искать
 

Работа в PLAXIS 3D. Трехмерное численное исследование эффективности подземного дренажа при крупномасштабных оползнях

Авторы
Линь Дэж-Гуэй (Lin Der-Guey)Факультет охраны грунтов и вод Национального университета Чун Син, г. Тайчжун, Тайвань

Предлагаем вниманию читателей адаптированный перевод статьи «Трехмерное численное исследование эффективности подземного дренажа при крупномасштабных оползнях». Ее авторы – тайваньские специалисты Дэж-Гуэй Линь, Ко-Чин Чан, Чэн-Юй Ку и Цзюй-Чин Чоу. Они являются сотрудниками Национального университета Чун Син (г. Тайчжун) и Тайваньского национального университет океана (г. Килунг). Указанная работа была опубликована в 2020 году в рецензируемом журнале Applied Sciences («Прикладные науки»), выпускаемом интернет-издательством MDPI. Статьи на сайте MDPI находятся в открытом доступе и распространяются по лицензии Creative Commons Attribution (CC BY), которая разрешает их неограниченное использование, воспроизведение, распространение, перевод, редактирование, использование в своей работе (даже в коммерческих целях) при условии правильного указания ссылки на первоисточник.

В указанной статье представлены результаты исследований, основанных на мониторинге оползневого склона и направленных на проектирование противооползневого мероприятия в виде глубинного дренажа с использованием конечноэлементного программного комплекса PLAXIS 3D для анализа фильтрации грунтовых вод и устойчивости склона. Система подземного дренирования состояла из двух дренажных колодцев диаметром по 4 м с многоуровневыми горизонтальными дренами. Она была установлена для понижения уровня грунтовых вод и стабилизации неустойчивого оползневого склона. Полученные результаты показали, что такая система вполне функциональна и способна ускорять отвод грунтовых вод, накапливающихся при инфильтрации воды во время проливных дождей в сезон тайфунов. Это может защитить склон от дальнейшего разрушения и поддержать его устойчивость на приемлемом уровне.

Адаптированный перевод выполнен при поддержке партнера журнала «ГеоИнфо» – компании «НИП-Информатика».

Чан Ко-Чин (Chang Kuo-Ching)

Факультет охраны грунтов и вод Национального университета Чун Син, г. Тайчжун, Тайвань

 

Ку Чэн-Юй (Ku Cheng-Yu)

Центр передового опыта в области морской инженерии Тайваньского национального университет океана, г. Килунг, Тайвань

 

Чоу Цзюй-Чин (Chou Jui-Ching)

Факультет гражданского строительства Национального университета Чун Син, г. Тайчжун, Тайвань

 

 

1. ВВЕДЕНИЕ

 

Ю-Е-Линь (You-Ye-Lin) – крупный оползень в горном районе Тайваня с долгой историей периодических крупных смещений грунта вниз по склону во время сезонов дождей начиная с тайфуна «Моракот» 2009 года. Чтобы предотвратить дальнейшее развитие этого оползня и стабилизировать его, государственные службы начали проводить (и проводят до сих пор) систематические полевые исследования, прорабатывают проектные решения и реализуют стабилизирующие мероприятия для предотвращения негативных последствий. Основные работы заключаются в понижении уровня грунтовых вод (УГВ) с помощью системы глубинного подземного дренажа, состоящей из двух дренажных колодцев с многоуровневыми горизонтальными дренами.

При подземном дренаже эффективность работы горизонтальных дрен для понижения УГВ и повышения устойчивости склона тесно связана с их длиной, расстоянием между ними, их количеством и местами установки [1–5]. Функции и влияние горизонтальных дрен на понижение УГВ и на стабилизацию склона также были изучены несколькими исследователями с использованием численных методов [6–12]. Цай с соавторами [6] пришли к выводу, что удлинение группы горизонтальных дрен более эффективно, чем сокращение расстояний между ними и увеличение их количества. Рахарджо с коллегами [7–9] установили, что основным преимуществом использования горизонтальных дрен является понижение уровня грунтовых вод, причем наибольший вклад вносят дрены, расположенные в нижней части склона. Эберхардт с соавторами с уверенностью предположили [10], что система глубинного дренажа (дренажная галерея с субвертикальными дренами) является ключевой мерой для успешной стабилизации крупных оползней. Кроме того, с помощью трехмерных численных моделей для крупных оползней также было изучено потенциальное влияние на стабилизацию склона со стороны субвертикальных дрен, пробуренных из дренажных галерей [11, 12]. Линь с коллегами [13, 14] продемонстрировали, что подземная дренажная система в крупном оползне способна ускорить отвод грунтовых вод, накопившихся в результате инфильтрации дождевой воды при ливнях большой интенсивности и продолжительности во время сезона тайфунов, и защитить склон от быстрого разрушения.

Однако системы горизонтальных дрен в параллельных конфигурациях в предыдущих исследованиях были неглубоко расположенными и простыми по сравнению с системой горизонтальных дрен в оползне Ю-Е-Линь, где они были соединены с дренажными колодцами в многоуровневой веерообразной конфигурации. В частности, несмотря на то что на Тайване для повышения устойчивости крупных оползней было построено большое количество дренажных колодцев, ни один из достигнутых эффектов по снижению уровней грунтовых вод и стабилизации склонов до сих пор не подвергся тщательной проверке. В этом же исследовании оценивается эффективность системы подземного дренажа, установленной в оползне Ю-Е-Линь, на основе данных мониторинга и численных методов. Оно нацелено на выработку практического оперативного трехмерного метода для количественной оценки эффективности работы горизонтальных дрен при проливных дождях во время сезона тайфунов. В использованном методе оценка изменений уровня грунтовых вод с помощью сложного анализа инфильтрации дождевой воды в неводонасыщенный грунт заменяется данными мониторинга УГВ.

 

2. ОПОЛЗЕНЬ Ю-Е-ЛИНЬ

 

2.1. Расположение оползня

 

Как показано на рисунке 1, оползень Ю-Е-Линь расположен в округе Чай-И и занимает площадь около 40 га. Для движения транспорта в этом округе в основном используется автодорога № 166. Основными видами деятельности здесь являются производство чая, обработка побегов бамбука и туризм. Проливные дожди во время тайфуна «Моракот» с 6 по 9 августа 2009 года вызвали сход массивного оползня, который поставил под угрозу безопасность жилых домов, сельскохозяйственных культур и транспортной системы. Согласно данным долгосрочного мониторинга и распределению жилых районов был выбран участок в пределах оползня Ю-Е-Линь для дальнейшего изучения и расширенного анализа (он обведен на рисунке 1 красной штриховой линией).

 

Рис. 1. Спутниковые снимки острова Тайвань и территории расположения оползня Ю-Е-Линь (обведен желтой штриховой линией). Исследуемый участок обведен красной штриховой линией
Рис. 1. Спутниковые снимки острова Тайвань и территории расположения оползня Ю-Е-Линь (обведен желтой штриховой линией). Исследуемый участок обведен красной штриховой линией

 

2.2. Климат, топография и геология территории оползня

 

Средняя температура воздуха в районе оползня Ю-Е-Линь составляет около 23 °C. Среднегодовое количество атмосферных осадков (дождей) составляет около 3 050 мм, а среднегодовое количество дождливых дней составляет 166 на основании данных об осадках с 2003 по 2016 год. Наибольшая часть осадков выпадает в летний период (с мая по сентябрь). С октября по следующий март наблюдается сухой сезон, а сезон сильных дождей начинается в конце мая – начале июня.

