吴光辉　王家鼎　马　威　王延寿

(①西北大学大陆动力学国家重点实验室　西安　710069) (②昆明理工大学国土资源工程学院　昆明　650093)



西峰塬黄土的湿陷性研究*

吴光辉①王家鼎①马威②王延寿①

(①西北大学大陆动力学国家重点实验室西安710069) (②昆明理工大学国土资源工程学院昆明650093)

采用双线法对西峰塬原状Q3黄土进行增湿、减湿情况下的压缩试验。分析了黄土的湿陷变形随湿度及压力的变化规律。利用SEM技术测试了黄土湿陷前后的微结构变化，采用微结构定量化分析方法和分形分维集合方法分析了黄土试样微观孔隙的变化规律。结果表明：(1)黄土湿陷性的产生是构成黄土架空孔隙的“刚性”结点变异导致。(2)同级压力下超越湿陷率随初始含水量的增加而变大； 初始含水量在同一水平下，随压力的增加超越湿陷率逐渐变大。(3)黄土湿陷过程伴随孔隙数量大幅增加，平均孔径减小，孔隙面积缩小，大中孔隙数量骤降； 孔隙结构变得更加复杂。本文提出了黄土超越湿陷率的概念及受外界因素的影响规律，分析了非饱和黄土的湿陷机理，即水分和外力不同组合情况的湿陷性。

湿陷变形SEM技术超越湿陷率微结构架空孔隙

0　引　言

我国黄土广泛覆盖于中西部地区，黄土是第四纪特殊沉积物，由于特殊的成因及后期的堆积环境，造就了黄土不同于同时期其他沉积物的工程性质。具有欠压密、大孔隙、垂直节理发育、富含可溶盐等一系列特征。干燥条件强度高，一旦遇水浸湿将产生明显的湿陷变形，对工程建筑物的地基构成严重威胁。因此黄土对水的特殊敏感性及其在黄土变形、强度和本构关系等力学特性上所表现出来的影响规律一直是黄土力学特性研究的中心(谢定义， 1999)。近年来研究中的发展变化：由狭义的浸水饱和湿陷发展浸水增湿湿陷，由单调的增湿湿陷变形发展到增湿、减湿和间歇性湿陷研究，由宏观力学特性分析发展到微观结构相结合的力学特性分析，由研究原状黄土发展到研究重塑土、挤密土和改良土黄土等。

过去注重研究黄土充分浸水饱和条件下的湿陷问题(张苏民等， 1992)。经过工程实践发现，多数情况下黄土地基的湿陷变形并非仅在饱和条件下湿陷。研究黄土在浸水饱和条件下产生的湿陷是黄土湿陷中的一种特殊情况。随着研究的深入，增湿湿陷的概念逐渐被工程界所接受。考虑到黄土的湿陷性是其本身物性(天然含水量、干密度、微观结构、矿物成分)与水分(历史最大含水量、增湿水平、增湿路径)和力(固结应力状态，应力路径)等综合作用的结果，所以研究黄土的湿陷问题实际上相当复杂。

在其他条件控制不变的情况下，黄土增湿程度的不同会使其湿陷性表现出明显的差异。随着含水量的增大，黄土的压缩性显著增加而湿陷性减弱，两者比例随着含水量变化动态调整。

本文为了探究增湿减湿条件下黄土的湿陷性规律，对黄土的湿陷性进行客观认识。选取黄土腹地西峰塬黄土为研究对象，为了控制天然含水量、干密度、微观结构、矿物成分等条件相同，采取同深度原状黄土在室内进行试验。通过比较不同增湿水平黄土的压缩性来分析该地区黄土的湿陷性。利用SEM技术测试了黄土湿陷前后的微结构变化，采用微结构定量化分析方法和分形分维集合方法分析了黄土试样微观孔隙的变化规律，包括黄土孔隙、颗粒的大小、形状、空间排列与连接方式等湿陷前后的变化，从宏观变形和微观角度对黄土的湿陷机理进行分析研究。

