裂隙性黄土单轴抗压试验研究

程龙虎，聂如松，刘 飞

(1.中南大学土木工程学院，湖南 长沙 410075；2.西安科技大学地质与环境学院，陕西 西安 710054；3.高速铁路建造技术国家工程试验室，湖南 长沙 410075)

裂隙性黄土单轴抗压试验研究

程龙虎1,2,3，聂如松1,3，刘 飞2

(1.中南大学土木工程学院，湖南 长沙 410075；2.西安科技大学地质与环境学院，陕西 西安 710054；3.高速铁路建造技术国家工程试验室，湖南 长沙 410075)

黄土中裂隙属黄土体结构面，影响黄土的强度特性，对工程的稳定和安全产生重要影响。以临潼地区Q2黄土为研究对象，开展了裂隙性黄土无侧限抗压强度试验，探讨了不同裂隙倾角对裂隙性黄土强度特性的影响规律。试验结果表明：单轴受压条件下，不同裂隙倾角的裂隙性黄土破坏模式主要有压裂破坏、压剪破坏和滑移-压剪复合破坏三种类型，且裂隙性黄土试样破裂面的形成受裂隙倾角的控制。裂隙倾角变化对裂隙性黄土的应力-应变曲线影响显著，裂隙倾角为0°～30°和90°时，裂隙性黄土的应力-应变曲线可分为裂隙压密阶段、弹性变形阶段、塑性屈服阶段以及残余阶段等；而裂隙倾角为40°～70°，裂隙性黄土的应力-应变曲线无明显的4个阶段，且破坏是突发性的。随裂隙倾角的增大，裂隙性黄土单轴抗压强度曲线整体表现为先降低后增大的“V”形。显著体现裂隙倾角变化对裂隙性黄土试样单轴抗压强度的影响，同时，裂隙倾角对裂隙性黄土抗剪强度也具有显著的控制效应。

黄土；裂隙性；裂隙倾角；单轴抗压强度

裂隙性黄土因黄土体内部分布大量不同时期、规模、产状、尺度、成因以及力学性质的裂隙[1]，改变黄土体本身的结构构造，控制黄土体力学性质，故其工程性质比一般黄土更为复杂，继而诱发黄土高原地区诸多工程地质问题[2]。同时，黄土作为西部黄土高原地区工程建设必不可少的地质体材料，裂隙性黄土抗压强度对工程的稳定与安全产生重要影响[3]。

国内外对裂隙性土力学性质的研究起步相对较晚，研究工作主要集中于裂隙黏土。Skempton[4]认为，黏性土中发育的裂隙对土体物理力学性质产生较大影响，裂隙极大地弱化黏性土力学特性。Marsland[5]指出，硬黏土中裂隙所处位置严重影响硬黏土应力-应变关系，相较于一般硬黏土应力-应变曲线具有明显峰值点，而裂隙性黏土应力-应变曲线无明显峰值点。孔德坊[6]研究了分析裂隙倾角、裂隙数量和隙壁厚度等对裂隙黏土力学性能的影响效应，并采用激光散斑法量测分析裂隙黏土试样在单轴压力作用下不同部位的变形特征。邓京萍等[7]通过对成都黏土的三轴压缩试验研究，揭示裂隙黏土与母体土力学性质具有显著差异，裂隙黏土破坏面常沿着或追踪裂隙产生，不同裂隙角度对裂隙黏土强度影响也不尽相同，其中裂隙角度约55°时，强度最低。韦秉旭等[8]以膨胀土为研究对象，分析了压实膨胀土中裂隙的发育规律，并对裂隙对膨胀土内摩擦角和黏聚力的影响进行了研究。

