反傾層狀巖質(zhì)邊坡傾倒破壞的離心模型試驗(yàn)研究

吳 昊，趙 維，年廷凱，宋懷博，張彥君

（大連理工大學(xué) 海岸和近海工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連 116024）

1 研究背景

具有層狀結(jié)構(gòu)的沉積巖、變質(zhì)巖廣泛分布于我國西南高山峽谷地區(qū)，隨著西部大開發(fā)戰(zhàn)略的實(shí)施，西南地區(qū)水利水電、高速公路及礦山開采等工程常涉及反傾層狀巖質(zhì)邊坡問題，如錦屏一級水電站左岸邊坡傾倒變形［1-2］、小灣水電站飲水溝大規(guī)模傾倒破壞［3］、金沙江某水電站壩肩巖體雙面傾倒變形［4-5］、滬蓉西高速公路K323+185～300段反傾邊坡傾倒破壞［6］、貴州開陽磷礦反傾斜坡崩塌等［7］。大型傾倒變形體一旦發(fā)生破壞，將產(chǎn)生規(guī)模較大的傾倒型滑坡［8-9］，造成生命和財(cái)產(chǎn)損失。因此，針對反傾層狀巖質(zhì)邊坡傾倒破壞的研究具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。

Goodman等［10］首次提出采用基于極限平衡原理的分析方法評價(jià)反傾層狀巖質(zhì)邊坡穩(wěn)定性，陳祖煜等［11］從工程實(shí)用性角度出發(fā)，對該方法進(jìn)行了改進(jìn)和簡化。隨后，部分學(xué)者將傾倒破壞簡化為懸臂梁彎曲問題，并采用極限平衡分析方法評價(jià)其穩(wěn)定性［12-14］。雖然，極限平衡分析方法因其原理簡單在工程中應(yīng)用較為廣泛，但可靠的計(jì)算結(jié)果依賴于對傾倒破壞機(jī)制的深入認(rèn)識(shí)，并據(jù)此合理作出簡化假設(shè)。

物理模型試驗(yàn)?zāi)苤苯佑^測和記錄巖體的變形、破壞及其發(fā)展過程，是深入研究巖體傾倒變形破壞機(jī)制的有效手段。左保成等［15］通過室內(nèi)物理模型試驗(yàn)研究了此類邊坡的破壞模式和影響因素；楊國香等［16］、劉云鵬等［17］、范剛等［18］通過大型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)探討了其動(dòng)力響應(yīng)特征和破壞模式?；陔x心模型試驗(yàn)技術(shù)，Adhikary等［13］對比研究了脆性與柔性兩類巖質(zhì)的反傾邊坡彎曲形成機(jī)制，汪小剛等［19-20］結(jié)合龍?zhí)端娬咀蟀哆吰聦?shí)例研究了反傾巖質(zhì)邊坡的變形破壞機(jī)理，Zhang等［21］發(fā)現(xiàn)此類邊坡會(huì)產(chǎn)生雙折線的破裂面。相比于縮尺的室內(nèi)物理模型試驗(yàn)，離心模型試驗(yàn)通過再現(xiàn)自重應(yīng)力場，可更加真實(shí)可靠地再現(xiàn)傾倒變形破壞過程，然而反傾層狀巖體的離心模型試驗(yàn)所取得的成果極為有限。

目前，物理模型試驗(yàn)多以塊狀石膏混合物作為相似材料模擬節(jié)理裂隙特別發(fā)育的反傾厚層巖塊式傾倒，而工程建設(shè)中常見厚度較薄的完整巖層彎曲傾倒破壞，這種工況的物理模型試驗(yàn)研究鮮見報(bào)道，對其彎曲傾倒破壞特征認(rèn)識(shí)不足。此外，薄層反傾結(jié)構(gòu)巖體彎曲變形破壞模式和坡角及巖層反傾角對其破裂面位置分布的影響探討尚處于空白。

