Experimental Study on Permeability of Soil–Phyllite Mixture in Northwest Sichuan
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摘要:
川西北地区千枚岩土石混合体分布广泛，在降雨条件下开挖边坡极易大面积失稳，对该地区交通工程施工和运营安全构成了重要威胁. 土石混合体渗透特性显著影响开挖边坡稳定性，而扁平状千枚岩块的空间定向性是影响千枚岩土石混合体渗透性的关键因素. 本文基于千枚岩岩块的空间定向特征，采用自行研发的大型渗透仪开展不同含石量、岩块粒径等条件下的千枚岩土石混合体渗透特性试验，研究含石量、岩块粒径对此类混合体渗透性的影响. 结果表明：当含石量从0%增至35%时，土石混合体渗透系数降低49.28%，临界和破坏水力梯度分别升高159.38%和54.17%，难以发生管涌破坏现象；当岩块粒径从20～40 mm增至60～80 mm时，其渗透系数增大34.62%，临界和破坏水力梯度分别降低23.15%和10.3%，更易发生管涌破坏等现象；可为川西北地区千枚岩土石混合体的水力特性评价及开挖边坡稳定性分析提供参考.
Abstract:The soil–phyllite mixtures are widely distributed in the northwest of Sichuan, and excavation of slopes in these areas under rainfall conditions can cause large-scale instability, posing threats to the safety of transportation engineering construction and operation. The permeability characteristics of soil–rock mixtures significantly affect the stability of excavated slopes, and the spatial orientation of flat phyllite is the key factor affecting the permeability of soil–phyllite mixtures. Based on the spatial orientation characteristics of phyllite, a self-developed large-scale permeameter was used to examine permeability characteristics of soil–phyllite mixtures under different conditions, including various rock content and particle sizes, and the influence of these factors on the permeability of such mixtures was studied. The results show that when the rock content increases from 0% to 35%, the permeability coefficient of the mixture decreases by 49.28%, while the critical and failure hydraulic gradients increase by 159.38% and 54.17%, respectively, making piping failure less likely to occur. When the rock size increases from 20–40 mm to 60–80 mm, the permeability coefficient increases by 34.62%, and the critical and failure hydraulic gradients decrease by 23.15% and 10.3%, respectively, making piping failure more likely to occur. These findings provide references for evaluating the hydraulic characteristics of soil–phyllite mixtures and assessing the excavated slope stability in northwest Sichuan.
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Key words:
- soil–phyllite mixture /
- permeability /
- orientation /
- rock content /
- rock particle size
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土石混合体由于包含渗透特性迥异的2种材料，即微细土颗粒和大粒径碎块石，从而呈现较复杂的渗透规律. 其中，大粒径碎块石的几何特征，比如形状（球度和圆度等）、几何尺寸、颗粒表面特征、碎块石在微细颗粒土中的排列分布特征等对土石混合体的渗透规律有显著的影响. 川西北地区揭示了一种特殊的土石混合体—千枚岩土石混合体，由于千枚岩具有显著的扁平块状特征，导致其与一般块状岩块在土石混合体中的赋存状态有明显的区别，扁平的千枚岩岩块在土石混合体中具有显著的定向排列特征[1]. 迄今为止，对于千枚岩土石混合体的研究较少，导致对该类边坡进行稳定性分析时难以定量精细刻画其渗透特性，从而影响边坡稳定性分析及加固设计.
