钱塘江海宁临江古海塘塘身与塘基土质以粉土为主，受强涌潮和潮波流作用产生的冲击力、扬压力、负压力的长期共同作用，粉土出现渗透变形破坏从而引起塘背土体流失、塘基局部腔空等现象。1856年Darcy通过砂土渗透试验提出了适应于无黏性土的达西定律，但粉土的渗透特性并不完全符合达西定律，Hansbo提出了非达西渗流理论^[1]。无黏性土的渗透变形结果取决于土的颗粒组成，Amer等^[2]发现不均匀系数对渗透系数的影响最为明显；陈亮等^[3]开展了无黏性土管涌出砂与渗透性非均匀发展试验研究，结果表明同孔隙比下颗粒组成越均匀，土体抗渗透性越强；郑刚等^[4]发现土体中存在既无法传递净水压，也不能产生渗流的孔隙，并将其定义为无效孔径。海塘的渗透方向往往是水平向，国内对水平与竖直两种渗流方向的影响都有一定的研究。张灿虹等^[5]通过室内试验及数值模拟的方法研究了粉砂在竖向和水平向的渗流特性；王沛等^[6]研究了在水平和竖直两种渗透情况下渗透系数随固结应力的变化。

为满足各种渗透试验要求，国内外学者一直致力于渗透试验装置的改进。Huang等^[7]于1995年研制出非饱和土三轴渗透仪，以测定不同固结压力和基质吸力下的渗透系数；张民生等^[8]通过向土样表层的水面施加循环气压，研究了循环水压作用下的粉土渗流特性。现有土的渗透特性研究主要针对黏性土与砂性土，对粉土的渗透变形研究较少，更未涉及渗透水压和负压的双重作用，且目前试验装置与方法只适用于砂性土等非黏性土，不适用于低渗透性土的试验，也不能模拟负压作用对渗透变形特性的影响。为此，本文通过改进《土工试验方法标准》（GB/T 50123—2019）中粗粒土渗透试验装置，研制一种可以对土样施加一定负压的水平向渗透变形仪器，探讨负压条件下粉土的渗透变形特性。

1.   粉土基本物理力学特性

试验用土取自钱塘江北岸标准堤海宁段塔山坝，风干后初步筛分并拌匀，制备土样1 000 kg。依据《土工试验方法标准》（GB/T 50123—2019）对土样进行物理及力学指标检测，结果见表1和表2。

表  1  粉土基本物理性质

Table  1.  Basic physical properties of silt

最大干密度/（g/cm3）	液限/%	塑限/%	颗粒质量百分比/%					土的分类
			(0,0.002] mm	(0.002,0.005] mm	(0.005,0.075 ] mm	(0.075,0.250] mm	(0.250,0.500] mm
1.723	33.6	21.2	8.9	0.8	89.7	0.5	0.1	低液限黏土

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表  2  粉土基本力学性质

Table  2.  Basic mechanical properties of silt

击实试验						孔隙比	饱和度/%	渗透系数/(cm/s)	抗剪强度
锤重/kg	落距/mm	击数/次	单位击实工百分比/%	最大干密度/(g/cm3)	最优含水率/%				凝聚力/kPa	内摩擦角/(°)
4.5	457	50	119.1	1.732	13.8	0.555	66.6		8.0	32.3
		42	100.0	1.712	14.1	0.565	66.8	5.76×10−7	8.0	31.7
		32	76.2	1.698	14.5	0.578	67.2	8.45×10−6	8.0	29.5
2.5	305	56	49.4	1.664	16.5	0.611	72.4	1.32×10−6	8.0	28.7
		40		1.640	17.5	0.634	74.0	1.63×10−6	7.5	27.1
		25	22.1	1.595	19.6	0.680	77.2	2.12×10−6	7.5	26.2
		16	14.1	1.565	20.5	0.712	77.1	3.11×10−6	7.5	25.6
注：抗剪强度试验中剪切方式为固结快剪。

