詹美禮，辛圓心，唐 健，黃青富，盛金昌，羅玉龍

（1.河海大學(xué)水利水電學(xué)院，江蘇南京 210098；2.昆明勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院，云南昆明 650000）

礫石心墻土復(fù)雜應(yīng)力耦合作用下的滲流特性

詹美禮1，辛圓心1，唐 健1，黃青富2，盛金昌1，羅玉龍1

（1.河海大學(xué)水利水電學(xué)院，江蘇南京 210098；2.昆明勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院，云南昆明 650000）

為研究土石壩中心墻土在復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下的滲透特性以及其滲透性演變模型，利用自行研制的滲流-應(yīng)力耦合試驗(yàn)裝置，針對(duì)長(zhǎng)河壩水電站礫石土進(jìn)行多種應(yīng)力耦合作用下滲透特性試驗(yàn)研究。結(jié)果表明：復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)對(duì)心墻土滲流特性影響顯著；土樣在設(shè)計(jì)水力梯度內(nèi)滲流滿足達(dá)西定律，且均未發(fā)生滲透破壞；在同一圍壓下，礫石土體的滲透系數(shù)隨著偏應(yīng)力和軸向應(yīng)力的增大而逐漸減?。辉囼?yàn)過程中軸向應(yīng)變隨應(yīng)力作用時(shí)間的變化呈階梯狀，且隨著偏應(yīng)力的增大，滲透梯度和軸向應(yīng)變也增大；建立了土體滲透系數(shù)與應(yīng)力函數(shù)的經(jīng)驗(yàn)公式，從理論上進(jìn)一步揭示了礫石心墻土應(yīng)力耦合作用下的滲透機(jī)制。

礫石心墻土；復(fù)雜應(yīng)力；滲透系數(shù)；軸向應(yīng)變；滲透性演變

由于土石壩具有可就近取材、節(jié)省水泥、適應(yīng)復(fù)雜地形等優(yōu)點(diǎn)［1］，因此得以廣泛應(yīng)用及發(fā)展。但由于土石壩多建于透水的土基上再加上自身的透水性，土石壩滲流問題嚴(yán)重［2］，給壩體帶來很大安全隱患。如青海省海南藏族自治州恰河溝后壩與美國Mud Mountain土石心墻壩都因?yàn)榘l(fā)生滲漏破壞，砂礫或土體細(xì)粒被沖蝕，最終導(dǎo)致潰壩以及大量人員傷亡和財(cái)產(chǎn)損失［3］。

