程龍虎，聶如松，劉 飛

(1.中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075；2.西安科技大學(xué)地質(zhì)與環(huán)境學(xué)院，陜西 西安 710054；3.高速鐵路建造技術(shù)國家工程試驗(yàn)室，湖南 長沙 410075)

裂隙性黃土單軸抗壓試驗(yàn)研究

程龍虎1,2,3，聶如松1,3，劉 飛2

(1.中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075；2.西安科技大學(xué)地質(zhì)與環(huán)境學(xué)院，陜西 西安 710054；3.高速鐵路建造技術(shù)國家工程試驗(yàn)室，湖南 長沙 410075)

黃土中裂隙屬黃土體結(jié)構(gòu)面，影響黃土的強(qiáng)度特性，對工程的穩(wěn)定和安全產(chǎn)生重要影響。以臨潼地區(qū)Q2黃土為研究對象，開展了裂隙性黃土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，探討了不同裂隙傾角對裂隙性黃土強(qiáng)度特性的影響規(guī)律。試驗(yàn)結(jié)果表明：單軸受壓條件下，不同裂隙傾角的裂隙性黃土破壞模式主要有壓裂破壞、壓剪破壞和滑移-壓剪復(fù)合破壞三種類型，且裂隙性黃土試樣破裂面的形成受裂隙傾角的控制。裂隙傾角變化對裂隙性黃土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線影響顯著，裂隙傾角為0°～30°和90°時(shí)，裂隙性黃土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線可分為裂隙壓密階段、彈性變形階段、塑性屈服階段以及殘余階段等；而裂隙傾角為40°～70°，裂隙性黃土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線無明顯的4個(gè)階段，且破壞是突發(fā)性的。隨裂隙傾角的增大，裂隙性黃土單軸抗壓強(qiáng)度曲線整體表現(xiàn)為先降低后增大的“V”形。顯著體現(xiàn)裂隙傾角變化對裂隙性黃土試樣單軸抗壓強(qiáng)度的影響，同時(shí)，裂隙傾角對裂隙性黃土抗剪強(qiáng)度也具有顯著的控制效應(yīng)。

黃土；裂隙性；裂隙傾角；單軸抗壓強(qiáng)度

裂隙性黃土因黃土體內(nèi)部分布大量不同時(shí)期、規(guī)模、產(chǎn)狀、尺度、成因以及力學(xué)性質(zhì)的裂隙[1]，改變黃土體本身的結(jié)構(gòu)構(gòu)造，控制黃土體力學(xué)性質(zhì)，故其工程性質(zhì)比一般黃土更為復(fù)雜，繼而誘發(fā)黃土高原地區(qū)諸多工程地質(zhì)問題[2]。同時(shí)，黃土作為西部黃土高原地區(qū)工程建設(shè)必不可少的地質(zhì)體材料，裂隙性黃土抗壓強(qiáng)度對工程的穩(wěn)定與安全產(chǎn)生重要影響[3]。

國內(nèi)外對裂隙性土力學(xué)性質(zhì)的研究起步相對較晚，研究工作主要集中于裂隙黏土。Skempton[4]認(rèn)為，黏性土中發(fā)育的裂隙對土體物理力學(xué)性質(zhì)產(chǎn)生較大影響，裂隙極大地弱化黏性土力學(xué)特性。Marsland[5]指出，硬黏土中裂隙所處位置嚴(yán)重影響硬黏土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，相較于一般硬黏土應(yīng)力-應(yīng)變曲線具有明顯峰值點(diǎn)，而裂隙性黏土應(yīng)力-應(yīng)變曲線無明顯峰值點(diǎn)。孔德坊[6]研究了分析裂隙傾角、裂隙數(shù)量和隙壁厚度等對裂隙黏土力學(xué)性能的影響效應(yīng)，并采用激光散斑法量測分析裂隙黏土試樣在單軸壓力作用下不同部位的變形特征。鄧京萍等[7]通過對成都黏土的三軸壓縮試驗(yàn)研究，揭示裂隙黏土與母體土力學(xué)性質(zhì)具有顯著差異，裂隙黏土破壞面常沿著或追蹤裂隙產(chǎn)生，不同裂隙角度對裂隙黏土強(qiáng)度影響也不盡相同，其中裂隙角度約55°時(shí)，強(qiáng)度最低。韋秉旭等[8]以膨脹土為研究對象，分析了壓實(shí)膨脹土中裂隙的發(fā)育規(guī)律，并對裂隙對膨脹土內(nèi)摩擦角和黏聚力的影響進(jìn)行了研究。

