裂隙性黄土力学特性试验研究

孙萍，彭建兵，吴树仁，卢全中



裂隙性黄土力学特性试验研究

孙萍1, 2，彭建兵3，吴树仁1, 2，卢全中3

(1. 中国地质科学院地质力学研究所，北京，100081；2. 国土资源部新构造运动与地质灾害重点实验室，北京，100081；3. 长安大学地测学院，陕西西安，710054)

裂隙性黄土中存在的节理裂隙结构面改变黄土本身的细微观结构，是黄土地区地裂缝、地面沉陷、滑坡、崩塌和水土流失等地质灾害的构造基础之一。以陕西三原Q2裂隙性黄土为研究对象，分别对0°，30°，45°，60°及90° 5种不同角度裂隙试样进行单轴拉伸试验及三轴剪切试验研究，分析不同角度裂隙黄土试样的拉应力−应变关系及不同围压下不同角度裂隙黄土试样的剪应力−应变关系，探讨裂隙性黄土的抗拉破裂特性及抗剪破裂特性，为深入研究地质环境下黄土体中地质灾害的力学机制提供参考。

裂隙性黄土；拉伸；剪切；应力−应变；破裂特性

黄土是一种特殊地质材料，内部富含不同阶次随机分布的各种缺陷，包括微裂纹、孔隙以及各种节理裂隙(缝)，这些缺陷体的存在影响了黄土的物理力学性质及工程地质性质，也是导致黄土具有湿陷性的根本原因之一，含有裂隙(缝)的黄土即为裂隙性黄 土[1−4]。裂隙性黄土中存在的节理裂隙结构面改变了黄土本身的细微观结构，使得其有着比一般黄土更为复杂的性质。裂隙性黄土中的裂隙结构面是黄土地区地裂缝、地面沉陷、滑坡、崩塌和水土流失等地质灾害的构造基础之一，裂隙结构面的密集度及开启程度，加之地表水和地下水的活动程度，构成了黄土地质灾害的致灾因素，也决定了致灾过程及结果。人们发现土中裂隙对土的工程性质的影响始于黏土地基失稳破坏及黏土边坡失稳的工程事故。Skempton等[5−7]对黏土边坡开始了长期稳定性观测，发现黏土中存在的节理及裂隙对土的性质有一定的影响，导致黏土结构的软化[5−7]。Potts[8]和George等[9]对黏性土填方基础的稳定性进行了研究，发现了裂隙存在对黏土性质的影响。后来，国外其他一些学者也开始了对裂隙性黏土工程性质的研究[10−14]。通过对裂隙性黏土的力学特性进行研究测试，认为裂隙性黏土的强度远低于完整黏土的强度，并认为裂隙性黏土特有的工程性质会影响边坡的稳定性[15−17]。另外，人们对裂隙性土的性质进行了大量研究[18−24]。以上成果大多是针对裂隙性黏土的研究，迄今为止，国内外针对具有特殊结构的裂隙性黄土的力学特性研究较少，尤其是对于裂隙性黄土抗拉特性的研究在国内外更少。为此，本文作者以裂隙性黄土为研究对象，通过单轴拉伸试验及三轴剪切试验对其破裂力学特性进行研究，以期更深入地研究地质环境下黄土体中地质灾害的力学机制。

1 裂隙性黄土土料概况

试验所用裂隙性黄土取自陕西三原试验场内1个已开挖的地质剖面上。图1所示为开挖剖面中展现的节理裂隙面，图2所示为平直光滑的裂隙面。该区域内的黄土为离石黄土(Q2黄土)，取土深度约12 m，构造节理裂隙面平直光滑，局部擦痕明显，表面覆有一层黑色有机质薄膜(见图1、图2)。