黄土作为具有特殊结构性的土，裂隙性黄土不同于一般裂隙黏土，有其特殊的力学特性，因此，现有裂隙黏土的研究成果不一定适用裂隙性黄土。彭建兵等[9]利用大尺寸裂隙性黄土直剪试验，探讨不同形成时期、不同加载方式作用对大尺寸裂隙性黄土抗剪强度的影响；卢全中[10]基于裂隙性黄土三轴压缩试验，建立裂隙性黄土的二元介质模型，评价裂隙性黄土的工程灾害效应；王志新[11]通过平面应变试验和数值模拟开展了裂隙性黄土剪切带研究，并将试验结果与地裂缝成因及扩展机理相联系；周彬[12]采用平面应变压缩试验并结合数值模拟，研究裂隙性黄土平面应变压缩特性；孙萍等[13]以单轴拉伸与三轴剪切试验为手段，分别研究不同裂隙倾角对裂隙性黄土抗拉和剪切特性的影响。黄土作为西部地区广泛运用的建筑材料和建筑场地土，工程建设中黄土的抗压强度对工程的稳定和安全产生重要影响，然而全面、深刻地研究黄土作为建筑填料能否满足工程建设的安全性要求还有欠缺，黄土中分布的裂隙更是经常被忽略。因此，开展裂隙性黄土无侧限抗压强度研究对黄土地区的工程建设具有重要的工程实践意义。由于黄土较松散、易碎，原状裂隙试样很难制取，因此，本文以重塑黄土试样为研究对象，开展裂隙性黄土无侧限抗压强度试验研究，探究裂隙倾角对裂隙性黄土抗压特性的影响规律。

1 裂隙性黄土单轴抗压强度试验

1.1试验设计

试验采用圆柱体单贯通节理裂隙试样，其中，试样直径为39.1 mm，高度为80.0 mm。为便于研究不同裂隙面倾角对黄土无侧限抗压强度的影响，定义裂隙面与试样轴向压应力面之间的夹角为裂隙倾角，将制备的重塑黄土试样分别制成0°，10°，20°，30°，40°，45°，50°，60°，70°，90°等10组不同裂隙倾角的单贯通裂隙性黄土试样(图1)，分别对每组裂隙倾角的3个裂隙性黄土试样进行无侧限抗压强度试验。

图1 裂隙性黄土试样示意图Fig.1 Sketch of the fractured loess samples裂隙倾角/(°)：(1)0(2)10(3)20(4)30(5)40(6)45(7)50(8)60(9)70(10)90

1.2试样制备

试验用土取自西安科技大学临潼校区采土开挖形成的黄土陡崖，采用刻槽法取土，取土处距黄土陡崖顶面约6.8 m，为离石黄土(Q2)，呈黄色—褐黄色，土质较密实，内部含有少量白色蜗牛壳和植物根系，虫孔、钙质结核较发育，基本物理力学性质指标见表1。

表1 试验用土基本物理力学性质指标Table 1 Basic physic-mechanical properties of the tested soil

将现场取回的原状黄土捣碎过筛，采用电动击实仪分三层进行击实，脱模后削制直径为39.1 mm的圆柱体重塑黄土试样，各组重塑黄土试样含水率14.4%、干密度为1.54 g/cm3。因黄土较松散且易破坏，直接切割重塑黄土试样加工制作不同裂隙倾角的裂隙性黄土试样，可造成重塑黄土试样破坏。因此，首先利用直径40 mm的PVC管材设计加工不同倾角的裂隙模具(图2)；然后借助裂隙模具进行不同裂隙倾角切割，并将切割完成的裂隙性黄土试样套于铜质三瓣模上，削制高度为80.0 mm的圆柱体裂隙性黄土试样；最后，因上述方法制作的裂隙性黄土试样裂隙面较平直光滑，而实际上裂隙面较粗糙或有软弱填充物充填，鉴于此，本次试验考虑采用充填土的裂隙性黄土试样(图3)，同时，考虑到黄土体发育的裂隙面中充填土含水率高于裂隙两侧黄土的含水率的实际情况[14]，试验所用充填土是将现场取回的原状黄土捣碎后，加入一定量的水进行搅拌，待充填土搅拌均匀后充填于黄土裂隙内部，所有裂隙性黄土试样中充填土的含水率均为20.3%，充填试样放置于保湿器中养护一定时间后再进行试验。

