高膨胀黏土的工程特性最好。SHARMA等[14]研究表明石灰的加入会导致黏土塑性指数降低，处理后的土黏聚力提高5%，内摩擦角增加。PAULA等[15]通过直剪试验研究石灰改良沉积物样品并进行了元素分析，表明Al、Si、Ca、K元素与黏聚力有很强的相关性。刘鑫等[16]采用石灰对广梧高速沿线高液限粉土进行改良，建议掺用5%的石灰。
以上学者研究了不同地区、不同石灰掺量对高液限土无侧限抗压强度、抗剪强度、水稳性以及加州承载比的影响，给出了石灰改良高液限土掺量的范围为4%～8%，但定量研究石灰掺量对高液限土压缩特性和抗剪强度的文献相对较少。何群等[17]分析了固结度对软土抗剪强度的影响，给出抗剪强度指标的函数模型。闫小庆等[18]认为深圳软土的压缩模量随孔隙体积含量、尺度大小和孔隙连通量呈负幂函数变化。因而本文针对广西蒙山荔玉高速沿线的高液限土，通过现场取样、室内直剪和侧限压缩试验，结合初等数学函数模型分析了不同初始含水率下石灰掺量对高液限抗剪强度和压缩特性的影响，确定不同初始含水率下最优石灰掺量，为实际工程提高经济效益。
1. 研究内容
1.1 高液限土性质
根据广西荔玉高速公路第四标段《工程地质勘察报告》以及《施工图设计》显示，该段路基沿线高液限土分布如图1所示，标段全长14.545 km，桥隧比为 21.57%，沿线高液限土段占路基全线 27.25%。
地勘资料显示该标段高液限土物理力学性质几乎相同，尤以K52+790—K53+660段文圩镇内最长，达960 m，占沿线高液限土方量的30%左右，取该段高液限土作为试验材料具有很好的代表性。依据《公路土工试验规程》，对弃土场高液限土进行比重、液塑限以及击实试验。最佳含水率为20.84%，最大干密度为1.60 g/cm3。高液限土物理力学性质指标见表1。
表 1 弃方段高液限土参数指标Table 1. Parameters of high liquid limit soil of spoil样品状态 取样深度/m 天然含水率/% 液限/% 塑限/% 土粒比重 原状土 2.1～2.3 31.30 53.30 28.50 2.76 原状土 6.5～6.7 36.30 52.10 33.70 2.74 扰动土 1.3～1.5 33.43 51.93 22.46 2.79 1.2 研究方法
改良广西荔玉高速沿线弃土场的高液限土初含水率为21%～36%，石灰掺量为高液限土质量的2%～8%，且以2%的变化量递增。按照击实试验确定的最大干密度，采用静压法制样。对不同饱和状态、不同初始含水率以及不同石灰掺量的试件进行侧限压缩和直剪试验。在不同饱和状态下，试样有6种不同初始含水率、5种不同石灰掺量，共30个样本，符合统计学中大样本的要求[19]，其含水率变化范围从最佳含水率到天然最大含水率，石灰掺量覆盖推荐最佳掺量4%～8%，可以代表该改良土的变化规律，在合理抽样的前提下，可以由样本推测出总体情况。根据试件压缩特性和抗剪强度随石灰掺量的变化趋势，选择基本初等数学函数模型拟合，确定石灰掺量对试件压缩特性和抗剪强度的函数模型。在已知初始含水率和石灰掺量的条件下，准确预测改良土的压缩系数和抗剪强度，确定最经济合理的石灰掺量，指导路基施工。
2. 改良土的压缩特性
压缩系数是评价路基填料的重要指标之一，采用南京土壤仪器厂GZQ-1型全自动气压固结仪对试件进行压缩试验，试件尺寸为61.8 mm×20 mm，加压盖板周围用湿棉围住，保持试件含水率，在平衡自重后即开始试验。试件加压稳定标准采用0.01 mm的变形量进行控制，加荷顺序为25 kPa，50 kPa，100 kPa，200 kPa，400 kPa，800 kPa。随着石灰掺量的增加试件的压缩系数如图2所示。
在不同初始含水率下，随着上负荷载增加，试件逐渐压密，压缩系数随石灰掺量的增加逐渐减小，最终趋于稳定，符合指数函数形式变化，数学函数模型如式(1)所示：
(1) 式中：
A、B、C——拟合参数。
试件压缩系数随石灰掺量关系的拟合结果见表2。在相同石灰掺量下，不同初始含水率试件压缩系数改变率(掺灰试件相较素土试件压缩系数的改变量/素土试件压缩系数)相差较小，低掺量(2%)压缩系数改变率为40%，压缩系数降低到60%；当石灰掺量超过4%时，压缩系数减小很少，压缩系数改变率为60%；高掺量(8%)下，压缩系数降低到30%。由图2可知：所有试件的压缩系数均小于0.5 MPa−1,表明试样为中等压缩性土，可作为公路路基设计规范6 m以下路基填料。如若路基填筑高度达15 m，则路基填料的压缩系数不大于0.1 MPa−1，当含水率不高于26.73%时，石灰掺量不低于4%，否则石灰掺量不低于8%，可达到高填方路基填料对压缩性的要求。
表 2 试件压缩系数与石灰掺量的指数模型拟合结果Table 2. Fitting results of exponential model between compression coefficient and lime content数学模型 初始含水率 20.84% 23.68% 26.73% 29.71% 33.75% 34.93% A 0.04±0.00 0.05±0.00 0.05±0.00 0.05±0.00 0.08±0.00 0.07±0.00 B 0.10±0.00 0.13±0.00 0.16±0.00 0.20±0.00 0.25±0.00 0.29±0.00 C 2.26±0.07 2.59±0.11 2.67±0.20 2.88±0.14 2.46±0.07 3.24±0.05 R2 0.9998 0.9996 0.9989 0.9996 0.9998 1.0000 Adj.R2 0.9996 0.9992 0.9977 0.9991 0.9997 0.9999 注：R2 为相关系数平方；Adj.R2为调整后相关系数平方。 3. 改良土的抗剪强度
