滑坡滑带土非饱和蠕变特性试验研究.pdf

第 34 卷 第 2 期 岩 土 工 程 学 报 Vol.34 No.2 2012 年 .2 月 Chinese Journal of Geotechnical Engineering Feb. 2012 滑坡滑带土非饱和蠕变特性试验研究 赖小玲 1，叶为民1，王世梅2 （1. 同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室，上海 200092；2. 三峡大学三峡库区地质灾害教育部重点实验室，湖北 宜昌 443002） 摘 要在库水位变动及降雨入渗作用下，一方面，滑坡土体在饱和与非饱和状态之间转化，土体强度和变形具有非 饱和土的特性；另一方面，滑坡变形发展大都经历了一个时间过程，具有流变特性，因此，考虑吸力（含水率）作用 的非饱和土蠕变特性对于水作用下的坡体长期稳定性研究具有非常重要的意义。以三峡库区某大型滑坡滑动带土为研 究对象，开展了一系列非饱和三轴蠕变试验，给出了不同偏应力荷载，不同基质吸力条件下的蠕变试验曲线。试验结 果表明，同一偏应力荷载下，随着吸力逐渐减小，蠕变变形及蠕变速率均不断增加，且随偏应力荷载的增加增幅更大。 在此基础上，建立了各级吸力水平下滑动带土的 Mesri 蠕变模型，即剪应力–应变关系采用双曲线模型，应变–时间关 系采用幂函数。接着，通过建立吸力与 Mesri 模型参数初始排水切线模量 d E之间的函数关系，构建了滑动带土的应 力–吸力–应变–时间模型。最后，通过该模型的预测值与试验值的对比分析，发现模型能较合理地预测滑坡滑动带 土的蠕变特性。 关键词蠕变；非饱和土；基质吸力；三轴蠕变试验；应力–应变–时间关系；Mesri 蠕变模型 中图分类号TU411 文献标识码A 文章编号1000–4548201202–0286–08 作者简介赖小玲1984– ，女，湖北随州人，博士研究生，主要从事蠕变、非饱和土力学研究工作。E-mail laixiaoling20031015。 Experimental study on unsaturated creep characteristics of landslide soils LAI Xiao-ling1, YE Wei-min1, WANG Shi-mei2 1. Key Laboratory of Geotechnical and Underground Engineering of Ministry of Education, Tongji University, Shanghai 200092, China; 2. Key Laboratory of Geological Hazards in Three Gorges Reservoir Area of Ministry of Education, China Three Gorges University, Yichang 443002, China Abstract Under the impacts of reservoir water level fluctuation and rainfall, the strength and deation of slope soils, on the one hand, have features of properties of unsaturated soils; on the other hand, they exhibit time-dependent behaviours. Therefore, it is indispensable to investigate the time-dependent behaviours of unsaturated soils to better account for the long-term stability of slopes under the effects of water. A series of suction-controlled triaxial creep tests on sliding zone soils of some landslides in Three Gorges Reservoir Area are pered. Creep curves with different values of deviator stresses and matric suctions are presented and discussed. The test results indicate that the creep strain as well as the creep strain rate at constant deviator stress increases gradually