段 釗 董晨曦 鄭文杰 唐 皓 馬建全

(①西安科技大學地質(zhì)與環(huán)境學院， 西安 710054，中國)(②陜西省煤炭綠色開發(fā)地質(zhì)保障重點實驗室， 西安 710054，中國)(③西安建筑科技大學土木工程學院， 西安 710055，中國)

0 引 言

液化問題一直是巖土工程研究中的熱點。在公路中，車輛運行產(chǎn)生的振動荷載往往會使路基發(fā)生砂土液化，這種砂土液化會造成路基的不均勻沉降、橋梁的傾斜，給公路交通工程帶來極大隱患(肖琳， 2003)； 在鐵路中，由于孔壓積累的效果，當間隔較短的列車先后通過同一區(qū)域時，會使鐵路地基出現(xiàn)液化，進而使地基失穩(wěn)，危害行車安全(孟慶文等， 2006)； 在工民建中，地震作用誘發(fā)飽和砂土液化會導致建筑物地基失效(張澤涵， 2016)。不僅如此，砂土液化也是碼頭、堤壩、礦山等工程建設中常見的工程地質(zhì)問題。

目前，工程中的液化多屬于振動液化，國內(nèi)諸多學者對振動液化問題進行了系統(tǒng)研究，基本揭示了實際工程中出現(xiàn)的砂土振動液化機理(安亮等， 2018； 張曉超等， 2018; 馮忠居等， 2019)。但有一類由特殊振動引發(fā)的液化問題，在實際工程中也經(jīng)常遇到。例如飛機降落沖擊地表引起的場地液化問題(韓培峰等， 2019)，超軟土地基動力固結引起的液化問題(李彰明等， 1997)，以及堰塞壩泄洪爆破引起的液化問題(王維國等， 2016)等等。此類液化問題的特殊之處在于所受荷載是一種單次沖擊荷載，而非連續(xù)的循環(huán)荷載。這種沖擊載荷具有強度高、時間短、應力波傳播效應強等特點，造成孔隙水壓力瞬間激增(張均鋒， 1999)。因此，有學者通過力學試驗來探究此類液化問題。孟祥躍等(1999)設計了一種承砂筒自由下落沖擊底部法蘭的沖擊試驗，通過試驗得到了砂土在沖擊荷載下沖擊壓力波形的變化及其與落高、測點位置等的關系，并探討了后期超孔隙水壓力與落高、砂樣級配、測點位置以及飽和砂土的液化、密實之間的關系； 隨后又利用X光射線觀察到了飽和砂土受沖擊后出現(xiàn)的橫斷裂縫、縱向排水通道以及密實沉降過程的產(chǎn)生、發(fā)展及消失，認為這種現(xiàn)象是一種砂土骨架組織結構的重新排列的結果(孟祥躍等， 2002)； 張鈞峰等(2000， 2001)在前者基礎上，對飽和砂土受沖擊液化后的排水與密實過程進行了研究，建立了砂面沉降速度、沉降量、超孔隙水壓力等參數(shù)與時間的量化關系； 隨后對飽和砂土在不同落距下沖擊液化后砂面的沉降進行了測量，得出飽和砂土液化前和液化固結后的相對密度變化規(guī)律，以及相對密度增量與初始相對密度的關系； 傅軍健(2011)通過改進三軸儀，對砂土、黏土與含砂黏土進行了沖擊試驗研究，分析了沖擊能、排水條件、土體滲透性等對飽和土的沖擊作用和沖擊后固結過程的影響規(guī)律； 李彰明等(2014)建立了高能沖擊作用下飽和軟土的孔壓、頂板沉降、和夯擊遍數(shù)與時間的數(shù)學關系，對淤泥土加固及施工提供了一定的指導依據(jù)； 韓培峰等(2019)通過夯擊試驗模擬了飛機起落對機場跑道的反復沖擊作用，得到了孔隙水壓力增長、沉降量與沖擊荷載大小、次數(shù)之間的關系。Lü et al.(2019)運用霍普金森桿對不同狀態(tài)下的兩種砂土進行了沖擊試驗，預測了砂土在不同初始孔隙比與含水量狀態(tài)下的消波能力。