Рельеф поверхности оползня Ю-Е-Линь волнистый, с небольшим ровным участком. Ее абсолютная высота уменьшается с севера на юг с 1 110 м до 820 м, в среднем составляя 1 000 м. По уклону S (%) или углу наклона β (град.) поверхность оползневой зоны варьирует от покатой (15% < S  30%; 8,53 град. < β  16,70 град.) до очень крутой и обрывистой (55% < S  100%; 28,81 град. < β  45 град.), но в основном является крутой (40% < S  55%; 21,80 град. < β  28,81 град.). Зона оползня может быть очерчена в водосборном бассейне реки Шэн-Мао-Шу, которая протекает через долину с южной стороны (см. рис. 1). Склон этой долины крутой, с хорошо развитыми эрозионными траншееобразными оврагами, борта которых склонны к обрушению. При этом из-за сильной продольной и поперечной эрозии во время сезона тайфунов русла реки Шэн-Мао-Шу и ее притоков становятся очень нестабильными. Кроме того, ручей Хай-Ту-Лунь, протекающий через оползневую зону с севера на юг, разделяет ее на восточный и западный топографические блоки (см. рис. 1).

Из-за водоразделов, образованных горными хребтами, тянущимися с восточной и с западной стороны от ручья Хай-Ту-Лунь, сток с водосборного бассейна собирается в этот ручей и стекает на юг в реку Шэн-Мао-Шу.

Удаление нижней части склона у ручья Хай-Ту-Лунь из-за сильной эрозии берегов может привести к обрушению этого склона. Такой механизм разрушения подтверждается широким распространением уступов и трещин растяжения на берегах данного ручья. Кроме того, нарушения, вызванные строительством главной дороги округа Чай-И (автодороги № 166), которая идет через весь оползневый склон Ю-Е-Линь, часто вызывают обвалы участков склона в сезон тайфунов.

Можно предположить, что сползающая грунтовая масса оползня Ю-Е-Линь представляет собой древний коллювий, подстилаемый коренной породой. Эти коллювиальные отложения скользят вниз по границе раздела с нижележащим песчаником, потому что они поглощают дождевую воду и увеличивают собственный вес. Обследование показало, что, похоже, нет никаких признаков того, что плоскость скольжения где-то проходит через коренную породу. Как следствие, движение грунта происходит только в пределах залегающих сверху коллювиальных отложений.

Простирание плоскостей напластования слоев грунта в оползне Ю-Е-Линь направлено на северо-восток. Поверхность склона параллельна падению слоев. Разлом Лу-Ку проходит через южный край оползня с простиранием на северо-восток и превращается во взброс с уклоном на восток и углом наклона плоскости разлома 50 град. Обнажения оползня Ю-Е-Линь, расположенные на западной стороне разлома Лу-Ку, могут быть отнесены к плиоценовой формации Чо-Лань, состоящей из мощного песчаника (Ss по американской единой системе классификации грунтов USCS), глинистого сланца (Sh) и чередующихся песчаника и глинистого сланца (Ss/Sh), как показано на рисунках 2, а–в.

 

 

Полевые исследования и бурение инженерно-геологических скважин показывают, что поверхностный коллювий оползня Ю-Е-Линь имеет мощность 8,65–35,8 м и состоит из неуплотненных песчаных, пылеватых или глинистых грунтов, смешанных с выветрелыми скальными породами или их обломками, как показано на рисунке 2, г. В выветрелых скальных породах или их обломках плоскости напластования отсутствуют. В результате в общем механическом поведении коллювия основную роль играют мелкозернистые дисперсные грунты.

Коллювиальные отложения можно разделить на глинистые или пылеватые с низкой пластичностью (CL или ML) и на пылеватый песок (SM), смешанный с обломками скальных горных пород. В средней и нижней части склона коллювий подстилается тонким слоем серо-черного глинистого сланца с прослоями мелкозернистого пылеватого песчаника (Sh/Ss), ниже которого залегает коренная порода (у авторов здесь, по-видимому, была ошибка в изложении на английском языке, которая была исправлена переводчиком в соответствии, например, с рисунком 11, a. – Ред.). Считается, что в районе оползня Ю-Е-Линь сошел крупный древний оползень и потенциальная поверхность скольжения (ППС) развивалась вдоль вышеуказанного тонкого слоя глинистого сланца. Как доказательство, в образцах керна этого слоя, взятых при бурении в зоне оползня, часто наблюдаются следы расслаивания и фрагментации. Основная коренная порода здесь представляет собой слоистый песчаник (Ss) серовато-белого цвета мощностью более 25 м.

 

2.3. Оползень Ю-Е-Линь

 

В пределах оползня Ю-Е-Линь часто происходило обрушение участков склона из-за неблагоприятных топографических, геологических и гидрологических факторов влияния и плохих дренажных условий. Во время тайфуна «Моракот» с 6 по 9 августа 2009 года сильные ливни (с максимальным суточным количеством осадков 1 080 мм) нанесли серьезный ущерб транспортным линиям, жилым зданиям и общественным объектам, как показано на рисунке 3. Несколько лет спустя после трехдневного дождя с суммарным количеством осадков 629 мм во время тайфуна «Суделор» (с 6 по 9 августа 2015 года) последовала еще одна серия осадков, продолжавшаяся с 9 августа по 1 сентября 2015 года и вызвавшая многочисленные трещины растяжения и оседание на главной дороге округа (автодороге № 166). Ливень во время тайфуна «Мэги» с 25 по 28 сентября 2016 года (с суммарным количеством осадков 776 мм и максимальным суточным количеством осадков 481 мм 26 сентября 2106 г.) снова увеличил существовавшие трещины и вызвал множество мелких обрушений на склоне.

 

 

 

Несмотря на то что движение оползня Ю-Е-Линь относительно медленное и незначительное по сравнению с другими серьезными оползнями, сошедшими на Тайване, длительное смещение грунта на склоне все же вызывает повреждения сооружений, поэтому по-прежнему необходимы работы по его техническому обслуживанию и стабилизации.

 

2.3.1. Полевой мониторинг

 

После схода крупного оползня в 2009 году был инициирован план восстановительных работ, который был одобрен Агентством по охране грунтов и вод Совета по сельскому хозяйству Тайваня (SWCB). Эти работы касались грунтовых террас, подпорных стен, дорожных одежд, креплений склона, защитных дамб, неглубоких горизонтальных дрен и поверхностного дренажа. Кроме того, чтобы спроектировать высокоэффективную систему подземного дренажа (два дренажных колодца с горизонтальными дренами), агентство SWCB наладило систематический полевой мониторинг для выяснения механизма, вызывающего смещения оползня. Как показано на рисунке 4, на исследуемой территории были установлены инклинометры и станции мониторинга уровня грунтовых вод (B04-W, B08-W, B09-W, B10-W и B12-W). Жилые зоны (ЖЗ-1, ЖЗ-2 и ЖЗ-3) являлись основными объектами защиты. В этом исследовании для подробного обсуждения были рассмотрены результаты численного анализа дренажных конструкций и их виляние на устойчивость склона вдоль профилей A-A' и B-B'.

 

 

 

2.3.2. Уровни грунтовых вод

 

На рисунках 5 а–в показаны результаты измерений количества осадков с помощью самозаписывающего дождемера (рис. 5, г), показывающего подъем/снижение УГВ в ответ на проливные дожди во время тайфунов. Как видно из рисунка 5, a, в точке мониторинга B09-W уровень грунтовых вод постепенно поднялся до самого высокого через 4–6 дней после прихода тайфуна «Дудзюань» («Дуджуан»). Затем УГВ за 10–15 дней постепенно снизился до такого же уровня, какой был перед приходом тайфуна. Запаздывающая реакция уровня грунтовых вод на дожди означает, что общая проницаемость слоя грунта в зоне оползня сравнительно низка и может быть даже ниже, чем средняя интенсивность осадков. Как следствие, просочившаяся в коллювиальные отложения (CL-ML) дождевая вода сохраняется там из-за низкой проницаемости очень мелкозернистого грунта. Эта вода становится неблагоприятным фактором для устойчивости склона и вызывает смещения грунта.

