砂-黏土中结合水含量及渗透性的非等温耦合效应

黄远浩; 张志超; 肖杨; 李林航

doi:10.11779/CJGE20221153

砂-黏土中结合水含量及渗透性的非等温耦合效应 English Version

黄远浩^{1, 3,},
张志超^{1, 2, 3, ,},
肖杨^{1, 2, 3},
李林航^{1, 3}

1.
重庆大学土木工程学院, 重庆 400045
2.
重庆大学煤矿灾害动力学与控制国家重点实验室, 重庆 400044
3.
重庆大学山地城镇建设与新技术教育部重点实验室, 重庆 400045

基金项目:

国家自然科学基金项目 51978104

详细信息

作者简介:
黄远浩(1997—)，硕士研究生，主要从事岩土力学方面的研究工作。E-mail: 17307972530@163.com

通讯作者:
张志超, zhangzhichaopt@163.com

中图分类号: TU43
计量
- 文章访问数: 270
- HTML全文浏览量: 48
- PDF下载量: 81
出版历程
- 收稿日期: 2022-09-18
- 网络出版日期: 2024-02-05
- 刊出日期: 2024-01-31

Non-isothermal coupled effects of bound water content and permeability in sand and clay

HUANG Yuanhao^{1, 3,},
ZHANG Zhichao^{1, 2, 3, ,},
XIAO Yang^{1, 2, 3},
LI Linhang^{1, 3}

1.
School of Civil Engineering, Chongqing University, Chongqing 400045, China
2.
State Key Laboratory of Coal Mine Disaster Dynamics and Control, Chongqing University, Chongqing 400044, China
3.
Key Laboratory of New Technology for Construction of City in Mountain Area (Chongqing University), Ministry of Education, Chongqing 400045, China

摘要

摘要: 土体结合水性质、渗透性及温度之间的耦合关系，很大程度上决定了土体的温度-渗流-应力耦合行为。开展了非等温条件下饱和土的结合水含量及渗透性试验研究，以揭示温度变化对不同粒径和黏粒含量土体吸附结合水含量和渗透系数的影响机制。研究表明，温升可导致土体吸附结合水含量显著降低，且结合水含量-温度关系显著依赖于颗粒粒径和黏粒含量。由于土粒间的相互作用及结构性效应依赖于黏粒含量及温度，成型砂土/低含黏土和黏土/高含黏土样结合水含量分别不同程度地高于和低于散状土样。同时，温度升高将引起土体渗透系数不同程度的增大，这与升温下自由水运动黏度和吸附结合水含量的降低等因素密切相关，这些因素的作用程度又依赖于黏粒含量和土体孔隙率。在非等温条件下，忽略结合水效应将分别高估和低估低黏粒含量和高黏粒含量土体的渗透性随温度的变化。
- 饱和土 /
- 结合水含量 /
- 温度 /
- 渗透系数 /
- 黏粒含量
Abstract: The couplings among characteristics of bound water, permeability of soils and temperature largely determine the thermal-hydraulic-mechanical behavior of soils. To study the bound water content and the permeability of soils under non-isothermal conditions, the temperature-controlled laboratory measurements of the bound water content in saturated sand, clay and sand-clay mixtures, combined with the corresponding permeability tests, are carried out in this study based on the bulk density method. It is shown that temperature elevation leads to remarkable decreases of the bound water content, largely depending on the soil particle size and the clay content. The bound water contents under different temperatures measured for the packed soil samples with low and high clay contents are obviously higher and lower than those measured for the samples of dispersed soil particles, respectively, due to the interactions and structures among soil particles. The increases of soil permeability with the temperature elevation are also observed in the tests, which are highly related to the heating-induced and clay-content-dependent decreases of the free-water kinematic viscosity and the bound water content. The thermally induced changes of permeability can be overestimated for the soils with low clay contents and underestimated for those with high clay contents if ignoring the effects of bound water.
- saturated soil /
- bound water content /
- temperature /
- coefficient of permeability /
- clay content