目前國內(nèi)外已經(jīng)做了大量的滲流特性研究試驗(yàn)，速寶玉等［4］利用充填裂隙模擬試驗(yàn)研究充填裂隙滲透特性，表明其滲透性主要與充填材料的顆粒組成、孔隙率，以及充填料的顆粒直徑與裂隙寬度之比有關(guān)；羅玉龍等［5］采用飽和-非飽和滲流應(yīng)力耦合方法，探討窩崩形成機(jī)理，結(jié)果表明窩崩的本質(zhì)是岸坡土體在各種不利因素的組合作用下發(fā)生剪切破壞；黏聚力及內(nèi)摩擦角是防止窩崩的有利因素，而岸坡坡角、岸坡內(nèi)外水位差、河流侵蝕等是誘發(fā)窩崩的不利因素；張麗等［6］采用飽和-非飽和滲流理論，計(jì)算面板縫失效情況下壩體和壩基的滲流場(chǎng)，表明某處面板縫小范圍失效只對(duì)失效部位附近的滲流場(chǎng)產(chǎn)生較大影響，并導(dǎo)致局部滲透變形，而對(duì)壩體滲流場(chǎng)全局的影響不大；蔣中明等［7］研究了滲流條件下孔隙介質(zhì)土體滲透力特性及數(shù)值大小，得出采用基于細(xì)觀理論的顆粒流分析程序（PFC）研究孔隙介質(zhì)在滲流條件下的宏觀受力特性是可行的，滲透力是由所有土顆粒表面的法向應(yīng)力和黏滯切向力合成；Li等［8］以殷莊砂巖為研究對(duì)象，研究圍壓、孔壓和試樣尺寸對(duì)滲透規(guī)律的影響，發(fā)現(xiàn)殷莊砂巖滲透率與軸向應(yīng)力和應(yīng)變具有較好的函數(shù)關(guān)系；朱珍德等［9］對(duì)灰?guī)r進(jìn)行了不同圍壓下的全應(yīng)力-應(yīng)變滲流試驗(yàn)，結(jié)果表明巖石在破壞前后不同變形階段滲流特性具有明顯的不同，巖石變形過程滲透性與變形破壞形式密切相關(guān)；Tsang等［10］采用某種理論概念模型來解釋滲流與應(yīng)力的耦合規(guī)律，得出滲流應(yīng)力耦合作用下巖石斷裂面粗糙度較單一作用下更大；鄒玉華等［11］在不同應(yīng)力條件下開展礫石土防滲料和反濾料聯(lián)合抗?jié)B試驗(yàn)，結(jié)果表明試樣發(fā)生破壞的臨界坡降隨水平應(yīng)力的增加先增大后減小，在達(dá)到峰值之前，反濾料趨于更緊密，臨界坡降隨著水平應(yīng)力增大其增大的幅度越大，在達(dá)到峰值之后，反濾料由緊密趨松散，密度有變小的趨勢(shì)，臨界坡降隨水平應(yīng)力減小其減小幅度越大；陳建生等［12］研究了堤基接觸沖刷滲透破壞機(jī)理，接觸面附近的細(xì)砂從出滲口開始流出，然后逐步向內(nèi)部發(fā)展，以垂直河岸方向的發(fā)展最為迅速，甚至形成貫通性集中滲漏通道；Wang等［13］對(duì)沉積巖全應(yīng)力-應(yīng)變過程中的滲透規(guī)律進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)在峰值強(qiáng)度之前，滲透率隨軸向應(yīng)力的增加而增大，在應(yīng)變軟化階段，滲透率顯著降低。目前對(duì)單一作用下礫石土滲透特性的研究已比較成熟，然而對(duì)復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下的滲透特性研究還不多見。

大渡河長(zhǎng)河壩水電站［14］將心墻設(shè)置于深厚覆蓋層地基上，是目前國內(nèi)外擬建的壩體最高、工程場(chǎng)址位于強(qiáng)震區(qū)的土質(zhì)心墻堆石壩，基礎(chǔ)防滲系統(tǒng)設(shè)計(jì)難度居世界前列。在多種高應(yīng)力共同作用下，心墻土體接觸面上易形成滲透變形，進(jìn)而產(chǎn)生集中滲流沖刷，嚴(yán)重危害大壩安全［15］。本文在前人研究的基礎(chǔ)上針對(duì)長(zhǎng)河壩水電站礫石心墻土研究其在圍壓、軸向應(yīng)力、滲透壓力耦合作用下的滲透特性以及滲透性演變模型，通過開展復(fù)雜應(yīng)力條件下礫石土三軸滲流應(yīng)力耦合試驗(yàn)，研究應(yīng)力狀態(tài)對(duì)心墻土滲流特性的影響，建立滲透系數(shù)與應(yīng)力函數(shù)的經(jīng)驗(yàn)公式，從理論上描述礫石土在滲流-應(yīng)力耦合作用下的滲透特性，為后續(xù)工程設(shè)計(jì)與施工提供理論基礎(chǔ)。

1 復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下礫石土滲透特性試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)裝置及原理

