浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2019, 53(9): 1689-1696 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2019.09.007

土木与建筑工程

人工制备土的结构性及其对应变局部化的影响

凌道盛,, 李奖, 王文军,, 胡成宝

Structure of artificial soils and its influence on strain localization

LING Dao-sheng,, LI Jiang, WANG Wen-jun,, HU Cheng-bao

通讯作者: 王文军，男，副教授. orcid.org/ 0000-0003-2894-8840. E-mail： wwjcumt@nit.zju.edu.cn

收稿日期: 2018-07-30  

Received: 2018-07-30  

作者简介 About authors

凌道盛(1968—)，男，教授，博导，从事计算土力学与实验土力学研究.orcid.org/0000-0002-0604-1175.E-mail：dsling@zju.edu.cn , E-mail：dsling@zju.edu.cn

摘要

采用人工制备土方法和固结不排水(CU)剪三轴试验开展研究. 通过在宁波滨海粉质黏土中加入少量水泥和盐粒构造多组结构性强弱不同的人工结构性土，固结不排水剪三轴试验结果表明：水泥掺量为2%的试样的结构性与宁波原状粉质黏土最为接近，达到了利用人工制备结构性土来模拟原状土的效果. 随着水泥掺量的增加，人工结构性土的有效黏聚力近似呈指数形式增长，有效内摩擦角没有明显变化，初始变形模量增大. 在相同围压下，随着土体结构性的增强，试样更易发生应变局部化并出现剪切带破坏；应力-应变曲线出现软化，峰值点应力增大且对应轴向应变呈减小趋势. 对于同一种土体，结构性差异对剪切带倾角值影响不大，Mohr-Coulomb理论对剪切带倾角的预估值与实测值较为吻合.

关键词： 人工制备结构性土 ; 宁波滨海粉质黏土 ; 应变局部化 ; 剪切带倾角 ; 固结不排水剪三轴试验

Abstract

The artificial soil preparation method and consolidated undrained (CU) shear triaxial test were used. A series of structural soils with structural differences were constructed by adding a small amount of cement and salt grains to the Ningbo coastal silty clay. The CU test results show that the structure of the sample with 2% cement content is similar to the undisturbed Ningbo silty clay, thus achieving the goal of using artificially structured soil to simulate the undisturbed soil. With the increase of cement content, the effective cohesion of the artificially structured soil increases in an approximate exponential form, and there is no obvious change in the effective internal friction angle, and the initial deformation modulus increases. Under the same confining pressure, with the enhancement of soil structure, the specimens are prone to strain localization and shear band failure; the stress-strain curve is more probably to be strain-softened, and the peak stress increases, while the corresponding axial strain shows a decreasing trend. For the same kind of soil, difference in structures has little effect on the inclination angle of shear band, and the prediction value by Mohr-Coulomb theory agrees well with the measured value of the inclination angle of shear band.

Keywords： artificially structured soil ; Ningbo coastal silty clay ; strain localization ; inclination angle of shear band ; consolidated undrained shear test

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本文引用格式

凌道盛, 李奖, 王文军, 胡成宝. 人工制备土的结构性及其对应变局部化的影响. 浙江大学学报(工学版)[J], 2019, 53(9): 1689-1696 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2019.09.007

LING Dao-sheng, LI Jiang, WANG Wen-jun, HU Cheng-bao. Structure of artificial soils and its influence on strain localization. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2019, 53(9): 1689-1696 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2019.09.007

土体结构性是指土体颗粒的组成、形状、大小和特征，以及土粒在空间的排列形式、孔隙状况及粒间接触和联结特征的总和，作为天然土的固有属性，结构性对土的力学特性具有很大影响[1-3]. 特别是强结构性的滨海软土地基，在基坑开挖、盾构掘进等施工扰动影响下，土体结构性减弱、强度降低、变形持续增加，容易引发土体的渐进性失稳破坏. 因此，弄清土体的结构性及其与应变局部化现象间的联系，是推演滨海软弱土工程渐进性失稳灾变过程的关键[4-8].