 

 

Рис. 5. Изменения уровня грунтовых вод и количества дождевых осадков во времени в точках мониторинга B09-W (а, б) и B12-W (в) и фотография самозаписывающего дождемера (г)

 

Как уже упоминалось выше, в средней и нижней части склона на исследуемой территории под коллювием залегает тонкий слой глинистого сланца толщиной 2,0–4,5 м, который также является непроницаемым, и просочившаяся дождевая вода скапливается поверх этого слоя, вызывая смещение грунта вниз по склону (на рисунке 6 показаны результаты инклинометрических измерений в скважине B09-W). (В отношении последовательности залегания слоев у авторов здесь, по-видимому, также была ошибка в изложении на английском языке, которая была исправлена переводчиком в соответствии, например, с рисунками 6 и 11, a. – Ред.)

 

Рис. 6. Профили смещений инклинометров и потенциальная поверхность скольжения по профилю B-B' после тайфуна &#171;Мэги&#187; 25–28&nbsp;сентября 2016&nbsp;г. (ЖЗ&nbsp;– жилая зона)
Рис. 6. Профили смещений инклинометров и потенциальная поверхность скольжения по профилю B-B' после тайфуна «Мэги» 25–28 сентября 2016 г. (ЖЗ – жилая зона)

 

Во время тайфуна «Мэги» (25–28 сентября 2016 г.), как показано на рисунке 5, б, уровень грунтовых вод в точке мониторинга B09-W не сразу среагировал на основные дождевые осадки (вплоть до 1 октября 2016 г.). Это отставание подъема УГВ во времени может быть связано с установкой нескольких групп параллельных неглубоких горизонтальных дрен (см. рис. 4) для подземного дренажа. Сравнивая данные для точек мониторинга B12-W (рис. 5, в) и B09-W (рис. 5, б), можно обнаружить, что реакции УГВ в них во время тайфуна «Мэги» коррелировали между собой и в обоих случаях ответы были с задержкой во времени.

В соответствии с топографическими и геологическими особенностями оползня Ю-Е-Линь, по оценкам, последующие дожди после основных ливней с суммарным количеством осадков более 800 мм могут вызвать локальные смещения грунта.

Результаты мониторинга УГВ во время трех тайфунов сведены в таблицу 1.

 

Таблица 1. Подъем уровней грунтовых вод (УГВ) во время тайфунов

 

Результаты измерений УГВ использовались непосредственно для численного анализа, чтобы включить влияние дождей вместо анализа инфильтрации дождевой воды и подземных фильтрационных потоков в водоненасыщенных слоях грунта.

 

2.3.3. Смещения грунта

 

Во время тайфуна «Мэги» (25–28 сентября 2016 г.) измерения в точках мониторинга B12-W, B09-W и B10-W, расположенных по склону сверху вниз, дали максимальные горизонтальные смещения, которые составили соответственно 138,96; 73,08 и 40,50 мм, а соответствующая глубина потенциальной поверхности скольжения (ППС) составила примерно 12; 36 и 21 м от поверхности земли. Потенциальное движение скользящего блока было направлено на юго-восток. Как показано на рисунке 6, соотнесение профилей смещения вышеуказанных точек мониторинга с профилем B-B' показало, что ППС в основном проходит приблизительно по границе раздела между коллювиальными отложениями и подстилающим их тонким слоем глинистого сланца. Этот слой, как уже упоминалось, обнаружен только в центре исследуемой области от середины до нижней части склона. Наличие тонкого слоя глинистого сланца делает склон вокруг него более активным. Потенциальная поверхность скольжения оползня Ю-Е-Линь в районе исследования находится на глубине примерно 12–36 м и простирается на большой территории.

 

2.3.4. Геофизические исследования

 

Как показано на рисунке 7, a, на изучаемом участке были исследованы четыре разреза (продольный RP-1 и поперечные RP-2, RP-3, RP-4) методом двумерной электротомографии. Разрез RP-1 (250 м длиной, рядом с профилем A-A', см. рис. 4) протянулся с юго-востока на северо-запад близко к точкам мониторинга B09-W и B10-W. Цели этого исследования – изучение картины распределения подземных вод и получение информации для проектирования системы подземного дренажа.

 

Рис. 7. Результаты электротомографической съемки в исследуемой зоне оползня Ю-Е-Линь: а – расположение электротомографических профилей (ЭП); б – распределение величин удельного электрического сопротивления перед проливным дождем (перед тайфуном «Мэги» 27–28 сентября 2016 г.); в – распределение величин удельного электрического сопротивления после проливного дождя (после тайфуна «Мэги» 27–28 сентября 2016 г.)

 

Для сравнения был пройден один и тот же электротомографический профиль (ЭП) до и после тайфуна «Мэги» (25–28 сентября 2016 г.), чтобы показать примерную картину накопления просочившейся в грунт дождевой воды и использовать ее в качестве эталона для проектирования дренажных колодцев. На рисунках 7, б, в показаны псевдотрехмерные электротомографические модели исследуемой зоны с распределением величин удельного электрического сопротивления ρa (Ом*м) до и после тайфуна «Мэги». Из-за влияния строительных конструкций, грунтовых вод и обломков скальных пород распределение значений ρa довольно неравномерно (от 15 до 500 Ом*м). Сравнение рисунков 7, б, в показывает, что УГВ скорее всего находится в коллювиальных отложениях на глубине от 5 до 30 м. Водоносный горизонт может располагаться на глубине около 5–17 м, а верхняя граница смещающегося тела оползня может находиться в непосредственной близости от жилой зоны ЖЗ-1 (около точки наблюдения B12-W).

 

2.4. Неглубокие горизонтальные дрены для предотвращения или смягчения возможных аварийных ситуаций

 

Перед созданием системы глубокого подземного дренажа на исследуемой территории было установлено 5 групп неглубоких горизонтальных дрен для аварийного дренирования (см. рис. 4, рис. 8). Эти неглубокие дрены (длиной 30 м, диаметрами 6,2; 8,8; 13,0 см, с углом возвышения 7,6 град., с расстоянием между ними 3 м) собирают инфильтрационную воду и отводят ее на небольшой глубине. Большинство из них в сухой сезон функционируют с расходами в диапазоне 54,60–0,18 м3/сут. Благодаря им ожидается снижение уровня грунтовых вод на 1–3 м, что способствует устойчивости склона. Тем не менее эти неглубокие горизонтальные дрены не способны справиться с повышенным УГВ, вызванным проливными дождями во время сезона тайфунов. В этом случае для снижения УГВ требуется глубинный подземный дренаж, чтобы отводить большое количество дождевой воды, просачивающейся в коллювиальные отложения.

 

Рис. 8. Неглубокие подземные дрены в оползне Ю-Е-Линь
Рис. 8. Неглубокие подземные дрены в оползне Ю-Е-Линь

 

2.5. Дренажный колодец для долгосрочной стабилизации оползня

 

2.5.1. Проектирование дренажного колодца

 

На Тайване подземный дренаж на сегодняшний день является наиболее часто используемым методом стабилизации склонов – как сам по себе, так и в сочетании с другими методами. Были предприняты попытки оптимизировать количество горизонтальных дрен и расстояний между ними [1, 2, 15]. Расчетная длина горизонтальной дрены должна не только доходить до тела оползня, но и проходить через потенциальную поверхность скольжения на дополнительные 3–5 м [4–6, 16]. Из-за несоответствия стандартам проектирования расчетные расстояния между горизонтальными дренами в литературе [1, 17–20] в целом сильно различаются (от 3 м до 30 м). Креншоу и Санти [21] предложили определять расстояние между горизонтальными дренами в первую очередь в соответствии с условиями дренажа in situ и корректировать его в процессе установки.