1　试验概况

1.1试样取样及物理力学参数

试验土样取自庆阳驿马镇，埋深5m，属马兰黄土，粉质黏土，褐黄色，稍湿，大孔隙，垂直节理发育。土工试验测黄土物理力学指标(表1)。

表1　黄土物理力学指标Table 1　Physical mechanics index of loess

密度ρ/g·cm-3含水量w/%孔隙比e干密度ρd/g·cm-3饱和度Sr/%塑限WP/%塑性指数IP1.44～1.5318.50～17.661.09～1.241.22～1.2939～4621.36～22.4513～7.01

1.2试验目的及研究方法

试验中，首先将原状土样用面积50cm2、高2cm环刀制成标准压缩试样。土样天然含水量为17.66%～18.50%，对标准样在无荷条件下进行程度不同的增湿、减湿。然后采用双线法，对上述试样在不同目标压力荷载下进行压缩试验，通过对比分析不同初始含水量土样的压缩变形来研究含水量和压力对黄土湿陷性的影响规律。

增湿根据“薄膜水转移”原理用滴定管将蒸馏水自上而下向试样均匀进行，同一试样分3次等量增湿，间隔24h。增湿完毕使用保鲜膜密封试样， 24h后再次增湿，直至土样达到试验所需增湿水平，再经过48h养护后进行压缩。含水量控制：设定目标含水量，计算天然土样达到需要的湿度条件需增湿或减湿的水质量，确定后进行增湿，试验前对总质量核实。

减湿采取自然风干，减湿过程采用精密电子天平监测土样的含水量变化，含水量降至目标湿度再进行养护。

(1)压力：目标压力500kPa，在0～200kPa，每级增量50kPa； 大于200kPa，每级增量100kPa。每级压力稳定标准是每小时下沉量小于0.01mm。

(2)试样增湿水平：依据天然含水量确定增湿水平，低于天然湿度水平水分分布较密，高于天然湿度增设较梳，含水量依次为2%、4%、8%、11%、13%、16%、19%、20%、30%、33%、36%、42%(饱和)。

2　黄土的湿陷变形特性

2.1压力与压缩变形(不同湿度土样变形)

试样压缩变形与压力关系(图1)，经分析得到，土样压缩破坏规律依据初始含水量不同呈现出3种不同类型。

(1)含水量42%的土样(饱和)，压缩变形量最大并且加水后再无变形，其变形量为4.29mm，含水量2%的减湿样压缩量最小即0.33mm。

在压缩过程中，不同含水量土样压缩变形量各不相同，而且各土样在不同压力段的压缩变形变化趋势大不相同。含水量在30%以上时，土样在100kPa以内变形随压力的增长变化较大，曲线上凹，在100kPa出现拐点，之后增长幅度逐渐放缓，最后一级压力变化接近水平，曲线呈下凹状。

现象解释：试样含水量水平较高，内部微观结构在水的长时间作用下发生弱化，骨架颗粒与颗粒之间的“刚性”结晶联结被软化或溶解破坏，变成铰结点。结点失去了天然状态下的平衡，在较小的应力作用下，土样本可以抵抗变形破坏的结构强度大幅度衰减，导致短时间内产生显著压缩量。100～300kPa之间原来的结构正在丧失，新的结构又逐渐形成，所以土样压缩变形逐渐放缓，在300kPa之后新的稳定结构初步形成，土样只是在压力作用下发生正常的固结作用，孔隙水的排出和孔隙体积减小，且次固结变形很小。

(2)含水量低于16%的土样在小于300kPa的压力段压缩变形很小，土样竖向受力大小未超过其极限强度，土样内部固有的结构状态未改变，体现黄土在干燥条件下具有较高的承载能力。

(3)超过天然含水量19%，土样突破起始压力后，曲线出现拐点，压缩变形明显增大。这是因为前期受荷载轻，而土样胶结较好，含水量较低，不能破坏土样内部的微观结构。随着荷载增加，水的作用开始显现，水、力共同促使土体产生显著的压缩变形。