目前国内外学者针对土石混合体的渗透特性做了相关研究：金磊等[2-3]采用格子 Boltzmann 方法模拟了土石混合体的渗流，研究了块石粒径、含石量（岩块质量占试样总质量的比率）和密实度等因素对土石混合体渗透率的影响；Wang等[4]基于有限离散元法的孔隙渗流模型对块石粒径、含石量和颗粒形状等因素影响下的土石混合体的有效导水系数和渗流破坏模式进行了预测；王月明[5-6]利用恒水头渗透仪研究了含石量和岩块粒径对土石混合体渗透特性的影响；李晶晶等[7]基于渗流数值模拟试验探究了块体空间分布、块石粒径和含石量等因素影响下的土石混合体渗透系数规律；罗亦琦[8]利用自行研制的渗透仪研究了级配、含石率和孔隙率影响下的土石混合体渗流特性变化规律；Wang等[9-10]利用室内试验分析了围压和含石量等因素对土石混合体渗流特性的影响；Chen等[11]采用非均质复合材料的经典结构模型对不同含石量的土石混合体渗透系数进行了预测，并将预测值与数值模拟结果进行了比较；胡瑞林等[12]通过自制的伺服控制式大尺度渗透仪获得土石混合体在不同含石量、不同基质时的渗透特征和渗流方程；杨忠平等[13]通过渗透侵蚀试验分析了不同含石率下土石混合体的渗透系数、侵蚀分异特征和机制.
以上研究表明，含石量和岩块粒径是影响土石混合体渗透特性的2个重要因素. 但土石混合体一般被认为是均质体，有关岩块定向时其渗透特性的研究较少. 对于岩块定向土石混合体的渗透破坏发生和发展过程、渗透系数变化规律以及渗透破坏机理的认识还不够深入. 为考虑千枚岩土石混合体物质组成上的各向异性，特别是其中定向分布块石的影响，本文基于其定向特征，研究含石量和岩块粒径对千枚岩土石混合体渗透特性的影响.
1. 试验仪器和试验设计
1.1 试验仪器
采用自行设计的大型渗透试验仪（见图1），该仪器依据水电水利工程粗粒土试验规程（DL/T 5356—2006）[14]中对渗透仪的要求制作，包括供水系统、竖向渗流系统和测量系统3部分：供水系统由供水桶提供试验所需变水头；竖向渗流系统由下部进水段、试样段和上部出水段组成，其中试样段内径和高度均为400 mm，适用于试样最大粒径为80 mm的渗透试验，渗透筒整体采用的材料为亚克力有机玻璃；测量系统为渗透筒侧壁的6根测压管，用于测量渗流试样的水力梯度.
1.2 试验土石料的基本性质
Xu等[15]采用土-石阈值dthr将土石混合体的组成成分分为“土”和“石”，粒径d＜dthr为“土”，d≥dthr为“石”. $ {d_{{\text{thr}}}} = 0.05\sqrt {{A_1}} $，A1为研究区的断面面积. 根据dthr的计算结果和标准试验筛的孔径，将土料定为10mm及以下的颗粒. 在川西北地区采集千枚岩土石混合体试样，通过筛分试验得到土料的级配曲线（见图2）. 土料的曲率系数Cc=0.71＜1.00，不均匀系数Cu=17.78＞5.00. 图2表明实际土体为砂土，故采用相同级配的河沙代替千枚岩土石混合体中的土料，以替代现场取土，利于平行试验的开展. 另外本文的主要目的在于探索千枚岩岩块的赋存对土石混合体渗透特性的影响，故采用该方法实现各组试验土体性质的均一化. 通过室内土工试验测得试验土料的最优含水率为8%、最大干密度为1.980 g/cm3、比重为2.687，千枚岩的干密度为2.858 g/cm3.
1.3 试验方案
在此次试验中，将扁平状岩块最大面积岩面的倾角称为定向角[16].
1.3.1 含石量影响试验方案
根据野外调查，千枚岩土石混合体边坡中岩块含量在不同边坡及不同部位存在差异. 本次试验拟定岩块定向角为30° （野外调研结果表明，川西北地区千枚岩土石混合体边坡坡角为30°左右，且千枚岩岩块多沿坡向堆积，形成定向特性[1]）. 该类边坡千枚岩岩块含量现场测试结果为15%～45%，粒径多为60～80 mm，故试验中岩块粒径取60～80 mm. 该条件下，选取0%、5%、15%、25%和35% 5个不同含石量进行渗透试验（为确保渗透试验的顺利进行，试样中的岩块需包裹在土料中才能使试样在低水头时不发生渗透破坏，并且野外实际的千枚岩土石混合体边坡中千枚岩也是处于被土料包裹的状态. 经前期预实验，本文设备允许的含石量最高为35%）. 由于本文试验探究的是岩块定向对千枚岩土石混合体的影响，在此情况下应尽量保证土料的渗透性不变，所以本组试样的土料均采用压实度为80%时的干密度，即1.590 g/cm3（此值是试验条件下土料所能达到的最大干密度，且接近土料的天然干密度），此时土料孔隙率为 40.77%.