为研究初始含水率和石灰掺量对高液限土抗剪强度的影响，采用6种不同初始含水率，5种不同石灰掺量共30×2组试样进行快剪试验。其中一组试件进行抽真空饱和。采用南京土壤仪器厂生产的ZJ型应变控制式直剪仪，试样尺寸为61.8 mm×20 mm，剪切速率为0.8 mm/min，荷载加载序列分别为100 kPa，200 kPa，300 kPa，400 kPa，剪切量为6 mm。
3.1 不同饱和状态试件黏聚力结果分析
根据直剪试验结果，绘制不同初始含水率下，黏聚力随石灰掺量变化情况。试件黏聚力随石灰掺量的模型拟合效果分别如图3(a)、3(b)所示。
在图3(a)中，对于不饱和试件，初始含水率越高，相同掺量的石灰对高液限土黏聚力提升越明显。相较素土试件，少量石灰掺量(2%)对高液限土黏聚力改良效果明显，黏聚力提升达28%～170%；加入大量石灰(8%)改良后，黏聚力可提高80%～450%。在图3(b)中，对于饱和试件，石灰可以增加高液限土的水稳性。相较于未经饱和试件的黏聚力，饱和后的素土试件黏聚力降低80% ～90%，而改良试件随着石灰掺量增加，黏聚力降低率(饱和前后黏聚力的变化量/不饱和试件的黏聚力)由72%～81%减小到66%～77%；掺入石灰改良的试件，黏聚力降低率减小6%～18%；初始含水率23.68%和26.73%的素土试件较最佳含水率(20.84%)素土试件的黏聚力高，表明高液限土具有水敏性，遇水后不同初始含水率的素土试件强度衰减不同。由于高液限土具有水敏性，高于最佳含水率3%～6%的高液限土在遇水后强度衰减更小，具有较好的水稳性[20-21]。
SHARMA等[14]研究表明，石灰的掺入会使黏聚力增加，进一步添加石灰时，黏聚力有降低的趋势。由于石灰本身没有黏性，因而改良高液限土黏聚力存在最佳的石灰掺量。当初始含水率不高于26.73%且石灰掺量为6%时，黏聚力增长幅度趋缓；而当初始含水率高于26.73%时，由于初始含水率较高，达到最大黏聚力消耗的石灰增多，石灰掺量为8%时，黏聚力仍有上升趋势，建议改良石灰掺量不低于8%。对于不同状态和初始含水率的试件，随着石灰掺量增加，黏聚力呈幂函数形式变化，且数学函数模型如式(2)所示：
(2) 式中：
A、B−拟合参数。
拟合结果见表3。
表 3 不同状态试件黏聚力幂函数模型拟合结果Table 3. Fitting results of power function model for cohesion of specimens in different states试件状态 数学模型 初始含水率 20.84% 23.68% 26.73% 29.71% 33.75% 34.93% 未饱和 139.62±4.55 126.32±6.07 98.34±3.01 54.77±1.94 28.24±1.05 22.19±2.48 A 24.06±2.69 21.46±3.59 22.70±1.78 19.02±1.15 18.65±0.62 17.65±1.74 B −1.19±0.32 −0.92±0.43 −1.04±0.21 −0.89±0.14 −0.87±0.07 −0.76±0.18 R2 0.9947 0.9899 0.9976 0.9986 0.9996 0.9975 Adj.R2 0.9894 0.9798 0.9952 0.9971 0.9991 0.9949 饱和 12.89±2.05 22.30±2.76 15.94±1.47 10.58±1.32 4.14±1.17 3.08±0.71 A 11.56±1.21 15.26±1.63 13.36±0.87 8.20±0.78 5.57±0.69 4.57±0.42 B −0.62±0.15 −0.99±0.20 −0.77±0.10 −0.44±0.09 −0.29±0.08 −0.21±0.05 R2 0.9948 0.9929 0.9978 0.9958 0.9932 0.9968 Adj.R2 0.9896 0.9857 0.9956 0.9916 0.9863 0.9936 3.2 不同状态试件内摩擦角结果分析
绘制不同初始含水率下，未经饱和试件内摩擦角随石灰掺量变化情况，模型拟合结果如图4所示。
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图 4 未饱和试件内摩擦角幂指数模型拟合Figure 4. Power index model fitting of internal friction angle of unsaturated specimen在图4中，不同初始含水率的高液限土试件，随着石灰掺量的增加，内摩擦角呈上升趋势。相较于素土试件，少量石灰掺量(2%)对高液限土内摩擦角改良效果不明显，内摩擦角仅提高6%～10%；加入大量石灰(8%)改良后，内摩擦角可提高19%～36%；对于不同初始含水率的高液限土，相同石灰掺量对初始含水率高的试件内摩擦角改良效果更好；由于石灰土发生絮凝与团聚反应，导致黏土粒径颗粒团化，因而土的内摩擦角增加。而石灰本身没有明显的摩擦力，过量的石灰会导致内摩擦角降低，当石灰掺量为6%时，初始含水率不高于26.73%的试件内摩擦角增长趋于平缓；当初始含水率高于26.73%时，石灰掺量高于6%时，内摩擦角仍小幅增长，满足幂函数的变化规律，采用二次函数模型进行拟合如式（3）所示：