試驗(yàn)裝置如圖1所示，包括圍壓系統(tǒng)、軸向應(yīng)力系統(tǒng)、滲透壓力系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)（如豎向位移傳感器、水壓力傳感器等）。圍壓及軸向應(yīng)力系統(tǒng)模擬接觸面的高應(yīng)力狀態(tài)，最高圍壓為2.0MPa，最高軸向應(yīng)力為4.0MPa；滲透壓力系統(tǒng)利用壓力源產(chǎn)生高壓滲透水，通過輸出控制盤控制滲透壓力的大小，最高水頭為100m；數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)能夠?qū)崟r(shí)監(jiān)測(cè)土體沉降、孔隙水壓力等。滲透壓力進(jìn)水口為試樣下表面，出水口為試樣上表面，水流經(jīng)土骨架產(chǎn)生可動(dòng)細(xì)顆粒，細(xì)顆粒隨滲流在孔隙中運(yùn)移、流失，導(dǎo)致土體結(jié)構(gòu)以及相應(yīng)的力學(xué)性能發(fā)生改變，如孔隙率、滲透特性、軸向應(yīng)變等。土體孔隙率及滲透特性的變化改變了孔隙水壓力及土體承受的有效應(yīng)力；反之，外界有效應(yīng)力的改變也會(huì)影響滲流及細(xì)顆粒的力學(xué)性能變化。該裝置能夠真實(shí)地模擬不同應(yīng)力、高水頭、大剪切變形條件下土石壩心墻土的實(shí)際滲流發(fā)展過程，可以實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)滲透發(fā)展過程中顆粒流失引起的土體幾何、水力、力學(xué)特性的演變。

圖1滲流-應(yīng)力耦合試驗(yàn)裝置

1.2 試驗(yàn)方案

1.2.1 試樣制備及飽和

試樣制備及飽和過程如下：①將原擾動(dòng)土烘干碾散，取足夠代表性土樣，配成符合設(shè)計(jì)顆粒級(jí)配曲線的土料；②根據(jù)所要求的干密度、含水量，量取適量的干土和水；③把土放入干凈盆中分多次加水拌勻；④將試樣分多層填筑（直徑10 cm，高度15 cm），試樣制備好后裝入保鮮袋中；⑤在內(nèi)徑為10 cm、高為20 cm的模具內(nèi)側(cè)套上舊橡皮膜；⑥用壓實(shí)儀壓實(shí)至其對(duì)應(yīng)的高度；⑦將舊膜去除，套上新膜，采用真空抽氣法利用真空飽和缸進(jìn)行土樣飽和。

1.2.2 試樣安裝及固結(jié)試驗(yàn)

a.試樣安裝：在壓力室上、下端分別放上濕透水石；試樣外套橡皮膜，下端用橡皮圈扎緊，將橡皮膜扎緊在置于試樣頂端的試樣帽上。

b.壓力加載：裝上壓力室罩，將軸向加壓桿往下壓至試樣帽頂端再把軸向位移清零；打開圍壓控制閥開始分級(jí)施加圍壓，同時(shí)打開排水閥，使試樣開始固結(jié)。

c.等壓固結(jié)過程監(jiān)測(cè)：實(shí)時(shí)測(cè)量上、下游兩端的排水量隨時(shí)間的變化關(guān)系，當(dāng)2 h排水量小于0.1mL時(shí)認(rèn)為此壓力下固結(jié)完成，開始下一級(jí)壓力下的等壓固結(jié)。

d.偏應(yīng)力下的固結(jié)：在等壓固結(jié)完畢后開始偏應(yīng)力固結(jié)，利用位移傳感器密切監(jiān)測(cè)試樣在固結(jié)過程中的沉降量，施加一級(jí)偏應(yīng)力后，當(dāng)試樣沉降量不再變化時(shí)施加下一級(jí)應(yīng)力，直至加載至預(yù)定偏應(yīng)力。

1.2.3 滲透試驗(yàn)

保持圍壓及軸向應(yīng)力不變，首先施加較小的滲透壓力以排除管路中的氣泡，再把滲透壓力管安裝到試樣上。然后打開滲透壓力控制閥，啟動(dòng)滲透壓力加壓器，開始分級(jí)施加滲透壓力。滲透水流進(jìn)入試樣，再通過排水管進(jìn)入量杯。在此過程中，實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)排水流量隨時(shí)間的變化情況，以及試樣沉降量隨時(shí)間的變化情況。待排水流量穩(wěn)定時(shí)，施加下一級(jí)滲透壓力。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

