挡墙病害主要表现为挡墙的整体稳定性、地基承载力、工程质量等三个方面。一、挡墙整体稳定性问题此类问题挡墙往往出现前移、倾斜、开裂，这是由于对应的挡墙抗滑、抗倾覆、土压力偏大造成挡墙结构抗剪力不足所致。其中挡墙前移、倾斜容易判断，但挡墙结构抗剪能力不足造成或墙后土压力过大引发的墙身开裂容易出现判断失误。这儿重点说一下。图1 挡墙前倾引起的后部墙身与回填部位张开裂缝1、由于土压力偏大造成挡墙结构抗剪力不足引起的挡墙裂缝主要形态为：挡墙墙身上的裂缝多竖向贯通状，或多水平贯通状。这种墙身上的裂缝分两种情况：1）水平状裂缝多位于挡墙基底以上1/3高度附近或挡墙施工接缝部位，这是因为墙后土压力的合力位于此部位所致，甚至会出现挡墙鼓胀。图2 挡墙墙身鼓胀2）挡墙施工上、下部位的施工接缝部位和不同挡墙单元之间的伸缩缝错位。由于挡墙施工间歇期造成上、下挡墙的墙身材料咬合力较差或不同单元墙身的抗滑能力不同所致。 图3 墙身纵向贯通性裂缝这类由于土压力或水压力过大导致挡墙产生的水平向裂缝，要与地基承载力不足引发的水平状沉降裂缝要有所区别。图4 富水造成挡墙整体失稳因为地基承载力不足引发的水平状沉降裂缝没有一定的高度规律，即使位于挡墙施工上下部位的施工接缝部位，也只是单纯的沉降，而与后部土压力过大形成的抗剪力不足导致的变形是沉降与水平位移两方面的综合体不同。图5 挡墙之间的错缝2、挡墙整体稳定性不足时，往往在挡墙前部的地面上产生挤压形成的压张纵向裂缝，或由于地面隆起的弯曲拉张裂缝。此类挡墙病害的支挡加固处治，可优先采用挡墙胸坡上设置面板式、肋板式、框架式锚杆或锚索进行加固，并配以地下水或地表水的截、引、排措施。其次考虑设置抗滑桩、反压等措施。图6 锚索框架加固病害挡墙图7 锚索地梁加固病害挡墙二、地基承载力不足问题地基承载力不足首先反映在挡墙不同部位出现水平状裂缝，以及墙身出现“正八字形”裂缝，墙角出现“倒八字形”裂缝。此裂缝出现时，墙身裂缝上、下往往是“平齐”的，用手抚摸时不会有上、下错位的感觉。此外，此类病害往往在挡墙与地面交界部位会产生明显的下沉错位，尤其是墙基富水而导致地基软化时容易造成稳定多年的挡墙下沉。图8 挡墙下沉引起的水平向开裂图9 挡墙下沉引起的八字形和水平向裂缝此类挡墙病害的加固处治，可优先进行墙基注浆进行处治，并配以地下水或地表水的截、引、排措施。而墙身结构完整性较好时，也可考虑桩基托换工艺，这种工艺施工难度较大，多在黄土地区采用。三、挡墙墙身质量问题此类病害多发生于浆砌片石、块石挡墙，较少发生于片石砼，尤其是砼浇注的挡墙结构体上。此类质量问题产生的裂缝是多种多样的，需要依据具体的工点实际情况进行调查确定。但：如果挡墙墙身纵贯上下开裂而形成前后两个单元体、挡墙墙身渗水严重而泄水孔无水，这一般均是挡墙施工质量问题。此外，此类病害可在墙身设置小导管注浆，墙面上设置锚固工程对挡墙整体性进行补强加固进行处理。图10 挡墙砌筑质量造成的墙身坍塌图11 质量差而引发生墙身开裂

中国地质调查局探矿工艺研究所聚焦水平定向钻进技术深化研发，围绕国家重大工程进行应用。近期，探矿工艺所、所属华建公司联合广东省水利院、四川省水利院等单位申请的发明专利“一种深埋长隧道综合勘察方法 ”“一种工程勘察水平钻孔压水试验双塞封隔压力测定仪”及软著“综合测井数据处理平台V1.0”获国家知识产权局授权。“一种深埋长隧道综合勘察方法 ”提出“多靶点定向钻进、水平螺杆马达原状性取心、地质录井和存储式物理测井”四合一综合勘察技术体系，解决了特定情形下因受限于场地、气候、交通、生态和环境保护等因素而无法实施传统垂直钻探勘察工作的难题。“一种工程勘察水平钻孔压水试验双塞封隔压力测定仪”提出一种中途不提钻的水平钻孔压水试验设备，解决了下钻途中因孔壁缩径或者掉块等原因的遇阻问题，减少了压力测定的辅助时间，提高了压力测定的效率。该设备在新疆拜城斜孔压水测试中获得成功应用。“综合测井数据处理平台V1.0”为多参数全方位无缆测井系统的后处理平台，可对测试数据进行自动加工，生成可编辑的矢量文件及报表，大大提高了测井数据处理的效率。该平台在环北部湾广东水资源配置工程及四川省彭汶公路勘察工程中得到推广。下一步，探矿工艺所将继续开展水平定向钻探研发与应用，积极支撑新一轮找矿突破战略行动、国家重大工程规划建设等。

名 称泥石流柔性拦挡坝所属单位布鲁克（成都）工程有限公司主要功能在沟谷内设置安装泥石流柔性拦挡坝，用于控制泥石流固体物质和洪水径流，削弱泥石流下泄能量，减少泥石流对下游建筑的冲刷、撞击和淤埋等。以高强度柔性金属网为拦挡面结构，使柔性拦挡坝具有非常明显的全面通透性；以连接于沟谷两岸锚杆间的支撑绳为主要支撑结构，使得柔性坝几乎可以设置在泥石流沟的任何位置，地形适应性强；对基础要求低，安装快捷。使用方法1、沟道狭窄的山区沟谷溪流不具备开挖基础和运输大量混凝土、石料等原材料的条件，无法实施传统结构拦挡坝，可采用泥石流柔性拦挡坝防治泥石流灾害；2、泥石流柔性拦挡坝透水性好，可弥补传统拦挡坝存在的堵孔、流水冲蚀、坝体开裂等不足；3、泥石流柔性拦挡坝抗泥石流一次阵流击荷载能力强，可以解决传统拦挡坝抗冲击能力小的问题。经济效益泥石流柔性拦挡坝施工周期短，开挖少或不开挖，简单易行，对边坡稳定性和生物多样性影响小；不破坏原有地形地貌，坡面防护措施与周边环境间无明显反差；同等防护效果前提下可节约资金，特别是与重力坝工程对比具有明显成本优势，总体经济性好。应用案例 专利情况已授权实用新型专利1项，名称：泥石流柔性拦挡网及泥石流柔性拦挡坝：专利号：201921120895.7；进入实审发明专利1项，名称：泥石流柔性拦挡网及泥石流柔性拦挡坝，专利号：201910645413.8

