非饱和盐渍黏土物理化学作用的应力依赖特性

王立业; 周凤玺; 周立增; 梁玉旺

doi:10.11779/CJGE20221559

非饱和盐渍黏土物理化学作用的应力依赖特性 English Version

王立业^1,,
周凤玺^{1, 2, ,},
周立增³,
梁玉旺¹

1.
兰州理工大学土木工程学院, 甘肃兰州 730050
2.
西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心, 甘肃兰州 730050
3.
西北工业大学力学与土木建筑学院, 陕西西安 710072

基金项目:

国家自然科学基金项目 11962016

国家自然科学基金项目 51978320

甘肃省基础研究创新群体项目 20JR5RA478

甘肃省教育厅：优秀研究生“创新之星”项目 2022CXZX-451

详细信息

作者简介:
王立业(1993—)，男，博士研究生，主要从事盐渍土试验和理论模型方面的研究。E-mail: gwly1024@163.com

通讯作者:
周凤玺, E-mail: geolut@163.com

中图分类号: TU43
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出版历程
- 收稿日期: 2022-12-27
- 网络出版日期: 2024-04-09
- 刊出日期: 2024-03-31

Stress-dependent properties of physicochemical interaction of unsaturated saline clay

1.
School of Civil Engineering, Lanzhou University of Technology, Lanzhou 730050, China
2.
Engineering Research Center of Disaster Mitigation in Civil Engineering of Ministry of education, Lanzhou 730050, China
3.
School of Mechanics, Civil Engineering and Architecture, Northwestern Polytechnical University, Xi'an 710072, China

摘要

摘要: 为了揭示物理化学作用对含盐溶液非饱和黏土压缩行为的影响及其与应力水平的依赖特性，对孔隙含蒸馏水、氯化钠和硫酸钠溶液及控制基质吸力条件下的试样进行了一维压缩试验。然后，根据试验结果测定了不同条件下黏土的压缩指数、次固结系数和屈服应力，并标定了它们随基质吸力和渗透吸力的变化规律。此外，对不同基质吸力和渗透吸力下非饱和盐渍黏土主、次固结行为展开了深入分析，明确了非饱和盐渍黏土物理化学作用的应力依赖特征，并对非饱和盐渍黏土的LC屈服行为进行了探索。结果表明：不同物理化学力下非饱和盐渍黏土的次固结系数与压缩指数的比值 ${C_{\text{a}}}/{C_{\text{c}}}$ 以及屈服应力可以使用基质吸力和渗透吸力来统一描述；由塑性加载区压缩曲线斜率以及特征参量、 ${C_{\text{a}}}/{C_{\text{c}}}$ 与竖向应力的相关性指出非饱和盐渍黏土物理化学作用与应力水平息息相关；此外，化学-水力-力学耦合作用下非饱和盐渍黏土的LC屈服曲线是由MLC屈服曲线和OLC屈服曲线组成的一条光滑曲线。
- 非饱和黏土 /
- 孔隙盐溶液 /
- 物理化学作用 /
- 应力依赖性 /
- LC屈服行为
Abstract: To reveal the impact of physicochemical effects on the compressive behaviors of unsaturated clay containing salt solution and its dependence properties on stress level, one-dimensional compression tests are performed on the specimens with pores containing distilled water, sodium chloride solution, sodium sulfate solution and controlled matric suction conditions. Then, the compression index, secondary compression coefficient and yield stress of clay under different conditions are measured according to the test results, and their variation laws with the matric suction and osmotic suction are calibrated. Furthermore, the stress-dependent characteristics of physicochemical action are clarified through an in-depth analysis of the primary and secondary consolidation behaviors of unsaturated saline clay under different matric suctions and osmotic suctions, and the LC yielding behaviors of unsaturated saline clay are explored. The results show that the ratio of the secondary compression coefficient to the compression index ${C_{\text{a}}}/{C_{\text{c}}}$ and the yield stress of unsaturated saline clay at different physicochemical forces can be described uniformly using the osmotic suction and matric suction. From the slope of compression curve in the plastic loading zone and the correlation between characteristic parameter, ${C_{\text{a}}}/{C_{\text{c}}}$ and the vertical stress, it is noted that the physicochemical action of unsaturated saline clay is closely related to the stress level. Moreover, the LC yield curve of unsaturated saline clay is a smooth curve composed of MLC yield curve and OLC yield curve under chemo- hydro-mechanical coupling.
- unsaturated clay /
- pore salt solution /
- physicochemical action /
- stress dependence /
- LC yield behavior

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0. 引言

洞室开挖后根据围岩的应力与变形可以将其分为弹性区、塑性软化区、塑性残余区^[1-2]，弹性区内围岩的应力值没有超过岩体极限承载力，计算时各参数可以取峰值；塑性软化区内的应力值超过岩体极限承载力，岩体参数发生劣化且承载能力与弹性区相比有所下降；塑性残余区内的围岩处于“流动状态”，计算其应力与变形时需采用参数残余值^[3-4]。

文献[5~9]在考虑围岩应变软化及其它影响因素后推导了洞室围岩应力场及塑性区半径，发现洞室围岩应力分布、塑性区半径均与围岩应变软化密切相关，围岩的应变软化现象会使塑性区半径增大，同时维持洞室稳定所需要的支护阻力p_i比不考虑应变软化时更大。

目前基于弹塑性理论与应变软化模型对洞室围岩稳定性及变形等方面的研究较为充足，但采用传统应变软化模型时只考虑了黏聚力与内摩擦角等强度参数的折减，忽略了弹性模量等刚度参数的折减^[10-12]，这会导致计算得到的围岩变形量偏小，不符合实际。此外洞室开挖后多采用系统锚杆对围岩进行加固，系统锚杆可以控制围岩变形，提高围岩强度参数，增加洞室自身稳定性^[13-15]，但即使锚固后的洞室围岩（以下简称“锚固围岩”）在重分布应力较大时也会进入塑性状态，当应变值较大时同样会进入塑性残余状态。目前考虑刚度与强度参数同时劣化的洞室锚固围岩弹塑性分析还鲜有涉及，因此本文基于D-P屈服准则，考虑刚度劣化、强度劣化、中间主应力等因素后建立了洞室锚固围岩的弹塑性解，并对相关影响因素进行具体分析，为指导工程设计施工提供依据。

1. 理论分析模型

1.1 深埋圆形洞室力学模型

洞室开挖时的假定条件如下：①围岩为各向同性均质围岩；②洞室埋深足够深，开挖断面为圆形，开挖半径为R₀；③原岩应力场为P₀；④锚杆长度L大于塑性区范围。力学模型如图 1所示，在锚杆支护状态下围岩分为4个区域，分别为普通弹性区（区域Ⅰ）、锚固弹性区（区域Ⅱ，半径为R_L）、塑性软化区（区域Ⅲ，半径为R_p）、塑性残余区（区域Ⅳ，半径为R_b），存在如下关系：R_L-R₀=L，L为锚杆长度。