黃土作為具有特殊結(jié)構(gòu)性的土，裂隙性黃土不同于一般裂隙黏土，有其特殊的力學(xué)特性，因此，現(xiàn)有裂隙黏土的研究成果不一定適用裂隙性黃土。彭建兵等[9]利用大尺寸裂隙性黃土直剪試驗(yàn)，探討不同形成時(shí)期、不同加載方式作用對大尺寸裂隙性黃土抗剪強(qiáng)度的影響；盧全中[10]基于裂隙性黃土三軸壓縮試驗(yàn)，建立裂隙性黃土的二元介質(zhì)模型，評價(jià)裂隙性黃土的工程災(zāi)害效應(yīng)；王志新[11]通過平面應(yīng)變試驗(yàn)和數(shù)值模擬開展了裂隙性黃土剪切帶研究，并將試驗(yàn)結(jié)果與地裂縫成因及擴(kuò)展機(jī)理相聯(lián)系；周彬[12]采用平面應(yīng)變壓縮試驗(yàn)并結(jié)合數(shù)值模擬，研究裂隙性黃土平面應(yīng)變壓縮特性；孫萍等[13]以單軸拉伸與三軸剪切試驗(yàn)為手段，分別研究不同裂隙傾角對裂隙性黃土抗拉和剪切特性的影響。黃土作為西部地區(qū)廣泛運(yùn)用的建筑材料和建筑場地土，工程建設(shè)中黃土的抗壓強(qiáng)度對工程的穩(wěn)定和安全產(chǎn)生重要影響，然而全面、深刻地研究黃土作為建筑填料能否滿足工程建設(shè)的安全性要求還有欠缺，黃土中分布的裂隙更是經(jīng)常被忽略。因此，開展裂隙性黃土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度研究對黃土地區(qū)的工程建設(shè)具有重要的工程實(shí)踐意義。由于黃土較松散、易碎，原狀裂隙試樣很難制取，因此，本文以重塑黃土試樣為研究對象，開展裂隙性黃土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)研究，探究裂隙傾角對裂隙性黃土抗壓特性的影響規(guī)律。

1 裂隙性黃土單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)

1.1試驗(yàn)設(shè)計(jì)

試驗(yàn)采用圓柱體單貫通節(jié)理裂隙試樣，其中，試樣直徑為39.1 mm，高度為80.0 mm。為便于研究不同裂隙面傾角對黃土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度的影響，定義裂隙面與試樣軸向壓應(yīng)力面之間的夾角為裂隙傾角，將制備的重塑黃土試樣分別制成0°，10°，20°，30°，40°，45°，50°，60°，70°，90°等10組不同裂隙傾角的單貫通裂隙性黃土試樣(圖1)，分別對每組裂隙傾角的3個(gè)裂隙性黃土試樣進(jìn)行無側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)。

圖1 裂隙性黃土試樣示意圖Fig.1 Sketch of the fractured loess samples裂隙傾角/(°)：(1)0(2)10(3)20(4)30(5)40(6)45(7)50(8)60(9)70(10)90

1.2試樣制備

試驗(yàn)用土取自西安科技大學(xué)臨潼校區(qū)采土開挖形成的黃土陡崖，采用刻槽法取土，取土處距黃土陡崖頂面約6.8 m，為離石黃土(Q2)，呈黃色—褐黃色，土質(zhì)較密實(shí)，內(nèi)部含有少量白色蝸牛殼和植物根系，蟲孔、鈣質(zhì)結(jié)核較發(fā)育，基本物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)見表1。

表1 試驗(yàn)用土基本物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)Table 1 Basic physic-mechanical properties of the tested soil

