趙 陽 ，周 輝，馮夏庭，邵建富 ，江 權(quán)，盧景景，江亞麗，黃 可

（1. 中國科學院武漢巖土力學研究所 巖土力學與工程國家重點試驗室，武漢 430071；2. 華北水利水電學院 資源與環(huán)境學院，鄭州 450011；3. 法國里爾科技大學 里爾力學試驗室，法國，里爾 59655；4. 中國水電顧問集團華東勘測設(shè)計研究院，杭州 310014）

1 引 言

層間錯動帶（泥化夾層）是軟弱巖體在構(gòu)造運動過程中發(fā)生破碎、錯動形成破碎夾層，并在地下水及風化作用下軟弱甚至泥化而形成的，常在水電工程建設(shè)中遇到（如葛洲壩，小浪底，白鶴灘）。由于與母巖相比層間錯動帶具有較低的力學特性，被認為是工程中最薄弱的環(huán)節(jié)，并對整體工程的穩(wěn)定性起決定性作用。根據(jù)大量工程實例[1－3]，層間錯動帶具有以下特性：①一般孔隙比較小(＜0.6），往往由于其揭露處較深，上覆巖體較厚；②天然含水率較低，在天然情況下已接近固態(tài)或者半固態(tài)；③抗剪強度已接近或者達到殘余強度，由于在地質(zhì)歷史時期經(jīng)過較大擠壓和剪切錯動，剪切面上的顆粒已不同程度地定向排列。

Skempton[4]認為，殘余強度是試樣在排水條件下經(jīng)過較大位移所達到的最小剪切應(yīng)力值。殘余強度與試樣的礦物成分[5－6]（如Atterberg界限）、顆粒組成[5－7]、法向應(yīng)力大小[8]、剪切速率[9]以及孔隙水的化學成分[10]等因素有關(guān)。但如前所述，層間錯動帶往往賦存于巖體較深處，其在天然狀態(tài)下處于現(xiàn)場地應(yīng)力（高壓）環(huán)境中，而目前殘余強度試驗成果多集中在較低法向應(yīng)力（0～2 MPa）[2,11]，但深埋土在高壓下（一般認為，試驗應(yīng)力大于1 MPa）的力學性質(zhì)與常規(guī)土力學試驗得到的參數(shù)有著不可忽略的差別[12]。

顆粒破碎是高壓下影響土體力學特性的重要因素，眾多國內(nèi)外學者認為，顆粒破碎往往導(dǎo)致土體強度的降低：顆粒的大小、形狀、粗糙度對于土體的定向排列和剪切強度有著重要的影響。層間錯動帶是巖石向土轉(zhuǎn)化的中間產(chǎn)物，顆粒并未完全泥化（風化），巖屑(巖片)不均勻夾雜在已發(fā)育的泥化帶中，結(jié)構(gòu)性較強，顆粒不均勻。顆粒形態(tài)一般棱角尖銳，粗糙且呈不規(guī)則形狀。Kjaernsli和Sande[13]發(fā)現(xiàn)，在給定的應(yīng)力下，不規(guī)則且表面粗糙的顆粒更容易發(fā)生破碎。因此，層間錯動帶可能在破壞滑動時發(fā)生大規(guī)模的顆粒破碎。目前，顆粒破碎的研究集中在鈣質(zhì)砂、堆石料等材料[14－15]，有關(guān)層間錯動帶在高壓剪切作用下的顆粒破碎研究開展甚少。

本文針對某水電站揭露的層間錯動帶在現(xiàn)場地應(yīng)力（試驗法向應(yīng)力高達10 MPa）條件下開展了反復(fù)直剪試驗，對比了原狀樣與重塑樣的力學性質(zhì)差異，并結(jié)合試驗后的粒徑分析試驗，探討了殘余強度非線性的機制，分析了顆粒破碎對殘余強度的影響。

