有载冻融作用对深部重塑黏土抗剪强度影响的试验研究

doi:10.7522/j.issn.1000-0240.2022.0060

有载冻融作用对深部重塑黏土抗剪强度影响的试验研究

周志^,¹, 李海鹏^,¹^,², 王建伟³, 康庆平¹, 张洋¹, 李智涵¹, 杨念¹

1.中国矿业大学力学与土木工程学院，江苏徐州 221116

2.中国矿业大学深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，江苏徐州 221008

3.中原环保股份有限公司，河南郑州 450000

Experimental study on shear strength of deep remolded clay under freeze-thaw loading

ZHOU Zhi^,¹, LI Haipeng^,¹^,², WANG Jianwei³, KANG Qingping¹, ZHANG Yang¹, LI Zhihan¹, YANG Nian¹

1.School of Mechanics and Civil Engineering，China University of Mining and Technology，Xuzhou 221116，Jiangsu，China

2.State Key Laboratory for Geomechanics and Deep Underground Engineering，China University of Mining and Technology，Xuzhou 221008，Jiangsu，China

3.Zhongyuan Environmental Protection Co. ，Ltd，Zhengzhou 450000，China

通讯作者: 李海鹏，副教授，主要从事冻土力学和人工冻结工程研究. E-mail： lihaipeng1991@163.com

收稿日期: 2022-03-19 修回日期: 2022-04-12

基金资助:

国家自然科学基金项目.  41771072
中央高校基本科研业务费专项资金项目.  2021GJZPY15
江苏省高等学校大学生创新创业训练计划项目.  202110290298H.  202110290299H

Received: 2022-03-19 Revised: 2022-04-12

作者简介 About authors

周志，硕士研究生，主要从事人工冻结工程研究.E-mail：1114825338@qq.com , E-mail：1114825338@qq.com

摘要

深厚表土层冻结法凿井工程中，深部土体由于经历了高压冻融作用，导致其工程性质变化，认识冻融作用对其强度与变形影响，对于冻融病害防治有一定意义。本文通过室内试验对深部重塑黏土进行了有载冻融，并对不同干密度、围压、冻结温度和融化温度条件下的深部冻融重塑黏土进行三轴剪切试验，探讨有载冻融作用下深土重塑土抗剪强度的变化规律。研究结果表明：冻融作用使深部重塑黏土的偏应力-应变关系由软化型转变成硬化型；同时，经冻融作用后其抗剪强度与割线模量都产生了一定的下降，在本试验条件下，抗剪强度最高下降了48.8%，割线模量E_0.5最大下降了72.0%。通过对各影响因素的显著性分析，发现初始干密度对抗剪强度和割线模量影响最为显著，围压对两者的影响最弱。

关键词： 深部黏土 ; 有载冻融 ; 三轴剪切试验 ; 抗剪强度 ; 割线模量

Abstract

For freezing sinking in deep alluvium， the deep clay experiences freeze-thawing under high ground stress due to the formation and thawing of the frozen wall， which can lead to changes in its engineering properties. In this paper， loaded freeze-thaw tests were conducted on deep remodeled clay by indoor tests， and triaxial shear tests were conducted on deep freeze-thaw remodeled clay under different conditions of dry density， surrounding pressure， freezing temperature and thawing temperature to explore the changes of shear strength of deep remodeled clay under the effect of loaded freeze-thaw. The results showed that the freeze-thaw effect changed the bias stress-strain relationship of deep remodeled clay from soft type to hardened type； meanwhile， the shear strength and cut-line modulus both decreased to a certain extent after the freeze-thaw effect， and the maximum shear strength decreased by 48.8% and the maximum cut-line modulus E_0.5 decreased by 72.0% under the present test conditions. Through the significance analysis of the influencing factors， it was found that the initial dry density had the most significant effect on the shear strength and the cut line modulus， and the perimeter pressure had the weakest effect on both.