图2 不同倾角的裂隙模具Fig.2 Fracture molds with different angles

图3 充填土的裂隙性黄土试样Fig.3 Samples of fractured loess filled with filling soil

1.3试验方法

裂隙性黄土单轴抗压强度采用无侧限抗压强度试验测试，所用仪器为南京土壤仪器厂生产的YYW-2型应变控制式无侧限压力仪。本次试验加载的应变速率为4×10-2mm/s，以摄像机记录试验过程，当量力百分表开始出现“回转”时，表示试样已经破坏，终止试验；试验结束后，由摄像机记录过程读取所需试验数据，绘制应力-应变曲线。

2 试验结果分析

2.1破坏特性分析

不同裂隙倾角的裂隙性黄土在单轴压缩条件下试样破坏情况如图4所示(图中红线表示裂隙面，黑线表示破裂面)。

图4 不同裂隙倾角的裂隙性黄土试样破坏情况Fig.4 The destruction of samples with different fractured angles

(1)裂隙倾角为0°时，随着轴向压力的增加，裂隙不断被压密，因轴向压力方向与裂隙面垂直，裂隙面中部的上、下表面处于受拉状态，试样产生裂纹，初始扩展并不是沿原有裂隙面的方向，而是分别自裂隙面上、下沿轴向逐渐扩展至试样顶、底端，直至试样破坏，主要为压裂破坏。

(2)裂隙倾角为10°，20°，30°时，由于轴向压力与裂隙面有一定的夹角且裂隙倾角较小，随着轴向压力的增加，试样沿裂隙面的滑动剪切破坏与试样整体的压剪破坏基本上同时发生，故试样破坏整体表现为压剪破坏，虽有一定的滑移剪切破坏但不明显，最终形成一条贯通的破裂面，破裂面倾角较大。

(3)裂隙倾角为40°，45°，50°，60°时，因裂隙倾角较大，随着轴向压力的增加，试样首先沿裂隙面发生滑移剪切破坏，然后产生整体压剪破坏，故试样破坏为滑移—压剪复合破坏，破裂面呈“X”形，其中，裂隙倾角为60°时，试样破坏最为严重。试验结果与文献[15]基于离散单元法对不同角度的节理黄土进行单轴抗压试验数值模拟研究结论一致，即试样破坏最严重的裂隙倾角与黄土剪切破裂面倾角接近。

(4)裂隙倾角为70°时，在轴向压力作用下，裂隙面尖端首先产生破坏，随着轴向压力的增加，试样沿裂隙面滑动并在其附近产生若干次生裂隙；裂隙倾角为90°时，因裂隙面与轴向压力方向平行，轴向压力主要由试样本身承担，随着轴向压力的增加，试样产生破坏，其破坏主要以压剪破裂为主，并形成贯通破裂面。

2.2强度特性分析

通过对10组不同裂隙倾角的裂隙性黄土进行单轴抗压强度试验，分别获得各组裂隙性黄土试样轴向应力-应变曲线如图5所示。

图5 不同裂隙倾角的裂隙性黄土应力-应变曲线Fig.5 Stress-strain curves of fractured loess with different fracture angles

(1)随着裂隙性黄土轴向应变的不断增大，轴向应力也逐渐增大，当轴向应变达到某一定值时，试样瞬时发生断裂，这种断裂是突发性的，试样断裂前没有明显的征兆，属于典型的脆性断裂。

(2)裂隙倾角为0°～30°时，裂隙性黄土的应力-应变曲线形态差异很小；而裂隙倾角为40°～70°时，裂隙性黄土的应力-应变曲线形态差异较大。当裂隙倾角为90°，裂隙性黄土的应力-应变曲线与裂隙倾角为0°～30°时裂隙性黄土的应力-应变曲线相似，但前者的峰值应力明显大于后者的峰值应力。