2 試樣制備與試驗方法

2.1 試樣制備與工程特性

此次試驗所需試樣取自某水電站水平探洞中，由凝灰?guī)r發(fā)育而成，上覆玄武巖巖體最厚處約340 m。根據(jù)以往采樣的經(jīng)驗[16]，發(fā)現(xiàn)在洞壁出露的層間錯動帶往往位于探洞的松動圈內(nèi)并長時間吸附空氣中的水分，導(dǎo)致測得的天然密度和含水率偏大。此次選定此探洞內(nèi)距洞口 15、27、35 m共 3處作為采樣位置（分別為取樣點1、2、3），現(xiàn)場測量含水率與密度和采樣方法詳見文獻[16]。為了減小對試樣的擾動，人工用鑿子和鐵錘鑿去層間錯動帶上方的凝灰?guī)r，并每隔5 cm挖去洞壁出露的層間錯動帶進行密度與含水率的測定，挖去的土樣收集裝入塑料袋用作重塑土樣。經(jīng)過測定，在距離洞壁40 cm 左右試樣的密度與含水率（見表1）會趨于一致。因此，選擇在距洞壁40 cm處小心地用切刀把軟弱夾層削切成15 cm× 15 cm×8 cm的原狀試樣，并用塑料布密封裹緊，裝入樣品盒內(nèi)，樣品盒同樣用塑料布包裹密封以防止水分蒸發(fā)。在3處取樣位置共取得原狀試樣8個。室內(nèi)試驗針對3個取樣地點的土樣補充了液塑限和土粒相對密度試驗，試驗結(jié)果見表1。顆粒級配分析試驗見圖1。此外，選取3個采樣地點的樣品（母巖和泥化夾層）開展了X射線衍射分析試驗以探明其礦物成分，試驗結(jié)果見表2。

表1 層間錯動帶物理性質(zhì)試驗結(jié)果Table 1 Physical properties of the infilled joint soils

從表1可以看出，層間錯動帶的天然含水率較低（均值為7.1%），計算平均孔隙比為0.44，試樣較為密實；土粒相對密度較大（均值為2.94），且塑性指數(shù)較?。ň禐?0.1），在天然情況下含水率已低于塑限處于半固態(tài)。從表2可以看出，層間錯動帶的礦物成分和母巖極為接近，說明層間錯動帶是由母巖轉(zhuǎn)化而來，但黏土礦物成分有所增加（平均增加 13%）；赤鐵礦（平均含量為 33%）是造成其土粒相對密度偏高的原因。

圖1 原狀樣與重塑樣顆粒粒徑分布曲線Fig.1 Particle size distributions of undisturbed and remolded samples

表2 層間錯動帶X射線衍射試驗結(jié)果Table 2 Mineralogical compositions from the X-ray diffraction tests

由圖1可見，盡管3處采樣地點僅隔數(shù)十米，但現(xiàn)場泥化夾層粒徑分布并不均勻：取樣點1的不均勻系數(shù)Cu=121.33，曲率系數(shù)Cc=1.85, 限制粒徑d60=0.364 mm；取樣點2的Cu=174.13，Cc=2.148，d60=0.361 mm；取樣點3的Cu=247.5，Cc=0.79，d60=0.495 mm。取樣點1、3的最大粒徑為1 cm，取樣點2的最大粒徑為2 cm。但根據(jù)肖樹芳和阿基諾夫[17]對泥化夾層的分類，這3處取到的層間錯動帶試樣同屬于泥夾碎屑型。

重塑樣的制備是首先把3個采樣地點的土樣混合均勻并在室外風干，團聚體用木槌敲散。然后過10 mm篩，把混合風干后的土樣加入定量的蒸餾水攪拌均勻，以達到天然含水率7.1%，并裝入密封塑料袋擱置在恒溫22 ℃的房間中24 h以上。最后，根據(jù)天然孔隙比為0.44，試驗時將定量的土樣裝入剪切盒中，分3層刨毛并搗筑密實。重塑樣的顆粒級配分析試驗結(jié)果見圖 1。室內(nèi)試驗測得其 Gs=2.94，wL=22%，Ip=10.1.