摘要地震引发的滑坡已被广泛认可。尽管单次地震引发滑坡的地震响应已被大量研究，但关于地震序列和多次地震引发滑坡的响应机制尚缺乏深入理解，而多次地震作用下的动态弱化机制也缺乏实验支持。为探索其地震响应特性和触发机制，本研究使用玻璃球进行了多周期振动剪切环实验和动态三轴弯曲实验。实验结果表明，在振动过程中发生了共振滑移，随着振动周期增加，样品在振动后逐渐滑移，最终导致加速失稳。随着振动周期的增加，样品表现出从固体-半固体状态向液体状态的转变。进一步的结果表明，这主要是由于振动周期的增加导致剪切模量逐渐减弱。研究还发现，多周期振动引起的样品剪切强度削弱受振幅、振动时间和两个振动周期间的间隔时间的影响。本研究为地震序列和地震活跃地区如何引发滑坡提供了新的认识。引言地震引发的滑坡因其破坏性影响而成为研究热点。例如，汶川8.0级地震引发的超过60,000处滑坡导致约20,000人死亡。为了改进地震滑坡的预测，需要研究边坡材料的地震响应特性以及边坡失稳的触发机制。基于大量地震滑坡数据，许多研究表明，地震滑坡的分布与地震波的振幅、频率和持续时间相关。一些针对颗粒材料的振动实验发现，大振幅、低频率和较长的振动持续时间更容易引发滑坡。此外，一些实验还表明，在长期蠕变条件下，大振幅和长周期振动对不稳定性有促进作用。还有一些研究探索了背景剪切速度下振动对颗粒材料的影响，表明振幅和频率对不稳定性具有复杂影响。然而，大多数现有研究集中于单次地震引发滑坡的地震响应特性，对多次地震作用下滑坡的研究较少。许多滑坡的现场监测结果表明，在滑坡失稳之前，地震滑坡经历了多次历史上的地震活动。例如，Bontemps等指出，秘鲁的一处滑坡在3年内遭受了165次震级为3.1到5.5的地震（距离滑坡50公里范围内），并描述了多次地震作用下滑坡位移和地震波速的变化。Tiwari等指出，在2015年的尼泊尔Gorkha地震中，超过90%的中型到大型滑坡是在主震及其后的小型余震中触发的，而几乎10%则是由17天后的一次7.3级大余震引发的。然而，由于现场采样频率较低以及降雨等因素的干扰，对地震响应特性的研究受到限制。因此，需要更多针对颗粒材料的振动剪切实验，以进一步研究地震响应特性并验证现有研究结果。现有关于地震滑坡触发机制的解释主要包括：地面的运动加速度使滑动面上的剪应力超过剪切阻力；滑动面上饱和层的“振动液化”导致有效正应力下降；剪切平面上的土粒因动力弱化导致滑动面的剪切阻力减小。近年来，动力弱化机制得到了广泛认可。Johnson和Jia提出了多次冲击作用下断层核心剪切模量的弱化模型，但缺乏证据和实验结果的支持。因此，本研究通过多周期振动剪切环实验，使用0.2–0.4毫米的玻璃球在干燥条件（室内湿度）下研究颗粒材料的动态响应特性。同时，利用动态三轴弯曲系统研究相同材料剪切模量的变化。本研究揭示了多周期振动如何导致失稳及剪切模量的削弱。实验装置与方法震滑坡受到自然地震波的影响，地震波可以分解为垂直和平行于滑动面的分量（图1a）。为了模拟多次地震波作用下滑动带摩擦颗粒的应力条件，环形剪切仪在提供恒定的法向应力和剪应力的同时，对颗粒状材料施加不同振幅的动载荷（图1c）。在自然界中，滑动带主要由颗粒材料组成。此外，通过选择不同类型、大小和形状的颗粒，可以调整颗粒材料的物理性质，使实验条件更加可控，从而更深入地研究颗粒材料的力学性质和物理机制。玻璃球因其可控性和一致性，被广泛应用于实验室研究中，用于研究断层和滑坡的机制。在本研究中，颗粒介质由直径为0.2至0.4毫米的玻璃球组成。图1.地震滑坡的模型与环剪试验装置示意图(a) 滑坡滑带模型及其受地震力作用下单元体的力学模型；(b) 环剪试验的物理模型；(c) 剪切环实验系统的结构示意图01动态环剪试验装置本研究采用多周期振动环剪试验装置研究干燥颗粒材料的动态响应特性。实验装置如图1b所示。在实验中，首先将0.2至0.4毫米的玻璃球放置在剪切环盒中（高度66.2毫米，直径21毫米），初始密度为1.53 g/cm³（初始孔隙率为36.2%），并施加恒定的正应力和剪应力。实验中的正应力为300 kPa，首先通过应变控制模式以0.1毫米/秒的速度剪切样品，以获得样品的残余强度。然后停止剪切，并通过应力控制模式向样品施加等于残余强度的剪应力。之所以对样品施加等于残余强度的剪应力，是因为残余强度是滑带滑动的重要参数。在这样的正应力和剪应力下，样品保持静止，因为它恢复了比残余剪应力更高的峰值剪切强度。在此应力状态下，施加多周期的正弦波循环应力（图2）。考虑到实际地震具有不同的振动持续时间和复发间隔时间，实验中设置了不同的单周期振动时间和两个振动周期之间的间隔时间。循环加载的频率为1 Hz，代表了典型地震地面运动的主频率范围。实验条件如表1所示。图2.实验方案示意图表1.