土体结构性已得到广泛的理论与试验研究，特别是后者，其试样获取途径主要有2种：一种是现场取原状土，另一种是人工配制结构性土. 对于原位取土，学者们通过室内单元体试验研究了不同应力状态下的土样强度、变形特性及其与结构性的关联性[9-12]. 该方法的不足之处在于结构性完好的原状样难以获取，土样在运输和存放过程中结构性易受扰动，并且原状样中可能夹杂砾石、树根等，使得土样均一性无法得到保证，给试验结果带来影响. 为此，国外学者基于土体的孔隙和胶结特征，提出人工配制结构性土. 例如，Zhang等[13-14]通过在黏土中掺入水泥来制备有黏结作用的结构性土，Bharati等[15]将新加坡海积土和铜渣、水泥等混合，形成人工结构性土. 国内一些学者通过在土体中添加水泥、冰粒或水泥、盐粒等方式构造土体结构性[16-18]. 上述文献报道主要侧重于人工结构性土的制备方法及性质研究. 工程中常碰到不同扰动程度(不同结构性)下土体力学特性的变化及其对工程本身的影响问题，例如基坑开挖不同阶段的坑后土体及对基坑变形和稳定性的影响；此外，由于现场获取不同扰动程度的土体十分困难，模型试验中需借助于人工制备结构性土. 因此，对于具有不同结构性的人工制备土的工程性质及与原状土的差异研究具有重要意义.

边坡失稳或基坑、隧道等的坍塌通常伴随应变局部化现象，表现为土体中剪切带的产生及其扩展，直至岩土体沿着某些变形集中带滑动破坏. 研究表明，土体结构性是诱发该现象的重要因素之一[19]. 通常将土体假定为均匀介质，利用分叉理论并结合室内试验结果，建立土体应变局部化判别条件[20-21]. 但土体不同于一般固体材料，比如金属、混凝土等，其由颗粒或颗粒团聚体的定向排列、黏结而成，具有很强的结构性和非均质特性. 为此，学者们针对原状土开展了应变局部化研究，如Gylland等[22]讨论了灵敏性土在不同剪切速率下的应变局部化产生与扩展规律，蒋刚等[23]分析了原状粘性土剪切带倾角随围压和含水率的变化情况，但对不同结构性土的应变局部化规律研究较少.

本文以宁波典型软弱原状土以及人工制备的具有不同结构性的土体为研究对象，利用固结不排水剪三轴试验，分析人工结构性土对原状土的模拟效果以及不同结构性土的力学特性差异，揭示结构性变化对滨海软土应变局部化的影响，旨在为不同扰动程度的土体对工程影响的研究及模型试验中人工结构性土的制备奠定基础.

1. 原状土特性及人工结构性土制备

1.1. 原状土特性

试验用土取自宁波慈溪市某工地，取土深度为32~34 m，属于晚更新世晚期的海积粉质黏土，土样呈灰、深灰色，软塑-软可塑状态，具有中-高压缩性，为宁波地区典型深部软土层，其基本物性指标见表1，Gs为土粒比重，w为含水率，e为孔隙比，γ为重度，ρd为干密度，wL为液限，wP为塑限.

表 1   宁波原状粉质黏土的基本物性指标

Tab.1  Basic physical properties of Ningbo undisturbed silty clay

Gs w/% e γ/（kN·m−3） ρd/（g·cm−3） wL/% wP/%
2.73 39.0 1.12 17.5 1.29 36.09 20.25

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1.2. 人工结构性土制备

借鉴文献[17]的结构性土制备方法，在重塑土中加入水泥，利用水泥的水化作用建立起土颗粒间的胶结，添加适量食用盐后又将其溶解以构造大孔隙，分别反映结构性土体的粒间作用力特征和组构特征. 具体方法如下：以原状土的干密度为控制指标，在各土样干密度相同的前提下，改变水泥掺量(记为aw）及对应的粉质黏土占比（记为mc），并添加盐粒（盐粒质量为相对于粉质黏土和水泥总质量的8%）以构造具有不同结构性的土样. 其中，粉质黏土已烘干并过孔直径为0.5 mm的筛，水泥型号为525#硅酸盐水泥，盐粒由大粒径的食用盐碾碎并过0.5 mm的筛子制成. 人工制备结构性土的配比见表2.