本文以典型地質(zhì)資料為依托，概化反傾層狀巖質(zhì)邊坡幾何模型，以平板玻璃為薄層狀巖層相似材料，開展4組離心模型試驗(yàn)，結(jié)合圖像量測技術(shù)，研究不同層面傾角和邊坡坡角組合情況下的坡體變形破壞特征，探究這一類邊坡典型變形破壞模式及破裂面位置分布規(guī)律，為深入認(rèn)識(shí)這一類邊坡變形破壞機(jī)制，建立可靠的穩(wěn)定性評價(jià)方法提供參考。

2 試驗(yàn)方案與量測技術(shù)

2.1 試驗(yàn)裝置采用大連理工大學(xué)GT450/1.4土工鼓式離心機(jī)進(jìn)行離心模型試驗(yàn)。該離心機(jī)鼓槽尺寸為1.4 m（直徑）×0.35 m（豎向?qū)挾龋?.27 m（徑向深度），總?cè)萘繛?50 gt，環(huán)形模型槽的最大轉(zhuǎn)速為875 r/min，此時(shí)環(huán)形鼓槽外側(cè)離心加速度達(dá)到最大值600 g，土工鼓式離心機(jī)構(gòu)造圖如圖1所示。

為解決高清圖像采集及實(shí)時(shí)存儲(chǔ)問題，采用GOPRO HERO4高速運(yùn)動(dòng)相機(jī)，通過建立無線局域網(wǎng)直接將高清畫面?zhèn)鬏數(shù)诫x心機(jī)外監(jiān)測設(shè)備。設(shè)計(jì)了一套土工鼓式離心機(jī)高清圖像采集的模型箱，用于固定高速運(yùn)動(dòng)相機(jī)以及試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，為捕捉高清圖像，增設(shè)了LED燈片組裝成的燈光補(bǔ)償裝置，試驗(yàn)?zāi)Ｐ脱b載于離心機(jī)中如圖2所示。

圖1 土工鼓式離心機(jī)構(gòu)造

圖2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ脱b載

實(shí)踐證明即使離心機(jī)轉(zhuǎn)速達(dá)到500 r/min，圖像的采集與傳輸依然穩(wěn)定。該測量方式具有以下特點(diǎn)：①能夠在高離心場環(huán)境下穩(wěn)定地采集及傳輸高清畫面；②無需布置傳感器，對研究對象無干擾；③能夠?qū)υ囼?yàn)對象進(jìn)行全局監(jiān)測，可以記錄微小變形，也可以記錄較大尺度的傾倒破壞過程。

2.2 相似設(shè)計(jì)根據(jù)巖質(zhì)邊坡離心模型試驗(yàn)的相似原理，模型的幾何尺寸、邊界條件、荷載及相似材料的容重、強(qiáng)度、變形特性等方面需滿足一定的相似要求。由量綱分析的一般原理，可以將巖石力學(xué)各項(xiàng)參數(shù)的形函數(shù)形式表達(dá)為：

式中：φi、Ci為結(jié)構(gòu)面的剪切強(qiáng)度；a、b、c為巖石塊體和主要結(jié)構(gòu)面的幾何條件和方位；σi、τi、E、μ、φ、γ為巖體材料的力學(xué)特性。長若原型和模型的幾何比尺CL=Lp/Lm=N，其中，Lp為原型尺寸，Lm為模型尺寸，N為離心加速度倍數(shù)，且當(dāng)原型材料和模型材料的容重相等時(shí)，根據(jù)量綱分析，可以導(dǎo)出表1主要物理量相似關(guān)系。

表1 主要物理量相似關(guān)系

首先，平板玻璃作為一種以SiO2（占70%-73%）為主要成分的鈉鈣硅酸鹽材料，其化學(xué)成分與巖石極為相似。此外，根據(jù)相關(guān)規(guī)范［22-23］，巖體的力學(xué)參數(shù)范圍與平板玻璃的力學(xué)參數(shù)列于表2，從表2可以看出，平板玻璃與巖體主要物理力學(xué)參數(shù)相似。最后，試驗(yàn)研究表明［24-25］，平板玻璃的破壞表現(xiàn)為典型的脆性斷裂，其破壞形式與典型的巖石破壞形式極為相似。