动态环剪试验试验方案02动态三轴弯曲系统本研究还进行了一组动态三轴弯曲实验。在实验中，使用直径为0.2至0.4毫米的玻璃球制备样品，样品高度为200毫米，直径为100毫米，初始密度为1.51 g/cm³（初始总孔隙率为37.3%）。将样品放置在三轴试验容器中，施加300 kPa的围压和380 kPa的偏应力。实验中施加了振幅为50和70 kPa、频率为1 Hz的正弦动态载荷。单周期振动时间为15秒，两周期之间的间隔时间为20秒。在测试过程中，使用弯曲元件系统以273毫秒的间隔测量样品剪切模量的变化。实验条件如表2所示。表2.动态三轴弯曲试验方案实验结果01剪应力方向的多周期振动环剪试验在单一振动周期内，剪切位移可分为两类：共振滑移（co-vibration slip），即振动过程中发生的位移，以及后振滑移（post-vibration slip），即振动结束后发生的位移（图3）。图3.在单个振动周期内的剪应力与剪切位移实验结果。剪切位移可分为振动过程中的共振滑移（蓝色矩形）和振动后的后振滑移（粉色矩形）图4显示了30个振动周期下的多周期振动实验结果。实验中施加的正应力为300 kPa，剪应力为187 kPa，正弦动态剪切载荷的振幅为45 kPa，频率为1 Hz（测试1）。单周期振动时间为15秒，两个振动周期之间的间隔时间为15秒。实验结果表明，样品在多周期振动下经历了以下三个阶段：长时间的稳定变形，加速变形，最终失稳。在整个剪应力方向振动实验过程中，振动对正应力和孔隙率的变化几乎没有影响（图4b和图4d）。根据后振滑移和每个振动周期中剪切位移的速度变化（图4f），整个实验过程可分为三个阶段：阶段I：包括前四个振动周期。在此阶段，每个周期的后振剪切速度约为零，仅发生共振滑移，几乎没有后振滑移（图4 .振幅为45 kPa下的循环剪切加载实验，正应力为300 kPa，剪应力为187 kPa(测试1);(a) 输入正弦剪切载荷，振幅为45 kPa，频率为1 Hz，每个振动周期15次循环，共30个振动周期，间隔时间为15秒;(b) 实验中正应力的变化图; (c) 实验中剪应力的变化图;(d) 孔隙率变化图;(e) 剪切位移的变化图;(f) 剪切速度的变化图为了更清晰地观察振动周期数增加对样品变形的影响，选择了三个代表性的振动周期，并对相应结果进行了放大分析（图5）。第1个振动周期（阶段I）：剪切位移表现为1.27毫米的共振滑移，未观察到后振滑移（图5a和图5b）。第21个振动周期（阶段II）：剪切位移包括1.8毫米的共振滑移，振动结束后出现0.51毫米的后振滑移（图5c和图5d）。第27个振动周期（阶段III）：剪切位移表现为3.61毫米的共振滑移，并伴随加速运动的后振滑移，表明不稳定性（图5e和图5f）。整体结果显示，不同振动周期的剪切位移和后振响应模式存在显著差异。此外，振动剪应力导致共振剪切位移呈阶梯状增长（图5g），其平台段对应于循环剪应力的波谷部分，而上升段对应于波峰部分。在单个振动周期实验中，测量的剪切阻力与施加的剪切应力之间存在差异。随着振动周期数的增加，每个周期振动循环的峰值剪切应力逐渐降低（图5a和图5c）。但在第27个振动周期，测量的剪切应力未随振动变化，且低于第1和第21个周期的剪切应力（图5e）。这表明样品的剪切强度随着振动持续时间的增加而减弱。图5.测试1中第1组、第21组、第27组振动周期的循环剪切加载实验结果，放大自图4。(a, c, e)应用的正弦剪切应力(浅蓝色线)与测量的抗剪强度(浅红色线);(b, d, f) 剪切位移(蓝线)和孔隙率(黄色线)的变化 (g) 放大自(a),显示循环剪切应力与剪切位移的变化。蓝色区域为共振滑移阶段,粉色区域为后振滑移阶段,紫色区域为同步剪切位移上升段及剪切应力峰值段为量化摩擦响应，用每个振动周期中测量的峰值剪切阻力与第一振动循环中输入峰值剪切应力的比值（τm/τa）来表示样品剪切强度的削弱程度。统计结果表明：振动周期增加时，τm/τa 在第24个振动周期之前缓慢下降且大于85%，但在第24个周期出现突降（图6a）。剪切位移随振动周期数增加呈线性增长，在第24个周期后开始呈指数加速增长（图6b）。剪切位移的变化率在第24个周期后也急剧增加，表明样品从固体-半固体状态转变为液体状态（图6c）。实验结果还显示，共振滑移和后振滑移的变化趋势与总剪切位移的趋势类似。然而，在第24个周期后，后振滑移的增长率超过了共振滑移的增长率（图6b和图6c），表明后振滑移对样品失稳起了重要作用。图6.样品从固体-半固体到液体的相变过程(a)每个振动周期中测量的峰值剪切应力与第一振动循环输入峰值剪切应力的比值(τm/τa)，随着振动周期数增加而下降;(b)每个振动周期中的同步剪切位移、后振剪切位移及总剪切位移随着振动周期数增加而变化;(c)每个振动周期剪切位移的变化率随振动周期数的变化在振幅为35 kPa的实验（测试2）中，样品在47个振动周期后仍然保持稳定（图7）。剪切位移曲线整体呈线性增长，振动结束后几乎没有后振滑移。类似地，从图7f可以观察到，每个振动周期中的剪切速度相对恒定，几乎没有后振剪切现象。图7. 