表 2   人工制备结构性土的配比

Tab.2  Proportion of artificially structured soil

人工结构性土 mc / % aw / % 人工结构性土 mc / % aw / %
C0.5 99.5 0.5 C1.5 98.5 1.5
C1.0 99.0 1.0 C2.0 98.0 2.0

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人工结构性土的制样步骤如下：

1）按照表2，将混合均匀的干燥混合料按照与原状样相同的干密度（1.29 g/cm3，盐粒掺量不计入）装入制样器中，分5层击实，再加入适量的水并将试样置于潮湿环境中达到初凝.

2）把装有土样的饱和器放入流动的水中进行渗水，将人工滨海结构性土中的盐粒溶解带走.

3）渗透过程持续大概 1 d后，试样中盐分基本溶解完全，形成具有胶结作用和大孔隙组构的结构性土.

4）将试样进行抽气饱和，完成后把试样放在无气水中浸泡 1 d. 为便于对比，确保各试样的水泥水化硬化时间均为 3 d.

2. 三轴试验方案

本试验采用英国GDS应力路径三轴试验系统，试样直径为 50 mm，高100 mm. 设定剪切破坏标准如下：当应力-应变曲线为应变软化型时，取峰值应力qpeak为破坏强度；当应变硬化型时，以轴向应变ε = 15%时对应的主应力差为破坏强度.

为了便于对比，对包含原状土（记为A）、重塑土（记为B）和人工结构性土在内的共6种试样均开展25、50、100、200 kPa围压下的固结不排水剪切试验（CU），剪切速率为0.1 mm/min.

3. 试验结果及分析

3.1. 应力-应变关系及孔压特性

如图1所示为原状粉质黏土和对应的重塑样、不同水泥掺量的人工结构性土的应力-应变关系曲线，其中σ1为CU试验的大主应力，σ3为小主应力，σ1−σ3即为偏应力. 从图1中可见，人工结构性土的应力-应变曲线规律性良好；随着围压增大，6种土样的偏应力都相应增大；原状土样以及C2.0土样在4种围压下均表现为应变软化.

图 1

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图 1   不同结构性土的应力-应变曲线

Fig.1   Stress-strain curves of different structural soils


为了更好地评价人工结构性土对原状土的模拟效果，绘制同一围压下轴向应变-偏应力关系曲线如图2所示. 可见，C2.0土样和原状样在不同围压下峰值应力及对应的轴向应变大小均较为接近，整体上应力-应变曲线有较高的相似度；同一围压下，随着土样结构性增强，其偏应力增长更快，偏应力峰值更大，总体上残余应力值也更大；低结构性土（重塑土、C0.5、C1.0）在25、50 kPa围压下的终值偏应力趋于同一值，可能是低结构性土在加载过程中，随着土样渐进破坏，结构性进一步降低，导致最终的残余应力很接近.

图 2

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图 2   同一围压下不同结构性土应力-应变关系对比

Fig.2   Comparison of stress-strain relationship between different structural soils under same confining pressure


将这6种结构性不同的土样在4个围压下的孔压值放在同一坐标下，如图3所示，u为土样的孔隙水压力. 由图3可知，同一围压下，重塑土样孔压终值最大；随着水泥掺量增加，土的结构性增强，试样孔压降低，原状样与C2.0土样为最低. 主要原因是随着试样胶结增强，其土骨架刚度也显著增加，能承担更大的荷载，使试样所受有效应力更大，故孔压相对较小.

图 3

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图 3   同一围压下不同结构性土孔压对比

Fig.3   Comparison of pore pressure between different structural soils under same confining pressure


3.2. 有效抗剪强度指标

根据CU试验结果可得不同结构性土的有效抗剪强度指标，如表3所示，其中，δA为各土样有效抗剪强度指标与原状样的相对差值. 由表3可知，C2.0土样和原状土的有效黏聚力c'、有效内摩擦角φ'很接近，相对差值很小，这说明利用添加低掺量水泥的方法能使重塑土很好地恢复到天然土的强度状态.