心墻土滲流應(yīng)力耦合試驗(yàn)組合見表1。由于心墻土原級(jí)配中粗顆粒較多，采用土工實(shí)驗(yàn)規(guī)程中的質(zhì)量等效粒徑替代法，將原級(jí)配中超過允許最大粒徑dmax（本試驗(yàn)取20mm）的部分，用2～20mm粒徑顆粒等質(zhì)量替代，并依2～20mm各級(jí)配含量進(jìn)行分配。

表1 心墻土滲流應(yīng)力耦合試驗(yàn)組合

認(rèn)為滲透水流服從達(dá)西定律：

式中：Q為流量；A為土樣截面積；v為滲透流速；J為滲透梯度；H1、H2分別為上下游水頭；L為滲流長(zhǎng)度；K為滲透系數(shù)；ε為軸向應(yīng)變；S為試樣沉降量。

滲透系數(shù)計(jì)算結(jié)果見表2；滲透系數(shù)與軸向應(yīng)力和偏應(yīng)力的關(guān)系曲線分別見圖2、圖3；流速與滲透梯度的關(guān)系見表3；軸向應(yīng)變與應(yīng)力作用時(shí)間的關(guān)系見圖4；軸向應(yīng)變與滲透梯度的關(guān)系見圖5。本文認(rèn)為當(dāng)滲流出口水流出現(xiàn)混濁時(shí)試樣發(fā)生滲透破壞；當(dāng)土樣變形或表面出現(xiàn)破壞面時(shí)試樣發(fā)生剪切破壞。

表2 滲透系數(shù)計(jì)算結(jié)果

圖2 滲透系數(shù)與軸向應(yīng)力關(guān)系

圖3 滲透系數(shù)與偏應(yīng)力關(guān)系

2.1 復(fù)雜應(yīng)力對(duì)滲透特性的影響

由圖2、圖3可知，在發(fā)生剪切破壞之前，當(dāng)圍壓分別為0.5MPa、1.0MPa、1.5MPa、1.8MPa時(shí)，隨著偏應(yīng)力和軸向應(yīng)力的增大，心墻土的滲透系數(shù)具有逐漸減小的趨勢(shì)，且減小速率越來越慢，表明剪縮效應(yīng)可引起土體抗?jié)B能力的提高。但當(dāng)偏應(yīng)力增大到某

表3 滲透流速與滲透梯度擬合關(guān)系

圖4 軸向應(yīng)變隨應(yīng)力作用時(shí)間的變化

圖5 各偏應(yīng)力下軸向應(yīng)變與滲透梯度的關(guān)系

一值時(shí)，土體的抗?jié)B強(qiáng)度會(huì)降低，導(dǎo)致發(fā)生剪切破壞。

當(dāng)圍壓為0.5MPa、偏應(yīng)力加載到0.8MPa時(shí)，透過圍壓室在2個(gè)相對(duì)應(yīng)的側(cè)面發(fā)現(xiàn)了2條明顯的剪切面，因此在沒有施加滲透壓力的條件下認(rèn)為試樣發(fā)生剪切破壞；圍壓為1.0 MPa、偏應(yīng)力為1.6MPa時(shí)，發(fā)現(xiàn)圍壓室側(cè)面出現(xiàn)了1條明顯的剪切破壞面，因此在沒有施加滲透壓力條件下認(rèn)為試樣發(fā)生剪切破壞；圍壓為1.5MPa和1.8MPa時(shí)，土體均未發(fā)生滲透破壞或剪切破壞。由于試驗(yàn)設(shè)備的限制，沒有繼續(xù)做偏應(yīng)力更大的試驗(yàn)。