Ксантакос с соавторами [22] указали, что естественные склоны редко бывают достаточно однородными, чтобы обеспечить надежное проектирование подземного дренажа в соответствии с простыми принципами осушения. Кроме того, Хаусманн [23] предположил, что для успешной системы осушения проектировщик должен выбрать схему системы дренажа, которая увеличивает вероятность пересечения основного водоносного горизонта. Рахарджо с коллегами [7, 8] доказали, что горизонтальная дрена наиболее эффективна, когда она установлена в нижней части склона. Корнфорт [20] также показал, что горизонтальная дрена, пробуренная в сторону верха склона, может максимизировать площадь пересечения с поверхностью скольжения и эффективно понизить уровень грунтовых вод. При этом Кук с соавторами [24] указали, что горизонтальная дрена может эффективно функционировать, если она может улавливать поток грунтовых вод до того, как он просочится в нестабильную зону оползня. По мнению Линя [13, 14], чтобы рационально спроектировать место строительства дренажного колодца, необходимо заранее понять расположение поверхности скольжения, а также то, как проходят основные пути потоков грунтовых вод и каковы виды их фильтрации в теле оползня. Таким образом, при проектировании системы подземного дренажа в оползне Ю-Е-Линь расположение и высотные отметки дренажных колодцев вместе с подходящей конфигурацией дренажных скважин (или горизонтальных дрен), имеют решающее значение для эффективности дренажа.

Итак, большое количество грунтовых вод может быть отведено из подземной части склона посредством дренажных колодцев, понижающих УГВ. Для удаления грунтовых вод из глубоких слоев грунта в оползне Ю-Е-Линь были спроектированы два ствола колодцев (1 и 2) с дренажными скважинами в соответствии с конфигурацией, показанной на рисунке 9. Их строительство было завершено в 2018 году.

 

Рис. 9. Типичная конфигурация ствола дренажного колодца с многоуровневыми дренажными скважинами (или горизонтальными дренами) для крупного оползня&nbsp;[25]: а&nbsp;– схематический вертикальный разрез; б&nbsp;– схематический горизонтальный разрез
Рис. 9. Типичная конфигурация ствола дренажного колодца с многоуровневыми дренажными скважинами (или горизонтальными дренами) для крупного оползня [25]: а – схематический вертикальный разрез; б – схематический горизонтальный разрез

 

Построенные дренажные колодцы имеют диаметры по 4 м, а их стволы обсажены гофрированными кольцами из оцинкованной стали. Колодцы 1 и 2 проходят вертикально сквозь коллювий до глубины 20 и 16 м соответственно и находятся близко к поверхности скольжения. Из ствола каждого колодца на четырех различных высотных отметках (с вертикальными шагами 4 и 5 м) было пробурено по группе из 5–6 радиальных необсаженных дренажных скважин диаметрами по 76,2 мм, длиной 50 м, с углами подъема 8–10 град. Эти многоуровневые горизонтальные дрены расположены в веерообразной конфигурации с центральными углами между ними 30 град. и горизонтальными шагами 1,0–2,5 м.

В таблице 2 приведены проектные параметры систем дренажных колодцев 1 и 2.

 

Таблица 2. Проектные параметры систем дренажных колодцев 1 и 2 в оползне Ю-Е-Линь

 

2.5.2. Строительство дренажного колодца

 

На рисунке 10 показана типичная последовательность строительства дренажного колодца на Тайване. Его ствол обсаживается гофрированными оцинкованными стальными кольцами. Каждое обсадное кольцо состоит из семи сегментов, устанавливается через каждые 0,5 м до проектной глубины и усиливается стальным обручем. Вход в ствол колодца также закрепляется по периметру заливкой чистого бетона. Затем в нижней части ствола оборудуются трубы из ПВХ диаметрами по 100 мм для отвода собранных дренами грунтовых вод в водобойный колодец на дне ствола (откуда вода уходит по дренажной трубе в близлежащий водоем, см. рис. 9, 10. – Ред.). Затем оборудуются вспомогательные конструкции, такие как лестница для технического обслуживания и ремонта, верхняя крышка колодца (люк), защитное ограждение и пр.

 

 

На Тайване обычно проектируются дренажные колодцы диаметром 3,5 или 4,0 м и глубиной 15–30 м или более. Дренажный колодец не должен проходить через поверхность скольжения, чтобы избежать сдвигового разрушения его ствола из-за движения грунтовой массы оползня вниз по склону. Согласно опыту прошлых работ, если дренирующая способность труб из ПВХ в нижней части ствола колодца недостаточна для приема воды, поступающей из горизонтальных дрен, включаются насосы для откачки воды в водобойный колодец.

 

3. МЕТОДОЛОГИЯ

 

С помощью трехмерного численного моделирования в этом исследовании рассматривались эффективность подземных дренажных систем и их влияние на снижение уровня грунтовых вод (hw,max) и на соответствующие коэффициенты устойчивости (Ку) потенциальной поверхности скольжения оползня Ю-Е-Линь.

Расчеты проводились поэтапно: сначала были определены природные напряжения (in situ), смоделировано строительство двух дренажных колодцев, а после этого – выполнена серия расчетов нестационарной фильтрации совместно с определением напряженно-деформированного состояния (fully coupled flow-deformation), на основе чего был определен коэффициент устойчивости с использованием метода снижения прочности (итерационного снижения прочностных характеристик грунта – угла внутреннего трения и удельного сцепления). Последнее выполнялось для расчета значения Ку в ответ на понижение уровня грунтовых вод из-за функционирования горизонтальных дрен. Следует подчеркнуть, что более реалистичное и более высокое значение Ку будет получено именно при полностью совмещенном анализе фильтрационных потоков и деформаций при учете поглощения влаги водоненасыщенным грунтом (в PLAXIS выполнение такого расчета возможно в том числе с учетом инфильтрации и испарения. – Ред.).

 

3.1. Численная модель с граничными и начальными условиями

 

На основе проектных параметров дренажных колодцев (см. таблицу 2), топографических, геологических и гидрологических данных длительных полевых исследований и испытаний дисперсных и скальных грунтов, отобранных из скважин на исследуемой территории, была получена трехмерная численная модель оползня Ю-Е-Линь, показанная на рисунке 11, a. Слои грунта моделируются 10-узловыми тетраэдрическими элементами (или 10-узловыми объемными элементами в программном комплексе PLAXIS 3D [26]) с четырьмя точками численного интегрирования. Эти элементы имеют три степени свободы на узел (или три компонента смещения на узел) и обеспечивают интерполяцию смещений второго порядка (рис. 11, б). Дренажный колодец состоит из ствола и многоуровневых горизонтальных дрен. Ствол колодца, непрерывно обсаженный гофрированными кольцами из оцинкованной стали, моделируется 6-узловыми треугольными плитными элементами с тремя точками численного интегрирования, обеспечивающими интерполяцию смещений второго порядка (рис. 11, в). Поскольку плитные элементы не могут выдерживать крутящие моменты, они имеют только пять степеней свободы на узел (три поступательных и две вращательных). Плитные элементы – это специальные конечные элементы, используемые для моделирования тонкой двумерной конструкции стенки ствола в грунте со значительной жесткостью на изгиб и основанные на теории пластин Миндлина [26], которая допускает смещения и изгибы пластины из-за сдвига. Структурные силы оцениваются в точках интеграции и экстраполируются на узлы элементов. Наконец, горизонтальные дрены моделируются серией 3-узловых линейных дренажных элементов с гидравлическими условиями (см. рис. 11, в), которые совместимы со сторонами 6-узловых треугольных плитных элементов и 10-узловых тетраэдрических элементов грунта, поскольку эти элементы также имеют три узла на стороне. Линейные дренажные элементы с 3-мя узлами обеспечивают интерполяцию второго порядка (квадратичную) расхода подземных вод в горизонтальных дренах.