表 3   不同结构性土的有效抗剪强度指标

Tab.3  Effective shear strength index of different structural soils

土样 c' / kPa φ' / (°) δA/ %
c' φ'
B 3.9 26.02 −75.9 16.1
C0.5 4.5 25.90 −72.2 14.2
C1.0 7.1 24.10 −56.2 7.5
C1.5 11.8 22.32 −27.2 −0.4
C2.0 16.8 23.18 3.7 3.4
A 16.2 22.42 − −

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根据表3，绘制水泥掺量与有效抗剪强度指标的关系，分别如图4、5所示. 从图5可知，随着水泥掺量增加，试样结构性增强，其c'近似呈指数形式增长，而φ'并没有随着结构性增长有明显变化. 这是由于在土体中添加水泥后，水泥的水化作用可构建起粉质黏土土颗粒间的胶结. 随着水泥掺量增加，胶结作用增强，使得土体的c'增大；但低掺量的水泥并不能对土体的摩擦特性起到明显作用，故试验中不同结构性土的有效内摩擦角值在一条水平线上下，没有明显变化.

图 4

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图 4   有效黏聚力随水泥掺量的变化关系

Fig.4   Relation between effective cohesion and cement content


图 5

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图 5   有效内摩擦角随水泥掺量的变化关系

Fig.5   Relation between effective internal friction angle and cement content


3.3. 初始变形模量

利用CU试验的应力应变曲线可得各结构性土的初始变形模量，如图6所示. 从图6可以看出，同一围压条件下，随着水泥掺量增加，土颗粒之间胶结作用增强，土样具有更大的刚度，其初始变形模量也越大，其中C2.0土样与原状土的初始变形模量值差异不大. 对同一结构性试样，围压增加，其初始变形模量也增大. 尤其是重塑样，其初始变形模量随着围压增大明显增大；而结构性越强，其初始变形模量随围压增大的增长幅度越小. 当围压增大到200 kPa时，6个试样的初始变形模量已经较为接近，低结构性土的初始变形模量已逐渐靠近高结构性土.

图 6

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图 6   不同围压下各结构性土初始变形模量

Fig.6   Difference of initial deformation modulus of structural soils under same confining pressure


4. 土体结构性对应变局部化的影响

4.1. 破坏形态

试验中土样的破坏形态可分为2类：由应变局部化引发的剪切带破坏和均匀变形下的鼓胀破坏，分别见图7（a）和（b），其中剪切破坏的主要特征是出现单一集中的剪切破坏面，破坏面多为曲面；鼓胀破坏的主要特征是试样发生均匀变形，呈“鼓胀”形式.

图 7

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图 7   固结不排水(CU)试验中不同的试样破坏形态

Fig.7   Different failure form of samples in consolidated undrained (CU) test


分析表4中产生规律性破坏方式的原因一认为，围压和土颗粒胶结之间的相互作用导致结构性土试样破坏方式的不同：当围压较小时，由水泥带来的胶结效果能发挥作用，使试样具有一定的脆性，从而发生剪切带破坏；当围压较大时，水泥产生的胶结在固结时就逐渐破坏，土颗粒间的摩擦强度发挥主要作用，并且试样在高围压下受到的约束更大，剪切带难以扩展，容易像一般散粒体材料那样发生均匀剪切的破坏形式；而当胶结强度足够大时，如C2.0土样和原状土，在高围压下固结，仍可充分保持其结构性，从而以剪切带形式破坏.

表 4   不同结构性土样的破坏方式

Tab.4  Failure modes of different structural soil samples

σ3/ kPa A C2.0 C1.5 C1.0 C0.5 B
25 剪切带 剪切带 剪切带 剪切带 鼓胀 鼓胀
50 剪切带 剪切带 剪切带 鼓胀 鼓胀 鼓胀
100 剪切带 剪切带 鼓胀 鼓胀 鼓胀 鼓胀
200 剪切带 剪切带 鼓胀 鼓胀 鼓胀 鼓胀

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4.2. 应变软化特性

分析不同结构性土的应力-应变关系曲线（见图1）可以看出，应变软化产生条件与围压以及水泥掺量（结构性）有关. 随着试样水泥掺量增加，结构性增强，其应力-应变关系表现出与原状样相似的应变软化状态，并且结构性越强，其发生应变软化时峰值点应力越大且对应轴向应变呈减小趋势；而对于结构性相对低的土样，在高围压下，土颗粒间的胶结就已破碎，近似于重塑样，呈现为应变硬化.

上述分析表明，各不同结构性土样出现应变软化与产生剪切带破坏有着直接对应关系，这与 “应变软化是剪切带形成所产生的结构影响，而不是土体的材料特性”的观点一致[24].