在設(shè)計(jì)滲透梯度范圍內(nèi)心墻土均未發(fā)生滲透破壞。分析原因可能為當(dāng)土體承受高復(fù)雜應(yīng)力時(shí)（本試驗(yàn)施加軸向應(yīng)力與偏應(yīng)力之比為2～3），土樣處于剪縮狀態(tài)，隨時(shí)間趨于更加密實(shí)，導(dǎo)致滲流阻力變大，得到的滲透系數(shù)較一般值更小，顯著提高了土體的抗?jié)B能力。由試驗(yàn)結(jié)果分析可知，圍壓為0.5MPa、偏應(yīng)力為0.7 MPa以上時(shí)認(rèn)為土樣發(fā)生破壞，滲透梯度大于140；圍壓為1.0MPa、偏應(yīng)力為1.5MPa以上時(shí)認(rèn)為土樣發(fā)生破壞的滲透梯度大于133；對(duì)于100m以上的高壩，滲透梯度一般小于10，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于本實(shí)驗(yàn)中施加圍壓、軸向應(yīng)力及偏應(yīng)力后的滲透梯度（113～433），且本實(shí)驗(yàn)重點(diǎn)分析滲透系數(shù)及軸向應(yīng)變與應(yīng)力的關(guān)系，僅從宏觀上論述了復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下剪縮效應(yīng)可引起土體抗?jié)B能力的提高。

固定圍壓，將不同偏應(yīng)力條件下的滲透流速與滲透梯度的關(guān)系及擬合相關(guān)度列于表3。由表3可知，在各偏應(yīng)力下滲透梯度與滲透流速均基本符合線性關(guān)系，即滿足達(dá)西定律，且擬合相關(guān)度在0.970以上。

2.2 復(fù)雜應(yīng)力對(duì)軸向應(yīng)變的影響

在圍壓為0.5MPa和1.0MPa時(shí)，軸向應(yīng)變隨應(yīng)力作用時(shí)間的變化關(guān)系分別如圖4（a）（b）所示。當(dāng)圍壓為0.5MPa、1.0MPa時(shí)，軸向應(yīng)變隨應(yīng)力作用時(shí)間的變化呈階梯狀，分級(jí)加載偏應(yīng)力的初始時(shí)刻軸向應(yīng)變驟然增大，隨后緩慢增大并趨于穩(wěn)定。分析原因可能為，在加載各偏應(yīng)力的初始時(shí)刻，由于土質(zhì)相對(duì)疏松，對(duì)滲透水流的阻力相對(duì)較小，因此固結(jié)過程會(huì)發(fā)生較大沉降，軸向應(yīng)變相應(yīng)迅速增大，隨后固結(jié)過程基本完成，沉降量基本由滲流作用誘發(fā)，導(dǎo)致軸向應(yīng)變緩慢增大并趨于穩(wěn)定。施加下一級(jí)偏應(yīng)力表現(xiàn)出同樣的特征。結(jié)合表2可以看出，隨著偏應(yīng)力的增大，由于土體愈加密實(shí)，導(dǎo)致滲透系數(shù)隨著滲透壓力波動(dòng)而整體減小。而滲透梯度隨著滲透壓力波動(dòng)整體呈現(xiàn)出增大的趨勢(shì)，由120增大至433。

各偏應(yīng)力下軸向應(yīng)變與滲透梯度的關(guān)系如圖5所示。分析圖5可知，當(dāng)圍壓為0.5MPa，偏應(yīng)力分別為0.2MPa、0.4MPa、0.5MPa、0.6MPa、0.7MPa時(shí)，軸向應(yīng)變隨滲透梯度的變化并不大，分別增加了0.04%、0.04%、0.05%、0.15%、0.13%。結(jié)合圖4（a）可以看出當(dāng)偏應(yīng)力為0.8MPa時(shí)，在沒有滲透壓力的條件下，軸向應(yīng)變隨時(shí)間持續(xù)增大，且沒有趨于穩(wěn)定的趨勢(shì)，綜上認(rèn)為當(dāng)偏應(yīng)力達(dá)到0.8MPa時(shí)土體已發(fā)生剪切破壞。當(dāng)圍壓為1.0MPa，偏應(yīng)力分別為0.6 MPa、0.8 MPa、1.0 MPa、1.2 MPa、1.3 MPa、1.4MPa、1.5MPa時(shí)，軸向應(yīng)變隨滲透梯度的變化分別增加了0.03%、0.17%、0.15%、0.11%、0.22%、0.41%、0.19%，結(jié)合圖4（b）看出當(dāng)偏應(yīng)力達(dá)到1.6MPa時(shí)，在沒有滲透壓力的條件下，軸向應(yīng)變隨時(shí)間持續(xù)增大，且沒有趨于穩(wěn)定的趨勢(shì)，認(rèn)為當(dāng)偏應(yīng)力達(dá)到1.6MPa土體已發(fā)生剪切破壞。

