土工袋支护膨胀土边坡现场试验及细观承载机理研究

Field test and mesoscopic load-bearing mechanism of soilbag-supported expansive soil slopes

摘要

为探讨土工袋支护膨胀土边坡的可行性与承载稳定性，该文开展了土工袋支护膨胀土边坡的现场试验，分析了边坡承载过程中土工袋护坡体的物理力学性质及稳定性变化，并通过无侧限抗压数值试验探究了土工袋的加筋作用。研究结果表明：宏观方面，土工袋在正常降雨条件下具有良好的防渗保水性能，膨胀土吸湿后的膨胀力显著影响袋间压力；施工中的填充率和压实度对稳定性影响显著，高填充率低压实度的护坡体在极端气候下易发生滑塌，但其柔性特性可阻止进一步滑塌。细观方面，承载过程中土工袋对袋内土体起到应力协调的加固作用，最底层袋内土体最先达到临界破坏状态，并且在最底层袋体侧面率先破损，袋内土颗粒溢出使得堆叠体滑移，导致滑塌面形成并引发上部袋体滑塌。

Abstract

To investigate the feasibility and load-bearing stability of using soilbags to support expansive soil slopes, a field test was conducted on an expansive soil slope supported by soilbags. The physical and mechanical properties and stability changes of the soilbag slope protection structure during the slope loading process were analyzed. In addition, numerical unconfined compression tests were performed to investigate the reinforcement effect of the soilbags. The results indicate that, at the macroscopic level, soilbags exhibit good impermeability and water-retention performance under normal rainfall conditions. The swelling pressure generated by expansive soil after moisture absorption significantly affects the pressure between the bags. The filling ratio and degree of compaction during construction have substantial effects on stability. A slope protection structure with a high filling ratio and a low degree of compaction is prone to sliding collapse under extreme climatic conditions, whereas its flexibility prevents further collapse. At the mesoscopic level, during loading, the soilbags reinforce the soil inside the bags through stress coordination. The soil in the bottommost bag first reaches the critical failure state, and the side of the bottommost bag ruptures first. The subsequent loss of soil particles from the bag causes the stacked soilbags to slide, leading to the formation of a slip surface and the collapse of the upper soilbags.

Graphical abstract

关键词

膨胀土边坡 / 土工袋 / 细观机理 / 破坏机理 / 加固机理 / 离散单元法

Key words

expansive soil slope / soilbag / mesoscopic mechanism / failure mechanism / reinforcement mechanism / discrete element method

0 引言

膨胀土作为一种吸水膨胀、失水收缩的特殊灾变性土体，其膨胀力会对传统膨胀土边坡刚性混凝土结构护坡体产生附加土压力，增大护坡难度和成本^［1］。随着交通强国战略和西部陆海新通道建设的不断推进，中国广西地区高速公路、市政道路、高速铁路等基础设施大量兴建，不可避免地穿过宁明盆地、百色盆地等膨胀土分布广泛地区，并涌现出大量的膨胀土边坡开裂、滑塌、刚性支护结构破坏等工程问题^［2］。土工袋作为一种即填即用的柔性结构，通过袋身结构限制膨胀土变形，并且相互之间的位移能消减膨胀力，有效地防护膨胀土滑坡和工程边坡破坏^［3-4］。