4.3. 剪切带倾角

剪切带倾角是描述剪切带性状的重要指标. Mohr-Coulomb理论和Roscoe理论是研究剪切带倾角的2种传统土力学理论. 根据Mohr-Coulomb破坏模型，剪切带在土样破坏时会自发形成，其与小主应力方向的夹角：

$ \theta=45^{\circ}+\varphi^{\prime} / 2. $
(1)

Roscoe理论[25]认为，剪切带与小主应力方向的夹角为

$ \theta=45^{\circ}+\psi / 2. $
(2)

式中：ψ为土样的剪胀角.

Arthur等[26]根据无黏性土的试验结果，提出剪切带倾角是Mohr-Coulomb理论解和Roscoe理论解的平均值的经验公式，即

$ \theta=45^{\circ}+\left(\varphi^{\prime}+\psi\right) / 4. $
(3)

从本试验观察可知，结构性土的剪切带不是一个平面，而是一个不规则曲面，其倾角沿剪切带长度方向不是一个定值. 随着剪切带发展贯通，试样将不在是一个单元体，因此，这里的测量值指的是剪切带初始产生时的倾角.

表5给出了本次试验研究中产生剪切带的11个土样的倾角实测值θm以及与Mohr-Coulomb理论解θMC、Roscoe理论解θR、Arthur经验公式值θA的对比结果. 其中，δe为理论值与实测值的相对误差.

表 5   结构性土样剪切带倾角实测值与理论值的对比结果

Tab.5  Comparison of measured values and theoretical values of inclination angle of shear bands in different structural soil samples

土样 σ3 / kPa θm/(°) θMC/(°) θR/(°) θA/(°) δe / %
θMC θR θA
A 25 54.22 56.21 45 50.61 3.67 −17.00 −6.67
50 52.86 56.21 45 50.61 6.34 −14.87 −4.27
100 56.98 56.21 45 50.61 −1.35 −21.02 −11.19
200 57.13 56.21 45 50.61 −1.61 −21.23 −11.42
C2.0 25 56.08 56.59 45 50.80 0.91 −19.76 −9.42
50 54.47 56.59 45 50.80 3.89 −17.39 −6.75
100 52.59 56.59 45 50.80 7.61 −14.43 −3.41
200 56.31 56.59 45 50.80 0.50 −20.09 −9.79
C1.5 25 53.81 56.16 45 50.58 4.37 −16.37 −6.00
50 53.62 56.16 45 50.58 4.74 −16.08 −5.67
C1.0 25 55.67 57.05 45 51.03 2.48 −19.17 −8.34

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从表5可以看出，不同结构性土样的剪切带倾角都较接近，集中在52°~57°，说明在工程实践中同一种土体在不同扰动度的情况下，其剪切带倾角不会有明显差异. 本次研究为CU试验，剪切时无体应变，总体的剪胀角ψ≈0，故Roscoe理论解的结果为45°，与实测值有较大差距，由Arthur经验公式得到的结果也明显小于实测倾角. 说明Roscoe理论和Arthur经验公式不适用于预测具有胶结的结构性土. Mohr-Coulomb理论解与实测值较为吻合，误差为−2%~8%，说明Mohr- Coulomb理论不论对于原状结构性土还是人工结构性土的剪切带倾角均有良好的预测效果.

5. 结　论

（1）本文通过在重塑土中添加盐粒和不同掺量的水泥，人工配制了具有不同结构性的结构性土，其中水泥掺量为2%的人工结构性土的结构性与宁波原状粉质黏土最为接近，达到了利用人工制备结构性土来模拟原状土的效果.

（2）随着水泥掺量增加(0~2%)，结构性增强，人工结构性土的有效黏聚力近似呈指数形式增长，有效内摩擦角没有明显变化，初始变形模量增大.

（3）相同围压下，随着土体结构性增强，试样更易发生应变局部化，以剪切带形式破坏；应力-应变曲线出现软化，峰值点应力增大且对应轴向应变呈减小趋势.

（4）同一种土体，结构性差异对剪切带倾角值影响不大；Mohr-Coulomb 理论对剪切带倾角的预估值与实测值较为吻合，而Roscoe理论和Arthur理论都低估了软土剪切带倾角.