2.2 試驗儀器

試驗設(shè)備采用中國科學院武漢巖土力學研究所自行研制的應(yīng)變式大型室內(nèi)及現(xiàn)場兩用直剪裝置。該儀器的結(jié)構(gòu)、水平與垂直加載系統(tǒng)、量測系統(tǒng)等細節(jié)可參考文獻[18]。為了達到現(xiàn)場地應(yīng)力水平（自重應(yīng)力9 MPa左右），對剪切盒的尺寸進行了改造（見圖2），其凈空幾何尺寸為120 mm×100 mm ×80 mm（長×寬×高），在剪切盒內(nèi)邊緣使用了燕尾槽結(jié)構(gòu)防止土樣在高壓力下側(cè)向擠出。僅改變其尺寸大小可以保證剪切盒與原加載系統(tǒng)的相對位置不變，可以充分利用原有結(jié)構(gòu)的可靠性和優(yōu)越性，原最大設(shè)計法向壓力為200 kN，改變剪切面積后法向應(yīng)力理論最高可提高至16 MPa。由于測得的法向應(yīng)力范圍0～16 MPa比原結(jié)構(gòu)要大很多，原垂直壓力傳感器不再適用，此次試驗法向壓力數(shù)據(jù)直接由千斤頂?shù)膲毫Π俜直碜x得。在試驗過程中，水平位移、垂直位移和水平剪力可以自動采集并記錄。

圖2 高壓直剪剪切盒示意圖Fig.2 Schematic of the shear box under high normal stress

2.3 試驗內(nèi)容

針對原狀樣共進行了法向應(yīng)力為2、4、6、8、10 MPa共5級應(yīng)力下的固結(jié)排水反復(fù)剪切試驗。每級應(yīng)力做1個平行試驗。固結(jié)標準為0.002 mm/min。每個試樣循環(huán)推剪4次，推剪速率為0.216 mm/min，剪切盒拉回時速率為0.6 mm/min，推剪單程位移為15 mm，累計位移共60 mm。重樣試樣仍采用上述試驗方案，但每級應(yīng)力僅用1個試樣。試驗結(jié)束后，將上剪切盒中的試樣取出，由于下剪切盒中的試樣不易取出，僅鑿取下剪切盒試樣表層土樣（約1 cm厚）做含水率分析。測試表明，各試樣的含水率差異很?。ㄒ姳?）。此外，上剪切盒中的試樣分為兩個區(qū)域（見圖2）：A區(qū)域（剪切面附近約2 cm厚）和B區(qū)域（A區(qū)域上至試樣頂面）做顆粒粒徑分析。但如前所述，由于層間錯動帶天然狀態(tài)下粒徑分布不均勻，試驗前的粒徑分析結(jié)果（見圖 1）未必可以代表每一個原狀樣的顆粒大小分布，因此，僅對試驗后重塑試樣做顆粒粒徑分析。

3 試驗結(jié)果與討論

3.1 反復(fù)直剪試驗

在各級法向應(yīng)力（2～10 MPa）下，試樣的剪應(yīng)力-位移曲線表現(xiàn)出了相同的趨勢，典型的剪應(yīng)力-位移試驗曲線如圖3所示，圖中是原狀樣和重塑樣在法向應(yīng)力為8 MPa下的試驗曲線。從圖中可以看出，原狀樣與重塑樣在各次剪切過程中的剪應(yīng)力-位移曲線均沒有明顯的峰值強度，曲線形式類似于理想塑性模型曲線。另外，在反復(fù)剪切過程中，原狀樣與重塑樣的強度均會隨著剪切次數(shù)的增多而降低，可以看出，第 4次剪切強度與第 3次相差不大，在第4次剪切時已達到殘余狀態(tài)。但原狀樣第1次剪切后的強度 4.95 MPa略高于重塑樣的強度4.76 MPa，原狀樣第2次剪切強度的降幅為26.9%，高于重塑樣的19.1%，且第2次剪切強度低于重塑樣；原狀樣與重塑樣第3次剪切強度相比差別不大，在經(jīng)過4次剪切后，二者殘余殘余強度幾乎趨于一致（分別為3.15、3.01 MPa）。