(3) 式中：
A、B−拟合参数。
拟合结果如表4所示。
表 4 未经饱和试件内摩擦角的幂函数模型拟合结果Table 4. Fitting results of power function model for internal friction angle of unsaturated specimen函数模型 初始含水率 20.84% 23.68% 26.73% 29.71% 33.75% 34.93% 30.79±0.32 29.17±0.45 26.75±0.43 24.83±0.49 24.39±0.28 24.21±0.35 A 1.49±0.19 1.43±0.27 1.69±0.26 1.77±0.26 1.43±0.17 1.40±0.21 B −0.09±0.02 −0.06±0.03 −0.07±0.03 −0.07±0.03 −0.04±0.02 −0.04±0.02 R2 0.9913 0.9872 0.9915 0.9910 0.9966 0.9943 Adj.R2 0.9827 0.9745 0.9830 0.9821 0.9932 0.9887 根据直剪试验结果，分别采用幂函数、指数函数、对数函数模型对饱和试件的内摩擦角与石灰掺量的关系进行研究，三种初等函数模型均能拟合成功。将不同拟合结果进行模型效果比较，无论采用AIC(赤池信息准则，衡量模量拟合优良性标准，AIC越小，模型拟合效果越好)或是BIC(贝叶斯信息准则，BIC越小，模型拟合效果越好)比较法，幂函数和指数函数模型较对数函数模型能达到更好的拟合效果。其中图5(a)为采用幂函数模型拟合，图5(b)为采用指数函数模型进行拟合。
对于饱和素土试件，初始含水率越低，内摩擦角减小率(不同状态试件内摩擦角变化量/不饱和试件的内摩擦角)越大。相较于素土试件，不同初始含水率的改良试件内摩擦角提高约14%～30%。掺灰后，试件的内摩擦角增加率((掺灰试件与素土试件内摩擦角的增量/素土试件内摩擦角)为12%～32%。初始含水率在20.84%～26.73%范围内，随着石灰掺量的增加，内摩擦角趋于稳定；而初始含水率在29.71% ～34.93%范围内，当石灰掺量高于8%时，内摩擦角有减小的趋势。因而采用AIC、BIC以及F检验法比较幂函数和指数函数模型的拟合效果时，却没有得到推荐模型。当石灰掺量大于8%时，饱和试件内摩擦角是趋于稳定还是减小还有待试验验证。由于高掺量的石灰在改良低含水率的高液限土中是不经济的，因此，增加部分高初始含水率、高石灰掺量的饱和试件抗剪强度试验进行验证是很有必要的。试验设计方案见表5。
表 5 试验设计方案Table 5. Experimental design scheme初始含水率/% 石灰掺量/% 黏聚力 内摩擦角 R Adj. R2 29.71 10 51.85 31.10 1.000 0.999 12 47.45 31.78 0.998 0.996 33.75 10 32.20 29.87 0.998 0.996 12 33.5 29.89 0.998 0.995 34.93 10 26.5 29.56 0.999 0.997 12 30.25 30.29 0.994 0.989 根据表5结果，采用赤池信息准则以及贝叶斯信息准则对幂函数和指数模型进行拟合结果进行分析：幂函数模型的AIC值为20.60<指数函数AIC值为58.61；幂函数模型的BIC值为0.39<指数函数BIC值为38.39，由于AIC值、BIC值较小能更好反应模型拟合的优良性，因而对于饱和试件的黏聚力随掺石灰掺量的增加呈幂幂函数形式变化，模型拟合结果见表6。
表 6 饱和试件内摩擦角拟合结果Table 6. Fitting results of internal friction angle of saturated specimen函数模型 方程 初始含水率 20.84% 23.68% 26.73% 29.71% 33.75% 34.93% 幂函数 23.14±0.14 24.12±0.72 24.36±0.95 23.92±0.76 23.79±0.23 23.58±0.12 A 2.00±0.08 2.51±0.43 2.74±0.56 2.53±0.45 1.98±0.14 1.97±0.07 B −0.15±0.01 −0.21±0.05 −0.23±0.07 −0.21±0.05 −0.16±0.02 −0.16±0.01 R2 0.9984 0.9702 0.9539 0.9672 0.9954 0.9988 Adj.R2 0.9968 0.9404 0.9078 0.9345 0.9908 0.9975 3.3 试件抗剪强度包线变化分析