参考文献

WANG D, ABRIAK N E

Compressibility behavior of dunkirk structured and reconstituted marine soils

[J]. Marine Geotechnology, 2015, 33 (5): 419- 428

DOI:10.1080/1064119X.2014.950798      [本文引用: 1]

WANG D, ZENTAR R, ABRIAK N E

Interpretation of compression behavior of structured and remolded marine soils

[J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2016, 28 (6): 04016005

DOI:10.1061/(ASCE)MT.1943-5533.0001503     

李金柱, 朱向荣, 刘用海

结构性软土弹塑性损伤模型及其应用

[J]. 浙江大学学报:工学版, 2010, 44 (4): 806- 811

[本文引用: 1]

LI Jin-zhu, ZHU Xiang-rong, LIU Yong-hai

Elasto-plastic damage constitutive model and its application to structural soft soil

[J]. Journal of Zhejiang University: Engineering Science, 2010, 44 (4): 806- 811

[本文引用: 1]

凌道盛, 涂福彬, 卜令方

基于黏聚区域模型的边坡渐进破坏过程强化有限元分析

[J]. 岩土工程学报, 2012, 34 (8): 1387- 1393

[本文引用: 1]

LING Dao-sheng, TU Fu-bin, BU Ling-fang

Enhanced finite element analysis of progressive failure of slopes based on cohesive zone model

[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2012, 34 (8): 1387- 1393

[本文引用: 1]

凌道盛, 郭恒, 蔡武军, 等

地铁车站地震破坏离心机振动台模型试验研究

[J]. 浙江大学学报:工学版, 2012, 46 (12): 2201- 2209

LING Dao-sheng, GUO Heng, CAI Wu-jun, et al

Research on seismic damage of metro station with centrifuge shaking table model test

[J]. Journal of Zhejiang University: Engineering Science, 2012, 46 (12): 2201- 2209

MAIO C D, SCARINGI G, VASSALLO R

Residual strength and creep behaviour on the slip surface of specimens of a landslide in marine origin clay shales: influence of pore fluid composition

[J]. Landslides, 2015, 12 (4): 657- 667

DOI:10.1007/s10346-014-0511-z     

黄茂松, 王卫东, 郑刚

软土地下工程与深基坑研究进展

[J]. 土木工程学报, 2012, 45 (6): 146- 161

HUANG Mao-song, WANG Wei-dong, ZHENG Gang

A review of recent advances in the underground engineering and deep excavations in soft soils

[J]. China Civil Engineering Journal, 2012, 45 (6): 146- 161

黄茂松

土体稳定与承载特性的分析方法

[J]. 岩土工程学报, 2016, (38): 1- 34

[本文引用: 1]

HUANG Mao-song

Analysis methods for stability and bearing capacity of soils

[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2016, (38): 1- 34

[本文引用: 1]

YANG C, CARTER J P, SHENG D

Description of compression behaviour of structured soils and its application

[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2014, 51 (8): 921- 933

DOI:10.1139/cgj-2013-0265      [本文引用: 1]

KIM T, FINNO R J

Anisotropy evolution and irrecoverable deformation in triaxial stress probes

[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2012, 138 (2): 155- 165

孔令伟, 臧濛, 郭爱国, 等

湛江强结构性黏土强度特性的应力路径效应

[J]. 岩土力学, 2015, (s1): 19- 24

KONG Ling-wei, ZANG Meng, GUO Ai-guo, et al

Effect of stress path on strength properties of Zhanjiang strong structured clay

[J]. Rock and Soil Mechanics, 2015, (s1): 19- 24

张玉, 邵生俊, 赵敏, 等

平面应变条件下结构性黄土本构模型试验研究

[J]. 岩石力学与工程学报, 2018, 37 (2): 485- 496

[本文引用: 1]

ZHANG Yu, SHAO Sheng-jun, ZHAO Min, et al

Experimental study on constitutive models of structural loess under plane strain conditions

[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2018, 37 (2): 485- 496

[本文引用: 1]

ZHANG D M, HUANG H W

Analysis of cement-treated clay behavior by micromechanical approach

[J]. Frontiers of Structural and Civil Engineering, 2013, 7 (2): 137- 153

DOI:10.1007/s11709-013-0204-z      [本文引用: 1]