近期，在對涇陽南塬黃土滑坡的研究中，有學者注意到黃土滑坡發(fā)生時對階地易侵蝕層的沖擊作用及沖擊引起的非飽和砂質(zhì)粉土層液化現(xiàn)象(Peng et al.， 2017， 2018； 馬鵬輝等， 2018a,2018b)。而滑動過程中的沖擊液化作用很可能是，該類滑坡在近水平階地上保持高速運動的動力原因(段釗等， 2016； 沈偉等， 2016； 沈月強等， 2019)。雖然已有學者提出了一定的理論假設(許領等， 2010； 馬鵬輝等， 2018a,2018b)，但缺少力學試驗支撐，導致力學機理尚不清晰。為此，本文基于涇陽南塬黃土滑坡的地質(zhì)背景，概化了滑坡地質(zhì)模型，分析了不同飽和度砂質(zhì)粉土在相同沖擊荷載條件下的孔隙水壓力及總應力的變化規(guī)律，并對砂質(zhì)粉土在沖擊后的含水率與剪切強度進行了測量，以期為黃土滑坡的運動機理研究提供相應的理論依據(jù)。

1 滑坡地質(zhì)背景與模型

1.1 滑坡地質(zhì)背景

涇陽南塬典型斜坡的地質(zhì)剖面如圖1所示。

圖1 典型滑坡地質(zhì)剖面Fig.1 Geological section of typical landslide

根據(jù)探槽(圖2)揭露，階地易侵蝕層巖性由上至下依次分為：粉質(zhì)黏土層、砂礫石層、砂質(zhì)粉土層、中細砂層、砂礫石層。探槽內(nèi)潛水埋深為2.2 m，由探槽處至坡腳處水位逐漸抬升。事實上，塬區(qū)灌溉與大氣降水會引起潛水水位變化，從而導致階地易侵蝕層的含水率也隨之變化。試驗樣品取自砂質(zhì)粉土層，含水量高，向下為中砂層，開挖有泉出露。為查明滑坡堆積體的內(nèi)部特征，對典型滑坡進行了詳細的槽探工作(圖2)。

圖2 涇陽南塬典型沖擊液化型滑坡Fig.2 Typical impact liquefaction landslide of Jingyang south platform

在探槽內(nèi)，發(fā)現(xiàn)了滑坡體與階地地層(易侵蝕層)相互作用的地質(zhì)現(xiàn)象(圖3)。圖3a是探槽1西側壁中部，可見階地地層被滑體推擠至原地表以上，并表現(xiàn)出地層傾斜和地層重復等現(xiàn)象，地層傾角多大于45°。圖3b為探槽1東側壁前緣，可見砂質(zhì)粉土呈流態(tài)化特征，表現(xiàn)出向上躍層、揉皺和包卷等現(xiàn)象，這些砂質(zhì)粉土層結構松散、強度低，用手輕摳即剝落。圖3c為探槽2東側壁，可見滑坡沖擊階地造成的逆沖剪斷與地層揉皺等現(xiàn)象?？赏茢啵百|(zhì)粉土層在滑坡運動過程中受到了強烈的沖擊作用并表現(xiàn)出液化現(xiàn)象。

圖3 滑坡沖擊下階地的地質(zhì)現(xiàn)象Fig.3 Geological signs of terrace under landslide impacta.砂質(zhì)粉土的高傾角剪出； b.砂質(zhì)粉土形成的逆沖構造; c.砂質(zhì)粉土的成片躍層

1.2 滑坡地質(zhì)模型

通過調(diào)查和分析發(fā)現(xiàn)，涇陽南塬黃土滑坡在沖擊階地時，可能造成階地中砂質(zhì)粉土層產(chǎn)生較高超孔隙水壓力并發(fā)生液化。根據(jù)Wang et al.(2003)提出的液化型碎屑流滑坡的地質(zhì)模型和段釗等(2016)針對涇陽南塬提出的兩類黃土滑坡運動液化模式，對涇陽南塬沖擊液化的黃土滑坡給出概化模型(圖4)，并將其運動過程劃分為3個階段：第1階段，滑體在誘發(fā)條件下啟動，受重力作用加速下滑至坡腳； 第2階段，滑體脫離斜坡滑床并沖擊階地，在滑體沖擊下階地易侵蝕層被推擠和刮鏟，其中砂質(zhì)粉土層受沖擊后液化，滑體在底部液化層的擎托下，得以維持一定的高速運動； 第3階段，滑體運動阻力增大，滑體底部液化作用減弱，滑體做減速運動，直至停止。