振幅为35 kPa，正应力为300 kPa，剪应力为187 kPa下的循环剪切加载实验(测试2)(a)输入的正弦剪切载荷，振幅为35 kPa，频率为1 Hz，每组15次循环，共47个振动周期，间隔时间为15秒; (b) 正应力的变化图;(c) 剪应力的变化图;(d) 孔隙率变化图;(e) 剪切位移的变化图; (f) 剪切速度的变化图从位移统计结果来看（图8a），每个振动周期的共振滑移和后振滑移值呈波动状态，但整体表现出一致性和稳定性。总位移的变化趋势与共振滑移的变化趋势相似。图8b显示，实验期间仅产生了极小的累积后振滑移。总累积位移的趋势与累积共振滑移的趋势相似，呈现出接近线性增长的模式，而未出现加速增长的趋势（如图6b所示）。图8.(a) 各振动周期的同步剪切位移、后振剪切位移和总剪切位移随振动周期数的变化;(b) 各振动周期的累积同步剪切位移、累积后振剪切位移和总累积剪切位移随振动周期数的变化在振幅为40 kPa的实验（测试3）中，样品在42个振动周期后保持稳定。可以观察到，在第24个振动周期，样品的剪切应力开始减弱（图5e），后振剪切位移突然增加。即便在第27个振动周期中，后振剪切位移仍表现出加速特征（图9e）。然而，在第28个振动周期后，样品的后振剪切位移逐渐减少至零（图9c、图9e和图9f）。图9.振幅为40 kPa，正应力为300 kPa，剪应力为156 kPa下的循环剪切加载实验(测试3);(a) 输入的正弦剪切载荷，振幅为40 kPa，频率为1 Hz，每组15次循环，共47个振动周期，间隔时间为15秒;(b) 正应力的变化图;(c) 剪切阻力的变化图;(d) 孔隙率变化图;(e) 剪切位移的变化图。(f) 剪切速度的变化图图10显示了在三个振幅下的多周期振动实验中，剪切位移变化的差异。可以观察到，在振幅为45 kPa的实验中，剪切位移最终加速增长，导致样品失稳。在振幅为35 kPa的实验中，剪切位移呈线性增长。而在振幅为40 kPa的实验中，剪切位移在第22个振动周期突然增加，表现出与45 kPa剪切位移曲线相似的趋势。然而，在第26个振动周期后，剪切位移又减少了。共振滑移、后振滑移以及总位移的变化趋势类似。图10.不同振幅下每个振动周期的共振滑移、后振滑移和总位移随振动周期数的变化;(a, c, e) 各振幅的共振滑移、后振滑移和总位移随振动周期数变化的曲线;(b, d, f) 各振幅的累积共振滑移、累积后振滑移和总累积位移随振动周期数变化的曲线为了进一步观察不同振幅条件下样品在失稳与非失稳实验中动态响应特性的差异，比较了三个振幅实验中的 τm/τa 值。结果显示，35 kPa实验中的 τm/τa 与45 kPa实验呈完全不同的趋势。前者在振动周期数增加时几乎保持不变，且 τm/τa 的值比45 kPa实验中高出约93.5%。40 kPa实验中的 τm/τa 呈现更复杂的趋势。在第24个振动周期时，τm/τa 突然下降，并在第27个振动周期达到最低值（80%），随后又恢复到下降前的水平（图11）。图11.在不同振幅实验中，每个振动周期中测量的峰值剪切应力与第一振动循环输入峰值剪切应力的比值（τm/τa）随振动周期数的变化尽管在多周期振动实验中控制了频率为1 Hz，但为了显示不同振动频率对失稳的影响，仍然进行了一组不同频率的对比实验。结果表明，0.5 Hz的振动导致了样品的加速失稳，而2 Hz的振动仅引起了样品的轻微共振滑移。低频振动更容易促进样品失稳。振动时间和振动间隔时间也会影响实验结果。例如，在测试8和测试10中，两者的振动间隔时间均为15秒，振幅为30 kPa。然而，在振动时间为10秒的测试8中，经过54个振动周期后发生失稳。而在振动时间为20秒的测试10中，仅在32个振动周期后就发生了失稳。对于测试4和测试7，两者的振动时间均为15秒。在测试4中，振动间隔时间为10秒且振幅为25 kPa，经过22个振动周期后发生失稳。而在测试7中，振动间隔时间为20秒且振幅为30 kPa，即便经历32个振动周期后仍未观察到失稳现象。02动态三轴弯曲试验为了进一步研究多周期振动对样品动态弱化的影响，进行了一组动态三轴弯曲实验，观察剪切模量的变化。这些实验在300 kPa围压和380 kPa偏应力下进行，振动频率为1 Hz，振幅分别为50 kPa和70 kPa。单周期振动持续时间为15秒，两周期之间的间隔为20秒，总共进行了15个振动周期。实验结果显示，在多周期振动下，剪切模量整体呈现近似对数形式的下降趋势，但随着振动周期数的增加，也表现出一定的波动变化。振动过程中，剪切模量下降，而在振动结束后又会部分恢复。在振幅为70 kPa的实验中，剪切模量在第一个振动周期下降至 -4.45%。在第一个间隔时间内，剪切模量进一步降低至 -5.19%。在第二个振动周期，剪切模量继续下降至 -6.33%，但在第二个间隔时间内，模量又部分恢复至 -5.43%。在第三个振动周期，剪切模量下降至 -6.59%，随后在间隔时间内恢复至 -5.71%。在第四个振动周期后，尽管剪切模量在随后的振动周期中持续下降，但整个实验中未出现更低的模量值。振动期间的弱化效应和间隔阶段的恢复效应达到动态平衡（图13）。在振幅为50 kPa的实验中，剪切模量在前三个振动周期内连续下降，在第四个周期后达到最低值 -2.08%，并进入动态平衡状态。