圖3 典型的原狀樣與重塑樣累計位移-剪應(yīng)力曲線（法向應(yīng)力為8 MPa）Fig.3 Typical accumulated displacement-shear stress curves for undisturbed and remolded samples under normal stress of 8 MPa

根據(jù)試驗結(jié)果，可以得到原狀樣與重塑樣在不同剪切次數(shù)下的強度包線，如圖4、5所示。從圖4可以看出，原狀樣第1次剪切強度包線為直線（黏聚力c =463 kPa，摩擦角φp=30.23°），但隨著剪切次數(shù)的增多，第2次至第4次強度包線有向下彎的趨勢，呈明顯的非線性。因此，在第1次剪切之后，強度指標由殘余摩擦角φr表示，統(tǒng)計結(jié)果見表3。圖5呈現(xiàn)出了與圖4相同的趨勢?？梢缘玫?，重塑樣第 1次剪切內(nèi)摩擦角與原狀樣類似（分別為30.23°和28.44°），但 c值（195 kPa）降低了一半以上（為原狀樣 46%），在第 2次剪切過程中，重塑樣φr值高于原狀樣，但在多次剪切過程中φr值逐漸降低并趨于一致（見表3）。

圖4 原狀樣不同剪切次數(shù)下的強度包線Fig.4 The strength curves of the undisturbed samples with different shear circles

圖5 重塑樣不同剪切次數(shù)下的強度包線Fig.5 The strength curves of the remolded samples with different shear circles

表3 反復(fù)直剪結(jié)果統(tǒng)計表Table 3 Results of the multi-reversal direct shear tests

對比原狀樣與重塑樣的破壞特征和破壞指標，可以得到以下認識：

（1）c值方面：原狀樣在歷史過程中沉淀、擠壓后膠結(jié)較好，保留了較高的黏聚力，重塑試樣無法復(fù)制天然狀態(tài)下形成的膠結(jié)結(jié)構(gòu)。但原狀樣膠結(jié)結(jié)構(gòu)非常脆弱，一旦經(jīng)歷剪切后，膠結(jié)結(jié)構(gòu)破壞，強度會迅速減低甚至低于重塑樣。在實際工程中，層間錯動帶一旦發(fā)生錯動，其抗剪強度可能會迅速減低并伴隨大規(guī)模的相對滑動，工程支護設(shè)計時應(yīng)嚴格限制泥化夾層帶位移值。

（2）殘余強度（或φr）方面：試樣在經(jīng)歷反復(fù)剪切后，強度主要由φr提供：c由于上、下剪切面不連續(xù)性和扁平黏土顆粒高度定向排列而逐漸消失。由于原狀試樣已經(jīng)存在某種程度上的顆粒定向排列，而重塑樣本身并無結(jié)構(gòu)性需要進行顆粒的重新排列（第2次剪切φr值高于原狀樣），這也是原狀樣強度要比重塑樣強度下降快的原因。此外，φr值與試樣的初始結(jié)構(gòu)并不相關(guān)，重塑樣的φr值可以替代原狀樣的φr值（見表3）。

層間錯動帶強度包線的一個重要特征是殘余強度的非線性（見圖4、5），較低法向應(yīng)力下的φr值往往高于高法向應(yīng)力下的φr值（見表3）。鑒于層間錯動帶顆粒較大（最大1 cm）粗糙且棱角分明，易發(fā)生破碎，顆粒破碎可能是造成其殘余強度非線性的原因。

3.2 顆粒粒徑分析

圖6、7分別為重塑樣剪切面A區(qū)域和B區(qū)域（見圖 3）的顆粒粒徑分析試驗結(jié)果。為了便于比較，重塑樣的原顆粒粒徑分布曲線也繪制在圖6、7上。