表2 材料的力學(xué)參數(shù)

綜上所述，選擇平板玻璃作為相似材料，可以使得原型巖體與模型材料間的力學(xué)特性相似，應(yīng)力應(yīng)變相同，破壞機(jī)理相同，變形相似。并且，厚度較薄的平板玻璃具有可以模擬薄層或中厚層的層狀巖質(zhì)邊坡的優(yōu)勢。因此，本文相似材料選擇平板玻璃，結(jié)合離心模型試驗(yàn)相似比尺N，選擇1.6 mm厚度的平板玻璃，可以模擬層厚較薄的反傾層狀巖質(zhì)邊坡。

2.3 試驗(yàn)過程地質(zhì)調(diào)查表明［4-6，15-17］，西南地區(qū)典型反傾層狀巖質(zhì)邊坡工程問題常發(fā)生于邊坡坡角在60°～80°之間，巖層反傾角在50°～80°之間，考慮本文離心機(jī)模型箱尺寸，本次試驗(yàn)概化的邊坡坡角分別為60°和75°，巖層反傾角分別為60°和80°，由此開展邊坡坡角及巖層反傾角不同組合形式的4組工況試驗(yàn)，為了對比研究，4組試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦吰缕赂弑３?00 mm不變。詳細(xì)試驗(yàn)工況列于表3。

部分藻類的油脂含量占干重的25% ～ 77%，明顯高于富含油脂的陸生作物。脂肪酸鏈長為C15 ～ C22、不飽和水平較低的原料最適合生產(chǎn)生物柴油。生物柴油的制備方法包括物理法和化學(xué)法，其中物理法包括直接混合法、微乳化法，化學(xué)法包括熱裂解法、酯化和酯交換法。酯交換法是制備生物柴油的常用方法，即天然油脂和醇（如甲醇）在催化劑（酸、堿、酶）作用下進(jìn)行酯交換反應(yīng)，生成脂肪酸酯（生物柴油）和甘油（圖3）。

表3 4組離心模型試驗(yàn)工況

本文不考慮巖層層間力學(xué)參數(shù)變化的影響，每層平板玻璃直接接觸，不添加其他材料，直剪試驗(yàn)表明：玻璃片層間凝聚力幾乎為0，層間摩擦角約為8°，這符合真實(shí)巖層層間力學(xué)參數(shù)值。試驗(yàn)前，按照如圖3邊坡尺寸的設(shè)計(jì)，將切割后的平板玻璃分層疊加裝入模型箱。以坡趾位置為基準(zhǔn)點(diǎn)，按照15 mm間距繪制網(wǎng)格參考線，網(wǎng)格線交點(diǎn)處用紅色標(biāo)記點(diǎn)標(biāo)記，作為邊坡位移變化監(jiān)測的參考點(diǎn)。試驗(yàn)開始前及試驗(yàn)過程中，通過圖像量測技術(shù)，獲得標(biāo)記點(diǎn)在自定義坐標(biāo)系下不同時(shí)刻的空間坐標(biāo)，通過對比前后時(shí)刻標(biāo)記點(diǎn)的空間坐標(biāo)即可得到標(biāo)記點(diǎn)的相對位移矢量。由于設(shè)備安裝時(shí)標(biāo)記點(diǎn)未能全部觀測到，也有人為標(biāo)記時(shí)存在的局部誤差，實(shí)際4組工況下獲得的有效測點(diǎn)位置如圖3所示。

為了模擬反傾巖層由開挖卸荷導(dǎo)致的臨空面高度增加，進(jìn)而巖層受重力發(fā)生傾倒變形破壞的過程，本文采用離心梯級加載方案。首先穩(wěn)步將離心機(jī)提高到85 g，穩(wěn)定5 min后待邊坡不再發(fā)生變形時(shí)，以10 r/min（相當(dāng)于0.06 g）為一級逐步提高離心機(jī)轉(zhuǎn)速，每級穩(wěn)定約90 s進(jìn)行下一級加載，直至邊坡產(chǎn)生完全傾倒破壞或達(dá)到180 g設(shè)定的最大離心加速度時(shí)停止加載，加載過程離心加速度值隨時(shí)間變化關(guān)系如圖4所示。