相比之下，70 kPa振幅实验中的剪切模量的稳定状态低于50 kPa振幅实验的剪切模量（图13）。图13.多周期振动动态三轴弯曲实验，围压为300 kPa，偏应力为380 kPa。振动振幅分别为50 kPa和70 kPa，频率为1 Hz，单周期振动持续15秒，两周期间隔20秒;(a) 振动的偏应力变化(橙色线);(b) 剪切模量在50 kPa和70 kPa振幅下的变化（蓝色三角形和红色圆点)浅橙色区域代表振动阶段讨论01多周期振动引发的共振滑移与后振滑移考虑振动对触发效应的影响时，通常使用库仑破坏应力理论。莫尔-库仑破坏准则描述了在给定正应力（σ）下，发生诱发滑移所需的剪应力（τ）。该准则定义了滑移带的剪切强度，并预测当满足以下条件时滑动区会发生滑移：在本研究中关注剪切应力振动对稳定性的影响以及振动周期数对稳定性的作用。根据莫尔-库仑破坏准则，振幅的增加使样品更容易发生滑移。那么，在相同振幅的振动条件下，如何通过增加振动周期数来触发不稳定性呢？这是因为存在振动削弱效应，表现为共振滑移位移随着振动周期数的增加而增长。共振滑移常被用来评估地震条件下滑坡的稳定性。在共振滑移的计算中，通常采用Newmark方法，其认为滑移是由于振动引起的额外剪应力超过剪切强度而产生的，位移可表示为：式中ad为地震加速度，ac为试样滑移时的临界加速度，τd为地震剪应力，τc为试样滑移时的临界剪应力，S为剪应力面积，m为试样质量。然而，在未考虑振动削弱的情况下，Newmark方法计算的共振滑移值通常低于实际值。因此，在使用Newmark方法计算共振滑移时，需要考虑振动削弱效应的影响。后振滑移的出现进一步表明振动削弱效应的存在。实验中，振动前后施加的正应力和剪应力保持相同，但样品在振动前是静止的，而振动后表现出蠕变滑移。根据 τ≥μσ，当样品发生滑移时，振动后的摩擦系数 μ 必然降低，即τc为了描述振动影响下摩擦系数的削弱，可以使用原始公式μ(d) = μss + (μp - μss) exp(- α·d - β），该公式表征摩擦系数随滑移距离 d 的演变。通过将滑移距离 d 替换为振动相关参数（如振幅 A、频率 f、振动循环数 N、振动周期数 n），可将公式改为反映振动对摩擦系数的影响。实验结果表明，低频振动更容易导致样品失稳。这可能是因为低频应力扰动变化较慢，样品有足够的时间演化到一个新的摩擦水平。多周期振动导致样品的不稳定性，反映了样品剪切强度随着振动周期数增加而逐渐削弱。这种削弱不仅与振幅成正比，还与单次振动周期的振动时间和周期间的间隔时间相关。实验结果表明，较长的振动时间和较短的间隔时间更容易触发失稳。这是因为剪切强度的削弱与其恢复过程存在竞争，较长的振动时间导致更大的削弱，较长的间隔时间则促进了恢复。愈合是摩擦强度随时间的恢复。这种恢复过程可以在Dieterich（1979）提出并由Ruina（1983）进一步完善的速率和状态摩擦定律的框架内有效地建模：μ = μ0 + b ln (t)。其中b为愈合速率。总的来说振幅、频率和振动削弱共同影响共振滑移，而后振滑移由振动削弱控制，因此后振滑移对失稳起主导作用。振动周期的增加会导致样品剪切强度降低，最终导致失稳。02多周期振动引发的相变当施加足够大的机械力时，致密的颗粒介质可能会经历从固体状态到液体状态的转变。在本研究中，多周期振动导致样品从静止状态逐渐进入加速运动状态（图4）。可以观察到，在第一个振动周期内，样品的测量剪切应力呈现与输入剪切应力相似的正弦周期特征（图5a）。此时，样品的剪切强度仍高于振动下的残余强度，表现为固体-半固体状态。而在第27个振动周期内，测量剪切应力不再随输入剪切应力变化（图5e），而是呈现出与振动结束后加速变形过程中相同的残余强度值。此时，样品在振动下已经表现为稳定流动状态。颗粒系统内部的剪切应力与剪切强度是导致颗粒材料发生相变的决定性因素。如果颗粒系统内部的剪切应力超过临界剪切应力，系统将发生流动并进入液体状态，表现出流体特性；否则，它将保持静止。实验结果表明，随着振动周期数的增加，τm/τa比值逐渐下降（图6a），剪切模量也随之减弱（图13）。尽管剪切模量在间隔时间内会部分恢复，但多周期振动导致颗粒材料剪切强度的整体削弱，这是其从固体-半固体状态转变为液体状态的原因。在测试2中，τm/τa比值并未随振动周期数减少，样品始终处于固体-半固体状态。在多周期振动导致失稳的实验中，值得注意的是，在剪切应力方向振动实验期间，样品的孔隙率基本保持不变。然而，在正应力方向振动和正应力与剪应力同时作用的振动实验中，观察到振动压实现象。这与现有干砂振动实验的结果一致，即小于1 g的垂直振动会导致颗粒密实，同时降低剪切强度。在剪切应力方向的振动实验中，振动未引起孔隙率变化，可能是由于正应力的抑制作用。虽然样品在宏观上未发生体积膨胀，但颗粒间的滑移与接触损失在微观层面上会导致剪切强度下降。颗粒系统剪切强度的下降甚至可能伴随着颗粒密实化。03对多次地震引发滑坡的启示在实际情况中，许多研究监测了多阶段振动对滑坡滑动的影响。然而，对于滑坡失稳，研究往往仅关注触发滑坡的主震，而忽略了历史上的多阶段地震对滑坡发生的潜在影响。此外，在一次地震事件中，主震之后的余震可能会触发大量滑坡。