重塑马兰黄土渗透性试验研究*

洪　勃　李喜安②　陈广东　骆建文　李林翠

重塑马兰黄土渗透性试验研究*

洪勃①李喜安①②陈广东③骆建文④李林翠①

( ①长安大学地质与测绘工程学院西安710054)

( ②国土资源部岩土工程开放研究实验室西安710054)

( ③河南省地质环境监测院郑州450016)

( ④西安长庆科技工程有限责任公司西安710021)

摘要为了研究干密度和初始含水率对重塑黄土渗透性的影响，对延安新区I期工程所取的重塑马兰黄土进行了饱和渗透试验。结果表明：在非饱和状态，干密度对饱和时间的影响最为显著，饱和时间随干密度的增大而增大，而初始含水率对饱和时间的影响不明显。重塑马兰黄土的渗透系数随着干密度的增大而减小，其关系可以拟合为幂函数关系。在一定干密度范围内，渗透系数随初始含水率的增大而减小，其关系可以用直线关系拟合。渗透系数与孔隙比之间可以用幂函数关系拟合，渗透系数随孔隙比的减小而减小。初始含水率、干密度以及孔隙比都是影响重塑黄土渗透性的重要因素，其主要是通过对试样微结构的影响而影响渗透系数。该研究对延安新区的工程建设具有一定的理论指导和实际应用价值。

关键词马兰黄土渗透系数干密度含水率试验

李喜安(1968-)，男，教授，博士生导师，主要从事黄土地质灾害方面的教学与科研工作.Email:dclixa@chd.edu.cn

(②OpenResearchLaboratoryofGeotechnicalEngineering，MinistryofLandandResources，Xi′an710054)

(③HenanInstituteofGeologicalEnvironmentMonitoring，Zhengzhou450016)

(④CompanylimitedofChang-qingScienceandTechnology，Xi′an710021)

Malanloess,Permeabilitycoefficient,Drydensity,Moisturecontent,Experiment

0引言

大多数地质灾害及岩土工程中发生的事故都与土中水密切相关(李广信等， 2004)。在湿陷性黄土地区地基处理、土石坝夯填及渗流破坏防治、黄土边坡稳定性防治、黄土滑坡及塌陷防治、黄土洞穴灾害防治等工程施工中，土体的破坏也常常是由土中水及其渗流引起的(李喜安等， 2004， 2005)。而黄土的湿陷性、水敏性、强可蚀性、崩解性等工程性质都与水的渗流有着密切的联系。因此，在湿陷性黄土地区工程实践中，渗透性是一个极其重要的物理指标，对渗透性的研究具有非常重要的理论意义和实际应用价值，只有充分地认识其渗透性规律，才能科学的、合理的、经济的指导工程设计。

正因为如此，很多研究学者从压实度(王丽琴等， 2003)、固结围压(李平， 2007)、干密度(王志杰等， 2007)、孔隙比(王辉等， 2009)、地区差异(郭鸿等， 2009)、干湿循环作用(刘宏泰等， 2010)、黄土节理(房江峰， 2010； 罗扬， 2011)、吸力(梁燕等， 2012)以及渗流时间(Anetal.，2013)等因素对黄土的渗透性进行了试验研究，并取得了一些可靠的研究成果。Haerietal.(2012)对伊朗Gorgan地区原状和重塑黄土进行了研究，结果表明初始含水率、初始干密度以及洪水压力(inundationstress)对黄土湿陷潜能和渗透系数都有很大的影响。

延安新区综合开发工程地处黄土丘陵地区，主要是第四系黄土。其地形条件、工程地质条件和水文地质条件复杂，同时又具有高填方、超大土方量、用地功能多样、建设环境复杂、相互影响因素多等特点(王衍汇等， 2014)。随着延安“中疏外扩，上山建城”城市发展战略的实施，削山的大量黄土回填，需要长时间缓慢沉降。由于黄土土质松软，被雨水冲刷，极易造成地基沉降、塌陷、山体滑坡等灾害，对新城未来的安全带来重大安全隐患。近年来，陕北的雨水增多，湿陷性黄土地区的一些地质灾害问题均十分突显，存在着许多与渗透性相关的工程地质问题。

然而，对于延安新区大填方工程，黄土渗透性方面的研究成果却相对匮乏。同时，人类的工程活动诱发地质灾害并恶化地质环境，地质环境恶化又可加重地质灾害，从而形成龙建辉等(2014)提出的“3F”问题链。因此，如何准确分析渗透性在地基处理、边坡稳定以及滑坡、塌陷等工程中的特征，已成为该地区工程建设迫切需要解决的技术问题。本文通过对延安新区重塑黄土在不同条件下的饱和渗透试验，研究了干密度对重塑黄土渗透系数的影响规律； 初始含水率对重塑黄土渗透系数的影响规律。其相关认识对于延安新区的工程建设具有一定的理论指导和实际应用价值。