图 1 锚杆支护围岩分区示意图

Figure 1. Schematic diagram of partition of rock bolt support

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1.2 锚固围岩力学参数

在研究锚杆对围岩的加固作用时经常将锚杆加固后的岩体看成是等效复合岩体，借助参数等效原则通过引入锚杆密度因子^[13]得到复合岩体刚度与强度参数^[14-15]：

${E_{\text{s}}} = \frac{{{E_{\text{a}}}{\rm{ \mathsf{ π} }}r_{\text{b}}^{\text{2}} + {E_0}({s_{\text{l}}}{s_{\text{r}}} - {\rm{ \mathsf{ π} }}r_{\text{b}}^{\text{2}})}}{{{s_{\text{l}}}{s_{\text{r}}}}} \text{, }$

(1a)

${\varphi _{\text{s}}} = \arcsin \left[ {\frac{{(1 + \sin {\varphi _0})\alpha + 2\sin {\varphi _0}}}{{(1 + \sin {\varphi _0})\alpha + 2}}} \right] \text{, }$

(1b)

${c_{\text{s}}} = \frac{{c(1 + \alpha )(1 - \sin {\varphi _0})\cos {\varphi _{\text{a}}}}}{{(1 - \sin {\varphi _{\text{a}}})\cos {\varphi _0}}} 。$

(1c)

式中：E_s，E_a，E₀分别为复合岩体、锚杆、围岩弹性模量；s_l，s_r分别为锚杆纵向、环向间距；r_b为锚杆半径； $\alpha$ 为锚杆密度因子，且 $\alpha$ =[2πr_btan(φ/2)]/(s_ls_r)；c，φ为围岩自身的黏聚力和内摩擦角。

1.3 D-P屈服准则与围岩劣化模型

Drucker-Prager屈服准则既考虑了中间主应力对屈服与破坏的影响，又考虑了静水压力的影响，已广泛应用于岩石力学中，其屈服函数为^[16]

$f\left({{\mathit{\boldsymbol{I}}}}_{1}\text{, }\sqrt{{{\mathit{\boldsymbol{J}}}}_{2}}\right)=\sqrt{{{\mathit{\boldsymbol{J}}}}_{2}}-\alpha {{\mathit{\boldsymbol{I}}}}_{1}-k=0 。$

(2)

式中： ${{\mathit{\boldsymbol{I}}}_1}$ 与 ${{\mathit{\boldsymbol{J}}}_2}$ 分别为应力张量第一不变量和应力偏张量第二不变量（压应力为正、拉应力为负）， ${{\mathit{\boldsymbol{I}}}_1}$ = ${\sigma _\theta } +$ ${\sigma _z}$ + ${\sigma _r}$ ； ${{\mathit{\boldsymbol{J}}}_2}$ =[( ${\sigma _\theta } - {\sigma _z}$ )²+( ${\sigma _\theta } - {\sigma _r}$ )²+( ${\sigma _z} - {\sigma _r}$ )²]/6。 $\alpha$ 和k为D-P准则材料常数，与强度参数c，φ之间存在如下关系： $\alpha$ =2sinφ/[3^0.5(3-sinφ)]；k=6ccosφ/[3^0.5(3-sinφ)]。引入中间主应力系数n来反映 ${\sigma _2}$ 与最小主应力 ${\sigma _3}$ 和最大主应力 ${\sigma _1}$ 之间的关系，并令n=( ${\sigma _2} - {\sigma _3}$ )/( ${\sigma _1} -$ ${\sigma _3}$ )，将n代入 ${{\mathit{\boldsymbol{I}}}_1}$ 与 ${{\mathit{\boldsymbol{J}}}_2}$ 后，再代入式（2），可得到

$f={\sigma }_{\theta }-\frac{N}{M}{\sigma }_{r}-\frac{k}{M}=0\text{ }。$

(3)

式中：M=m- $n\alpha - \alpha$ ；N=m-n $\alpha + 2\alpha$ ；m=[(n²-n+1)/3]^0.5。

如图 2所示，当围岩处于弹性阶段时，黏聚力c、内摩擦角φ、弹性模量E均可以取峰值，将c，φ代入D-P准则，得到材料常数 $\alpha$ 和k后便可以得到弹性阶段的屈服准则表达式；当等效应变的累积值达到产生塑性变形时的临界值时围岩开始进入塑性软化阶段，此时黏聚力、内摩擦角、弹性模量均取软化值c'、φ'、E'，通过c'，φ'求得 $\alpha '$ ，k'后代入式（3）便可得到塑性软化阶段的屈服准则表达式；当围岩进入塑性残余阶段时，黏聚力、内摩擦角、弹性模量均取残余值c"、φ"、E"，通过c"、φ"求得 $\alpha ''$ 、k"后代入式（3）便可得到塑性残余阶段的屈服准则表达式。

图 2 岩体刚度和强度参数随塑性应变的变化规律

Figure 2. Variation of stiffness and strength parameters of rock mass with plastic strain

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1.4 塑性围岩扩容规律

当塑性区内的锚固围岩等效应变小于 $\varepsilon _{\text{b}}^{}$ ε_b时流动法则如式（4）所示，式中η₁为扩容系数。假设岩石塑性变形服从非关联流动法则，令塑性势函数g等于屈服函数f，将f中的内摩擦角φ替换成剪胀角ψ即可得到g的表达式^[16]：

$\varepsilon _r^{\text{p}} + {\eta _1}\varepsilon _\theta ^{\text{p}} = 0 。$

(4)

由塑性位势理论可知

$\text{d}{\varepsilon }_{ij}^{\text{p}}=\text{d}\lambda \frac{\partial g}{\partial {{\boldsymbol{\sigma}} }_{ij}}\text{ }。$

(5)

式中：g为塑性势函数； ${\text{d}}\varepsilon _{ij}^{\text{p}}$ 为塑性应变增量； ${\sigma _{ij}}$ 为应力张量； ${\text{d}}\lambda$ 为与塑性势函数相关联的比例系数，0≤ ${\text{d}}\lambda$ 。

根据式（5）有

$\left. \begin{array}{l}\text{d}{\varepsilon }_{\theta }^{\text{p}}=\text{d}\lambda \frac{\partial {g}_{\text{p}}}{\partial {\sigma }_{\theta }}=\text{d}\lambda \text{ }\text{, }\\ \text{d}{\varepsilon }_{r}^{\text{p}}=\text{d}\lambda \frac{\partial {g}_{\text{p}}}{\partial {\sigma }_{r}}=-\text{d}\lambda \frac{{n}_{\psi }}{{m}_{\psi }}\text{ }。\end{array} \right\}$

(6)

式中： ${m_\psi }$ =(9+3 $\mu _\sigma ^{\text{2}}$ )^0.5-3 ${\alpha _\psi }\mu _\sigma ^{}$ -9 ${\alpha _\psi }$ ； ${n_\psi }$ =(9+3 $\mu _\sigma ^{\text{2}}$ )^0.5-3 ${\alpha _\psi }\mu _\sigma ^{}$ +9 ${\alpha _\psi }$ ； ${\alpha _\psi }$ =sinΨ/[(9+sin2Ψ)^0.5]。