土工袋因具有可变形、强度大、自立性强、施工简单等优点而被广泛应用于各类岩土工程防护之中^［5-6］。国内外众多学者就土工袋的材料、承载作用机理、实际应用展开研究。在强度和承载机理方面，Matsuoka等^［7］根据Mohr-Coulomb强度理论，建立了土工袋的强度本构关系，但其二维分析过程忽略了主应力及深度方向袋体加筋作用，在实际分析其承载特征中具有一定局限；刘伟超等^［8］通过室内试验探究了土工袋的填充特性与其强度间的关系，但其填充物为水或砂浆，与工程实际应用时的填充状态有偏差；Xu等^［9-10］在现场通过无侧限压缩试验和中粒砂砾实土袋承载力试验研究了土工袋的强度特性；曲瑾等^［11］对不同袋内材料、土工袋排列方式下土工袋层间承载特性进行了研究。在护坡结构应用方面，Xu等^［12］基于土袋摩擦与主动侧土压力之间的平衡关系，提出了新的土工袋护坡设计方法；Li等^［13］研究了袋内填充砂石加固干灰坝的稳定性变化情况，但其计算解析式缺少工程验证；Wu等^［14］在室内开展了土工袋护坡模型试验，得到了土工袋护坡极限破坏高度，但是其研究在降雨和日照条件方面未作考量；Liu等^［15-16］将土工袋应用于南水北调膨胀土渠道边坡护坡工程中，其研究发现土工袋具有增强膨胀土强度和限制膨胀变形的作用。上述工作很大程度上提高了研究者们对土工袋承载特性和作为护坡结构的宏观物理力学特性认识，但无法从细观的角度揭示土工袋在承载失稳破坏过程中袋体间相互作用及袋体内部土颗粒受到荷载后的应力状态及结构特性。

从细观的角度分析土工袋在承载过程中应力传递、袋体运动以及袋内土体应力路径，可以进一步深化对其作为承载构筑物的细观认识。离散单元法从细观的角度出发，通过构建颗粒间的细观接触来实现土体、土工袋袋体宏观力学性质的模拟，是研究土工袋宏观和细观行为的有效方法^［17-18］。Jia等^［19］基于离散单元法对土工袋在循环荷载下的袋体拉应力与袋体强度演变规律开展了研究，但其袋体构成为断面形式，难以反映出土工袋经纬间的相互作用；Liu等^［20］对不同倾角土工袋进行了双轴压缩数值模拟。上述学者的研究模拟对象均为二维袋体，在实际参考时具有一定局限；Cheng等^［21］提出了一种三维离散元土工袋建模方法，但其研究过程中研究主体为单层袋体，难以反映出土工袋作为承载体的袋间相互作用。尽管离散单元法在土工袋的力学性质研究中获得了一定应用，但是在三维条件下堆叠袋体的承载细观特性模拟和相关方法仍鲜见报道，土工袋在支护膨胀土边坡过程中可能存在的失稳破坏因素、机理仍有待进一步探索。

本文以广西宁明某高速公路土工袋加固膨胀土边坡失稳现场为研究对象，通过结合土工袋护坡体施工方法、现场复杂气候条件、北斗监测系统及埋设于土工袋护坡体中的传感器响应情况探究其宏观失稳性质。在细观方面，建立能够反映室内3层袋体无侧限抗压试验全过程的三维离散元数值模型。通过对土工袋支护体承压过程中袋体及袋内土体的变形位移矢量、应力路径以及大主应力矢量等细观结构特征的动态变化情况进行分析，揭示土工袋支护体承压变形规律，为土工袋加固膨胀土边坡过程中的施工方法、设计思路提供新的研究手段。

1 现场试验概况

1.1 工程地质概况

现场试验场地位于广西壮族自治区宁明县以东约19 km的某在建高速公路K16+450~K46+500 段。该地属亚热带季风气候，年降雨量843.3~1 439.4 mm，6—10月汛期降雨量占全年降雨量的81.8%。月平均日照时长为195.6~212.0 h，室外最高气温达40.8 ℃，年平均蒸发量为1 663.7 mm。

试验场地附近约10 km内均分布有膨胀土，弱、中、强膨胀土跨度变化明显，其主要物理力学参数见表1。试验点覆盖层主要为第四系冲洪积层（Q₄^al+pl），下伏基岩为第三系邕宁群。从上至下各岩（土）层工程地质特征简述如下：① 第四系黏土，褐色，褐灰色，可塑~硬塑，湿，主要成分为黏粒，干强度和韧性较高；② 第三系强风化泥岩，灰白色，半成岩，泥质结构，节理裂隙很发育，遇水易软化，风干易裂、崩解，为极软岩；③ 中风化泥岩，深灰色，半成岩，泥质结构，节理裂隙发育，岩芯多呈柱状，局部呈块状，遇水易软化，风干易裂、崩解。