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由表1可以看出，试验用土颗粒主要集中在(0.005, 0.075] mm，是一种典型的滨海相粉土，满足试验用土要求。

2.   试验装置和方法

2.1   试验装置

本文试验采用自行研制的负压渗透变形仪器，共分为水位升降区、试样区、压力量测区、水量量测区、水气分离区及负压稳定区等6个区（图1）。由于密度差异，空气（灰色）从水气分离区的环形水气分离器上半区经过，渗流水（蓝色）流入容量瓶，以进行后续流速与颗粒粒径分析等检测。试验所用渗流筒采用有机玻璃制作，内径100 mm，装入土样长度144 mm。通过水气分离区向渗流筒内的土样下游表面施加负压，使土样在负压作用下发生渗流。并在土样下游面设置铁丝网，只保证土颗粒顺利逃逸，防止水头较低时整个土样在水压力作用下发生整体运移。沿出水口至入水口方向2.5 cm处设置第1个压力测量通道，然后每间隔5 cm设置1个共计3 个，每个通道连接孔压传感器，并沿水流反方向编号1至3 号传感器。在此过程中，利用压力量测区的孔压传感器观测土样内孔隙水压力变化，并通过渗流筒外侧观察筒内壁的物质运移过程。

图  1  试验装置示意

Figure  1.  Schematic diagram of experimental setup

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2.2   试验工况

2.2.1   干密度确定

当干密度在1.55 g/cm³时破坏水头已达到3 m，实验室能提供最高水头为3.5 m，因实际条件限制，确定最大干密度为1.55 g/cm³。为确定试验的最小干密度，进行粉土的自然沉降试验。粉土液限为33.6%，据此配制含水率为40%的粉土。将配制好的粉土放置在阴凉处，并减少通风，使粉土自然阴干失水。通过试验得知，粉土在74 d的最终沉降干密度为1.40 g/cm³。由室内沉降确定最小干密度、实际试验条件确定最大干密度，最终确定试验密度为1.40、1.45、1.50、1.55 g/cm³。

2.2.2   负压值确定

当拍打在海塘上的涌潮从海塘上回流时，会在接触位置上产生一定的负压。参照对海宁古海塘某断面涌潮压力现场观测结果：最大压强为40~50 kPa，负压值为−5~−6 kPa，设置本试验传感器探头量程为−10~50 kPa，并选定试验负压工况负压值为−3、−6和−9 kPa。在干密度为1.40 g/cm³时粉土的破坏水力比降较小，施加负压时会导致土样立即破坏，因而不对干密度为1.40 g/cm³的土样进行负压试验。最终选用组合见表3。

表  3  试验组次组合

Table  3.  Test group combinations

负压值/kPa	干密度/（g/cm3）
	1.55	1.50	1.45	1.40
0	√	√	√	√
−3	√	√	√	×
−6	√	√	√	×
−9	√	√	√	×

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2.3   试验流程

（1）土样制作与饱和。根据击实曲线配制土样含水率，并分层快速压实制样，保证土样均匀性。对于渗透系数小于10^－4 cm/s的细粒土宜采用抽气饱和法^[9]，故采用抽气饱和法对粉土试样进行饱和，使试样饱和度达到95%以上。为保证整个系统的密封性及传感器测量数值的准确性，传感器采用水下安装方法。

（2）水头控制。由于试验土样为粉土，其破坏形式通常为非管涌破坏，故根据《土工试验方法标准》（GB/T 50123—2019）需适当增大试验的初始水头和每级水头递增值。如初始水头定为8.0 cm，水头递增值前3级分别为7.3、24.4和18.8 cm，后续每级定为30.0 cm。其余步骤皆依据现行《土工试验方法标准》进行。每级水头稳定0.5~1.0 h后，读取相应数值；同时观察渗透量及试验现象，如渗水速率基本稳定无明显异常才能提高到下一级水头。当渗透水浑浊较为明显时，下一级水头提高值应适当减小。