定义扩容系数 ${\eta _1}$ 为最小塑性主应变与最大塑性主应变之比，根据上面推导可以得到 ${\eta _1}$ = ${n_\psi }$ / ${m_\psi }$ 。当塑性区内的部分锚固围岩等效应变大于 $\varepsilon _{\text{b}}^{}$ 时，这部分锚固围岩便进入塑性残余状态，此时考虑扩容的流动法则为

$\varepsilon _r^{\text{b}} + {\eta _2}\varepsilon _\theta ^{\text{b}} = 0 \text{, }$

(7)

式中， ${\eta _2}$ 为塑性残余区的扩容系数，可令 ${\eta _2}$ =1+μ，μ多介于0.3~0.5，因此 ${\eta _2}$ 取1.3~1.5。

2. 洞室围岩弹塑性分析

2.1 基本方程

平衡微分方程（不计体力）为

$\frac{\text{d}{\sigma }_{r}}{\text{d}r}+\frac{{\sigma }_{r}-{\sigma }_{\theta }}{r}=0\text{ }。$

(8)

几何方程为

${\varepsilon _r} = \frac{{{\text{d}}u}}{{{\text{d}}r}};{\varepsilon _\theta } = \frac{u}{r} 。$

(9)

本构方程（平面应变）：

$\left. \begin{array}{c}{\varepsilon }_{r}=\frac{1-{\nu }^{2}}{E}\left({\sigma }_{r}-\frac{\nu }{1-\nu }{\sigma }_{\theta }\right)\text{ }\text{, }\\ {\varepsilon }_{\theta }=\frac{1-{\nu }^{2}}{E}\left({\sigma }_{\theta }-\frac{\nu }{1-\nu }{\sigma }_{r}\right)\text{ }。\end{array} \right\}$

(10)

式中：u为径向位移；r为极径；E为弹性模量； $\nu$ 为泊松比。

2.2 弹性区分析

根据拉梅应力计算公式以及弹性区边界条件：r→∞时， $\sigma _r^{\text{e}}$ =P₀；r=R_p时令 $\sigma _r^{\text{e}}$ =σ_R，满足 $\sigma _\theta ^{}$ + $\sigma _r^{}$ =2P₀，可得非锚固弹性区应力为

$\left. \begin{array}{c}{\sigma }_{r}^{\text{e}}={P}_{0}+\frac{{P}_{0}\text{(}M-N\text{)}-k}{M+N}{\left(\frac{{R}_{\text{p}}}{r}\right)}^{2}\text{ }\text{, }\\ {\sigma }_{\theta }^{\text{e}}={P}_{0}-\frac{{P}_{0}(M-N)-k}{M+N}{\left(\frac{{R}_{\text{p}}}{r}\right)}^{2}\text{ }。\end{array} \right\}$

(11)

由式（11）可得非锚固区与锚固区（r=R_L）处的应力表达式为

$\left. \begin{array}{c}{\sigma }_{r}^{\text{e}}|{}_{r={R}_{\text{L}}}={P}_{0}+\frac{{P}_{0}(M-N)-k}{M+N}{\left(\frac{{R}_{\text{p}}}{{R}_{\text{L}}}\right)}^{2}\text{ }\text{, }\\ {\sigma }_{\theta }^{\text{e}}|{}_{r={R}_{\text{L}}}={P}_{0}-\frac{{P}_{0}(M-N)-k}{M+N}{\left(\frac{{R}_{p}}{{R}_{\text{L}}}\right)}^{2}\text{ }。\end{array} \right\}$

(12)

锚固弹性区围岩可以看成内外受径向应力的圆环，如图 3所示，p₂为锚固区与非锚固区交界处（r=R_L）的径向应力，p₁为弹塑性交界面处（r=R_p）的径向应力，因此锚固围岩应力表达式可以写成^[17]

$\left. \begin{array}{c}{\sigma }_{r}^{\text{e}}=-\frac{A}{{r}^{2}}+C\text{ }\text{, }\\ {\sigma }_{\theta }^{\text{e}}=\frac{A}{{r}^{2}}+C\text{ }。\end{array} \right\}$

(13)

图 3 锚固弹性区受力分析图

Figure 3. Stress analysis diagram of anchored elastic zone

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式中： $A=\frac{\text{(}{\sigma }_{{R}_{\text{L}}}-{\sigma }_{{R}_{\text{p}}}\text{)}{R}_{\text{L}}^{2}\cdot {R}_{\text{p}}^{2}}{{R}_{\text{L}}^{2}-{R}_{\text{p}}^{2}}，C=\frac{{\sigma }_{{R}_{\text{L}}}{R}_{\text{L}}^{\text{2}}-{\sigma }_{{R}_{\text{p}}}{R}_{\text{p}}^{2}}{2\text{(}{R}_{\text{L}}^{2}-{R}_{\text{p}}^{2}\text{)}}$ 。

此处，求 ${\sigma _{{R_{\text{L}}}}}$ 时采用的强度参数为非锚固围岩的强度参数，求 ${\sigma _{{R_{\text{p}}}}}$ 时采用的强度参数为锚固围岩的强度参数。

根据本构方程，减去应力分量中的原岩应力成分后，由式（10），（13）可得锚固围岩弹性区应变分布为

$\left. \begin{array}{l}{\varepsilon }_{r}^{\text{e}}=\frac{1+\nu }{E}\left[-\frac{A}{{r}^{2}}+(2C-{P}_{0})\cdot (1-2\nu )\right]\text{ }\text{, }\\ {\varepsilon }_{\theta }^{\text{e}}=\frac{1+\nu }{E}\left[\frac{A}{{r}^{2}}+(2C-{P}_{0})\cdot (1-2\nu )\right]\text{ }。\text{ }\end{array} \right\}$

(14)

根据几何方程及式（14）可以得到锚固弹性区内围岩的位移量为

$u_r^{\text{e}} = \frac{{1 + \nu }}{E}\left[ {\frac{A}{r} + (2C - {P_0}) \cdot (1 - 2\nu )r} \right] 。$

(15)

2.3 塑性区分析

（1）塑性软化区

当等效应变大于 $\varepsilon _{}^{\text{p}}$ 且小于 $\varepsilon _{}^{\text{b}}$ 时锚固围岩进入塑性软化阶段，此时塑性软化区内总应变为 $\varepsilon _r^{}$ = ${(\varepsilon _r^{\text{e}})_{r{\text{ = }}{R_{\text{p}}}}}$ + $\varepsilon _r^{\text{p}}$ ； $\varepsilon _\theta ^{}$ = ${(\varepsilon _\theta ^{\text{e}})_{r{\text{ = }}{R_{\text{p}}}}}$ + $\varepsilon _\theta ^{\text{p}}$ 。根据式（4），（14）可以得到塑性软化区的位移协调方程为

$\frac{{{\text{d}}u}}{{{\text{d}}r}} + {\eta _1}\frac{u}{r} = \varepsilon _r^{\text{e}}\left| {_{r = {R_{\text{p}}}}} \right. + {\eta _1}\varepsilon _\theta ^{\text{e}}\left| {_{r = {R_{\text{p}}}}} \right. 。$

