陳星欣， 何明高， 房敏安， 郭力群， 尹清鋒， 白冰

(1. 華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院， 福建 廈門(mén) 361021； 2. 中建交通建設(shè)集團(tuán)有限公司， 北京 100142； 3. 北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院， 北京 100044)

目前，由滲透破壞引起的砂粒流失給地下工程帶來(lái)了巨大災(zāi)難[1-3].例如，2003年，上海軌道交通4號(hào)線浦西聯(lián)絡(luò)通道發(fā)生滲漏，地下水裹挾砂土顆粒迅速涌入通道內(nèi)，引起地面和周邊建筑物大幅度沉降[4].2012年，桃樹(shù)坪隧道由于開(kāi)挖過(guò)程中粉、細(xì)砂圍巖出現(xiàn)嚴(yán)重的涌砂塌方問(wèn)題，造成重大設(shè)計(jì)變更，建設(shè)工期嚴(yán)重受阻[5].2018年，佛山軌道交通2號(hào)線突發(fā)透水流砂事故，承壓水從滲漏口沖刷流出，造成砂粒迅速流失，導(dǎo)致路面坍陷和重大人員傷亡[6].可見(jiàn)，滲透破壞過(guò)程中砂粒的遷移流失常常導(dǎo)致土體強(qiáng)度衰減和失穩(wěn)變形，進(jìn)而形成空洞甚至誘發(fā)塌陷.

許多學(xué)者對(duì)砂粒流失的影響因素、演化過(guò)程及致災(zāi)機(jī)理做了許多富有成效的研究工作[7-10].針對(duì)黏粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)對(duì)砂粒流失機(jī)制的影響，張敏江等[11]通過(guò)試驗(yàn)指出，弱膠結(jié)粉砂中的黏粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)對(duì)砂粒流失有阻止作用，黏粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)越高，顆粒之間的膠結(jié)強(qiáng)度越大.Bendahmane等[12]通過(guò)砂粒流失試驗(yàn)進(jìn)一步指出，隨著黏粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的降低，砂粒流失速率明顯增加.針對(duì)砂土級(jí)配對(duì)砂粒流失特性具有的顯著影響，鄭剛等[13]通過(guò)可視化試驗(yàn)裝置對(duì)砂粒流失進(jìn)行的研究指出，臨界縫隙寬度與顆粒級(jí)配、不均勻系數(shù)及顆粒大小有關(guān).田大浪等[14]基于不同細(xì)顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的間斷級(jí)配砂礫石土流失試驗(yàn)指出，細(xì)顆粒在土骨架中的填充方式會(huì)影響其滲透性.針對(duì)土體飽和度對(duì)砂粒流失的影響，張冬梅等[15]通過(guò)模擬不同飽和度條件下的管線滲流侵蝕過(guò)程指出，滲透性和滲流力的大小取決于土體飽和度，飽和土體發(fā)生砂粒流失會(huì)形成較大的侵蝕空洞.可見(jiàn)，在砂粒流失的內(nèi)部影響因素上，學(xué)者已對(duì)黏粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)、顆粒級(jí)配、飽和度等做了大量的研究分析，但初始孔隙比對(duì)砂粒流失的影響機(jī)理還不明確.實(shí)際上，隨著壓實(shí)度增大，土體初始孔隙比相應(yīng)減小，同時(shí)，土骨架產(chǎn)生相應(yīng)變形，顆粒間接觸關(guān)系會(huì)發(fā)生明顯改變.因此，開(kāi)展不同在壓實(shí)系數(shù)條件下砂粒流失的研究有重要意義.