1研究方法及试验内容

1.1试验用土的基本性质

试验所用黄土为Q3马兰黄土，取自延安新区Ⅰ期工程挖山填沟挖方工程新鲜剖面，自地表以下2m、4m、6m、8m、10m深度处人工切取土样。试验前先将所取黄土按填方工程实际取土比例混合、风干、碾碎后过2mm筛，经轻型击实试验测得土样最优含水率为16.4%，最大干密度为1.79g·cm-3。使用激光粒度分析仪测得土样的颗粒大小分布累积曲线 (图1)，土样主要物理力学指标(表1)。

图1　土样的颗粒大小分布累积曲线Fig. 1　Particle size distribution of the soil cumulative curve

表1　土样基本物理参数

1.2试验方案及方法

根据击实试验所得的最大干密度和最优含水率设计试验工况，分别设计5组含水率为14.4%、15.4%、16.4%、17.4%、18.4%； 5组干密度分别为1.4g·cm-3、1.5g·cm-3、1.6g·cm-3、1.7g·cm-3、1.79g·cm-3。

将过筛土样根据设计含水率调配后静置于密封容器内24h，再按设计干密度称取对应质量的土样，用分层击实法将其击入渗透环刀内，制成截面积30cm2，高度4cm的试样，置于保湿皿中备用。由于理论上最大干密度只能在最优含水率时达到，因此本次试验采用5种含水率下击实达到的干密度最大值，依次为1.74g·cm-3、1.75g·cm-3、1.79g·cm-3、1.77g·cm-3、1.76g·cm-3作为最大干密度和接近最大干密度时的干密度值进行相关分析。制样过程中跟踪测定其实际含水率，采用实测含水率值进行相关结果分析。

目前，在实验室中测定渗透系数k20的仪器种类和试验方法很多，但主要有常水头法和变水头法两种(王辉等， 2009)。相对来说，变水头试验过程中水头差一直随时间变化，可以比较准确地测定出低渗材料的渗透系数，考虑到黄土渗透系数一般都在10-4cm·s-1以下，因此本试验采用变水头法，选用TST-55型渗透仪进行试验。

2试验结果及分析

2.1土样饱和过程

在饱和渗透试验渗流稳定之前，土体一直处于非饱和状态，而非饱和土是多相混合体。在实践中许多情况下与渗透相关的各类现象都要经历由非饱和到饱和的这一过程，因此有必要在此进行探讨。

试验时，记录渗流由试样底部浸入开始至由渗透仪顶部出水口溢出水的时间，即为试样饱和时间。同一初始含水率条件下，控制干密度为1.4g·cm-3时，饱和时间仅需4min； 控制干密度为1.5g·cm-3时，饱和时间仅需9min； 控制干密度为1.6g·cm-3时，饱和时间仅需17min； 控制干密度为1.7g·cm-3时，饱和时间长达23.3h； 控制干密度为1.79g·cm-3时，饱和时间长达49h。

在同一含水率条件下，饱和时间随干密度的增加而增大，且增速很快 (图2)。这是由于在干密度较小情况下，由于土样结构疏松，孔隙较大且有效连通孔隙较多，根据最小阻力原理，渗流更易于使气相排出，随着土的基质吸力的进一步减小导致水占据的孔隙体积增大，即气-水界面越来越远离土颗粒，使可供水流动的空间增大，因而干密度越小其饱和时间越短。干密度接近最大干密度值时，分散体结构紧密，形成相对均匀、细小的孔隙，导致水通过较小的孔隙流动，从而使渗流流程的迂曲度则相应增加。换句话说，即水驱气的时间增长，亦即试样饱和时间增长。

D.G弗雷德隆德等人认为非饱和土，除固相、气相和液相之外，土中水-气分界面应视为独立的一相，称为收缩膜。收缩膜具有一种特性，即表面张力。表面张力的产生是由于收缩膜内的水分子受力不平衡，水体内的水分子承受各向同值的力的作用。收缩膜内的水分子有一指向水体内部的不平衡力的作用，为了保持平衡，收缩膜内必须产生表面张力(Fredlundetal.，1997)。但是在水头压力的作用下，此平衡被打破，水头压力推挤收缩膜驱使气相排出，从而使土体含水率增加直至饱和状态。