Keywords： deep clay ; loaded freeze-thaw ; triaxial shear test ; shear strength ; cut-line modulus

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本文引用格式

周志, 李海鹏, 王建伟, 康庆平, 张洋, 李智涵, 杨念. 有载冻融作用对深部重塑黏土抗剪强度影响的试验研究[J]. 冰川冻土, 2022, 44(2): 583-590 doi:10.7522/j.issn.1000-0240.2022.0060

ZHOU Zhi, LI Haipeng, WANG Jianwei, KANG Qingping, ZHANG Yang, LI Zhihan, YANG Nian. Experimental study on shear strength of deep remolded clay under freeze-thaw loading[J]. Journal of Glaciology and Geocryology, 2022, 44(2): 583-590 doi:10.7522/j.issn.1000-0240.2022.0060

0 引言

人工地层冻结技术（AGF）通过人工制冷方法加固岩土体，形成具有承载和封水功能的冻结壁，该方法具有安全可靠，易于控制优点，对复杂地层条件适应性强。该技术被广泛应用于深厚表土层中的矿井建设中，迄今我国采用冻结法凿井穿越的表土层厚度已达754 m。随着表土层厚度增大，冻结壁厚度的急剧增加，冻结壁解冻引起地层沉降，对井壁的稳定性产生不利影响。尤其是新近系黏土层分布广泛，厚度大，而深部黏土具显著的结构性，水理性质复杂，高地压下的冻融作用导致深部黏土工程特性变化，对井筒的稳定产生不利影响。因此认识深部黏土的冻融效应对于冻融病害评价和防治有一定意义。

在寒区工程和人工地层冻结工程中，土体的冻融病害诱发建（构）筑物、地下管线失稳和破坏，因此冻融作用对土体物理力学特性影响引起普遍关注。王大雁等^［1］以青藏黏土为研究对象，通过不同围压下三轴压缩试验，研究经多次冻融作用后试样应力-应变行为、破坏强度、弹性模量、抗剪强度指标等物理力学性质的变化。张世民^［2］对青藏公路沿线常遇到的青藏粉质黏土分别进行了冻融循环试验，分析了冻融前后试样的温度分布特征、水分分布特征、冻融位移变化特征。方丽莉等^［3］对冻融前后的土样进行不固结、不排水三轴剪切试验，试图建立冻融作用引起的结构变化与强度参数变化之间的联系。苏永奇等^［4］在室内冻融循环试验的基础上开展动三轴试验，研究冻融循环次数、动荷载频率和含水率等因素对青藏粉质黏土动力非线性参数的影响。此外，还有一部分学者以我国西北地区广泛分布的黄土为研究对象，探讨了冻融作用对黄土物理力学性质影响，也取得了一些有价值的成果^［5-11］。而在人工冻结工程中，随着天然岩土变为冻岩土，其物理力学性质也会发生显著变化。为此，国内有很多学者在该领域也进行了大量的研究。郑波等^［12］结合广州地铁水平隧道冻结工程，对其冻结壁设计范围内具有代表性的土质进行了室内冻土试验研究，发现在相同的土质条件下，温度越低，冻土的单轴抗压强度越高。贺俊等^［13］对苏州地铁典型土层冻土抗压强度、弹性模量、泊松比进行室内试验研究，更进一步得出抗压强度随冻结温度的降低而呈现线性增长的结论。刘华吉^［14］则在不同温度和不同含水率条件下进行试验，探究海底隧道工程穿越的土层在人工冻结过程中所存在的最优含水率。

综上所述，尽管当前对于冻融作用下天然冻土、浅部人工冻土的工程特性研究得较为充分。然而深部黏土的物理性质与浅土存在明显的差异；同时在冻结壁形成和解冻过程，深部黏土冻胀作用发生在高地应力赋存环境中^［15-17］。鉴于深土有载冻融条件下力学特性方面研究工作开展较少，本文以深部重塑黏土为研究对象，考虑高地应力下的冻融作用，采用真空冻融制样装置获取高密度深土重塑土试样，而后进行有载冻融试验。通过高压三轴固结不排水剪切试验，探讨不同冻融条件下深部重塑黏土的抗剪强度特征与割线模量，分析各试验因素对其影响显著性大小与变化规律。

1 试验概况

1.1　土样性质及制备

本试验所用土样均按照技术标准取自河南某矿深部地层，共有L9、L20、L26三个层位，制备不同层位重塑土样时选用相同层位原状土制备。各层位土样基本物理性质如下表1所示。