針對(duì)外部條件對(duì)砂粒流失機(jī)制的影響，隋旺華等[16]發(fā)現(xiàn)裂縫寬度越大，砂粒流失越劇烈，并指出土的平均粒徑(d50)小于裂縫寬度的1/10時(shí)，容易發(fā)生潛蝕甚至涌砂現(xiàn)象.劉成禹等[17]基于砂粒流失試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)當(dāng)破損口為圓形時(shí)，砂粒流失引起的上部土體沉降形狀可用漏斗表示.另外，水力條件也是砂粒流失的重要影響因素.楊偉峰等[18]通過(guò)模型試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在試樣頂部施加的侵蝕水頭越大，造成的砂粒流失越劇烈.Guo等[19]指出水力梯度和試樣高度對(duì)砂粒流失形成的空洞形狀影響最大.然而，這些研究均未考慮土體受力狀態(tài)對(duì)砂粒流失機(jī)制的影響.大量的三軸試驗(yàn)表明，在不同圍壓條件下，土體物理力學(xué)性質(zhì)大為不同，特別是圍壓對(duì)土體滲透破壞具有顯著影響.因此，在試驗(yàn)中考慮圍壓對(duì)砂粒流失的影響是有必要的.

鑒于以上不足之處，本文利用自行研制的三軸砂粒流失試驗(yàn)裝置，通過(guò)在徑向圍壓條件下的砂粒流失特性試驗(yàn)，研究壓實(shí)系數(shù)、水力梯度和破損口直徑對(duì)砂粒流失機(jī)理和滲透性演化規(guī)律的影響.

1 試驗(yàn)裝置和試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)裝置

三軸砂粒流失試驗(yàn)裝置由圍壓控制裝置、供水裝置、三軸壓力室和砂水收集裝置4部分組成[20].該裝置能對(duì)試樣同時(shí)施加圍壓和豎向滲流，并能開(kāi)展試樣底部破損處發(fā)生顆粒遷移流失及滲透性演化過(guò)程的試驗(yàn)研究.三軸砂粒流失試驗(yàn)裝置，如圖1所示.

圖1 三軸砂粒流失試驗(yàn)裝置Fig.1 Triaxial sand loss test equipment

圍壓控制裝置主要用于對(duì)試樣周邊施加徑向圍壓條件.通過(guò)調(diào)節(jié)供水裝置中的空壓機(jī)和精密調(diào)壓閥，侵蝕水流從密閉儲(chǔ)水罐中穩(wěn)定地流入試樣頂部的試樣帽，試樣帽下表面的多孔有機(jī)玻璃篩板能控制水流均勻注入整個(gè)試樣斷面，從而在試樣中形成自上而下的均布滲流.同時(shí)，在試樣底部放置圓形單孔板，用來(lái)模擬砂粒從破損口發(fā)生流失現(xiàn)象，圓形單孔板正中央的小孔直徑需根據(jù)試驗(yàn)要求進(jìn)行設(shè)置.另外，三軸壓力室主要基于TSZ-3型應(yīng)變控制式三軸試驗(yàn)儀的三軸壓力室改造而成，其壓力室內(nèi)徑為103.5 mm，高度為223.0 mm.三軸壓力室底座中央掏空成漏斗狀，從而滿(mǎn)足侵蝕土體順暢流出、不堵塞管道的要求.

砂水收集裝置由固液分離裝置、儲(chǔ)水箱和電子天平組成.土體內(nèi)部侵蝕流出的砂水混合物從試樣底部圓形單孔板流出，通過(guò)內(nèi)徑為15.0 mm的軟管流入左側(cè)的固液分離裝置.固液分離裝置中設(shè)置的大孔徑濾網(wǎng)可實(shí)現(xiàn)固液自動(dòng)分離，砂粒堆積在分離裝置底部，液位在試驗(yàn)過(guò)程中始終保持不變，多余液體從頂部溢流口進(jìn)入右側(cè)的儲(chǔ)水箱.結(jié)合兩個(gè)電子天平實(shí)時(shí)讀數(shù)即可求得試驗(yàn)過(guò)程中砂粒流失量和流水質(zhì)量.當(dāng)固液分離裝置的天平讀數(shù)不變時(shí)，此時(shí)已無(wú)砂粒流出，砂粒流失試驗(yàn)結(jié)束.