绘制不同饱和状态、不同初始含水率下石灰掺量对高液限土抗剪强度的影响如图6，图7所示。图例A-B，A、B分别为初始含水率和石灰掺量。如20.84-0代表初始含水率20.84%，石灰掺量0%的试件对应的抗剪强度包线，将最佳含水率的素土试件(20.84-0)对应的强度包线，称为标准强度包线。
在图6中，对于未经饱和试件，试件抗剪强度随含水率升高而降低。根据标准强度包线在图中位置，随着初始含水率的升高，高液限土需消耗更多的石灰才能达到标准强度。当初始含水率不高于26.73%，石灰掺量在6%范围内时，试件抗剪强度增加明显；当含水率高于26.73%时，建议石灰掺量不低于8%，此时改良土的抗剪强度仍有明显增加。根据标准强度包线在不同石灰掺量强度包线中的位置结合石灰掺量对抗剪强度增长变化率的影响，建议初始含水率不高于26.73%时，石灰掺量为总质量分数的6%；当含水率高于26.73%时，石灰掺量不低于为总质量分数的8%，此时改良试件抗剪强度不仅能达到标准强度，且不会造成石灰的浪费。
在图7中，相同初始含水率下，饱和试样的抗剪强度随石灰掺量增加而增大，且相邻两强度包线间增加幅度逐渐减小；当石灰掺量高于6%时，随着石灰掺量增加，试件抗剪强度增长较小。
由于高液限土具有水敏性，吸水后不同初始含水率试件的强度衰减不同。初始含水率为23.68%和26.73%的饱和素土试件的抗剪强度均较最佳含水率20.84%对应的标准抗剪强度高，表明浸水后的高液限土水稳性最佳时对应的含水率较击实试验对应的最佳含水率高3%～6%，因此在进行高液限土路基填筑时，建议路基填料含水率比最佳含水率高3%～6%。由于高液限土的击实曲线与CBR曲线是不重合的双驼峰曲线[22-23]，即最大CBR值对应的含水率比最大干密度对应的含水率高，这对于高液限土抗剪强度也适用。若采用饱和素土试件中的最大抗剪强度作为标准强度包线(23.68-0)，则很少掺量的石灰(2%)会对试件的抗剪强度有很大提升，可以达到标准抗剪强度。
4. 结论
对于广西荔玉高速沿线高液限土,分析了饱和状态、初始含水率、石灰掺量对试件侧限压缩特性和抗剪强度的影响，并采用基本初等数学函数模型进行拟合。通过测初始含水率、石灰掺量，确定改良土的压缩特性和抗剪强度。
（1）初始含水率越高的高液限土，改良所需的石灰越多。随着石灰掺量的增加，压缩系数呈指数函数形式减小直至稳定。当石灰掺量为2%时，压缩系数减小幅度高达40%，即较少的石灰掺量可以明显改善高液限土的压缩特性。
（2）初始含水率越高，试件抗剪强度越小。对于不同饱和试件黏聚力和内摩擦角随石灰掺量的增加呈二次函数形式增加，过量的石灰会造成试件抗剪强度的下降。
（3）高液限土具有水敏性，浸水后不同初始含水率的素土试件强度衰减不同。对于饱和素土试件，最大抗剪强度对应的含水率较击实试验获得最大干密度对应的含水率高3%～6%，而掺加石灰可以增加高液限土水稳性。在路基填筑中，填料的含水率要高于最佳含水率3%～6%，此时即具有较高的水稳性，又能达到路基压实度。
（4）改良不同初始含水率的广西荔玉高速沿线高液限土，存在最经济的石灰掺量。石灰的掺入主要提高试件的黏聚力而对内摩擦角影响较小。当含水率不高于26.73%时，建议石灰掺量不低于6%，否则石灰掺量不低于8%。
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图 6 细粒土49.1 mm/h试验过程现象
Figure 6. Test process phenomenon in 49.1 mm/h (fine-grained soil)
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图 8 粗粒土49.1 mm/h试验过程现象
Figure 8. Test process phenomenon in 49.1 mm/h (coarse-grained soil)
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图 12 上细下粗土49.1 mm/h试验过程现象
Figure 12. Test process phenomenon in 49.1 mm/h (fine-grained on coarse-grained soil)
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图 13 上细下粗土侵蚀宽度与深度
Figure 13. Erosion of width and depth (fine-grained on coarse-grained soil)
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图 14 上粗下细土49.1 mm/h试验过程现象
Figure 14. Test process phenomenon in 49.1 mm/h (coarse-grained on fine-grained soil)
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图 15 上粗下细土侵蚀宽度与深度
Figure 15. Erosion of width and depth (coarse-grained on fine-grained soil)
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图 16 上细下粗土单位侵蚀量