（3）试验观察。在试验过程中，应特别留意临界水力比降前后的试验现象，仔细观察渗透破坏发生前后的试验现象，如发现土样开裂、颗粒跳动等现象应立即记录。

3.   试验结果分析及讨论

临界水力比降可根据水力比降i与渗流速度v的lgi-lgv 关系曲线进行判断。当lgi-lgv 关系曲线的斜率开始发生变化，并观察到粉土细颗粒开始跳动或被水带出时，认为该试样达到了临界水力比降。随着水头进一步加大，出水口出水浑浊，渗透流量变大，试样失去了抗渗强度，将此时的水力比降当作该试样的破坏水力比降。

3.1   常压下粉土渗透试验结果分析

图2为常压下临界水力比降和破坏水力比降随干密度的变化曲线。可见，临界和破坏水力比降与干密度呈正相关。随着粉土干密度从1.40 g/cm³增至1.55 g/cm³，临界水力比降增加了3.71 倍，破坏水力比降增加了4.03 倍。这主要是因为随着干密度的增加，粉土颗粒间相互咬合镶嵌更紧密，土样的孔隙率减小，自由水的孔隙减小，渗流流速随之下降。粉土颗粒能够承受的渗流力也随之增大。

图  2  临界水力比降、破坏水力比降与干密度关系曲线

Figure  2.  Relationship curve between critical hydraulic gradient, failure hydraulic gradient, and dry density

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图3为不同干密度粉土水力比降与渗流速度的关系。可见，不同干密度的粉土在水力比降未达到临界点之前，曲线基本与x轴成45^o。当水头差进一步提升，流速瞬时增加了37%~142%，临界水力比降发展到破坏水力比降是短暂甚至是瞬时的，土样破坏形式介于局部流土破坏至整体流土破坏之间。这主要是因为渗透开始阶段水流在土颗粒形成的孔隙中流动，通常渗流力小于土颗粒之间的摩擦力，水流处于层流状态；与此同时，土样中的细颗粒在水流作用下在孔隙中逐渐迁移。当水力比降达到临界点时，更多细颗粒沿着水流方向迁移，从而导致整个试样的孔隙率增大，渗流速度也随之增大。随着作用水头进一步提升，除细颗粒外，土样中的大颗粒也开始迁移，由于粉土颗粒的均匀性，原本的土样骨架瞬间遭到侵蚀和破坏，导致了整个土样的渗透破坏。

图  3  不同干密度粉土水力比降与渗流速度关系曲线

Figure  3.  Relationship curve between hydraulic gradient and permeation velocity for different dry densities of silt

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渗透破坏过程拍照记录见图4。随着水头差的增加，渗流速度增加，首先土样边壁出现裂缝，随后渗流下游面在水流力和水压力的双重作用下粉土从铁丝网孔隙挤出，并在出水口形成一定程度淤堵，这时已经达到土样的临界水力比降。继续增大水头，土样会在水渗透压力的作用下发生整体位移，然后发育出贯穿土样的管涌通道。

图  4  管涌破坏过程

Figure  4.  Pipe eruption failure process

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3.2   负压作用下的粉土渗透变形试验结果分析

图5为粉土在−6 kPa压力下孔隙水压力随着时间的变化曲线。可以看出整个试验过程中负压一直保持稳定。孔隙水压力呈阶梯式增长，这是因为试验过程中孔隙水压力稳定后增大了水头差。在土样即将达到破坏的时候传感器2和3的压力稍有减小，这是因为随着渗透进程的发展，土样中小颗粒随着水流在孔隙中移动，会在中下游形成部分聚集，导致整个土样压力分布不均匀。