1.2 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)選用石英砂作為研究材料，試樣的直徑為61.8 mm，高度為125.0 mm.根據(jù)《土工試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn):GB/T 50123-2019》[21]，對(duì)試樣進(jìn)行比質(zhì)量、相對(duì)密度和顆粒分析等常規(guī)土工試驗(yàn).由于試樣中存在小于0.075 mm的顆粒，故采用篩分法聯(lián)合激光粒度儀法進(jìn)行試樣顆粒級(jí)配分析，測(cè)得試樣不均勻系數(shù)(Cu)和曲率系數(shù)(Cv)分別為8.76和1.72，土顆粒級(jí)配良好.試樣的干密度(ρd)為1.36 g·cm-3；相對(duì)密度(Dr)為44%；平均粒徑(d50)為0.122 mm；比質(zhì)量(Gs)為2.65.試樣顆粒級(jí)配曲線，如圖2所示.圖2中：w為小于某一粒徑的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；d為砂粒直徑.

圖2 試樣顆粒級(jí)配曲線Fig.2 Particle gradation curve of sample

1.3 試驗(yàn)方法

為了研究壓實(shí)系數(shù)、水力梯度和破損口直徑對(duì)砂粒流失機(jī)理和滲透性演化規(guī)律的影響，開(kāi)展了3種壓實(shí)系數(shù)(70%，75%，80%)、3種水力梯度(16，24，32)和3種破損口直徑(2.0，2.3，2.6 mm)條件下的砂粒流失試驗(yàn)，砂粒流失特性試驗(yàn)總計(jì)27個(gè).砂粒流失試驗(yàn)有如下3個(gè)步驟.

1) 將三軸儀底座與砂水收集裝置相連，往三軸儀底座注入純水，使得底座空腔和滲漏軟管內(nèi)注滿(mǎn)純水，從而排凈空氣.

2) 試樣分5次裝填，按相同次數(shù)、相同落錘高度的操作方式分層壓實(shí)至達(dá)到目標(biāo)密實(shí)度，以確保試樣整體的均勻性.每層裝填完畢時(shí)，需保證水面高于該層試樣頂部2 mm左右，以確保每層裝填的石英砂處于飽和狀態(tài)，并且每層石英砂搗實(shí)完之后應(yīng)對(duì)頂面進(jìn)行刮毛處理，防止試樣出現(xiàn)明顯的分層現(xiàn)象.

3) 試樣制備完成后，通過(guò)圍壓控制裝置施加圍壓至100 kPa，打開(kāi)空壓機(jī)，并調(diào)節(jié)精密調(diào)壓閥，使空壓機(jī)輸入儲(chǔ)水罐中的氣壓保持穩(wěn)定，并將儲(chǔ)水罐底部出水端與三軸滲透破壞裝置的注水孔連接起來(lái)，從而開(kāi)始砂粒流失試驗(yàn).

需要說(shuō)明的是，對(duì)試樣進(jìn)行不同水力梯度情況下的砂粒流失試驗(yàn)時(shí)，需要通過(guò)空壓機(jī)維持長(zhǎng)時(shí)間穩(wěn)定不變的侵蝕水頭.試驗(yàn)全過(guò)程使用數(shù)碼相機(jī)進(jìn)行錄像，記錄兩個(gè)天平的相關(guān)數(shù)據(jù).當(dāng)固液分離裝置的天平讀數(shù)保持不變時(shí)，說(shuō)明已無(wú)砂粒流出，此時(shí)，砂粒流失試驗(yàn)結(jié)束.

2 壓實(shí)系數(shù)對(duì)砂粒流失特性的影響

水力梯度為16，破損口直徑為2.0，2.3和2.6 mm時(shí)，壓實(shí)系數(shù)對(duì)砂粒累計(jì)流失率的影響曲線，如圖3所示.圖3中：Rl為砂粒累計(jì)流失率，是砂粒累計(jì)流失質(zhì)量與試樣初始干質(zhì)量之比；λ為壓實(shí)系數(shù)；t為時(shí)間.