Figure 16. Erosion amount of per unit (fine-grained on coarse-grained soil)
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图 17 上粗下细土单位侵蚀量
Figure 17. Erosion amount of per unit (coarse-grained on fine-grained soil)
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图 18 试验模型侵蚀量与雨强的曲线关系
Figure 18. Curve relationship between erosion amount and rainfall intensity in the test model
表 1 模型试验降雨条件
Table 1 Rainfall conditions of the model test
雨频/% 雨强/（mm∙h−1） 前期降雨用时/s 径流/（L∙h−1） 10 33.2 359 406.8 5 38.1 341 511.4 2 44.4 320 648.2 1 49.1 306 752.4 
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表 2 “7·10”后沟道物源颗粒累积百分含量
Table 2 Cumulative percentage of particles in the channel after “7·10”
编号 颗粒累积/% 200 60 20 5 2 0.5 0.25 0.075 ZG1 100 21.7 7.2 1.3 1.0 0.9 0.4 0.2 ZG2 100 16.9 5.9 1.4 1.7 1.4 0.5 0.2 ZG3 100 22.9 6.9 1.4 0.9 0.8 0.4 0.10 平均 100 20.8 7.0 1.7 1.2 1.1 0.4 0.2
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表 3 “8·20”后沟道物源颗粒累积百分含量
Table 3 Cumulative percentage of particles in the channel after “8·20”
编号 颗粒累积/% 200 60 20 5 2 0.5 0.25 0.075 ZG1 100 81.3 43.7 32.9 22.6 9.5 5.2 1.1 ZG2 100 79.9 53.0 40.6 33.3 17.0 7.3 4.1 ZG3 100 86.7 50.9 39.3 26.7 17.8 11.2 3.9 平均 100 82.6 49.2 37.6 27.5 14.8 7.9 3.0
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表 4 试验土分维值
Table 4 Fractal dimension of test soil
试验堆积体 分维值D 范围 类型 “7·10”粗粒土 2.250 <2.60 块碎石土 “8·20”细粒土 2.639 2.60≤D<2.82 碎石土 双层上细下粗 2.522 <2.60 块碎石土 双层上粗下细 2.596 <2.60 块碎石土 注：其中分维D越小，粒度越粗，分维D越大，粒度越细。
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表 5 单因素对照试验设计方案
Table 5 Single factor-controlled trial design scheme
编号 堆积体
分维D降雨强度
/（mm∙h-1）编号 堆积体
分维D降雨强度
/（mm∙h-1）1-1 2.639 33.2 3-1 2.522 33.2 1-2 38.1 3-2 38.1 1-3 44.4 3-3 44.4 1-4 49.1 3-4 49.1 2-1 2.250 33.2 4-1 2.596 33.2 2-2 38.1 4-2 38.1 2-3 44.4 4-3 44.4 2-4 49.1 4-4 49.1
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表 6 沟道侵蚀数据统计
Table 6 Data statistics of the channel erosion
D q/（mm∙h−1） V侵/m3 D q/（mm∙h−1) V侵/m3 2.639 33.2 0.015 90 2.522 33.2 0.003 11 38.1 0.033 10 38.1 0.020 63 44.4 0.066 21 44.4 0.045 94 49.1 0.145 78 49.1 0.062 91 2.250 33.2 0.002 95 2.596 33.2 0.001 90 38.1 0.019 07 38.1 0.020 91 44.4 0.039 63 44.4 0.116 03 49.1 0.131 33 49.1 0.132 82