HTML全文

0. 引言

饱和黄土在振动荷载作用下黄土体内孔隙水压力增大，同时黄土颗粒成分能有效减缓孔隙水压力的消散，致使土体骨架有效应力降低，从而产生大变形和超孔隙水压力，最终致使黄土产生液化^[1]。王兰民^[2]对饱和黄土液化开展了深入研究，同时基于室内土动力学试验和现场SPT测试，给出了深度范围在20 m内饱和黄土液化的初判和详判方法。部分研究成果已被《甘肃省建筑抗震设计规程：DB62/T25—3055—2011》和《地下结构抗震设计标准：GB/T51336—2018》采纳。结合对饱和黄土液化方面的深入研究，笔者认为在地震作用下黄土地下工程围岩同样可能像其他可液化地层一样，会产生液化现象。

地下工程往往是由围岩和支撑结构两者组成并相互作用的结构体系。地层既是承载结构的基本组成部分，又是荷载的主要来源，这种合二为一的作用机理与地面结构是完全不同的^[3-4]。基于以上认识和早期工程实践，一般认为地下结构由于围岩在地震中提供的多维约束作用，对其破坏很小。然而近年来几次大的地震中地下结构的严重破坏，频发的黄土隧道翻浆冒泥、仰拱开裂等病害，警示我们必须对黄土隧道，尤其是饱和段落的振动液化问题给予足够的重视^[5]。

在这类地区修建的黄土隧道，由于开挖使得黄土围岩应力重新分布，有效围压降低。同时隧道开挖提供的新的地下水通道，使得围岩含水率增加，力学特性降低^[6]。

根据以上黄土隧道的典型病害和围岩特征，基于前期数值模拟与理论分析得出的研究结果^[7]，进一步通过系列振动台试验，开展了饱和黄土隧道地震围岩液化特征的分析。

1. 黄土隧道围岩液化势研究

1.1 水平自由场地液化势特征

对于地面下某深度处动剪应力 ${\tau _{\text{d}}}$ ，Seed等^[8]依据水平地面下土体刚体运动提出了便于工程运用的简化方法。其关键为根据式（1）正确确定动剪应力折减系数 ${r_{\text{d}}}$ 的值。

${r_{\text{d}}} = \frac{{{\tau _{{\text{d, max}}}}g}}{{{\sigma _{\text{y}}}{a_{{\text{s, max}}}}}} \;。$

(1)

式中： ${r_{\text{d}}}$ 为动剪应力折减系数； ${\tau _{{\text{d, max}}}}$ 为地面下某点的最大地震水平剪应力；g为重力加速度； ${\sigma _{\text{y}}}$ 为地面下某一点的竖向竖向应力。如果获得 ${r_{\text{d}}}$ 值，则可以根据式（1）得到某次地震时地面以下某点的 ${\tau _{{\text{d, max}}}}$ 或者动剪比 ${a_{\text{s}}}$ 。

随后许多学者开展了 ${r_{\text{d}}}$ 相关的相关研究。目前公认的表征水平场地地面下的 ${r_{\text{d}}}$ 随深度z变化的有^[9]

${r_{\text{d}}} = 1.0 - 0.015z\begin{array}{*{20}{c}} {}&{{\text{(}}z \leqslant 30.5{\text{ m}}} \end{array}) \;,$

(2)

${r_{\text{d}}} = \left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {1.0 - 0.00765z\begin{array}{*{20}{c}} {}&{\begin{array}{*{20}{c}} {}&{(z \leqslant 9.15 {\text{m)}}} \end{array}}&{} \end{array}} \\ {1.174 - 0.0267z\begin{array}{*{20}{c}} {}&{{\text{ (}}9.15 {\text{m < }}z \leqslant 23 {\text{m)}}} \end{array}} \end{array}} \right.$

(3)

由式（2），（3）可以得知，地面下可液化土体，其 ${r_{\text{d}}}$ 值随着埋深的增加逐渐减小。由于在某次地震中其水平场地地表峰值加速度 ${a_{{\text{s, max}}}}$ 容易确定，g为定值，因此从另一方面来看， ${r_{\text{d}}}$ 又表征地面下某点在地震过程中遭受动剪应力 ${\tau _{{\text{d, max}}}}$ 的大小。所以从 ${r_{\text{d}}}$ 的变化趋势入手，可以判断饱和黄土隧道围岩在水平地震荷载作用下的液化特征。