 

 

В идеале границы модели располагаются вдоль естественных гидрологических границ, таких как водоразделы (границы водосборных бассейнов), водоемы (ручьи) и непроницаемая коренная порода. Расчетная схема (на рисунке 12) выбрана так, чтобы охватить границу водораздела для уменьшения количества элементов и сокращения времени расчета. Для расчета фильтрационных потоков грунтовых вод требуются местоположение, мощность и гидравлические свойства каждого слоя грунта. Начальный УГВ для оползня определяется и устанавливается путем расчета установившегося потока грунтовых вод, который калибруется с помощью измеренных величин УГВ в наблюдательных скважинах B08-W, B09-W, B10-W и B12-W (см. рис. 4). Для расчета установившегося потока грунтовых вод и совместного анализа фильтрации и деформаций, за исключением нижней границы (плоскости X-Y), которая задана как граница нулевого потока, все окружающие границы (плоскости X-Z и Y-Z) определяются как открытые границы с постоянным напором. Кроме того, для мониторинга результатов расчетов выбирается профиль A-A', вдоль которого сооружены два дренажных колодца, как показано на рисунке 12.

 

 

3.2. Моделирование дренажа для дренажного колодца и горизонтальных дрен

 

При анализе устойчивости склона на контактах между стволом дренажного колодца (плитными элементами) и окружающим грунтом добавляются интерфейсные элементы, чтобы обеспечить корректное моделирование взаимодействий «грунт – конструкция». По умолчанию в программе PLAXIS 3D плитные элементы полностью водопроницаемы, поэтому ствол колодца также становится проницаемым. Однако на Тайване, чтобы увеличить сопротивление ствола колодца сдвигу и моменту при действии направленной вниз склона силы, строительный зазор между стволом колодца и окружающим грунтом часто заполняется чистым (без примесей) бетоном, что делает ствол водонепроницаемым. Следовательно, при численном моделировании интерфейсные элементы, относящиеся к стволу дренажного колодца, устанавливаются полностью непроницаемыми, чтобы блокировать потоки влаги из окружающих слоев грунта.

Как уже упоминалось, горизонтальный дренаж в численной модели имитируется линейными дренажными элементами (линейными дренами). В местах расположения горизонтальных дрен накладывается серия линейных дрен для управления распределением порового давления при совместном анализе фильтрационных потоков и деформаций. Линейные дрены используются для задания линий внутри геометрической модели в местах, где снижается поровое давление. При расчете поровое давление во всех узлах дренажной линии уменьшается до заданного напора, эквивалентного нулю для гравитационного (самотечного) режима дренажа.

 

3.3. Параметры материалов в модели

 

Для определения прочностных параметров была проведена серия испытаний образцов дисперсных и скальных грунтов на прямой сдвиг. Образцы грунтов, отобранные из коллювиальных отложений, классифицируются как глинистые или пылеватые грунты с низкой пластичностью (CL, ML, CL-ML). Остаточные удельные сцепления c'res и остаточные углы внутреннего трения φ'res находятся в диапазоне 15–35 кПа и 26–30 град. соответственно. Кроме того, образцы, отобранные из скальной коренной породы, залегающей ниже коллювия, классифицируются как глинистые сланцы (Sh), а параметры их остаточной прочности (c'res, φ'res) составляют 0 кПа и 23–32 град. соответственно (прочность на одноосное сжатие qu = 3 060 кПа). Для песчаника (Ss) максимальные параметры прочности (c'peak, φ'peak) равны 0 кПа и 32–35 град. соответственно, а остаточные (c'res, φ'res) составляют 0 кПа и 25–33 град. соответственно (прочность на одноосное сжатие qu = 4 000 кПа). Прочность на сдвиг границы раздела между песчаником и сланцем в этом исследовании не проверялась. При анализе используется остаточная прочность коллювия и подстилающего его глинистого сланца, чтобы включить снижение прочности из-за большого смещения грунта в полевых условиях (в РФ остаточную прочность определяют методом «плашка по плашке» и также используют ее в расчетах оползней. – Ред.). Напротив, песчаник рассматривался как коренная порода, претерпевающая лишь незначительные сдвиги, и его свойства определялись максимальной прочностью на сдвиг. Линейно-упругая идеально-пластическая модель Мора – Кулона с критериями разрушения Мора – Кулона используется для моделирования механического поведения слоев грунта в оползне Ю-Е-Линь. Входные параметры модели Мора – Кулона приведены в таблице 3. Параметры линейной изотропной модели такого материала, как обсадное кольцо ствола дренажного колодца из гофрированной оцинкованной стали, использованные для численного моделирования, перечислены в таблице 4.

 

Таблица 3. Входные параметры модели Мора  Кулона для слоев грунта при анализе устойчивости склона

 

Таблица 4. Входные параметры плитных элементов (обсадных колец из гофрированной оцинкованной стали) для анализа устойчивости склона

 

Коэффициент фильтрации водонасыщенных коллювиальных отложений KS был измерен in situ с помощью испытаний на проницаемость при постоянном напоре в скважине. При испытаниях, проводимых на глубине 3–4 м, величины KS варьировали в пределах от 2,08 × 10–5 до 1,04 × 10–4 см/с. Кроме того, были проведены  натурные гидравлические испытания с посадкой пакера, которые дали коэффициенты фильтрации для неповрежденного водонасыщенного песчаника (KSs) от 1,50 × 10–6 до 3,14 × 10–5 см/с, а для песчаника с тонкими прослоями глинистых сланцев (KSs/Sh) – от 6,22 × 10–5 до 1,06 × 10–4 см/с. В оползне Ю-Е-Линь водопроницаемость коллювия имеет решающее значение для проектирования системы подземного дренажа (расположения дренажного колодца, длины дрен, расстояния между ними), поскольку дренаж в основном происходит в коллювиальных отложениях. При численном анализе были приняты три значения коэффициентов фильтрации коллювия (KS) для исследования их влияния на эффективность подземного дренажа: 1 × 10–3; 1 × 10–4 и 1 × 10–5 см/с. Тогда величины KSh = 1 × 10–4 см/с и KSs = 1 × 10–5 см/с были фиксированными.

 

4. ПОЛУЧЕННЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ИХ ОБСУЖДЕНИЕ

 

4.1. Понижение уровня грунтовых вод

 

Трехмерный анализ методом конечных элементов выполняется для исследования понижения уровня грунтовых вод в результате подземного дренажа горизонтальными дренами. Изменения УГВ во времени по профилю A-A' (см. рис. 4, рис. 12) при двух дренажных колодцах для случая KS = 1× 10-4 см/с показаны на рисунке 13, a. Профиль A-A' проходит приблизительно через середины горизонтальных дрен, расположенных веерообразно относительно колодца. Как показано на рисунке 13, a, для обоих дренажных колодцев окончательный уровень грунтовых вод (на 20-й день) опускается до высотной отметки нижних горизонтальных дрен (4-го уровня по таблице 2). Через 20 дней подземного дренажа УГВ падает от исходного уровня в конце горизонтальных дрен дренажного колодца 1 (в 50 м от дренажного колодца 1) до отметки горизонтальных дрен 4-го уровня примерно в 32 м от их концов (Lt1 на рисунке 13, a). Параметр Lt1 определяется как переходная длина эффективного снижения УГВ для дренажного колодца 1. При этом соответствующее максимальное снижение уровня грунтовых вод равно 10,19 м (hw1,max). Эти расчетные характеристики понижения УГВ идентичны тем, которые наблюдаются в инженерной практике, представленной в работе Клеппе и Денби [27].

 

 

Рис. 13. Для KS = 1 ×10-4 см/с: изменения УГВ по профилю A-A' при подземном дренаже (а); УГВ и напор грунтовых вод для профиля C1-C1' c подземным дренажом (б) и без подземного дренажа (в)

 

Теоретически расчетная длина горизонтальных дрен Ld (равная 50 м в данном исследовании) должна быть увеличена за пределы потенциальной поверхности скольжения для УГВ в пределах этой поверхности. Как показано на рисунке 13, a, переходная длина дрены Lt1 для дренажного колодца 1 расположена далеко за пределами ППС, а зона снижения УГВ (область между исходным и пониженным уровнями грунтовых вод) только частично расположена внутри ППС. При этом уровень грунтовых вод вниз по склону от дренажного колодца 1 имеет тенденцию постепенно восстанавливаться до исходного, а дренажным колодцем 2 за 10 дней подземного дренажа достигается только небольшое снижение УГВ.