(3)裂隙倾角为0°～30°和90°时，裂隙性黄土的应力-应变曲线可分为4个阶段：第1阶段为裂隙压密阶段，曲线斜率较小，轴向应变变化较大，相应地轴向应力变化较小；第2阶段为弹性变形阶段，曲线近似为直线，直线斜率大于第1阶段曲线斜率；第3阶段为塑性屈服阶段，曲线斜率逐渐减小直至轴向应力出现峰值为止；第4阶段为残余阶段，轴向应力迅速下降。裂隙倾角为40°～70°时，应力-应变关系曲线并不能表现上述明显的4个阶段，其峰值后曲线也很难获得，轴向应力在试样破坏后发生骤降，表明裂隙倾角较大时对裂隙性黄土的应力-应变曲线影响显著。

2.3裂隙倾角对强度影响的讨论与分析

从图5中可以看出，当裂隙倾角较小时，裂隙性黄土在轴向压力作用下的变形过程与大多数含有结构面的岩体的变形过程一致，均包括压密阶段、弹性变形阶段、塑性变形阶段以及峰后残余阶段等4个阶段；当裂隙倾角较大时，裂隙性黄土的变形过程与大多数含结构面的岩体的变形不同，其变形过程没有表现出明显的4个阶段特征。为了进一步分析不同裂隙倾角对强度的影响，消除因量纲不同对试验结果的影响，将裂隙性黄土单轴抗压强度归一化处理，定义单轴抗压强度qu与试验所用黄土黏聚力c的比值为单轴抗压强度相对值，记作qu/c，绘制不同裂隙倾角与单轴抗压强度相对值qu/c关系曲线(图6)。

图6 裂隙倾角与qu/c关系曲线Fig.6 Relationship of the fracture angles and qu/c

根据Mohr-Coulomb强度理论的破坏准则，土体达到破坏时主应力的关系如下：

式中：σ1，σ3——最大与最小主应力/kPa；

c——黏聚力/kPa；

φ——内摩擦角/(°)。

开展无侧限抗压强度时σ3=0，σ1=2ctan(45°+φ/2)，此时σ1就等于土体的单轴抗压强度qu，即qu/c=σ1/c=2tan(45°+φ/2)。根据试验用土的抗剪强度指标c=60 kPa、φ=31.0°，则qu/c=σ1/c=3.53。同时，依据试验结果计算获得不同裂隙倾角的裂隙性黄土单轴抗压强度相对值qu/c，如表2所示。

表2 裂隙性黄土不同裂隙倾角的qu/c值Table 2 Values of qu/c of fractured loesswith different angles

由表2可以看出，当裂隙倾角为45°时，试样单轴抗压强度相对值qu/c与Mohr-Coulomb强度理论计算获得的qu/c=3.53近似，表明此时裂隙性黄土的强度与试验用土保持一致，其破坏强度服从Mohr-Coulomb强度破坏准则。同时，从表2中可以看出，当裂隙倾角小于45°时，qu/c随着裂隙倾角的增大而减少；当裂隙倾角大于45°时，随着裂隙倾角的增大qu/c先减小后增大。对出现上述现象的可能原因讨论如下：

(1)当裂隙倾角发生变化时，裂隙内部充填土的含量也随之发生变化，由于充填土的强度较其两侧黄土的强度低，因此随着充填土含量的变化，充填土对裂隙试样整体弱化情况也可能会发生一定的变化。文献[16]通过三轴压缩渗透试验分析了不同泥质含量对砂岩强度及其渗透性的影响，结果表明砂岩的内摩擦角和黏聚力随含泥量增加而逐渐减小。笔者认为，裂隙性黄土强度变化是充填土含量与裂隙倾角综合作用的结果，随着裂隙倾角以及充填土含量的变化，裂隙性黄土内摩擦角和黏聚力也会发生相应的变化。