將現(xiàn)場取回的原狀黃土搗碎過篩，采用電動擊實(shí)儀分三層進(jìn)行擊實(shí)，脫模后削制直徑為39.1 mm的圓柱體重塑黃土試樣，各組重塑黃土試樣含水率14.4%、干密度為1.54 g/cm3。因黃土較松散且易破壞，直接切割重塑黃土試樣加工制作不同裂隙傾角的裂隙性黃土試樣，可造成重塑黃土試樣破壞。因此，首先利用直徑40 mm的PVC管材設(shè)計(jì)加工不同傾角的裂隙模具(圖2)；然后借助裂隙模具進(jìn)行不同裂隙傾角切割，并將切割完成的裂隙性黃土試樣套于銅質(zhì)三瓣模上，削制高度為80.0 mm的圓柱體裂隙性黃土試樣；最后，因上述方法制作的裂隙性黃土試樣裂隙面較平直光滑，而實(shí)際上裂隙面較粗糙或有軟弱填充物充填，鑒于此，本次試驗(yàn)考慮采用充填土的裂隙性黃土試樣(圖3)，同時(shí)，考慮到黃土體發(fā)育的裂隙面中充填土含水率高于裂隙兩側(cè)黃土的含水率的實(shí)際情況[14]，試驗(yàn)所用充填土是將現(xiàn)場取回的原狀黃土搗碎后，加入一定量的水進(jìn)行攪拌，待充填土攪拌均勻后充填于黃土裂隙內(nèi)部，所有裂隙性黃土試樣中充填土的含水率均為20.3%，充填試樣放置于保濕器中養(yǎng)護(hù)一定時(shí)間后再進(jìn)行試驗(yàn)。

圖2 不同傾角的裂隙模具Fig.2 Fracture molds with different angles

圖3 充填土的裂隙性黃土試樣Fig.3 Samples of fractured loess filled with filling soil

1.3試驗(yàn)方法

裂隙性黃土單軸抗壓強(qiáng)度采用無側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)測試，所用儀器為南京土壤儀器廠生產(chǎn)的YYW-2型應(yīng)變控制式無側(cè)限壓力儀。本次試驗(yàn)加載的應(yīng)變速率為4×10-2mm/s，以攝像機(jī)記錄試驗(yàn)過程，當(dāng)量力百分表開始出現(xiàn)“回轉(zhuǎn)”時(shí)，表示試樣已經(jīng)破壞，終止試驗(yàn)；試驗(yàn)結(jié)束后，由攝像機(jī)記錄過程讀取所需試驗(yàn)數(shù)據(jù)，繪制應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1破壞特性分析

不同裂隙傾角的裂隙性黃土在單軸壓縮條件下試樣破壞情況如圖4所示(圖中紅線表示裂隙面，黑線表示破裂面)。

圖4 不同裂隙傾角的裂隙性黃土試樣破壞情況Fig.4 The destruction of samples with different fractured angles

(1)裂隙傾角為0°時(shí)，隨著軸向壓力的增加，裂隙不斷被壓密，因軸向壓力方向與裂隙面垂直，裂隙面中部的上、下表面處于受拉狀態(tài)，試樣產(chǎn)生裂紋，初始擴(kuò)展并不是沿原有裂隙面的方向，而是分別自裂隙面上、下沿軸向逐漸擴(kuò)展至試樣頂、底端，直至試樣破壞，主要為壓裂破壞。

(2)裂隙傾角為10°，20°，30°時(shí)，由于軸向壓力與裂隙面有一定的夾角且裂隙傾角較小，隨著軸向壓力的增加，試樣沿裂隙面的滑動剪切破壞與試樣整體的壓剪破壞基本上同時(shí)發(fā)生，故試樣破壞整體表現(xiàn)為壓剪破壞，雖有一定的滑移剪切破壞但不明顯，最終形成一條貫通的破裂面，破裂面傾角較大。

(3)裂隙傾角為40°，45°，50°，60°時(shí)，因裂隙傾角較大，隨著軸向壓力的增加，試樣首先沿裂隙面發(fā)生滑移剪切破壞，然后產(chǎn)生整體壓剪破壞，故試樣破壞為滑移—壓剪復(fù)合破壞，破裂面呈“X”形，其中，裂隙傾角為60°時(shí)，試樣破壞最為嚴(yán)重。試驗(yàn)結(jié)果與文獻(xiàn)[15]基于離散單元法對不同角度的節(jié)理黃土進(jìn)行單軸抗壓試驗(yàn)數(shù)值模擬研究結(jié)論一致，即試樣破壞最嚴(yán)重的裂隙傾角與黃土剪切破裂面傾角接近。