工程建设过程中受恶劣气候条件影响，建设路线沿线路堑边坡裂隙网络发育密集，边坡失稳频繁发生（图1），拖延了建设进度并对建设施工人员的人身安全造成威胁。本次现场试验选取的膨胀土路堑边坡坡长116 m，坡高最高处约9.8 m。

1.2 试验施工过程

本次土工袋加固膨胀土边坡现场试验设计如图2所示（以最高边坡断面为例）。土工袋护坡体堆叠坡度与膨胀土路堑边坡坡比相同，均为1∶1.5，以横纵土工袋对齐的方式进行堆叠，横向上堆叠5列土工袋，共计3 m。

试验施工准备过程中将膨胀土边坡按1∶1.5设计坡比进行整平，将坡面已开裂虚土、树根、碎石、杂物清理干净，锐角物体要磨成钝角以免划破袋面，做到坡面整洁后再进行土工袋堆叠施工。由于采用部分土工袋作为坡脚护坡体，因此在堆叠前要对开挖路面进行压实，压实度为90%。待坡面整平后填充土工袋，土工袋填充料就地取材，采用附近开挖的膨胀土进行填充，填料颗粒粒径满足相应规范的路基填料要求，含水率控制在最佳含水率，袋口采用手持缝纫机封口。本次现场试验为探究填充率对土工袋护坡结构及坡体稳定性的影响，因此在堆叠过程中分左右两幅分批次进行施工，右侧土工袋填充率保持70%~80%，支护宽度约44 m，护坡面积约526 m²，施工周期为2021年6月24日至2021年7月30日；左侧编织袋填充率为85%~95%，支护宽度约72 m，护坡面积约757 m²，施工周期为2021年8月14日至2021年9月21日。施工过程中保持施工班组人员和施工方式不变，施工过程如图3所示。

考虑到试验的经济可行性，迎坡临空面处2列采用黑色土工袋，紧贴坡面处3列绿色土工袋作加厚处理。试验所用土工袋摊平规格长×宽为80 cm×60 cm，填充膨胀土后填筑长×宽×高规格为60 cm×60 cm×20 cm。土工袋克重≥150 g/m²，经向拉力标准≥30 kN/m，纬向拉力标准≥27 kN/m，经纬向伸长率标准≤18%。膨胀土边坡临空面黑色编织袋耐久性经过Ⅱ型荧光紫外灯照射150 h后，断裂强力保持率≥75%，断裂伸长保持率≥75%，具有较好的抗紫外线、抗老化性，能较好服役于广西宁明炎热多雨的恶劣气候环境。土工袋护坡结构施工采用人工进行无缝对齐式堆叠，坡面处紧贴土工袋从下向上进行堆叠，支护体堆叠宽度为5列土工袋。施工堆叠过程中，腾空已封紧的袋口部分区域折叠，并被土工袋其余部分反压朝向坡面。每一层编织袋堆叠完成后，采用浮土填充袋间缝隙，并采用手扶式振动平板进行夯实［图3（a）］；土工袋码砌完成后，覆盖10 cm客土并铺草皮绿化坡面［图3（d）］。

1.3 仪器布设情况

试验过程中针对膨胀土边坡在干湿交替环境下易发生浅层变形的特点，对土工袋支护膨胀土边坡进行表面位移观测。传统边坡形变监测常用的方法有钻孔测斜仪法、全站仪测量法、多点位移计测量法等，但这些监测手段值守人力成本高，监测效率低，难以实时反映膨胀土边坡变形情况。因此本次试验将小型化低成本北斗形变监测设备与高精度形变解算云平台相结合，搭建北斗实时膨胀土边坡形变监测系统，能够实现实时低成本的高精度地表形变获取，形成无人值守的自动化与高精度全天候监测。本次现场试验共布设8套北斗监测设备（NN01~NN08），1套雨量计，16套全站仪棱镜设备（其中8套是独立棱镜，其余8套与北斗监测设备并址），1套土壤湿度计。北斗实时膨胀土边坡形变监测系统与土压力计及土壤水分计形成并址，以1 s/次的数据采集频率实时监测坡体表面位移和浅层坡体物理力学性质变化。监测网络布设见图4。