(a) 破損口直徑為2.0 mm (b) 破損口直徑為2.3 mm (c) 破損口直徑為2.6 mm圖3 壓實(shí)系數(shù)對(duì)砂粒累計(jì)流失率的影響曲線Fig.3 Influence curves of compaction coefficient on cumulative sand loss rate

由圖3可知：在同一水力梯度和破損口直徑條件下，不同壓實(shí)系數(shù)的砂粒累計(jì)流失率都可分為無(wú)流失階段、快速流失階段及穩(wěn)定流失階段.以圖3(a)中壓實(shí)系數(shù)為70%的情況為例，在0～432 s時(shí)間段內(nèi)，砂粒累計(jì)流失率保持為0；在432～1 212 s時(shí)間段內(nèi)，砂粒累計(jì)流失率基本上為線性增長(zhǎng)，從0增長(zhǎng)到49.9%；在1 212～2 082 s時(shí)間段內(nèi)，砂粒累計(jì)流失率逐漸趨于穩(wěn)定，并最終保持在63.4%.因此，在恒定滲流力和徑向圍壓的初始作用階段，滲流通道尚未擴(kuò)張，試樣保持穩(wěn)定狀態(tài)，此時(shí)沒(méi)有砂粒流失；當(dāng)滲流力大于砂粒間摩擦阻力，試樣底部砂粒最先開(kāi)始流失，試樣內(nèi)部砂粒向破損口位置遷移運(yùn)動(dòng)，滲流通道快速擴(kuò)張，砂粒累計(jì)流失率迅速增長(zhǎng)；當(dāng)滲流通道趨于穩(wěn)定后，砂粒不再流出，砂粒累計(jì)流失率保持不變.

由圖3(a)可知：在壓實(shí)系數(shù)為70%，75%和80%條件下，砂粒流失啟動(dòng)時(shí)間依次遞增，分別為432，924，1 134 s，這說(shuō)明砂粒流失啟動(dòng)時(shí)間隨壓實(shí)系數(shù)增大而增大；砂粒累計(jì)流失率峰值依次遞減，分別為63.4%，62.6%和55.6%，這說(shuō)明砂粒累計(jì)流失率隨壓實(shí)系數(shù)增大而減小.因此，隨著壓實(shí)系數(shù)增大、試樣孔隙率減小.顆粒間約束和咬合作用越強(qiáng)，摩擦阻力越大，造成砂粒流失啟動(dòng)時(shí)間越長(zhǎng)和砂粒累計(jì)流失率越小.

由圖3(b)，(c)可知：隨著壓實(shí)系數(shù)增大，砂粒流失啟動(dòng)時(shí)間增大，在較大破損口直徑條件下，砂粒流失啟動(dòng)時(shí)間隨壓實(shí)系數(shù)的增大而增大的幅度有所減??；當(dāng)破損口直徑為2.0 mm時(shí)，3種壓實(shí)系數(shù)下的砂粒流失啟動(dòng)時(shí)間分別為432，924，1 134 s，最大差值為702 s，當(dāng)破損口直徑為2.3 mm時(shí)，3種壓實(shí)系數(shù)下的砂粒流失啟動(dòng)時(shí)間分別為516，714，773 s，最大差值減小為257 s，當(dāng)破損口直徑為2.6 mm時(shí)，3種壓實(shí)系數(shù)下的砂粒流失啟動(dòng)時(shí)間分別為558，564，594 s，最大差值僅為36 s.因此，隨著破損口直徑增大，試樣底部臨空面增大，壓實(shí)系數(shù)對(duì)砂粒流失啟動(dòng)時(shí)間的影響下降；由于壓實(shí)系數(shù)增大的效果不足以抵消破損口直徑增大的效果，砂粒累計(jì)流失率未明顯隨壓實(shí)系數(shù)增大而減小，壓實(shí)系數(shù)為75%和80%時(shí)的砂粒累計(jì)流失率峰值的差異基本可以忽略不計(jì).

當(dāng)水力梯度為16，破損口直徑為2.0，2.3，2.6 mm時(shí)，壓實(shí)系數(shù)對(duì)累計(jì)流水體積的影響曲線，如圖4所示.圖4中：V為累計(jì)流水體積.根據(jù)圖3數(shù)據(jù)進(jìn)一步計(jì)算，壓實(shí)系數(shù)對(duì)滲透速度的影響曲線，如圖5所示.圖5中：v為滲透速度.