1.2 黄土隧道场地围岩液化势特征

基于以上理论，根据式（1），选取不同的地震加速度记录从土层底部输入，选取不同黄土地层及不同的深度，选取不同的力学模型参数，组合得出了饱和黄土隧道围岩的r_d随埋深h的变化特征^[7]。

研究得出隧道衬砌周围1 m范围内围岩的平均动剪应力折减系数r_d随埋深h的变化特征，见图 1。其r_d值比同一埋深水平场地r_d值显著增大，同时其随埋深h的增加而减小，且其减小速率逐渐放缓，当h大于60 m时，r_d变化趋于稳定^[7]。这说明隧道结构的存在显著提高了其围岩的液化势，且埋深越小，其围岩液化势越高。

图 1 隧道周边1 m范围内的r_d随埋深h的变化趋势^[7]

Figure 1. Tendency of r_d of surrounding soils within range of 1 m outside tunnel excavation contour with buried depths h^[7]

下载: 全尺寸图片幻灯片

2. 振动台模型试验

2.1 工程背景

为进一步验证前期理论分析与数值模拟相结合得到的隧道围岩液化势特征，便于试验中在地震动荷载作用下的黄土隧道围岩液化与实际工程比较，进一步开展了大比例为1∶20的振动台试验。该试验以正在建设的兰州至合作铁路某隧道黄土段（夏河县境内）为背景，其场地照片见图 2。该隧道处于高烈度地震区，设计基本地震动峰值加速度为0.20g，相当于地震基本烈度Ⅷ度，地震动反应谱特征周期分区为0.45 s。该隧道进口段约270 m洞身17.7‰上坡穿越Q₃黄土段落。其中隧道上部自洞口向洞内其埋深从8 m增加到37 m。随后穿越土石分界面，进入弱富水区板岩地层（预测该段正常涌水量为117.1 m³/d，最大涌水量为351.3 m³/d）。

图 2 隧道场地地貌

Figure 2. Landform of tunnel site

下载: 全尺寸图片幻灯片

其中本研究最为关注的Q₃黄土地层具有如下特征：为分布于河流高阶地上更新统洪积黄土，厚度8~60 m，淡黄色，稍湿—潮湿，稍密—中密，Ⅱ级普通土；预测该段正常涌水量为13.1 m³/d，最大涌水量为39.2 m³/d，隧道施工中出现点状渗水，土石界面成线状或股状流水。

2.2 振动台试验

振动台试验在中国地震局兰州地震研究所（甘肃省地震局）黄土地震工程重点实验室进行。振动台台面尺寸为4 m×6 m，可进行水平和垂直双向耦合地震模拟，振动台总共由28台伺服电机驱动。

试验采用刚性模型箱，其箱体尺寸为2.8 m（长）×1.4 m（宽）×1.9 m（高）。试验中在模型箱的内壁上贴两层塑料膜，并在左右两侧铺设20 cm厚的海绵，以减小模型箱对土体的侧向约束。其前后侧的20 cm厚的有机玻璃，既保证了模型箱的刚度，又便于观察模拟地震试验过程中模型的破坏过程和现象。具体见图 3。

图 3 饱和黄土隧道振动台试验

Figure 3. Shaking-table tests of saturated loess tunnel

下载: 全尺寸图片幻灯片

试验中模型围岩黄土取自兰州至合作铁路某黄土隧道正在施工掌子面，土体物理力学参数见表 1。模型填筑时采用逐层夯实填筑，确保模型干密度与隧道掌子面情况一致。

表 1 隧道现场黄土物理特性

Table 1. Physical properties of in-site loess

孔隙比e	干密度ρ_d/(g·cm^-3)	含水率w/%	黏粒d ≤ 0.005	粉粒0.005＜d≤0.075 (mm)	砂粒0.075＜d ≤ 0.25 (mm)
0.86	1.45	17.2%	16.8%	67.7%	14.5%