图1 开挖剖面中展现的节理裂隙面

图2 平直光滑的裂隙面

黄土构造节理面两侧土体土质较密实，含较多白色蜗牛壳及植物根系，虫孔、钙质结核也较发育。试验测得裂隙性黄土的密度为2.74 g/cm3，天然含水率为11.3%，天然干密度为1.5 g/cm3，液限为26.7%，塑限为19.9%。颗粒粒径分布曲线见图3。

图3 裂隙性黄土颗粒粒径分布曲线

2 裂隙性黄土拉伸破裂特性

2.1 试验

黄土是一种特殊的松散材料，抗拉强度很低，一般不能像其他材料那样进行竖向的单轴拉伸试验，土的自重常常足以导致土体在进行试验之前被拉断。因此，本次试验所用仪器为应力控制式卧式单轴土工拉伸仪, 仪器主要由拉伸系统及测力系统构成，能够准确测出土样在拉伸过程及断裂瞬间的拉应力及拉应变，避免了竖向拉伸操作过程中试样的拉裂破坏。

在单轴拉伸试验过程中，由于试样和传力板是作为整体一起运动的，因此，在进行试验前，首先需用502瞬间黏接剂将试样与拉伸仪传力板黏接为一体。为保证黏结牢固，黏结过程需等待几分钟。为保证黄土试样的起始含水率，避免试样在等待过程中水分蒸发，应在黄土试样表面预先涂一薄层硅脂以保证试样水分不受损失。待试样黏结牢固后，将黏接好的试样放到单轴拉伸仪上，根据试验要求，选择合适的砝码逐级加于加力盘上进行试验。加荷方法参照SL237−1999“土工试验规程”单轴拉伸强度试验进行，直到试样被拉断为止。

黄土试样的抗拉强度用拉断时的砝码总重与上一级砝码总重的平均值确定，应变由与试样接触的百分表读出。

2.2 试样

试验所用裂隙性黄土试样均包含构造节理裂隙面，为直径39.1mm、高80mm的圆柱形单贯通裂隙试样。以裂隙面方向与试样拉应力面方向夹角为控制角度(以下简称裂隙面倾角)，将裂隙性黄土分别制成0°，30°，45°，60°及90° 5种不同角度裂隙试样(图4)，以便研究不同裂隙面倾角裂隙性黄土的抗拉特性。

裂隙面倾角/(°)：(a) 0；(b) 30；(c) 45；(d) 60；(e) 90

2.3 试验结果分析

2.3.1 抗拉强度分析

通过对5种不同裂隙面倾角的裂隙性黄土试样进行单轴拉伸试验，得到拉应力−应变关系曲线如图5所示。由图5可以看出：

图5 裂隙性黄土应力(σL)−应变(εL)关系曲线

1) 每一种倾角的裂隙性黄土应力−应变关系曲线均无明显峰值点，表现为应变硬化型。

2) 随着拉应变的逐渐增大，拉应力也逐渐增大，当拉应变达到一定值时，试样会突然断裂，这种断裂是突发性的，断裂前试样没有明显的征兆，属脆性断裂。

3) 不同裂隙面倾角的裂隙性黄土试样的应力−应变曲线具有不同的特征，倾角越大，试样达到破坏前的极限拉应力越大，抗拉强度也越大。

根据试验结果，绘制裂隙面倾角与裂隙性黄土抗拉强度关系曲线，如图6所示。

图6 裂隙面倾角α与抗拉强度σ1关系曲线

由图6可以看出：当裂隙面倾角由0°增大到90°时，裂隙性黄土的抗拉强度则由2.61 kPa增大到8.56 kPa。裂隙面倾角与裂隙性黄土的抗拉强度之间满足递增的指数关系，其关系式可以表示为