(a) 破損口直徑為2.0 mm (b) 破損口直徑為2.3 mm (c) 破損口直徑為2.6 mm圖4 壓實(shí)系數(shù)對(duì)累計(jì)流水體積的影響曲線Fig.4 Influence curves of compaction coefficient on cumulative flow volume

(a) 破損口直徑為2.0 mm (b) 破損口直徑為2.3 mm (c) 破損口直徑為2.6 mm圖5 壓實(shí)系數(shù)對(duì)滲透速度的影響曲線Fig.5 Influence curves of compaction coefficient on permeability velocity

由圖4可知：在同一水力梯度和破損口直徑下，高壓實(shí)系數(shù)的累計(jì)流水體積可分為緩慢發(fā)展階段和快速發(fā)展階段，而低壓實(shí)系數(shù)的累計(jì)流失體積不存在明顯的緩慢發(fā)展階段.以圖4(a)和圖5(a)中壓實(shí)系數(shù)為70%和75%的情況為例，當(dāng)壓實(shí)系數(shù)為75%時(shí)，在0～1 043 s時(shí)間段內(nèi)，累計(jì)流水體積緩慢增長(zhǎng)，最大滲透速度不超過(guò)1.23 cm·s-1，在1 043～2 302 s時(shí)間段內(nèi)，累計(jì)流水體積快速增長(zhǎng)，并且滲透速度最終穩(wěn)定在10.45 cm·s-1；當(dāng)壓實(shí)系數(shù)為70%時(shí)，累計(jì)流水體積在初始階段就迅速上升，滲透速度相應(yīng)地在短時(shí)間內(nèi)大幅提升.因此，隨著壓實(shí)系數(shù)增大，試樣顆粒排布更加緊密，孔隙率和滲透性能均出現(xiàn)下降.在高壓實(shí)系數(shù)下，由顆粒間連通孔隙構(gòu)成的滲流通道與試樣底部破損口貫通后，累計(jì)流水體積并沒(méi)有快速上升；隨著砂粒發(fā)生集中流失，試樣內(nèi)部滲流通道加快擴(kuò)張，滲透速度出現(xiàn)明顯上升；但是，在徑向圍壓的擠密作用下，試樣孔隙率趨于穩(wěn)定，滲透速度最終保持不變.

值得注意的是，在壓實(shí)系數(shù)為75%和80%的條件下，3種不同破損口直徑的累計(jì)流水體積均存在平穩(wěn)段，而在壓實(shí)系數(shù)為70%條件下的試樣則不存在平穩(wěn)段.這說(shuō)明在較小水力梯度條件下，高壓實(shí)系數(shù)試樣的滲流通道發(fā)展過(guò)程中存在短暫堵塞現(xiàn)象.以圖4(a)中3種不同壓實(shí)系數(shù)的情況為例，當(dāng)壓實(shí)系數(shù)為70%時(shí)，累計(jì)流水體積曲線不存在平穩(wěn)段；當(dāng)壓實(shí)系數(shù)為75%時(shí)，在398～726 s時(shí)間段內(nèi)，累計(jì)流水體積曲線呈現(xiàn)平穩(wěn)段；當(dāng)壓實(shí)系數(shù)為80%時(shí)，累計(jì)流水體積曲線在一定時(shí)間段內(nèi)呈現(xiàn)平穩(wěn)段.結(jié)合圖5(a)能夠明顯看出，在累計(jì)流水體積存在平穩(wěn)段的時(shí)間內(nèi)，試樣的滲流速度并沒(méi)有增長(zhǎng)，甚至出現(xiàn)下降.因此，試樣孔隙率隨著壓實(shí)度增大而減小，細(xì)顆粒的遷移流動(dòng)容易造成高壓實(shí)系數(shù)的滲流通道短暫堵塞，進(jìn)而導(dǎo)致滲透速度下降，累計(jì)流水體積曲線呈現(xiàn)出平穩(wěn)段.

綜上所述，在壓實(shí)系數(shù)為70%條件下，破損口直徑大小對(duì)累計(jì)流水體積的影響基本可以忽略不計(jì)，3條累計(jì)流水體積曲線的差距并不明顯；在壓實(shí)系數(shù)為75%和80%條件下，累計(jì)流水體積基本上隨破損口直徑增大而增大，但隨著破損口直徑增大，累積流水體積增大幅度減小；雖然不同破損口直徑下的累積流水體積差別并不大，但過(guò)水?dāng)嗝娴拿娣e隨著破損口直徑增大而增大，造成大破損口直徑下滲透速度減小幅度明顯.