2.2湿陷系数与压力的关系

湿陷性黄土是在漫长地质历史过程中演变形成的独特产物，后期人为的通过力或水的作用对其产生的变形都基于黄土潜在的大孔隙、欠压密性。研究发现同一地区、同一时期堆积的黄土在孔隙比、干密度、含水量等条件相同时，对其施加同一压力产生的总变形量(压缩变形量和湿陷变形量)恒定。只是随着力和水的作用程度、加载路径、作用次序的不同而表现出来的方式、比重有所不同。

本文规定：试验中，以42%含水量土样作为饱和样，非饱和土样的总压缩量分别与饱和样(42%)在相同荷载下的总变形量之差，即为非饱和样从初始含水量增湿至饱和，因水的作用而产生的湿陷变形量。

湿陷系数：上述湿陷变形量与土样原始高度之比。试验得到湿陷系数与压力曲线关系如图2 所示。从图中可以看出，湿陷系数随压力变化在零点收敛，在500kPa处发散。曲线曲率随着含水量的增大而逐渐减小，含水量接近湿饱和状态时，曲线渐进压力坐标轴。

图2　湿陷系数与压力关系Fig. 2　Relation curves between collapsible coefficient and pressure

(1)含水量小于8%的试样在各级应力作用下产生的湿陷系数均较大，且随着压力增大逐渐增加，超过400kPa，湿陷系数达到一个稳定值。

(2)含水量高于11%的试样在各级压力作用下湿陷系数变化规律：随着压力的增大其值先增大后减小，曲线上凸。每条曲线存在一个湿陷系数峰值，并且不同湿度试样峰值湿陷系数对应的峰值湿陷压力值随含水量的增加逐渐减小(含水量11%、13%、16%、19%对应的峰值湿陷压力为350kPa、300kPa、200kPa、180kPa)。

(3)含水量超过20%的试样在各级压力作用下湿陷系数在压力100kPa附近较大，其他压力段其值处于较低水平，变化趋势近似水平直线，此时压力对湿陷变形影响不明显。

上述湿陷变形特性规律解释：西峰塬黄土厚度大，地下水埋藏深，黄土长期处在干燥环境下，黄土骨架颗粒之间以“刚性”结点联结。低含水量状态，黄土自身的结构构造未发生变异，具有承受较高压力荷载的能力。

黄土干密度较低，孔隙率高并且大、中孔隙所占比重大，具有较大的湿陷空间(湿陷势)。在低湿度条件下，黄土的矿物成分、化学成分未遭到破坏。黄土结构强度高，抵抗变形能力大。当黄土湿度增大(超过湿陷起始含水量)，黄土骨架间的“刚性”联结在水的作用下软化，转成“铰结接触”，黄土结构强度遭到弱化，应力持续作用下颗粒间的受力点失去了原有平衡状态。黄土遇水后内部的大、中孔隙普遍消失，变形量突变增大，表现出强烈湿陷。

2.3湿陷系数与含水量关系

(1)湿陷系数与含水量关系如图3 所示。从图中看出初始含水量较低的土样在各级压力作用下(除50kPa)，湿陷系数有较大的初值，随着含水量由低升高湿陷系数逐渐降低。含水量20%出现陡坎降落，之后缓慢衰减。

图3　湿陷系数与初始含水量关系Fig. 3　Relation curves between collapsible coefficient and initial moisture content

(2)黄土含水量小于10%这一区间，相同初始含水量的土样随着压力荷载的增加湿陷系数逐渐增大，并且增大幅度随压力增大而逐渐衰减， 400kPa以后不再增大。

解释：由于土样含水量极低，其结构强度未受影响，具有较高的抵抗外力的变形能力，承受低于其强度的外力时，随着承受压力大小不同其压缩量差异不大并且压缩量较低。而后期一旦浸水由于承受压力值的大小不同而产生的湿陷量差异明显，随着压力的增大湿陷变形量逐渐增大。