下载: 导出CSV

| 显示表格

模型不同含水层的分布见图 4（a），上部土层与现场隧道掌子面含水率相当，下部70 cm厚为饱和黄土，含水率w为30.9%。其通过在模型箱底部铺设5 cm的中砂层，砂层中铺设均匀开有小孔的直径1.5 cm的塑料管，将塑料管接出模型顶部土层约1.2 m。从管口控制总水量缓慢注水，水从底部砂层在反压作用下逐渐自下向上渗流，经过9 d达到试验要求的饱和高度。

图 4 传感器布置图

Figure 4. Layout of sensors on middle section of linings

下载: 全尺寸图片幻灯片

2.3 传感器布设和地震波施加

模型传感器布设如图 4所示，均布设在垂直于隧道轴中心的断面上。图中A表示加速度计，S表示动剪切应力传感器，P表示动孔隙水压力计。

2019年10月28日，甘肃省夏河县发生了M 5.7级地震，震源深度为10 km。本次试验采用中国地震局工程力学研究所强震观测中心提供的2019年夏河地震波，见。试验中考虑隧道遭受多遇地震、设防地震和罕遇地震，对其峰值加速度 ${a_{{\text{max}}}}$ 进行调整， ${a_{{\text{max}}}}$ 从1 m/s²开始，逐级增加1 m/s²进行加载，至4 m/s²时饱和土体出现明显液化特征后停止加载。根据动三轴试验获得的原样土动孔压消散规律，在两级加载中间设置40 min间隔期，可使得上一级液化孔压消散到5%以内，以尽量减小前一级结果对后一级试验的影响。

图 5 2019年夏河地震地震波

Figure 5. Seismic waves of 2019 Xiahe earthquake

下载: 全尺寸图片幻灯片

3. 结果与分析

3.1 剪应力变化特征分析

当激励地震波峰值加速度 ${\tau _{{\text{d, max}}}}$ =1.0 m/s²时，位于同一水平高度的点S1和S2，其靠近衬砌结构的点S1的动剪应力峰值 ${\tau _{{\text{d, max}}}}$ 明显大于远离衬砌结构的点S2的峰值，见。说明此阶段的围岩受结构与土相互作用显著，隧道结构的存在使得围岩承受的动剪应力 ${\tau _{\text{d}}}$ 增大。此规律与前期数值模拟的动剪应变结果相吻合，见图 7。

图 6 S1和S2位置动剪应力时程曲线

Figure 6. Time histories of dynamic shear stresses at points S1 and S2

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 动剪应变时程曲线（A靠近衬砌，B远离衬砌）^[7]

Figure 7. Dynamic shear strains of soils (A is near tunnel, and B is far)^[7]

下载: 全尺寸图片幻灯片

当激励 ${a_{{\text{max}}}}$ 为2.0，3.0，4.0 m/cm²时，此时位于同一水平高度的点S1和S2，S1的动剪应力峰值 ${\tau _{{\text{d, max}}}}$ 小于远离衬砌结构的点S2的峰值，见图 6（b），（c）。结合图 8的动孔隙水压力变化分析，其原因可能为：靠近隧道的点动孔隙水压力上升较快也较大，由于动孔压的升高，靠近衬砌结构土体的剪切模量降低；在数值模型中建立的土体为弹塑性材料，其不能体现变形模量随着动孔压的增高而减小的现象。

图 8 动孔隙水压力时程曲线（a_max = 2.0 m/cm²）

Figure 8. Time histories of dynamic pore water pressure (a_max = 2.0 m/cm²)

下载: 全尺寸图片幻灯片

3.2 动孔隙水压力特征分析

当激励地震波峰值加速度 ${a_{{\text{max}}}}$ =2.0 m/cm²时，其动孔隙水压力的时程曲线如图 8所示。由图 8（a）可以得知，位于同一水平高度的点P1和P2，靠近衬砌结构的位置P1，其动孔压上升更快，且值也更高。图 8（b）中的P3和P4点具有同样的规律。