在破損口直徑為2.0 mm的條件下，累計(jì)流水體積并未隨壓實(shí)系數(shù)的增大而減小，但是，在破損口直徑為2.3，2.6 mm的條件下，累計(jì)流水體積隨壓實(shí)系數(shù)的增大而減小.在圖4(a)流水快速發(fā)展階段中，壓實(shí)系數(shù)為80%條件下的累計(jì)流水體積曲線介于在另外兩種壓實(shí)系數(shù)條件下的累計(jì)流水體積曲線之間；在圖4(b)，(c)流水體積發(fā)展全過(guò)程中，累計(jì)流水體積基本按照壓實(shí)系數(shù)的大小從低到高依次排列.因此，當(dāng)水力梯度和破損口直徑較小時(shí)，滲流通道擴(kuò)張存在一定隨機(jī)性；當(dāng)水力梯度和破損口直徑較大時(shí)，壓實(shí)系數(shù)對(duì)試樣滲透性能的影響下降，滲流通道擴(kuò)張較為容易，累計(jì)流水體積在發(fā)展全過(guò)程均隨壓實(shí)系數(shù)增大而減小.

3 水力梯度對(duì)砂粒流失特性的影響

當(dāng)破損口直徑為2.3 mm時(shí)，在壓實(shí)系數(shù)為70%，75%和80%條件下，水力梯度對(duì)砂粒累計(jì)流失率的影響曲線，如圖6所示.圖6中：i為水力梯度.由圖6可知：在同一破損口直徑和壓實(shí)系數(shù)條件下，不同水力梯度的砂粒累計(jì)流失率分為無(wú)流失階段、快速流失階段及穩(wěn)定流失階段，這與壓實(shí)系數(shù)對(duì)砂粒累積流失率的影響一致.

(a) 壓實(shí)系數(shù)為70% (b) 壓實(shí)系數(shù)為75% (c) 壓實(shí)系數(shù)為80%圖6 水力梯度對(duì)砂粒累計(jì)流失率的影響曲線Fig.6 Influence curves of hydraulic gradient on cumulative sand loss rate

由圖6(a)可知：在i=16，24，32三種水力梯度條件下，砂粒流失啟動(dòng)時(shí)間依次遞減，分別為518，468，350 s，這說(shuō)明砂粒流失啟動(dòng)時(shí)間隨水力梯度的增大而減??；砂粒累計(jì)流失率峰值依次遞增，分別為64.6%，65.5%和68.7%，這說(shuō)明砂粒累計(jì)流失率隨水力梯度的增大而減小.因此，隨著水力梯度增大，侵蝕水頭對(duì)試樣產(chǎn)生的豎向滲流力增大，能有效抵消顆粒間作摩擦阻力，使砂粒流失啟動(dòng)時(shí)間越短和砂粒累計(jì)流失質(zhì)量越大.

由圖6(b)，(c)可知：隨著水力梯度增大，砂粒流失啟動(dòng)時(shí)間減小，累計(jì)砂粒流失率增大.在高壓實(shí)系數(shù)條件下，水力梯度對(duì)砂粒累計(jì)流失率的影響基本可以忽略不計(jì).以壓實(shí)系數(shù)為70%為例，在3種水力梯度條件下的砂粒累計(jì)流失率分別為64.6%，65.5%和68.7%，最大差值為4.1%；當(dāng)壓實(shí)系數(shù)為75%時(shí)，在3種水力梯度的砂粒累計(jì)流失率分別為59.9%，63.5%和68.1%，最大差值為8.2%；當(dāng)壓實(shí)系數(shù)為80%時(shí)，在3種水力梯度條件下的砂粒累計(jì)流失率分別為60.9%，61.5%和62.1%，最大差值僅為1.1%.因此，在高壓實(shí)系數(shù)條件下，水力梯度的增大對(duì)砂粒流失的影響主要表現(xiàn)為砂粒流失速度的加快.