圖5表明：偏應(yīng)力小于圍壓時(shí)，軸向應(yīng)變隨滲透梯度的變化極為緩慢，也就是說，滲流作用對(duì)于土體軸向應(yīng)變的影響較為微弱；偏應(yīng)力大于圍壓時(shí)，軸向應(yīng)變隨滲透梯度的變化比較明顯；當(dāng)土體結(jié)構(gòu)接近破壞時(shí)（圍壓為0.5MPa、偏應(yīng)力為0.8MPa以及圍壓為1.0MPa、偏應(yīng)力為1.6MPa），滲流作用效應(yīng)最為顯著，并起著加速土體結(jié)構(gòu)破壞的作用。由此得出偏應(yīng)力大于圍壓時(shí)，土體滲流對(duì)軸向應(yīng)變的作用較顯著，并隨著偏應(yīng)力的增大而加速土體結(jié)構(gòu)的破壞。

3 復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下心墻土滲透性演變模型

土體的應(yīng)力狀態(tài)對(duì)滲透特性的影響非常大，因?yàn)槠渲苯雨P(guān)系到土體內(nèi)部結(jié)構(gòu)的變化。由于在圍壓作用下土體孔隙率變低，土體滲透率也會(huì)變低。在偏應(yīng)力作用下，一方面隨著偏應(yīng)力的作用土體軸向應(yīng)變變小，同時(shí)剪切作用使得土體結(jié)構(gòu)更密實(shí)，導(dǎo)致滲透率降低；而另一方面剪切作用達(dá)到一定程度時(shí)，土體發(fā)生剪切破壞，可能為水流提供一條阻力較小的通道，使得土體滲透率增大。因此圍壓和偏應(yīng)力是引起心墻土滲透特性變化的重要原因。從滲透系數(shù)的變化趨勢(shì)及上述機(jī)理分析表明：在圍壓固定的情況下，心墻土的滲透性與偏應(yīng)力、軸向應(yīng)力密切相關(guān)，綜合考慮圍壓、偏應(yīng)力和軸向應(yīng)力的影響，對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合分析。

對(duì)于三軸試驗(yàn)的應(yīng)力狀態(tài)，設(shè)圍壓為σ3，對(duì)應(yīng)的偏應(yīng)力為σ1-σ3，則球應(yīng)力p=（σ1+2σ3）/3，等效應(yīng)力q=［（σ1-σ2）2+（σ1-σ3）2+（σ2-σ3）2］0.5/20.5，應(yīng)力函數(shù)x=［p2+（Mq）2］0.5，M為本構(gòu)模型參數(shù)。假設(shè)滲透系數(shù)與應(yīng)力函數(shù)呈如下指數(shù)性關(guān)系：

式中：k為滲透系數(shù)；k0、a為待擬合參數(shù)。

與其他多個(gè)指數(shù)模型進(jìn)行比較可知，此模型相關(guān)系數(shù)較高，且概念清晰，公式簡(jiǎn)潔，擬合參數(shù)僅有2個(gè)，便于工程應(yīng)用。將試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行擬合分析可知，M2=3時(shí)擬合相關(guān)系數(shù)最高為0.977，擬合結(jié)果見圖6，擬合公式為