(16)

解式（16）微分方程，并利用边界条件r=R_p时u=[(1+ $\nu$ )/E][(A/R_p)+(2C-P₀)(1-2 $\nu$ )R_p]可以得到锚固围岩塑性软化区位移为

$\begin{array}{l} u_r^{\text{p}} = \frac{{1 + \nu }}{E} \cdot \frac{2}{{{\eta _1} + 1}} \cdot \frac{A}{{R_{\text{p}}^2}} \cdot r \times {\left( {\frac{{{R_{\text{p}}}}}{r}} \right)^{{\eta _1} + 1}} + \\ \ \ \ \ \ \frac{{1 + \nu }}{E}\left( {\frac{{{\eta _1} - 1}}{{{\eta _1} + 1}} \cdot \frac{A}{{R_{\text{p}}^{\text{2}}}} + (2C - {P_0})(1 - 2\nu )} \right) \cdot r 。 \end{array}$

(17)

根据式（17），（9）可以得到塑性软化区应变为

$\begin{array}{l} \varepsilon _r^{\text{p}} = - {\eta _1}\frac{{1 + \nu }}{E} \cdot \frac{2}{{{\eta _1} + 1}} \cdot \frac{A}{{R_{\text{p}}^{\text{2}}}} \cdot {\left( {\frac{{{R_{\text{p}}}}}{r}} \right)^{{\eta _1} + 1}} +\\ \ \ \ \ \ \frac{{1 + \nu }}{E}\left( {\frac{{{\eta _1} - 1}}{{{\eta _1} + 1}} \cdot \frac{A}{{R_{\text{p}}^{\text{2}}}} + (2C - {P_0})(1 - 2\nu )} \right) \text{, } \end{array}$

(18a)

$\begin{array}{l} \varepsilon _\theta ^{p} = \frac{{1 + \nu }}{E} \cdot \frac{2}{{{\eta _1} + 1}} \cdot \frac{A}{{R_{\text{p}}^{\text{2}}}} \cdot {\left( {\frac{{{R_{\text{p}}}}}{r}} \right)^{{\eta _1} + 1}} + \\ \ \ \ \ \ \frac{{1 + \nu }}{E}\left( {\frac{{{\eta _1} - 1}}{{{\eta _1} + 1}} \cdot \frac{A}{{R_{\text{p}}^{\text{2}}}} + (2C - {P_0})(1 - 2\nu )} \right) 。 \end{array}$

(18b)

软化区内围岩应力满足式（8）及式（3），联立两式及边界条件r=R_p时 $\sigma _R^{p}$ = $\sigma _R^{\text{e}}$ ，可得软化区应力计算公式为

$\sigma _r^{\text{p}} = \left( {\frac{{2M'{P_0} - k}}{{M' + N'}} - \frac{{k'}}{{M' - N'}}} \right) \cdot {\left( {\frac{{{R_{\text{p}}}}}{r}} \right)^{\frac{{M' - N'}}{{M'}}}} + \frac{{k'}}{{M' - N'}} \text{, }$

(19a)

$\sigma _\theta ^{\text{p}} = \frac{{N'}}{{M'}}\left[ {\frac{{2M'{P_0} - k}}{{M' + N'}} - \frac{{k'}}{{M' - N'}}} \right] \cdot {\left( {\frac{{{R_{\text{p}}}}}{r}} \right)^{\frac{{M' - N'}}{{M'}}}} + \frac{{k'}}{{M' - N'}} 。$

(19b)

（2）塑性残余区

当等效应变大于 $\varepsilon _{\text{b}}^{}$ 时锚固围岩进入塑性残余阶段，此时的锚固围岩满足式（8）及式（3），联立两式及边界条件r=R₀时 $\sigma _r^{\text{b}}$ = ${p_i}$ 可以得到破碎区应力为

$\sigma _r^{\text{b}} = \left( {{p_i} - \frac{{k''}}{{M'' - N''}}} \right) \cdot {\left( {\frac{{{R_0}}}{r}} \right)^{\frac{{M'' - N''}}{{M''}}}} + \frac{{k''}}{{M'' - N''}} \text{, }$

(20a)

$\sigma _r^{\text{b}} = \frac{{N''}}{{M''}}\left( {{p_i} - \frac{{k''}}{{M'' - N''}}} \right) \cdot {\left( {\frac{{{R_0}}}{r}} \right)^{\frac{{M'' - N''}}{{M''}}}} + \frac{{k''}}{{M'' - N''}} 。$

(20b)

锚固围岩塑性残余区总应变为 $\varepsilon _r^{\text{b}}$ = ${(\varepsilon _r^{\text{p}})_{r{\text{ = }}{R_{\text{b}}}}} + \varepsilon _r^{\text{b}}$ ， $\varepsilon _\theta ^{\text{b}}$ = ${(\varepsilon _\theta ^{\text{p}})_{r{\text{ = }}{R_{\text{b}}}}} + \varepsilon _\theta ^{\text{b}}$ 。根据式（7），（18）有

$\frac{{{\text{d}}u}}{{{\text{d}}r}} + {\eta _2}\frac{u}{r} = \varepsilon _r^{\text{p}}\left| {_{r = {R_{\text{b}}}}} \right. + {\eta _2}\varepsilon _\theta ^{\text{p}}\left| {_{r = {R_{\text{b}}}}} \right. 。$

(21)

解式（21）微分方程，并且利用r=R_b时的边界条件可以得到软化区位移为

$u_r^{\text{b}} = \frac{{{\eta _1} + 1}}{{{\eta _2} + 1}}{S_1} \cdot r{\left( {\frac{{{R_{\text{b}}}}}{r}} \right)^{{\eta _2} + 1}} + \left( {\frac{{{\eta _2} - {\eta _1}}}{{{\eta _2} + 1}}{S_1} + {S_2}} \right) \cdot r 。$

(22)

式中，

${S_1} = \frac{{1 + \nu }}{{E''}} \cdot \frac{2}{{{\eta _1} + 1}} \cdot {\left( {\frac{{{R_{\text{p}}}}}{{{R_{\text{b}}}}}} \right)^{{\eta _1} + 1}} \text{, }$

${S_2} = \frac{{1 + \nu }}{{E''}}\left[ {\frac{{{\eta _1} - 1}}{{{\eta _1} + 1}} \cdot \frac{A}{{R_{\text{p}}^{\text{2}}}} + (2C - {P_0})(1 - 2\nu )} \right] 。$

2.4 软化区和残余区半径

当r= ${R_{\text{b}}}$ 时， $\sigma _r^{p}$ = $\sigma _r^b$ ，联立软化区与残余区的径向应力公式可得

${R}_{\text{p}}={R}_{0}\cdot {\left\{\frac{\left[{p}_{i}-{k}^{″}/({M}^{″}-{N}^{″})\right]}{(2{M}^{″}{P}_{0}-{k}^{″})/({M}^{″}+{N}^{″})-{k}^{″}/({M}^{″}-{N}^{″})}\right\}}^{\frac{{M}^{″}}{{M}^{″}-{N}^{″}}}。$

(23)