with the decrease of the matric suction. Moreover, for the increasing values of the deviator stress, a wider variation of the creep strain as well as the creep strain with suction is obtained. Then, the Mesri creep model for experimental creep strain with different suction values is established. In the model, a hyperbolic function is adopted for the stress-strain relationship and a power function for the strain-time relationship. Finally, an expression for the relationship between the suction and the initial tangent modulus Ed is derived. Based on this, a model of stress-suction-strain-time of specimens is developed. The comaprative results indicate that predicted results using the model are in reasonable agreement with the experimental data. Key words creep; unsaturated soils; matric suction; triaxial creep test; stress-strain-time relationship; Mesri creep model 0 引 言 大量滑坡实例表明，水是诱发滑坡最活跃最积极 的因素[1]。在降雨及库水位变动耦合作用下，三峡库 区诱发了大量特大型滑坡，给库区人民的生命和财产 造成了不可估量的损失[2-4]。 一方面，降雨及库水位变动使滑坡土体经常在饱 和与非饱和状态之间转化，因而滑坡土体的强度和变 形不仅涉及到土的饱和状态，也涉及到土的非饱和状 ─────── 基金项目国家自然科学基金项目（50879044，50839004，41030748） 收稿日期2011–01–18 第 2 期 赖小玲，等. 滑坡滑带土非饱和蠕变特性试验研究 287 态[5]。另一方面，滑坡长期实地监测资料表明，多数 滑坡具有流变性质[3, 6-8]。坡体中滑坡体特别是滑动带 附近土体的蠕变变形不断积累到一定程度时，在外界 因素的触发下，最终会导致坡体的大面积滑动[6]。因 此，坡体的蠕变特性往往是决定滑坡体稳定性的另一 重要因素。 因此不难看出，考虑吸力（含水率）作用的非饱 和土蠕变特性对于水作用下的坡体长期稳定性研究具 有非常重要的理论与工程实践意义。 实际上，关于土体的蠕变特性研究，前人已经在 室内试验的基础上、通过理论分析建立起了大量的蠕 变模型[9-13]。其中，在饱和土蠕变特性研究方面，描 述单轴压缩蠕变试验应变时间关系的多为对数函数模 型[14-16]；描述三轴蠕变试验应变时间关系，则一般采 用双曲线模型[17]或幂函数模型[18-19]等。 与饱和土相比，非饱和土蠕变性能研究成果相对 较少。 在不同含水率情况下的蠕变特性试验研究方面， Li 等[20]通过对饱和、湿润、风干和烘干 Fujinomori 黏 土进行一维固结和三轴压缩试验研究，指出饱和试样 黏滞系数较非饱和试样高。Huang 等[21]对大庆油田中 的泥岩进行了不同含水率情况下的单轴压缩和三轴蠕 变试验研究，结果表明，岩样单轴压缩强度和弹性模 量均随含水率的增加而显著减小，同时，蠕应变及稳 态蠕应变速率随含水率的增加而增加。 在采用吸力量测技术开展蠕变特性试验研究方 面， Kierzkowski 等[22]采用张力计量测吸力的方法对非 饱和高岭石黏土进行了单轴压缩蠕变试验研究； Schwarz 等[23]采用同样的吸力量测法，对同一种土进 行了非饱和土三轴蠕变试验。上述两种试验的不足之 处在于，吸力变化范围非常有限，仅为 0～30 kPa。 随着土工试验测量技术的不断进步，吸力控制技 术逐渐被引入到岩土材料蠕变试验研究中。De Gennaro 等[24]采用渗析法和轴平移技术控制油–水界 面吸力，对某储油库中白垩土进行了等向三轴压缩蠕 变试验。结果发现，随着吸力水平的增加，试验弹性 区的刚度增加，平均屈服总应力亦增大。