图2　饱和时间与干密度的关系Fig. 2　Relationship between saturated time and dry density

在同一控制干密度条件下，试样的饱和时间相差不大，说明初始含水率对试样饱和时间影响很小。也就是说试样饱和过程中，干密度是影响试样饱和时间最主要的因素。在最大干密度时，饱和时间亦最长。

2.2渗透系数k20与初始含水率W0关系

由图3b、图3c、图3d可以看出，干密度一定时，渗透系数随初始含水率的增大而减小，且呈数量级变化，可见初始含水率对渗透系数的影响很大。主要原因是胶结物因初始含水率不同，其赋存位置、赋存状态可能不同。在黄土中胶结物主要是黏土矿物，而黏土矿物主要有高岭石、伊利石、蒙脱石3种，部分高岭石是形成孔隙结构的骨架颗粒，而蒙脱石、伊利石主要以附着在颗粒表面和以胶结物的形式分布在骨架颗粒之间(张永双等， 2005； 蔡玮彬， 2014)。黄土骨架颗粒的排列方式及胶结物的作用形式决定黄土中孔隙的分布及有效连通孔隙的比例，这种微观胶结结构导致其具有独特的水理性质。同时，初始含水率也会影响试样的击实效果，从而影响其微观结构(杨晶等， 2012)。

图3　不同干密度条件下的渗透系数与初始含水率随时间变化关系Fig. 3　Relationship between permeability coefficient and initial water cut with time under different dry density

干密度为ρd=1.4g·cm-3时 (图3a)，渗透系数随初始含水率的变化异常，即渗透系数随时间增长而增大，最终趋于稳定，达到稳渗状态所需要的时间最短，且稳渗系数基本上趋于同一数量级。分析认为在此干密度条件下，重塑土样结构较为疏松，形成连通性相对较好的有效渗流通道，孔隙在渗流力的作用下，微细颗粒被冲蚀、少量搬运以及少量可溶盐溶解，使得微细孔隙贯通，最后渗透系数逐渐趋于稳定。渗透系数在5×10-5～9×10-5cm·s-1之间，初始渗透系数约为平稳渗透系数的1～2倍 (图4a)，渗透系数与初始含水率的关系基本呈一条水平直线，即在此控制干密度情况下，初始含水率对渗透系数的影响不大。由于击实功的影响，且控制于密度较小(远小于最大干密度)，使得重塑结构疏松，胶结物的黏性尚不能充分发挥，不能建立起有效的黏连效果，因此相对来说孔隙连通性较好，这样的孔隙结构对渗透系数的贡献相对较大，从而掩盖了初始含水率对渗透系数的影响。

图4　渗透系数与初始含水率拟合关系Fig. 4　Fitting relationship between permeability coefficient and initial moisture content

图5　渗透系数与干密度拟合关系Fig. 5　Fitting relationship between permeability coefficient and dry density

当控制干密度在最大干密度值附近 (图3e)，初始含水率小于最优含水率时，渗透系数在1×10-7cm·s-1左右； 当初始含水率大于最优含水率时，渗透系数基本稳定，在5×10-8cm·s-1左右，在最优含水率前后渗透系数相差近50倍。由于工程上大多数情况下要求压实干密度要达到最大干密度，所以最大干密度附近的初始含水率有必要进行探讨。为此我们在试验过程中跟踪测定了最大干密度值附近试样的实际干密度和含水率值进行了相关分析。在最优含水率时，渗透系数最低，可见最优含水率时，土的含水率最有利于土粒在击实时更趋于紧密排列，胶结物的黏性得以充分发挥，松软且易黏连，有较好的止水效果，因此容易堵塞孔隙，从而降低渗透系数。此时形成的结构最为致密，渗透性最差 (图4e)。

在图4b、图4c、图4d中可以看出，当干密度在1.5～1.7g·cm-3范围内时，渗透系数与初始含水率线性相关(k20=a+bW0)，即渗透系数随初始含水率的增大而线性减小。该结果表明不同含水率条件下击实到同一干密度的土样其结构性有所不同。另外，在一定含水率范围内，随着土的初始含水率的增大，土粒散体间结合水膜变厚，粒间引力减弱，土粒便于移动，加之水膜的润滑作用，使得土粒能够更好的嵌合，从而形成更加细密、分布均匀的细小孔隙。同时，黏土矿物的黏性随含水率的增加也得以充分发挥，吸水膨胀后越来越多地填充到于试样内部的孔隙中，或使得孔隙喉道堵塞而导致孔隙连通性降低，渗透系数下降。