根据式（18），（23）可以求得塑性区内的塑性应变量，联立塑性软化区c'的求解公式可以得到塑性软化区内强度参数的软化值。当r=R_b时，软化区的锚固围岩强度参数软化至残余强度参数，此时可以得到

$c' = {c_0} - {M_{\text{c}}}\left( {\varepsilon _\theta ^{\text{p}}\left| {_{{R_{\text{p}}} \leqslant r \leqslant {R_{\text{b}}}}} \right. - \varepsilon _\theta ^{\text{e}}\left| {_{r = {R_{\text{p}}}}} \right.} \right) \text{, }$

(24a)

$\varphi ' = {\varphi _0} - {M_\varphi }\left( {\varepsilon _\theta ^{\text{p}}\left| {_{{R_{\text{p}}} \leqslant r \leqslant {R_{\text{b}}}}} \right. - \varepsilon _\theta ^{\text{e}}\left| {_{r = {R_{\text{p}}}}} \right.} \right) 。$

(24b)

根据式（24）便可以求出塑性残余区半径：

${R_{\text{b}}} = {R_{\text{p}}}/{\left\{ {\frac{{({c_0} - {{c''}_{s} })({\eta _1} + 1)E'' \cdot R_{\text{p}}^2}}{{2A{M_{\text{c}}} \cdot (1 + \nu )}} + 1} \right\}^{\frac{1}{{{\eta _1} + 1}}}} 。$

(25)

3. 算例验证与参数分析

3.1 算例验证

采用FLAC^3D有限差分软件对理论公式进行验证，数值计算模型如图 4所示，模型尺寸为90 m×90 m×5 m，计算过程中围岩采用应变软化模型，参数如表 1所示。锚杆长度为5 m，纵向、环向间距均为1.2 m，计算过程中将锚杆对围岩的加固作用看作是对围岩刚度及强度参数的提高，按式（1）进行计算。

图 4 模型示意图

Figure 4. Schematic diagram of the model

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表 1 围岩计算参数

Table 1. Parameters for surrounding rock

状态	弹性模量E/MPa	黏聚力c/MPa	内摩擦角φ/(°)	泊松比 $\nu$	黏聚力软化模量M_c/MPa	内摩擦角软化模量M_c/(°)	支护反力p_i/MPa	原岩应力P₀/MPa
初始值	2000	4	35
残余值	1000	1.6	20	0.2	400	1800	0.8	15

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根据围岩残余强度参数的不同取值分为4种工况，计算结果如表 2，图 5所示。由表 2中的数据可知当残余强度取值越小时得到的塑性区半径及洞壁位移均越大。4种工况下理论计算结果均略大于数值模拟计算结果，但基本吻合，其中工况一时通过理论计算、数值计算得到的洞壁位移均在0.05 m左右，工况四时通过理论计算、数值计算得到的洞壁位移均在0.22 m左右。

表 2 理论解与数值解计算结果对比

Table 2. Comparison between theoretical and numerical solutions

工况		工况一		工况二		工况三		工况四
围岩残余强度参数		c"/MPa	φ"/(°)	c"/MPa	φ"/(°)	c"/MPa	φ"/(°)	c"/MPa	φ"/(°)
围岩残余强度参数		4	35	3.2	30	2.4	25	1.6	20
R_p/R₀	本文解	1.164		1.264		1.540		1.855
R_p/R₀	FLAC-3D	1.163		1.261		1.538		1.850
洞壁位移u/m	本文解	0.052		0.091		0.159		0.223
洞壁位移u/m	FLAC-3D	0.050		0.088		0.157		0.214

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图 5 FLAC计算洞壁位移

Figure 5. Calculated wall displacements by FLAC

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3.2 中间主应力对R_p，R_b，及u的影响

图 6为中间主应力系数n对R_p/R₀、R_b/R₀的影响分析，由图中曲线可知中间主应力系数n为0时R_p/R₀，R_b/R₀的值最大，此时R_p/R₀等于2.16，R_b/R₀=1.81。随着n的逐渐增大R_p/R₀，R_b/R₀均产生一定程度的降低，当n达到0.7~0.8时R_p/R₀，R_b/R₀均达到最低值，此时R_p/R₀=1.38，R_b/R₀=1.11。此后n从0.8增大到1.0时R_p/R₀与R_b/R₀均有一定程度的增长，但增长幅值较小，图 6中数据显示n等于1.0时R_p/R₀与R_b/R₀分别为1.43，1.15。此外从图 6中数据可以看出n从0增大到1的过程中，残余区范围占塑性区范围的比重变化不大，均在15%左右。

图 6 中间主应力系数n对R_p/R₀、R_b/R₀的影响

Figure 6. Influences of intermediate principal stress coefficient n on R_p/R₀ and R_b/R₀

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图 7为中间主应力系数n对洞壁（r=R₀）位移u的影响分析。由图 7中曲线可知中间主应力系数n为0时洞壁位移值u最大，达到0.223 m，此后随着中间主应力系数n的逐渐增大u快速下降，当n达到0.7~0.8时洞壁位移值u达到最小值，此时u等于0.07 m。此后n从0.8增大到1.0的过程中洞壁位移值有一定程度的增长，图 7中数据显示n=1.0时，u=0.075 m。

图 7 中间主应力系数n对洞壁位移u的影响

Figure 7. Influences of intermediate principal stress coefficient n on wall displacement u

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3.3 残余黏聚力c"、残余内摩擦角φ"对R_p，R_b及u的影响

图 8为残余黏聚力c"取不同值时对R_p/R₀、R_b/R₀的影响分析。由图 8中曲线可知残余黏聚力c"取值越小时得到的塑性软化区范围、塑性残余区范围越大，当c"取值较小时曲线c"-R_p/R₀与曲线c"-R_b/R₀的斜率越大，即c"取值较小时相同增量的Δc得到的ΔR_p/R₀，ΔR_b/R₀会更大。黏聚力软化模量M_c的取值对R_p/R₀无影响，但会对R_b/R₀产生较大影响，同一c"对应的M_c值越大时得到的R_b/R₀越大，以图 8中数据为例，黏聚力软化模量每增大100 MPa时塑性残余区半径便会增加0.5 m左右。

图 8 残余黏聚力c"对R_p/R₀、R_b/R₀的影响

Figure 8. Influences of residual cohesion c on R_p/R₀ and R_b/R₀

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图 9为残余黏聚力c"取不同值时对洞壁位移u的影响分析。由图 9中数据可以看出M_c取值大小对洞壁位移u无影响，但黏聚力残余值的大小对洞壁位移u的影响较大，c"取1.6 MPa时，洞壁位移u为0.075 m，此后随着c"的逐渐增大，洞壁位移逐渐减小。

图 9 残余黏聚力c"对洞壁位移u的影响

Figure 9. Influences of residual cohesion c on tunnel wall displacement u

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图 10为残余内摩擦角φ"取不同值时对R_p/R₀、R_b/R₀的影响分析。由图 10中曲线可知残余内摩擦角φ"取值越小时得到的塑性软化区范围、塑性残余区范围越大，当φ"取值较小时曲线c"-R_p/R₀与曲线c"-R_b/R₀的斜率越大，即当φ"取值越小时相同增量的Δφ得到的ΔR_p/R₀，ΔR_b/R₀会更大。此外，内摩擦角软化模量M_φ的取值对R_p/R₀无影响，对R_b/R₀影响较大，当M_φ取值越大时得到的R_b/R₀越大。