圖3 4組試驗(yàn)工況布置側(cè)面圖（單位：mm）

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 坡體變形特征4組工況邊坡在發(fā)生傾倒破壞之前相對于85 g時(shí)刻累積位移矢量以及傾倒破壞后的破裂面位置如圖5所示，為便于識(shí)別，顯示的位移矢量放大了5倍。從圖5可以看出，4組工況下邊坡全場位移都很?。涸囼?yàn)1工況，水平方向最大位移是測點(diǎn)67的4.99 mm，豎直方向最大位移是測點(diǎn)61的4.31 mm，最大合成位移為測點(diǎn)66的6.32 mm；試驗(yàn)2工況，水平方向最大位移是測點(diǎn)73的2.61 mm，豎直方向最大位移是測點(diǎn)43的5.91 mm，最大合成位移為測點(diǎn)43的6.20 mm；試驗(yàn)3工況，水平方向最大位移是測點(diǎn)43的3.36 mm，豎直方向最大位移是測點(diǎn)28的5 mm，最大合成位移為測點(diǎn)28的5 mm；試驗(yàn)4工況，水平方向最大位移是測點(diǎn)47的4.28 mm，豎直方向最大位移是測點(diǎn)37的2.60 mm，最大合成位移為測點(diǎn)47的4.86 mm。平板玻璃作為一種脆性材料，且彈性模量較大，受離心場荷載邊坡全場變形量較小，這符合一般規(guī)律。

圖4 4組工況坡體破壞時(shí)臨界加速度值

雖然4組工況坡體累積位移量都較小，但是坡體位移矢量基本上可以按照潛在的破裂面分為兩部分：一部分是潛在破裂面以下巖體，該部分坡體累積位移量相對較小且主要以豎向位移為主；另一部分是潛在破裂面以上巖體，該部分坡體累積位移量相對較大，且越靠近坡頂位置合成位移量越大，坡趾位置在坡體傾倒破壞前基本無水平方向的相對位移量。此外，坡表的位移矢量基本平行于潛在破裂面。據(jù)此可以看出，坡體變形主要發(fā)生在潛在的破裂面以上巖層部分，該部分可以看作是組合懸臂梁，巖層潛在破裂面以下部分可以看作組合懸臂梁錨固約束固定端，忽略其變形；從坡趾位置的變形可以看出，該部分巖體起到抗傾倒作用，對巖層傾倒變形發(fā)展起到至關(guān)重要的作用。

圖5 4組工況測點(diǎn)位移累積矢量

圖6 位移隨離心加速度的變化曲線

由于試驗(yàn)1與試驗(yàn)4兩種工況坡體發(fā)生完全傾倒破壞，因此選取兩種工況下坡趾與近坡頂處測點(diǎn)（試驗(yàn)1工況分別是測點(diǎn)1和66，試驗(yàn)4工況分別是測點(diǎn)1和47），對比其位移隨離心加速度值的變化關(guān)系，如圖6所示。從圖6可以看出，可以將近坡頂位移量隨時(shí)間變化分為兩階段：階段Ⅰ是位移量穩(wěn)步增長階段，階段Ⅱ是位移量加速增長階段。當(dāng)位移量隨離心加速度值變化屬于階段Ⅰ時(shí)，邊坡處于相對穩(wěn)定狀態(tài)，隨著離心加速度進(jìn)一步提高，到達(dá)某一g值時(shí)，邊坡位移量隨離心加速度值變化轉(zhuǎn)變到階段Ⅱ，此時(shí)邊坡由階段Ⅰ的相對穩(wěn)定狀態(tài)轉(zhuǎn)變到階段Ⅱ非穩(wěn)定狀態(tài)，坡體在此階段極易發(fā)生瞬時(shí)的傾倒破壞。此外，根據(jù)圖6可以觀察到，試驗(yàn)1工況下近坡頂測點(diǎn)處水平方向與豎直方向位移量保持同等大小增量增加，而試驗(yàn)4工況下坡趾或近坡頂測點(diǎn)處水平方向位移增量明顯大于豎直方向位移增量，其本質(zhì)原因是兩組工況近坡頂測點(diǎn)位移發(fā)展方向不同，這進(jìn)一步說明，潛在破裂面以上坡體部分位移矢量方向與潛在破裂面平行向下，而不同工況下坡體破裂面位置明顯不同。

