材料与方法
1.1 试验材料
试验所用黄土土样于2016年5月10日取自陕西省延安市万花山治沟造地工程开挖的两级边坡，土样的天然含水率和密度见表1。试验测得土体表层以下2m范围内土壤干密度和含水率变化不大，坡体上部、下部土壤的干密度平均值分别为1.35、1.53g/cm3，天然含水率在12.5%附近，属于Q3黄土。试验土样的物理性质指标见表2。
1.2 试验方法
降雨入渗试验采用土柱表面的积水进行入渗，试验装置为高220cm的圆柱形有机玻璃长管，横截面内径14cm、外径15cm，填土高度210cm。考虑到圆管内土样的孔隙比控制和制样的均匀程度，将长管截成5段，每段有机玻璃长管间紧密接触并使用橡胶膜和铁环箍紧，以防止装置在试验过程中漏气。为了便于观测水分入渗过程中的湿润锋，在有机玻璃表面贴上刻度尺。有机玻璃顶端与大气连通，底端插入底座土层中，便于排水和透气。试验采用马氏瓶提供水源，并通过马氏瓶控制土柱顶端表面保持2cm的积水深度。采用安装在土柱不同深度的5支EC-5土壤水分传感器测定土体含水率，每5min测一次，自动记录数据。降雨入渗试验装置如图1所示。
降雨入渗试验共进行2次，试验I模拟密度为1.35g/cm3的坡体上部土体的降雨入渗情况，试验Ⅱ模拟密度为1.53g/cm3的坡体下部土体的降雨入渗情况。制样时将现场采集的扰动土粉碎，过2mm筛，配置的含水率为12.5%，然后密封静置48h后制备试样。制备试样前，先在有机玻璃管内表面涂抹凡士林防止边壁渗漏。采用分层（每层高度为5cm）捣实的方法，捣实后刨毛处理，用质量法和体积总量法控制土样的干密度。试验Ⅰ累计历时103h，试验Ⅱ累计历时402h。试验中将地下水埋深视作无限深，现场试验观测到边坡土层土体均匀，无明显层状，无虫孔裂隙等发育，因此将水分入渗土体过程视为活塞式入渗[15]；另外，鉴于试验过程中土柱上方积水层厚度均匀，因此仅考虑湿润锋的垂向运动[16]。
试验前对传感器进行标定，通过SAS软件的REG模块对标定数据进行线性拟合，拟合表达式为
y=0.982x-0.013（R2=0.956） （1）式中：x为传感器输出体积含水率；y为烘干法测得的土壤体积含水率。
为研究降雨入渗过程中土壤含水率变化对抗剪强度的影响，采用DSJ-3型电动四联等应变直剪仪分别对干密度为1.35、1.53g/cm3 两种原状试样进行了不同含水率的抗剪强度试验，试样配置含水率分别为12%、14%、16%、18%、20%、23%、26%、29%。试验的剪切速率为0.80mm/min，分别测量50、100、200、300kPa4种垂直压力下的抗剪强度。
2 试验结果分析
2.1 入渗过程中湿润锋运移规律
为研究垂向一维空间上湿润锋运移规律，根据传感器安装位置，将运移区间分为5段，分析湿润锋运移速率，见表3。
饱和区、过渡区、传导区和湿润区为水分入渗过程中含水率分布的4个典型分区。湿润锋为湿润区的前缘，试验过程中湿润锋运移速率呈减小趋势，这与土体中封闭气泡的影响有关。随着湿润锋的推移，土柱中气体不断向下运移，气泡的体积随之不断压缩，从而导致气泡体积减小而气压增大。当水流无法冲散气泡或使气泡溶解时，土体孔隙中的水分必然改变原始的运移路径绕过气泡而流动，从而延长了水流路径，增大了入渗时间，进而导致土体非饱和渗透系数降低，宏观上导致湿润锋的运移速率不断降低。
试验Ⅰ中0～20cm区间段湿润锋运移速为0.191cm/min，20～50cm区间段湿润锋运移速率大幅度降低至0.067cm/min，之后运移速度降低较缓，试验Ⅱ中也出现类似现象。说明土柱浅层水分入渗较快，到达一定深度之后，封闭气泡无法再从表层土体逸出到空气中，而是被湿润锋推移至深层土体内，从而引起运移速度骤降。
相对于试验Ⅰ，试验Ⅱ干密度增大，孔隙比减小，土样中孔隙的体积较小，渗透面积减小，从而使水流向下扩散更加困难。试验Ⅱ的孔隙比相比试验Ⅰ减小23.0%，导致湿润锋运移速率减小72.6%，说明土体孔隙比对水分入渗影响显著。
2.2 同一深度土体含水率变化特征
不同深度土体含水率随入渗时间推移的变化情况如图2所示。可以看出，当湿润锋到达时，不同深度土体含水率均呈现先陡升再趋于平缓上升的变化。土体含水率变化过程可使用Logistic函数拟合，采用SAS软件中内置的NUN模块拟合得到拟合公式。表4及图3为试验Ⅰ的拟合结果。拟合优度均在0.95以上，拟合效果良好。
2.3 不同深度土体饱和经历时间
不同深度土体含水率从开始变化时刻到稳定狀态所经历的时间见表5。天然状态下土体在水分入渗过程中难以达到完全饱和状态，试验Ⅰ不同深度土壤含水率稳定时饱和度平均值为77.27%，试验Ⅱ为82.39%。