圖6 A區(qū)域剪切面顆粒粒徑分布曲線Fig.6 Particle distribution curves of the shear zones (zone A)

圖7 B區(qū)域顆粒粒徑分布曲線Fig.7 Particle distribution curves of zone B

從圖6可以看出，剪切后A區(qū)域顆粒粒徑分布曲線發(fā)生了明顯的變化，曲線隨著法向應(yīng)力的增高而向上移動：顆粒破碎會隨法向應(yīng)力的升高而增大，10 MPa法向應(yīng)力下的曲線位于圖中最上部，細顆粒明顯增多；B區(qū)域（見圖 7）顆粒粒徑分布曲線與原顆粒粒徑分布相比并未發(fā)生較大的改變，尤其是0.075 mm以下細顆粒部分曲線幾乎與原顆粒粒徑分布相同；粒徑較大（＞0.075 mm）部分曲線段隨著法向應(yīng)力的增高有所上移，說明較大粒徑發(fā)生了顆粒破碎，但破碎程度并不明顯。為了量化顆粒破碎，本文采用Hardin[19]提出的顆粒粒徑破碎指標Br量化其顆粒破碎程度。Br定義為在橫軸為lgd，d為粒徑，縱軸為超過某粒徑百分比坐標系中，試驗前、后顆粒粒徑分布曲線和粒徑為0.074 mm豎線所圍面積與試驗前顆粒粒徑分布曲線與0.074 mm豎線所圍面積的比值，計算結(jié)果見圖8。

可以看出，A區(qū)域Br隨著法向應(yīng)力的增高而線性增大，B區(qū)域Br較?。ǎ?.16）且明顯小于 A區(qū)域，其隨法向應(yīng)力增高但增長比較緩慢。A、B區(qū)域顆粒破碎機制明顯不同：根據(jù)Guyon和Troadec[20]對顆粒破碎機制的劃分，A區(qū)域由于上、下剪切面的滑動，顆粒之間相互滑移碰撞超過顆粒本身拉應(yīng)力，其破碎機制主要為磨耗或磨損，更易產(chǎn)生細小顆粒；B區(qū)域在高壓作用下顆粒之間相互嵌入咬合，由于大顆粒微裂隙（缺陷）較多，易受壓發(fā)生破碎，產(chǎn)生粒徑相對較大的顆粒。剪切面附近（A區(qū)域）顆粒粒徑變化適用于對反復(fù)剪切導(dǎo)致的剪切（面）強度變化的分析。

圖8 A、B區(qū)域的顆粒破碎指標BrFig.8 Br for the zone A and zone B

3.3 顆粒粒徑對殘余強度的影響

理論上講，任意某一粒徑在剪切前后所占的粒徑比例都可以用來分析顆粒破碎[21]。除Br外，還可采用參數(shù) S2進一步分析顆粒粒徑對殘余強度的影響。S2定義為剪切后與剪切前小于2 μm粒徑比例的比值。圖9描述了殘余強度R與峰值強度（第1次剪切強度）P的比值和Br、S2的關(guān)系。

圖9 R/P與Br和S2的線性關(guān)系Fig.9 The liner relationships between R/P and Br & S2

可以看出，R/P與Br、S2幾乎是線性關(guān)系，根據(jù)Br與S2的定義，顆粒破碎本身與破碎后黏粒含量(＜ 2 μm)的增加均會對殘余強度產(chǎn)生影響：

（1）每次剪切過程都是土體抗剪強度不斷增高直至不能承受剪應(yīng)力（破壞）為止，這一過程也是能量累計的過程。當剪切力不斷增高并反復(fù)剪切時會發(fā)生顆粒的磨耗或磨損并導(dǎo)致顆粒破碎，這一過程伴隨著能量的釋放，從而降低了土體抗剪能力。

