工程科学学报，第40卷，第5期：639-648.2018年5月 Chinese Joural of Engineering,Vol.40,No.5:639-648,May 2018 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2018.05.015;http://journals.ustb.edu.cn 渗透剪切作用下黄土的力学特征 谌文武12)，刘伟12区，王娟2)，孙冠平12)，侯小强) 1)兰州大学西部灾害与环境力学教育部重点实验室，兰州7300002)兰州大学土木工程与力学学院，兰州730000 3)甘肃省建筑职业技术学院，兰州730050 区通信作者，E-mail:liuw2013@lzu.cdu.cn 摘要黄土高原地区黄土在灌溉作用下，逐渐达到饱和状态，饱和中，陡坡类黄土坡体自重增加引起下滑力增加.该过程持 续进行后，坡体内部同时发生渗流和剪切过程，导致坡体的变形不断增大，直至破坏后形成滑坡.本文选取黑方台4.29滑坡 为研究对象，在现场调查的基础上，利用滑坡后壁原状黄土试样，基于三轴试验设置10组共60个原状样对饱和黄土的渗透剪 切行为进行模拟.试验中设置了0.5、0.1和0.05mm·min三个不同的加载速率对黄土试样进行剪切，为比较分析，对 0.1 mm-min1剪切速率试样设置了0、1、2和5m几个不同水头进行了试验.试验结果表明：饱和黄土在渗流与剪切耦合作用 下，表现出应变硬化特征，渗透作用明显降低了黄土的强度，尤其是黄土黏聚力降低，其降幅达5.24%~63.35%.对已有强度 指标拟合后获得黄土在渗透剪切工况下的强度修正公式. 关键词饱和黄土；三轴试验：渗透剪切：应变硬化：滑坡 分类号TU43 Mechanical characteristics of loess under seepage shear CHEN Wen-wu2),LIU Wei,WANG Juan'2),SUN Guan-ping'2,HOU Xiao-qiang 1)Key Laboratory of Mechanics on Disaster and Environment in Western China the Minsitry of Eudeation of China),Lanzhou University,Lanzhou 730000,China 2)School of Civil Engineering and Mechanies,Lanzhou University,Lanzhou 730000,China 3)Gansu Construction Vocational Technical College,Lanzhou 730050,China Corresponding author,E-mail:liuw2013@lzu.edu.cn ABSTRACT In the recent years,an increasing number of loess landslides were triggered due to extreme climate.The initiation of lo- ess landslides was related to water,including surface water and groundwater,landform,geologic structure,and other factors.Both sur- face water and groundwater significantly affect loess landslides.Rainfall and irrigation provide plenty of water to loess,creating surface water and groundwater.Surface water flows on the surface of a loess,infiltrating into loess at the same time.The infiltration of surface water transforms loess from an unsaturated state to a saturated state in the loess plateau.The weight of slope mass increases due to the increase in water content of loess.Therefore,the loess slope mass bears shear force and seepage stress at the same time,and the de- formation of loess gradually increases with time.More attention should be paid to seepage stress during the infiltration.The fabric in- side loess is damaged because of shear force and seepage stress.The presence of seepage stress makes the failure mode different from the shear mode in loess.Eventually,a loess landslide forms as the deformation exceeds the bearing capacity.In this study,the 4.29 landslide in Heifangtai was selected for the purpose of research.Based on field investigation,60 undisturbed samples from the backwall of landslide were used to conduct triaxial tests.To simulate the shear behavior of saturated loess under seepage shear,loading rates of 0.5,0.1,and 0.05 mmmin were used and the effect of loading rate on shear strength was identified.Moreover,water heads of0, 收稿日期：2017-06-06 基金项目：国家重点基础研究发展计划资助项目(2014CB744701):中国地震局黄土地震工程重点实验室开放基金资助项目(KLLEE-17- 004):甘肃省建设科技资助项目(JK-2016-23)
工程科学学报,第 40 卷,第 5 期:639鄄鄄648,2018 年 5 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 40, No. 5: 639鄄鄄648, May 2018 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2018. 05. 015; http: / / journals. ustb. edu. cn 渗透剪切作用下黄土的力学特征 谌文武1,2) , 刘 伟1,2) 苣 , 王 娟1,2) , 孙冠平1,2) , 侯小强3) 1)兰州大学西部灾害与环境力学教育部重点实验室, 兰州 730000 2) 兰州大学土木工程与力学学院, 兰州 730000 3) 甘肃省建筑职业技术学院, 兰州 730050 苣 通信作者, E鄄mail:liuw2013@ lzu. edu. cn 摘 要 黄土高原地区黄土在灌溉作用下,逐渐达到饱和状态,饱和中,陡坡类黄土坡体自重增加引起下滑力增加. 该过程持 续进行后,坡体内部同时发生渗流和剪切过程,导致坡体的变形不断增大,直至破坏后形成滑坡. 本文选取黑方台 4郾 29 滑坡 为研究对象,在现场调查的基础上,利用滑坡后壁原状黄土试样,基于三轴试验设置 10 组共 60 个原状样对饱和黄土的渗透剪 切行为进行模拟. 试验中设置了 0郾 5、0郾 1 和 0郾 05 mm·min - 1 三个不同的加载速率对黄土试样进行剪切,为比较分析,对 0郾 1 mm·min - 1剪切速率试样设置了 0、1、2 和 5 m 几个不同水头进行了试验. 试验结果表明:饱和黄土在渗流与剪切耦合作用 下,表现出应变硬化特征,渗透作用明显降低了黄土的强度,尤其是黄土黏聚力降低,其降幅达 5郾 24% ~ 63郾 35% . 对已有强度 指标拟合后获得黄土在渗透剪切工况下的强度修正公式. 关键词 饱和黄土; 三轴试验; 渗透剪切; 应变硬化; 滑坡 分类号 TU43 收稿日期: 2017鄄鄄06鄄鄄06 基金项目: 国家重点基础研究发展计划资助项目(2014CB744701);中国地震局黄土地震工程重点实验室开放基金资助项目(KLLEE鄄鄄 17鄄鄄 004);甘肃省建设科技资助项目(JK鄄鄄2016鄄鄄23) Mechanical characteristics of loess under seepage shear CHEN Wen鄄wu 1,2) , LIU Wei 1,2) 苣 , WANG Juan 1,2) , SUN Guan鄄ping 1,2) , HOU Xiao鄄qiang 3) 1) Key Laboratory of Mechanics on Disaster and Environment in Western China ( the Minsitry of Eudcation of China), Lanzhou University, Lanzhou 730000, China 2) School of Civil Engineering and Mechanics, Lanzhou University, Lanzhou 730000, China 3) Gansu Construction Vocational Technical College, Lanzhou 730050, China 苣 Corresponding author, E鄄mail:liuw2013@ lzu. edu. cn ABSTRACT In the recent years, an increasing number of loess landslides were triggered due to extreme climate. The initiation of lo鄄 ess landslides was related to water, including surface water and groundwater, landform, geologic structure, and other factors. Both sur鄄 face water and groundwater significantly affect loess landslides. Rainfall and irrigation provide plenty of water to loess, creating surface water and groundwater. Surface water flows on the surface