1.3.2 岩块粒径影响试验
千枚岩土石混合体中岩块大小混杂，岩块尺寸会影响其渗透特性. 在千枚岩定向角为30°，含石量为35%（本组试验研究岩块粒径对千枚岩土石混合体渗透特性的影响，所以取一种含石量即可），土料干密度为1.590 g/cm3、孔隙率为 40.77%时，分别采用20～40、40～60、60～80 mm的千枚岩进行渗透试验.
1.4 试验方法
1.4.1 含石量影响试验方法
按式（1）、（2）计算每个试样的土料质量ms和千枚岩岩块质量mp.
ms=ρsVs=ρsρpV(1−n)ρp+aρs(1−n), (1) mp=ams=aρsρpV(1−n)ρp+aρs(1−n), (2) 式中：ρp为岩块密度；ρs为土料颗粒密度（此值与土料的比重相同）；Vs为土料颗粒体积；V为试样总体积；a为岩块质量/土料颗粒质量，如式（3）；n为土料孔隙体积/土料总体积，如式（4）.
a=mpms=ρpVpρsVs， (3) n=VvVsw=Vsw−VsVsw， (4) 式中：Vp为岩块体积，Vv为土料孔隙体积，Vsw为土料总体积.
由式（3）、（4）可得$ {V_{\mathrm{p}}} = \dfrac{{a{\rho _{\mathrm{s}}}{V_{\mathrm{s}}}}}{{{\rho _{\mathrm{p}}}}} $，$ {V_{{\mathrm{sw}}}} = \dfrac{1}{{1 - n}}{V_{\mathrm{s}}} $ . 试样总体积$ V = {V_{\mathrm{p}}} + {V_{{\mathrm{sw}}}} $，则可得
Vs=ρpV(1−n)ρp+aρs(1−n). (5) 此式（5）中各量为已知量，由此可得到试样的土料质量和千枚岩岩块质量.
根据式（1）计算得出每个含石量所需土料总质量，再根据级配曲线配制土料，把土料均分为5份. 为了便于对土料进行压实，按照土料的最优含水率计算出所需的水量，将水倒入土料中，拌和均匀. 根据式（2）计算出每个试样所需的岩块质量，将每个试样的岩块均分成5份.
试样分5层装填，从上至下依次编号为第1层～第5层，并将每层岩块进行编号，每层试样高度为80 mm，试样总高度400 mm. 以含石量为35%时为例，首先装填第5层，图3为第5层试样的装填过程，图中方形仪器为倾角测量仪，用此仪器控制斜坡倾角.
步骤1 在仪器底部用土料堆一小斜坡，使其坡度为30°±1°.
步骤2 将千枚岩岩块放置于斜坡上，然后在坡上铺土料，使斜坡坡度继续保持为30°±1°，坡面倾向不变.
步骤3 重复步骤1、2，直至第5层试样装填完毕.
步骤4 采用击实装置将第5层土石混合体精确击至设计层厚80 mm，而后将已击实试样层面进行刨毛加糙处理. 重复步骤1～4，顶层试样击实后无需进行刨毛处理. .
图4为千枚岩土石混合体试样的竖向剖面示意，扁平状的椭圆为千枚岩，岩块之间的空白部分充填土料，虚线为不同层之间的分界线.