(2)由σ1=2ctan(45°+φ/2)可知，裂隙性黄土单轴抗压强度与抗剪强度指标c，φ有关，即裂隙性黄土抗剪强度指标c，φ受土体裂隙倾角的控制，不同的裂隙倾角试样相应的抗剪强度指标c，φ也不同。①假设裂隙存在且裂隙倾角的变化对裂隙性黄土试样黏聚力c没有影响，根据qu/c=σ1/c=2tan(45°+φ/2)，并结合试验结果可知，当裂隙倾角小于45°时，试样内摩擦角φ随着裂隙倾角的增大而减小；当裂隙倾角大于45°时，试样内摩擦角φ随着裂隙倾角的增大呈先减小后增大。文献[17]指出，在裂隙倾角0°～70°范围内，裂隙性黏土的内摩擦角φ由大变小，然后又逐渐增大，最小值出现于裂隙倾角约为50°，与本文试验结果比较相符。因此，可以认为裂隙倾角对裂隙性黄土的内摩擦角φ具有控制作用。②假设裂隙存在且裂隙倾角的变化对裂隙性黄土试样的内摩擦角φ没有影响，根据σ1=2ctan(45°+φ/2)，并结合试验结果可知，当裂隙倾角小于45°时，试样黏聚力c随着裂隙倾角的增大而减小；当裂隙倾角大于45°时，试样黏聚力c随着裂隙倾角的增大呈先减小后增大。已有研究成果[18～19]表明，裂隙的存在明显影响裂隙土黏聚力c，且随着裂隙土裂隙倾角的增大，裂隙土黏聚力c不断降低。因此，可以认为裂隙性黄土的黏聚力c受裂隙倾角影响。③前述分别假设裂隙存在且裂隙倾角的变化对裂隙性黄土抗剪强度指标c，φ不产生影响进行分析，而实际上裂隙性黄土抗剪强度由黏聚力和摩擦角两部分组成综合体现，文献[20]通过试验研究揭示含不同倾角裂隙的膨胀土抗剪强度指标c，φ都随着裂隙倾角的增大而减小；文献[21]基于含不同裂隙倾角的黄土试样的三轴试验指出，在局部裂隙倾角变化范围内，土样的黏聚力随裂隙倾角的增大而增大，而内摩擦角是先减小后增大。基于以上分析，笔者认为，裂隙性黄土抗剪强度指标c，φ受裂隙倾角控制，但是具体规律如何有待进一步研究。

同时，由图6可以看出，随着裂隙倾角的增大，裂隙性黄土单轴抗压强度曲线呈先降低后增大的“V”形，表明裂隙倾角变化对裂隙性黄土试样单轴抗压强度影响显著。当裂隙倾角为0°～30°时，随裂隙倾角的增大，裂隙性黄土单轴抗压强度逐渐减小，但裂隙倾角变化对单轴抗压强度影响较小；当裂隙倾角为40°～70°时，裂隙性黄土单轴抗压强度随裂隙倾角增大呈先增大后减小，至裂隙倾角为50°时，单轴抗压强度相对最大，数值上接近于裂隙倾角为20°时相应的单轴抗压强度值，至裂隙倾角为70°时，单轴抗压强度最小；裂隙倾角为90°时，单轴抗压强度最大。

3 结论

(1)在单轴受压条件下，不同裂隙倾角的裂隙性黄土试样具有不同的破坏模式，主要可分为压裂破坏、压剪破坏和滑移压剪复合破坏等3种，且裂隙性黄土试样破裂面的形成受裂隙倾角的控制；同时，裂隙性黄土抗剪强度也受裂隙倾角的控制，但具体影响规律有待深入研究。

(2)裂隙倾角变化对裂隙性黄土的应力-应变曲线具有显著影响。其中，裂隙倾角为0°～30°和90°时，裂隙性黄土的应力-应变曲线可分为裂隙压密阶段、弹性变形阶段、塑性屈服阶段以及残余阶段；当裂隙倾角为40°～70°，裂隙性黄土的应力-应变曲线无明显的4个阶段，其弹性变形或塑性屈服阶段较长，峰后破坏曲线很难获得，破坏是突发性的。

(3)随裂隙倾角的增大，裂隙性黄土单轴抗压强度曲线整体表现为先降低后增大的“V”形，表明裂隙倾角变化对裂隙性黄土试样单轴抗压强度的影响显著。

[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.[WANG J M. Theory and application of ground fissures[M].Xi’an：Shannxi Science and Technology Press，2000.(in Chinese)]