of a loess, infiltrating into loess at the same time. The infiltration of surface water transforms loess from an unsaturated state to a saturated state in the loess plateau. The weight of slope mass increases due to the increase in water content of loess. Therefore, the loess slope mass bears shear force and seepage stress at the same time, and the de鄄 formation of loess gradually increases with time. More attention should be paid to seepage stress during the infiltration. The fabric in鄄 side loess is damaged because of shear force and seepage stress. The presence of seepage stress makes the failure mode different from the shear mode in loess. Eventually, a loess landslide forms as the deformation exceeds the bearing capacity. In this study, the 4郾 29 landslide in Heifangtai was selected for the purpose of research. Based on field investigation, 60 undisturbed samples from the backwall of landslide were used to conduct triaxial tests. To simulate the shear behavior of saturated loess under seepage shear, loading rates of 0郾 5, 0郾 1, and 0郾 05 mm·min - 1 were used and the effect of loading rate on shear strength was identified. Moreover, water heads of 0
.640. 工程科学学报，第40卷，第5期 1,2,and 5m were set to study the effect of water head on shear strength with loading rates of 0.1 mmmin.The stress-strain curve shows obvious strain hardening under seepage shear.Loading rate slightly affects the stress-strain relationship of loess during the seep- age shear.In contrast,an increasing water head rapidly decreases the shear stress of loess.The cohesion of loess decreases by 5.24%-63.35%due to seepage shear.Further,the strength correction formula for a loess under the seepage shear condition is ob- tained by fitting the existing strength index.Fitting performance is evaluated following the fitting process.An empirical equation could be used in geotechnical engineering when seepage shear is considered. KEY WORDS saturated loess;triaxial test;seepage shear;strain hardening;landslide 黄土高原区的黄土塬上，由于种植农作物及绿 渗流规律，且基于渗流规律进行了渗流的定量分析 化等需要，大量的引水灌溉工程在黄土塬边缘持续 但在渗流中，黄土的应力变化未考虑.随着黄土中 进行.由此在黄土塬边缘诱发了大量的黄土滑坡， 入渗量的增加，黄土滑坡坡体自重也在持续增加，加 国内比较典型的区域包括甘肃永靖黑方台滑坡群以 之黄土塬边缘坡度较陡，而由此产生的下滑力增量 及陕西泾阳南塬黄土滑坡群.两处滑坡群主要由灌 对于滑坡失稳发挥着重要作用. 溉诱发，灌溉后黄土中渗流劣化降低黄土强度.目 目前，黄土力学性质方面的研究也较为丰富. 前对于黄土渗流方面已有学者进行了研究.张爱军 孙萍等[0]利用三轴试验和单轴拉伸试验对不同 等[]基于三向渗流对宝鸡簸箕山老滑坡滑坡体中 裂隙倾角黄土试样进行试验，裂隙性黄土的拉应力 的渗流进行数值模拟分析，发现滑坡体中合理设置 应变关系是应变硬化型.三轴压缩低围压下以应变 排水洞可有效降低孔隙水压力，渗流场变化对滑坡 软化为主，高围压下以应变硬化为主.三轴试验亦 的稳定性影响显著.数值计算需要以现场调查资料 是研究黄土各项异性的方法之一，研究发现黄土强 为基础，孙萍萍等[2利用Visual Modflow和FLAC3D 度在各向异性方面差别较大，黏聚力方面差异性显 对黑方台灌溉区潜水渗流场进行模拟分析后，获得 著，且围压增加导致黄土变形由脆性向塑性转 渗流场演化与滑坡稳定性之间的对应关系.此外， 变[2】.段钊等1]基于三轴剪切试验研究了泾阳南 渗流场变化会引起滑坡体中土体力学性质发生变 塬多序次滑坡特征，发现滑坡形成是在排水条件下 化，水-力演化过程对灌溉诱发滑坡会有显著影 孔压激增导致不完全排水的力学机制下完成.CT 响)，且渗流场中水力梯度会对滑坡稳定性产生较 技术与三轴试验结合后可对黄土的剪切损伤演化过 大影响.渗流影响程度需通过定量化指标评价，王 程进行研究，围压增大会导致应力应变关系曲线由 铁行等4]对黄土节理中二维稳态流流量方程进行 弱软化向弱硬化转变[4].黄土的蠕变特性方面，相 研究，基于实例分析验证了方程的可行性.利用有 同试验条件下，重塑黄土的蠕变特性较原状黄土明 限元算法可以对水库水位波动下崩滑体的变形及稳 显5].三轴试验中，速度效应对于黄土力学性质的 定性进行分析，研究发现库水位变化对于浅层滑坡 影响也不容忽视，邓亚虹等[1]研究了不同加载速率 影响较大].数值计算之外，物理模型试验也是定 条件下原状黄土的变形特性与强度，发现高加载速 量化研究黄土渗流的重要手段之一，Wu等6)利用 率和低围压均有利于应变软化现象的产生，且加载 室内物理模型和三维激光扫描仪对降雨诱发黄土滑 速率对于黄土的抗剪强度参数也有影响. 坡进行模拟分析，降雨引起黄土湿润锋变化可导致 黄土力学性质研究中，未对有渗流存在条件下 坡脚局部失稳，逐渐形成滑坡.室内物理模型可实 的剪切进行研究.自然界中，由于灌溉和降雨发生 时再现黄土中水分变化规律，张常亮等]通过土壤 后会在黄土中引起渗透过程，渗透作用进行时部分 水分计对黄土中降水入渗进行监测分析，连续一年 区域的黄土总会发生剪切破坏.渗透和剪切同时存 的监测结果表明降水对于黄土层中2.0m范围内土 在的情况下，即渗流场与应力场耦合作用下，土体力 壤的含水量影响较大.黄土中的渗流容易引起潜蚀 学特性变化的研究较少.水的入渗会引起强度降 破坏，研究发现黄土中渗流场变化引起的黄土结构 低[7-]，岩土工程中，渗透剪切过程在岩石力学中 性参数变化是导致黄土发生潜蚀破坏的重要原 研究较多[9-2]，土体在渗透和剪切综合作用下的物 因】.除结构性参数变化引起潜蚀破坏外，在三轴 理力学特性较为复杂，为研究大坝防渗层的渗透特 试验对黄土长期渗透特性研究中发现，黄土渗透系 性，部分学者对黏土在剪应力下的渗透性进行研究， 数及孔隙比变化也是引起黄土劣化的关键诱因]. 雷红军等[2]基于改进的渗透三轴仪进行了黏土剪 以上对黄土渗流的研究中，主要研究了黄土中 切中的渗透系数测试试验，发现随着剪切过程持续
工程科学学报,第 40 卷,第 5 期 1, 2, and 5 m were set to study the effect of water head on shear strength with loading rates of 0郾 1 mm·min - 1 . The stress鄄鄄strain curve shows obvious strain hardening under seepage shear. Loading rate slightly affects the stress鄄鄄strain relationship of loess during the seep鄄 age shear. In contrast, an increasing water head rapidly decreases the shear stress of loess. The cohesion of loess decreases by 5郾 24% 鄄鄄63郾 35% due to seepage shear. Further, the strength correction formula for a loess under the seepage shear condition is ob鄄 tained by fitting the existing strength index. Fitting performance is evaluated following the fitting process. An empirical equation could be used in geotechnical engineering when seepage shear is considered. KEY WORDS saturated loess; triaxial test; seepage shear; strain hardening; landslide 黄土高原区的黄土塬上,由于种植农作物及绿 化等需要,大量的引水灌溉工程在黄土塬边缘持续 进行. 由此在黄土塬边缘诱发了大量的黄土滑坡, 国内比较典型的区域包括甘肃永靖黑方台滑坡群以 及陕西泾阳南塬黄土滑坡群. 两处滑坡群主要由灌 溉诱发,灌溉后黄土中渗流劣化降低黄土强度. 目 前对于黄土渗流方面已有学者进行了研究. 张爱军 等[1]基于三向渗流对宝鸡簸箕山老滑坡滑坡体中 的渗流进行数值模拟分析,发现滑坡体中合理设置 排水洞可有效降低孔隙水压力,渗流场变化对滑坡 的稳定性影响显著. 数值计算需要以现场调查资料 为基础,孙萍萍等[2]利用 Visual Modflow 和 FLAC3D 对黑方台灌溉区潜水渗流场进行模拟分析后,获得 渗流场演化与滑坡稳定性之间的对应关系. 