试样装填完成后，将其充分浸润饱和，再依据水电水利工程粗粒土试验规程（DL/T 5356—2006）中的试验步骤进行渗透试验. 试验结束后，根据达西定律计算渗透系数，如式（6）.
k=vi=QA2Lh1−h2, (6) 式中：v为渗透流速，i为水力梯度，L为试样段的渗径，Q为单位时间渗流量，A2为过水断面面积，h1、h2分别为试样段下水头与上水头.
1.4.2 岩块粒径影响试验方法
岩块粒径影响试验方法同1.4.1含石量影响试验方法，只需替换试样中的岩块粒径. 岩块粒径为60～80 mm试样的试验条件与含石量为35%试样的试验条件相同，故这2组试样用同一组试验数据.
2. 含石量影响的试验结果及分析
2.1 试验现象
试验初始阶段，试样表面水溶液清澈，说明试样内部细颗粒在仪器内壁摩擦力、自重和渗透力的共同作用下处于平衡状态. 但随着水头的增大，水溶液开始变浑浊，试样表面开始出现细颗粒跳动现象，与此同时有气泡从试样中冒出. 细颗粒跳动处形成管涌泉眼，细颗粒堆积在此处. 进一步提升水头，试样中的水溶液变得更加浑浊，细颗粒跳动现象加剧，管涌泉眼的个数增多. 水头继续增大，管涌泉眼不断扩大、个数不断增多，水溶液极度浑浊，试样内部逐渐形成贯通的渗流通道，最终产生管涌破坏.
当含石量ω0为5%～35%时，水溶液开始变浑浊、细颗粒跳动和堆积以及管涌破坏等现象均出现在与岩块倾向相反一侧仪器的边壁及附近位置；当ω=0%时，则出现在水流出口处. 说明定向排列的岩块会控制水流的流向，使水流沿岩块定向方向流动，并且即使在含石量很小的情况下，定向岩块依然会明显影响水流流向. 渗透试验结束以后细颗粒聚集于试样表面的堆积物如图5，其中箭头的指示方向为岩块的倾向. 含石量越大，上述现象越不易发生.
图 5 不同含石量试样试验结束后表面堆积物情况Figure 5. Surface deposits of samples with different rock contents after testing2.2 渗透性演变过程
图6为不同含石量下千枚岩土石混合体试样的渗透系数随水力梯度的变化曲线. 由图可知：在试验发生渗透破坏前，ω=35%时，随水力梯度i的增大，渗透系数k先减小后增大；ω≤25%时，k一直处于减小的趋势；i相同时，ω越小，k越大.
图 6 不同含石量试样在不同水力梯度下的渗透系数变化规律Figure 6. Variation pattern of permeability coefficient of samples with different rock contents under various hydraulic gradients依据试验现象和图6，将ω≤25%时试样的渗透性演变规律分为3个阶段，以ω=15%的试样为例. 渗流初始阶段（AB段）：试样中水溶液处于澄清状态. 随着i的增大，渗透力能带动微细颗粒发生微小位移，使孔隙被堵塞，k减小. 渗流过渡阶段（BC段）：由水溶液出现轻微浑浊并伴有细颗粒跳动现象到水溶液极度浑浊、试样内部形成贯通的渗流通道之前的阶段. 此时在渗透力的作用下，试样表面的细颗粒开始跳动，水流可以携带部分细小颗粒流出试样. 随着渗透力不断增大，细颗粒更易旋转、翻滚或者向上移动，使得更多孔隙被堵塞，k继续减小. 渗流破坏阶段（CD段）：试样液面极度浑浊，发生渗透破坏. 由于试样内部管涌泉眼的扩大，大量细颗粒通过管涌泉眼从试样中逃逸，试样内部形成上下贯通的渗流通道并失去抗渗能力，此时水头损失减小，流量骤然增大，k-i曲线则表现为i减小而k增大.