[2] 谢定义.试论我国黄土力学研究中的若干新趋向[J].岩土工程学报,2001,23(1):3-13.[XIE D Y. Exploration of some new tendencies in research of loess soil mechanics[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2001，23(1)：3-13. (in Chinese)]

[3] 高建伟,余宏明,李科.黄土无侧限抗压强度的试验研究[J].安全与环境工程，2014，21(4)：132-137.[GAO J W, YU H M, LI K. Experimental research on unconfined compression strength of loess[J].Safety and Environmental Engineering，2014，21(4)：132-137. (in Chinese)]

[4] Skempton A W. Long-term stability of clay slopes[J]. Geotechnique，1964，14(2)：77-102.

[5] Marsland A. The shear strength of stiff fissured clays[C]//Proceedings roscoe memorial symposium on stress-strain behaviour of soils.London，1972.

[6] 孔德坊.裂隙性黏土[M].北京：地质出版社，1994.[KONG D F. Fracture clay[M]. Beijing：Geological Publishing House，1994. (in Chinese)]

[7] 邓京萍，张惠英.成都黏土的裂隙性对力学性能的控制作用[J].水文地质工程地质，1988，15(2)：42-46.[DENG J P, ZHANG H Y. The controlling of fissure on the mechanical properties of Chengdu clay[J].Hydrogeology & Engineering Geology，1988，15(2)：42-46. (in Chinese)]

[8] 韦秉旭,黄震,高兵.压实膨胀土表面裂隙发育规律及与强度关系研究[J].水文地质工程地质，2015，42(1)：100-105.[WEI B X, HUANG Z, GAO B. Research on the relationship between fracture development rules and strength of the compacted expansive soil[J].Hydrogeology & Engineering Geology，2015，42(1)：100-105. (in Chinese)]

[9] 卢全中,彭建兵,范文,等.大尺寸裂隙性黄土的直剪试验[J].公路，2006 (5)：184-187.[LU Q Z, PENG J B, FAN W,etal. Direct shear tests of large-size fissured loess[J].Highway，2006 (5)：184-187. (in Chinese)]

[10] 卢全中.裂隙性黄土的力学特性及其工程灾害效应研究[D].西安：长安大学，2007.[LU Q Z. Study on mechanical properties of fractured loess and engineering hazard effects[D]. Xi’an：Chang’an University，2007. (in Chinese)]

[11] 王志新.平面应变条件下的裂隙性黄土剪切带试验研究[D].西安：长安大学，2008.[WANG Z X. Study on the shear band of fissured loess under plane strain condition[D]. Xi’an：Chang’an University，2008. (in Chinese)]

[12] 周彬.裂隙性黄土平面应变压缩试验研究[D].西安：长安大学，2013.[ZHOU B. Fissured loess plane strain compression test[D]. Xi’an：Chang’an University，2013. (in Chinese)]

[13] 孙萍,彭建兵,吴树仁,等.裂隙性黄土力学特性试验研究[J].中南大学学报(自然科学版),2015,46(6)：2188-2195.[SUN P, PENG J B. WU S R,etal. An experimental study on mechanical properties of fractured loess[J].Journal of Central South University(Science and Technology),2015,46(6)：2188-2195. (in Chinese)]

[14] 李新生,王万平,王静,等.西安地裂缝两盘地层岩土物理力学性质研究[J].水文地质工程地质,2008, 35(2)：58-61.[LI X S, WANG W P, WANG J,etal. Research on physical and mechanical properties of strata on both sides of Xi’an ground fractures[J]. Hydrogeology & Engineering Geology,2008,35(2)：58-61. (in Chinese)]

[15] 贾晖,和耀林,杨世贤.节理对黄土破坏形态和力学性质的影响研究[J].中国农村水利水电，2011(11)：77-81.[JIA H, HE Y L, YANG S X. Rupture and mechanics behavior of Loess affected by joints[J].China Rural Water and Hydropower，2011(11)：77-81. (in Chinese)]