此外, 渗流场变化会引起滑坡体中土体力学性质发生变 化,水鄄鄄 力演化过程对灌溉诱发滑坡会有显著影 响[3] ,且渗流场中水力梯度会对滑坡稳定性产生较 大影响. 渗流影响程度需通过定量化指标评价,王 铁行等[4]对黄土节理中二维稳态流流量方程进行 研究,基于实例分析验证了方程的可行性. 利用有 限元算法可以对水库水位波动下崩滑体的变形及稳 定性进行分析,研究发现库水位变化对于浅层滑坡 影响较大[5] . 数值计算之外,物理模型试验也是定 量化研究黄土渗流的重要手段之一,Wu 等[6] 利用 室内物理模型和三维激光扫描仪对降雨诱发黄土滑 坡进行模拟分析,降雨引起黄土湿润锋变化可导致 坡脚局部失稳,逐渐形成滑坡. 室内物理模型可实 时再现黄土中水分变化规律,张常亮等[7] 通过土壤 水分计对黄土中降水入渗进行监测分析,连续一年 的监测结果表明降水对于黄土层中 2郾 0 m 范围内土 壤的含水量影响较大. 黄土中的渗流容易引起潜蚀 破坏,研究发现黄土中渗流场变化引起的黄土结构 性参数变化是导致黄土发生潜蚀破坏的重要原 因[8] . 除结构性参数变化引起潜蚀破坏外,在三轴 试验对黄土长期渗透特性研究中发现,黄土渗透系 数及孔隙比变化也是引起黄土劣化的关键诱因[9] . 以上对黄土渗流的研究中,主要研究了黄土中 渗流规律,且基于渗流规律进行了渗流的定量分析. 但在渗流中,黄土的应力变化未考虑. 随着黄土中 入渗量的增加,黄土滑坡坡体自重也在持续增加,加 之黄土塬边缘坡度较陡,而由此产生的下滑力增量 对于滑坡失稳发挥着重要作用. 目前,黄土力学性质方面的研究也较为丰富. 孙萍等[10鄄鄄11]利用三轴试验和单轴拉伸试验对不同 裂隙倾角黄土试样进行试验,裂隙性黄土的拉应力 应变关系是应变硬化型. 三轴压缩低围压下以应变 软化为主,高围压下以应变硬化为主. 三轴试验亦 是研究黄土各项异性的方法之一,研究发现黄土强 度在各向异性方面差别较大,黏聚力方面差异性显 著,且围压增加导致黄土变形由脆性向塑性转 变[12] . 段钊等[13]基于三轴剪切试验研究了泾阳南 塬多序次滑坡特征,发现滑坡形成是在排水条件下 孔压激增导致不完全排水的力学机制下完成. CT 技术与三轴试验结合后可对黄土的剪切损伤演化过 程进行研究,围压增大会导致应力应变关系曲线由 弱软化向弱硬化转变[14] . 黄土的蠕变特性方面,相 同试验条件下,重塑黄土的蠕变特性较原状黄土明 显[15] . 三轴试验中,速度效应对于黄土力学性质的 影响也不容忽视,邓亚虹等[16]研究了不同加载速率 条件下原状黄土的变形特性与强度,发现高加载速 率和低围压均有利于应变软化现象的产生,且加载 速率对于黄土的抗剪强度参数也有影响. 黄土力学性质研究中,未对有渗流存在条件下 的剪切进行研究. 自然界中,由于灌溉和降雨发生 后会在黄土中引起渗透过程,渗透作用进行时部分 区域的黄土总会发生剪切破坏. 渗透和剪切同时存 在的情况下,即渗流场与应力场耦合作用下,土体力 学特性变化的研究较少. 水的入渗会引起强度降 低[17鄄鄄18] ,岩土工程中,渗透剪切过程在岩石力学中 研究较多[19鄄鄄22] ,土体在渗透和剪切综合作用下的物 理力学特性较为复杂,为研究大坝防渗层的渗透特 性,部分学者对黏土在剪应力下的渗透性进行研究, 雷红军等[23]基于改进的渗透三轴仪进行了黏土剪 切中的渗透系数测试试验,发现随着剪切过程持续 ·640·
谌文武等：渗透剪切作用下黄土的力学特征 ·641· 进行，渗透系数先减小后渐趋平稳.压-剪耦合作用 分析3-16]，但常规的三轴试验中未考虑渗流对于剪 下，黏土在稳定流条件下破坏后会产生自愈现象，而 切的影响.而黄土滑坡中黄土体的失稳往往在渗流 自愈后的渗透系数显著增加[24].上述研究中仍然 场和应力场同时存在的情况下发生，在三轴试验的 缺乏对岩土体在渗透作用下的剪切特性方面的研 剪切过程中施加恒水头渗透可直接获得饱和黄土在 究，渗透与剪切耦合后，土体中同时存在渗透力和剪 渗透剪切共同作用下的力学性质.本文试验利用兰 切作用力，二者共同作用下较单一剪应力作用土体 州大学HKUST-25KN土工三轴仪完成.三轴仪由 时，势必引起土体强度发生变化，而渗透引起的剪切 压力室、轴压压力/体积控制器、反压压力/体积控制 强度方面的变化对于黄土滑坡的形成至关重要. 器、围压压力/体积控制器及数据采集板和计算机组 本文通过三轴试验，探究饱和黄土在应力场与 成.设备中圆柱形试样尺寸为直径39.1mm高度 渗流场耦合条件下的力学行为.通过设置不同剪切 80.0mm. 速率与有效正应力，对恒水头条件下饱和黄土在不 试验中，首先对黄土试样进行饱和，待饱和度检 同剪切速率下的剪切特性进行系统研究，同时设置 测(B值)通过后对试样进行固结，固结中试样的排 不同水头试样在相同剪切速率下的渗透剪切试验， 水量稳定时方可结束.固结后对试样施加2.0m的 研究水头对渗透剪切特性的影响. 恒定水头，使试样处于渗流状态，当试样的进水量和 出水量保持稳定后即认为渗透达到稳定状态.稳定 1试样和试验 后开始施加剪应力，剪切采用应变控制.剪切速率设 1.1试样 置为0.5,0.1和0.05 mm-min-1.试验方案见表1. 为通过饱和黄土的渗透剪切试验结果解释黄土 表1渗透剪切试验方案 滑坡形成过程，本研究中所取试样为黑方台4.29党 Table 1 Test design of seepage shear 川滑坡后壁原状样(HFT).黄土含水量为3.42%~ 试样编号 试验类型 试样编号 试验类型 7.54%,密度1.42~1.53g·cm-3,土粒比值（土粒 1# ST-0-0.5 5# ST-0-0.05 在温度105℃~110℃下烘干至恒量时的质量与土 2# sT-2-0.5 6# ST-2-0.05 粒同体积4℃时纯水质量的比值)为2.7，液限和塑 ST-0-0.1 1装 ST-1-0.1 限分别为24.90%~25.80%和16.70%~17.60%. 4# ST-2-0.1 8# sT-5-0.1 试样颗粒分布曲线见图1.室内通过切土盘将试样 注：“ST-2-0.1"表示渗透剪切试验中，渗透水头为2m,剪切速 削制成直径39.1mm高度80.0mm的圆柱形原状样 率为0.1 mm'min1,其余类似. 75个，制样中发现该黄土试样较为均匀，黏土结核 含量较少，可见少量植物根系，黄土中虫孔相对较 2试验结果 多.选择均匀性较好的60个共10组试样进行 试验. 2.1不同剪切速率下渗透剪切结果 100 试验中首先对试样进行恒定水头不同剪切速率 下的渗透剪切试验，主要模拟加载速率对于渗透剪 0 切破坏的影响.试验中水头均设置为2.0m,剪切速 率依次为0.5、0.1和0.05 mm-min-1.试验结果见 60 图2~5（图中ST-0和ST-2表示渗透剪切中水头为 0和2.0m).通过试样高度与水头换算后，2.0m水 头对应的水力梯度为25，水头对于黄土渗透剪切效 20 果的影响实为水力梯度对渗透剪切效果产生了影 响.黄土原始边坡中，渗透过程中的水力梯度越大 102 10- 产生的渗透力越大，越发容易诱发黄土边坡失稳后 粒径/mm 产生黄土滑坡.基于此，本文设计系列试验对该问 图1黄土的颗粒分布曲线 题进行深入分析.这与朱立峰等)研究灌溉诱发黄 Fig.I Particle size distribution curve of loess 土滑坡机制得出的结论一致. 1.2试验方案和设备 如图2~4中所示，饱和黄土剪切中施加渗流 饱和黄土的三轴试验已有学者进行了系统研究 后，偏应力均表现出明显的降低，降低幅度与加载速
谌文武等: 渗透剪切作用下黄土的力学特征 进行,渗透系数先减小后渐趋平稳. 压鄄鄄剪耦合作用 下,黏土在稳定流条件下破坏后会产生自愈现象,而 自愈后的渗透系数显著增加[24] . 上述研究中仍然 缺乏对岩土体在渗透作用下的剪切特性方面的研 究,渗透与剪切耦合后,土体中同时存在渗透力和剪 切作用力,二者共同作用下较单一剪应力作用土体 时,势必引起土体强度发生变化,而渗透引起的剪切 强度方面的变化对于黄土滑坡的形成至关重要. 本文通过三轴试验,探究饱和黄土在应力场与 渗流场耦合条件下的力学行为. 通过设置不同剪切 速率与有效正应力,对恒水头条件下饱和黄土在不 同剪切速率下的剪切特性进行系统研究,同时设置 不同水头试样在相同剪切速率下的渗透剪切试验, 研究水头对渗透剪切特性的影响. 1 试样和试验 1郾 1 试样 为通过饱和黄土的渗透剪切试验结果解释黄土 滑坡形成过程,本研究中所取试样为黑方台 4郾 29 党 川滑坡后壁原状样(HFT). 黄土含水量为 3郾 42% ~ 7郾 54 % ,密度 1郾 42 ~ 1郾 53 g·cm - 3 ,土粒比值(土粒 在温度 105 益 ~ 110 益 下烘干至恒量时的质量与土 粒同体积 4 益时纯水质量的比值)为 2郾 7,液限和塑 限分别为 24郾 90% ~ 25郾 80% 和 16郾 70% ~ 17郾 60% . 试样颗粒分布曲线见图 1. 室内通过切土盘将试样 削制成直径 39郾 1 mm 高度 80郾 0 mm 的圆柱形原状样 75 个,制样中发现该黄土试样较为均匀,黏土结核 含量较少,可见少量植物根系,黄土中虫孔相对较 多. 选择均匀性较好的 60 个共 10 组试样进行 试验. 图 1 黄土的颗粒分布曲线 Fig. 1 Particle size distribution curve of loess 1郾 2 试验方案和设备 饱和黄土的三轴试验已有学者进行了系统研究 分析[13鄄鄄16] ,但常规的三轴试验中未考虑渗流对于剪 切的影响. 而黄土滑坡中黄土体的失稳往往在渗流 场和应力场同时存在的情况下发生,在三轴试验的 剪切过程中施加恒水头渗透可直接获得饱和黄土在 渗透剪切共同作用下的力学性质. 本文试验利用兰 州大学 HKUST鄄鄄25KN 土工三轴仪完成. 三轴仪由 压力室、轴压压力/ 体积控制器、反压压力/ 体积控制 器、围压压力/ 体积控制器及数据采集板和计算机组 成. 设备中圆柱形试样尺寸为直径 39郾 1 mm 高度 80郾 0 mm. 试验中,首先对黄土试样进行饱和,待饱和度检 测(B 值)通过后对试样进行固结,固结中试样的排 水量稳定时方可结束. 固结后对试样施加 2郾 0 m 的 恒定水头,使试样处于渗流状态,当试样的进水量和 出水量保持稳定后即认为渗透达到稳定状态. 稳定 后开始施加剪应力,剪切采用应变控制. 剪切速率设 置为0郾 5、0郾 1 和0郾 05 mm·min -1 . 试验方案见表1. 表 1 渗透剪切试验方案 Table 1 Test design of seepage shear 试样编号 试验类型 试样编号 试验类型 1# ST鄄鄄0鄄鄄0郾 5 5# ST鄄鄄0鄄鄄0郾 05 2# ST鄄鄄2鄄鄄0郾 5 6# ST鄄鄄2鄄鄄0郾 05 3# ST鄄鄄0鄄鄄0郾 1 7# ST鄄鄄1鄄鄄0郾 1 4# ST鄄鄄2鄄鄄0郾 1 8# ST鄄鄄5鄄鄄0郾 1 注:“ST鄄鄄2鄄鄄0郾 1冶表示渗透剪切试验中,渗透水头为 2 m,剪切速 率为 0郾 1 mm·min - 1 ,其余类似. 2 试验结果 2郾 1 不同剪切速率下渗透剪切结果 试验中首先对试样进行恒定水头不同剪切速率 下的渗透剪切试验,主要模拟加载速率对于渗透剪 切破坏的影响. 试验中水头均设置为 2郾 0 m,剪切速 率依次为 0郾 5、0郾 1 和 0郾 05 mm·min - 1 . 试验结果见 图 2 ~ 5(图中 ST鄄鄄0 和 ST鄄鄄2 表示渗透剪切中水头为 0 和 2郾 0 m). 通过试样高度与水头换算后,2郾 0 m 水 头对应的水力梯度为 25,水头对于黄土渗透剪切效 果的影响实为水力梯度对渗透剪切效果产生了影 响. 黄土原始边坡中,渗透过程中的水力梯度越大 产生的渗透力越大,越发容易诱发黄土边坡失稳后 产生黄土滑坡. 基于此,本文设计系列试验对该问 题进行深入分析. 这与朱立峰等[3]研究灌溉诱发黄 土滑坡机制得出的结论一致. 如图 2 ~ 4 中所示,饱和黄土剪切中施加渗流 后,偏应力均表现出明显的降低,降低幅度与加载速 ·641·