膨胀土边坡监测网络将坡体划分为5个间隔为5 m的监测断面，每个监测断面由北斗形变监测系统、土压力计及土壤水分计形成并址，布设高度间隔为4 m，将坡脚、坡中及坡顶3层横断面纳入实时监测范围中，如图5所示。两套共享电源布设在坡顶稳定处，负责监测设备的长期稳定供电。北斗监测站、雨量计、土壤水分计及土压力盒将监测数据实时上传至膨胀土滑坡实时监测系统进行高精度解算并设定警告阈值。

2 试验结果与分析

2.1 土工袋支护体变形情况

土工袋支护膨胀土边坡现场试验于2021年9月23日整体施工完成并将监测设备安装调试校准后进行膨胀土边坡护坡结构实时监测。在试验过程中北斗监测平台于2021年10月5日发出警报，在监测点NN07、NN08位移变化速率有较大的突变，如图6所示。通过对位置数据进行时间差分并基于最小二乘法进行拟合得到了各监测点的变形拟合速度及变形拟合加速度。从图6（a）可以看到：监测点NN07、NN08变形拟合速度、变形拟合加速度分别达40 mm/d、21 mm/d及25 mm/d²、30 mm/d²。NN06监测点随后于10月6日发出警报，变形拟合速度、变形拟合加速度分别达35 mm/d、35 mm/d²。NN07、NN08两处监测点变形加速度于10月8日趋于0，变形速度稳定于40 mm/d、36 mm/d，而NN06监测点变形加速度于10月8日短暂趋于0后，于次日再次产生递增、递减波动，变形速度也随之变化，坡体整体处于不稳定状态。2021年10月11日NN06、NN07、NN08三处监测点变形加速度同时递增，变形速度均达到顶峰。变形加速度分别为30 mm/d²、23 mm/d²、22 mm/d²；变形速度分别为75 mm/d、64 mm/d、60 mm/d。

从图6（b）变形位移情况可以看到：NN07、NN08位移监测点分别于10月8日、10月11日两天位移发生突变，在10月8日位移分别由0 mm递增至210 mm、180 mm；在10月11日位移由210 mm、180 mm递增至300 mm、230 mm。NN06监测点变形位移于10月10—12日有较大的变幅，10月10—11日变形位移由0 mm递增至390 mm，随后于10月12日递增至510 mm。获取警报后2021年10月12日实地勘察结果如图7所示。从图7（a）边坡整体情况中可以看出：左幅第二阶段施工区域土工袋护坡体有显著的滑塌迹象，边坡后缘羽状裂隙发育密集，裂隙走向为西偏北30°，裂隙延展长度最长为22 m（直线距离），羽状裂隙分布面积达112 m²，NN06、NN07、NN08处监测点PVC立杆前倾，坡体中部NN06监测点附近处鼓包隆起变形明显。交界处裂缝发育宽度约5 cm，相比左右幅土工袋护坡体形态可以看出，左幅土工编织袋护坡体呈下滑趋势，坡面植被生长情况较差，大多处于枯萎状态。

2.2 现场监测数据分析

针对本次土工袋支护膨胀土边坡滑塌试验结果，以NN06、NN07、NN08三处监测结果为基础，探查2021年10月9—16日期间降雨情况、袋内土体含水率变化及袋间土压力相应情况。图8为现场监测系统中雨量计监测结果，从图8可以看出：在2021年10月8—16日期间现场均有降雨，并且在10月8—12日期间降雨强度最大为8 mm/h，属于中雨，但是由于降雨持续时间长，现场边坡后缘截水沟未施工，加之后缘地势平缓，水分朝坡体临空面汇集，逐渐下渗于土工袋之中，加大了土工袋整体质量。