Более того, на рисунке 13, a длина Ldt2 для дренажного колодца 2 определяется как длина дрены в переходной зоне эффективного колодца 2. Основываясь на определениях Lt1 и Ldt2, можно увидеть, что Lt1 приближается к Ldt1 для дренажного колодца 1 (Lt1 = Ldt1 = 32 м), тогда как Lt2 = 24 м, прерванная снижением УГВ вниз по склону от дренажного колодца 1, не совпадает с Ldt2 = 17 м для дренажного колодца 2. Далее, переходная длина Lt1 или Lt2 зависит от разницы высотных отметок между начальным уровнем грунтовых вод и верхними дренами, что совпадает с данными, представленными Клеппом и Денби [27]. В соответствии с полевыми условиями горизонтальные дрены 1-го (сверху) уровня, связанные с дренажным колодцем 1, полностью расположены выше начального уровня грунтовых вод в сухих условиях, тогда как горизонтальные дрены 1-го уровня, связанные с дренажным колодцем 2, полностью находятся ниже УГВ до начала функционирования подземного дренажа.

Как указано в таблице 5, максимальное снижение уровня грунтовых вод для дренажного колодца 1 (hw1,max) и дренажного колодца 2 (hw2,max) составляет соответственно 10,19 и 13,00 м после 20 дней работы подземного дренажа. Тем не менее следует отметить, что фильтрационный поток подземных вод остается в переходном состоянии после 20 дней денажа (t = 0  20 сут), а понижение УГВ продолжается во времени далее до достижения установившегося состояния (t = 0   сут). Скорость снижения УГВ и эффективность работы системы дренажного колодца 2 выше, чем для колодца 1, в связи с тем, что горизонтальные дрены колодца 2 в основном расположены в средней зоне потенциальной поверхности скольжения и простираются в большом диапазоне массива грунта внутри ППС, что позволяет попадать в дрены большему количеству грунтовых вод. На рисунке 13, б показано поперечное изменение УГВ и распределение напоров подземных вод вдоль профиля C1-C1' (см. рис. 12), который перпендикулярен профилю A-A' и прилегает к жилой зоне ЖЗ-1. Напротив, на рисунке 13, в показан уровень грунтовых вод до начала подземного дренажа. Можно увидеть, что через 20 дней работы подземного дренажа УГВ опускается до отметки самых нижних дрен. Напор грунтовых вод в середине УГВ для профиля C1-C1' приблизительно составляет 81 м (светлый желто-зеленый цвет) и 71 м (светлый серо-голубой цвет) до и после подземного дренажа соответственно, а разница в 10 м очень близка к снижению УГВ на 10,19 м, указанному в таблице 5.

 

Таблица 5. Максимальные величины снижения УГВ при работе системы подземного дренажа (KS = 1 × 10–4 см/с)

 

На рисунке 14 представлены расчетные высотные отметки залегания грунтовых вод от поверхности земли (HW) по данным наблюдательной скважины B12-W (см. точку мониторинга B12-W на рисунке 4) в течение 20 дней подземного дренажа в оползне Ю-Е-Линь. На рисунке 14 начальная отметка залегания грунтовых вод (минус 13 м для t = 0) для B12-W без подземного дренажа определяется расчетом установившегося потока грунтовых вод при постоянных граничных условиях по напору, заданных для представления влияния дождя во время тайфуна «Мэги». Начальная отметка залегания грунтовых вод при моделировании (минус 13 м для t = 0 на рис. 14) отлично согласуется с данными наблюдений (минус 12,97 м в таблице 1), и достоверность численной модели для гидравлических расчетов может быть верифицирована. Затем в течение 20 дней (t = 0  20 сут) отслеживаются отметки залегания грунтовых вод в наблюдательной скважине B12-W без подземного дренажа и сравниваются с таковыми в случае проведения подземного дренажа при различных коэффициентах фильтрации коллювия KS: 1 × 10–5; 1 × 10–4; 1 × 10–3 см/с. Для этих трех значений максимальное понижение УГВ в переходном состоянии составляет примерно 1,84; 5,31 и 6,89 м для подземного дренажа в течение 20 дней и может достигать окончательной величины 9,5 м (то есть 22,5 м минус 13,0 м) при расчете для установившегося состояния. В общем, скорость снижения УГВ (или эффективность дренажа) растет с увеличением водопроницаемости (коэффициента фильтрации) коллювия и оценивается величиной 2,67 м/сут (в течение 3 сут для KS = 1 × 10-3 см/с), 1,5 м/сут (в течение 6 сут для KS = 1 × 10–4 см/с) и 0,27 м/сут (в течение 13 сут для KS = 1 × 10–5 см/с). Для коллювия с более низкими коэффициентами фильтрации (KS  1 × 10–5 см/с) эффективность подземного дренажа может быть неэкономичной.

 

Рис. 14. Сравнение величин снижения&nbsp;УГВ по данным для наблюдательной скважины&nbsp;B12-W с&nbsp;подземным дренажем и без него для разных коэффициентов фильтрации коллювиальных отложений
Рис. 14. Сравнение величин снижения УГВ по данным для наблюдательной скважины B12-W с подземным дренажем и без него для разных коэффициентов фильтрации коллювиальных отложений

 

В таблице 6 приведены изменения глубины залегания подземных вод от дневной поверхности HW(t) в наблюдательной скважине B12-W и коэффициента устойчивости КУ(t) оползня во времени с учетом работы подземного дренажа. Для трех значений коэффициента фильтрации коллювия KS тенденции изменений HW(t) и КУ(t) аналогичны, поэтому для краткости представлены только результаты расчетов для KS = 1 × 10–4 см/с. Видно, что коэффициент устойчивости КУ(t) неуклонно растет при понижении уровня грунтовых вод.

 

Таблица 6. Изменения снижения УГВ и коэффициента устойчивости во времени при подземном дренаже и коэффициенте фильтрации коллювия KS = 1 × 10–4 см/с

 

4.2. Верификация потенциальной поверхности скольжения в сухой сезон без подземного дренажа

 

На рисунке 15, a показано поле полных приращений смещений (в процессе анализа устойчивости cклона методом итерационного снижения прочности), которое направлено на юго-восток и близко к основному направлению движения грунта, оцененному по направлениям трещин растяжения и линий оседания и оползания, как показано на рисунке 15, б. Кроме того, расчетная потенциальная зона скольжения, показанная на рисунке 15, в, также приближается к измеренной зоне движения грунта, обведенной эллипсом на рисунке 15, б. Далее, сравнивая рисунок 15, г с рисунком 6, можно увидеть, что рассчитанные (минус 11,4 м для B12-W; минус 35,6 м для B09-W) и измеренные (минус 12 м для B12-W; минус 36 м для B09-W) высотные отметки потенциальной поверхности скольжения от дневной поверхности по профилю B-B' (см. рисунок 4) практически совпадают друг с другом. В результате эффективность численной модели может быть верифицирована еще раз.

 

 

4.3. Сравнение потенциальных поверхностей скольжения при проведении подземного дренажа и без него

 

Рисунок 16 демонстрирует эффективность подземного дренажа для улучшения устойчивости склона. Потенциальная оползневая зона (рис. 16, a-1) без дренажа распространяется на большую площадь вниз по склону, и соответствующая потенциальная поверхность скольжения вдоль профиля A-A' (см. рис. 4) также находится глубоко – вблизи уровня дна дренажных колодцев (рис. 16, a-2). Во время сезона тайфунов исследуемая территория находится в состоянии нестабильности с более низким коэффициентом устойчивости КУ(t=0 сут) = 1,383. Коэффициент устойчивости КУ < 1 означает, что склон находится в состоянии разрушения, и было решено, что для обеспечения долгосрочной стабильности в результате работ по ее сохранению и повышению требуется КУ = 1,5 [28]. На Тайване в качестве технических критериев для инженерного проектирования стабилизации склонов были приняты три значения КУ:

 

  • для обычного времени КУ  1,50;
  • в случае землетрясения КУ  1,2;
  • в случае проливных дождей КУ  1,1.