3.2 坡體傾倒破壞特征邊坡的臨界坡高定義為模型邊坡高度乘以達(dá)到模型邊坡破壞時(shí)的離心加速度值，其可以反映邊坡的極限承載能力。試驗(yàn)結(jié)果顯示，不同邊坡角度及巖層反傾角度組合條件下，邊坡的極限承載能力不同，并且邊坡破壞時(shí)的破裂面分布位置不同。

如圖4所示，記錄4組工況坡體傾倒破壞發(fā)生時(shí)的臨界加速度值。試驗(yàn)1工況下，當(dāng)離心加速度值達(dá)到90.2 g時(shí)，坡趾產(chǎn)生破碎，當(dāng)離心加速度值達(dá)到109 g時(shí)，邊坡發(fā)生完全傾倒破壞，試驗(yàn)4工況下，當(dāng)離心加速度值達(dá)到95.5 g時(shí)，邊坡坡趾產(chǎn)生破碎，當(dāng)離心加速度值達(dá)到127 g時(shí)，邊坡發(fā)生完全傾倒破壞，試驗(yàn)2與試驗(yàn)3兩組工況下，邊坡坡趾產(chǎn)生破碎時(shí)的離心加速度值分別在109 g與122.2 g，然而一直到離心機(jī)穩(wěn)步加載到180 g時(shí)，試驗(yàn)2與試驗(yàn)3兩種工況邊坡依然未發(fā)生明顯的傾倒破壞，只產(chǎn)生了部分巖層斷裂的現(xiàn)象。經(jīng)計(jì)算，邊坡坡趾產(chǎn)生破碎時(shí)，4組工況分別對應(yīng)的邊坡臨界坡高為：18.04、21.80、24.44與19.10 m；試驗(yàn)1與試驗(yàn)4兩組工況坡體產(chǎn)生完全傾倒時(shí)對應(yīng)的邊坡臨界坡高分別為21.80和25.40 m，而試驗(yàn)2和試驗(yàn)3兩組工況邊坡坡高直到36 m依然未發(fā)生完全傾倒破壞。如圖7所示，坡體傾倒破壞基本是沿著過坡角且約高于層面垂線某一角度的破裂面產(chǎn)生，通過對4組工況邊坡破裂面與層面垂線夾角的測量，得到以下結(jié)果：4組工況該角度分別為12.43°、10.28°、16.64°與 17.57°。

圖7 4組工況離心加載產(chǎn)生破壞情況

4 傾倒破壞模式和破裂面位置分析

4.1 傾倒破壞模式分析通過4組反傾層狀巖質(zhì)邊坡傾倒破壞的離心模型試驗(yàn)，得出上述坡體變形及破壞特征，結(jié)合圖8邊坡傾倒破壞過程不同階段的實(shí)物圖（以試驗(yàn)1工況為例），將整個(gè)邊坡傾倒破壞過程概化成圖9的素描簡圖，分成以下4個(gè)主要階段：

（1）坡趾巖層斷裂。反傾層狀巖質(zhì)邊坡坡趾處往往受到上部巖層的擠壓作用，離心模型試驗(yàn)中，離心加速度提高到一定程度時(shí)，坡趾巖層產(chǎn)生斷裂，在實(shí)際工程中，通常表現(xiàn)為反傾層狀結(jié)構(gòu)巖層開挖卸荷，達(dá)到某一開挖深度后，開挖坡趾處巖層產(chǎn)生斷裂，如圖9（a）所示。