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表 7 雨强计算
Table 7 Calculation of rain intensity
频率 暴雨均值
H/（mm∙h−1）变差系数
CV模比系数
Kp暴雨设计值
Hp/（mm∙h−1）2% 22 0.35 1.92 42.2 5% 1.67 36.7 10% 1.47 32.3 20% 1.26 27.7
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表 8 锄头沟“8·20”后沟道物源颗粒累积百分含量
Table 8 Cumulative percentage of particles in Chutougou after “8·20”
取样 颗粒累积/% 200 50 20 5 2 0.5 0.25 0.075 S1 100 40.1 32.8 28.3 21.7 12.6 9.2 1.4 S2 100 59.4 38.5 32.9 21.3 9.5 6.2 1.1 S3 100 65.2 46.4 41.4 31.7 16.6 11.7 2.1 平均 100 54.8 39.0 34.2 24.9 12.9 9.0 1.5
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表 9 本文拟合计算结果
Table 9 The results of the fitting calculations in this paper
沟道 D 雨频 降雨强度
/（mm∙h-1）流通堆积区
/km侵蚀量
/（104 m3）锄头沟 2.572 20% 27.7 4.3 12.75 10% 32.3 24.46 5% 36.7 45.58 2% 42.2 99.23 七盘沟 2.250 20% 28.0 3.9 10.56 10% 33.2 22.03 5% 38.1 44.09 2% 44.4 107.49
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表 10 动储量计算
Table 10 Dynamic reserve calculation
沟道 设防标准 动储量/（104 m3） 均值/（104 m3） 锄头沟 V5%+2V10%+3V20% 132.75 122.91 3V5% 136.74 V2% 99.23 七盘沟 V5%+2V10%+3V20% 119.83 119.86 3V5% 132.27 V2% 107.49
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[1] XIONG J,TANG C,CHEN M,et al. Long-term changes in the landslide sediment supply capacity for debris flow occurrence in Wenchuan County,China[J]. CATENA,2021,203:105340. DOI: 10.1016/j.catena.2021.105340
[2] 方群生,唐川,王毅,等. 汶川极震区泥石流动储量与总物源量计算方法研究[J]. 防灾减灾工程学报,2016,36(6):1008 − 1014. [FANG Qunsheng,TANG Chuan,WANG Yi,et al. A calculation method for predicting dynamic reserve and the total amount of material source of the debris flows in the Wenchuan meizoseismal area[J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering,2016,36(6):1008 − 1014. (in Chinese with English abstract) DOI: 10.13409/j.cnki.jdpme.2016.06.023 [3] JAKOB M,BOVIS M,ODEN M. The significance of channel recharge rates for estimating debris-flow magnitude and frequency[J]. Earth Surface Processes and Landforms,2005,30(6):755 − 766. DOI: 10.1002/esp.1188
[4] 乔建平,黄栋,杨宗佶,等. 汶川地震极震区泥石流物源动储量统计方法讨论[J]. 中国地质灾害与防治学报,2012,23(2):1 − 6. [QIAO Jianping,HUANG Dong,YANG Zongji,et al. Statistical method on dynamic reserve of debris flow's source materials in meizoseismal area of Wenchuan earthquake region[J]. The Chinese Journal of Geological Hazard and Control,2012,23(2):1 − 6. (in Chinese with English abstract) DOI: 10.3969/j.issn.1003-8035.2012.02.001 [5] CHANG C W,LIN P S,TSAI C L. Estimation of sediment volume of debris flow caused by extreme rainfall in Taiwan[J]. Engineering Geology,2011,123(1/2):83 − 90.