其中：为抗拉强度；为裂隙面倾角；为相关系数。

2.3.2 抗拉破裂特性分析

试验发现，裂隙性黄土拉伸破裂时所表现出的破裂特征与完整黄土明显不同。图7所示为完整黄土拉伸破裂特征，图8所示为裂隙性黄土拉伸破裂特征。就完整黄土而言，拉裂缝均是产生于与加荷轴相互垂直的方向，破裂面平滑且垂直于拉应力方向(图7)[25]。然而，对于裂隙性黄土，由于裂隙结构面的存在，破坏了黄土试样的完整性，进而改变了试样的拉伸破裂特征，拉裂缝不再产生在与加荷轴相互垂直的方向，破裂面也不再是沿垂直于拉应力方向产生，而是沿裂隙性黄土中原有的裂隙结构面产生(90°除外)(图8)。由于90°裂隙黄土的裂隙面平行于拉应力方向，所以裂隙结构面的存在不影响该类裂隙性黄土的拉伸破裂特征，其破裂特征与不含裂隙的完整黄土拉伸破裂特征一致。

图7 完整黄土拉伸破裂特征

裂隙面斜角/(°)：(a) 0；(b) 30；(c) 45；(d) 60

因此，节理裂隙面是存在于黄土体中的薄弱面，在外界应力作用下，黄土体的变形破坏首先沿着薄弱面发生，这也是含有裂隙的岩土边坡及地基等重大工程容易失稳破坏的原因之一。

3 裂隙性黄土剪切破裂特性研究

3.1 试验仪器及试验方法

对裂隙性黄土抗剪特性的测试设备采用TSZ30−2.0型应变控制式三轴仪，排水条件为不固结不排水常规三轴剪切试验。根据本次裂隙性黄土的特殊性及SL237−1999“土工试验规程”，剪切速率选为0.18 mm/min。

3.2 试样情况

试验所用裂隙性黄土试样仍采用圆柱形，为了更加清楚直观地观察裂隙性黄土的抗剪特性，采用大试样进行三轴剪切实验。试样直径61.8 mm，高125 mm。以裂隙面方向与试样拉应力面方向夹角为控制角度，将裂隙性黄土分别制成30°，45°，60°及90° 4种不同裂隙面倾角的试样(图4)，并且对于每一种裂隙面倾角的试样，分别在4种不同的围压下对其抗剪破裂特性进行试验研究，试样总个数为16个，具体试样情况见表1。

表1 裂隙性黄土试样参数

3.3 试验结果分析

3.3.1 剪切特性分析

通过对各种不同裂隙面倾角的裂隙性黄土试样分别在50，100，200及300 kPa的周围压力下进行不固结不排水三轴剪切试验，得出每种裂隙性黄土的应力−应变关系曲线，见图9。通过对图9中曲线进行分析可知：

裂隙面倾角/(°)：(a) 30；(b) 45；(c) 60；(d) 90

1) 不同裂隙面倾角的裂隙性黄土的应力−应变曲线具有不同的特征。

2) 不同围压下的应力−应变曲线性状不同。在低围压下(50 kPa)，各种不同裂隙面倾角的裂隙性黄土均在应变很低的情况下因应力达到了峰值而破坏，应力−应变曲线均表现出应变软化的特征；在中等围压及较高围压下，多数应力−应变曲线表现出应变硬化的特征。

3) 对于同一裂隙面倾角的裂隙性黄土试样，围压越大，达到极限应变时所对应的主应力差越大，即试样在较高围压下越不容易破坏。

由图9得到的应力−应变关系曲线，通过绘制破坏总应力圆，作诸圆包线后得到4种不同裂隙面倾角的裂隙性黄土的抗剪强度指标见表2。

表2 裂隙性黄土抗剪强度指标

不同倾角裂隙性黄土的黏聚力与裂隙面倾角的关系见图10。

图10 不同倾角裂隙性黄土黏聚力c变化关系曲线

由图10及表2可以看出：随着裂隙倾角的增大，裂隙性黄土的黏聚力逐渐减小，内摩擦角变化不大。黄土的抗剪强度主要由黏聚力决定，黏聚力反映了土体结构本身的抗剪能力，由于不同裂隙面倾角的存在，使得黄土体原始结构中产生了宏观结构面，结构面的存在在不同程度上影响了裂隙性黄土的力学性质。因此，随着裂隙面倾角不同，裂隙性黄土的黏聚力有所改变，两者之间满足负指数递减关系，指数的具体表达形式如下：