[16] 周祥.不同泥质含量砂岩三轴渗透试验研究[J].水文地质工程地质，2017，44(1)：84-90.[ZHOU X. An experimental study on permeability of sandstone with different shale contents under 3-D stress conditions[J]. Hydrogeology & Engineering Geology，2017，44(1)：84-90. (in Chinese)]

[17] 胡卸文,李群丰,赵泽三,等.裂隙性黏土的力学特性[J].岩土工程学报,1994,16(4)：81-88.[HU X W，LI Q F, ZHAO Z S,etal. Mechanical properties of fissured clay[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering，1994,16(4)：81-88. (in Chinese)][18] 赵中秀.裂土的裂隙性及其对土体抗剪强度的影响[J].路基工程，1994 (5)：11-16.[ZHAO Z X. The influence of fissure on shear strength of soil[J]. Subgrade Engineering，1994 (5)：11-16. (in Chinese)]

[19] 赵泽三,李群丰.成都黏土的力学特性[C]//全国第三次工程地质大会.成都，1988：102-108.[ZHAO Z S, LI Q F. The mechanical properties of Chengdu clay[C]//Proceedings of the National Third Engineering Geological Congress，Chengdu，1988：102-108.(in Chinese)]

[20] 赵亮.膨胀土的裂隙特性及其对边坡稳定的影响研究[D].武汉：长江科学院，2012.[ZHAO L. Study on fissure characteristics and its impact on slope stability of expansive soil[D].Wuhan：Changjiang River Scientific Research Institute，2012. (in Chinese)]

[21] 高晓辉.裂缝带黄土的力学特性和二元介质模型的建立[D].西安：长安大学，2006.[GAO X H. The mechanical properties of fracture zone loess and the establishment of binary medium model[D].Xi’an：Chang’an University，2006. (in Chinese)]

责任编辑：张明霞

Anexperimentalstudyoftheuniaxialcompressivestrengthoffracturedloess

CHENG Longhu1,2,3, NIE Rusong1,3, LIU Fei2

(1.SchoolofCivilEngineering,CentralSouthUniversity,Changsha，Hunan410075,China; 2.SchoolofGeologyandEnvironmentEngineering,Xi’anUniversityofScienceandTechnology,Xi’an,Shaanxi710054,China; 3.NationalEngineeringLaboratoryforHighSpeedRailwayConstruction,Changsha,Hunan410075,China)

Fissures in loess belong to the structural planes and has an important influence on the stability and safety of practical projects. The Lintong Q2loess is taken as research objects in this paper and uniaxial compression tests are conducted to investigate the relationship between the fractured loess compressive strength and the fracture angles. The results indicate that the failure modes of the fractured loess mainly includes fracturing failure, compressive-shear failure and slip-compression-shear failure, and the formation of fracture surfaces of the fractured loess is controlled by the fracture angles. Change in the fracture angles has a significant effect on the stress-strain curve for the fractured loess. When the fracture angles of fractured loess are changed between 0° and 30°, the stress-strain curve of the fractured loess are divided into the compressive densification stage, the linear elastic stage, the plastic yield stage and the residual stage, so are the fracture angles of 90°. There are not four stages as the fracture angles change between 40° and 70°, and the failures of the fractured loess are sudden. With the increasing fracture angles, the uniaxial compressive strength of the fractured loess firstly decreases and then increases with the V shape, which significantly shows the effect of fracture angles on the uniaxial compressive strength of the fractured loess. Meanwhile, the fracture angles have a remarkable control effect on the shear strength of the fractured loess.

loess; fissure; fracture angle; uniaxial compressive strength

TU411.6

A

1000-3665(2017)05-0080-06

刘飞(1982-)，男，博士，讲师，主要从事地质工程科研和教学工作。E-mail：liufei0828@sohu.com

10.16030/j.cnki.issn.1000-3665.2017.05.13

2017-02-20;

2017-03-15

国家自然科学基金项目资助(41402264)；中国铁路总公司科学研究开发计划重大课题资助(2016G003-B)

程龙虎(1994-)，男，硕士研究生，主要从事地质工程与岩土工程研究。E-mail: 13772495192@163.com