（2）殘余強度與顆粒定向排列密切相關(guān)。Mesri和Cepeda-Diaz[22]對比不同黏粒含量（＜2 μm）試樣的剪切強度，發(fā)現(xiàn)黏粒含量的增多會降低剪切強度。在本次試驗中，即使重塑試樣初始粒徑相同，顆粒破碎導(dǎo)致試樣在試驗中不斷產(chǎn)生黏粒（＜2 μm），從而增加了顆粒的定向排列，并由此降低了殘余強度。

4 結(jié) 論

（1）原狀樣與重塑樣結(jié)構(gòu)有明顯差別：原狀樣在歷史沉積、擠壓作用下膠結(jié)程度高于重塑樣，第1次剪切強度高于重塑樣；但二者殘余強度幾乎相同，主要是由于原狀樣膠結(jié)結(jié)構(gòu)較脆弱和其已經(jīng)存在的某種程度上的顆粒定向排列。工程支護設(shè)計時應(yīng)嚴格限制層間錯動帶位移值，以防止其錯動后強度迅速降低而引發(fā)大規(guī)模的相對滑動。

（2）試樣剪切面附近區(qū)域與非剪切面附近區(qū)域顆粒破碎機制不同：剪切面附近區(qū)域顆粒破碎主要為磨耗或磨損產(chǎn)生了較小顆粒；非剪切面附近區(qū)域主要為顆粒破裂，產(chǎn)生相對較大顆粒。采用Br量化二者的顆粒破碎程度，剪切面附近區(qū)域顆粒破碎明顯高于非剪切面附近區(qū)域。

（3）殘余強度包線具有明顯的非線性，顆粒破碎被認為是其根本原因：隨著法向應(yīng)力的增大，一方面顆粒破碎導(dǎo)致能量釋放加??；另一方面試驗中不斷產(chǎn)生的黏粒（＜2 μm）含量增多，增大了顆粒的定向排列程度并由此降低了剪切強度。

（4）值得注意的是，本文僅針對層間錯動帶在天然狀態(tài)下的原狀樣和根據(jù)現(xiàn)場物理性質(zhì)指標重塑的試樣進行了試驗，但含水率、初始顆粒粒徑分布、初始干密度等因素[16]均會對其力學性質(zhì)產(chǎn)生影響，后續(xù)的研究會對這些因素深入分析和討論。

致謝：閔弘副研究員對試驗儀器的改造及試驗方案的內(nèi)容給予了大力協(xié)助和寶貴的建議，在此表示感謝。

[1]張咸恭, 聶德新, 韓文峰. 圍壓效應(yīng)與軟弱夾層泥化的可能性分析[J]. 地質(zhì)評論, 1990, 30(2): 160－167.ZHANG Xian-gong, NIE De-xin, HAN Wen-feng. The effect of confining pressure and the possibility of argillization of weak intercalations[J]. Discussion of Geological, 1990, 30(2): 160－167.

[2]徐國剛. 紅色碎屑巖系中泥化夾層組構(gòu)及強度特性研究[J]. 人民黃河, 1994, 10: 33－36.XU Guo-gang. Study of formation and strength features of clay gouged intercalation in red fragment rock series[J].Yellow River, 1994, 10: 33－36.

[3]龔壁衛(wèi), 郭熙靈. 泥化夾層殘余強度的非線性問題探討[J]. 大壩觀測與土工測試, 1997, 21(5): 38－40.GONG Bi-wei, GUO Xi-ling. Study of the nonlinearity of residual shear strength of mudded intercalation[J]. Dam Observation and Geotechnical Tests, 1997, 21(5): 38－40.

[4]SKEMPTON A W. Long-term stability of clay slopes[J].Géotechnique, 1964, 14(2): 75－102.

[5]DE P K, FURDAS B. Discussion on Wallace[J].Géotechnique, 1973, 23(4): 601－603.

[6]DEWOOLKAR M M, HUZJAK R J. Drained residual shear strength of some claystones from Front Range,Colorado[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2005, 131(12): 1543－1551.