ω=35%时的渗透性演变规律与上述有些差别，可以将其过程划分为4个阶段，如图6所示. 第一阶段为渗流初始阶段（EF段）；第二阶段为渗流过渡阶段（FG段），即从水溶液出现轻微浑浊并伴有细颗粒跳动现象到水流全面浑浊、细颗粒跳动现象加剧之间的阶段；第三阶段为渗流发展阶段（GH段），即水溶液全面浑浊、细颗粒跳动现象加剧到水溶液极度浑浊，发生管涌破坏之前的阶段，此时渗透力较大，试样中部分孔隙被疏通，大量细颗粒被水流带出导致k增加；第四阶段为渗透破坏阶段（HI段）.
2.3 渗透系数
设此组试样整体渗透系数为kA，由渗流初始阶段的水力梯度和渗透流速进行线性拟合后得出结果. 将各试样的整体渗透系数kA和ω进行线性拟合，如图7所示. 图7结果表明：kA随着ω的增大逐渐减小. 当ω=0%时，kA=0.069 cm/s，而当ω=35%时，kω=0.035 cm/s，说明含石量对千枚岩土石混合体的渗透系数有较大的影响. 此结果可能有以下2个原因：含石量增大使岩块在试样中的体积增大，试样中的有效过水面积减小，使得kA减小；由于岩块定向角为30°，水流需绕过岩块上升，岩块的存在使水流渗流路径增大，而含石量增大使渗流路径增大，水流耗能增加，流速减小，进而导致kA减小.
图 7 含石量与千枚岩土石混合体试样整体渗透系数的线性关系Figure 7. Linear relationship between rock content and overall permeability coefficient of soil–phyllite mixture sample为了研究千枚岩土石混合体渗透时内部颗粒的运移规律，得到不同含石量试样发生渗透破坏之前，不同水力梯度下的局部渗透系数变化规律（见图8）. 用k1、k2、k3、k4和k5分别表示第1层～5层的渗透系数. 试样中千枚岩作为骨架起到支撑作用，每层在试验过程中的渗透变形忽略不计.
图 8 不同含石量试样的局部渗透系数变化规律Figure 8. Variation pattern of local permeability coefficient of samples with different rock contents千枚岩土石混合体试样分层填筑，每层均进行击实处理，理论上，下部层位的密实度由于荷载的作用比上部层位的更高，进而导致下层的渗透系数比上层的更小，即k5<k4<k3<k2<k1.
ω=35%时，由图8（e）可见：k4一般情况下均小于k5，这是由于第4层的部分孔隙被第5层运移上来的细颗粒堵塞；k1在试验前半部分比其他层位的渗透系数都更小，说明该阶段下部层位的细颗粒随水流迁移至此层；随着i的增大，k1逐渐大于其他层位的值，说明此时细颗粒在渗透水流的作用下从试样中流出，部分堵塞的孔隙被疏通. ω=25%时，局部渗透系数在不同水力梯度条件下表现为k3<k1<k4<k2，原因是第1、3层因下部层位迁移上来的细颗粒发生淤堵. ω=15%时，k1<k4<k2<k3，原因是第1、2层因下部层位细颗粒的迁移发生淤堵. ω=5%时，k1<k3<k4$ \ll $k2，说明第1、3层被堵塞，且第3层为轻微堵塞，第1层堵塞情况最为严重. 根据以上现象分析：含石量越大，试样因下层细颗粒迁移发生淤堵的层位越低，即渗透水流使试样内部细颗粒迁移的距离越短. 原因可能是含石量越大，试样的渗透性越弱，水流越难以使细颗粒发生移动.