 

Более того, Попеску [29] предложил трехпериодный непрерывный спектр КУ для определения состояния устойчивости склонов:

 

  • КУ > 1,3 (стабильный);
  • 1,0 < КУ <1,3 (минимально стабильный);
  • КУ < 1,0 (активно нестабильный).

 

Напротив, после подземного дренажа и снижения уровня грунтовых вод потенциальная оползневая зона (см. рис. 16, б-1) ограничивается участком ниже по склону, а потенциальная поверхность скольжения располагается на сравнительно небольшой глубине (см. рис. 16, б-2). В конечном итоге склон сохраняется в более стабильном состоянии с более высоким коэффициентом устойчивости КУ(t=20 сут) = 1,521.

 

Рис.&nbsp;16. Потенциальная оползневая зона и потенциальная поверхность скольжения вдоль профиля&nbsp;A-A' в сезон тайфунов без подземного дренажа&nbsp;(а-1, а-2) и&nbsp;с&nbsp;подземным дренажем&nbsp;(б-1, б-2)
Рис. 16. Потенциальная оползневая зона и потенциальная поверхность скольжения вдоль профиля A-A' в сезон тайфунов без подземного дренажа (а-1, а-2) и с подземным дренажем (б-1, б-2)

 

4.4. Эффективность расходов воды в горизонтальных дренах

 

На рисунке 17 показаны расходы для систем двух дренажных колодцев в сезон тайфунов. Индексы w1, w2 и d1–d4 относятся к дренажным колодцам 1; 2 и к уровням горизонтальных дрен 1–4 (сверху вниз) соответственно. В сезон тайфунов средний начальный уровень грунтовых вод перед подземным дренажем составляет приблизительно 11 и 5 м ниже поверхности земли для дренажных колодцев 1 и 2 соответственно. Для колодца 1 горизонтальные дрены 1-го и 2-го уровней размещаются соответственно на 5 и 10 м ниже дневной поверхности, что выше среднего начального уровня грунтовых вод (11 м ниже поверхности земли). При таких обстоятельствах расход в горизонтальных дренах 1-го и 2-го уровней (Qw1d1 и Qw1d2) становится нулевым и неэффективным для снижения УГВ, как показано на рисунке 17, a. В горизонтальных дренах 1-го и 2-го уровней системы дренажного колодца 2 (Qw2d1 и Qw2d2) наблюдается аналогичная ситуация (рис. 17, б).

 

Рис. 17. Расходы (Q) в горизонтальных дренах, установленных на уровнях 1–4 (d1–d4, сверху вниз) стволов дренажных колодцев в течение 20 суток подземного дренажа в сезон тайфунов для систем: а – дренажного колодца 1 (w1); б – дренажного колодца 2 (w2) (при коэффициенте фильтрации грунта KS = 1 × 10-4 см/с)

Напротив, горизонтальные дрены 4-го уровня (самого нижнего) для обоих дренажных колодцев имеют самые высокие расходы (Qw1d4 = 163,104 м3/сут; Qw2d4 = 236,664 м3/сут). Согласно результатам параметрического исследования и полевого мониторинга Рахарджо с соавторами [8, 9] также указали, что горизонтальная дрена наиболее эффективна и выгодна для подземного дренажа, когда она расположена в нижней зоне склона. Однако расходы горизонтальных дрен 3-го и 4-го уровней постепенно уменьшаются с течением времени из-за снижения УГВ. Общий расход дренажного колодца 2 (Qw2) выше, чем у колодца 1 (Qw1), поскольку все горизонтальные дрены колодца 2 расположены ниже уровня грунтовых вод (см. t = 0 сут на рисунке 13, a). В таблице 7 приведены расходы горизонтальных дрен на разных уровнях стволов дренажных колодцев и общие расходы колодцев. В случае оползня Ю-Е-Линь расходы отдельных неглубоких горизонтальных дрен колеблются в пределах 54,60–0,18 м3/сут в сухой сезон.

 

Таблица 7. Расходы горизонтальных дрен при коэффициенте фильтрации грунта
KS = 1 × 10-4 см/с

 

4.5. Соображения по корректировке местоположения дренажных колодцев

 

На рисунке 18 кружки показывают точки контакта горизонтальных дрен. Согласно расчетному снижению уровня грунтовых вод очевидно, что оба дренажных колодца (1 и 2) могут быть одновременно перемещены вниз по склону для повышения эффективности дренажа горизонтальными дренами внутри основного смещающегося тела оползня или в пределах потенциальной поверхности скольжения. Учитывая зону эффективного снижения УГВ с диапазоном 24 м вверх по склону от дренажного колодца 1 и зону неэффективного снижения УГВ с диапазоном 13,5 м вниз по склону от дренажного колодца 1, колодцы 1 и 2 могут быть перемещены на горизонтальные расстояния соответственно 24 и 10,5 м (24 м минус 13,5 м). На рисунке 18 показаны как исходные, так и скорректированные положения колодцев.

 

 

Если бы положение дренажного колодца 1 было изменено на скорректированное, то зона эффективного снижения УГВ выше по склону была бы расположена в пределах основного смещающегося тела оползня и скомпенсировала бы зону неэффективного снижения УГВ ниже по склону. С другой стороны, если бы положение дренажного колодца 2 было изменено на скорректированное, то зона эффективного снижения УГВ выше по склону могла бы охватить более нестабильную область в пределах основного смещающегося тела оползня. Как следствие, общая эффективность работы системы подземного дренажа в оползне могла бы быть значительно увеличена.

 

5. ВЫВОДЫ

 

На основе полевого мониторинга и совместного фильтрационно-деформационного трехмерного численного анализа проверялась пригодность двух глубоких дренажных колодцев с системами многоуровневых горизонтальных дрен для снижения уровня грунтовых вод и стабилизации склона. Устойчивость склона оценивалась по развитию потенциальной зоны скольжения и соответствующего коэффициента устойчивости с использованием метода итерационного снижения прочности. Два глубоких дренажных колодца с многоуровневыми горизонтальными дренами оказались эффективными для повышения устойчивости склона и снижения вероятности схода оползня. По результатам численных расчетов можно сделать следующие выводы.

1. Эффективность численной модели, учитывающей взаимное влияние фильтрационных потоков и деформаций, для расчета установившегося и переходного потоков грунтовых вод и анализа устойчивости склона с использованием метода итерационного снижения прочности была подтверждена:

  • калибровкой начальной глубины залегания подземных вод от поверхности земли в точке мониторинга B12-W (минус 13 м по результатам моделирования и минус 12,97 м по итогам полевых наблюдений);
  • направлением движения грунта оползня (к юго-востоку по результатам и моделирования, и наблюдений);
  • глубиной потенциальной поверхности скольжения вдоль профиля B-B' (минус 11,4 м для точки B12-W и минус 35,6 м для B09-W по итогам моделирования; минус 12 м для B12-W и минус 36 м для B09-W по результатам наблюдений).

2. В целом, проектная дина дрены Ld должна проходить через потенциальную поверхность скольжения, а переходная длина Lt1 должна располагаться в основной части ППС. Однако в этом исследовании длина Lt1 выходит далеко за пределы ППС, что уменьшает эффективность снижения уровня грунтовых вод для обеспечения стабильности потенциальной поверхности скольжения.

3. Для повышения эффективности подземного дренажа дренажные колодцы 1 и 2 можно переместить вниз по склону на горизонтальные расстояния соответственно 24 и 10,5 м. После такой корректировки снижение УГВ и стабилизация склона становятся более эффективными (по отношению к ППС) из-за того, что длина Lt1 оказывается внутри основного смещающегося тела оползня. Кроме того, уровень грунтовых вод ниже по склону от дренажного колодца 1 может быть эффективно понижен колодцем 2 из-за уменьшения расстояния между этими двумя колодцами.