(4)裂隙傾角為70°時(shí)，在軸向壓力作用下，裂隙面尖端首先產(chǎn)生破壞，隨著軸向壓力的增加，試樣沿裂隙面滑動并在其附近產(chǎn)生若干次生裂隙；裂隙傾角為90°時(shí)，因裂隙面與軸向壓力方向平行，軸向壓力主要由試樣本身承擔(dān)，隨著軸向壓力的增加，試樣產(chǎn)生破壞，其破壞主要以壓剪破裂為主，并形成貫通破裂面。

2.2強(qiáng)度特性分析

通過對10組不同裂隙傾角的裂隙性黃土進(jìn)行單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，分別獲得各組裂隙性黃土試樣軸向應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖5所示。

圖5 不同裂隙傾角的裂隙性黃土應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.5 Stress-strain curves of fractured loess with different fracture angles

(1)隨著裂隙性黃土軸向應(yīng)變的不斷增大，軸向應(yīng)力也逐漸增大，當(dāng)軸向應(yīng)變達(dá)到某一定值時(shí)，試樣瞬時(shí)發(fā)生斷裂，這種斷裂是突發(fā)性的，試樣斷裂前沒有明顯的征兆，屬于典型的脆性斷裂。

(2)裂隙傾角為0°～30°時(shí)，裂隙性黃土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線形態(tài)差異很?。欢严秲A角為40°～70°時(shí)，裂隙性黃土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線形態(tài)差異較大。當(dāng)裂隙傾角為90°，裂隙性黃土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線與裂隙傾角為0°～30°時(shí)裂隙性黃土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線相似，但前者的峰值應(yīng)力明顯大于后者的峰值應(yīng)力。

(3)裂隙傾角為0°～30°和90°時(shí)，裂隙性黃土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線可分為4個(gè)階段：第1階段為裂隙壓密階段，曲線斜率較小，軸向應(yīng)變變化較大，相應(yīng)地軸向應(yīng)力變化較??；第2階段為彈性變形階段，曲線近似為直線，直線斜率大于第1階段曲線斜率；第3階段為塑性屈服階段，曲線斜率逐漸減小直至軸向應(yīng)力出現(xiàn)峰值為止；第4階段為殘余階段，軸向應(yīng)力迅速下降。裂隙傾角為40°～70°時(shí)，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線并不能表現(xiàn)上述明顯的4個(gè)階段，其峰值后曲線也很難獲得，軸向應(yīng)力在試樣破壞后發(fā)生驟降，表明裂隙傾角較大時(shí)對裂隙性黃土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線影響顯著。

2.3裂隙傾角對強(qiáng)度影響的討論與分析

從圖5中可以看出，當(dāng)裂隙傾角較小時(shí)，裂隙性黃土在軸向壓力作用下的變形過程與大多數(shù)含有結(jié)構(gòu)面的巖體的變形過程一致，均包括壓密階段、彈性變形階段、塑性變形階段以及峰后殘余階段等4個(gè)階段；當(dāng)裂隙傾角較大時(shí)，裂隙性黃土的變形過程與大多數(shù)含結(jié)構(gòu)面的巖體的變形不同，其變形過程沒有表現(xiàn)出明顯的4個(gè)階段特征。為了進(jìn)一步分析不同裂隙傾角對強(qiáng)度的影響，消除因量綱不同對試驗(yàn)結(jié)果的影響，將裂隙性黃土單軸抗壓強(qiáng)度歸一化處理，定義單軸抗壓強(qiáng)度qu與試驗(yàn)所用黃土黏聚力c的比值為單軸抗壓強(qiáng)度相對值，記作qu/c，繪制不同裂隙傾角與單軸抗壓強(qiáng)度相對值qu/c關(guān)系曲線(圖6)。