图9为断面④与NN07并址的土压力盒数据，土压力盒埋设于两列袋子之间。从图9中可以看出：土压力盒数据的变化与降雨数据有较好的一致性，可以推断在10月8—9日持续降雨作用下水分快速渗入土工袋之中，此时土工袋填充率虽较高（约85%），但是压实度较低，袋内土体孔隙较大，水分入渗后膨胀土吸水膨胀，膨胀作用使得土工袋出现鼓胀变形，袋间土压力出现变化，数值从3.10 kPa（10月8日）递增至3.65 kPa（10月12日）；随后降雨短暂停歇，袋间土压力亦呈现降低趋势，降低至3.50 kPa；结合图7现场踏勘情况可以看出：此时边坡中上部分已呈现出较明显的下滑趋势，土压力盒的受力面不再是水平向膨胀土胀缩应力，而还要承受一部分编织袋斜向下滑力，这样的下滑力随着10月14日降雨的进行而逐渐增大，土压力盒数据进一步突增，由3.50 kPa递增至3.70 kPa。

综合上述现场试验结果，土工袋在膨胀土边坡中的支护效果具有良好的应用前景，右幅土工袋护坡体护坡效果好，在降雨工况下也能保持良好的稳定性。但是也具有一定的缺陷，如本次现场试验中左幅土工袋护坡体后缘出现了一定范围的滑塌。对比左右两幅土工袋支护膨胀土边坡可以发现，在相同施工班组人员及相同的施工工艺下，左右幅土工袋护坡体的区别在于袋内膨胀土的填充量，右幅土工袋填充率为70%~80%，而左幅土工袋填充率为85%~95%，质量相差约7.5 kg。结合上述左幅土工袋护坡体变形及土压力盒监测数据可以推断，土工袋在堆叠施工过程中压实度对坡体的稳定性也具有一定的影响，压实度低的土工袋在降雨的影响下水分易渗入袋内土体之中，增大土工袋护坡体整体重度，易促使其发生滑塌。

3 土工袋离散元数值模型

3.1 离散元模型几何设定

每个土工袋作为土工袋坡面防护结构的基本结构单元。离散元法模型的准确开发依赖于合适的几何假设、接触建模和土袋单元的充分校准。在本研究中，单个土袋的尺寸标准化为与现场构建单元相匹配，具体为60 cm×60 cm×25 cm。为了准确捕捉土袋的几何特征，采用了Handy Scan 700TM 3D激光扫描仪记录表面坐标，生成了沿土袋边缘划定的椭圆形边界的三维点云数据。随后，点云数据通过3D网格重建方法进行处理，生成由三角形单元组成的土袋模型。这些三角形网格单元的中心位置被提取出来，建立了离散表面节点，节点的半径为0.8 mm。单个土袋的体积约为0.086 m³。建模过程如图10所示。

为真实反映袋装膨胀土土工袋支护体填筑状态，离散元数值模拟设计土工袋填充率为80%，在模拟实现过程中由于土工袋体积为固定值（0.086 m³），因此控制所生成颗粒体积及孔隙体积比值即可达到目标填充度。为真实反映袋装膨胀土土工袋支护体应力状态，在生成土工袋袋内土体颗粒时将二维分层压实法离散元模型生成方法应用至三维模型中，该方法通过在模型边界内生成一定松散颗粒试样后，通过刚性墙对其进行压实以达到试样均匀的效果，通过计算刚性墙的位置来控制每生成一层试样的孔隙率。此方法存在生成试样过程中，颗粒被挤压积累的能量会改变颗粒原有的受力状态，使得生成的试样内应力过大的缺点，本文在生成试样过程中通过墙体伺服系统控制土体应力状态，确保试样生成的均一性。

3.2 离散元模型验证

离散元模型细观参数是细观颗粒相互作用反映宏观现象的桥梁，其合理性对模拟结果的可靠性至关重要。在标定过程中，通过试错法调整细观参数使得离散元数值模拟曲线贴合室内宏观试验结果曲线，细观参数见表2，标定结果如图11所示。