研究多次地震引发的滑坡在地震活跃区和地震序列触发滑坡的背景下具有重要意义。实验结果表明，后振滑移对样品失稳至关重要。在自然环境中，研究震后运动也非常重要，因为在实际案例中，一些地震引发的滑坡虽然被归类为地震滑坡，但实际上是在地震振动结束几分钟甚至几小时后才发生失稳。从更长的时间角度看，地震活动后的滑坡发生率明显高于地震活动前。这些现象凸显了震后运动在地震滑坡背景下的重要性。Lacroix等首次观察到滑坡的震后位移，通过GPS测量发现秘鲁Maca滑坡的震后位移是震中位移的三倍。Bontemps等进一步研究了Maca滑坡，并提出了滑坡进入临界状态时的相对地震速度经验阈值。这些研究针对的是单次地震引发的滑坡。结合本实验结果，进一步提出了多次地震引发滑坡的失效模型（图14）。图14.多震触发滑坡破坏模型研究(a)多次地震作用下滑坡滑动带模型;(b)多次地震波导致滑动带剪切模量的连续减小，产生震后位移，最终导致破坏在静态正应力和静态剪应力作用下的滑坡滑动带会经历多阶段地震活动（图14a）。在振动过程中，发生共振滑移，同时滑动带的剪切模量降低。地震结束后，剪切模量会部分恢复。当振动导致剪切模量低于某一临界值（Gc），但在振动后恢复到该临界值以上时，会发生减速的震后位移。如果滑动带由于振动持续削弱，剪切模量低于失效阈值（Gf），滑动带就会失效（图14b）。需要强调的是，本实验中振动施加于静止样品。而在实际条件下，大多数滑坡在失稳前会在重力作用下经历缓慢的蠕变变形，但这种变形相较于地震引发的失稳而言是微不足道的。实验采用静止样品的目的是通过施加剪应力振动和正应力振动模拟滑动带在地震作用下的应力状态，同时静止样品更易观察从静止状态到失稳状态的影响。然而，也有研究针对长期蠕变样品开展振动实验，或对施加剪切速度的样品进行振动实验。这些研究表明，样品在振动前的运动状态会影响振动触发的不稳定性，不同的蠕变速度或剪切速度会对触发效果产生影响。然而，总体来看，运动样品比静止样品更容易因振动而失稳。滑坡滑动带的材料表现出复杂多样的特性，与单一玻璃球颗粒的性质有显著不同。在本研究中，使用玻璃球作为简化模型，以尽可能减少滑动带在循环载荷条件下的复杂因素影响。值得注意的是，实验结果中剪切位移的趋势与地震期间实际滑坡位移的观测趋势相似。此外，地震事件引起的滑坡体内相对地震速度的下降，与动态三轴弯曲实验的结果高度一致。这些相关性进一步支持了使用玻璃球作为替代材料研究滑坡滑动带行为的合理性。关于地震引发滑坡的研究提出，地震振动会导致滑带体积膨胀，因为有直接或间接的观测表明山体裂开的现象。然而，对于实际滑动带来说，地震可能由于正应力方向的振动和材料的破碎，反而引起颗粒的密实化。在自然条件下，滑坡通常涉及水，“震动液化”机制被认为是振动对滑动带的压实效应引起的超孔隙水压力生成。滑带内材料的破碎和液体的存在将进一步导致滑动带剪切强度的下降。在多周期振动实验中，我们将振动频率控制为1 Hz。然而，实际地震波具有更广的频率范围。低频振动更容易引发样品失稳，而地震产生的低频地震波可能会促进滑坡的触发。在实验中，我们控制了单次实验中的振幅、振动时间和间隔时间，以尽量减少变量对结果的影响。然而，在自然条件下，由于地震震级的不同或震中距离的变化，滑坡滑动带可能经历不同振幅的振动，而振动时间和相邻地震之间的间隔时间也可能不同。实验结果表明，振幅和振动时间会影响剪切模量的削弱程度（图13），而间隔时间会影响剪切模量的恢复程度。多周期振动中较大的振幅、较长的振动时间和较短的间隔时间更容易导致失稳。这也解释了为何地震活跃区（地震频繁且震级较高）以及近场震动区域，地震滑坡数量明显多于地震不活跃区。结论本研究探讨了多震触发滑坡的地震反应特征和动力弱化机理。实验使用0.2-0.4 mm玻璃球在干燥条件下（室温）进行了不同振幅的多周期振动环剪试验，并通过动态三轴弯曲系统分析了剪切模量的变化。实验结果强调了震后剪切位移在控制颗粒材料加速变形和失稳中的关键作用。此外，研究结果表明，多周期振动降低了颗粒材料的抗剪强度，从而引起了从固态到液态的相变，最终导致不稳定。该研究为颗粒材料在多周期振动下的动力响应特性提供了有价值的见解，并有助于更好地理解多次地震事件引发的滑坡的复杂行为。

名 称 一种应用于采石矿山高陡硬岩面的生态修 复治理方案—点穴绿化所属单位西安市鸿儒岩土科技开发有限公司主要功能 渭北旱腰带地区的高陡硬岩表面植被修复尚没有成熟可借鉴的技术方法，点穴绿化旨在为边坡坡度较陡，坡面为硬质结构，无法提供植物生长所需要的土壤环境、水分及养分，特别是对于干旱少雨的北方地区的高陡硬岩面采石矿山边坡生态修复治理提供一种新的治理思路和方案，以达到改善生态环境的目的。使用方法 点穴绿化的核心技术是通过在陡峭的石灰岩坡面上沿裂隙开凿洞穴、在开凿的洞穴里填筑结构性植生材料，在结构性植生材料中种植适应于当地气候条件的树种和草种，通过人工培植技术，从而达到使山体陡峭破坏面在短期内生绿、在长期后生态恢复的目标。其方法为：对坡面的危岩进行清理后，对陡立面进行钻孔，孔内覆盖营养土，种植植物。①钻孔：穴孔孔径150mm，孔深0.8m，原则上间距1.5m×1.5m，每2.25m2至少有一个穴孔，梅花型布置。穴孔应布置在岩体节理裂隙发育区，在无节理裂隙区，采用静态岩石劈裂机开出裂隙布置穴孔，以保证穴中植物根系与节理裂隙连通。穴孔与坡面的角度随着坡面的陡缓程度而调整，以保证坡面水更好地汇入穴孔，以45°～70°为宜。②栽植：先在孔内回填营养土，最后种植紫穗槐，常春藤。③营养土配制：用充分熟化的种植土，与磷肥、尿素、杀虫剂及保水剂等充分混合均匀，过筛滤去草根、石砾等杂物，并使其保持相当的湿度，装袋待用。④养护：浇水养护时由坡面自下而上滴灌，注意保护坡面，确保坡面不受冲蚀。 经济效益 点穴绿化法节省了工程成本，施工较为简单，对植物的保温、保湿、防寒效果较好，治理效果良好，可为同地区、同类矿山恢复治理提供一定的参考。应用案例 富平县天源建材厂矿山地质环境治理修复工程陕西恒盛矿业有限公司矿山地质环境治理修复工程