圖4 滑坡運動過程示意Fig.4 Schematic diagram of landslide movement processa.第1階段； b.第2階段； c.第3階段

根據(jù)滑坡模型的宏觀假設，將滑體下滑后對砂質(zhì)粉土層沖擊力簡化為單次沖擊荷載，參考Wang et al.(2003)的沖擊力計算公式對滑坡沖擊力Fd進行計算：

Fd=Kd·ΔW

(1)

式中:Kd為沖擊力的動應力系數(shù)； ΔW為滑體作用于階地的靜應力。

所以滑體對砂質(zhì)粉土層的豎向應力為：

P=Fd·sinα+ΔW=ΔW(1+Kd·sinα)

(2)

式中：α為滑坡剪出后與砂質(zhì)粉土層的夾角，約為50°。經(jīng)計算，滑體對砂質(zhì)粉土產(chǎn)生的豎向應力P約為395.85～610.32 kPa。

2 沖擊試驗

2.1 基本性質(zhì)

選取典型滑坡前緣原狀階地中的砂質(zhì)粉土作為試樣，進行粒徑級配與常規(guī)試驗。該試樣級配關系曲線如圖5所示。試樣的不均勻系數(shù)Cu為7.85，曲率系數(shù)Cc為2.19，表明級配良好。試樣的基本性質(zhì)見表1。

表1 砂質(zhì)粉土的基本性質(zhì)Table1 Basic properties of sandy silt

圖5 試樣顆粒級配曲線Fig.5 Grain grading curve of sample

其中，試樣的天然含水率Wc與液限WL的比值為0.89。根據(jù)陳國興等(2013)對細粒土液化可能性的研究(當塑性指數(shù)12

通過XRD試驗進行顆粒成分分析，得出砂質(zhì)粉土的礦物組分含量，并根據(jù)結晶學與礦物學得到其莫式硬度(表2)。由表2可知，砂質(zhì)粉土中硬度較高的兩種礦物石英與鈉長石在顆粒組分中總計占比可達83%，而強度較低的方解石、蒙脫石與綠泥石占比較低，為17%。其中蒙脫石與綠泥石為親水性礦物，吸水性強。

表2 砂質(zhì)粉土礦物組分含量及硬度關系表Table2 Mineral content and hardness of sandy silt

2.2 試驗設計

根據(jù)黃土滑坡沖擊階地易侵蝕基層的地質(zhì)模型與基礎物理試驗結果，設計沖擊試驗。試驗共分為3步進行：

第1步，反壓制樣(圖6a)：將試樣進行篩分，取少量烘干計算試樣含水率。設計試樣孔隙比為0.85。通過控制試樣密度分層壓制在內(nèi)徑30 cm的承樣桶內(nèi)，單層厚度5 cm，且靜壓時間不少于30 min，每層制樣結束后做刨毛處理，使各層之間自然過渡，桶內(nèi)試樣最終達到30 cm厚度。

圖6 沖擊試驗設備Fig.6 Equipment of impact testa.反壓制樣； b.試樣浸潤：1.排水閥， 2.試樣， 3.有機玻璃蓋板， 4.導水孔， 5.水； c.傳感器布設; d.Ⅰ.試驗系統(tǒng)； 1.沖擊錘， 2.定滑輪裝置， 3.導桶， 4.承樣桶； Ⅱ.監(jiān)測系統(tǒng)， 5.采集儀

第2步，試樣浸潤(圖6b)：制樣結束后，在試樣表面蓋上與承樣桶內(nèi)徑相同的開有導水孔的有機玻璃蓋板。設計試樣的飽和度為70%、80%和90%。分別計算所需水的質(zhì)量，通過蓋板小孔和接觸邊界滲入試樣中，打開制樣筒底部排氣(水)閥，密封承樣桶防止水分蒸發(fā)，直至桶內(nèi)土體充分浸潤。浸潤過程中不卸蓋板，確保砂質(zhì)粉土試樣在浸潤過程中既不受力也不發(fā)生變形。