室内土工袋抗拉试验通过万能试验机进行，裁剪尺寸为48 mm×80 mm的土工袋材料进行试验，拉伸速度控制为10 mm/min。离散元模型建立过程为：选取土工袋相同尺寸区域的颗粒作为试验对象，数值模拟试验过程中将上下两端颗粒以相同速度、相反方向进行拉伸。试验结果对比如图11（a）所示，从图中可以看出：离散元数值模拟结果与室内试验结果接近，但是由于离散元模拟条件较为理想，拉伸属于均质匀恒速拉伸，因此当土工袋材料拉伸至极限长度时出现“拉力‒伸长率”曲线出现瞬间跌落现象。

土工袋无侧限抗压试验及相应离散元数值模拟结果如图11（b）所示，并将离散元模拟试验过程中不同阶段应力变化过程在图中标注。从图11（b）可以看出：在经过土工袋抗拉试验标定细观参数后，离散元数值模拟得到的“竖向荷载‒竖向应变”变化曲线与室内试验结果较吻合，都反映出袋装膨胀土土工袋支护体承载能力经历“线性增长‒达到顶峰‒迅速跌落”的过程。上述标定过程验证了离散元数值模拟的合理性，但是由于数值模拟过程中3个袋体初始应力状态均能理想化地保持一致，因此“竖向荷载‒竖向应变”变化曲线存在一定偏差，但整体上能从细观数值模拟的角度反映出袋装膨胀土土工袋的宏观承载特性。

4 离散元模拟结果

4.1 变形机理分析

在土工袋护坡体护坡过程中，底部垂直堆叠袋体的承载破坏过程与土工袋护坡体的失稳密切相关，因此土工袋承载过程中土袋的宏观变形一直是研究的重点。现有的测量方法，如数字图像相关法3D扫描重建，能够有效地测量表面变形，但在描述内部变形和渐进性破坏过程方面存在一定局限性。本研究采用校准后的离散元模型，分析了土袋在加载过程中的变形和渐进性破坏，图12为3层土工袋无侧限抗压试验模拟过程中竖向应变分别为8%、18%、30%、34%、38%时位移云图，土工袋体及袋内土体颗粒、位移矢量。从图12可以看出：在试验过程中土工袋、袋内土体颗粒位移大小由上至下逐层递减，上部两层袋体有向x轴方向位移鼓胀的趋势，并结合图11力链分布随竖向应变变化情况可以看出：土工袋变形大的地方位于上下压板边缘接触处、编织袋的缝制处；当竖向应变达到30%时袋体发生了破坏，最下部分袋体率先发生破坏，随后最上部袋体发生破坏，发生破坏的位置均位于袋体侧面鼓胀处，离散元数值模拟得到的破坏形式与现场观察到的袋体破坏形式相同；随着竖向应变持续加大，应变值达到34%、38%时，最上、最下层土工袋鼓胀处均发生破坏，此时袋内土体沿破损口溢出，3层土工袋出现了明显的侧向滑移现象。

4.2 颗粒运动轨迹分析

图13展示了从上至下提取的3层土工织物土袋中，沿经向（x轴方向）和纬向（y轴方向）的颗粒运动轨迹，并对压缩过程中袋内颗粒的三维运动轨迹进行了比较分析。从图13（a）可以看出：在无侧限压缩试验中，L1层袋的颗粒位移轨迹表现为：上层颗粒均匀向下移动，底部袋无明显变形，侧面颗粒逐渐向外扩展。当应变达到约28%时，侧面袋发生损伤，随后袋底右侧的颗粒（y>30 cm，x=-30 cm）出现明显的膨胀轨迹，最大膨胀量为10 cm。L2层袋的颗粒位移轨迹整体变化不大。在试验过程中，中间袋逐渐向下移动，而侧面袋逐渐向外膨胀。当试验垂直位置达到32%时，袋子出现明显的滑移趋势，滑移方向垂直于x轴，倾斜角约为9.46°。L3层袋的位移形式较为明显。在试验过程中，袋子的轨迹表现出明显的压缩‒位移模式。袋子损坏后，袋子向未损坏的袋子方向膨胀，且在尺寸损坏后袋子明显压缩，为上层袋提供了显著的滑移面。