摘要光学遥感与实地调查无法满足主动滑坡探测对精度和时效性的要求。干涉合成孔径雷达（InSAR）技术因其具有大范围探测和对地表形变高灵敏度的优势，近年来已成为监测滑坡的主流方法。然而，如何快速且准确地从InSAR观测结果中提取滑坡边界，仍是灾害防控与流域管理的关键问题。本研究首先建立了一种基于InSAR观测结果的主动滑坡自动识别方法，以快速提取形变斜坡。在识别过程中，以InSAR形变图为目标，利用图像梯度边缘信息确定最佳阈值以提取变形像素。其次，采用对比度受限自适应直方图均衡化（CLAHE）算法增强弱变形图像的对比度。最后，应用形态学规则优化分割结果，确保其接近自然滑坡的边界。为验证该方法的有效性，选取滑坡频发的金沙江流域下游白鹤滩库区作为测试区。在升轨与降轨的观测条件下，分别识别出336处与590处滑坡。通过无人机（UAV）和实地调查验证，该方法在无需样本训练的情况下，识别精度达76%，单一滑坡的最大交并比（IOU）提升了0.3。研究结果表明，该自动识别方法能够在大空间尺度及复杂地形条件下快速识别危险的主动滑坡。方法01研究区域白鹤滩水电站位于金沙江下游（如图1所示），是中国第二大水电站，总装机容量为1600万千瓦，坝高289m，库区正常蓄水位825m，库容206亿立方米，水位变化一般为60m。库区位于青藏高原和川西高原东缘向云贵高原和四川盆地的过渡地带。地质构造特征主要为褶皱和断层，地形地貌以海拔4000米以上的高原和山地为主，呈现典型的V型峡谷地貌。 库区坡体海拔900米以上区域的坡度一般为30°至50°，年平均气温为21.7℃，年均降水量为715.9毫米，年降水天数约为100天。在汛期前水库排空以及汛期后蓄水过程中，水位每年长期且剧烈波动，对库区岸坡（特别是古滑坡堆积体）的稳定性极为不利，使其成为滑坡活动的多期活跃区。图1 研究区域及现场照片02研究方案本研究构建了一种基于形态学规则的滑坡自动识别方案，以InSAR形变值为目标对象（如图2所示）。在InSAR观测阶段生成研究区域的形变值，随后在预处理与初始分割阶段，首先计算图像梯度幅值的均值和标准差，以确定最佳阈值。利用该阈值，计算机能够快速去除正常形变，仅保留异常形变区域的像素点。为增强形变区域的显著性，本研究引入对比度受限方法，并通过直方图分布特性调整形变像素，使目标像素被“均匀”分配到概率密度分布中，从而拉伸图像的动态范围，突出地表弱形变区域。此外，在利用形态学优化变形斜坡边界时，采用膨胀操作填充识别区域内的空值并平滑其边界线；随后通过腐蚀操作消除特征区域外的噪声信息，保留有效形变信息。该方法不仅能够增加特征区域的信息丰富度，还能增强形变区域位置的显著性。因此，通过图像的地理编码和参数校核，可以输出变形斜坡的地理信息数据。图2 InSAR滑坡形态识别流程图03数据和InSAR处理本研究采用了Sentinel-1A卫星在升轨和降轨条件下的观测影像，时间跨度为2021年1月至2022年3月，数据参数如（表1）所示。观测范围为宽幅干涉模式(IW)，极化模式为VV。升轨与降轨影像的中心视角为39.64°，相邻影像的最小时间间隔为12天，最大时间间隔为24天。选用Stacking-InSAR技术作为InSAR计算方法，以获取地表平均形变速率。首先，对时间基线和空间基线较短的SAR数据进行D-InSAR计算，以获得高质量的干涉相位。其次，去除层状大气效应，并对湍流大气进行Gurkin空间滤波。最后通过叠加多场景干涉结果，有效消除低频形变，突出高频主动滑坡的空间形态特征。在得到的形变图中，每个像素值代表地表的相对形变量，采用“hls”色带赋值，形变量的值范围表示为[−π, π]。在此过程中，本研究使用日本宇宙航空研究开发机构（JAXA）提供的空间分辨率为12.5米的数字高程模型（DEM）作为辅助数据，用于InSAR观测中的地形误差消除和地理编码。表1 研究区域SAR数据的基本参数实验01形变像素值提取在InSAR结果的计算过程中，不同的数据和处理方法会导致检测目标体的分布存在差异，但在形变值图中，变形斜坡与背景之间的灰度值差异并不明显。由于观测结果是基于雷达反射信号干涉处理以获取地表形变特征，在InSAR观测结果图像中，变形斜坡的像素值与周围环境存在显著差异，因此可以利用图像梯度边缘信息来确定最佳阈值。在本部分中，本文构建了梯度边缘方法（Gradient Edge Method，简称GA），并采用一阶微分等效算子（Sobel算子）计算输入图像在水平方向和垂直方向的梯度矩阵。