试验结果表明，土体饱和所需时间随土层深度增加而延长，这是封闭气泡向下扩散的累积效应造成的，深处土层中封闭的气泡较多，减小了渗透面积，不容易达到饱和。相比之下，试验n中土体饱和经历时间更长，原因是干密度大的土样孔隙比小，土体中封闭的气泡逸出路径更狭窄，气泡更难扩散，渗透面积减小更多，更不容易达到饱和。
2.4 降雨入渗对土体抗剪强度的影响
土体的含水率随着降雨入渗不断增加，通过测试不同含水率条件下黄土的抗剪强度，分析降雨入渗对土体强度的影响。不同含水率条件下两种干密度黄土试样的抗剪强度试验结果见表6。分别用二次曲线与直线的方程式拟合了黏聚力C与内摩擦角φ随含水率ω的关系，拟合优度均在0.95以上，拟合结果分别见图4及表7。
试验结果表明：土体的黏聚力C与内摩擦角φ随含水率的增大而减小，对于干密度为1.53g/cm3的土样，当含水率从12%增加到29%时，黏聚力从39.116kPa降低到5.672kPa，内摩擦角从29.00降低到22.8°。原因是当土体的含水率增加时，土颗粒之间的化学胶结物质部分被溶解，同时土体的基质吸力减小，土颗粒之间的黏结强度降低，因而黏聚力C减小。另外，随着土体含水率增大，土颗粒表层的水膜增厚，甚至自由水增加，土体破坏时土颗粒之间的摩擦力减小，内摩擦角φ减小。
3 降雨条件下边坡稳定性数值计算分析
在降雨入渗条件下，土体的抗剪强度明显降低，直接影响着黄土边坡的安全稳定性，采用FLAC3D岩土工程数值计算软件对这种影响进行定量分析。根据延安地区治沟造地工程实践，建立两级台阶的边坡几何模型，选取边坡坡高8m，单级坡高4m，单级坡比1：0.5，两级中间留有2m宽的平台。为了简化模型，根据延安地区实用水文手册中不同重现期最大7d暴雨量和特征值表等系列水文资料，认为在连续暴雨状态下，坡顶、坡底以及平台将维持2cm的稳定积水层，持续向下入渗。研究区坡体地下水位较深，降雨期间水分没有入渗至地下水位处。根据上文积水入渗试验所得到的不同土体降雨入渗的湿润锋运移速度，可以计算出不同时刻湿润锋到达的位置，湿润锋以上土体处于饱和状态，饱和含水率为试验过程中传感器测得的稳定含水率。湿润锋以下土体为天然状态，含水率为现场试验所测得的数据。不同分区及不同含水率条件下土体的物理力学性质指标见表8，暴雨持续48h后的边坡分区及饱和土体分区的模型示意图见图5。
采用FLAC3D岩土工程数值计算软件按强度折减法计算不同降雨历时条件下的边坡稳定安全系数，表9为不同降雨历时的边坡安全系数，图6为剪应变增量云图。
计算结果表明：随着降雨历时增加，雨水入渗深度增大，边坡土体中的饱和区域增大，土体的强度降低，土体局部的剪切变形增大，由应力集中引起的局部塑性变形逐步扩展至整个剪切带，从而导致滑坡；降雨72h时边坡安全系数降至1.03，边坡濒临破坏；降雨108h时的安全系数降至0.94，坡体将产生滑坡。因此，在工程实践中，黄土边坡应设置排水措施，避免降雨入渗引起土体含水率增加而发生滑坡等自然灾害。
4 结论
（1）在持续降雨入渗条件下，黄土边坡浅层土体中湿润锋运移速度较快，随着深度的增加湿润锋运移速度逐渐减缓，原因是在降雨入渗过程中，随着湿润锋的推移，土体中的气泡无法再从表层土体逸出到空气中，越深的土层中封闭的气泡越多，减小了土体的渗流面积，从而降低了土体的渗透系数，导致湿润锋运移速度逐渐减缓。土体的孔隙比对降雨入渗有显著的影响，土体的密度越大，孔隙比越小，土体的渗透面积越小，渗透系数越小，湿润锋运移速度也越小。
（2）在持续降雨入渗条件下，不同深度土体含水率均呈现先陡升再趋于平缓上升的变化，这种变化过程可用Logistic函数较好地进行拟合，拟合优度在0.95以上。天然状态下土体在水分入渗过程中难以达到完全饱和状态，饱和度仅可达到80%。
（3）土体的黏聚力C与内摩擦角（P随含水率的增大而减小，原因是含水率增加时，土颗粒之间的化学胶结物质部分被溶解，同时土体的基质吸力减小，土颗粒之间的黏结强度降低，因而黏聚力C减小；随着土体含水率增大，土颗粒表层的水膜增厚，甚至自由水增加，土体破坏时土颗粒之间的摩擦力减小，因而内摩擦角φ减小。
（4）随着降雨历时增加，雨水入渗深度增大，边坡土体中的饱和区域增大，土体的强度降低，土体局部的剪切变形增大，由应力集中引起的局部塑性变形逐步扩展至整个剪切带，从而导致滑坡。黄土边坡应设置排水措施，避免降雨入渗引发滑坡等自然灾害。
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