第3步，沖擊試驗及監(jiān)測：試樣飽和完畢，將孔隙水壓力傳感器按如圖6c接入沖擊桶內(nèi)(土壓力傳感器預先埋設)，并將傳感器與數(shù)據(jù)采集器連接(圖6d)，其中T1和P1，T2和P2，T3和P3分別為埋深5 cm、15 cm、25 cm的總壓傳感器與孔壓傳感器，Tb為底部中心的總壓力傳感器。接好后，打開數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進行初始標定，檢查傳感器工作狀態(tài)，通過連接電腦控制采集儀開始試驗數(shù)據(jù)采集。最后，起吊落錘并讓其自由下落實現(xiàn)沖擊砂質(zhì)粉土過程。

試驗采用英國Soil公司CR6數(shù)采儀進行數(shù)據(jù)采集，設計采集頻率為50 Hz，即數(shù)據(jù)采集間隔為20 ms。采用英國Soil振弦式孔壓傳感器，浙江金土木JTM-Y200型微型壓力盒進行孔壓和總壓力監(jiān)測。試驗設計沖擊落距為0.5 m，落錘質(zhì)量20.87kg，落錘與試樣有效接觸面積為452 cm2。

2.3 沖擊試驗結果分析

根據(jù)沖擊試驗結果，對3種飽和度工況的砂質(zhì)粉土在相同沖擊落距條件下的理論沖擊應力進行計算，并提取1 s內(nèi)的數(shù)據(jù)進行分析(圖7a～圖7c)。圖中各曲線分別代表對應位置傳感器所監(jiān)測的壓力值。

圖7 不同飽和度下壓力與時間關系曲線Fig.7 Curve of pressure versus time at different saturationa.70%飽和度； b.80%飽和度； c.90%飽和度

2.3.1 試驗理論沖擊(應)力的計算

由于滑體與砂質(zhì)粉土的接觸關系為彈塑性體之間的接觸，而落錘與砂質(zhì)粉土為剛體與彈塑性體之間的接觸，接觸關系存在一定差異，故對本試驗中的理論沖擊應力進行了如下計算，根據(jù)毛欣(2019)對沖擊應力的計算，有：

(3)

(4)

(5)

式中：σd為沖擊應力；A為落錘與試樣有效接觸面積；m為落錘質(zhì)量；g為重力加速度，取9.8 m·s-2；h為落距；δ0為沖擊錘貫入土體的最大貫入深度；kg為沖擊力常數(shù)。從計算結果可知(表3)，試樣在80%與90%飽和度時的沖擊應力低于P的最小值， 70%飽和度時的沖擊應力高于P的最大值。

表3 理論沖擊應力Table3 Theoretical impact stress

2.3.2 沖擊瞬時階段分析

從圖中可見，各飽和度狀態(tài)下在落錘接觸試樣的20 ms內(nèi)總壓力達到峰值，在孔隙水壓力還未激發(fā)出時，這段時間內(nèi)傳感器監(jiān)測到的都是土壓力?？紫端畨毫υ跊_擊后40 ms內(nèi)達到了其最大峰值。出現(xiàn)最大峰值后孔隙水壓力和總壓力迅速回落，甚至出現(xiàn)負值，但是壓力值不超過-15kPa，這是由于存在彈性波和傳感器不能感應拉應力造成的。隨后總壓力與孔隙水壓力曲線出現(xiàn)不同程度的二次峰值以及三次峰值。三次峰值后壓力小幅回落，然后上升，最后趨于穩(wěn)定。二次峰值的產(chǎn)生是由于彈性波在土中的傳遞造成的，產(chǎn)生的三次峰值普遍大于二次峰值，三次峰值是落錘沖擊土體回彈后，再次沖擊土體形成的。由于再次沖擊作用產(chǎn)生的彈性波比較微小，而首次沖擊作用產(chǎn)生的彈性波已經(jīng)基本消散，故在200 ms后，孔隙水壓力和總壓力趨于平穩(wěn)。

各飽和度狀態(tài)下不同位置的孔隙水壓力峰值見表4。70%飽和度狀態(tài)下，P3處孔壓最大，為15.83 kPa； 80%飽和度狀態(tài)下，P2處孔壓最大，為54.41 kPa； 90%飽和度狀態(tài)下，P1處孔壓最大，為34.37 kPa?？梢婋S著試樣飽和度的增加，最大孔隙水壓力越靠近試樣表層位置出現(xiàn)。對于相同位置處不同飽和度狀態(tài)的孔隙水壓力峰值，P1層90%飽和度情況下孔壓最大，為34.37 kPa； P2層80%飽和度情況下孔壓最大，為54.41 kPa； P3層80%飽和度情況下孔壓最大，為44.64 kPa。說明試樣飽和度在高于液化臨界條件時，在受沖擊時會在不同層位激發(fā)出較大的孔隙水壓力。