圖6 裂隙傾角與qu/c關(guān)系曲線Fig.6 Relationship of the fracture angles and qu/c

根據(jù)Mohr-Coulomb強(qiáng)度理論的破壞準(zhǔn)則，土體達(dá)到破壞時(shí)主應(yīng)力的關(guān)系如下：

式中：σ1，σ3——最大與最小主應(yīng)力/kPa；

c——黏聚力/kPa；

φ——內(nèi)摩擦角/(°)。

開展無側(cè)限抗壓強(qiáng)度時(shí)σ3=0，σ1=2ctan(45°+φ/2)，此時(shí)σ1就等于土體的單軸抗壓強(qiáng)度qu，即qu/c=σ1/c=2tan(45°+φ/2)。根據(jù)試驗(yàn)用土的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)c=60 kPa、φ=31.0°，則qu/c=σ1/c=3.53。同時(shí)，依據(jù)試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算獲得不同裂隙傾角的裂隙性黃土單軸抗壓強(qiáng)度相對值qu/c，如表2所示。

表2 裂隙性黃土不同裂隙傾角的qu/c值Table 2 Values of qu/c of fractured loesswith different angles

由表2可以看出，當(dāng)裂隙傾角為45°時(shí)，試樣單軸抗壓強(qiáng)度相對值qu/c與Mohr-Coulomb強(qiáng)度理論計(jì)算獲得的qu/c=3.53近似，表明此時(shí)裂隙性黃土的強(qiáng)度與試驗(yàn)用土保持一致，其破壞強(qiáng)度服從Mohr-Coulomb強(qiáng)度破壞準(zhǔn)則。同時(shí)，從表2中可以看出，當(dāng)裂隙傾角小于45°時(shí)，qu/c隨著裂隙傾角的增大而減少；當(dāng)裂隙傾角大于45°時(shí)，隨著裂隙傾角的增大qu/c先減小后增大。對出現(xiàn)上述現(xiàn)象的可能原因討論如下：

(1)當(dāng)裂隙傾角發(fā)生變化時(shí)，裂隙內(nèi)部充填土的含量也隨之發(fā)生變化，由于充填土的強(qiáng)度較其兩側(cè)黃土的強(qiáng)度低，因此隨著充填土含量的變化，充填土對裂隙試樣整體弱化情況也可能會發(fā)生一定的變化。文獻(xiàn)[16]通過三軸壓縮滲透試驗(yàn)分析了不同泥質(zhì)含量對砂巖強(qiáng)度及其滲透性的影響，結(jié)果表明砂巖的內(nèi)摩擦角和黏聚力隨含泥量增加而逐漸減小。筆者認(rèn)為，裂隙性黃土強(qiáng)度變化是充填土含量與裂隙傾角綜合作用的結(jié)果，隨著裂隙傾角以及充填土含量的變化，裂隙性黃土內(nèi)摩擦角和黏聚力也會發(fā)生相應(yīng)的變化。

(2)由σ1=2ctan(45°+φ/2)可知，裂隙性黃土單軸抗壓強(qiáng)度與抗剪強(qiáng)度指標(biāo)c，φ有關(guān)，即裂隙性黃土抗剪強(qiáng)度指標(biāo)c，φ受土體裂隙傾角的控制，不同的裂隙傾角試樣相應(yīng)的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)c，φ也不同。①假設(shè)裂隙存在且裂隙傾角的變化對裂隙性黃土試樣黏聚力c沒有影響，根據(jù)qu/c=σ1/c=2tan(45°+φ/2)，并結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果可知，當(dāng)裂隙傾角小于45°時(shí)，試樣內(nèi)摩擦角φ隨著裂隙傾角的增大而減小；當(dāng)裂隙傾角大于45°時(shí)，試樣內(nèi)摩擦角φ隨著裂隙傾角的增大呈先減小后增大。文獻(xiàn)[17]指出，在裂隙傾角0°～70°范圍內(nèi)，裂隙性黏土的內(nèi)摩擦角φ由大變小，然后又逐漸增大，最小值出現(xiàn)于裂隙傾角約為50°，與本文試驗(yàn)結(jié)果比較相符。因此，可以認(rèn)為裂隙傾角對裂隙性黃土的內(nèi)摩擦角φ具有控制作用。②假設(shè)裂隙存在且裂隙傾角的變化對裂隙性黃土試樣的內(nèi)摩擦角φ沒有影響，根據(jù)σ1=2ctan(45°+φ/2)，并結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果可知，當(dāng)裂隙傾角小于45°時(shí)，試樣黏聚力c隨著裂隙傾角的增大而減??；當(dāng)裂隙傾角大于45°時(shí)，試樣黏聚力c隨著裂隙傾角的增大呈先減小后增大。已有研究成果[18～19]表明，裂隙的存在明顯影響裂隙土黏聚力c，且隨著裂隙土裂隙傾角的增大，裂隙土黏聚力c不斷降低。因此，可以認(rèn)為裂隙性黃土的黏聚力c受裂隙傾角影響。③前述分別假設(shè)裂隙存在且裂隙傾角的變化對裂隙性黃土抗剪強(qiáng)度指標(biāo)c，φ不產(chǎn)生影響進(jìn)行分析，而實(shí)際上裂隙性黃土抗剪強(qiáng)度由黏聚力和摩擦角兩部分組成綜合體現(xiàn)，文獻(xiàn)[20]通過試驗(yàn)研究揭示含不同傾角裂隙的膨脹土抗剪強(qiáng)度指標(biāo)c，φ都隨著裂隙傾角的增大而減小；文獻(xiàn)[21]基于含不同裂隙傾角的黃土試樣的三軸試驗(yàn)指出，在局部裂隙傾角變化范圍內(nèi)，土樣的黏聚力隨裂隙傾角的增大而增大，而內(nèi)摩擦角是先減小后增大?；谝陨戏治?，筆者認(rèn)為，裂隙性黃土抗剪強(qiáng)度指標(biāo)c，φ受裂隙傾角控制，但是具體規(guī)律如何有待進(jìn)一步研究。

