第期刘杰等 : 平移模式下挡墙塑性临界深度极限分析 49 c tan 4 () 塑性临界深度即墙 - 土界面裂缝深度或开裂深度 [] 塑性临界深度的存在, 是黏性填土挡墙比无黏性填土挡墙的研究难度增大的重要原因之一 1857 年建立的朗肯土压力理论原本只适用于无黏性土, 朗肯土压力理论适用于

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1 第 38 卷第期岩土力学 ol.38 No. 17 年月 Rock and Soil Mechanic Feb. 17 DOI:1.1685/j.rm 平移模式下挡墙塑性临界深度极限分析刘 1, 杰, 黄达 1, 赵飞 3, 杨超 1, 孙莎 4, (1. 重庆大学土木工程学院, 重庆 445;. 河北工程大学土木工程学院, 河北邯郸 5638; 3. 中国石油天然气股份有限公司西南管道分公司, 四川成都 6141;4. 重庆大学力学系, 重庆 445) 摘要 : 土压力的分布及大小与挡墙的位移模式密切相关挡墙后的填土处于主动土压力状态时, 塑性临界深度是设计时需要考虑的问题应用极限分析上限原理, 将弹性覆盖层以下且与挡墙相邻的三角形土体微元作为研究对象推导了外力功率和内能耗散功率, 得到了挡墙在平移模式下塑性临界深度的计算公式, 推导过程中考虑了挡墙位移方向效应研究结果表明 : 朗肯等理论计算结果是推荐方法的一个特例塑性临界深度随挡墙位移方向与水平面之间夹角墙 - 土界面黏聚力和摩擦角以及填土黏聚力和内摩擦角的增大而增大但当挡墙位移方向水平时, 塑性临界深度与墙 - 土界面摩擦角无关关键词 : 挡墙 ; 临界深度 ; 平移模式 ; 极限分析中图分类号 :TU 43 文献标识码 :A 文章编号 : (17) Limit analyi of platic critical depth of retaining all under liding diplacement mode LIU Jie 1,, HUANG Da 1, ZHAO Fei 3, YANG hao 1, SUN Sha 4, (1. ollege of ivil Engineering, hongqing Univerity, hongqing 445, hina;. ollege of ivil Engineering, Hebei Univerity of Engineering, Handan, Hebei 5638, hina; 3. Southet Pipeline Branch, Petro hina ompany Limited, hengdu, Sichuan 6141, hina; 4. Department of Mechanic, hongqing Univerity, hongqing 445, hina) Abtract: The ditribution and value of lateral earth preure are cloely related to the diplacement mode of retaining all. The critical depth of platic one behind the retaining all hould be conidered during deign hen the backfill i in active earth preure tate. Baed on the upper bound method of limit analyi, the infiniteimal backfill body under elatic overburden and adjacent all are tudied to determine the external ork rate and internal energy diipation rate. The equation are obtained to calculate the critical depth of platic one under liding mode, conidering the effect of diplacement direction of the retaining all. The reult ho that Rankine and other theorie are pecial cae of the recommended method. The critical depth of platic one increae ith the increae of the angle beteen the diplacement direction of all and the horiontal plane, and ith the increae of the value of coheion and