图 10 残余内摩擦角φ"对R_p/R₀、R_b/R₀的影响

Figure 10. Influences of residual internal friction angle φ on R_p/R₀ and R_b/R₀

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图 11为残余内摩擦角φ"取不同值时对洞壁位移u的影响分析。由图 11中曲线可知，M_φ的取值大小对洞壁位移u无影响，残余内摩擦角φ"越小时洞壁位移u的值越大，残余内摩擦角φ"从30°降低至25°时洞壁位移u增大了0.009 m，残余内摩擦角φ"从25°降低至20°时洞壁位移u增大了0.029 m。由此可以看出残余内摩擦角的取值对围岩变形至关重要。

图 11 残余内摩擦角

$\varphi ''$ 对洞壁位移u的影响

Figure 11. Influences of residual internal friction Angle

$\varphi ''$ on wall displacement u

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3.4 残余弹性模量E"对R_p，R_b，及u的影响

图 12为复合岩体残余弹性模量E"对R_p/R₀，R_b/R₀的影响分析。由图 12中曲线可知E"的取值对R_p/R₀没有影响，但E"的取值对R_b/R₀会产生较大影响。由图中数据可以看出当E"取2000 MPa时R_p/R₀等于1.025，当E"取1200 MPa时R_p/R₀等于1.161，两者相比锚固塑性残余区增大了12%；当E"等于600 MPa时的R_p/R₀与E"等于1200 MPa时相比，弹性模量降低了60%，锚固塑性残余区增大了25%。

图 12 残余弹性模量E"对R_p/R₀，R_b/R₀的影响

Figure 12. Influences of residual elastic modulus E on R_p/R₀ and R_b/R₀

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图 13为复合岩体残余弹性模量E"对洞壁位移u的影响，由式（22）计算可知，当E"取2000 MPa时u等于0.076 m，当E"等于1000 MPa时u等于0.155 m，可以看出考虑弹性模量的劣化得到的洞壁位移u比没有考虑弹性模量的劣化得到的洞壁位移u要大，此外此外E"从1000 MPa降低到600 MPa时，洞壁位移u又有一定程度的下降，当E"等于400 MPa时u达到0.251 m。

图 13 残余弹性模量E"对洞壁位移u的影响

Figure 13. Influences of residual elastic modulus E" on wall displacement u

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3.5 锚杆与p_i协调作用对围岩R_p，R_b，u的控制效果

，为锚杆与支护抗力 ${p_{\text{i}}}$ 协调作用下对围岩塑性区的控制效果，本小节分析时锚杆纵向间距取1.2 m，对横向间距取不同值时的工况进行对比。由图 14，15中曲线可知同一支护阻力条件下锚杆横向间距从2.0 m下降到1.2 m时锚固塑性软化区半径、锚固塑性残余区半径分别下降了0.38，0.47 m；锚杆间距从1.2 m下降到0.8 m时锚固塑性软化区半径、锚固塑性残余区半径分别下降了0.57，0.63 m左右，因此在对围岩锚固时建议将锚杆间距控制在1.2 m以内，可以使得锚固效果更明显。同一锚杆间距时适当增大支护阻力有利于控制锚固软化区、锚固残余区范围的扩大。以锚杆纵、横向间距为1.2 m为例，支护抗力从0.6 MPa增大到1.4 MPa时锚固塑性软化区半径、锚固残余区半径分别下降了0.60，0.50 m左右。此外，从图 14，15中还可以看出增大相同的支护抗力Δp_i时，锚杆间距越小时对锚固塑性软化区、锚固塑性残余区的控制效果越好。

图 14 锚杆与支护阻力

${p_{\text{i}}}$ 协调作用对R_p/R₀的影响

Figure 14. Influences of coordination between bolt and support resistance

${p_{\text{i}}}$ on R_p/R₀

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图 15 锚杆与支护阻力

${p_{\text{i}}}$ 协调作用对R_b/R₀的影响

Figure 15. Influences of coordination between bolt and support resistance

${p_{\text{i}}}$ on R_b/R₀

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为锚杆与支护阻力 ${p_{\text{i}}}$ 协调作用下的洞壁围岩位移u，分析时锚杆纵向间距取1.2 m，对横向间距取不同值时的工况进行对比。由图中数据可知当锚杆间距一定时支护阻力 ${p_{\text{i}}}$ 越大，洞壁位移u越小；支护阻力 ${p_{\text{i}}}$ 一定时锚杆间距越小对洞壁位移的控制效果越好。当锚杆间距较大时，增大一定程度的支护阻力会有效控制围岩变形，以锚杆间距2 m为例，支护阻力从0.6 MPa增大到1.2 MPa后，洞壁围岩变形下降了20%，以锚杆横向间距取0.8 m为例，支护阻力从0.6 MPa增大到1.2 MPa后，洞壁围岩变形只下降了11%。因此在控制围岩变形时，需要协调锚杆间距与支护抗力的作用，以此来达到控制变形的效果。

图 16 锚杆与支护阻力

${p_{\text{i}}}$ 协调作用下的洞壁位移u

Figure 16. Wall displacements u under coordinated action of bolt and supporting resistance

${p_{\text{i}}}$

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4. 结论

本文基于D-P屈服准则得到了考虑刚度与强度同时劣化的深埋圆形洞室锚固围岩弹塑性解，借助FLAC^3D有限差分软件验证了该方法的可靠性，并对相关影响因素进行具体分析，得出以下4点结论。

（1）对洞室锚固围岩进行弹塑性分析时适当考虑刚度参数的劣化后，得到的塑性区残余区分布范围与围岩变形量更符合实际。

（2）适当考虑围岩中间主应力的作用后得到的塑性软化区半径R_p、塑性残余区半径R_b、洞壁位移u均有较明显的下降。

（3）残余黏聚力c"、残余内摩擦角φ"、残余弹性模量E"、黏聚力软化模量M_c、内摩擦角软化模量M_φ的取值对塑性软化区半径R_p无影响，对塑性残余区半径R_b、洞壁位移u的影响较大，当c"、φ"、E"取值越小时得到的R_b、u越大，当M_c、M_φ取值越大时得到的R_b、u越大。

（4）系统锚杆与支护阻力 ${p_{\text{i}}}$ 协调作用下可以有效控制塑性残余区范围及围岩变形，建议将锚杆间距控制在1.2 m以内，当支护阻力一定时适当缩小锚杆间距可有效降低围岩变形量。

图 1 非饱和盐渍黏土的一维压缩试验结果

Figure 1. One-dimensional compression test results of unsaturated saline clay

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图 2 非饱和盐渍黏土在压缩过程中体积应变的变化情况

Figure 2. Change in volume strain of unsaturated saline clay during compression process