(3)增湿含水量高于20%的土样，呈现出这样的规律：具有相同含水量的黄土，随着受压荷载的增加，湿陷系数显著减小。随着初始含水量的逐渐增加，湿陷系数受压力的影响逐渐减弱，曲线收敛于一点。

解释：由于黄土的初始含水量较高，水分对黄土的结构性造成影响，弱化了黄土的结构强度，在低压力作用下可产生明显压缩量，并且随着压力的增大压缩量显著增大。后期浸水时，承受压力较大的土样产生的湿陷变形反而较小。

(4)研究发现，作用50kPa压力时，无论黄土初始含水量处在什么水平，湿陷系数变化不明显，始终保持在一个较低值附近。表明黄土始终未达到湿陷峰值压力。

(5)增湿含水量处于10%～20%的黄土样，湿陷系数与承受的压力荷载不再呈现单向变化，出现一种从之前小于10%的单调递增转变成大于20%后单调递减的中间过渡过程。这一增湿区间，随着土样增湿强度加大，承受较高压力的土样产生的湿陷系数衰减显著，反之缓慢。

(6)本次试验得到，土样湿度越大对应的湿陷终止压力越小，湿陷起始压力区别不明显。

解释：此阶段是黄土性变的特殊阶段，承受压力愈高的黄土受水分的影响愈敏感，压缩阶段某一压力下水分越大其压缩量显著增大。导致后期浸水湿陷变形大幅弱化。

黄土的湿陷性与结构强度密切相关，田堪良等(2011)认为土的结构性是指土中颗粒或土颗粒集合体以及颗粒间孔隙的大小、形状、排列组合及联结等综合特征，是长期在一定地质环境下综合作用形成的。王念秦等(2011)认为支架大孔转化为镶嵌微孔是马兰黄土强度降低的内因。

结论：研究区处于干旱气候，在长期的地质历史过程中黄土形成了稳定的结构特征，具有较高的结构强度。干密度较小，孔隙比高，具有潜在的湿陷空间，湿陷强烈。

3　非饱和黄土的湿陷性

张苏民等(1992)认为通过人为对湿陷性黄土预增湿后将使一部分湿陷变形转化为压缩变形。减湿可使部分压缩变形转化为压缩变形。

谢定义等(1999)认为土的物理组成、排列与联结等内在特性及荷载、浸水、扰动甚至温度等变化时土结构性都会作出反映。土结构性的定量化参数即综合结构势。而黄土的湿陷性正是使黄土结构性发生破坏(如浸水变湿、加荷受力)，让土的结构势充分释放出来所产生的外在表现。

原状黄土在压力作用下压缩稳定后，再进行增湿会产生附加变形量。研究表明，黄土的这种变形量会随着压力水平和增湿程度的不同而产生动态变化。本文“超越湿陷率”概念：相同压力条件下，原状非饱和黄土在其初始含水量下压缩变形量与饱和黄土压缩变形量之比为原状黄土在该含水量下的超越湿陷率。公式如下：

式中，ηPaw表示含水量为w的原状黄土在P压力下的超越湿陷率； SPaw表示w含水量的原状黄土在P压力下的压缩变形量； SPab表示原状饱和黄土在P压力下的压缩变形量。

图4　初始含水量与超越湿陷率关系曲线Fig. 4　Relation curves between initial moisture content and exceeding collapsible coefficient

3.1不同压力超越湿陷率与初始含水量关系

超越湿陷率与初始含水量关系(图4)，同一级压力下超越湿陷率随初始含水量的增加而变大。土样作用压力高于300kPa时，随着初始含水量的增大超越湿陷率逐渐增大，含水量高于20%以后随着含水量的增加非饱和湿陷率增速变缓，最终超越湿陷率趋于稳定。低于200kPa压力下，初始含水量小于20%，超越湿陷率增加缓慢，大于20%超越湿陷率随含湿量的增加增幅变大，曲线变陡。以上现象说明，随含水量越大，压缩变形量在总变形量中所占的比例增加。黄土处于干燥状态时，可以承受较大的压力荷载，处于湿润状态时作用较小的荷载足以使其产生显著的压缩性。