图 9为模型中4个孔压监测点P1、P2、P3和P4点的峰值动孔压比R_u（动孔隙水压力U_d与有效围压之比 ${\sigma '_0}$ ）。通常当R_u大于0.7时，认为黄土产生液化^[1]。由可知，从 ${a_{{\text{max}}}}$ 为1 m/cm²开始，靠近衬砌结构的P1和P3点的R_u大于远离衬砌的P2和P4点，且随着 ${a_{{\text{max}}}}$ 增大，差值越明显。当 ${a_{{\text{max}}}}$ 达到3.0 m/cm²时，靠近衬砌结构的P1和P3点先产生液化；当 ${a_{{\text{max}}}}$ 达到4.0 m/cm²时，远离衬砌结构的P2和P4点产生液化。该结果与Ding等^[10]开展的地下结构在砂土液化中的振动台研究结果相似。

图 9 动孔隙水压力比R_u随a_max变化特征曲线

Figure 9. Variation of ratio R_u of dynamic pore water pressure and effective vertical stress with a_max

下载: 全尺寸图片幻灯片

3.3 加速度变化特征分析

在模型中按照不同高度及距离衬砌结构不同的位置总计布设5个加速度传感器（见），以观察并比较不同位置的加速度响应。为各个测点峰值加速度 ${a_{{\text{p, max}}}}$ 随激励地震波的峰值加速度 ${a_{{\text{max}}}}$ 的变化特征。从A2和A3点的变化分析， ${a_{{\text{p, max}}}}$ 随 ${a_{{\text{max}}}}$ 的增大，其增大速率略微减小，但不明显，说明具有较高线形相关性。共同处于衬砌最大跨水平高度的A4和A2比较，说明土-结构相互作用随着 ${a_{{\text{max}}}}$ 的增大，对加速度的影响较为显著，这和前期相关研究结果^{[4, 7]}存在差异。特别是当 ${a_{{\text{max}}}}$ = 3.0 m/cm²时，A1和A5的几乎未随着 ${a_{{\text{max}}}}$ 的增大而增大，甚至A4的 ${a_{{\text{p, max}}}}$ 反而出现明显的减小。值得注意的是，这个阶段正好是3.2节根据动孔压判断衬砌周围围岩产生液化的阶段。

图 10 测点峰值加速度a_{p, max}随激励地震波的a_max的变化特征

Figure 10. Variation of peak accelerations a_{p, max} of monitoring points with a_max of exerted seismic waves

下载: 全尺寸图片幻灯片

分析影响该阶段 ${a_{{\text{p, max}}}}$ 异常的最大因素应该为振动引起土体孔压显著增高，进而引起土体强度显著减小，流动性增强，即产生液化，致使土体传播地震波的能力减弱，模型内土体加速度 ${a_{{\text{p, max}}}}$ 相对减小^{[1, 10]}。而数值分析中土体采用弹塑性材料^[7]，未考虑动孔压的增长对土体物性参数带来的变化，即弹塑性材料本构不能很好地模拟土体液化过程中随着孔压增长而引起的应力应变关系的变化。

为不同激励 ${a_{{\text{max}}}}$ 下的加速度放大系数沿高度h（即A1、A2和A3）的变化特征。可以看出，A2和A3点不但没有放大，反而减小，可能是由于在振动箱内周边铺设塑料膜和海绵，减小了加速度的传递。模型顶部A1点的放大作用明显，当 ${a_{{\text{max}}}}$ = 2.0 m/cm²时，其放大系数为1.89，最大；随后随着激励加速度的 ${a_{{\text{max}}}}$ 增大呈现逐渐减小状态，当 ${a_{{\text{max}}}}$ = 4.0 m/cm²时，其放大系数为1.30，最小。

图 11 加速度放大系数沿高度h变化特征

Figure 11. Variation of amplification factors of peak accelerations with height h