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图 3 不同含水和含盐条件下试样的吸力

Figure 3. Suctions of samples under different water and salt contents

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图 4 非饱和盐渍黏土物理化学作用应力依赖性的示意图

Figure 4. Schematic of stress dependence of physicochemical interaction of unsaturated saline clay

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图 5 压缩指数随基质吸力和渗透吸力的变化规律

Figure 5. Variation of compression index with matric suction and osmotic suction

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图 6 非饱和盐渍黏土物理化学作用的应力依赖性分析

Figure 6. Analysis of stress dependence of physicochemical interaction of unsaturated saline clay

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不同应力水平下 ${C_{\text{a}}}/{C_{\text{c}}}$ 与渗透吸力和基质吸力的关系

Relationship among ${C_{\text{a}}}/{C_{\text{c}}}$ , osmotic suction and matric suction at different stress levels

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图 8 拟合参数随竖向应力的变化规律

Figure 8. Variation of fitting parameters with vertical stress

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图 9 屈服应力随基质吸力和渗透吸力的变化规律

Figure 9. Variation of yield stress with matric suction and osmotic suction

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图 10 非饱和盐渍黏土的LC屈服曲线

Figure 10. LC yield curves of unsaturated saline clay

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表 1 试验用土中易溶盐的离子种类和含量

Table 1 Ion species and contents of soluble salts in experimental soil

阳离子/%					阴离子/%			总含盐量/%	pH值
${{\text{K}}^ + }$	${\text{N}}{{\text{a}}^ + }$	${\text{M}}{{\text{g}}^{2 + }}$	${\text{G}}{{\text{a}}^{2 + }}$	${\text{CO}}_3^{2 - }$	${\text{HCO}}_3^ -$	${\text{SO}}_4^{2 - }$	${\text{C}}{{\text{l}}^ - }$	总含盐量/%	pH值
0.0113	0.4470	0.0481	0.0546	—	0.0235	0.3222	0.0912	1.0	7.47

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表 2 不同基质吸力和渗透吸力下的次固结系数

Table 2 Secondary consolidation coefficients under different conditions of matric suction and osmotic suction

s = 0 kPa		s = 50 kPa						s = 100 kPa		s = 200 kPa
π = 457 kPa		π = 457 kPa		π = 5630 kPa		π = 5902 kPa		π = 457 kPa		π = 457 kPa		π = 5630 kPa		π = 5902 kPa
σ/kPa	C_a×10²	σ/kPa	C_a×10²	σ/kPa	C_a×10²	σ/kPa	C_a×10²	σ/kPa	C_a×10²	σ/kPa	C_a×10²	σ/kPa	C_a×10²	σ/kPa	C_a×10²
100	0.1165	100	0.1165	100	0.0764	97	0.0872	101	0.1156	97	0.1161	99	0.0792	97	0.1126
200	0.1685	200	0.1222	200	0.1650	201	0.1676	194	0.1160	194	0.1141	200	0.1451	201	0.1540
300	0.2186	300	0.1318	300	0.1555	291	0.1657	291	0.1220	291	0.1140	300	0.1669	291	0.1673
400	0.2184	401	0.1755	400	0.2141	388	0.2339	387	0.1625	388	0.1159	400	0.1256	387	0.1675
600	0.2672	601	0.1959	600	0.2644	581	0.2626	581	0.1739	581	0.1645	599	0.2098	581	0.2201
800	0.2911	802	0.2645	800	0.3076	775	0.3529	775	0.2040	775	0.1744	800	0.2511	774	0.2722
1000	0.3623	1003	0.3075	1001	0.3952	969	0.4083	969	0.2915	969	0.2510	1000	0.3028	968	0.3217

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参考文献(34)