3.2非饱和原状黄土超越湿陷率与压力关系曲线

黄土的超越湿陷率与压力关系(图5)。黄土初始含水量固定，随着作用压力的增加，超越湿陷率逐渐增大。同一压力下，随着初始含水量的增加，超越湿陷率逐渐增大。表明含水量越高，其压缩变形量越大，后期浸水产生的湿陷变形占总变形比重变小。土样的超越湿陷率越大表明其湿陷性越弱。

图5　不同含水量下超越湿陷率与压力关系曲线Fig. 5　Relation curves between exceeding collapsible coefficient and pressure under different moisture contents

4　黄土湿陷前后的微观结构分析

为了从黄土微观结构上解释黄土湿陷的本质，本文对湿陷前后土样的微观结构变化进行了对比剖析。微观结构是指土的孔隙、颗粒团块的大小、形状、空间排列与分布、接触方式等。骨架颗粒的排列方式对湿陷性影响尤为重要，体现在孔隙结构上。高国瑞(1980)将孔隙分为大孔隙、架空孔隙、镶嵌孔隙和粒内孔隙。

目前通过扫描电镜和偏光显微镜对切面试样的观察，分析黄土微观结构(谢星等， 2013)。以土颗粒或孔隙作为研究对象定量分析。黄土的湿陷性与孔隙大小，形状，孔隙的连通性密切相关。所以对黄土的孔隙以定量统计为主。孔隙大小分类参照雷祥义(1987)的方案，即大孔隙：半径大于16μm，中孔隙：孔隙半径为4～16μm，小孔隙：孔隙半径为1～4μm，微孔隙：孔隙半径小于1μm。

对SEM照片校正灰度、分割灰度、图像二值化、矢量化等处理，提取颗粒或孔隙分布信息(刘松玉等， 1997)。

对土样的信息提取，对试验前后800倍放大电镜下3组6张SEM照片进行处理，放大1600倍的1组共2张SEM照片。获取微观孔隙的孔径、周长、面积、数量等，统计结果如表2所示。湿陷前后扫描照片如图6、图7所示，图中CB1、CB2、CB3、CB4表示湿陷变形前的土样SEM照片编号，CE1、CE2、CE3、CE4为湿陷后的土样SEM照片编号。笔者通过湿陷前后黄土电镜扫描图片分析处理，统计指标如表2所示。

表2　孔隙定量分析Table2　Results of pore quantitative analysis

编号孔隙数/个孔隙面积/μm2孔隙面积/μm2孔径/μm孔径占比/%孔隙半径孔隙形状分维数≤1μm1～4μm4～16μm>16μmCB12713216.7711.870.48～25.3239.2347.3612.450.963.271.36CB22983373.3611.320.55～25.2738.4549.8810.541.132.881.38CB32133258.915.30.51～38.7938.3947.2612.81.552.691.37CB41482678.818.10.57～31.2840.2145.3712.641.783.541.38平均2333131.9614.1539.0747.4712.111.363.101.37CE13711543.364.160.42～14.4238.8153.767.430.001.921.52CE23521365.763.880.49～14.6136.7456.137.130.001.631.48CE33361434.724.270.50～17.4037.5354.267.840.371.871.45CE42411045.944.340.49～14.7239.6852.387.940.001.721.46平均3251347.454.1638.1954.137.590.091.791.48

图6　原状黄土电镜扫描照片Fig. 6　Electron microscope photograph of undisturbed loess sample

图7　湿陷后黄土电镜扫描照片Fig. 7　Electron microscope photograph of undisturbed loess sample after collapsed