表1 深部黏土基本物性参数表

Table 1 Basic physical property parameters of deep clay

层位	颗粒分析			含水率	干密度 $ρ_{d}$ /（g·cm^-3）	孔隙比e	液限W_L	塑限W_P	比重G_s
层位	砂粒	粉粒	黏粒	含水率	干密度 $ρ_{d}$ /（g·cm^-3）	孔隙比e	液限W_L	塑限W_P	比重G_s
L9	9.8%	36.5%	53.7%	12.1%	1.98	0.38	42.3%	20.5%	2.75
L20	4.5%	46.4%	49.1%	16.2%	1.84	0.48	33.9%	16.0%	2.73
L26	1.1%	36.2%	62.7%	16.4%	1.69	0.61	37.2%	19.6%	2.73

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试验重塑土试样制备过程包括：制土、装土、抽真空、压样几个部分。然而，由于深部土独特的沉积历史、环境及受力状态，传统的制样方法无法压制出试验所需的高密度深部黏土。鉴于此，本研究利用专门研制的真空冻融制样装置（图1），通过真空预压制备方法制样：即将碾压后的深土、水混合物放入真空腔，后利用真空泵开始抽吸制样，抽吸完成后调节液压千斤顶对试样施加轴压，轴压大小根据试样所处层位深度确定，并最终使土样达到目标高度（h=125 mm）。

图1

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图1 真空冻融制样装置

Fig. 1 Vacuum freezing-thawing sample preparation device

土样制备完成后，利用承压筒外壁均匀缠绕的循环铜管与恒温冷浴箱连接实现对承压筒内土样的冻结和融化，试验时不同试验温度的恒温液体在铜管内循环流动，温度在该过程中得以传递。同时，为防止温度流失，确保冻融效果，用保温棉、保温管等将冻结管、承压筒紧紧包裹。冻结完成后，调节恒温箱使其在有载情况下升温融化。冻结与融化时温度由热电偶测量并通过DataTaker显示在监控系统上，两阶段时长均需保持在12 h以上。冻融试验结束后，取出土样，再次测量土样直径D、高度h和质量m，用保鲜膜套住土样并贴标签记录，等待下一步试验。

1.2　试验方案

试验所采用的三轴剪切试验系统主要由加载系统（围压、轴压）、高压压力室、计算机数据采集与控制系统三部分构成，如图2所示。该试验系统可对试样进行三轴固结试验、三轴剪切试验（固结排水CD、固结不排水CU）、剪切蠕变试验（固结排水CD、固结不排水CU）等，其设计最大围压为30 MPa、最大轴压30 MPa，可实现对冻融作用下深部黏土的强度特性的进一步研究。冻融试验所采用的试样根据压力室的规格定为φ61.8 mm×125 mm。

图2

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图2 三轴剪切试验装置示意图

Fig. 2 Schematic diagram of triaxial shear test device

本文通过三轴剪切试验，获得不同孔隙比e、围压 $σ$ 、冻融作用下深部重塑黏土的三轴抗剪强度 $q_{f}$ 。鉴于深部黏土的高致密性和低渗透性，本试验采用固结不排水剪（CU），试验时首先配置干密度为1.69 g·cm^-3、1.84 g·cm^-3、1.98 g·cm^-3三种标准深土重塑土试样。对于未冻融土，设计三组不同围压、不同干密度条件下三轴固结不排水剪切试验；而对于冻融土，则采用正交试验方法，分别选取围压、干密度、融化温度和冻结温度四个影响因素，每个因素选取3个水平，即采用四因素三水平的正交试验法进行试验设计，具体试验方案如下表2所示。

表2 三轴剪切试验表

Table 2 Triaxial shear test table

编号	围压/MPa	干密度/（g·cm^-3）	融化温度/℃	冻结温度/℃
TR1	4	1.69	/	/
TR2	6	1.84	/	/
TR3	8	1.98	/	/
TRFH1	4	1.98	5	-5
TRFH2	4	1.84	15	-15
TRFH3	4	1.69	25	-25
TRFH4	6	1.98	15	-25
TRFH5	6	1.84	25	-5
TRFH6	6	1.69	5	-15
TRFH7	8	1.98	25	-15
TRFH8	8	1.84	5	-25
TRFH9	8	1.69	15	-5