图  5  3个传感器的压力随时刻变化曲线

Figure  5.  Pressure variation curves of three sensors over time

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图6为不同干密度下临界水力比降与渗透系数随负压的变化。可见，临界水力比降随着负压值的增大逐渐减小，而渗透系数随着负压值的增大逐渐增大。当压力值达到−6 kPa时，曲线斜率发生突变。这主要是因为在较大负压的作用下，土样中的小颗粒更加容易松动，尤其是靠近下游面的小颗粒会更加容易随着水流析出，加速渗透破坏的进程。

图  6  不同干密度下临界水力比降、渗透系数随负压变化

Figure  6.  Variation of critical hydraulic gradient and permeation coefficient with negative pressure at different dry densities

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图7为不同干密度粉土在承受不同负压时水力比降随渗流速度的变化曲线。可以看出，渗透开始阶段水力比降与渗流速度呈正相关性。渗透变形初始阶段由于渗流力较小，土体结构较稳定，渗透水处于层流状态。随着水头差的增加，渗流力逐渐增大，在水流的带动下，土体中会有部分小颗粒随着水流流出，这时曲线出现拐点，即达到了该密度下的临界水力比降，此时再增高水头，渗流速度会大幅增加。这主要是因为小颗粒的析出会导致支撑土样骨架的力进行再分配，颗粒内部产生不均匀的剪切力和法向接触力，并可能引起局部滑移和颗粒失稳，从而导致土样破坏。

图  7  不同负压下水力比降与渗流速度的关系曲线

Figure  7.  Relationship curve between hydraulic gradient and permeation velocity under different negative pressures

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从图7还可以看出，相同负压下，随着干密度的增加，土样的临界和破坏水力比降逐渐增加。以土样承受−6 kPa时为例，干密度为1.45 g/cm³的破坏水力比降为5.92，而干密度达到1.55 g/cm³时的破坏水力比降为18.42，增加了211.1%。这主要是因为随着土样干密度的增加，相同空间下土颗粒增多，相应孔隙减小，土颗粒间紧密咬合增大了土样颗粒间的摩擦力。Indraratna等^[10]认为与松散的土壤相比，紧实的土壤具有较小的收缩性，内部结构更加稳定，并且当土样更加紧实、可压缩性更小时，更能保留土样中有可能被析出的细小颗粒，从而使土壤更加稳定。

图7表明试样承受的负压越大，相同水力比降下的渗流速度越大。这主要是因为当粉土土样下游承受一定负压时，负压方向与水流方向一致，增加了沿渗流方向的合力，能够有效提高水流的渗流速度。当土样中的小颗粒在水流的带动下到达下游附近，由于负压的作用，小颗粒直接被水流带出，也减弱了下游面颗粒淤堵状况。

将负压值转化成对应的水头（图8），可以看出干密度较小时，与常压曲线重合性更差，但所有曲线前期基本与水平向呈45°。并且在负压较小时最终的破坏水力比降基本一致，但当负压值达到－9 kPa时，最终的破坏水力比降小于常压下的破坏水力比降。这主要是因为高负压状态下，靠近下游面的土样颗粒更容易随水流析出，减少了中上游颗粒的运移阻力，并且高负压的作用会加速土样的渗透变形破坏。

图  8  负压转化为对应水头时水力比降与渗流速度的关系曲线

Figure  8.  Relationship curve between hydraulic gradient and permeation velocity when negative pressure is converted to corresponding hydraulic head

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图9为干密度1.45 g/cm³试样在有无负压条件下靠近出水口的2个传感器的水头差，其中负压状态曲线已经将负压值转换成对应的水头差。可以看出在水头差较低时，负压状态的水头差始终大于无负压状态的，在达到破坏时两曲线重合。这主要是因为靠近下游面区域更加容易受负压影响，在负压作用下试样颗粒更加容易析出，在出水口出现淤堵现象（图10）。这也是图8（c）中−6 kPa曲线产生异常的原因。小颗粒的析出会导致试样的骨架结构发生重组，从而形成更利于水流出的孔隙，直至试样达到破坏。