Priol 等[25] 运用轴平移技术控制吸力，对某储油库白垩土三轴等 向压缩蠕变特性进行了研究，并在试验结果基础上， 结合Alonso等[26]1990年提出的非饱和土弹塑性模型， 即 BBM 模型以及 Perzyna 黏弹塑性模型[27]，建立了 考虑吸力和时间影响的非饱和土黏弹塑性模型。 Hoxha 等[28]认为天然石膏岩的长期强度受相对湿度的 影响显著，并采用气相法控制试样相对湿度，对天然 石膏岩的单轴蠕变特性进行了研究，指出蠕应变速率 受相对湿度的变化明显， 而对平均应力的变化不敏感。 最后，从力学化学的角度出发，认为在应力和湿度作 用下，石膏晶体格架中水分子运移到毛细区，增加了 结合水层厚度，减弱了晶层间相互作用力，从而导致 石膏岩中出现定向裂隙。Oldecop 等[29]通过气相法控 制吸力，研究了堆石坝填料一维压缩蠕变特性，发现 压缩系数与土样中总吸力存在相关关系。 本文针对三峡库区某大型顺层基岩滑坡滑带土受 力、环境特征，采用可控基质吸力的非饱和土三轴蠕 变仪，开展了不同偏应力水平、不同基质吸力条件下 的非饱和三轴蠕变试验，并在对试验结果进行详细分 析的基础上，建立起了滑动带土的应力–吸力–应变 –时间模型。本项研究的特点是采用轴平移技术控制 吸力，定量化了含水率对蠕变变形的影响，为评价水 作用下的坡体长期稳定性提供了一种新思路。 1 试验材料和方法 1.1 试验材料及试样制备 本次试验用土取自三峡库区某大型顺层基岩滑坡 滑带，土样基本物性指标比重 Gs2.71，含水率 w19，密度2.02 g/cm3，孔隙比 e0.59，液限 wL40.5，塑限 wP17，黏聚力 c9.34 kPa，内摩 擦角18。土样经自然风干碾散后，过 2 mm 筛， 利用蒸馏水配成含水率为 30 的土样（便于成形） ， 静置 24 h 使水分扩散均匀， 然后用削土器制成尺寸为 60120 mm 的重塑样， 最后采用真空饱和方法使试 样饱和（-95 kPa 下历时 24 h） 。 1.2 试验设备 试验装置采用三峡大学研发的、江苏省溧阳市生 产的 FSR-6 型非饱和土三轴蠕变仪，可同时施加恒定 剪切应力和恒定气压[30]。仪器结构见图 1，其中围压 3 和气压 a u通过空气压缩机施加， 最大压力值为 800 kPa； 采用轴平移技术控制基质吸力， 利用安装在压力 室底座的 3Bar 高进气值陶瓷板来阻隔试样孔隙中气 压进入到孔隙水压量测系统中，从而实现孔隙水压的 顺利量测，量程为-30～600 kPa；轴向压力通过杠杆 施加，最大压力为 6 kN；轴向位移通过位于压力室顶 部的位移传感器进行量测，测量范围为 0～25 mm。 1.3 试验步骤 考虑到滑带土长期受剪，排水剪切能更真实的模 拟其排水条件，故试验采用了排水剪切蠕变试验。蠕 变试验开始之前，需确定试样排水剪切强度 qf，为蠕 变试验分级加载提供依据。 本文采用 GDS 非饱和土三 轴仪，对试样进行了不同围压、不同吸力条件下，应 变速率为 0.009/min 的三轴排水剪切试验。 试验过程 288 岩 土 工 程 学 报 2012 年 中（剪切和蠕变）孔隙水压力始终保持为零。排水剪 切强度试验方案及试验结果见表 1。 蠕变试验过程如下 （1）饱和陶土板。参考 Fredlund等[5]的方法对压 力室底座陶土板进行饱和。 （2）吸力平衡。试样安装完毕后，同时施加围压 和气压，并保持微小差值，避免试样过分压缩。当试 样 2 h 内排水量小于 0.01 mm3时，即认为吸力达到平 衡。此阶段结束时试样净围压（ 33a u  ）接近于 0 kPa，吸力等于设定吸力值。 （3）固结。保持气压恒定，继续施加围压到预定 值，使试样在此压力下充分固结，固结稳定标准同吸 力平衡标准。 图 1 非饱和土三轴蠕变仪 Fig. 1 Triaxial creep apparatus for unsaturated soils （4）加载。轴向偏应力q采用分级加载方法，该 方法可避免土样的不均匀性，且可以得到更多的试验 数据。定义q qf /n，式中，qf为试样排水剪切强度， 由三轴排水剪切试样确定，n为蠕变试验加载级数， 具体q值见表 1 和图 2。图 2 为偏应力–吸力平面内 试验应力路径，对于同一试样，吸力保持不变，偏应 力逐级增大，而不同试样之间吸力不同，因此通过图 2， 可以研究不同含水率， 不同竖向应力作用下的滑带 土蠕变特性。需要指出的是，蠕变试验过程中，当达 到或接近试样剪切强度qf时，土样蠕变变形加大，但 没有出现破坏迹象，而当继续施加下一级荷载时，土 样在较短时间之内迅速破坏。由于三轴剪切试验和蠕 变试验中土样尺寸不同，试验结果具有一定离散性， 所以将蠕变试验实际破坏时对应的荷载确定为土样最 终破坏偏应力 f q ，见表 1。 每级偏应力水平下蠕变稳定标准规定为轴向变 形一天内变化小于 0.01 mm。当上一级蠕变变形稳定 后再施加下一级荷载增量， 如此反复， 直到试样破坏。 