4. В конечном итоге дренажный колодец может дать более хорошую эффективность дренажа и более высокую скорость понижения УГВ, если соответствующие горизонтальные дрены в основном расположены в средней зоне потенциальной поверхности скольжения и проходят через большую область массива грунта внутри ППС, чтобы обеспечить фильтрационные потоки грунтовых вод в дрены.

5. Для горизонтальных дрен, расположенных выше уровня грунтовых вод, подземный дренаж становится неэффективным в отношении снижения УГВ. Для систем обоих дренажных колодцев самые нижние горизонтальные дрены имеют наибольшие расходы. Кроме того, скорость снижения УГВ (эффективность дренажа) подземной дренажной системой может быть повышена за счет увеличения коэффициента фильтрации KS (водопроницаемости) коллювия, однако это может стать неэкономичным, если коллювий имеет более низкую проницаемость
(KS < 1 × 10-5 см / с).

6. И наконец, следует отметить, что подземный дренаж с высокими инженерными затратами на рассматриваемой территории остается необходимым из-за невозможности перемещения трех существующих жилых зон.

-

Это исследование было финансово поддержано Агентством по охране грунтов и вод Совета по сельскому хозяйству Тайваня (SWCB).


ИСТОЧНИК ДЛЯ ПЕРЕВОДА

 

Lin D.-G., Chang K.-Ch., Ku Ch.-Y., Chou J.-Ch. Three-dimensional numerical investigation on the efficiency of subsurface drainage for large-scale landslides // Applied Sciences. Special Issue: Exploration and Sustainable Management of Groundwater Resources in Geologically Complex Terrain. 2020. Vol. 10. № 10. P. 3346. URL: mdpi.com/2076-3417/10/10/3346/htm.


СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ, ИСПОЛЬЗОВАННОЙ АВТОРАМИ ПЕРЕВЕДЕННОЙ СТАТЬИ

 

  1. Kenney T.C., Pazin M., Choi W.S. Design of drainage boreholes for soil slopes // J. Geotech. Eng. Div. ASCE, 1977. Vol. 103. P. 1311–1323.
  2. Prellwitz R.W. Analysis of parallel drains for highway cut slope stabilization // Proceedings of the 16th Annual Engineering Geology and Soils Engineering Symposium. Boise, ID, USA, 5–7 April 1978. P. 153–180.
  3. Nonveiller E. Efficiency of horizontal drains on slope stability // Proceedings of the 10th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering. Stockholm, Sweden, 15–19 June 1981. Vol. 3. P. 495–500.
  4. Lau K.C., Kenney T.C. Horizontal drains to stabilize clay slopes // Can. Geotech. J. 1984. Vol. 21. P. 241–249.
  5. Nakamura H. Landslide control works by horizontal drainage works // Proceedings of the 5th International Symposium on Landslides. Lausanne. Switzerland, 10–15 July 1988. Vol. 2. P. 893–896.
  6. Cai F., Ugai K., Wakai A., Li Q. Effects of horizontal drains on slope stability under rainfall by three-dimensional finite element analysis // Comput. Geotech. 1998. Vol. 23. P. 255–275.
  7. Rahardjo H., Leong E.C. Horizontal drains in unsaturated soil slopes // Proceedings of the 3rd International Conference on Unsaturated Soils. Recife, Brazil, 10–13 March 2002. P. 773–777.
  8. Rahardjo H., Hritzuk K.J., Leong E.C., Rezaur R.B. Effectiveness of drainage boreholes for slope stability // Eng. Geol. 2003. Vol. 69. P. 295–308.
  9. Rahardjo H., Satyanaga1 A., Leong E.C. Unsaturated soil mechanics for slope stabilization // Geotech. Eng. J. SEAGS AGSSEA, 2012. Vol. 43. P 48–58.
  10. Eberhardt E., Bonzanigo L., Loew S. Long-term investigation of a deep-seated creeping landslide in crystalline rock. Part II. Mitigation measures and numerical modelling of deep drainage at Campo Vallemaggia // Can. Geotech. J. 2007. Vol. 44. P. 1181–1199.
  11. Tacher L., Bonnard C., Laloui L., Parriaux A. Modelling the behaviour of a large landslide with respect to hydrogeological and geomechanical parameter heterogeneity // Landslides. 2005. Vol. 2. P. 3–14.
  12. Matti B., Tacher L., Commend S. Modelling the efficiency of a drainage gallery work for a large landsldie with respect to hydrological heterogeneity // Can. Geotech. J. 2012. Vol. 49. P. 968–985.
  13. Lin D.G. Design guidelines of subsurface horizontal drains used for slope stabilization-theory and practice. Taichung, Taiwan: Department of Soil and Water Conservation, National Chung Hsing University, 2018 (in Chinese).
  14. Lin D.G., Chang K.C., Choo E., Su M.B. Evaluating the efficiency of subsurface drainage systems during large landslides // J. Chin. Soil Water Conserv. 2018. Vol. 49. P. 199–213 (in Chinese).
  15. Long M.T. Camp five slide ? exploration, design and construction of a horizontal drain solution // Proceedings of the 22nd Symposium on Engineering Geology and Soils Engineering. Boise, ID, USA, 24–26 February 1986. P. 246–265.
  16. Royster D.L. Horizontal drains and horizontal drilling: an overview // Rock Classifications and Horizontal Drilling and Drainage: Transportation Research Record 783. Washington, DC, USA: National Academy of Sciences, Transportation Research Board, 1980. P. 16–20.
  17. Smith T.W., Stafford G.V. Horizontal drains on California highways // J. Soil Mech. Found. Div. ASCE, 1957. Vol. 83. P 1–26.
  18. Huculak N.A., Brawner C.O. The use of horizontal drains in landslide stabilization // Proceedings of the 42nd Annual Canadian Good Roads Conference. Toronto, ON, Canada, 12–16 September 1961. P. 383–400.
  19. Hunt R.E. Geotechnical engineering investigation hand-book (2nd ed.). Boca Raton, FL, USA: Taylor and Francis Group, 2005. P. 1066.
  20. Cornforth D.H. Landslides in practice: investigation, analysis, and remedial/preventative options in soils. Hoboken, NJ, USA: John Wiley & Sons, Inc., 2005. P. 315–327.
  21. Crenshaw B.A., Santi P.M. Water table profiles in the vicinity of horizontal drains // Environ. Eng. Geosci. 2004. Vol. 10. P. 191–201.
  22. Xanthakos P.P., Abramson L.W., Bruce D. Ground control and improvement. New York, NY, USA: Wiley, 1994.
  23. Hausmann M.R. Slope remediation // Proceedings: Stability and Performance of Slopes and Embankments-II. Geotechnical Special Publication № 31. Berkeley, CA, USA: ASCE, 1992. P. 1274–1317.
  24. Cook D., Santi P.M., Higgins J.D. Horizontal landslide drain design: state-of-the-art and suggested improvements // Environ. Eng. Geosci. 2008. Vol. 14. P. 241–250.
  25. A brief description of remedial plan for li-shan landslide area: Handbook. Taipei, Taiwan: Soil and Water Conservation Bureau, 2003.
  26. PLAXIS 3D: Scientific manual. Washington, DC, USA: National Academies Press, 2016.
  27. Kleppe J.H., Denby G.M. Design and performance of horizontal drains // Proceedings of the 1st International Conference on Case Histories in Geotechnical Engineering. Rolla, MO, USA: Missouri University of Science and Technology, 1984. P. 593–598.
  28. Hoek E. Practical rock engineering. Gatersleben, Germany: ResearchGate, 2006 (e-book). URL: www.rocscience.com (accessed on 1 March  2020).
  29. Popescu M.E. A suggested method for reporting landslide remedial measures // IAEG Bull. 2001. Vol. 60. P. 69–74.

 

Отправить сообщение, заявку, вопрос

Отправить заявку на посещение мероприятия

Отправить заявку на участие как экспонент

Запросить консультацию специалистов по данному техническому решению