根据图8可得每层的局部渗透系数随水力梯度的变化规律：1） k5一般呈减小的趋势，由于第5层位于最底部，此层受到的上部荷载最大，土料间的束缚力大，导致此层的细颗粒只能在层间发生翻滚、旋转或很小的位移，层间孔隙被填充. 2） k4和 k3的一般规律是一直呈减小的趋势，可能的原因是水流流经第5层之后，渗透力减小，并且由于上部荷载的作用使土体间存在较大的束缚力，所以本层的细颗粒在渗透水流的作用下发生微小的移动，并且部分微细颗粒随水流从下部层位迁移上来，使得孔隙阻塞，导致k4和 k3减小. 3） k2随着i的增大一般是先增大后减小，这是由于在试验前期阶段，部分细颗粒从此层逃逸，从而导致k2增大，i继续增大，渗透水流能够携带更大的细颗粒在层间运动，加之下层的细颗粒运移至第2层，使得k2减小. 4） k1的一般规律是先减小，在试验的后期阶段增大，原因是在前期和中期阶段渗透力较小，此时细颗粒只能在本层发生微小位移，并且下部层位的细颗粒迁移至此处，使孔隙被填充，导致k1减小；试验后期阶段，较强的渗透力冲破淤堵的孔隙，将细颗粒带出试样，k1增大；当水流明显浑浊，细颗粒的跳动和带出现象加剧时，试样内部出现较大的渗水通道，细颗粒大量涌出，管涌通道形成，k1迅速增大.
2.4 临界水力梯度与破坏水力梯度
图9为含石量与临界和破坏水力梯度的关系曲线. 当ω=0时，临界和破坏水力梯度分别为0.32和0.96；当ω=35%时，临界和破坏水力梯度为ω=0时的2.59倍和1.54倍. 这说明含石量对临界和破坏水力梯度均有较大影响，对于临界值的影响更为显著. 这是由于ω增大致使试样内部有效过水面积减小、渗流路径增大，渗透性降低，试样中的细颗粒更难以被带出，使得临界水力梯度增大. ω增大试样内部更不易形成上下连通的渗流通道，导致破坏水力梯度增大.
图 9 含石量与临界和破坏水力梯度的关系Figure 9. Relationship curves of rock content with critical and failure hydraulic gradients3. 岩块粒径影响的试验结果及分析
3.1 试验现象
岩块粒径影响试验同样有细颗粒跳动、水溶液初始浑浊、细颗粒堆积和管涌破坏等与含石量影响试验类似的试验现象. 岩块粒径d越大，试样越容易出现此类现象. 3组试样中的此类现象均出现在与岩块倾向相反一侧仪器的边壁及附近位置. 这表明，岩块的定向特征会影响水流流向，与岩块粒径的大小无关. 图10为渗透试验结束后试样表面的堆积物情况，箭头的指示方向为岩块倾向.
图 10 不同岩块粒径试样试验结束后表面堆积物Figure 10. Surface deposits of samples with different rock particle sizes after testing3.2 渗透性演变过程
图11为不同岩块粒径下千枚岩土石混合体试样渗透系数k随水力梯度i的变化规律. 由图可见：各试样k均随i的增大先减后增；i相同时，随着d的增大，k也逐渐增大. 以d=20～40 mm为例，试样的渗透性演变过程划分为渗流初始阶段（ab段）、渗流过渡阶段（bc段）、渗流发展阶段（cd段）以及渗流破坏阶段（de段）. 试验所用其余2组岩块粒径（60～80、40～60 mm）试样的渗透性演变过程分别对应下标1、2、3.
3.3 渗透系数
设此组试样整体渗透系数为kB，以每组试样岩块的中间粒径作为代表，将岩块粒径d与整体渗透系数kB的关系进行线性拟合，如图12. 图12结果表明：kB随着d的增大逐渐增大，当d=20～40 mm时，kB=0.026 cm/s，当d=60～80 mm时，kB增大至d=20～40 mm时的1.35倍，说明岩块粒径在一定程度上会影响kB. 这是因为d增大，岩块的比表面积减小，使得岩块间的空隙增大，更利于水的流通，则水流流动过程中消耗的能量减少，流速增大，从而导致kB增大.
图 12 岩块粒径与千枚岩土石混合体试样整体渗透系数的线性关系Figure 12. Linear relationships between rock particle size and overall permeability coefficient of soil–phyllite mixture sample图13为不同千枚岩粒径试样最终发生渗透破坏之前，不同水力梯度下的局部渗透系数变化曲线. 岩块粒径d=60～80 mm试样的试验参数与含石量影响试验中ω=35%试样完全一致，此处不再罗列.