下载: 全尺寸图片幻灯片

4. 结语

该研究以正在建设的兰合铁路某隧道黄土段为背景，开展了1∶20的大比例饱和黄土隧道液化振动台试验研究，得出以下4点结论。

（1）土-结构相互作用显著提升了其周围土体的液化势；地震时，衬砌周围土体会比远离衬砌的土体先液化。

（2）激励地震加速度较小时，靠近衬砌结构的土体动剪应力比远离衬砌结构的要大；随着激励地震加速度的增大，靠近衬砌结构的动剪应力比远离衬砌结构的要小。

（3）动孔隙水压力的变化与动剪应力的表现不同；靠近衬砌结构的土体动孔压比远离衬砌结构的要大，且随着地震加速度的增大，其趋势增大。

（4）土-结构相互作用对靠近衬砌结构土体加速度影响显著，具有明显的放大效应；同时模型顶部土体的放大效应最为明显，呈现处随着激励加速度a_max增大而逐渐减小的趋势。

图 1 温控土体结合水-渗透系数测试装置示意图

Figure 1. Temperature-controlled devices for combined tests on bound water content and coefficient of permeability

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 散状砂土及黏土试样吸附结合水含量与温度的关系

Figure 2. Relationships between absorbed bound water content and temperature for dispersed samples of sand and clay

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 散状硅砂及膨润土吸附结合水含量与颗粒粒径关系

Figure 3. Relationships between absorbed bound water content and particle size for dispersed samples of bentonite and siliceous sand

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 含10%黏土砂土(a)及纯黏土(b)结合水含量随温度变化

Figure 4. Variations of bound water content with temperature for packed (a) sand samples with clay of 10% and (b) pure clays

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 细砂-黏土混合土样结合水含量-温度关系

Figure 5. Relationships between bound water content and temperature for fine sand-clay mixtures

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 不同温度下黏粒含量对细砂结合水含量的影响

Figure 6. Effects of clay content on bound water content of fine sands at different temperatures

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 非等温条件下细砂渗透系数

Figure 7. Coefficients of permeability under non-isothermal conditions

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 干密度对不同温度下含10%黏粒细砂渗透系数的影响

Figure 8. Effects of dry density on coefficient of permeability of fine sand with clay of 10% at different temperatures

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 9 实测渗透系数与孔隙水等效运动黏度及孔隙率的关系

Figure 9. Relationship among coefficient of permeability and porosity of soils and equivalent kinematic viscosity of pore water

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 试验用不同砂样粒径

Table 1 Sand particles used in tests grouped according to size

类别	粗砂	中砂	细砂	粉砂
粒径/mm	0.6~1	0.355~0.5	0.15~0.2	0.038~ 0.15 (石英砂) 0.038~ 0.018 (硅微粉)
相对质量密度	2.609	2.602	2.616	2.660

下载: 导出CSV

表 2 试验工况汇总表

Table 2 Details of testing conditions in this study

编号	组分	温度/℃	干密度/(g·cm^-3)
D1~30	粗砂至粉砂、黏土	10~60	散状
P1~6	90%粗砂+10%黏土	10~60	1.53
P7~12	90%中砂+10%黏土	10~60	1.53
P13~18	90%粉砂+10%黏土	10~60	1.53
PS1~6	100%细砂	10~60	1.53
PS7~12	95%细砂+5%黏土	10~60	1.53
PS13~18	90%细砂+10%黏土	10~60	1.53
PS19~24	80%细砂+20%黏土	10~60	1.53
PS25~30	100%黏土	10~60	1.53
PS31~36	100%黏土	10~60	0.93
PS37~42	90%细砂+10%黏土	10~60	1.4
PS43~48	90%细砂+10%黏土	10~60	1.5
PS49~54	90%细砂+10%黏土	10~60	1.6
注：“D”代表散状土样吸附结合水试验，“P”代表成型土样吸附结合水试验，“PS”代表成型土吸附结合水+渗透性试验，干密度单位为g/cm³。

下载: 导出CSV

表 3 试验温度下自由水和结合水密度

Table 3 Densities of free and bound water used in tests 单位: g/cm³

温度/℃	10	20	30	40	50	60
自由水	0.998	0.998	0.996	0.992	0.988	0.983
结合水	1.308	1.3	1.291	1.281	1.272	1.261

下载: 导出CSV

参考文献(32)