.642. 工程科学学报，第40卷，第5期 1000 1000 —ST-0 (d —ST-0 (b) 800 ---ST-2 800 --$T-2 600 600 400 理 400 200 200 0 24681012141618 24681012141618 应变% 应变/% 1000 1000 一ST-0 ST-0 d 800 -.ST-2 800 --.ST-2 600 600 400 400 200 200 2468.1012141618 4681012141618 应变/% 应变/% 图2不同围压条件下，剪切速率0.5 mm.min时应力应变关系.(a)100kPa:(b)200kPa:(c)300kPa:(d)400kPa Fig.2 Stress-strain curve of 0.5 mm-min-!under different confining pressures:(a)100 kPa;(b)200 kPa;(c)300kPa;(d)400 kPa 1000 1000 -ST-0 —ST-0 800L --ST-2 800L ---ST-2 400 200 200 0 24681012141618 24681012141618 应变/% 应变/% 00 1000 一ST-0 —ST-0 d 800 --.ST-2 800 --ST-2 400 400 200 200 0 24681012141618 0 24681012141618 应变/% 应变/% 图3不同围压条件下，剪切速率0.1 mm.min-应力应变关系.(a)100kPa:(b)200kPa:(c)300kPa;(d)400kPa Fig.3 Stress-strain curve of 0.I mm-min-!under different confining pressures:(a)100 kPa;(b)200 kPa;(c)300kPa;(d)400 kPa 率之间的关系较小.应力降幅与有效围压关系密 ~70kPa,前者达到了后者的2倍之多.偏应力在剪 切，在有效围压为100kPa和200kPa时，应力的降 切速率为0.05 mm.min-l时的降幅为30~90kPa,有 幅普遍较大，而300kPa和400kPa有效围压条件 效围压为100kPa和200kPa时的降幅约为300kPa 下，应力降幅减小.当剪切速率为0.5 mm.min时， 和400kPa时降幅的1.5~2.0倍.可见有效围压对 偏应力的降幅为20~100kPa,有效围压为100kPa 于偏应力降幅的影响显著大于剪切速率的影响，随 和200kPa时的降幅明显大于300kPa和400kPa有 着剪切速率的减小，偏应力的降幅也开始出现逐渐 效围压条件下降幅.当剪切速率为0.1mm·min-1 减小的趋势. 时，偏应力在有效围压为100kPa和200kPa时的降 图5中，“ST100-2”表示渗透剪切试验中，有效 幅为80~150kPa,300kPa和400kPa时的降幅为40 围压为100kPa,渗透水头为2m,其余类似.渗透剪
工程科学学报,第 40 卷,第 5 期 图 2 不同围压条件下,剪切速率 0郾 5 mm·min - 1时应力应变关系 郾 (a) 100 kPa; (b) 200 kPa; (c) 300 kPa; (d) 400 kPa Fig. 2 Stress鄄strain curve of 0郾 5 mm·min - 1 under different confining pressures: (a) 100 kPa; (b) 200 kPa; (c) 300 kPa; (d) 400 kPa 图 3 不同围压条件下,剪切速率 0郾 1 mm·min - 1应力应变关系 郾 (a) 100 kPa; (b) 200 kPa; (c) 300 kPa; (d) 400 kPa Fig. 3 Stress鄄strain curve of 0郾 1 mm·min - 1 under different confining pressures: (a) 100 kPa; (b) 200 kPa; (c) 300 kPa; (d) 400 kPa 率之间的关系较小. 应力降幅与有效围压关系密 切,在有效围压为 100 kPa 和 200 kPa 时,应力的降 幅普遍较大,而 300 kPa 和 400 kPa 有效围压条件 下,应力降幅减小. 当剪切速率为 0郾 5 mm·min - 1时, 偏应力的降幅为 20 ~ 100 kPa,有效围压为 100 kPa 和 200 kPa 时的降幅明显大于 300 kPa 和 400 kPa 有 效围压条件下降幅. 当剪切速率为 0郾 1 mm·min - 1 时,偏应力在有效围压为 100 kPa 和 200 kPa 时的降 幅为 80 ~ 150 kPa,300 kPa 和 400 kPa 时的降幅为 40 ~ 70 kPa,前者达到了后者的 2 倍之多. 偏应力在剪 切速率为 0郾 05 mm·min - 1时的降幅为 30 ~ 90 kPa,有 效围压为 100 kPa 和 200 kPa 时的降幅约为 300 kPa 和 400 kPa 时降幅的 1郾 5 ~ 2郾 0 倍. 可见有效围压对 于偏应力降幅的影响显著大于剪切速率的影响,随 着剪切速率的减小,偏应力的降幅也开始出现逐渐 减小的趋势. 图 5 中,“ST100鄄鄄2冶表示渗透剪切试验中,有效 围压为 100 kPa,渗透水头为 2 m,其余类似. 渗透剪 ·642·
谌文武等：渗透剪切作用下黄土的力学特征 ·643· 1000 1000 —ST-0 a —ST-0 b 800 --.ST-2 800 ---ST-2 600 600 400 400 200H 200 0 2 0 4681012141618 24681012141618 应变/% 应变/% 1000 1000 一ST-0 (c) 一ST-0 d 800 --ST-2 800 ---$T-2 600 600 400 400 200 200 24681012141618 00 2 4681012141618 应变/% 应变/% 图4不同围压条件下，剪切速率0.05 mm.min1应力应变关系.(a)100kPa:(b)200kPa:(c)300kPa:(d)400kPa Fig.4 Stress-strain curve of 0.05 mm.min-under different confining pressures:(a)100 kPa;(b)200kPa;(e)300 kPa;(d)400 kPa 切时的剪应力明显低于相同条件下剪切试验时的剪 g'=i-o5) (2) 应力.表明剪切中增加渗流场，导致饱和黄土的强 2 度明显降低，该结果也与图2~4中偏应力降低结果 式中，σ{和σ分别表示三轴试验中有效正应力和 致. 有效围压 图中p'和g分别表示有效平均正应力和有效剪 2.2不同水头下渗透剪切结果 应力，二者的数学表达式如下： 上述渗透剪切试验中，水头差设置均为2.0m, p'= (+0) 自然界中的水头往往处于变化状态，黄土在渗透剪 (1) 切中也会有不同的水头差.为对不同水头条件下饱 600- 600 (a) -0-ST100-0 4-ST100-2 (b) -0-ST100-0 -ST100-2 500 -0-5T200-0 ◆-ST200-2 500 0-ST200-0 ◆-5T200-2 c-ST300-0 -ST300-2 a-ST300-0 -ST300-2 400 --ST400-0 -ST400-2 400 -ST400-0 ST400-2 200 200 100 100 100 200 300400 500 600700800 100200300400500600700800 p'/kPa p'/kPa 600 -3-ST100-0 -5T100-2 500 0-ST200-0 -5T200-2 -0-ST300-0 -◆-5T300-2 400 0-ST400-0 -ST400-2 200 100 100200300400500600700800 p'/kPa 图5不同剪切速率下应力路径关系曲线.(a)0.5 mm-min-1；(b)0.1 mm-min；(c)0.05 mm-min1 Fig.5 Stress-path curves under different shear rates:(a)0.5 mm.min;(b)0.I mm.min1;(c)0.05 mm-min-
谌文武等: 渗透剪切作用下黄土的力学特征 图 4 不同围压条件下,剪切速率 0郾 05 mm·min - 1应力应变关系 郾 (a) 100 kPa; (b) 200 kPa; (c) 300 kPa; (d) 400 kPa Fig. 4 Stress鄄strain curve of 0郾 05 mm·min - 1 under different confining pressures: (a) 100 kPa; (b) 200 kPa; (c) 300 kPa; (d) 400 kPa 切时的剪应力明显低于相同条件下剪切试验时的剪 图 5 不同剪切速率下应力路径关系曲线. (a) 0郾 5 mm·min - 1 ; (b) 0郾 1 mm·min - 1 ; (c) 0郾 05 mm·min - 1 Fig. 5 Stress鄄path curves under different shear rates: (a) 0郾 5 mm·min - 1 ; (b) 0郾 1 mm·min - 1 ; (c) 0郾 05 mm·min - 1 应力. 表明剪切中增加渗流场,导致饱和黄土的强 度明显降低,该结果也与图 2 ~ 4 中偏应力降低结果 一致. 图中 p忆和 q忆分别表示有效平均正应力和有效剪 应力,二者的数学表达式如下: p忆 = (滓忆1 + 滓忆3 ) 2 (1) q忆 = (滓忆1 - 滓忆3 ) 2 (2) 式中,滓忆1 和 滓忆3 分别表示三轴试验中有效正应力和 有效围压. 2郾 2 不同水头下渗透剪切结果 上述渗透剪切试验中,水头差设置均为 2郾 0 m, 自然界中的水头往往处于变化状态,黄土在渗透剪 切中也会有不同的水头差. 为对不同水头条件下饱 ·643·