（2）近坡頂張拉裂縫產(chǎn)生。反傾層狀巖質(zhì)邊坡傾倒破壞存在一個(gè)變形傾倒區(qū)和一個(gè)穩(wěn)定區(qū)，穩(wěn)定區(qū)位置位于坡體后緣，該部分在整個(gè)變形破壞過程中，變形有限，坡體處于穩(wěn)定狀態(tài)，而變形傾倒區(qū)坡體隨著離心加速度的提高，進(jìn)一步產(chǎn)生變形，特別在靠近坡體后緣穩(wěn)定區(qū)處呈現(xiàn)明顯的沿著破裂面平行方向的位移，因此，當(dāng)離心加速度達(dá)到某一g值時(shí)，近坡頂張拉裂縫產(chǎn)生，如圖9（b）所示。

（3）巖層折斷漸進(jìn)式延伸。坡趾位置受到坡體上部推力，產(chǎn)生剪斷式破壞，遠(yuǎn)離坡趾位置的巖層在離心場作用下首先產(chǎn)生彈性彎曲變形，當(dāng)彈性彎曲變形達(dá)到極限值后，進(jìn)而巖層產(chǎn)生折斷，巖層的折斷現(xiàn)象從坡趾開始沿著直線型破裂面漸進(jìn)式向近坡頂方向延伸，如圖9（c）所示。

（4）裂縫貫通瞬間傾倒。坡體在發(fā)生完全傾倒破壞之前，坡體變形發(fā)展緩慢且變形量較小，隨著離心力提升，巖層漸進(jìn)式折斷，變形傾倒區(qū)堅(jiān)硬的完整巖柱逐一被次級節(jié)理切割，反傾層狀巖質(zhì)邊坡傾倒破壞模式由完整巖層的彎曲式傾倒轉(zhuǎn)變?yōu)閹r塊式傾倒破壞。當(dāng)坡體后緣張拉裂縫與巖層折斷裂縫貫通后，進(jìn)一步提高離心加速度，坡體產(chǎn)生瞬間傾倒破壞，如圖9（d）所示。

圖8 傾倒破壞不同階段特征（試驗(yàn)1工況為例）

圖9 坡體傾倒破壞模式

4.2 傾倒破裂面位置分析本文研究進(jìn)一步證實(shí)反傾層狀巖質(zhì)邊坡傾倒破壞是沿著過坡趾直線型的破裂面產(chǎn)生，該面位于層面法線以上且呈θ夾角，最初Aydan等［12］提出的懸臂梁型極限平衡理論分析中θ=0，后來Adhikary等［13-26］通過試驗(yàn)得到q的合理范圍在12°～20°，然而Aydan等［27］最新的模型試驗(yàn)結(jié)果表明θ的范圍為0°～15°，由此可見，目前對破裂面與層面法線交角尚無統(tǒng)一認(rèn)識(shí)。由上述試驗(yàn)結(jié)果分析可得，邊坡坡角的改變對θ角的影響不大，而巖層反傾角的改變對θ角的影響顯著，θ隨著巖層反傾角增大而增大。

破裂面位置的確定對開挖高邊坡及基坑工程意義顯著，實(shí)際工程中對其位置的確定通常具有一定的主觀性。由上述傾倒破壞模式分析可知，在巖層折斷之前，最初巖層僅產(chǎn)生微小的彈性彎曲變形，圖3則表明巖層折斷前靠近坡頂表面巖層彈性變形產(chǎn)生的位移矢量基本是平行于潛在的破裂面向下。據(jù)此，對于反傾結(jié)構(gòu)巖層的開挖支護(hù)及傾倒變形體的防治，可依據(jù)監(jiān)測近坡頂?shù)玫降乃较蚣柏Q直向位移計(jì)算其潛在的破裂面位置，進(jìn)而確定支護(hù)方案和支護(hù)位置。由本文4組工況近坡頂表面多個(gè)測點(diǎn)位移矢量方向計(jì)算得到θ角平均值，對比其破壞后量測得到的真實(shí)值，列于表4。計(jì)算值結(jié)果雖稍大于真實(shí)值，但可反映破裂面的真實(shí)位置，為實(shí)際工程反傾層狀巖質(zhì)邊坡破裂面位置的確定提供科學(xué)依據(jù)。