图  9  靠近出水口水头差

Figure  9.  Head difference near the outlet

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图  10  出水口淤堵

Figure  10.  Outlet clogging

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3.3   临界水力比降判断新方法

粉土的渗透破坏进程较为复杂，仅依靠比降特征值不易判别，因此本文参照杨迎晓等^[11]对粉土两种水力比降的判断，并结合渗透出水的颗粒粒径组成检测，建立一种粉土临界水力比降判别的新方法。

以干密度1.50 g/cm³、负压值−6 kPa试验得到的渗透水为例，检测每级水头下渗透至水中的颗粒。水头差在8.0~115.3 cm时渗水较少，称重和激光法皆不适用。选用显微镜对渗水进行观测拍照（图11），并利用image j将图片转为8 bit灰度图片，先选择1个阈值将原始灰度图像进行二值化处理，灰度值高于阈值的像素设置为1。二值化后图像中灰度值为1的像素视为颗粒，计算出颗粒的像素个数，并求出颗粒面积。然后根据土颗粒比重换算出每个颗粒的直径及质量。每级水头测20 个数据，并绘制不同水头下的颗粒分布曲线（图12）。可见，当水力比降未达到该条件下的临界值之前，渗透水中的颗粒粒径较小，基本小于20 μm。

图  11  渗透水中的颗粒显微镜观测照片

Figure  11.  Microscopic observation photograph of particles in permeation effluent

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图  12  不同水头下渗透水颗粒分布曲线

Figure  12.  Distribution curve of permeation water particles under different heads

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当比降达到临界值时，渗出水中颗粒的分布曲线与原状粉土基本一致。在临界水头差时，颗粒分布曲线很好地表现出过渡状态。这也为粉土及其他一些通过流速-比降关系曲线不易得到临界点的土样提供了一种新的临界比降确定方法。出水口出水浑浊，渗透流量变大，水头增加到试样失去抗渗强度，此时为破坏水力比降 i_F 。

图13为干密度1.50 g/cm³，负压值为−6 kPa时有效粒径d₁₀、中值粒径d₅₀和控制粒径d₆₀随水头差的变化关系曲线。可以看出，有效粒径d₁₀随着水头差的增大呈稳定状态，而控制粒径d₆₀和中值粒径d₅₀在临界水头差145.3 cm之前处于稳定状态，达到临界坡降时两种粒径瞬间增大。这表明粉土在渗透破坏过程中首先是小颗粒的流失，在坡降达到临界值时大粒径颗粒开始流失，并且这种变化是瞬时的。大颗粒的流失会破坏整个土样结构的稳定，伴随着大颗粒的流失，土样达到渗透破坏。

图  13  特征粒径随水头差变化关系曲线

Figure  13.  Relationship curve between characteristic particle size and head difference

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4.   结　语

本文提出一种水平向渗透变形改进装置，可模拟分析负压作用对粉土渗透变形特性的影响。常规渗压作用下，粉土干密度越大，临界和破坏水力比降越大，抗渗能力越强，破坏形式随着干密度的增加由整体流土破坏向局部流土破坏过渡。从临界水力比降i_cr发展到破坏坡降i_F的过程是瞬时的。

在常规渗透压和负压联合作用下，粉土破坏过程更为复杂。试验表明当粉土承受较小负压时，可以将负压值换算成对应的水头用以计算和预测土样的渗透破坏，但当土样承受较大负压时，负压对粉土的作用较为明显。承受−9 kPa时，可使粉土临界和破坏水力比降大幅度减小。

依据现行规范确定的渗透变形临界比降判别方法，借助渗透出水的颗粒检测分析，提出了以现行规范确定的水力比降与流速双对数曲线为主、以渗透出水颗粒分布曲线为必要补充的粉土临界水力比降综合判别法。