friction angle of all-oil interface and the value of coheion and friction angle of backfill. Hoever, hen the all diplace horiontally, the critical depth of platic one become contant regardle of the change of friction angle of all-oil interface. Keyord: retaining all; critical depth; liding mode; limit analyi 1 引言挡墙后黏性填土在主动土压力状态下, 由于土体不能承受拉应力, 在墙 - 土界面一定深度范围内产生裂缝, 即墙土分离现象墙 - 土界面裂缝的深度称为塑性临界深度当墙- 土系统满足以下假设 ( 即朗肯土压力理论假设 ):1 墙背竖直光滑 ; 墙后填土表面水平且无限延伸 ;3 填土上部无超载此时, 朗肯主动土压力可以表示为 pa ( ) tan c tan 4 4 (1) 式中 : p a ( ) 为主动土压力强度 ; 为墙后填土重度 ; 为所计算点离填土面的深度 ; 为填土内摩擦角 ; c 为填土黏聚力塑性临界深度可按朗肯土压力为位置的深度确定塑性临界深度表达式为收稿日期 : 基金项目 : 国家自然科学基金项目 (No ,No ,No ,No ) Thi ork a upported by the National Natural Science Foundation of hina (414745, 41631, , ). 第一作者简介 : 刘杰, 男,1981 年生, 博士后, 讲师, 主要从事岩土工程及滑坡地质灾害方面的研究 jieliucqu@cqu.edu.cn 通讯作者 : 黄达, 男,1976 年生, 博士, 教授, 博士生导师, 主要从事岩土工程和工程地质方面的教学与科研工作 dahuang@cqu.edu.cn

2 第期刘杰等 : 平移模式下挡墙塑性临界深度极限分析 49 c tan 4 () 塑性临界深度即墙 - 土界面裂缝深度或开裂深度 [] 塑性临界深度的存在, 是黏性填土挡墙比无黏性填土挡墙的研究难度增大的重要原因之一 1857 年建立的朗肯土压力理论原本只适用于无黏性土, 朗肯土压力理论适用于黏性土时需基于上述 1~3 假设经典朗肯塑性临界深度可按照式 () 计算彭明祥指出, 塑性临界深度的物理意义为 : 墙后填土深度小于时, 填土处于弹性状态 ; 墙后填土深度大于时, 填土处于极限平衡状态, [] 此时土体对挡墙产生主动土压力林智勇等对挡土墙主动土压力进行研究时忽略了墙 - 土界面裂缝的影响, 但同时指出, 忽略墙 - 土界面裂缝的影响在理论上是不完善的, 有误差存在 9 年 Shukla [3] 等对地震作用下的主动土压力进行研究时忽略了墙 - 土界面裂缝的影响, 并假设挡墙与填土不发生分离现象 11 年 Shukla [4] 对文献 [3] 进行改进, 进一步考虑了墙 - 土界面裂缝对地震作用下主动土压力的影响但 Shukla [34] 认为, 塑性临界深度可近似按式 () 进行计算,Shukla 的这种近似算法忽略了地震作用和墙 - 土界面摩擦对的影响王桂 [5] 林等基于极限分析上限法, 建立能量平衡方程, 通过反复迭代计算的方式, 得到挡墙临界倾覆状态下的塑性临界深度的数值解朗肯土压力理论计算挡墙的塑性临界深度已经被广泛接受然而朗肯理论中假设墙背绝对光滑的条件过于苛刻, 很难反映墙 - 土界面摩擦效应对塑性临界深度的影响彭明祥基于力的极限平衡原理, 考虑墙 - 土界面不光滑状态, 得出挡墙塑性临界深度的解析解主动土压力和被动土压力的产生, 必须保证挡墙发生一定的位移 [6] [7] Fang 等进行了大量的室内模型试验, 证实了土压力的大小分布都与挡墙的 [8] 位移模式紧密相关彭述权等将挡墙的位移模式详细分为平移绕墙顶转动绕墙底转动等模式, 同时指出 : 挡墙的每种位移模式所对应的土压力分布是不同的塑性临界深度为土压力为位置的深度, 该深度以上土压力为负值 ( 由于填土无法承受拉应力, 土压力的负值并不存在, 实际土压力为, 墙 - 土界面发生分离现象 ), 该深度以下土压力为正值既然土压力的分布与挡墙的位移模式紧密相关, 对于塑性临界深度与挡墙的位移模式之间的定量关系, 有必要进行进一步的研究笔者尝试应用极限分析上限理论, 基于挡墙平移位移运动模式, 对塑性临界深度开展研究充分考虑墙 - 土界面摩擦角墙底倾角墙 - 土界面黏聚力 c, 填土重度以及填土抗剪强度指标 c 对塑性临界深度的影响挡墙平移模式图 1 为挡土墙平移滑动模式下塑性临界深度计算模型, 基本假定如下 :1 墙后填土为均质黏土, 符合 Mohr-oulomb 屈服准则, 且满足相适应的流动法则 ; 