表4 各飽和度下峰值孔隙水壓力對比Table4 Comparison of peak pore pressure at different saturations

對比孔隙水壓力峰值與總應力峰值關系， 70%飽和度下激發(fā)出的孔隙水壓力在各深度位置處均小于對應位置總應力，且小于底部總應力Tb； 80%飽和度下孔隙水壓力P2、P3均超過了對應位置的總應力T2、T3，且P2超過了底部總應力Tb，僅有P1略小于對應位置的總應力T1。90%飽和度下孔隙水壓力P1、P2超過了對應位置的T1、T2，P3遠小于對應位置的總應力T3，底部總應力Tb大于各埋深位置產(chǎn)生的孔隙水壓力。

2.3.3 沖擊后穩(wěn)定階段分析

試驗中對沖擊后的孔隙水壓力與總應力在1 s內(nèi)進行了連續(xù)監(jiān)測。在峰值結束后，孔隙水壓力基本保持一定的大小。這是由于沖擊后落錘作為靜荷載依然施加在土體之上，試樣的孔隙被壓縮，孔隙水通道之間的連通性變差，殘存的孔隙水壓力無法在1 s內(nèi)立即消散。對于總應力的監(jiān)測，雖然也受落錘的靜荷載影響，但其作用于試樣表層時也僅有約4.6 kPa，在試樣高飽和度情況下其側向不同埋深處總應力與其試樣底部的總應力在試驗中均在0值附近波動，無明顯變化。

2.4 試樣含水率及剪切強度分析

為了解沖擊過后實時狀態(tài)，避免排水固結和結構重組對水分遷移和抗剪強度的影響，本文對80%飽和度試樣飽和后初始狀態(tài)與受0.5 m落距沖擊后3 min內(nèi)傳感器對應層位的剪切強度與含水率進行了測試(其中含水率測量采用烘干法，剪切強度測量采用微型十字板(圖8a)剪切法)，取5 cm、15 cm與25 cm深度層位測試。試驗記錄的每層含水率與剪切強度見表5、表6，單層進行含水率與剪切強度試驗5次(取平均值)，承樣桶中各測點位置如圖8b所示。其中1#測試點為承樣桶水平中心位置處， 2#至5#測試點分別對應于水平距承樣桶桶壁3 cm呈十字狀分布的4個位置。

圖8 剪切試驗儀器與測點點位示意Fig.8 Shear test instrument and schematic diagram of measuring points positiona.微型十字板剪切儀； b.測點點位示意

表5 80%飽和度下受沖擊前后試樣含水率對比Table5 Comparison of water content of samples before and after impact at 80%saturation

表6 80%飽和度下受沖擊前后試樣剪切強度Table6 Shear strength of specimen before and after impact at 80%saturation

2.4.1 試樣水分遷移分析

在表5中試樣未受沖擊狀態(tài)下，試樣整體的理論含水率約為24.67%，而所有測試點的初始平均含水率為24.32%， 5 cm層位處平均含水率最高，為25.08%， 15 cm層位處平均含水率為24.32%， 25 cm層位處平均含水率最低，為23.58%，試樣整體水分分布較為均勻。試樣受沖擊后， 5 cm層位處含水率升高幅度最為明顯，平均含水率達到29.23%，超過試樣的液限，達到流態(tài)； 15 cm、25 cm層位處含水率均略高于初始含水率，分別達到25.18%和24.17%?？梢娫嚇釉?0%飽和度時受沖擊后，水分的遷移是由下至上的。

2.4.2 試樣剪切強度分析

根據(jù)表6試樣各層的剪切強度分析，試樣在受沖擊后， 5 cm層處抗剪強度基本喪失，結合本層含水率已經(jīng)超過了試樣的液限，綜合判斷此時5 cm層已經(jīng)液化； 根據(jù)孔壓激發(fā)推斷， 15 cm層在沖擊后有大量水分通過，但是含水率變化顯示本層含水率僅有小幅上升，判斷由于水分整體向其上層遷移，而沖擊力又對試樣有擊實作用， 15 cm層剪切強度只有小幅下降； 25 cm層抗剪強度提高，含水率變化微小，這是由于底層水分向上遷移未發(fā)生液化，沖擊荷載僅對其產(chǎn)生了擊實作用。