ESKISAR T

Influence of cement treatment on unconfined compressive strength and compressibility of lean clay with medium plasticity

[J]. Arabian Journal for Science and Engineering, 2015, 40 (3): 763- 772

DOI:10.1007/s13369-015-1579-z      [本文引用: 1]

BHARATI S K, CHEW S H

Geotechnical behavior of recycled copper slag-cement-treated Singapore marine clay

[J]. Geotechnical and Geological Engineering, 2016, 34 (3): 835- 845

DOI:10.1007/s10706-016-0008-8      [本文引用: 1]

谢定义, 齐吉琳, 朱元林

土的结构性参数及其与变形强度的关系

[J]. 水利学报, 1999, (10): 1- 6

DOI:10.3321/j.issn:0559-9350.1999.10.001      [本文引用: 1]

XIE Ding-yi, QI Ji-lin, ZHU Yuan-lin

Soil structure parameter and its relations to deformation and strength

[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 1999, (10): 1- 6

DOI:10.3321/j.issn:0559-9350.1999.10.001      [本文引用: 1]

李建红, 张其光, 孙逊, 等

胶结和孔隙比对结构性土力学特性的影响

[J]. 清华大学学报:自然科学版, 2008, 48 (9): 1431- 1435

[本文引用: 1]

LI Jian-hong, ZHANG Qi-guang, SUN Xun, et al

Effect of bonding and void ratio on the mechanical behavior of structured soil

[J]. Journal of Tsinghua University: Science and Technology, 2008, 48 (9): 1431- 1435

[本文引用: 1]

陈亚军, 罗开泰, 刘恩龙, 等

固结不排水条件下初始应力各向异性结构性土的力学特性

[J]. 水利学报, 2015, 46 (4): 460- 470

[本文引用: 1]

CHEN Ya-jun, LUO Kai-tai, LIU En-long, et al

Mechanical properties of artificially structured soils with stress-induced anisotropy under undrained conditions

[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2015, 46 (4): 460- 470

[本文引用: 1]

蒋明镜, 沈珠江

结构性粘土剪切带的微观分析

[J]. 岩土工程学报, 1998, 20 (2): 102- 108

DOI:10.3321/j.issn:1000-4548.1998.02.028      [本文引用: 1]

JIANG Ming-jing, SHEN Zhu-jiang

Microscopic analysis of shear band in structured clay

[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 1998, 20 (2): 102- 108

DOI:10.3321/j.issn:1000-4548.1998.02.028      [本文引用: 1]

RUDNICKI J W, RICE J R

Conditions for the localization of deformation in pressure-sensitive dilatant materials

[J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 1975, 23 (6): 371- 394

DOI:10.1016/0022-5096(75)90001-0      [本文引用: 1]

ALSHIBLI K A, AKBAS I S

Strain localization in clay: plane strain versus triaxial loading conditions

[J]. Geotechnical and Geological Engineering, 2007, 25 (1): 45

[本文引用: 1]

GYLLAND A S, RUESLATTEN H, JOSTAD H P, et al

Microstructural observations of shear zones in sensitive clay

[J]. Engineering Geology, 2013, 163 (163): 75- 88

[本文引用: 1]

蒋刚, 李苏春, 王旭东

轴对称状态下粘性土剪切带倾角试验

[J]. 武汉大学学报:工学版, 2009, 42 (1): 132- 136

[本文引用: 1]

JIANG Gang, LI Su-chun, WANG Xu-dong

Test on shear band inclination angles in cohesive soils under axisymmetric conditions

[J]. Engineering Journal of Wuhan University, 2009, 42 (1): 132- 136

[本文引用: 1]

李蓓. 平面应变仪的研制及上海地区粘性土剪切带形成的试验研究[D]. 上海: 同济大学, 2000.

[本文引用: 1]

LI Bei. Development of plane strain apparatus and study on the formation of shear bands in Shanghai clay [D]. Shanghai: Tongji University, 2000.

[本文引用: 1]

ROSCOE K H. The influence of strain in soil mechanics [J]. Geotechnique, 1970, 20(2): 129-170.

[本文引用: 1]

ARTHUR J R F, DUNSTAN T, ASSADI Q A J, et al. Plastic deformation and failure in granular media [J]. Geotechnique, 1977, 27(1): 53-74.

[本文引用: 1]

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