挡墙底面与水平面的夹角为, 如图 1 所示, 在土压力作用下, 挡土墙发生远离填土且沿墙底面的平移滑动, 而不发生任何形式的转动 ; 3 墙后填土对挡墙的产生主动土压力墙后填土三角形 M 区域为塑性区, 破裂面为平面, 如图所示 ;4 弹性覆盖层 ( 如图 1 所示, 下文将对弹性覆盖层的定义进行详细描述 ) 的上表面与下表面均为水平 O 图 1 黏性填土挡墙平移模型 Fig.1 Sliding diplacement mode of retaining all upporting ith clay backfill 彭明祥指出, 当墙后填土服从 Mohr-oulomb 破坏准则和相关联流动准则时, 塑性临界深度范围内的填土 ( 即图 1 中 PQNM 区域内的填土 ) 为想的弹塑性材料 PQNM 区域内的填土可视为弹性覆盖层彭明祥同时指出, 挡墙发生远离填土方向的运动时, 主动土压力产生, 此时弹性覆盖层由于和挡墙分离 ( 由于开裂深度的存在 ), 弹性覆盖层与挡墙之间不产生力的作用, 而对其下覆的 OMN 区域填土的作用可等效为竖直方向的均布荷载 p( 如图所示 ) 可表示为 M 3 极限上限分析 P 弹性覆盖层 p (3) 图 (a) 中 F 点距坡顶的距离为, 当值趋向于 Q N 黏性填土 (, c, ) H 墙 - 土界面摩擦角墙 - 土界面黏聚力 c

3 43 岩土力学 17 年塑性临界深度时, 三角形 M 区域变为一个无穷小的区域, 即 M 点处于无穷小的区域使 M 点处产生破裂面的最小弹性覆盖层厚度即为塑性临界深度, 即裂缝开展深度 M F P E 塑性区 p= Q N 角, 也称作外摩擦角根据极限分析上限原理 [9], 3 个矢量必须满足速度相容关系, 即 (7) 由图 (b) 的几何关系可得到 3 个速度的矢量三角形关系及三角形各内角度数, 如图 3 所示 9 O (b) 临界深度 p= M E 9 图 3 速度矢量关系 Fig.3 Relationhip beteen velocity vector 3.1 几何尺寸 (b) 三角形土体微元 M 图计算模型 Fig. omputational model 如图所示, 破裂面倾角为由图 (a) 所示的几何关系, 可得到三角形 M 3 个边长的长度分别为 3. 速度场挡墙底面 (4) ME cot ( )cot (5) F in in (6) 基于 Mohr-oulomb 破坏准则和相关联流动准则, 建立如图 (b) 所示的速度场为 M 区域填土的运动速度, 与滑裂面的夹角为, 为填土内摩擦角考虑到假设, 由于挡墙运动方式是沿墙底面方向的平移滑动, 挡墙底面与水平面夹角为, 则挡墙的速度与水平方向的夹角也为为 M 区域填土与挡墙的相对运动速度, 方向与墙背夹角为, 为墙与填土的界面摩擦 O 墙背破裂面由式 (7) 和图 3 几何关系, 根据三角形正弦定理可以确定与的关系为 in( ) in( ) in(9 ) co( ) 3.3 做功功率与能量耗散 (8) 以墙后填土三角形 M 区域为研究对象, 进行极限上限分析, 外力做功功率和能量耗散功率的计算如下 (1) 均布荷载 p 做功功率 W p 均布荷载 p 在三角形 M 区域的作用长度为 ME, 如图 (b) 所示荷载 p 竖直向下, 且与方向的夹角为 9 则 W p 可以表示为 W pme co(9 ) pme in( ) p 将式 (3) (5) 代入式 (9), 得 (9) W ( ) cot in( ) (1) p ()M 区域填土的重力做功功率 W 重力方向竖直向下, 与方向的夹角为 9 则 W g 可以表示为 1 W g cot co(9 ) 1 式中 : 1 cot in( ) cot 为 M 区域填土的重力 g (11)

4 第期刘杰等 : 平移模式下挡墙塑性临界深度极限分析 431 将式 (4) 代入式 (11), 得 1 W g ( ) cot in( ) (1) (3) 沿界面的能量耗散 D 三角形 M 的边为墙 - 土界面, 如图 (b) 所示, 界面两侧的相对速度为, 界面两侧的速度不一致, 所以为速度间断面界面的总黏聚力, 记为, 如图 (b) 所示可表示为将式 (4) 代入式 (13), 得 c (13) c ( ) (14) 式中 : c 为墙 - 土界面黏聚力此处需要说明, 为力的大小, 而 c 为墙 - 土界面的抗剪强度指标与的夹角为, 则沿界面的能量耗散 D 可以表示为 D co (15) 将式 (8) (14) 代入式 (15), 得 in( ) D c ( )co co c ( )in( ) (16) (4) 沿界面的能量耗散 D 三角形 M 的边为填土的滑裂面, 界面两侧的相对速度为, 界面两侧的速度不一致, 所以也是速度间断面界面的总黏聚力记为, 如图 (b) 所示可表示为将式 (6) 代入式 (17), 得 c (17) c( ) in (18) 式中 : 为力的大小 ; 而 c 