4.3 袋内土体应力路径分析

土工袋在承载过程中袋内膨胀土的应力状态是研究土工袋护坡体支护强度的基础。

在分析承载过程中袋内膨胀土应力路径过程中，以平均应力（球应力）和偏应力作为应力分量。平均应力p、广义剪应力q计算公式如下：

p=\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{3}}({\sigma }_{\mathrm{1}}+{\sigma }_{\mathrm{2}}+{\sigma }_{\mathrm{3}})（1）

q=\frac{\mathrm{1}}{\sqrt[]{\mathrm{2}}}\sqrt[]{({\sigma }_{\mathrm{1}}-{\sigma }_{\mathrm{2}}{)}^{\mathrm{2}}+({\sigma }_{\mathrm{2}}-{\sigma }_{\mathrm{3}}{)}^{\mathrm{2}}+({\sigma }_{\mathrm{1}}-{\sigma }_{\mathrm{3}}{)}^{\mathrm{2}}}（2）

式中：{\sigma }_{\mathrm{1}}\mathrm{、}{\sigma }_{\mathrm{2}}\mathrm{、}{\sigma }_{\mathrm{3}}分别为经过递推标定后应力单元体的最大主应力、中间主应力和小主应力。

以剑桥模型在软黏土上的临界状态线来表征土体应力路径变化情况，如下式所示：

q=Mp（3）

式中：M为临界状态参数。

在本文离散元数值模拟中，将3层袋体不同区域在x、y方向上进行分块（Lmxi、Lmyi，m：1~3；i：1~5）后，依照上述公式分别统计在不同加载状态下袋内膨胀土颗粒应力状态，进而形成加载应力路径如图14所示。

对比图14（a）~（c）可以看出：L1~L3三层袋体不同块体土颗粒的应力状态变化趋势相近，从靠近袋体边缘处至袋体中心处依次逐渐进入临界状态，从整体上看3层袋体应力路径在未达到临界状态时M值较为接近，分别为1.08、1.14及1.04，结合袋体破坏形式可以看出，上下两层袋体率先发生破坏，中间部分袋体呈加压状态，因此其应力路径在未进入临界状态时略大于其他层袋体。在进入临界状态后L1~L3三层袋体M值有较大的差异，从上至下分别为2.33、5.47及1.68，这是由于不同层袋体在达到临界状态时破坏位移形式有差别，上下两层袋体由于发生了袋体破损，土体颗粒朝着破损区域运动，剪应力相较于平均应力增长趋势不大；中间部分袋体在试验过程中未发生破坏，对袋内土体呈持续包裹增强作用，但是由于最下层袋体破损后为上层袋体提供了滑移面，因此中部袋体在滑移过程中袋内土体在强力包裹作用下剪应力快速增长，整体处于临界破坏状态。

4.4 袋内土体主应力空间分布

基于前人研究，本文通过递推的方式确定三维状态下土工袋承载过程中袋内膨胀土主应力方向、大小以及应力路径分布情况。将应力单元体依次绕3个坐标轴进行3次旋转称作一次递推循环，经过1次递推循环后使得某个主轴方向剪应力变为0，另外2个主应力也不断减小，经过若干循环，3个剪应力中总可能有2个等于零或1个为零，另一个接近为零，这时该面上的正应力就被转换为主应力。递推旋转角度的计算公式如式（4）所示^［22］：

\left\{\begin{array}{l}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\phi =\frac{\mathrm{2}{\sigma }_{xy}}{{\sigma }_{xx}-{\sigma }_{yy}}\\ \mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\psi =\frac{\mathrm{2}{\sigma }_{zy\text{'}}^{}}{{\sigma }_{zz}-{\sigma }_{y^{\text{'}}{y}^{\text{'}}}}\\ \mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\theta =\frac{\mathrm{2}{\sigma }_{x^{″}{y}^{″}}^{}}{{\sigma }_{x^{″}{x}^{″}}-{\sigma }_{y^{″}{y}^{″}}}\end{array}\right.（4）