[6] NI H Y. Experimental study on initiation of gully-type debris flow based on artificial rainfall and channel runoff[J]. Environmental Earth Sciences,2015,73(10):6213 − 6227. DOI: 10.1007/s12665-014-3845-x
[7] 林斌,张友谊,罗珂,等. 沟道松散物质起动模型试验及冲出量预测—四川省以北川青林沟为例[J]. 人民长江,2019,50(5):113 − 118. [LIN Bin,ZHANG Youyi,LUO Ke,et al. Model test of start-up of loose material in gully and runout volume prediction:Case of Qinglin ditch in Sichuan Province[J]. Yangtze River,2019,50(5):113 − 118. (in Chinese with English abstract) DOI: 10.16232/j.cnki.1001-4179.2019.05.021 [8] 张静,田述军,侯鹏鹂. 基于面积-高程和面积-坡度积分的泥石流物质供给能力分析[J]. 中国地质灾害与防治学报,2021,32(4):9 − 16. [ZHANG Jing,TIAN Shujun,HOU Pengli. The material supply ability analysis of debris flows based on areahypsometric integral and area-gradient integral[J]. The Chinese Journal of Geological Hazard and Control,2021,32(4):9 − 16. (in Chinese with English abstract) DOI: 10.16031/j.cnki.issn.1003-8035.2021.04-02 [9] 张田田, 杨为民, 万飞鹏. 浑河断裂带地质灾害发育特征及其成因机制[J]. 吉林大学学报(地球科学版),2022,52(1):149 − 161. [ZHANG Tiantian, YANG Weimin, WAN Feipeng. Characteristics and formation mechanism of geohazards in Hunhe fault zone[J]. Journal of Jilin University (Earth Science Edition),2022,52(1):149 − 161. (in Chinese with English abstract) [10] 胡卸文. 无泥型软弱层带物理力学特性[M]. 成都: 西南交通大学出版社, 2002 HU Xiewen. Physical and mechanical properties of mudless weak zone[M]. Chengdu: Southwest Jiaotong University Press, 2002. （in Chinese）
[11] 潘华利,安笑,邓其娟,等. 泥石流松散固体物源研究进展与展望[J]. 科学技术与工程,2020,20(24):9733 − 9741. [PAN Huali,AN Xiao,DENG Qijuan,et al. Progress and prospects of research on debris flow solid source[J]. Science Technology and Engineering,2020,20(24):9733 − 9741. (in Chinese with English abstract) DOI: 10.3969/j.issn.1671-1815.2020.24.007 [12] 魏玉虎,胡卸文,齐光辉. 分形理论在土体粒度成分特征评价中的应用[J]. 安徽地质,2006,16(2):120 − 122. [WEI Yuhu,HU Xiewen,QI Guanghui. Application of fractal theory to evaluation of features of grain size composition of soil mass[J]. Geology of Anhui,2006,16(2):120 − 122. (in Chinese with English abstract) DOI: 10.3969/j.issn.1005-6157.2006.02.008 [13] 游勇, 柳金峰, 欧国强. 