.644. 工程科学学报，第40卷，第5期 和黄土的渗透剪切特性进行研究，本次试验中设置 剪切试验中设置无效，这与黄土的结构有一定 了1.0m和5.0m两个水头，与前期2.0m及0时的 联系 水头进行对比.选择1.0m水头作为试验的水头下 试验中仅对剪切速率为0.1 mm.min-1的试样 限，主要由于水头小于1.0m后，试样在剪切后期无 组进行了不同水头渗透剪切对比，试验结果见图6~7. 法进行渗透试验：而选择5.0m作为水头上限是由 图中ST-0、ST-1、ST-2,ST-5分别表示渗透剪切中 于设置水头大于5.0m后，黄土试样剪切中的实际 水头为0、1.0、2.0、5.0m.ST100-0表示有效围压 水头也只能保持在5.0m左右，高水头在本次渗透 为100kPa,水头为0. 1000 1000 ST0 a ST-0 800……ST-1 800 ·.ST-1 …ST-2 …ST-2 600 -5T-5 600 --ST-5 400 200 200 0 24681012141618 24681012141618 应变/% 应变/% 1000 1000 -ST-0 c —ST-0 d 800 ·…ST-1 800 …ST-1 4432 .ST-2 600 --ST-5 600 --ST-5 理 400 400 4一 200 200 0 0 24681012141618 0 2 4681012141618 应变% 应变% 图6不同围压条件下不同水头的应力应变关系曲线.(a)100kPa:(b)200kPa:(c)300kPa:(d)400kPa Fig.6 Stress-strain curves of different water head under different confining pressures:(a)100 kPa;(b)200 kPa;(c)300 kPa;(d)400 kPa 400 的升高，饱和黄土在相同剪切条件下的剪切强度在 口-ST100-0-0-ST100-1△-ST100-2 0-5T200-0 -0-5T200-1-△-ST200-2 不断降低.具体将表现为饱和黄土抗剪强度指标值 口-ST3000 -8-5T300-1-△-ST300-2 300 -D-ST400-0-3-ST400-1△-ST400-2 的降低 200 3分析与讨论 ☆-ST100-5 3.1饱和黄土渗透剪切机理 100 -ST200-5 -ST300-5 本文渗透剪切试验结果中，剪切中施加渗流后， a-ST400-5 饱和黄土的剪切强度明显降低.分析认为随着水头 100 200 300 400 500 600 700 800 的升高，试样在剪切过程中的孔隙水压力也在不断 P'/kPa 增大，试样渗透剪切中的孔隙水压力变化如图8 图7不同水头条件下应力路径关系曲线 所示. Fig.7 Stress-path curves of water head difference 图8中可见，试样剪切中，无渗透作用时孔隙水 图6中可见，有效围压和剪切速率相同时，饱和 压力的波动相对较小，随着渗透作用的施加，孔隙水 黄土在水头较高时的渗透剪切偏应力明显低于低水 压力波动幅度开始增大.不同剪切速率下，孔隙水 头条件下的偏应力，偏应力的降幅在有效围压为 压力的波动幅度存在差异性，剪切速率为0.5、0.1 100kPa和200kPa时明显高于300kPa和400kPa时 和0.05 mm.min-'时，渗透剪切试样与无渗透时的 的降幅。这一结果与前期结果相对应.图6中亦可 剪切相比，孔隙水压力波动幅度依次为3~9、5~8 以看出，随着有效围压的增加，饱和黄土渗透剪切中 和1~6kPa.随着剪切速率的降低，孔隙水压力的 的应力应变关系应变硬化趋势增强. 波动幅度有减小的趋势 图7应力路径关系曲线中可知，随着渗透水头 渗透剪切中，孔隙水压力的不断变化，导致饱和
工程科学学报,第 40 卷,第 5 期 和黄土的渗透剪切特性进行研究,本次试验中设置 了 1郾 0 m 和 5郾 0 m 两个水头,与前期 2郾 0 m 及 0 时的 水头进行对比. 选择 1郾 0 m 水头作为试验的水头下 限,主要由于水头小于 1郾 0 m 后,试样在剪切后期无 法进行渗透试验;而选择 5郾 0 m 作为水头上限是由 于设置水头大于 5郾 0 m 后,黄土试样剪切中的实际 水头也只能保持在 5郾 0 m 左右,高水头在本次渗透 剪切试验中设置 无 效,这 与 黄 土 的 结 构 有 一 定 联系. 试验中仅对剪切速率为 0郾 1 mm·min - 1 的试样 组进行了不同水头渗透剪切对比,试验结果见图 6 ~7. 图中 ST鄄鄄0、ST鄄鄄1、ST鄄鄄2、ST鄄鄄5 分别表示渗透剪切中 水头为 0、1郾 0、2郾 0、5郾 0 m. ST100鄄鄄0 表示有效围压 为 100 kPa,水头为 0. 图 6 不同围压条件下不同水头的应力应变关系曲线 郾 (a) 100 kPa; (b) 200 kPa; (c) 300 kPa; (d) 400 kPa Fig. 6 Stress鄄strain curves of different water head under different confining pressures: (a) 100 kPa; (b) 200 kPa; (c) 300 kPa; (d) 400 kPa 图 7 不同水头条件下应力路径关系曲线 Fig. 7 Stress鄄path curves of water head difference 图 6 中可见,有效围压和剪切速率相同时,饱和 黄土在水头较高时的渗透剪切偏应力明显低于低水 头条件下的偏应力,偏应力的降幅在有效围压为 100 kPa 和 200 kPa 时明显高于 300 kPa 和 400 kPa 时 的降幅. 这一结果与前期结果相对应. 图 6 中亦可 以看出,随着有效围压的增加,饱和黄土渗透剪切中 的应力应变关系应变硬化趋势增强. 图 7 应力路径关系曲线中可知,随着渗透水头 的升高,饱和黄土在相同剪切条件下的剪切强度在 不断降低. 具体将表现为饱和黄土抗剪强度指标值 的降低. 3 分析与讨论 3郾 1 饱和黄土渗透剪切机理 本文渗透剪切试验结果中,剪切中施加渗流后, 饱和黄土的剪切强度明显降低. 分析认为随着水头 的升高,试样在剪切过程中的孔隙水压力也在不断 增大,试样渗透剪切中的孔隙水压力变化如图 8 所示. 图 8 中可见,试样剪切中,无渗透作用时孔隙水 压力的波动相对较小,随着渗透作用的施加,孔隙水 压力波动幅度开始增大. 不同剪切速率下,孔隙水 压力的波动幅度存在差异性,剪切速率为 0郾 5、0郾 1 和 0郾 05 mm·min - 1时,渗透剪切试样与无渗透时的 剪切相比,孔隙水压力波动幅度依次为 3 ~ 9、5 ~ 8 和 1 ~ 6 kPa. 随着剪切速率的降低,孔隙水压力的 波动幅度有减小的趋势. 渗透剪切中,孔隙水压力的不断变化,导致饱和 ·644·
谌文武等：渗透剪切作用下黄土的力学特征 .645. 15 (a) -ST100-2-5T200-0◆一ST200-2 一3一ST100-0女-ST100-23-ST200-0--ST200-2 =s3G0 一ST300-2D一sT400-0一ST400-2 12 -D一ST300-0女-ST300-2D-ST400-0☆-ST400-2 -0 只 10 6 18 681012141618 应变/% 应变/% ⊙ 0一ST100-0女一ST100-2-DST200-0-ST200-2 0-5T300-0★-ST300-20-ST400-0☆-ST400-2 0 2 4 81012141618 应变/% 图8渗透剪切中试样孔隙水压力变化.(a)0.5 mm.min1:(b)0.1 mm.min1:(c)0.05 mmmin1 Fig.8 Changes of pore water pressure in seepage shear:(a)0.5 mm.min-1;(b)0.I mm.min-1;(c)0.05 mm.min- 黄土试样中的土颗粒之间承受的水压力在剪切中也 土体内部的孔隙数量开始减少，孔隙直径开始减小， 处于波动状态.不施加渗透作用时，黄土在剪切中 渗流的水穿过黄土试样时遇到的阻力增加，此时试 需要克服内摩擦角和颗粒之间的黏聚力.从图5和 样内部的孔隙水压力会略有升高，降低有效应力 图7中可见，若以峰值剪应力连线绘制包络线，渗透 同时，渗透作用中，水对黄土内部的润滑作用使 剪切对于内摩擦角的降低幅度相对较小，而渗透作 黄土中不连续面上的摩阻力减小和作用在不连续面 用对于剪切强度中的黏聚力降低幅度较大 上的剪应力效应增强.此外，渗流的水对黄土内部 渗透剪切中，波动的孔隙水压力以及流动的水 化学作用也产生影响.渗流水通过改变黄土中黏土 会对黄土中黏土团粒之间的盐分胶结产生持续破坏 颗粒的离子交换作用使得黏土的孔隙结构和渗透性 作用，盐分逐渐被水迁移出去会导致黏土团粒发生 发生改变，进而弱化了黄土体的强度.水化作用过 结构溃散，这些黏土团粒结构溃散后会引起由其胶 程中的渗流水渗透到黄土内部的矿物结晶格架中， 结的粉土颗粒之间的胶结方式破坏，最终导致土体 或水分子附着到可溶性胶结物的离子上，使胶结物 强度降低：此外，流动水会在粉土颗粒表面形成一层 的结构发生结构方面的改变，减小了黄土的黏聚力. 较薄的水膜，大大降低了颗粒之间的摩擦力和咬合 综上所述，渗透剪切中，黄土强度的降低是在渗 力，使得颗粒之间更加容易产生相对滑动和跃移，最 流场与应力场耦合作用下导致黄土中物理化学性质 终降低黄土强度 发生改变后，而引起的黄土强度劣化效应.土体中 饱和黄土渗透剪切过程中，试样中水的流动会 渗流的水将黄土中黏土团粒之间的盐分带走，导致 对颗粒之间结构力产生影响.颗粒之间的摩擦力和 胶结结构破坏而引起黄土强度降低：而且水化膜的 咬合力降低后，随着荷载的增加，土体颗粒内部会产 厚度会不断增加，导致颗粒之间的摩擦力也不断降 生定向排列.土体中的原始结构逐步趋向定向排列 低.渗透剪切试验中，通过测试渗滤液的易溶盐总 的过程，会引起土体中孔隙结构发生显著变化，孔隙 量发现，从开始试验至一个小时，渗滤液中的易溶盐 的闭合与开通会对试样中流动的水产生影响，这也 总量降幅高达50%，随着时间的推移，易溶盐总量 是渗透剪切中孔隙水压力波动的重要原因之一·剪 一直在降低，只是后期降幅逐渐趋缓，笔者在进行持 应力增加后期，黄土试样内部结构不断被压密，导致 续渗透试验时发现，经历一定周期后，黄土中的易溶
谌文武等: 渗透剪切作用下黄土的力学特征 图 8 渗透剪切中试样孔隙水压力变化 郾 (a) 0郾 5 mm·min - 1 ; (b) 0郾 1 mm·min - 1 ; (c) 0郾 05 mm·min - 1 Fig. 8 Changes of pore water pressure in seepage shear: (a) 0郾 5 mm·min - 1 ; (b) 0郾 1 mm·min - 1 ; (c) 0郾 05 mm·min - 1 黄土试样中的土颗粒之间承受的水压力在剪切中也 处于波动状态. 不施加渗透作用时,黄土在剪切中 需要克服内摩擦角和颗粒之间的黏聚力. 从图 5 和 图 7 中可见,若以峰值剪应力连线绘制包络线,渗透 剪切对于内摩擦角的降低幅度相对较小,而渗透作 用对于剪切强度中的黏聚力降低幅度较大. 渗透剪切中,波动的孔隙水压力以及流动的水 会对黄土中黏土团粒之间的盐分胶结产生持续破坏 作用,盐分逐渐被水迁移出去会导致黏土团粒发生 结构溃散,这些黏土团粒结构溃散后会引起由其胶 结的粉土颗粒之间的胶结方式破坏,最终导致土体 强度降低;此外,流动水会在粉土颗粒表面形成一层 较薄的水膜,大大降低了颗粒之间的摩擦力和咬合 力,使得颗粒之间更加容易产生相对滑动和跃移,最 终降低黄土强度. 饱和黄土渗透剪切过程中,试样中水的流动会 对颗粒之间结构力产生影响. 颗粒之间的摩擦力和 咬合力降低后,随着荷载的增加,土体颗粒内部会产 生定向排列. 土体中的原始结构逐步趋向定向排列 的过程,会引起土体中孔隙结构发生显著变化,孔隙 的闭合与开通会对试样中流动的水产生影响,这也 是渗透剪切中孔隙水压力波动的重要原因之一. 剪 应力增加后期,黄土试样内部结构不断被压密,导致 土体内部的孔隙数量开始减少,孔隙直径开始减小, 渗流的水穿过黄土试样时遇到的阻力增加,此时试 样内部的孔隙水压力会略有升高,降低有效应力. 同时,渗透作用中,水对黄土内部的润滑作用使 黄土中不连续面上的摩阻力减小和作用在不连续面 上的剪应力效应增强. 此外,渗流的水对黄土内部 化学作用也产生影响. 渗流水通过改变黄土中黏土 颗粒的离子交换作用使得黏土的孔隙结构和渗透性 发生改变,进而弱化了黄土体的强度. 水化作用过 程中的渗流水渗透到黄土内部的矿物结晶格架中, 或水分子附着到可溶性胶结物的离子上,使胶结物 的结构发生结构方面的改变,减小了黄土的黏聚力. 综上所述,渗透剪切中,黄土强度的降低是在渗 流场与应力场耦合作用下导致黄土中物理化学性质 发生改变后,而引起的黄土强度劣化效应. 土体中 渗流的水将黄土中黏土团粒之间的盐分带走,导致 胶结结构破坏而引起黄土强度降低;而且水化膜的 厚度会不断增加,导致颗粒之间的摩擦力也不断降 低. 渗透剪切试验中,通过测试渗滤液的易溶盐总 量发现,从开始试验至一个小时,渗滤液中的易溶盐 总量降幅高达 50% ,随着时间的推移,易溶盐总量 一直在降低,只是后期降幅逐渐趋缓,笔者在进行持 续渗透试验时发现,经历一定周期后,黄土中的易溶 ·645·