每级偏应力水平下蠕变持续时间为 1～2 周。 表 1 非饱和蠕变试验加载方案 Table 1 Testing program for creep tests 试样 编号  /kPa s /kPa qf /kPa f q /kPa q /kPa AC -2200100201211 62,125,183 AC -3250150235236 71,141,212 AC -4300200270340 55,110,149,188,227,267 AC -5350250304350 39,90,141,191 AC -6400300339370 63,125, 188,250,314 图 2 应力–吸力试验路径 Fig. 2 Stress paths in stress-suction plane 2 试验结果分析 2.1 应力–应变–时间关系曲线 分级加载蠕变试验结果见表 2。其中为t60 min 时的蠕应变；f为蠕变结束时的蠕应变；tf为该级 荷载下蠕变试验持续时间；D为偏应力水平，定义为 各级轴向偏应力q与破坏偏应力的比值Dq/ f q ，加 括号表明试样已破坏。限于篇幅，本文只列出了吸力 s200，300 kPa 下的蠕变曲线。由于试验采用分级加 载方式，故按照 Boltzmann 线性叠加原理对试验数据 进行处理，得到不同吸力下的应力–应变–时间关系 曲线（见图 3） 。从图 3 可以看出 （1） 加载瞬时均会产生一定量的瞬时变形， 随着 时间的推移，蠕变变形不断增长；且应力水平越高， 瞬时变形越大，蠕变变形也越大，在一定阶段将出现 等速蠕变阶段。 （2） 即使在低应力水平下， 蠕变变形随时间的增 长也较明显，说明此滑坡滑带土具有明显的蠕变性。 （3） 不同偏应力荷载， 不同基质吸力下的蠕变曲 线具有良好的相似性，因此可用相同应力函数和时间 函数来模拟不同应力条件下的蠕变特性。 2.2 应力–应变等时曲线 相同时刻t、 不同吸力s条件下的应力–应变等时 曲线如图 4。图中可以看出同一吸力下，随着偏应 第 2 期 赖小玲，等. 滑坡滑带土非饱和蠕变特性试验研究 289 表 2 蠕变试验结果 Table 2 Test results 试验编号 / kPas / kPa D  / f / tf /min 0.294 2.34 2.69 10727 0.592 4.30 5.40 11594 AC-2 200 100 0.867 9.48 11.63 9554 0.301 1.72 2.42 9494 0.597 4.59 6.32 12921 AC-3 250 150 0.898 8.48 11.03 9674 0.438 2.42 4.12 13835 0.553 2.73 5.34 10727 0.668 3.17 6.61 9850 AC-4 300 200 0.785 3.35 7.93 21380 0.111 1.88 2.77 21375 0.257 2.17 3.54 13836 0.403 2.61 4.77 10725 AC-5 350 250 0.546 3.23 6.27 9849 0.508 2.25 3.95 14060 0.676 2.90 5.66 10737 AC-6 400 300 0.849 3.82 8.13 9855 图3 不同基质吸力条件下Boltzmann线性叠加后的蠕变试验曲 线 Fig. 3 Creep curves under the same net confining stress and different suctions obtained by Boltzmann superposition 力逐渐增大，轴向蠕应变不断增加，应力–应变关系 表现出明显的非线性；同一偏应力水平下，吸力不断 减小时，轴向蠕应变不断增加，且这种趋势随偏应力 水平的增加更加明显。此外，从图 4 等时曲线发展趋 势可知，当轴向应变达到 15时（认为试样破坏） ， 试样对应的剪应力将随吸力的减小而降低，即试样长 期强度f不断降低，说明降雨或库水位变化引起的坡 体含水率增加将导致蠕变变形增加并引起坡体长期强 度的降低。 图 4 不同吸力下的应力–应变等时曲线 Fig. 4 Axial strain versus deviator stress after elapsed time of 1000 and 10000 minutes 2.3 应力–应变速率等时曲线 图 5 为同一时刻、不同吸力条件下的土体蠕应变 速率–应力关系曲线。图 5 表明，同一吸力下，随着 偏应力逐渐增大，轴向蠕应变速率不断增加，应力– 应变速率关系表现出明显的非线性；同一偏应力荷载 下，随着吸力逐渐减小，蠕应变速率不断增加，且随 偏应力水平的增加增幅更大，说明降雨或库水位变化 引起坡体中含水率的增加，将加速蠕变变形。 