泥石流常用排导槽水力条件的比较[J]. 岩石力学与工程学报, 2006, 25（增刊1）: 2820 − 2825 YOU Yong, LIU Jinfeng, OU Guoqiang. Comparison of hydraulic conditions among usual debris flow drainage canal[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2006, 25（Sup 1）: 2820 − 2825. （in Chinese with English abstract）
[14] 李书钦,高建恩,邵辉,等. 选沙对水力侵蚀比尺模拟试验侵蚀过程相似的影响[J]. 水土保持学报,2009,23(3):6 − 10. [LI Shuqin,GAO Jianen,SHAO Hui,et al. Effects of model material selection on the similarity of erosion processes in hydraulic erosion simulation experiment[J]. Journal of Soil and Water Conservation,2009,23(3):6 − 10. (in Chinese with English abstract) DOI: 10.3321/j.issn:1009-2242.2009.03.002 [15] 郭朝旭,崔鹏. 宽级配弱固结土体内细颗粒迁移规律研究评述[J]. 山地学报,2017,35(2):179 − 186. [GUO Chaoxu,CUI Peng. Fine particle migration in wide grading and poorly consolidated soil:An overview[J]. Mountain Research,2017,35(2):179 − 186. (in Chinese with English abstract) DOI: 10.16089/j.cnki.1008-2786.000210 [16] 黄海,刘建康,杨东旭. 泥石流容重的时空变化特征及影响因素研究[J]. 水文地质工程地质,2020,47(2):161 − 168. [HUANG Hai,LIU Jiankang,YANG Dongxu. A study of the characteristics and influencing factors of spatial-temporal changes in the debris flow density[J]. Hydrogeology & Engineering Geology,2020,47(2):161 − 168. (in Chinese with English abstract) DOI: 10.16030/j.cnki.issn.1000-3665.201907024 [17] 万飞鹏, 杨为民, 邱占林, 等. 甘肃岷县纳古呢沟滑坡-泥石流灾害链成灾机制及其演化[J/OL]. 中国地质, 2022: 1 − 19. （2022-06-22）. https://kns.cnki.net/kcms/detail/11.1167.p.20220621.1148.008.html. WAN Feipeng, YANG Weimin, QIU Zhanlin, et al. Disaster mechanism and evolution of Nagune gully landslide-debris flow disaster chain in Minxian County, Gansu Province[J/OL]. Geology in China, 2022: 1 − 19. （2022-06-22）. https://kns.cnki.net/kcms/detail/11.1167.p.20220621.1148.008.html.（in Chinese with English abstract）
[18] 黄健, 胡卸文, 金涛, 等. 四川西昌“3·30”火烧区响水沟火后泥石流成灾机理[J]. 中国地质灾害与防治学报,2022,33(3):15 − 22. [HUANG Jian, HU Xiewen, JIN Tao, et al. Mechanism of the post-fire debris flow of the Xiangshui gully in “3·30” fire area of Xichang, Sichuan Province[J]. The Chinese Journal of Geological Hazard and Control,2022,33(3):15 − 22. (in Chinese with English abstract)
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