图 11 不同岩块粒径试样的渗透系数随水力梯度变化规律Figure 11. Variation pattern of permeability coefficients of samples with different rock particle sizes under different hydraulic gradients局部渗透系数理论上应为k5<k4<k3<k2<k1. 由图13可知：d=20～40 mm时，k4<k2<k3，分析认为，第2层内部孔隙被下部试样中迁移上来的细颗粒堵塞；当d=40～60 mm时，k2<k3<k4，这表明第2、3层的孔隙被堵塞；结合前文对d=60～80 mm的局部渗透系数的分析，d越大，试样被下层细颗粒堵塞所在层的位置越低. 这是因为d增大使岩块的比表面积减小，岩块间的空隙增大，导致水流在岩块间空隙中的局部流速比粒径小的局部流速更小，因此，细颗粒无法迁移至试样中更高的位置.
从图13（a）可见：1） 当d=20～40 mm时，k5一直在增大，这是因为岩块粒径较小时水流局部流速较大，使第5层细颗粒随水流往上运移导致k5增大. 2） k4和k3均随i的增大而减小，与含石量影响试验的结果一致. 3） k2先增后减，在试验后期阶段增大，虽然水流在初始阶段的渗透力较小，但因第2层所受的上部荷载较小，土料间的束缚力较小，此时试样内部的细小颗粒被水流带走，部分孔隙被疏通，导致k2增大. 当水头增大，水流使相对更大的细颗粒发生翻滚、旋转或微小移动，加上下部层位细颗粒迁移至此处，使k2减小. 在试验后期阶段，由于管涌逐渐下潜至第2层致使k2再次增大. 4） k1一直减小，这是因为此层内部细颗粒的微小移动以及下层细颗粒向此层运移造成其发生淤堵.
图 13 不同岩块粒径试样的局部渗透系数随水力梯度的变化曲线Figure 13. Variation curves of local permeability coefficients of samples with different rock particle sizes under different hydraulic gradients从图13（b）可见：1） d=40～60 mm时，k5在试验前期阶段略微增大，中后期减小，后期阶段增大. 这是由于渗透水流裹挟着微细颗粒向上运移，导致k5增大；随着i增大，水流逐渐能携带相对更大的细颗粒发生翻滚或微小位移，此层被堵塞，k5减小；i继续增大，更大的颗粒被水流带出此层向上迁移，k5增大. 2） k4在试验过程中一直减小，这是因为此层内部细颗粒的微小移动以及下层细颗粒向此层运移使其淤堵，从而导致k4减小. 3） k3和k2先呈现减小趋势，在试验后期阶段增大，这是因为在试验前期和中期阶段，试样孔隙因层内细颗粒的移动以及下层迁移上来的细颗粒发生淤堵，致使k3和k2均减小，而当试样临近破坏时，试样内部的管涌通道潜蚀至第2层和第3层，细颗粒迅速流失，k3和k2在试验后期阶段增大. 4） k1先减后增，在接近渗透破坏时再次减小，这是因为在试验后期阶段之前，下层细颗粒迁移至此层致其淤堵，k1减小；渗透力继续增大，试样内部管涌通道扩大，水流携带着细颗粒迅速从试样中流出，k1增大；当接近渗透破坏时，第2、3层的管涌通道连通，导致大量下部层位的细颗粒涌向此层，恰好堵塞了一部分孔隙，k1在最后阶段又一次减小.
3.4 临界水力梯度和破坏水力梯度
图14为岩块粒径与临界和破坏水力梯度的关系曲线. d=20～40 mm时，临界和破坏水力梯度分别为1.08和1.65，随着d的增大，临界和破坏水力梯度均减小；当d=60～80 mm时，临界和破坏水力梯度分别是d=20～40 mm时的0.77倍和0.9倍，这说明岩块粒径一定程度上影响了临界和破坏水力梯度，并且对临界值的影响更为显著. 分析认为，d增大时岩块比表面积减小，岩块间空隙增大使试样整体的渗透性增强，细颗粒更易随渗透水流从试样中溢出，管涌通道也更易形成，使得临界和破坏水力梯度均减小.