3 Mesri 蠕变模型 3.1 剪应力–应变–时间关系 总应变由瞬时应变 i 和与时间有关的蠕应变c 两部分组成。对三轴不排水试验，后者为不排水蠕应 变； 对三轴排水试验， 则该蠕应变为主固结和次固结， 或称排水蠕应变。若不考虑固结比、老化、触变效应 等因素影响时，蠕应变c与应力、时间有关，一般有 290 岩 土 工 程 学 报 2012 年 c12 f S f t ， 1 式中，f1S和f1t分别为应力和时间的函数[31]。 图 5 不同吸力下的应力–应变速率等时曲线 Fig. 5 Axial strain rate after elapsed time of 1000 minutes 3.2 应力–应变关系 基于室内蠕变试验结果，Singh-Mitchell[18]采用指 数函数描述土的剪应力–应变关系，Mesri等[19]采用 双 曲 线 函 数 模 拟 土 的 应 力 – 应 变 关 系 。 由 于 Singh-Mitchell模型无法预测低应力水平下的蠕变变 形，而Mesri模型则能准确预测从零应变到破坏时整 个应变硬化过程，且模型参数具有明确的物理意义。 因此，这里选用双曲线模型对本文蠕变试验数据进行 拟合，即 13 / ab ， 2 式中，1/a为初始切线模量，考虑到本次试验为排水 蠕变试验，以Ed表示， 13 d 0 d1 d E a       ， 3 1/b为极限偏差应力  13ult ， 13ult 1 lim abb        。 4 由于 13ult 在轴向应变无穷大时才达到，而 实际工程采用的破坏应力 13 f 在有限的应变 f  下就达到了，为了使应力–应变曲线经过破坏点 f ， 13 f ，定义破坏比为 f13 f13ult /R ， 5 将Rf和Ed带入到式（2） ，得  13 f df 1 D ER D      。 6 3.3 应变–时间关系 时间函数可选用不同函数形式， 包括幂次关系[18-19]、 对数关系[14]以及双曲线关系[15]。 按本次试验结果做拟 合分析得知，幂次关系拟合较好，故本文选用幂次函 数作为应变–时间关系，即 1 1 m t t  ， 7 式中，ε1为t t1时的应变，即初始蠕应变，t1为参考 时间，一般取为1 min，m为lnlnt曲线的斜率。 3.4 Mesri蠕变模型 将式（6）代入到式（7）中，得以下Mesri蠕变 方程   13 f1 df11 1 1 1 m Dt ERDt         ， 8 式（8）也可以写成   13 f f 1 1d1 1 m t R DEt              。 9 3.5 模型参数求取 此处以 3 300 kPa，s200 kPa蠕变试验结果为 例，给出了模型参数的求取过程。根据试验结果，取 t1＝60 min作为参考时间（因60 min之前ln–lnt线 性关系不明显） ， 并将此时的应变作为初始蠕应变。 首 先，绘制不同D状态下ln–lnt曲线，见图6。由式 （8）得，二者之间应为线性关系，通过线性拟合求得 其斜率m见表3。 图 6 不同偏应力荷载下 ln–lnt 曲线 Fig. 6 lnlnt under different deviator stresses 表 3 不同偏应力荷载下 ln–lnt 曲线斜率 Table 3 Values of m under different stress intensities q /kPa D / m 2 R m 平均值 149 0.438 0.0925 0.9870 188 0.553 0.1172 0.9898 227 0.669 0.1377 0.9762 267 0.784 0.1577 0.9636 0.1263 然后绘制不同时刻t下的/D1 -曲线，见图7。 由式（9）得，二者之间应为线性关系，斜率为Rf1， 截距为 13 f /Ed]1[t/t1]m。通过线性拟合分别求得 ε/D1-曲线的斜率和截距，见表4。由于Mesri模型 假定模型参数与应力和时间无关，因此取各应力水平 下的m平均值和不同时刻下的Rf及 13 f /Ed平均 第 2 期 赖小玲，等. 滑坡滑带土非饱和蠕变特性试验研究 291 值作为Mesri模型参数值，见表5。 