2.3渗透系数k20与干密度ρd关系

从图5 可以看出，在初始含水率相同的情况下，重塑黄土渗透系数随干密度增加而显著减小。在干密度较小情况下，测得的渗透系数均在10-5cm·s-1量级，而在最大干密度时，渗透系数均在10-6～10-8cm·s-1量级之间。因此，在湿陷性黄土地区地基处理、路基填筑、黄土陷穴防治、土石坝夯填等工程设计中，可充分利用渗透系数随着干密度的增加而显著减小这一规律，尽量控制在最优含水率下压实，以便获得最大干密度，从而达到防渗的目的。

当重塑土干密度小于最大干密度，而初始含水率较小时，渗透系数总是随干密度的增加而减小，且增速很快。当达到最大干密度之后，渗透系数逐渐趋于稳定。这是由于粒间引力使得土体保持相对疏松的颗粒结构，土体中孔隙的连通性较好，一定压力水头下渗流优先驱除大、中孔隙中的气体而最先开始渗流，初始渗透系数也相对较大。在之后的渗流过程中，由于渗流力的冲蚀、搬运及易溶盐的溶解，使得架空空隙、支架空隙的变形或微细颗粒移动堵塞渗流有效孔隙的喉道，或影响有效孔径的连通孔隙，导致总体有效孔径减小以至相对稳定。渗透系数整体表现为先降低，最终趋于稳定 (图5)。

表2　渗透系数与干密度拟合关系

随初始含水率的增大，幂函数曲线的倾斜度越小。当初始含水率达到最优含水率之后，渗透系数随干密度的变化很小，基本趋于稳定。

2.4渗透系数与孔隙比关系

由此可见，随着孔隙比增大(即孔隙所占的体积增大)，有效连通孔隙所占的比例相应也增加，因此更有利于渗流通过，从而说明孔隙比也是影响渗透性的重要因素(Chapuis，2002)。

图6　渗透系数与孔隙比拟合曲线关系Fig. 6　Fitting relationship between permeability coefficient and void ratio

3结论

通过对延安新区Ⅰ期工程重塑黄土不同初始含水率和不同干密度渗透试验的对比分析，得到以下结论：

(1)在非饱和状态，饱和时间随干密度的增大而增大，而随初始含水率的变化不明显，说明干密度是影响试样饱和的重要因素。

(4)一定干密度范围内，渗透系数随初始含水率的增大呈减小的趋势，可以拟合为k20=a+bW0的直线关系。

(5)重塑黄土的初始含水率与干密度对试样微结构影响很大，黄土颗粒重新排列形成凝聚结构，在击实后土体形成更加细密、分布均匀但连通性差的微小孔隙。工程实践中严格控制最优含水率以获得最大干密度，是提高填方地基压实质量的关键。

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EXPERIMENTALSTUDYOFPERMEABILITYOFREMOLDEDMALANLOESS

HONG Bo①LI Xi'an①②CHEN Guangdong③LUO Jianwen④LI Lincui①

Abstract(①School of Geological Engineering and Geomatics， Chang′an University，Xi′an710054)

Key wordsThis paper examines the influence of dry density and initial moisture content to the remolded loess permeability. It carries out the permeability test of Malan remolded loess in I phase project of Yan’an New District. The results show that under non-saturation conditions, the time that samples take to get saturated getting longer with the increase of dry density. So the dry density influence on penetration time is most significant, but the initial moisture content is not obvious. Remolded Malan loess permeability coefficient decreases with the increase of initial water content and dry density and gradually tends to stabilize. The relationship between them can be fitted to a power function. Within a certain scope around dry density, the permeability coefficient decreases with the initial water content. Their relation curve can be coupled to a linear equation. The permeability coefficient reduces with the decrease of the void ratio. Moreover, there has a power function relationship between them. The initial moisture content, dry density and void ratio are important factors affecting the permeability of remodeling loess, which has a great influence on the micro-structure of the sample, and leads to the influences to its permeability. This study has many theoretical guidance and practical application value for the engineering construction of Yan’an New District．

DOI:10.13544/j.cnki.jeg.2016.02.014

* 收稿日期：2015-07-24; 收到修改稿日期： 2015-11-05.

基金项目：国家自然科学基金项目(No.41172255， 41572264， 41440044)，中央高校基本科研业务费项目(2014G2260008)，西安长庆科技工程有限责任公司资助项目(CTEC(2014)Z-KY-013)资助.

第一作者简介：洪勃(1987-)，男，硕士生，主要研究方向黄土工程地质及地质灾害防治. Email: hongbo611x@163.com

中图分类号：P642.13+1

文献标识码：A