经过上述分析，含石量ω和岩块粒径d对千枚岩土石混合体的渗透系数均有显著影响，且呈明显的线性相关关系. 岩块定向率θ为具有定向性岩块的质量与岩块总质量的比值，定向角Δ为扁平状岩块最大面积岩面的倾角，笔者前期研究了Δ和θ影响下的千枚岩堆积体的渗透特性，这2个因素均与千枚岩堆积体呈显著的线性关系，千枚岩堆积体实质上为土石混合体[15].
结合前期的研究和此次试验的结果，当0%≤ω≤35%、20 mm≤d≤80 mm、0°<θ≤90°、0%<Δ≤100%、土料是砂土（如本试验中土料孔隙率为 40.77%）时，将ω、d、θ和Δ通过线性回归分析拟合在同一个公式，如式（7）.
k=−8.5989×10−4ω+1.8719×10−4d+3.0289×10−4θ+1.2236Δ+2.8910×10−2，R2=0.9584. (7) 通过式（4）获得4个因素共同影响下千枚岩土石混合体的渗透系数，为川西北地区千枚岩土石混合体或具有类似定向特征碎石土的水力特性评价和工程实践提供有益的参考.
图 14 岩块粒径与临界和破坏水力梯度的关系曲线Figure 14. Relationship curves of rock particle size with critical and failure hydraulic gradients4. 结 论
1） 千枚岩土石混合体中定向的扁平岩块会影响水流的流向，水流的流向与其在均质土石混合体中明显不同，将沿岩块的定向方向流动，从而改变渗流路径.
2） 当ω≤35%时，千枚岩土石混合体的渗透系数kA与ω呈线性负相关关系，即
kA=−9 × 10−4ω +
6.3659 × 10−2. ω增大，临界和破坏水力梯度均增大，混合体更难以发生管涌破坏.3） 当d=20～80 mm时，千枚岩土石混合体的渗透系数kB与d呈线性正相关关系，即kB=2.25 × 10−4d + 1.875 × 10−2. d增大，临界和破坏水力梯度均减小，混合体更易产生管涌破坏.
4） 通过线性回归分析，在类似本文试验条件下，ω、d、θ共同影响下的千枚岩土石混合体的渗透系数k可采用式（4）计算.
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图 5 不同含石量试样试验结束后表面堆积物情况
Figure 5. Surface deposits of samples with different rock contents after testing
图 6 不同含石量试样在不同水力梯度下的渗透系数变化规律
Figure 6. Variation pattern of permeability coefficient of samples with different rock contents under various hydraulic gradients
图 7 含石量与千枚岩土石混合体试样整体渗透系数的线性关系
Figure 7. Linear relationship between rock content and overall permeability coefficient of soil–phyllite mixture sample
图 8 不同含石量试样的局部渗透系数变化规律
Figure 8. Variation pattern of local permeability coefficient of samples with different rock contents
图 9 含石量与临界和破坏水力梯度的关系
Figure 9. Relationship curves of rock content with critical and failure hydraulic gradients
图 10 不同岩块粒径试样试验结束后表面堆积物
Figure 10. Surface deposits of samples with different rock particle sizes after testing
图 12 岩块粒径与千枚岩土石混合体试样整体渗透系数的线性关系
Figure 12. Linear relationships between rock particle size and overall permeability coefficient of soil–phyllite mixture sample
图 11 不同岩块粒径试样的渗透系数随水力梯度变化规律
Figure 11. Variation pattern of permeability coefficients of samples with different rock particle sizes under different hydraulic gradients
图 13 不同岩块粒径试样的局部渗透系数随水力梯度的变化曲线
Figure 13. Variation curves of local permeability coefficients of samples with different rock particle sizes under different hydraulic gradients
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