當(dāng)破損口直徑為2.3 mm時(shí)，并且在壓實(shí)系數(shù)為70%，75%和80%條件下，水力梯度對(duì)累計(jì)流水體積變化的影響曲線，如圖7所示.根據(jù)圖6數(shù)據(jù)進(jìn)一步計(jì)算，水力梯度對(duì)滲透速度變化的影響曲線圖，如圖8所示.

(a) 壓實(shí)系數(shù)為70% (b) 壓實(shí)系數(shù)為75% (c) 壓實(shí)系數(shù)為80%圖7 水力梯度對(duì)累計(jì)流水體積的影響曲線Fig.7 Influence curves of hydraulic gradientin on cumulative flow volume

(a) 壓實(shí)系數(shù)為70% (b) 壓實(shí)系數(shù)為75% (c) 壓實(shí)系數(shù)為80%圖8 水力梯度對(duì)滲透速度的影響曲線Fig.8 Influence curves of hydraulic gradient on permeability velocity

由圖7，8可知：在同一破損口直徑和壓實(shí)系數(shù)條件下，累計(jì)流水體積和滲透速度基本按照水力梯度的大小從高到低依次排列，這說(shuō)明累積流水體積和滲透速度隨著水力梯度的增大而增大.不同的是，當(dāng)水力梯度為16時(shí)，在不同壓實(shí)系數(shù)條件下的累計(jì)流水質(zhì)體積都可分為緩慢發(fā)展階段和快速發(fā)展階段；當(dāng)水力梯度為24時(shí)，僅在壓實(shí)系數(shù)為75%和80%條件下的累計(jì)流水質(zhì)體積存在緩慢發(fā)展階段，而在壓實(shí)系數(shù)為70%條件下的累積流水體積從初始階階段就迅速上升，滲透速度相應(yīng)地在短時(shí)間內(nèi)大幅提升，并最終趨于穩(wěn)定；當(dāng)水力梯度為32時(shí)，則僅在壓實(shí)系數(shù)為80%條件下存在緩慢發(fā)展階段.因此，壓實(shí)系數(shù)和水力梯度的相對(duì)大小是影響累積流水體積曲線是否存在緩慢發(fā)展階段的重要因素.

當(dāng)水力梯度為16時(shí)，在壓實(shí)系數(shù)為75%和80%條件下的累計(jì)流水體積存在平穩(wěn)段，但是當(dāng)水力梯度增大到32(圖7(b)和圖8(b))時(shí)，在壓實(shí)系數(shù)75%條件下的累積流水體積并不存在平穩(wěn)段，其滲透速度在初始階段沒(méi)有突然下降而是迅速上升，這說(shuō)明只要提高水力梯度到一定程度，即使是高壓實(shí)系數(shù)下的試樣滲流通道也不會(huì)出現(xiàn)短暫堵塞現(xiàn)象.

4 結(jié)論

1) 在不同壓實(shí)系數(shù)、水力梯度和破損口直徑條件下，砂粒流失均可分為無(wú)流失階段、快速流失階段及穩(wěn)定流失階段.在高壓實(shí)系數(shù)條件下，累計(jì)流水體積均可分為緩慢發(fā)展階段與快速發(fā)展階段，并且存在短暫堵塞階段，而在低壓實(shí)系數(shù)條件下，流水體積基本不存在緩慢發(fā)展階段和短暫堵塞階段.

2) 砂粒累計(jì)流失率基本上隨壓實(shí)系數(shù)的增大而減小，隨水力梯度的增大而增大.但是，隨著破損口直徑增大，壓實(shí)系數(shù)對(duì)砂粒累計(jì)流失率的影響減小.類(lèi)似的，隨著隨著壓實(shí)系數(shù)增大，水力梯度對(duì)砂粒累計(jì)流失率的影響減小.綜上所述，破損口直徑對(duì)砂粒累計(jì)流失率的影響最為明顯，壓實(shí)系數(shù)次之，水力梯度的影響最小.

3) 累計(jì)流水體積基本上隨壓實(shí)系數(shù)增大而減小，隨水力梯度和破損口直徑增大而增大.其中，水力梯度對(duì)累計(jì)流水體積的變化最為顯著，壓實(shí)系數(shù)次之，破損口直徑的影響最小.