图 7 不同时刻 ε/D1 - ε 曲线 Fig. 7 ε/D1 versus ε curves at different time 表 4 不同时刻时f /Ed及 Rf值 Table 4f /Ed Rf values at different time t /min  13 f d E  Rf R2  13 f d E  平均值 Rf 平均值 1000 0.04780 0.1029 0.8581 1500 0.04701 0.1583 0.9614 3000 0.04553 0.1881 0.9932 5000 0.04453 0.2045 0.9921 10000 0.04288 0.2144 0.9856 0.04555 0.1736 表 5 Mesri 模型参数 Table 5 Parameters of Mesri model s /kPa m  13 f d E  Rf Ed /MPa 100 0.0380 0.059240.5195 3.562 150 0.0619 0.050930.5112 4.634 200 0.1263 0.045550.1736 7.464 300 0.0935 0.034640.4831 10.681 将表3，4中参数平均值代入式（8）得 0.1263 0.04555 10.173660 Dt D   。 10 式 （10） 即为试验用滑坡滑动带土在 3 300 kPa， s200 kPa时的Mesri蠕变模型。 同样， 依次求得其他 3种吸力下的Mesri模型参数，见表5。根据表5还可 求得土样在不同吸力水平下的初始切线模量 d E， 见表 5。从表中可以看出，随着吸力逐渐减小，土样初始切 线模量亦不断减小，土体变软，说明随着坡体中含水 率的增加，土体蠕变变形量将加大，这与前面的分析 相符合。 从表5中可以发现，s200 kPa时模型参数与其 他吸力条件下的模型参数规律稍有不同，笔者认为造 成这一现象的原因可能是由于s200 kPa时试样蠕变 加载过程中蠕变加载级数n比其他试样要大（表1） ， 即每级偏应力增量较小。至于分级加载级数如何影响 蠕变变形特性，由于缺乏相应试验数据，还待进一步 研究。 需要指出的是，试样AC-5的应力–应变曲线不 具备双曲线特征，因而Mesri模型建立时未考虑。 4 应力–吸力–应变–时间关系 4.1 模型建立 为将吸力作为独立变量反映到上述Mesri蠕变模 型中，需建立应力–吸力–应变–时间模型。其可行 方法是建立吸力与初始切线模型Ed（表5）之间的函 数关系。Janbu [32]指出初始切线模型Ei与围压在双 对数坐标中为线性关系，即Ed是围压的幂函数。因 此，初始切线模量Ed与吸力s之间可采用同样函数， daa /nEKp s p ， 11 式中，pa 101.33 kPa，为大气压力，K，n为材料常 数，可由图8中Ed –s /pa曲线得到。 将式（11）代入式（8）得   13 f1 aaf11 1 1 /1 m n Dt Kps pRDt         。 12 式（12）称为修正Mesri蠕变模型。该模型中新 增一个吸力变量，是一个可以定量化含水率作用的非 饱和土蠕变模型。通过K，n求出Ed，进而求出 13 f /Ed，见表6。 图 8 吸力与初始切线模量 Ed关系 Fig. 8 Matric suction s versus initial tangent modulus Ed 表 6 应力–吸力–应变–时间模型参数 Table 6 Parameters of alternative creep model s /kPa m  13 f d E  f R 100 0.0380 0.05886 0.5195 150 0.0619 0.04612 0.5112 200 0.1263 0.04968 0.1736 300 0.0935 0.03415 0.4831 4.2 模型验证 修正后Mesri模型计算值与试验值对比结果见图 9。图9表明，净围压 3 100   kPa，基质吸力s300 kPa时，计算曲线与试验值基本吻合，即Mesri修正 292 岩 土 工 程 学 报 2012 年 模型较合理地描述了土体初始阶段的快速衰减蠕变及 其后的稳定蠕变。 图 9 模型计算值与试验值对比 Fig. 9 Comparison between test and computed curves 5 结 论 （1）结果表明，试验土样具有较强的流变特性， 且不同偏应力荷载与不同基质吸力条件下，蠕变曲线 具有良好的相似性，故可用相同应力函数和时间函数 来模拟不同应力条件下的蠕变特性。 （2）应力–应变（应变速率）等时曲线表明，同 一偏应力水平下，吸力减小，蠕变变形及蠕变速率均 不断增加，且随偏应力水平的增加增幅更大，说明降 雨或库水位变化引起坡体中含水率的增加，将加速蠕 变变形， 尤其是在高剪应力作用下， 此现象更加显著。 （3）Mesri模型表明，随着吸力逐渐减小，土样 初始切线模量Ed亦不断减小，二者之间为幂函数关 系。 （4）通过吸力与初始切线模型Ed之间的函数关 系， 建立了滑动带土的应力–吸力–应变–时间模型。 经模型计算值与试验值的对比发现，此模型能较合理 地反映滑动带土的非饱和蠕变特性。 参考文献 [1] 孙广忠. 中国典型滑坡[M]. 北京 科学出版社, 1998. 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