3 砂質(zhì)粉土沖擊液化機理分析

相比靜態(tài)液化，砂質(zhì)粉土的沖擊液化有兩個顯著的特點：

(1)砂質(zhì)粉土為河相沉積物，礦物顆粒之間膠結非常弱，塬區(qū)常年地下水位較高，試樣長期浸水松軟，原始骨架很容易被破壞。

(2)相比靜荷載，沖擊力的能量非常大，更容易破壞試樣原始結構，使試樣顆粒骨架重新排列。

根據(jù)這兩個特點，結合室內(nèi)XRD試驗、沖擊試驗以及含水率檢測與十字板剪切試驗結構，將砂質(zhì)粉土在沖擊作用下的液化過程分為3個階段(圖9)：

圖9 砂質(zhì)粉土沖擊液化機理分析Fig.9 Analysis on mechanism of impact liquefaction of sandy silta.初始階段； b.沖擊擠壓階段； c.沖擊回彈階段

(1)初始階段：如圖9a，砂質(zhì)粉土處于天然狀態(tài)，土體飽和度較高，土中孔隙連通性較好，各位置水分流通順暢。

(2)沖擊擠壓階段：沖擊荷載開始作用于砂質(zhì)粉土，使其充分發(fā)生形變。砂質(zhì)粉土體積被壓縮，顆粒骨架由于沖擊作用相互之間擠壓碰撞，孔隙通道變窄。由于沖擊力的能量非常大，很多顆粒都會在沖擊力作用下發(fā)生滑移、滾動，部分小顆粒礦物會嵌入到骨架結構的孔隙中，在嵌入的過程中，對周圍礦物產(chǎn)生側向擠壓，此時顆粒之間的摩擦強度增加(圖9b)。隨著沖擊作用進一步壓縮土體，砂質(zhì)粉土孔隙通道被壓縮，顆粒的原始骨架被完全破壞，部分低硬度礦物發(fā)生破碎，形成碎屑顆粒，這些碎屑顆粒在水壓力作用下快速移動，堵塞一些細小的通道。此時砂質(zhì)粉土受體積壓縮作用已完全飽和，而孔隙水壓力又因為通道的堵塞無法在短時間內(nèi)通過排水作用消散，砂質(zhì)粉土液化。

(3)沖擊回彈階段：沖擊作用壓縮土體時，土體中水分先隨土體向下遷移至階地上隔水底板粉質(zhì)黏土層(試驗中隔水底板為承樣桶的底座)，沖擊結束后土體有微小回彈。水分整體會隨著接觸隔水底板與土體回彈向上運動，此時孔隙水壓力會沖破堵塞的孔隙，由沖擊形成的孔隙裂隙發(fā)育為密集的豎向滲流通道，水的遷移會帶動碎屑礦物向上運動，而土水顆粒間的摩擦會使部分礦物顆粒定向向上排列(圖9c)。解釋了圖3b中砂質(zhì)粉土受滑坡沖擊后發(fā)生的躍層現(xiàn)象。

4 結 論

通過野外調(diào)查與上述室內(nèi)試驗，主要得出結論如下：

(1)沖擊荷載會使砂質(zhì)粉土內(nèi)部的總應力與孔隙水壓力驟增，并因為應力波的傳遞作用，出現(xiàn)多個壓力峰值，當波消失后，超孔隙水壓力變?yōu)闅堄嗫紫端畨毫Γ視€(wěn)定維持一段時間。

(2)80%與90%飽和度下砂質(zhì)粉土受沖擊會在不同層位有不同程度的液化，而相同落距沖擊條件下70%飽和度下的砂質(zhì)粉土受沖擊后不會液化。

(3)砂質(zhì)粉土在受沖擊荷載液化時下部水分會向上部遷移，導致其表層含水率驟增，抗剪強度驟減。

(4)砂質(zhì)粉土的沖擊液化機理是一種由于快速沖壓土體的不排水行為，導致其顆粒原始骨架結構破壞重組，從而引起其內(nèi)部孔壓快速積累的一種液化行為。