同時(shí)，由圖6可以看出，隨著裂隙傾角的增大，裂隙性黃土單軸抗壓強(qiáng)度曲線呈先降低后增大的“V”形，表明裂隙傾角變化對裂隙性黃土試樣單軸抗壓強(qiáng)度影響顯著。當(dāng)裂隙傾角為0°～30°時(shí)，隨裂隙傾角的增大，裂隙性黃土單軸抗壓強(qiáng)度逐漸減小，但裂隙傾角變化對單軸抗壓強(qiáng)度影響較?。划?dāng)裂隙傾角為40°～70°時(shí)，裂隙性黃土單軸抗壓強(qiáng)度隨裂隙傾角增大呈先增大后減小，至裂隙傾角為50°時(shí)，單軸抗壓強(qiáng)度相對最大，數(shù)值上接近于裂隙傾角為20°時(shí)相應(yīng)的單軸抗壓強(qiáng)度值，至裂隙傾角為70°時(shí)，單軸抗壓強(qiáng)度最?。涣严秲A角為90°時(shí)，單軸抗壓強(qiáng)度最大。

3 結(jié)論

(1)在單軸受壓條件下，不同裂隙傾角的裂隙性黃土試樣具有不同的破壞模式，主要可分為壓裂破壞、壓剪破壞和滑移壓剪復(fù)合破壞等3種，且裂隙性黃土試樣破裂面的形成受裂隙傾角的控制；同時(shí)，裂隙性黃土抗剪強(qiáng)度也受裂隙傾角的控制，但具體影響規(guī)律有待深入研究。

(2)裂隙傾角變化對裂隙性黃土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線具有顯著影響。其中，裂隙傾角為0°～30°和90°時(shí)，裂隙性黃土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線可分為裂隙壓密階段、彈性變形階段、塑性屈服階段以及殘余階段；當(dāng)裂隙傾角為40°～70°，裂隙性黃土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線無明顯的4個(gè)階段，其彈性變形或塑性屈服階段較長，峰后破壞曲線很難獲得，破壞是突發(fā)性的。

(3)隨裂隙傾角的增大，裂隙性黃土單軸抗壓強(qiáng)度曲線整體表現(xiàn)為先降低后增大的“V”形，表明裂隙傾角變化對裂隙性黃土試樣單軸抗壓強(qiáng)度的影響顯著。

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責(zé)任編輯：張明霞

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

劉飛(1982-)，男，博士，講師，主要從事地質(zhì)工程科研和教學(xué)工作。E-mail：liufei0828@sohu.com

10.16030/j.cnki.issn.1000-3665.2017.05.13

2017-02-20;

2017-03-15

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目資助(41402264)；中國鐵路總公司科學(xué)研究開發(fā)計(jì)劃重大課題資助(2016G003-B)

程龍虎(1994-)，男，碩士研究生，主要從事地質(zhì)工程與巖土工程研究。E-mail: 13772495192@163.com