其中：为裂隙性黄土的内聚力；为裂隙面倾角。

土的内摩擦角主要反映土颗粒的大小及形态，对于同一种性质的裂隙性黄土试样，由于内部微结构基本相同，因此，不同倾角的裂隙性黄土的内摩擦角基本接近。

以上分析表明，对于裂隙性黄土，在低围压下更容易达到其峰值强度而发生破坏，在较高围压下可以达到一定程度的应变而不发生破坏；随着裂隙面倾角的不同，裂隙性黄土的抗剪能力也不同，在相同的正应力作用下，裂隙面倾角越大，黄土的抗剪能力越弱。

3.3.2 剪切破裂特性分析

图11所示为低围压下(50 kPa)裂隙性黄土剪切破裂特征。通过对各种裂隙面倾角的试样在不同围压下进行三轴剪切实验，发现不同的裂隙面倾角试样在不同围压下剪切破裂后有不同的破裂特征。在低围压下，裂隙性黄土基本表现出3种破裂特征，即弯曲变形破裂(图11(a))、沿原有裂隙结构面破裂(图11(b)和(c))及沿最大剪应力面破裂(图11(d))。

裂隙面倾角/(°)：(a) 30；(b) 45；(c) 60；(d) 90

图11表明：当试样发生弯曲变形破裂时，试样的另外一侧会出现明显的拉张裂隙，由图11(a)可以看出：在试样弯曲的另一侧产生了3条近似水平的拉张裂隙；当试样中原有裂隙面较为均匀地分割黄土试样时，在正应力的作用下，裂隙性黄土试样会沿原有裂隙面产生明显裂缝，随着应力逐渐增大，裂隙面的破裂迹象越明显，直至整个裂隙面贯通致使试样完全破裂；当试样中裂隙面平行于主应力方向时，试样的剪切破裂形式与一般完整黄土试样基本一致，即沿最大剪应力面发生剪切破裂，破坏面与最大主应力的夹角即为破裂角。

图12所示为较高围压下裂隙性黄土剪切破裂特征。在较高围压下，裂隙性黄土试样一般不会沿着原有裂隙面产生裂缝，这些原有裂隙面反而在高围压下更加闭合(图12)。高围压下裂隙性黄土的抗剪破裂特征大致包括鼓形破裂、弯曲变形破裂以及这两种破裂方式的耦合破裂。

裂隙面倾角/(°)：(a) 30；(b) 45；(c) 60；(d) 90

4 结论

1) 裂隙性黄土的强度及变形特征与其中的裂隙面倾角有关，随着裂隙性黄土中所含裂隙面倾角的不同，其强度也随之发生变化。

2) 裂隙性黄土的拉应力−应变曲线为应变硬化型，土体发生拉伸破裂时是突发性的，属脆性破裂，破裂面沿着土体中原有裂隙面产生。

3) 裂隙性黄土在低围压下的三轴剪切实验中，应力−应变曲线表现为应变软化型，高围压下则大多表现为应变硬化型。

4) 裂隙性黄土在低围压情况下容易沿原有裂隙结构面产生裂缝而破坏，在高围压下一般仅发生一定程度的弯曲破裂及鼓形破裂。

[1] 王景明. 地裂缝及其灾害的理论与应用[M]. 西安: 陕西科学技术出版社, 2000: 31−83. WANG Jingming. Theory and application of ground fissures[M]. Xi’an: Shaanxi Science and Technology Press, 2000: 31−83.

[2] 黄文熙. 土的工程性质[M]. 北京: 水利水电出版社, 1983: 239−317. HUANG Wenxi. Soil engineering properties[M]. Beijing: Water Conservancy and Hydropower Press, 1983: 239−317.