[1]	张莎莎, 谢山杰, 杨晓华, 等. 火山灰改良粗粒硫酸盐渍土路基填料及其作用机理研究[J]. 岩土工程学报, 2019, 41(3): 588-594. doi: 10.11779/CJGE201903023 ZHANG Shasha, XIE Shanjie, YANG Xiaohua, et al. Action mechanism of coarse particle sulfate soil subgrade modified by volcanic ash[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2019, 41(3): 588-594. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE201903023
[2]	ZHANG Y, YE W M, CHEN B, et al. Desiccation of NaCl-contaminated soil of earthen heritages in the Site of Yar City, northwest China[J]. Applied Clay Science, 2016, 124-125: 1-10. doi: 10.1016/j.clay.2016.01.047
[3]	LU N, GODT J W, WU D T. A closed‐form equation for effective stress in unsaturated soil[J]. Water Resources Research, 2010, 46(5): W05515.
[4]	YAO CQ, CHEN P, MA TT, et al. Physicochemical effect on shear strength characteristics of clayey soils based on ring-shear experiment[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2020, 57(12): 1820-1831. doi: 10.1139/cgj-2019-0513
[5]	陈云敏. 环境土工基本理论及工程应用[J]. 岩土工程学报, 2014, 36(1): 1-46. doi: 10.11779/CJGE201401001 CHEN Yunmin. A fundamental theory of environmental geotechnics and its application[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2014, 36(1): 1-46. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE201401001
[6]	THYAGARAJ T, DAS A P. Physico-chemical effects on collapse behaviour of compacted red soil[J]. Géotechnique, 2017, 67(7): 559-571. doi: 10.1680/jgeot.15.P.240
[7]	孙重初. 酸液对红粘土物理力学性质的影响[J]. 岩土工程学报, 1989, 11(4): 89-93. http://cge.nhri.cn/cn/article/id/9296 SUN Zhongchu. The effect of acidizing fluid on the physico mechanical properties of red clay[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 1989, 11(4): 89-93. (in Chinese) http://cge.nhri.cn/cn/article/id/9296
[8]	陈声凯, 凌建明, 罗志刚. 路基土回弹模量应力依赖性分析及预估模型[J]. 土木工程学报, 2007, 40(6): 95-99, 104. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TMGC200706018.htm CHEN Shengkai, LING Jianming, LUO Zhigang. Stress-dependent characteristics and prediction model of the resilient modulus of subgrade soils[J]. China Civil Engineering Journal, 2007, 40(6): 95-99, 104. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TMGC200706018.htm
[9]	弋晓明, 李术才, 王松根, 等. 非饱和粉土回弹模量的应力依赖性与水敏感性耦合分析[J]. 山东大学学报(工学版), 2013, 43(2): 84-88, 110. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SDGY201302015.htm YI Xiaoming, LI Shucai, WANG Songgen, et al. Coupling analysis of stress dependence and water sensitivity for the resilient modulus of unsaturated silt soil[J]. Journal of Shandong University (Engineering Science), 2013, 43(2): 84-88, 110. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SDGY201302015.htm
[10]	SUN D A, SHENG D C, CUI H B, et al. A density-dependent elastoplastic hydro-mechanical model for unsaturated compacted soils[J]. International Journal for Numerical & Analytical Methods in Geomechanics, 2010, 31(11): 1257-1279.
[11]	XU X T, JIAN W B, WU N S, et al. Void ratio-dependent water retention model for a deformable residual clay[J]. International Journal of Geomechanics, 2020, 20(8): 04020131-1. doi: 10.1061/(ASCE)GM.1943-5622.0001773
[12]	CUI Y J, DELAGE P. Yielding and plastic behaviour of an unsaturated compacted silt[J]. Géotechnique, 1996, 46(2): 291-311. doi: 10.1680/geot.1996.46.2.291
[13]	RAMPINO C, MANCUSO C, VINALE F. Experimental behaviour and modelling of an unsaturated compacted soil[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2000, 37(4): 748-763. doi: 10.1139/t00-004
[14]	高登辉, 陈正汉, 郭楠, 等. 干密度和基质吸力对重塑非饱和黄土变形与强度特性的影响[J]. 岩石力学与工程学报, 2017, 36(3): 736-744. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201703023.htm GUO Denghui, CHEN Zhnghan, HUO Nan, et al. The influence of dry density and matric suction on the deformation and the strength characteristics of the remolded unsaturated loess soils[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2017, 36(3): 736-744. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201703023.htm
[15]	DI MAIO C, SANTOLI L, SCHIAVONE P. Volume change behaviour of clays: the influence of mineral composition, pore fluid composition and stress state[J]. Mechanics of Materials, 2004, 36(5/6): 435-451.
[16]	张彤炜, 邓永锋, 刘松玉, 等. 渗透吸力对重塑黏土的压缩和渗透特性影响的试验研究[J]. 岩土工程学报, 2014, 36(12): 2260-2266. doi: 10.11779/CJGE201412014 ZHANG Tongwei, DENG Yongfeng, LIU Songyu, et al. Experimental investigation of osmotic suction effect on hydro-mechanical behaviour of remolded clay[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2014, 36(12): 2260-2266. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE201412014
[17]	WITTEVEEN P, FERRARI A, LALOUI L. An experimental and constitutive investigation on the chemo-mechanical behaviour of a clay[J]. Géotechnique, 2013, 63(3): 244-255. doi: 10.1680/geot.SIP13.P.027
[18]	颜荣涛, 赵续月, 于明波, 等. 盐溶液饱和黏土的等向压缩特性[J]. 岩土力学, 2018, 39(1): 129-138. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201801017.htm YAN Rongtao, ZHAO Xuyue, YU Mingbo, et al. Isotropic compression characteristics of clayey soil saturated by salty solution[J]. Rock and Soil Mechanics, 2018, 39(1): 129-138. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201801017.htm
[19]	周凤玺, 王立业, 赖远明. 饱和盐渍土的一维蠕变试验与模型研究[J]. 岩土工程学报, 2020, 42(1): 142-149. doi: 10.11779/CJGE202001016 ZHOU Fengxi, WANG Liye, LAI Yuanming. One-dimensional creep tests and model studies on saturated saline soil[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2020, 42(1): 142-149. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE202001016
[20]	王立业, 周凤玺, 秦虎. 饱和盐渍土分数阶蠕变模型及试验研究[J]. 岩土力学, 2020, 41(2): 543-551. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX202002026.htm WANG Liye, ZHOU Fengxi, QIN Hu. Fractional creep model and experimental study of saturated saline soil[J]. Rock and Soil Mechanics, 2020, 41(2): 543-551. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX202002026.htm
[21]	ALONSO E E, GENS A, JOSA A. A constitutive model for partially saturated soils[J]. Géotechnique, 1990, 40(3): 405-430. doi: 10.1680/geot.1990.40.3.405
[22]	陈正汉, 扈胜霞, 孙树国, 等. 非饱和土固结仪和直剪仪的研制及应用[J]. 岩土工程学报, 2004, 26(2): 161-166. http://cge.nhri.cn/cn/article/id/11362 CHEN Zhenghan, HU Shengxia, SUN Shuguo, et al. Development & application of consolidation apparatus and direct shear apparatus for unsaturated soils[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2004, 26(2): 161-166. (in Chinese) http://cge.nhri.cn/cn/article/id/11362
[23]	陈正汉. 重塑非饱和黄土的变形、强度、屈服和水量变化特性[J]. 岩土工程学报, 1999, 21(1): 82-90. http://cge.nhri.cn/cn/article/id/10260 CHEN Zhenghan. Deformation, strength, yield and moisture change of a remolded unsaturated loess[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 1999, 21(1): 82-90. (in Chinese) http://cge.nhri.cn/cn/article/id/10260
[24]	THYAGARAJ T, THOMAS S R, DAS A P. Physico -chemical effects on shrinkage behavior of compacted expansive clay[J]. International Journal of Geomechanics, 2017, 17(2): 06016013. doi: 10.1061/(ASCE)GM.1943-5622.0000698
[25]	LEONG E, RAHARDJO H, HE L. Factors affecting the filter paper method for total and matric suction measurements[J]. Geotechnical Testing Journal, 2002, 25(3): 8198.
[26]	SHENG D C. Review of fundamental principles in modelling unsaturated soil behaviour[J]. Computers and Geotechnics, 2011, 38(6): 757-776. doi: 10.1016/j.compgeo.2011.05.002
[27]	RAMPINO C, MANCUSO C, VINALE F. Laboratory testing on an unsaturated soil: equipment, procedures, and first experimental results[J]. Canadian Geotechnical Journal, 1999, 36(1): 1-12. doi: 10.1139/t98-093
[28]	LU N, LIKOS W J. Suction stress characteristic curve for unsaturated soil[J]. Journal of Geotechnical & Geoenvironmental Engineering, 2006, 132(2): 131-142.
[29]	周凤玺, 王立业, 赖远明. 饱和盐渍土渗透吸力的回顾及研究[J]. 岩土工程学报, 2020, 42(7): 1199-1210. doi: 10.11779/CJGE202007003 ZHOU Fengxi, WANG Liye, LAI Yuanming. Review and research on osmotic suction of saturated saline soils[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2020, 42(7): 1199-1210. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE202007003
[30]	PHILIP J R. Unitary approach to capillary condensation and adsorption[J]. Journal of Chemical Physics, 1977, 66(11): 5069-5075. doi: 10.1063/1.433814
[31]	LU N, ZHANG C. Soil Sorptive Potential: Concept, Theory, and Verification[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2018, 145(4): 04019006.
[32]	赵建斌, 申俊敏, 张艳聪. 考虑土体应力依赖性的水泥混凝土路面基层力学响应研究[J]. 公路, 2014, 59(12): 54-58. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-GLGL201412012.htm ZHAO Jianbin, SHEN Junmin, ZHANG Yancong. Research on mechanical responses of the base for cement concrete pavement considering stress dependence of subgrade[J]. Highway, 2014, 59(12): 54-58. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-GLGL201412012.htm
[33]	KONG L M, YAO Y P, QI J L. Modeling the combined effect of time and temperature on normally consolidated and overconsolidated clays[J]. Acta Geotechnica, 2020, 15(3): 2451-2471.
[34]	MESRI G, GODLEWSKI P M. Time and stress-compressibility interrelationship[J]. Journal of the Geotechnical Engineering Division, 1977, 103(5): 417-430. doi: 10.1061/AJGEB6.0000421