为填土的抗剪强度指标与的夹角为, 则沿界面的能量耗散 W 可以表示为 D co (19) 将式 (18) 代入式 (19), 得 3.4 能量平衡方程 c( ) D co () in 由极限分析上限原理可知, 所有作用于 M 区域填土的外力做功功率与能量耗散二者之和为则得到能量平衡方程为 W W D D (1) p g 将式 (1) (1) (16) () 代入式 (1), 考虑到在 M 点产生破裂面时,M 区域面积趋近于无穷小, 则值趋向于, 即, 式 (1) 可简化为 c co co( ) c in( )in co co co( )in( ) 3.5 塑性临界深度由式 () 可解出的表达式为 () cco co( ) c in( )in co co co( )in( ) (3) 当填土抗剪强度指标 c, 填土重度墙 - 土界面黏聚力 c, 墙 - 土界面摩擦角以及墙底倾角已知时, 为破裂面倾角的函数当式 (3) 满足 (4) 时取得最小值, 此时对应倾角记为 cr, 即破裂角将 cr 替代式 (3) 中的, 则求得的即为基于极限分析上限原理得到的平移破坏模式下挡土墙塑性临界深度鉴于求解式 (4) 的解析解困难, 笔者建议使用数值方法求解 4 算例及参数分析 4.1 挡墙底面水平令, 即挡墙底面水平, 则在挡墙平移模式下, 挡墙沿水平方向运动此时式 (3) 退化为 cco c in( )in co in( ) (5) 需要注意, 式 (5) 中不含变量, 这说明塑性临界深度与墙 - 土界面摩擦角无关式 (5) 与文献基于极限平衡法得到的塑性临界深度表达式完全一致本文基于极限分析上限理论, 并考虑挡墙的平移运动模式及位移方向的影响, 而文献则基于极限平衡理论, 二者方法和思路完全不同文献认为, 塑性临界深度与墙 - 土界面摩擦角无关, 而本文认为, 仅当时塑性临界深度与墙 - 土界面摩擦角无关令, 本文结果可以退化到文献的结果, 所以文献只是本文方法的一个特例

5 43 岩土力学 17 年 4. 满足朗肯土压力假设时当分别令, c ( 即墙 - 土界面光滑无摩擦 : 墙 - 土界面黏聚力为, 墙 - 土界面摩擦角为, 换而言之, 即满足朗肯假设 ) 此时式 (3) 退化为当 c co c co (6) co in( ) [in in( )] (7) 4 时, 式 (6) 中取得最小值将式 (7) 代入式 (6), 并经三角函数变换得 c tan 4 (8) 可以发现, 式 (8) 就是朗肯土压力理论中塑性临界深度的表达式需要注意, 式 (6) (8) 中不含变量 ( 墙底倾角 ) 说明满足朗肯假设时, 塑性临界深度与挡墙底面是否水平无关 ( 塑性临界深度与挡墙位移方向无关 ) 此时得到的塑性临界深度与经典朗肯土压力理论计算值一致所以经典朗肯土压力理论计算值是本文的一个特例 4.3 无黏性填土令 c, 即填土为无黏性土由于墙 - 土界面黏聚力 c 不能大于填土黏聚力, 则 c 式 (3) 退化为 (9) 式 (9) 说明无黏性填土挡墙的塑性临界深度为下文针对 c c 共 5 个参数对的影响进行探讨 4.4 对的影响取如下计算参数 : 19 kn/m 3, c 1 kpa, c 15 kpa, 17, 1 3 与的关系如图 4 所示 / m = = 1 = = / ( ) 图 4 - 关系 Fig.4 Relationhip beteen and 从图可以观察到, 对于的敏感程度随 ( 即挡墙的运动方向与水平面的夹角 ) 的增大而增大特别是当时, 的取值与无无关, 此时的表达式 ( 即式 (5)) 中不含变量当时, 随的增大而增大 4.5 c 对的影响取计算参数 : 19.5 kn/m 3, 13, c 4 kpa,, 1 3 如图 5 所示, 随 c 增大而增大, 且二者近似呈线性关系且对于 c 的敏感程度随的增大而增大当 c 时, 无论取何值, 计算出的各个值都相等 / m 图 5 -c 关系 Fig.5 Relationhip beteen and c 4.6 c 对的影响取计算参数 : 19 kn/m 3, 1, c c/3, 18, 1 3 与 c 的关系如图 6 所示 / m 图 6 -c 关系 Fig.6 Relationhip beteen and c 由图可知,4 条曲线都通过原点在其他参数不变的情况下, 随 c 增大而增大, 且二者近似呈线性关系对的影响 = = 1 = = 3 = = 1 = = 3 c / kpa c / kpa 取计算参数 : 19 kn/m 3, 5, c 5 kpa,