[1]	STEPKOWSKA E T, PÉREZ-RODRı́GUEZ J L, MAQUEDA C, et al. Variability in water sorption and in particle thickness of standard smectites[J]. Applied Clay Science, 2004, 24(3/4): 185-199.
[2]	LIU K Q, JIN Z J, ZENG L B, et al. Determination of clay bound water in shales from NMR signals: the fractal theory[J]. Energy & Fuels, 2021, 35(22): 18406-18413.
[3]	DRNEVICH P V, TIDFORS M, SÄLLFORS G. Temperature effect on preconsolidation pressure[J]. Geotechnical Testing Journal, 1989, 12(1): 93. doi: 10.1520/GTJ10679J
[4]	白冰, 苏钟琴, 杨海朋. 一种饱和粉质黏土的热固结特性试验研究[J]. 岩土力学, 2012, 33(1): 12-16, 23. BAI Bing, SU Zhongqin, YANG Haipeng. Experimental study of thermal consolidation of a saturated silty clay[J]. Rock and Soil Mechanics, 2012, 33(1): 12-16, 23. (in Chinese)
[5]	DELAGE P, SULTAN N, CUI Y J. On the thermal consolidation of Boom clay[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2000, 37(2): 343-354. doi: 10.1139/t99-105
[6]	KONG G Q, FANG J C, LV Z X, et al. Effects of pile and soil properties on thermally induced mechanical responses of energy piles[J]. Computers and Geotechnics, 2023, 154: 105176. doi: 10.1016/j.compgeo.2022.105176
[7]	孙军杰, 田文通, 刘琨, 等. 基于泊肃叶定律的土体渗透系数估算模型[J]. 岩石力学与工程学报, 2016, 35(1): 150-161. SUN Junjie, TIAN Wentong, LIU Kun, et al. Estimation model of soil permeability coefficient based on Poiseuille's law[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2016, 35(1): 150-161. (in Chinese)
[8]	HABIBAGAHI K. Temperature effect and the concept of effective void ratio[J]. Indian Geotechnical Journal, 1977, 7(1): 14-34.
[9]	PUPPALA A J, PUNTHUTAECHA K, VANAPALLI S K. Soil-water characteristic curves of stabilized expansive soils[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2006, 132(6): 736-751. doi: 10.1061/(ASCE)1090-0241(2006)132:6(736)
[10]	MESRI G, OLSON R E. Mechanisms controlling the permeability of clays[J]. Clays and Clay Minerals, 1971, 19(3): 151-158. doi: 10.1346/CCMN.1971.0190303
[11]	KUNTIWATTANAKUL P, TOWHATA I, OHISHI K, et al. Temperature effects on undrained shear characteristics of clay[J]. Soils and Foundations, 1995, 35(1): 147-162. doi: 10.3208/sandf1972.35.147
[12]	MORITZ L. Geotechnical Properties of Clay at Elevated Temperature[R]. Linkioping: Suwdish Geotechnical Institute, 1995.
[13]	MORIN R, SILVA A J. The effects of high pressure and high temperature on some physical properties of ocean sediments[J]. Journal of Geophysical Research, 1984, 89(B1): 511. doi: 10.1029/JB089iB01p00511
[14]	肖树芳, 房后国, 王清. 软土中结合水与固结、蠕变行为[J]. 工程地质学报, 2014, 22(4): 531-535. XIAO Shufang, FANG Houguo, WANG Qing. The bound water, consolidation and creep behavior of soft soil[J]. Journal of Engineering Geology, 2014, 22(4): 531-535. (in Chinese)
[15]	CHEN J, ANANDARAJAH A, INYANG H. Pore fluid properties and compressibility of kaolinite[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2000, 126(9): 798-807. doi: 10.1061/(ASCE)1090-0241(2000)126:9(798)
[16]	LI S, WANG C M, ZHANG X W, et al. Classification and characterization of bound water in marine mucky silty clay[J]. Journal of Soils and Sediments, 2019, 19(5): 2509-2519. doi: 10.1007/s11368-019-02242-5
[17]	WANG H K, QIAN H, GAO Y Y, et al. Classification and physical characteristics of bound water in loess and its main clay minerals[J]. Engineering Geology, 2020, 265: 105394. doi: 10.1016/j.enggeo.2019.105394