表4 4組工況θ角真實(shí)值與計(jì)算值對比

5 結(jié)論

通過4組反傾層狀巖質(zhì)邊坡傾倒破壞的離心模型試驗(yàn)及其數(shù)字圖像處理分析，得到如下結(jié)論：（1）反傾層狀巖質(zhì)邊坡傾倒變形主要發(fā)生在潛在破裂面以上，坡趾位置整體位移量小，坡趾位置巖層起到抗傾倒作用；近坡頂位移增量可以分為穩(wěn)定增長和加速增長兩個(gè)階段，分別對應(yīng)坡體穩(wěn)定狀態(tài)和坡體不穩(wěn)定狀態(tài)；（2）反傾層狀巖質(zhì)邊坡傾倒破壞模式可概化4個(gè)階段：（a）坡趾巖層斷裂；（b）近坡頂張拉裂縫產(chǎn)生；（c）巖層折斷漸進(jìn)式延伸；（d）裂縫貫通瞬間傾倒。前兩個(gè)階段主要發(fā)生在近坡頂位移量穩(wěn)定增長階段，而后兩個(gè)階段主要發(fā)生在近坡頂位移量加速增長階段；（3）傾倒破壞是沿著經(jīng)過坡趾的一直線型破裂面產(chǎn)生，邊坡坡角的改變對破裂面位置影響不大，而巖層反傾角的改變對其影響顯著，可以通過監(jiān)測近坡頂表面巖層彈性變形產(chǎn)生的位移矢量方向預(yù)測潛在破裂面位置，這為邊坡穩(wěn)定性評價(jià)及邊坡支護(hù)提供參考。（4）通過本試驗(yàn)結(jié)果可以看出，由平板玻璃作為巖石相似材料開展的離心模型試驗(yàn)可以得到理想的試驗(yàn)結(jié)果，這為巖體相似材料的選擇提供新的思路，可進(jìn)一步以平板玻璃作為相似材料深入研究巖層間力學(xué)參數(shù)、巖層厚度及其他外部營力作用等因素影響的反傾層狀巖質(zhì)邊坡的科學(xué)問題。

［1］徐佩華，陳劍平，黃潤秋，等.錦屏水電站解放溝反傾高邊坡變形機(jī)制的探討［J］.工程地質(zhì)學(xué)報(bào)，2004，12（3）：247-252.

［2］劉造保，徐衛(wèi)亞，金海元，等.錦屏一級水電站左岸巖質(zhì)邊坡預(yù)警判據(jù)初探［J］.水利學(xué)報(bào)，2010，41（1）：101-107.

［3］楊根蘭，黃潤秋，嚴(yán)明，等.小灣水電站飲水溝大規(guī)模傾倒破壞現(xiàn)象的工程地質(zhì)研究［J］.工程地質(zhì)學(xué)報(bào)，2006，14（2）：165-171.

［4］王啟國，顏慧明，劉高峰 .金沙江虎跳峽水電站上江壩址若干關(guān)鍵工程地質(zhì)問題研究［J］.水利學(xué)報(bào)，2012，43（7）：816-825.

［5］邱俊，任光明，吳龍科，等.金沙江某水電站左壩肩巖體雙面傾倒形成機(jī)制［J］.山地學(xué)報(bào)，2016，34（1）：77-83.

［6］盧海峰.巴東組軟巖邊坡巖體工程特性及破壞機(jī)理研究［D］.北京：中國科學(xué)院研究生院，2010.

［7］鄭達(dá)，黃潤秋，黃剛.地下開采作用下“反傾上硬下軟”型斜坡崩塌形成機(jī)制研究--以貴州開陽磷礦崩塌為例［J］.工程地質(zhì)學(xué)報(bào)，2014，22（3）：464-473.

［8］李果，黃潤秋，巨能攀，等 .汶川地震誘發(fā)干河口巨型反傾滑坡成因機(jī)制研究［J］.水電能源科學(xué)，2011，29（4）：118-121.