6 第期刘杰等 : 平移模式下挡墙塑性临界深度极限分析 433 c 5 kpa, 1 3 如图 7 所示, 当其他参数均不改变时, 随 c 增大而增大并且两者近似满足线性关系 / m Fig 对的影响图 7 - 关系 Relationhip beteen and 取计算参数 : 19 kn/m 3, 1, c 1 kpa,c 5 kpa, 与关系如图 8 所示 8 7 = = 5 = 3 = 35 = = 1 = = / ( ) 临界深度时产生误差较大本算例中, 当 c c / 3 时朗肯土压力理论的计算误差超过 4% f 图 9 f-c 关系 Fig.9 Relationhip beteen f and c 取计算参数如下 : 19.5 kn/m 3,c 4 kpa, 3, c c / 3, 3, 在 ~ / 3范围内变化如图 1 所示, 当增大时, f 逐渐增大, 二者也近似呈线性关系但从增长到 / 3时,f 仅从 1.58 增长至 1.67 左右可见对 c 较为敏感, 对并不敏感 1.68 c / kpa / m 图 8 - 关系 Fig.8 Relationhip beteen and 挡墙平移模式下, 墙底倾角就是表征了墙体平移运动的方向如图 8 所示, 当其他参数均不改变时, 随增大而增大并且当越大时, 对变化越敏感 4.9 本文方法与传统朗肯方法的比较取计算参数 : 19.5 kn/m 3,c 4 kpa, 3, / 3, 3, c 在 ~ c / 3 范围内变化本文方法计算的塑性临界深度与朗肯理论计算值的比记为 f / ( ) 如图 9 所示 : 当 c 时, f 1, 说明此时两种计算方法所得计算值一致 ; 当 c 增大时,f 值逐渐增大, 二者近似呈线性关系可见在挡墙平移模式下, 在 c 较小时, 按朗肯理论计算塑性临界深度误差较小 ; 但 c 较大时, 依然按朗肯理论计算塑性 f 5 结论 / ( ) 图 1 f- 关系 Fig.1 Relationhip beteen f and (1) 将塑性临界深度范围内的填土视为弹性覆盖层, 并将弹性覆盖层等效为均布荷载对弹性覆盖层下部三角形填土微元体进行极限上限分析充分考虑挡墙平移运动的方向, 建立填土微元体挡墙两者之间的速度矢量关系推导了微元体的外力做功功率与能量耗散功率, 建立能量平衡方程得到塑性临界深度的计算公式 () 在挡墙平移模式下, 当墙体沿水平方向平移, 则本文计算结果与文献一致, 可以认为文献是本文中挡墙沿水平方向平移滑动的一个特例当墙背完全光滑时, 本文方法计算的塑性临界深度

7 434 岩土力学 17 年与经典朗肯理论计算结果一致当填土黏聚力为时, 塑性临界深度为 (3) 塑性临界深度随墙 - 土界面黏聚力墙 - 土界面摩擦角填土黏聚力填土内摩擦角以及墙底倾角的增大而增大塑性临界深度对墙 - 土界面摩擦角的敏感度随墙底倾角的增大而增大, 当墙底倾角为时 ( 即墙体沿水平方向平移 ), 塑性临界深度与墙 - 土界面摩擦角无关 (4) 在挡墙平移模式下, 墙 - 土界面黏聚力 c 较小时按朗肯理论计算塑性临界深度误差较小 ; 但墙 - 土界面黏聚力 c 较大时, 依然按朗肯理论计算塑性临界深度时产生误差较大参数分析表明, 朗肯土压力理论的计算误差会超过 4% (5) 本文研究基于挡墙的平移运动模式, 所得塑性临界深度可用于挡墙滑动稳定性研究但对于挡墙的倾覆稳定性研究是否适用, 需要做进一步探讨参考文献彭明祥. 挡土墙主动土压力塑性临界深度的解析解 [J]. 岩土力学, 1, 31(1): PENG Ming-xiang. Analytical olution of platic critical depth for active earth preure on retaining all[j]. Rock and Soil Mechanic, 1, 31(1): [] 林智勇, 戴自航, 苏美选. 复杂条件下挡土墙主动土压力解析解 [J]. 岩土工程学报, 8, 3(4): LIN Zhi-yong, DAI Zi-hang, SU Mei-xuan. Analytical olution of active earth preure acting on retaining all under complicated condition[j]. hinee Journal of Geotechnical Engineering, 8, 3(4): [3] SHUKLA S K, GUPTA S K, SIAKUGAN N. Active earth preure on retaining all for c- oil backfill under eimic loading condition[j]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 9, 135(5): [4] SHUKLA S K. Dynamic active thrut from c- oil backfill[j]. Soil Dynamic and Earthquake Engineering, 11, 31(3): [5] 王桂林, 赵飞, 张永兴. 重力式挡土墙地震旋转位移下的屈服加速度 [J]. 