[3] 谢和平. 孔隙与破断岩体的宏细观力学研究[J]. 岩土工程学报, 1998, 20(4): 113−114. XIE Heping. Study on macro-mesoscopic mechanics of pore and fracture rock mass[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 1998, 20(4): 113−114

[4] 卢全中, 彭建兵, 陈志新, 等. 黄土高原地区黄土裂隙的发育特征及其规律研究[J]. 水土保持学报, 2005, 19(5): 191−194. LU Quanzhong, PENG Jianbing, CHEN Zhixin, et al. Developmental features and regularity of loess fracture in loess plateau[J]. Journal of Soil and Water Conservation, 2005, 19(5): 191−194.

[5] Skempton A W. Long–term stability of clay slope[J]. Geotechnique, 1964, 14(2): 77−101.

[6] Skempton A W, Schuster R L, Petley D J. Joints and fissures in the london clay at wraysburg and edgware[J]. Geotechnique, 1969, 19(2): 205−217.

[7] Skempton A W, Vaughan P R. The failure of carsington dam[J]. Geotechnique, 1993, 43(1): 151−173.

[8] Potts D M, Dounias G T, Vaughan P R. Finite element analysis of progressive failure of Carsington embankment[J]. Geotechnique, 1990, 40(1): 79−101.

[9] George R O. Analysis of the stability of embankments on clay Foundations[J]. International Journal of Engineering and Technology Research, 2014, 2(1): 1−11.

[10] Tunçdemir F, Ergun M U. A laboratory study into fracture grouting of fissured Ankara Clay[J]. Innovations in Grouting and Soil Improvement, 2005: 1−12.

[11] Kodikara J K, Choi X. A simplified analytical model for desiccation cracking of clay layers in laboratory tests[C]//Proceedings of the Fourth International Conference on Unsaturated Soils, Geotechnical Special Publication. Carefree, Arizona, USA, 2006: 2558−2569.

[12] Elzein A. Contaminant transport in fissured soils by three-dimensional boundary elements[J]. International Journal of Geomechanics, 2003, 3(1): 75−83.

[13] Stark T D, Eid H T. Slope stability analyses in stiff fissured clays[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 1997, 123(4): 335−343.

[14] Azam S, Ward Wilson G. Volume change behavior of a fissured expansive clay containing anhydrous calcium sulfate[C]// Proceedings, 4th international conference on unsaturated soils, Carefree, Arizona, USA, 2006, 1: 906−915.

[15] 孔德坊. 裂隙性粘土[M]. 北京: 地质出版社, 1994: 3−21. KONG Defang. Fracture clay[M]. Beijing: Geological Press, 1994: 3−21.

[16] 胡卸文, 李群丰, 赵泽三, 等. 裂隙性粘土的力学特性[J]. 岩土工程学报, 1994, 16(4): 81−88. HU Xiewen, LI Qunfeng, ZHAO Zesan, et al. Mechanical characteristics of fractured clay[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 1994, 16(4): 81−88.

[17] 邓京萍, 张惠英. 成都粘土的裂隙性对力学性能的控制作用[J]. 水文地质工程地质, 1988(2): 42−46. DENG Jingping, ZHANG Huiying. The controlling of fissure on the mechanical properties of Chengdu clay[J]. Hydrogeology and Engineering Geology, 1988(2): 42−46.

[18] 施斌, 姜洪涛. 粘性土的微观结构分析技术研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2001, 20(6): 864−870. SHI Bin, JIANG Hongtao. Research on the analysis techniques for clayey soil microstructure[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2001, 20(6): 864−870.

[19] 陈铁林, 邓刚, 陈生水, 等. 裂隙对非饱和土边坡稳定性的影响[J]. 岩土工程学报, 2006, 28(2): 210−215. CHEN Tielin, DENG Gang, CHEN Shengshui, et al. Effects of fissures on stability of unsaturated soil slope[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2006, 28(2): 210−215.