[18]	MORTEZA ZEINALI S, ABDELAZIZ S L. Thermal consolidation theory[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2021, 147(1): 04020147. doi: 10.1061/(ASCE)GT.1943-5606.0002423
[19]	张志超, 程晓辉. 饱和土非等温固结和不排水剪切的热力学本构模型[J]. 岩土工程学报, 2013, 35(7): 1297-1306. http://www.cgejournal.com/cn/article/id/15110 ZHANG Zhichao, CHENG Xiaohui. Thermodynamic constitutive model for non-isothermal consolidation and undrained shear behaviors of saturated soils[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2013, 35(7): 1297-1306. (in Chinese) http://www.cgejournal.com/cn/article/id/15110
[20]	王媛, 施斌, 高磊, 等. 黏性土渗透性温度效应实验研究[J]. 工程地质学报, 2010, 18(3): 351-356. WANG Yuan, SHI Bin, GAO Lei, et al. Laboratory tests for temperature effects of clayey soil permeability[J]. Journal of Engineering Geology, 2010, 18(3): 351-356. (in Chinese)
[21]	TENG Y, LI Z, ZHENG W, et al. Role of Temperature on Threshold Gradient and Permeability of non-Darcian Flow in Sand and Clay Mixtures[C]// Brussels: InterPore 2020, 2020.
[22]	GATMIRI B, DELAGE P. A formulation of fully coupled thermal-hydraulic-mechanical behaviour of saturated porous media—numerical approach[J]. International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, 1997, 21(3): 199-225. doi: 10.1002/(SICI)1096-9853(199703)21:3<199::AID-NAG865>3.0.CO;2-M
[23]	李生林. 土中结合水译文集[M]. 北京: 地质出版社, 1982. LI Shenglin. . The Translations of Soil Bound Water[M]. Beijing: Geological Publishing House, 1982. (in Chinese)
[24]	LEE D J, LEE S F. Measurement of bound water content in sludge: the use of differential scanning calorimetry (DSC)[J]. Journal of Chemical Technology AND Biotechnology, 1995, 62(4): 359-365. doi: 10.1002/jctb.280620408
[25]	LI Y L, WANG T H, SU L J. Determination of bound water content of loess soils by isothermal adsorption and thermogravimetric analysis[J]. Soil Science, 2015, 180(3): 90-96. doi: 10.1097/SS.0000000000000121
[26]	宋功保, 张建洪, 郭颖, 等. 海泡石中水的红外光谱及其结构稳定性的指示作用[J]. 岩石矿物学杂志, 1999, 18(1): 80-86. SONG Gongbao, ZHANG Jianhong, GUO Ying, et al. Infrared spectrum of water in sepiolite and its role of indicating structural stability[J]. Acta Petrrologica et Mineralogica, 1999, 18(1): 80-86. (in Chinese)
[27]	胡湘锋. 黏土中水的形态对其工程性质的影响研究[D]. 广州: 华南理工大学, 2017. HU Xiangfeng. A Study on the Influence of Water's State in Clay on Its Engineering Properties[D]. Guangzhou: South China University of Technology, 2017. (in Chinese)
[28]	De WIT C T, ARENS P L, Moisture content and density of some clay minerals and some remarks on the hydration pattern of clay[C]//Transactions of the International Congress of Soil Science. Amsterdam, 1950.
[29]	MACKENZIE R C. Density of water sorbed on montmorillonite[J]. Nature, 1958, 181(4605): 334.
[30]	焦文灿. 广西北部湾海积软土结合水特性及蠕变释水机制研究[D]. 南宁: 广西大学, 2021. JIAO Wencan. Reasaerch on the Characterristics of Bound Water and Wate Release Mechansim of Creep of Marine Soft Soil in the Bbeibu Gulf of Guangxi[D]. Nanning: Guangxi University, 2021. (in Chinese)
[31]	HIEBL M, MAKSYMIW R. Anomalous temperature dependence of the thermal expansion of proteins[J]. Biopolymers, 1991, 31(2): 161-167. doi: 10.1002/bip.360310204
[32]	KATOPODES N D. Free-Surface Flow: Environmental Fluid Mechanics[M]. Oxford: Butterworth-Heinemann, 2019.