岩土力学, 13, 34(6): WANG Gui-lin, ZHAO Fei, ZHANG Yong-xing. Earthquake yield acceleration of eimic rotational diplacement of gravity retaining all[j]. Rock and Soil Mechanic, 13, 34(6): [6] 陈仲颐, 周景星, 王洪瑾. 土力学 [M]. 北京 : 清华大学出版社, HEN Zhong-yi, ZHOU Jing-xing, WANG Hong-jin. Rock mechanic[m]. Beijing: Tinghua Univerity Pre, [7] FANG Y S, ISHIBASHI I. Static earth preure ith variou all movement[j]. Journal of Geotechnical Engineering, 1986, 11(3): [8] 彭述权, 刘爱华, 樊玲. 不同位移模式刚性挡墙主动土压力研究 [J]. 岩土工程学报, 9, 31(1): PENG Shu-quan, LIU Ai-hua, FAN Ling. Active earth preure for rigid retaining all ith different diplacement mode[j]. hinee Journal of Geotechnical Engineering, 9, 31(1): [9] 陈惠发. 极限分析与土体塑性 [M]. 詹世斌译. 北京 : 人民交通出版社, HEN Hui-fa. Limit analyi and platicity of oil[m]. Tranlated by ZHAN Shi-bin. Beijing: hina ommunication Pre, 上接第 47 页 [11] 顾季威. 酸碱废液侵蚀地基土对工程质量的影响 [J]. 岩土工程学报, 1988, 1(4): GU Ji-ei. Impact of quality of project by acid ate liquid eroion foundation oil[j]. hinee Journal of Geotechnical Engineering, 1988, 1(4): 龚晓南. 高等土力学 [M]. 杭州 : 浙江大学出版社, GONG Xiao-nan. Advanced oil mechanic[m]. Hanghou: Zhejiang Univerity Pre, [13] YONG R N, SADANA M L, GOHL W B. ompoitional control on elling behaviour of an expanive oil[]// Proceeding of the Fifth International onference on Expanive Soil. ermont: ARRB Group Limited, [14] 孙才新, 张建辉, 舒立春, 等. 酸雨酸雾对清洁绝缘子交流闪络特性的影响 [J]. 高压电器, 1994, 6(): SUN ai-xin, ZHANG Jian-hui, SHU Li-chun, et al. The influence of acid rain and acid mit on clean inulator A flahover performance[j]. High oltage Apparatu, 1994, 6(): [15] RAMıŔEZ S, UEAS J, IGIL R, et al. Hydrothermal alteration of La Serrata bentonite (Almeria, Spain) by alkaline olution[j]. Applied lay Science,, 1(5): [16] BERNER U R. Evolution of pore ater chemitry during degradation of cement in a radioactive ate repoitory environment[j]. Wate Management, 199, 1(): [17] 邱海军. 区域滑坡崩塌地质灾害特征分析及其易发性和危险性评价研究以宁强县为例 [D]. 西安 : 西北大学, 1. QIU Hai-jun. Study on the regional landlide characteritic analyi and haard aement: A cae tudy of Ningqiang county[d]. Xi'an: Northet Univerity, 1.

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