［9］王劍梅.反傾層狀巖體傾倒變形的力學(xué)機(jī)制分析及其早期識(shí)別指標(biāo)體系研究［D］.成都：成都理工大學(xué)，2015.

［10］GOODMAN R E，BRAY J W.Toppling of rock slopes［C］//Proceedings of ASCE Specialty Conference，Rock En?gineering for Foundations and Slopes.Colorado：Boulder，1976.

［11］陳祖煜，張建紅，汪小剛 .巖石邊坡傾倒穩(wěn)定分析的簡化方法［J］.巖土工程學(xué)報(bào)，1996，18（6）：92-95.

［12］AYDAN O，KAWAMOTO T.The stability of slopes and underground openings against flexural toppling and their stabilisation［J］.Rock Mechanics&Rock Engineering，1992，25（3）：143-165.

［13］ADHIKARY D P，DYSKIN A V.Modelling of progressive and instantaneous failures of foliated rock slopes［J］.Rock Mechanics and Rock Engineering，2007，40（4）：349-362.

［14］盧海峰，劉泉聲，陳從新 .反傾巖質(zhì)邊坡懸臂梁極限平衡模型的改進(jìn)［J］.巖土力學(xué)，2012，33（2）：577-584.

［15］左保成，陳從新，劉小巍，等.反傾巖質(zhì)邊坡破壞機(jī)理模型試驗(yàn)研究［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2005，24（19）：3505-3511.

［16］楊國香，葉海林，伍法權(quán)，等.反傾層狀結(jié)構(gòu)巖質(zhì)邊坡動(dòng)力響應(yīng)特性及破壞機(jī)制振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)研究［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2012，31（11）：2214-2221.

［17］劉云鵬，黃潤秋，鄧輝.反傾板裂巖體邊坡振動(dòng)物理模擬試驗(yàn)研究［J］.成都理工大學(xué)學(xué)報(bào)（自科版），2011，38（4）：413-421.

［18］范剛，張建經(jīng)，付曉.含泥化夾層反傾巖質(zhì)邊坡動(dòng)力響應(yīng)的大型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)［J］.地震工程學(xué)報(bào)，2015，37（2）：422-427.

［19］汪小剛，賈志欣，陳祖煜，等.巖質(zhì)邊坡傾倒破壞的穩(wěn)定分析方法［J］.水利學(xué)報(bào)，1996（3）：7-12.

［20］汪小剛，張建紅，趙毓芝，等 .用離心模型研究巖石邊坡的傾倒破壞［J］.巖土工程學(xué)報(bào)，1996，18（5）：14-21.

［21］ZHANG J H，CHEN Z Y，WANG X G.Centrifuge modeling of rock slopes susceptible to block toppling［J］.Rock Mechanics and Rock Engineering，2007，40（4）：363-382.

［22］中華人民共和國水利部 .GB/T50218-2014，工程巖體分級標(biāo)準(zhǔn)［S］.北京：中國計(jì)劃出版社，2014.

［23］中國建筑科學(xué)研究院.JGJ102-2003，玻璃幕墻工程技術(shù)規(guī)范［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2003.

［24］李維紅.玻璃材料在雙向應(yīng)力下失效分析的數(shù)值模擬與失效準(zhǔn)則的驗(yàn)證［D］.大連：大連理工大學(xué)，2005.

［25］張明，盧裕杰，介玉新，等.不同加載條件下巖石強(qiáng)度尺寸效應(yīng)的數(shù)值模擬［J］.水力發(fā)電學(xué)報(bào)，2011，30（4）：147-154.

［26］ADHIKARY D P，DYSKIN A V，JEWELL R J，et al.A study of the mechanism of flexural toppling failure of rock slopes［J］.Rock Mechanics&Rock Engineering，1997，30（2）：75-93.

［27］AYDAN O，AMINIM M.An experimental study on rock slopes against flexural toppling failure under dynamic loading and some theoretical considerations for its stability assessment［J］.Journal of the College of Marine Sci?ence&Technology Tokai University，2009，7（2）：25-40.