随后，使用高斯滤波器对梯度矩阵中的孤立像素进行滤波处理。接着，计算梯度矩阵的均值和标准差，并最终选择两者中的较大值作为最佳阈值m。应用Sobel算子后，原始图像中x方向的梯度为水平方向梯度，y方向的梯度为垂直方向梯度，其计算公式如下：在确定最佳阈值后，将源图像中的每个像素与该最佳阈值进行比较。如果像素i的值大于阈值 m，则该像素被归类为形变区域，并取其绝对值后赋值为d；否则，像素i被归类为背景区域，其赋值按以下公式计算。在后续的数据处理阶段，本文采用Min-Max方法将原始数据映射到区间 [0,255]。该方法不会改变数据分布，同时能够为所有数据属性赋予相同的权重，从而使属性间的比较与聚合更加容易，并改善结果的收敛条件。为验证GA方法的分割效果，本文设计了对比实验。对比方法包括多模态直方图方法（HI）、一维交叉熵方法（EN）、OTSU方法以及高斯自适应方法（AG）。02弱信号增强常用的图像增强算法通过调整图像的整体灰度级，容易导致灰度级的压缩，无法有效提升局部对比度。特别是对于灰度值范围不均的InSAR观测结果，局部弱形变无法被有效突出，反而引入了噪声，导致观测结果的失真。在本节中，基于现有灰度图像增强技术，本文增加了自适应调整过程，并引入对比度受限方法。在图像增强过程中，通过计算局部区域的直方图分布构建映射函数，并对亮度值进行重新分配以改善图像质量。超过阈值的部分被“均匀”分布到概率密度曲线中，从而限制累计直方图的过度增加。该过程拉伸了图像的动态变化范围，增强了图像对比度，并突出了地表弱形变区域。此外，阈值的计算公式为：需要使用计算得到的阈值对每个子块的灰度直方图进行截断，并将被截断的多余像素数平均分配到其他灰度级中。分配到每个灰度级的平均像素数计算公式为：在对每个子块重新分配像素后进行直方图均衡化后，还需要通过双线性插值法计算每个子区域的像素值。在计算过程中，以每个子块的中心点作为参考点。例如，需要计算的点的像素值由其四个相邻的参考点确定。在计算过程中，首先在x方向进行线性插值操作，分别得到像素值：随后在y方向再次进行插值操作，以获得点的像素值：双线性插值仅适用于包含四个参考点的中心点，四个顶点位置的像素值通过映射函数转换获得，而边缘处剩余像素的计算需要通过相邻的两个参考点进行插值。在完成插值后，图像的块效应被消除，并可通过高斯双边滤波进一步处理，以提高信噪比。本文设计了对比实验验证CLAHE算法的有效性，对比方法包括直方图均衡化（HE）、拉普拉斯方法（LAP）、对数变换方法（LOG）以及幂律变换方法（PLT）。03数字形态学在提取变形像素并进行图像增强后，构成变形斜坡的像素呈离散分布，且二值图像中仍存在噪声、孔洞等现象。基于数字形态学，通过定义选择结构元素，对待处理图像进行比较与匹配，从而提取目标图像的形状结构。随后，通过形态学算子组合计算，去除背景干扰信息，保持目标几何特性，并消除无关形状，从而简化原始图像结构，确保图像的空间结构特性及目标几何特性。因此，在形态学方法中引入膨胀、腐蚀、开运算和闭运算等步骤，可以解决斜坡边缘锯齿状和内部空值现象。灰度腐蚀操作会使图像变暗，其灰度图像腐蚀操作定义如下：当在其上移动时，将所包含的像素值中的最小值赋予的原点。这一操作能够去除二值图像特征区域中的噪声，填补空值，并使特征区域中的线条更加平滑。经过灰度膨胀操作后，图像会变得更加明亮。灰度图像的膨胀操作定义如下：当结构元素在图像上移动时，将图像上被覆盖的像素值中的最大值赋予的原点位置。该操作可以去除特征区域外的背景信息，仅保留有效特征。灰度开运算首先对图像 进行腐蚀操作，然后在腐蚀操作之后进行膨胀操作。灰度开运算的定义如下：该步骤可以去除图像中的孤立像素、单个像素之间的连接以及边缘粗糙区域，从而平滑图像轮廓。灰度闭运算与灰度开运算互为对偶，即先对图像进行膨胀操作，然后在膨胀操作后对图像进行腐蚀操作，灰度闭运算的定义如下：该步骤能够平滑图像的轮廓，但与开运算不同的是，它可以填补目标区域中的空值并增强像素的空间相关性。结论从InSAR观测结果中快速且准确地提取滑坡边界是灾害识别中的迫切需求，而视觉解译难以满足灾害监测的时效性要求。利用无监督识别方法从InSAR观测中提取潜在滑坡，需要评估三个方面：最佳形变阈值的选择、变形斜坡内像素的不均匀分布，以及滑坡边界的优化。本研究提出了一种基于InSAR形变值图的新型自动识别方案。首先，基于梯度边缘信息构建阈值判定函数，用于提取地表变形像素。其次，采用对比度受限的图像增强算法拉伸图像的动态范围，突出地表弱形变区域。最后，进一步构建基于数字形态学的优化方法，用于去除干扰信息，保留遥感图像的空间结构和目标几何结构。对比实验表明，以上步骤在变形像素提取、弱信号增强和边界优化方面均有改进。与监督学习算法相比，该方法不需要样本，直接使用形变值。对金沙江下游白鹤滩库区的验证结果表明，在升轨观测条件下和降轨观测条件下，该方法识别的滑坡变形总数分别达到336处和590处，平均识别精度为76%，单一滑坡的最大IOU提升了0.3。结果表明，本研究构建的方法能够通过突出地表弱形变区域并改善变形斜坡边界的识别能力，有效识别主动滑坡。该方法适用于大规模、短周期滑坡的识别，对于早期预警系统具有重要意义。