式中：φ、ψ、\theta分别为一次递推过程中旋转的角度；{\sigma }_{xx}\mathrm{、}{\sigma }_{yy}\mathrm{、}{\sigma }_{xy}为初始状态下x、y轴方向上应力及xy平面上剪应力；{\sigma }_{zz}\mathrm{、}{\sigma }_{y^{\text{'}}{y}^{\text{'}}}\mathrm{、}{\sigma }_{z{y}^{\text{'}}}分别为初始状态下z轴方向正应力、第一次旋转后新y轴方向正应力及新zy平面剪应力；{\sigma }_{x^{″}{x}^{″}}\mathrm{、}{\sigma }_{y^{″}{y}^{″}}\mathrm{、}{\sigma }_{x^{″}{y}^{″}}分别为第二次旋转后新x、y轴方向正应力及新xy平面剪应力。

模拟结果如图15所示。

从图15可以看出：在土工袋袋体损坏之前，包裹土体中的大主应力方向保持与z轴平行，应力分布相对均匀。然而，当土工袋袋体材料在第1层和第3层侧边断裂时［图12（c）］，土壤中的主要主应力集中在土工袋的中间，中等主应力显示出从边缘向中心的偏移。

对比分析袋内土体主应力旋转情况和应力路径演变规律可以发现，随着包裹的土工袋材料的进一步断裂，包裹土壤中的主要主应力区域发生了移动。最初，最大应力从土袋的中间向边缘移动，但最终又回到中间。这种主应力的重分布模式与土工袋内强化土体的应力状态有关，因为起包裹加固作用的土工袋材料受损，应力逐渐释放。这表明土工袋在承载过程中对袋内土体的应力协调和重分布状态起着关键作用。

5 结论

本文宏观上通过对土工袋护坡体施工过程、变形位移情况、袋内膨胀土含水率变化、袋间压力变化情况开展研究；细观上结合无侧限抗压试验开展离散元数值模拟，对3层土工袋的破坏形式、颗粒运动轨迹以及袋体内部膨胀土应力路径进行研究。得出以下结论：

（1） 宏观方面，在施工班组及施工工法相同、气候接近、袋体材料相同，仅填充率存在差异（左幅85%~95%，右幅70%~80%）的情况下，右幅土工袋护坡体稳定性好，未出现较明显位移，而左幅土工袋护坡体则出现较明显滑塌情况。土工袋护坡体的自身稳定性与袋体压实度、排水工况密切相关。但是由于土工袋自身柔性特点，在发生土工袋护坡体滑塌后袋体的柔性部分会填充脱空区域重新形成互嵌体，使得变形不会在短时间内再加剧，为抢险争取了时间。

（2） 细观方面，土工袋作为护坡体，在承载过程中，受袋体柔性特性影响，袋内土体将产生一定位移空间。在上部持续挤压加载作用下，土体颗粒逐渐朝袋体侧面汇集。由细观颗粒应力路径演变规律可知：袋体侧面部分土体率先达到临界状态，袋体中部土体达到临界状态的时间相对较晚，持续的挤压作用不断将挤压应力向袋体侧面传递，进而易造成袋体外侧鼓包破损。该破损最先出现在最底层袋体，袋体发生破损后袋内土体溢出，此时下部袋体会形成前倾滑塌面，最终引发上部袋体沿着该滑塌面发生滑塌。

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基金资助

国家自然科学基金资助项目(42477143)

国家自然科学基金重点资助项目(42330701)

广西重点研发计划项目(桂科AB23075184)

广西重点研发计划项目(桂科AB24010144)

国家重点研发计划项目(2019YFC1509800)

2023年崇左市科技计划项目-中央引导地方科技发展专项（编号：崇科2023ZY0504）

交通运输部2022年度交通运输行业重点科技项目(2022-MS5-125)