[7]MITCHELL J K. Fundamentals of soil behavior[M]. New York: John Wiley, 1976.

[8]STARK T D, EID H T. Drained residual strength of cohesive soils[J]. Journal of Geotechnical Engineering,ASCE, 1994, 120(5): 856－871.

[9]TIKA T E, VAUGHAN P R, LEMOS L. Fast shearing of pre-existing shear zones in soil[J]. Géotechnique, 1996,46(2): 197－233.

[10]KENNEY T C. The influence of mineral composition on the residual strength of natural soils[C]//Proceedings of Geotechnical Conference on the Shear Strength Properties of Natural Soils and Rocks. Oslo, Norway: [s. n.], 1967:123－129.

[11]閆汝華, 樊衛(wèi)花. 馬家?guī)r水庫壩基軟弱夾層剪切特性的及強度[J]. 巖石力學與工程學報, 2004, 23(22): 3761－3764.YAN Ru-hua, FAN Wei-hua. Shear properities and strength of weak intercalated layers in dam foundation of Majiayan reservoir[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2004, 23(22): 3761－3764.

[12]馬金榮. 深層土的力學特性研究[D]. 徐州: 中國礦業(yè)大學, 1999.

[13]KJAERNSLI B, SANDE A. Compressibility of some coarse grained materials[C]//Proceedings of European Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering. Wiesbaden: Germany, 1963: 245－251.

[14]高玉峰, 張兵, 劉偉, 等. 堆石料顆粒破碎特征的大型三軸試驗研究[J]. 巖土力學, 2009, 30(5): 1237－1246.GAO Yu-feng, ZHANG Bing, LIU Wei, et al.Experimental study of particle breakage behavior of rockfills in large-scale triaxial tests[J]. Rock and Soil Mechanics, 2009, 30(5): 1237－1246.

[15]張家銘, 蔣國盛, 汪稔. 顆粒破碎及剪脹對鈣質(zhì)砂抗剪強度影響研究[J]. 巖土力學, 2009, 30(7): 2043－2048.ZHANG Jia-ming, JIANG Guo-sheng, WANG Ren.Research on influences of particle breakage and dilatancy on shear strength of calcareous sands[J]. Rock and Soil Mechanics, 2009, 30(7): 2043－2048.

[16]符文熹, 聶德新, 尚岳全, 等. 地應(yīng)力作用下軟弱層帶的工程特性研究[J]. 巖土工程學報, 2002, 24(5): 584－587.FU Wen-xi, NIE De-xin, SHANG Yue-quan, et al. Study of engineering properties of weak layers under ground stresses[J]. Chinese Jounal of Geotechnical Engineering,2002, 24(5): 584－587.

[17]肖樹芳, K.阿基諾夫. 泥化夾層的組構(gòu)及強度蠕變特性[M]. 長春: 吉林科學技術(shù)出版社, 1991.

[18]閔弘, 劉小麗, 魏進兵, 等. 現(xiàn)場室內(nèi)兩用大型直剪儀研制（I）: 結(jié)構(gòu)設(shè)計[J]. 巖土力學, 2006, 26(1): 168－172.MIN Hong, LIU Xiao-li, WEI Jin-bin, et al. A new large direct shear apparatus for field and laboratory test(I):configuration[J]. Rock and Soil Mechanics, 2006, 26(1):168－172.

[19]HARDIN B O. Crushing of soil particles[J]. Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, 1985, 111(10): 1177－1192.

[20]GUYON E, TROADEC JP DU. Sac de billes au tas de sable[M]. Paris: Odile Jacob Sciences, 1994.

[21]LADE P V, YAMAMURO J A. Significance of particle crushing in granular materials[J]. Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, 1996, 122(4): 309－316.

[22]MESRI G, CEPEDA-DIAZ A F. Residual shear strength of clays and shales[J]. Géotechnique, 1986, 36(2): 269－274.