[20] 袁俊平, 殷宗泽. 考虑裂隙非饱和膨胀土边坡入渗模型与数值模拟[J]. 岩土力学, 2004, 25(10): 1581−1586. YUAN Junping, YIN Zongze. Numerical model and simulation of expansive soils slope infiltration considered fissures[J]. Rock and Soil Mechanics, 2004, 25(10): 1581−1586.

[21] 袁俊平. 非饱和膨胀土的裂隙模型与边坡稳定分析[D]. 南京: 河海大学, 2003: 12−82. YUAN Junping. Fracture model of unsaturated expansive soil and the slope stability[D]. Nanjing: Hehai University, 2003: 12−82.

[22] 赵中秀, 王小军. 超固结状态下裂隙粘土的强度特性[J]. 中国铁道科学,1995, 16(4): 56−62. ZHAO Zhongxiu, WANG Xiaojun. Strength characteristics of fractured clay under over-consolidation state [J]. China Railway Science, 1995, 16(4): 56−62.

[23] 黄质宏, 朱立军, 廖义玲, 等. 裂隙发育红粘土力学特征研究[J]. 工程勘察, 2004, (4): 9−12. HUANG Zhihong, ZHU Lijun, LIAO Yiling, et al. Study on mechanical properties of red clay with will-developed fissures[J]. Geotechnical Investigation and Surveying, 2004(4): 9−12.

[24] 韩贝传, 曲永新, 张永双. 裂隙型硬粘土的力学模型及其在边坡工程中的应用[J]. 工程地质学报, 2001, 9(2): 204−208. HAN Beichuan, QU Yongxin, ZHANG Yongshuang. Mechanical model for cracked hard clay and its application to slopes engineering in Nanyang basin[J]. Journal of Engineering Geology, 2001, 9(2): 204−208.

[25] 孙萍, 彭建兵, 殷跃平, 等. 黄土拉伸试验及其破裂过程仿真分析[J]. 岩土力学, 2010, 31(2): 633−637. SUN Ping, PENG Jianbing, YIN Yueping, et al. Tensile test and simulation analysis of fracture process of loess[J]. Rock and Soil Mechanics, 2010, 31(2): 633−637.

(编辑 陈爱华)

An experimental study on mechanical properties of fractured loess

SUN Ping1,2, PENG Jianbing3, WU Shuren1,2, LU Quanzhong3

(1. Institute of Geomechanics, Chinese Academy of Geological Sciences, Beijing 100081, China;2. Key Laboratory of Neotectonic Movement and Geohazard, Ministry of Land and Resources, Beijing 100081, China;3. College of Geology Engineering and Geomatics, Chang’an University, Xi’an 710054, China)

The joint structural plane changes the fine microstructure of loess itself, and it is one of the structure factors of geo-hazards in loess areas, such as ground fissures, ground subsidence, landslide, collapse and loss of soil and water, etc. Taking Shaanxi Sanyuan Q2fractured loess as a case study, the loess fracture specimens with five different fracture angles of 0°, 30°, 45°, 60° and 90° were tested by uniaxial tensile test and triaxial shear test. Both the tensile and shear stress-strain relationships of fractured loess specimens under different confining pressures were discussed, and the tensile fracture and shear fracture characteristics were studied, which is enlightening for further research on mechanism of geo-hazards in geo-environment of loess area.

fractured loess; tensile; shear; stress-strain; fracture characteristics

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.06.029

P642.2

A

1672−7207(2015)06−2188−08

2014−06−13；

2014−08−20

国家自然科学基金资助项目(41472296)；“十二五”国家科技支撑计划项目(2012BAK10B02)(Project (41472296) supported by the National Natural Science Foundation Program; Project (2012BAK10B02) supported by the 12th Five-year National Science and Technology Support Project)

孙萍，副研究员，博士，从事岩土工程与地质灾害的研究；E-mail：sunpingcgs@163.com