646 工程科学学报，第40卷，第5期 盐能够在23.55~32.64mg·L-1维持稳定.而此时 黄土的抗剪强度减小.为获得饱和黄土在渗透剪切 的易溶盐总量约为初始状态黄土中易溶盐总量的三 中强度劣化的修正公式，本文对所获得的强度指标 百分之一至两百分之一，表明渗透作用发生时能够 值进行了拟合分析.通过EViews9.1对已获得数据 带走黄土中大量的易溶盐分.这种由于岩土体中渗 进行回归分析（图9和图10），图中点号为文中上述 流场发育而引起土体中化学成分变化的强度劣化效 试样编号，以加载速率和水头为自变量，以抗剪强度 应在工程中较多.此外，物理特性方面也发生变化， 指标（黏聚力）为因变量，得到黄土黏聚力修正公式 渗流场发育条件下，流动的水会对颗粒之间结构力 (5),同时得到了修正公式预测值与实测数据比较 产生影响.颗粒之间的摩擦力和咬合力降低后，随 的残差. 着荷载的增加，土体颗粒内部会产生定向排列.渗 c“=28.96-930.10×2-9.45×h+548.99×u 流场引起的强度劣化效应在工程中需要予以充分考 (5) 虑.据此，工程中可设置排水井及截排水沟等措施 式中：c“为渗透剪切中有效黏聚力，kPa:为加载速 对渗流场进行适当调整，进而弱化此种强度劣化 率，mm.min-';h为水头，m. 效应. 饱和黄土渗透剪切工况下，抗剪强度公式(6) 3.2黄土渗透剪切强度修正 需要修正为(7)，修正后的抗剪强度公式更加符合 为对本次渗透剪切试验中，饱和黄土强度指标 饱和黄土实际受力状态 降低的具体情况进一步分析，通过绘制莫尔圆包络 T=o X tano+c (6) 线的形式获得不同工况下的抗剪强度指标值，见表 T =o X tan o+c* (7) 2.表中“ST-0-0.5”表示渗透剪切中，水头高度为 式中：r为抗剪强度，kPa;o为正应力，kPa;p为内摩 0,剪切速率为0.5mm·mim-1.“ST-0-0.1”、“ST- 擦角，°；c和c“分别为试样常规剪切时的黏聚力和 20.05”等物理意义与之类似 渗透剪切时的黏聚力，kPa 从表2中可知，渗透剪切中，渗透作用的施加主 150 一试验值 要降低了黄土中黏聚力值，对于内摩擦角的影响相 120 ·拟合值 对较小，与机理解释中论述相对应.表2中获得的 抗剪强度指标值均为有效黏聚力和有效内摩擦角， 90 通过下面公式获得： 60 'arcsin tan a (3) 30 c'=-d cos (4) 式中：p'为有效内摩擦角，°；α为包络线与平均有效 点号 正应力轴的夹角，°：c'为有效黏聚力，kPa:d为包络 图9实际与拟合曲线图 线在剪应力轴上的截距，kPa Fig.9 Actual and fitted graph 表2渗透剪切中强度指标值变化情况 Table 2 Changes of strength intensity index in seepage shear 编号 剪切类型 c/kPa gp/() 袋 ST-0-0.5 70.46 26.44 2# ST-2-0.5 52.49 26.44 3# ST-0-0.1 75.15 22.57 4# ST-2-0.1 48.71 22.57 5# ST-0-0.05 51.26 32.12 -4-20 2 6# ST-2-0.05 38.00 30.63 残差值kPa 1# ST-1-0.1 71.21 22.57 图10残差图 8# ST-5-0.1 27.54 22.57 Fig.10 Residual graph 渗透剪切工况下黄土的内摩擦角P和黏聚力c 残差结果表明，修正公式残差较小，表明该公式 结果见表2，黄土的黏聚力明显降低，宏观上表现为 具有一定的适用性.在灌溉以及降雨诱发黄土滑坡
工程科学学报,第 40 卷,第 5 期 盐能够在 23郾 55 ~ 32郾 64 mg·L - 1 维持稳定. 而此时 的易溶盐总量约为初始状态黄土中易溶盐总量的三 百分之一至两百分之一,表明渗透作用发生时能够 带走黄土中大量的易溶盐分. 这种由于岩土体中渗 流场发育而引起土体中化学成分变化的强度劣化效 应在工程中较多. 此外,物理特性方面也发生变化, 渗流场发育条件下,流动的水会对颗粒之间结构力 产生影响. 颗粒之间的摩擦力和咬合力降低后,随 着荷载的增加,土体颗粒内部会产生定向排列. 渗 流场引起的强度劣化效应在工程中需要予以充分考 虑. 据此,工程中可设置排水井及截排水沟等措施 对渗流场进行适当调整,进而弱化此种强度劣化 效应. 3郾 2 黄土渗透剪切强度修正 为对本次渗透剪切试验中,饱和黄土强度指标 降低的具体情况进一步分析,通过绘制莫尔圆包络 线的形式获得不同工况下的抗剪强度指标值,见表 2. 表中“ST鄄鄄0鄄鄄0郾 5冶表示渗透剪切中,水头高度为 0,剪切速率为 0郾 5 mm·min - 1 . “ ST鄄鄄 0鄄鄄 0郾 1冶、“ ST鄄鄄 2鄄鄄0郾 05冶等物理意义与之类似. 从表 2 中可知,渗透剪切中,渗透作用的施加主 要降低了黄土中黏聚力值,对于内摩擦角的影响相 对较小,与机理解释中论述相对应. 表 2 中获得的 抗剪强度指标值均为有效黏聚力和有效内摩擦角, 通过下面公式获得: 渍忆 = arcsin tan 琢 (3) c忆 = d cos 渍忆 (4) 式中:渍忆为有效内摩擦角,毅;琢 为包络线与平均有效 正应力轴的夹角,毅;c忆为有效黏聚力,kPa;d 为包络 线在剪应力轴上的截距,kPa. 表 2 渗透剪切中强度指标值变化情况 Table 2 Changes of strength intensity index in seepage shear 编号 剪切类型 c/ kPa 渍/ (毅) 1# ST鄄鄄0鄄鄄0郾 5 70郾 46 26郾 44 2# ST鄄鄄2鄄鄄0郾 5 52郾 49 26郾 44 3# ST鄄鄄0鄄鄄0郾 1 75郾 15 22郾 57 4# ST鄄鄄2鄄鄄0郾 1 48郾 71 22郾 57 5# ST鄄鄄0鄄鄄0郾 05 51郾 26 32郾 12 6# ST鄄鄄2鄄鄄0郾 05 38郾 00 30郾 63 7# ST鄄鄄1鄄鄄0郾 1 71郾 21 22郾 57 8# ST鄄鄄5鄄鄄0郾 1 27郾 54 22郾 57 渗透剪切工况下黄土的内摩擦角 渍 和黏聚力 c 结果见表 2,黄土的黏聚力明显降低,宏观上表现为 黄土的抗剪强度减小. 为获得饱和黄土在渗透剪切 中强度劣化的修正公式,本文对所获得的强度指标 值进行了拟合分析. 通过 EViews 9郾 1 对已获得数据 进行回归分析(图 9 和图 10),图中点号为文中上述 试样编号,以加载速率和水头为自变量,以抗剪强度 指标(黏聚力)为因变量,得到黄土黏聚力修正公式 (5),同时得到了修正公式预测值与实测数据比较 的残差. c ss = 28郾 96 - 930郾 10 伊 v 2 - 9郾 45 伊 h + 548郾 99 伊 v (5) 式中:c ss为渗透剪切中有效黏聚力,kPa;v 为加载速 率,mm·min - 1 ;h 为水头,m. 饱和黄土渗透剪切工况下,抗剪强度公式(6) 需要修正为(7),修正后的抗剪强度公式更加符合 饱和黄土实际受力状态. 子 = 滓 伊 tan渍 + c (6) 子 = 滓 伊 tan 渍 + c ss (7) 式中:子 为抗剪强度,kPa;滓 为正应力,kPa;渍 为内摩 擦角,毅;c 和 c ss分别为试样常规剪切时的黏聚力和 渗透剪切时的黏聚力,kPa. 图 9 实际与拟合曲线图 Fig. 9 Actual and fitted graph 图 10 残差图 Fig. 10 Residual graph 残差结果表明,修正公式残差较小,表明该公式 具有一定的适用性. 在灌溉以及降雨诱发黄土滑坡 ·646·
谌文武等：渗透剪切作用下黄土的力学特征 .647· 的机理分析中，渗流场与应力场耦合作用下的黄土 研究.工程地质学报，2016,24(4)：485) 边坡失稳问题可利用该公式进行计算确定强度 [4]Wang T X,Luo Y,Zhang H.Two-dimensional steady flow rate 参数. equation for loess joints.Chin J Geotech Eng,2013,35(6): 1115 黑方台滑坡群和泾阳南源滑坡群的发生，与上 (王铁行，罗扬，张辉.黄土节理二维稳态流流量方程.岩土 部黄土在灌溉作用下的渗透剪切密切相关.灌溉过 工程学报，2013,35(6)：1115) 程中，黄土坡体质量增加，导致剪应力产生：灌溉水 [5]Ni W D,Tang H M,Hu X L,et al.Research on deformation and 在黄土体中形成渗流场.渗流场与应力场耦合后的 stability evolution law of Huangtupo riverside slump-mass No.I. 渗透剪切作用是此类滑坡形成的重要因素之一，研 Rock Soil Mech,2013,34(10):2961 (倪卫达，唐辉明，胡新丽，等.黄土坡临江1号崩滑体变形 究结果可为此类滑坡的形成提供一种解释. 及稳定性演化规律研究.岩土力学，2013,34(10)：2961) 4结论 [6]Wu L Z,Zhou Y,Sun P,et al.Laboratory characterization of rainfall-induced loess slope failure.Catena,2017,150:1 本文通过三轴试验对饱和黄土在相同水头不同 [7]Zhang C L,Li P,Li T L,et al.In-situ observation on rainfall in- 剪切速率下，以及相同剪切速率不同水头下的渗透 filtration in loess.J Hydraul Eng,2014,45(6):728 剪切特性进行了研究.初步结论与建议如下： (张常亮，李萍，李同录，等.黄土中降雨人渗规律的现场监 测研究.水利学报，2014,45(6)：728) (1)饱和黄土在相同水头不同剪切速率下的渗 [8]Zhao YZ,Yang L Y,Mu X M,et al.Characteristic of sub-ground 透剪切表明，剪切速率对于饱和黄土渗透剪切特征 erosion in the loess.J Irrig Drain,2015,34(10):37 的影响较小，有效围压对其渗透剪切特性影响较大. (赵跃中，杨柳悦，穆兴民，等.