(1)试样平均孔隙数量，从试验前233个增加至试验后的325个，增加39.5%。

(2)大孔隙和中孔隙试验前后数量减少，分别从1.36%减到0.09%和从12.11%减到7.59%； 微孔隙数量变化微弱。小孔隙从47.47%增加到试验后54.13%。

(3)孔径变小，平均孔径从3.10μm减到 1.79μm。试样孔隙面积明显减小，从3131.96μm2减小到1347.45μm2，平均孔隙面积从14.15μm2减小到4.16μm2。

王宝军等(2004)、袁中夏等(2010)和罗浩等(2014)分别对土微观结构的分形进行了研究。定量分析发现微观孔隙的几何形态变化显著，分形几何理论适用于描述孔隙形态特征，并且其形态特征较湿陷前复杂。

结论：黄土湿陷后，孔隙总数明显增加，孔径和孔隙面积减小，大、中孔隙数量显著减小； 孔隙结构变复杂。

5　结　论

(1)西峰塬黄土厚度大，地下水埋藏深，黄土长期处在干燥环境下，黄土骨架颗粒之间以“刚性”结点联结。低含水量状态，黄土自身的结构构造未发生变异，具有承受较高压力荷载的能力。

(2)黄土中架空孔隙、亚稳态结构存在。水对构成架空孔隙的颗粒之间“刚性”结点产生软化或溶解，使亚稳态结构转变为可变结构，内部平衡打破，外力作用下产生显著变形。

(3)同压力下超越湿陷率随初始含水量的增加而变大； 在同初始含水量水平，随压力的增加，超越湿陷率逐渐变大。

(4)黄土湿陷前后，内部大、中孔隙数量和面积都减小，而小孔隙数量增多，总的孔隙数量变多，孔隙结构复杂度加大。

(5)通过人为对黄土增、减湿可以使压缩变形与湿陷变形互相转化。

Gao G R. 1980. Microtexture type and collapsibility of loess soil[J]. Science in China，(12)： 1203～1208．

Lei X Y. 1987. Pore type and collapsibility of loess in China[J]. Science in China(Series B)，(12)： 1309～1318．

Lei X Y，Wang S F. 1987. Size of loess pores in relation to collapsibility[J]. Hydrogeology & Engineering Geology，(5)： 15～18．

Liu S Y，Zhang J W. 1997. Fractal approach to measuring soil porosity[J]. Journal of Southeast University，27(3)： 127～130．

Luo H，Wu F Q，Chang J Y，et al. 2014. Pore characteristics of Malan loess under compression test at Heifang platform[J]. Journal of Engineering Geology，22(5)： 845～850．

Tian K L，Ma J，Li Y H. 2011. Discussion on quantitative parameters of loess structure[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，30(S1)： 3179～3184．

Wang B J，Shi B，Liu Z B，et al. 2004. Fractal study on microstructure of clayey soil by GIS[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，26(2)： 244～247．

Wang N Q，Luo D H，Yao Y，et al. 2011. Dynamic strength and microstructure change of Malan loess undue triaxal cyclic loading[J]. Journal of Engineering Geology，19(4)： 467～471．

Xie D Y. 1999. The past， present and future of the research on mechanical characteristics and application of loess[J]. underground space，19(4)： 273～285．

Xie D Y，Qi J L. 1999. Soil structure characteristics and new approach in research on its quantitative parameter[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，21(6)： 651～656．

Xie X，Wang D H，Zhao F S. 2013. Weibull random distribution based damage constitution model of loessial soils under uniaxial compression[J]. Journal of Engineering Geology，21(2)： 317～323.