圖6 高塑性黏土復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下滲透性演變模型擬合結(jié)果

4 結(jié) 論

a.在本試驗(yàn)各應(yīng)力組合工況下，心墻土滲透流速與滲透梯度基本呈線性關(guān)系，且擬合相關(guān)度在0.970以上，表明在試驗(yàn)水力梯度內(nèi)土樣仍滿足達(dá)西定律，且隨著偏應(yīng)力和軸向應(yīng)力的增大，心墻土的滲透系數(shù)均具有逐漸減小的趨勢(shì)，且減小速率越來越慢，表明剪縮效應(yīng)引起了土體抗?jié)B能力的提高。但當(dāng)偏應(yīng)力增大到一定程度時(shí)，土體抗?jié)B強(qiáng)度會(huì)降低，導(dǎo)致發(fā)生剪切破壞。

b.在本試驗(yàn)設(shè)計(jì)梯度范圍內(nèi)，土樣均未發(fā)生滲透破壞，當(dāng)圍壓為0.5MPa，偏應(yīng)力為0.8MPa時(shí)，在未加滲透壓力的條件下，土體發(fā)生剪切破壞；當(dāng)圍壓為1.0MPa，偏應(yīng)力為1.6MPa時(shí)，在未加滲透壓力條件下，土體發(fā)生剪切破壞。

c.軸向應(yīng)變?cè)谠囼?yàn)過程中呈階梯狀，分級(jí)加載各偏應(yīng)力的初始時(shí)刻軸向應(yīng)變驟然增大，隨后緩慢增大并趨于穩(wěn)定。當(dāng)偏應(yīng)力大于圍壓時(shí)，土體滲流對(duì)軸向應(yīng)變的作用較顯著，并隨著偏應(yīng)力的增大加速了土體結(jié)構(gòu)的破壞。

d.建立了心墻土復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下滲透性演變模型，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行擬合分析，得出心墻土滲透系數(shù)與應(yīng)力函數(shù)的關(guān)系式為k=26.97×10-8e-0.697x。該模型與已有滲透性模型的顯著區(qū)別是綜合考慮了圍壓及偏應(yīng)力的共同作用，且模型簡(jiǎn)單，便于實(shí)際應(yīng)用。

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Permeability of gravel soil for core wall under com plex stress coupling effect

ZHAN Meili1，XIN Yuanxin1，TANG Jian1，HUANG Qingfu2，SHENG Jinchang1，LUO Yulong1
（1.College ofWater Conservancy and Hydropower Engineering，Hohai University，Nanjing，210098，China；2.Kunming Hydroelectric Investigation and Design Institute，Kunming 650000，China）

In order to study the permeability characteristics and permeability evolutionmodel of gravel soil used in core wall of earth-rock dam，a self-made seepage-stress apparatus was used to conduct permeability test for gravel soil of the Changheba Hydropower Station in complex stress state.Test results show that complex stress has significant effect on permeability evolution of gravel soil，the relationship between seepage velocity and hydraulic gradient follows Darcy's law within the range of the design hydraulic gradient，and seepage failure of soil samples does not occur.The results also show that under the same confining pressure，permeability coefficient of gravel soil decreases gradually as the partial stress and axial stress increases.There is a stepwise relationship between the axial strain and the stress acting time in the test process. As the partial stress grows，the axial strain increases with the seepage gradient.An empirical formula for relationship between the permeability coefficient and the stress function is established，which further reveals the permeability evolution mechanism of gravel soil under complex stress theoretically.

gravel soil for core wall；complex stress；permeability coefficient；axial strain；permeability evolution

TV139.16

A

1006-7647（2016）04-0036-06

10.3880/j.issn.1006-7647.2016.04.007

2015 09- 07 編輯：駱超）

國家自然科學(xué)基金（51474204，51579078）

詹美禮（1959—），男，教授，主要從事滲流力學(xué)、地下水污染及控制技術(shù)研究。E-mail：zhanmeili@vip.sina.com