黄土中渗流水潜蚀特征研究. 增加水头的渗透剪切表明，随着水头的增加，渗透剪 灌溉排水学报，2015,34(10)：37) 切中黄土的强度开始逐渐降低，强度降幅亦与有效 [9]An P,Zhang A J,Liu H T,et al.Degradation mechanism of long-term seepage and permeability analysis of remolded saturated 用压密切相关. loess.Rock Soil Mech,2013,34(7):1965 (2)基于渗透剪切中获得的剪切强度指标值， (安鹏，张爱军，刘宏泰，等.重塑饱和黄土长期渗流劣化机 通过拟合分析获得了饱和黄土在渗透剪切条件下的 制及其渗透性分析.岩土力学，2013,34(7)：1965) 强度修正公式.该公式可对黄土在应力场与渗流场 [10]Sun P,Peng J B,Wu S R,et al.An experimental study on me- 耦合作用下的破坏方式提供指导 chanical properties of fractured loess.I Central S Univ Sci Techn- (3)渗透剪切中，孔隙水压力波动引起粉土颗 ol,2015,46(6):2188 (孙萍，彭建兵，吴树仁，等.裂隙性黄土力学特性试验研 粒水膜增厚是造成饱和黄土强度降低的重要原因. 究.中南大学学报（自然科学版），2015,46(6)：2188) 渗流水对于黄土中化学性质的改变也是不可忽视的 [11]Sun P,Peng J B,Chen L W,et al.An experimental study of the 关键诱因.黄土在剪切过程中若同时存在渗流情 mechanical characteristics of fractured loess in western China. 况，则黄土的强度会发生明显的劣化.由渗流场与 Bull Eng Geol Enriron,2016,75(4):1639 应力场耦合作用下而导致的黄土强度劣化在岩土工 [12]Liang Q G,Zhao L,An Y F,et al.Preliminary study of anisot- 程设计与施工中必须予以考虑. ropy of Q loess in Lanzhou.Rock Soil Mech,2012,33(1):17 (梁庆国，赵磊，安亚芳，等.兰州Q4黄土各向异性的初步 研究.岩土力学，2012,33(1)：17) 参考文献 [13]Duan Z,Peng J B,Wang Q Y.Characteristic parameter and for- mation mechanism of repeatedly failure loess landslides.Moutin [1]Zhang A J.Kang S X,Zhang S H,et al.3D seepage numerical Res,2016,34(1):71 analysis of loess landslide body at Bojishan in Baoji city.Hydro- (段钊，彭建兵，王启耀.泾阳南螈多序次黄土滑坡特征参 electr Eng,2005,24(5):60 数与成因.山地学报，2016,34(1)：71) (张爱军，康顺祥，张少宏，等.宝鸡簸箕山老黄土滑坡体三 [14]Pang X Q,Hu Z Q,Li H R,et al.Structure damage evolution 向渗流数值分析.水力发电学报，2005,24(5)：60) and mechanical properties of loess by CT-triaxial test.Hydraul [2]Sun PP,Zhang M S,Dong Y,et al.The coupled analysis of Eng,2016,47(2):180 phreatic water flow and slope stability at Heifangtai terrace,Gansu (庞旭卿，胡再强，李宏儒，等.黄土剪切损伤演化及其力学 Province.Geol Bull China,2013,32(6):887 特性的CT-三轴试验研究.水利学报，2016,47(2)：180) (孙萍萍，张茂省，董英，等.甘肃永靖黑方台灌区潜水渗流 [15]Wang S H.Luo Y S,Dong X H,et al.Experimental study of 场与斜坡稳定性耦合分析.地质通报，2013,32(6)：887) shear creep characteristics of loess.Chin I Rock Mech Eng, [3]Zhu L F,Gu T F,Hu W,et al.Developmental mechanism of iri- 2010,29(Suppl1):3088 gation-induced loess landslides.J Eng Geol,2016,24(4):485 (王松鹤，骆亚生，董晓宏，等.黄土剪切蠕变特性试验研 (朱立峰，谷天峰，胡炜，等.灌溉诱发黄土滑坡的发育机制 究.岩石力学与工程学报，2010,29（增刊1）：3088)
谌文武等: 渗透剪切作用下黄土的力学特征 的机理分析中,渗流场与应力场耦合作用下的黄土 边坡失稳问题可利用该公式进行计算确定强度 参数. 黑方台滑坡群和泾阳南塬滑坡群的发生,与上 部黄土在灌溉作用下的渗透剪切密切相关. 灌溉过 程中,黄土坡体质量增加,导致剪应力产生;灌溉水 在黄土体中形成渗流场. 渗流场与应力场耦合后的 渗透剪切作用是此类滑坡形成的重要因素之一. 研 究结果可为此类滑坡的形成提供一种解释. 4 结论 本文通过三轴试验对饱和黄土在相同水头不同 剪切速率下,以及相同剪切速率不同水头下的渗透 剪切特性进行了研究. 初步结论与建议如下: (1)饱和黄土在相同水头不同剪切速率下的渗 透剪切表明,剪切速率对于饱和黄土渗透剪切特征 的影响较小,有效围压对其渗透剪切特性影响较大. 增加水头的渗透剪切表明,随着水头的增加,渗透剪 切中黄土的强度开始逐渐降低,强度降幅亦与有效 围压密切相关. (2)基于渗透剪切中获得的剪切强度指标值, 通过拟合分析获得了饱和黄土在渗透剪切条件下的 强度修正公式. 该公式可对黄土在应力场与渗流场 耦合作用下的破坏方式提供指导. (3)渗透剪切中,孔隙水压力波动引起粉土颗 粒水膜增厚是造成饱和黄土强度降低的重要原因. 渗流水对于黄土中化学性质的改变也是不可忽视的 关键诱因. 黄土在剪切过程中若同时存在渗流情 况,则黄土的强度会发生明显的劣化. 由渗流场与 应力场耦合作用下而导致的黄土强度劣化在岩土工 程设计与施工中必须予以考虑. 参 考 文 献 [1] Zhang A J, Kang S X, Zhang S H, et al. 3D seepage numerical analysis of loess landslide body at Bojishan in Baoji city. J Hydro鄄 electr Eng, 2005, 24(5): 60 (张爱军, 康顺祥, 张少宏, 等. 宝鸡簸箕山老黄土滑坡体三 向渗流数值分析. 水力发电学报, 2005, 24(5): 60) [2] Sun P P, Zhang M S, Dong Y, et al. The coupled analysis of phreatic water flow and slope stability at Heifangtai terrace, Gansu Province. Geol Bull China, 2013, 32(6): 887 (孙萍萍, 张茂省, 董英, 等. 甘肃永靖黑方台灌区潜水渗流 场与斜坡稳定性耦合分析. 地质通报, 2013, 32(6): 887) [3] Zhu L F, Gu T F, Hu W, et al. Developmental mechanism of irri鄄 gation鄄induced loess landslides. J Eng Geol, 2016, 24(4): 485 (朱立峰, 谷天峰, 胡炜, 等. 灌溉诱发黄土滑坡的发育机制 研究. 工程地质学报, 2016, 24(4): 485) [4] Wang T X, Luo Y, Zhang H. Two鄄dimensional steady flow rate equation for loess joints. Chin J Geotech Eng, 2013, 35 ( 6 ): 1115 (王铁行, 罗扬, 张辉. 黄土节理二维稳态流流量方程. 岩土 工程学报, 2013, 35(6): 1115) [5] Ni W D, Tang H M, Hu X L, et al. Research on deformation and stability evolution law of Huangtupo riverside slump鄄mass No. I. Rock Soil Mech, 2013, 34(10): 2961 (倪卫达, 唐辉明, 胡新丽, 等. 黄土坡临江 I 号崩滑体变形 及稳定性演化规律研究. 岩土力学, 2013, 34(10): 2961) [6] Wu L Z, Zhou Y, Sun P, et al. Laboratory characterization of rainfall鄄induced loess slope failure. Catena, 2017, 150: 1 [7] Zhang C L, Li P, Li T L, et al. In鄄situ observation on rainfall in鄄 filtration in loess. J Hydraul Eng, 2014, 45(6): 728 (张常亮, 李萍, 李同录, 等. 黄土中降雨入渗规律的现场监 测研究. 水利学报, 2014, 45(6): 728) [8] Zhao Y Z,Yang L Y, Mu X M, et al. Characteristic of sub鄄ground erosion in the loess. J Irrig Drain, 2015, 34(10): 37 (赵跃中, 杨柳悦, 穆兴民, 等. 黄土中渗流水潜蚀特征研究. 灌溉排水学报, 2015, 34(10): 37) [9] An P, Zhang A J, Liu H T, et al. Degradation mechanism of long鄄term seepage and permeability analysis of remolded saturated loess. Rock Soil Mech, 2013, 34(7): 1965 (安鹏, 张爱军, 刘宏泰, 等. 重塑饱和黄土长期渗流劣化机 制及其渗透性分析. 岩土力学, 2013, 34(7): 1965) [10] Sun P, Peng J B, Wu S R, et al. An experimental study on me鄄 chanical properties of fractured loess. J Central S Univ Sci Techn鄄 ol, 2015, 46(6): 2188 (孙萍, 彭建兵, 吴树仁, 等. 