Yuan Z X，Wang L M，Wang Q. 2010. Collapsibility and seismic settlement of loess[J]. World Earthquake Engineering，26(S1)： 94～98．

Zhang S M，Zhang W. 1992. Collapsibility of loess during moistening and demoistening process[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，14(1)： 57～61．

高国瑞. 1980. 黄土显微结构分类与湿陷性[J]. 中国科学，(12)： 1203～1208．

雷祥义. 1987. 中国黄土的孔隙类型与湿陷性[J]. 中国科学(B 辑)，(12)： 1309～1318．

雷祥义，王书法. 1987. 黄土的孔隙大小与湿陷性[J]. 水文地质工程地质，(5)： 15～18．

刘松玉，张继文. 1997. 土中孔隙分布的分形特征研究[J]. 东南大学学报，27(3)： 127～130．

罗浩，伍法权，常金源，等. 2014. 黑方台马兰黄土固结条件下孔隙变化特征[J]. 工程地质学报，22(5)： 845～850．

田堪良，马俊，李永红. 2011. 黄土结构性定量化参数的探讨[J]. 岩石力学与工程学报，30(S1)： 3179～3184．

王宝军，施斌，刘志彬，等. 2004. 基于GIS的黏性土微观结构的分形研究[J]. 岩土工程学报，26(2)： 244～247．

王念秦，罗东海，姚勇，等. 2011. 马兰黄土动强度及其微结构变化实验[J]. 工程地质学报，19(4)： 467～471．

谢定义. 1999. 黄土力学特性与应用研究的过去、现在和未来[J]. 地下空间，19(4)： 273～285.

谢定义，齐吉琳. 1999. 土结构性及其定量化参数研究的新途径[J]. 岩土工程学报，21(6)： 651～656．

谢星，王东红，赵法锁. 2013. 基于Weibull分布的黄土状土的单轴损伤模型[J]. 工程地质学报，21(2)： 317～323．

袁中夏，王兰民，王谦. 2010. 黄土的湿陷和震陷[J]. 世界地震工程，26(S1)： 94～98．

张苏民，张炜. 1992. 减湿和增湿时黄土的湿陷性[J]. 岩土工程学报，14(1)： 57～61．

UNIAXIAL COMPRESSION AND SEM TESTS FOR LOESS COLLAPSIBILITY AT LOESS PLATEAU OF XIFENG

WU Guanghui①WANG Jiading①MA Wei②WANG Yanshou①

(①NorthwestUniversity，StateKeyLaboratoryofContinentalDynamics，Xi’an710069) (②FacultyofLandResourcesEngineering，KunmingUniversityofScienceandTechnology，Kunming650093)

The behavior of undisturbed loess in the case of moistening or demoistening is investigated using double-line uniaxial compression test in this paper. The collapsible deformation rules of collapsible loess are examined and analyzed， during the growth process of humidity and pressure. And the microstructure of the samples are tested using SEM technique. Furthermore the microstructure of samples is analyzed with quantitative method and fractal theory. The results are shown the followings：(1)“Rigid node failure” of trellis pores can cause the loess collapsibility.(2)Water content of loess has a marked effect on its collapsible deformation. When pressure is some value， its exceeding collapsible probability can increase as moisture content increases. Similarly， the test data show that for loess with constant water content， its exceeding collapsible probability can increase gradually as pressure increases.(3)The average number of pore of sample obviously increases and the pore area decreases after the sample is collapsed. The collapse is a process that small pore increases， fractal dimension decreases， and complexity of the pore increases. The concept of the exceeding collapsible coefficient is put forward. An analysis is made on some issues about study of hydrocompaction from the view point of unsaturated soil mechanics. Finally a case study is given. It reflects the properties of collapsible deformation under different factors．

Collapsible deformation， SEM technique， Exceeding collapsible coefficient， The microstructure， Trellis pore

10.13544/j.cnki.jeg.2016.01.013

2014-11-27;

2015-09-07.

国家自然科学基金(40972193， 41372269)， 高等学校博士学科点专项科研基金(20116101130001)资助.

吴光辉(1987-)，男，博士生，从事地质工程工作. Email: wuguanghui.10@163.com

简介： 王家鼎(1962-)，男，教授，主要从事地质灾害防治方面的教学和科研工作. Email: wangjd@nwu.edu.cn

P642.13+1

A