裂隙性黄土力学特性试验研 究. 中南大学学报(自然科学版), 2015, 46(6): 2188) [11] Sun P, Peng J B, Chen L W, et al. An experimental study of the mechanical characteristics of fractured loess in western China. Bull Eng Geol Environ, 2016, 75(4): 1639 [12] Liang Q G, Zhao L, An Y F, et al. Preliminary study of anisot鄄 ropy of Q4 loess in Lanzhou. Rock Soil Mech, 2012, 33(1): 17 (梁庆国, 赵磊, 安亚芳, 等. 兰州 Q4 黄土各向异性的初步 研究. 岩土力学, 2012, 33(1): 17) [13] Duan Z, Peng J B, Wang Q Y. Characteristic parameter and for鄄 mation mechanism of repeatedly failure loess landslides. Moutain Res, 2016, 34(1): 71 (段钊, 彭建兵, 王启耀. 泾阳南塬多序次黄土滑坡特征参 数与成因. 山地学报, 2016, 34(1): 71) [14] Pang X Q, Hu Z Q, Li H R, et al. Structure damage evolution and mechanical properties of loess by CT鄄triaxial test. J Hydraul Eng, 2016, 47(2): 180 (庞旭卿, 胡再强, 李宏儒, 等. 黄土剪切损伤演化及其力学 特性的 CT鄄鄄三轴试验研究. 水利学报, 2016, 47(2): 180) [15] Wang S H, Luo Y S, Dong X H, et al. Experimental study of shear creep characteristics of loess. Chin J Rock Mech Eng, 2010, 29(Suppl 1): 3088 (王松鹤, 骆亚生, 董晓宏, 等. 黄土剪切蠕变特性试验研 究. 岩石力学与工程学报, 2010, 29(增刊 1): 3088) ·647·
.648· 工程科学学报，第40卷，第5期 [16]Deng Y H,Wei B H,Wang H,et al.Loading rate effect on de- [21]Lei J S,Li S,Wu Z L,et al.Experimental study of shear dis- formation and strength characteristics of undisturbed loess.Chin J placement effect seepage characteristics of random surface cracks. High Transport,2016,29(7):22 Chin J Rock Mech Eng,2016,35(Suppl 2):3898 (邓亚虹，魏宝华，王晗，等.原状黄土变形与强度特性的加 (雷进生，李申，武增琳，等.剪切位移作用下随机裂隙面渗 载速率效应.中国公路学报，2016,29(7)：22) 流特性试验研究.岩石力学与工程学报，2016,35（增刊2）： [17]Zhou Y F,Tham L G,Yan W M,et al.Laboratory study on soil 3898) behavior in loess slope subjected to infiltration.Eng Geol,2014. [22]Yin L M,Chen JT.Experimental study of influence of seepage 183:31 pressure on joint stress-seepage coupling characteristics.Rock [18]Krisnanto S,Rahardjo H,Fredlund D G,et al.Water content of Soil Mech,2013,34(9):2563 soil matrix during lateral water flow through cracked soil.Eng Ge- (尹立明，陈军涛.渗透水压对节理应力-渗流耦合特性的形 od.2016,210:168 响试验研究.岩土力学，2013,34(9)：2563) [19]Peng S J,Tan H,Xu J,et al.Experimental study on shear-seep- [23]Lei H J,Bian F,Yu YZ,et al.Experimental study of permea- age of coupled properties for complete sandstone under the action bility of clayey soil during process of large shear deformation. of seepage water pressure.Rock Soil Mech,2017,38(8):2213 Rock Soil Mech,2010,31(4)1130 (彭守建，谭虎，许江，等.渗透水压作用下完整砂岩剪切- (雷红军，卞锋，于玉贞，等.黏土大剪切变形中的渗透特性 渗流耦合试验研究.岩土力学，2017,38(8)：2213) 试验研究.岩土力学，2010,31(4)：1130) [20]Zhang W Q,Yuan J D,Wang Z C,et al.An experimental study [24]Wei X,Zou T,Wang G.Experimental study on permeability of on compressive shear seepage laws of mining-induced fractured clay during coupled compression and shear.Chin Rock Mech rock mass.Rock Soil Mech,2017,38(9)2473 Eng,2017,36(Suppl1):3561 (张文泉，袁久党，王忠昶，等.采动裂隙岩体压剪渗透规律 (魏星，邹婷，王刚.压-剪耦合条件下黏土渗透特性的试验 试验研究.岩土力学，2017,38(9)：2473) 研究.岩石力学与工程学报，2017,36（增刊1）：3561)
工程科学学报,第 40 卷,第 5 期 [16] Deng Y H, Wei B H, Wang H, et al. Loading rate effect on de鄄 formation and strength characteristics of undisturbed loess. Chin J Highw Transport, 2016, 29(7): 22 (邓亚虹, 魏宝华, 王晗, 等. 原状黄土变形与强度特性的加 载速率效应. 中国公路学报, 2016, 29(7): 22) [17] Zhou Y F, Tham L G, Yan W M, et al. Laboratory study on soil behavior in loess slope subjected to infiltration. Eng Geol, 2014, 183: 31 [18] Krisnanto S, Rahardjo H, Fredlund D G, et al. Water content of soil matrix during lateral water flow through cracked soil. Eng Ge鄄 ol, 2016, 210: 168 [19] Peng S J, Tan H, Xu J, et al. Experimental study on shear鄄seep鄄 age of coupled properties for complete sandstone under the action of seepage water pressure. Rock Soil Mech, 2017, 38(8): 2213 (彭守建, 谭虎, 许江, 等. 渗透水压作用下完整砂岩剪切鄄鄄 渗流耦合试验研究. 岩土力学, 2017, 38(8): 2213) [20] Zhang W Q, Yuan J D, Wang Z C, et al. An experimental study on compressive shear seepage laws of mining鄄induced fractured rock mass. Rock Soil Mech, 2017, 38(9): 2473 (张文泉, 袁久党, 王忠昶, 等. 采动裂隙岩体压剪渗透规律 试验研究. 岩土力学, 2017, 38(9): 2473) [21] Lei J S, Li S, Wu Z L, et al. Experimental study of shear dis鄄 placement effect seepage characteristics of random surface cracks. Chin J Rock Mech Eng, 2016, 35(Suppl 2): 3898 (雷进生, 李申, 武增琳, 等. 剪切位移作用下随机裂隙面渗 流特性试验研究. 岩石力学与工程学报, 2016, 35(增刊 2): 3898) [22] Yin L M, Chen J T. Experimental study of influence of seepage pressure on joint stress鄄seepage coupling characteristics. Rock Soil Mech, 2013, 34(9): 2563 (尹立明, 陈军涛. 渗透水压对节理应力鄄鄄渗流耦合特性的影 响试验研究. 岩土力学, 2013, 34(9): 2563) [23] Lei H J, Bian F, Yu Y Z, et al. Experimental study of permea鄄 bility of clayey soil during process of large shear deformation. Rock Soil Mech, 2010, 31(4): 1130 (雷红军, 卞锋, 于玉贞, 等. 黏土大剪切变形中的渗透特性 试验研究. 岩土力学, 2010, 31(4): 1130) [24] Wei X, Zou T, Wang G. Experimental study on permeability of clay during coupled compression and shear. Chin J Rock Mech Eng, 2017, 36(Suppl 1): 3561 (魏星, 邹婷, 王刚. 压鄄鄄剪耦合条件下黏土渗透特性的试验 研究. 岩石力学与工程学报, 2017, 36(增刊 1): 3561) ·648·