注：冻结温度指的是冻结过程中施加至试样边界上的环境温度；融化温度指的是融化过程中施加至试样边界上的环境温度。

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三轴固结不排水剪切试验具体步骤可以分为装样、安装压力舱、排气与加载。为确保黏土试样的密封性，采用乳胶膜密封，后在压力室基座上依次放入透水石、滤纸、乳胶膜包装好的黏土试样和上方的滤纸、透水石以及加压帽，并确保以上试验物品同轴居中对齐。压力舱安装过程中需注意避免磕碰试样，安装完成后打开上端出水孔，通过加载泵向舱内注水，待出水孔有水溢出后，关闭加载泵和出水孔，排空舱内气体。同时根据《土工试验方法标准》GB/T 50123—1999^［18］规定，固结不排水剪切试验剪切应变率应保持在（0.05%~0.1%） min^-1之间，三轴固结不排水剪切试验采用等压固结的试验方法，固结完成时间≥24 h。

2 试验结果与分析

2.1　应力-应变关系

图3为不同条件下深部重塑黏土试样在高压三轴固结不排水剪切试验所得的偏应力q（ $σ_{1} - σ_{3}$ ）与应变 $ε$ 关系曲线，可以看出重塑土在未冻融时，其偏应力-应变曲线多为软化型，且不同土样的偏应力-应变曲线形态相似，大致分为三个阶段：线弹性变形阶段、损伤演化阶段、峰后软化阶段。当应变在为0%～3%的范围内，偏应力差值随着应变的增加而呈快速增长，偏应力-应变曲线呈线性关系，该阶段即为土体的弹性变形阶段。随后，当应变ε达到5%左右时出现峰值，其后随着应变的增加偏应力差值的变化趋于平缓，并最终保持略微下降的趋势。对比分析未冻融状态及冻融状态下深部黏土重塑土的偏应力-应变曲线，我们发现，在相同围压以及相同含水率的条件下，冻融作用使得土样的偏应力峰值强度略有下降，并且偏应力-应变曲线也由软化型变为硬化型，曲线分为两个阶段：线弹性变形阶段、硬化阶段。取轴向应变为10%所对应的偏应力为极限强度，在偏应力小于极限强度时，其变形发展相对较小，在偏应力大于极限度后，变形发展较快。

图3

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图3 不同条件下深部黏土偏应力-应变曲线

Fig.3 Deviant stress-strain curves of deep clay under different conditions

对于土体在冻融前后偏应力-应变所表现出的非线性关系，以及在破坏阶段出现的应变软化、应变硬化两种情况，在研究中一般采用非线性数学模型来描述此过程中偏应力-应变关系。其中，描述应变硬化现象最具代表性的非线弹性本构模型为邓肯-张双曲线模型，该模型认为硬化型曲线偏应力与轴向应变之间符合公式（1）的变化规律，因而 $ε_{1} / (σ_{1} - σ_{3})$ 与 $ε_{1}$ 满足线性变化关系。图4中给出了冻融状态下9组试验应变硬化的 $ε_{1} / (σ_{1} - σ_{3})$ 与 $ε_{1}$ 变化规律，可见，深部重塑黏土经冻融作用后， $ε_{1} / (σ_{1} - σ_{3})$ 与 $ε_{1}$ 整体呈现出较好的线性关系。通过对试验数据进行拟合，得出各组试验对应的参数a、b数值，拟合结果见表3所示，并且数据拟合的相关系数R²平均数达0.9816，拟合效果较好。

图4

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图4 邓肯-张模型 $ε_{1} / (σ_{1} - σ_{3})$ 与 $ε_{1}$ 变化规律曲线

Fig. 4 Variation curves of $ε_{1} / (σ_{1} - σ_{3})$ and $ε_{1}$ in Duncan-Zhang model

表3 邓肯-张模型参数表

Table 3 Parameters of Duncan-Zhang model

编号	a	b	相关系数R²
TRFH1	0.458	0.347	0.9983
TRFH2	0.715	0.212	0.9731
TRFH3	0.991	0.470	0.9885
TRFH4	0.381	0.272	0.9956
TRFH5	0.670	0.204	0.9771
TRFH6	0.557	0.182	0.9220
TRFH7	0.758	0.357	0.9924
TRFH8	0.457	0.186	0.9919
TRFH9	0.970	0.426	0.9959

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σ_{1} - σ_{3} = \frac{ε_{1}}{a + b ε_{1}}

（1）

虽然邓肯-张模型参数简单且物理意明确，但却无法描述土的应变软化现象。为了描述冻土的应变软化现象，赖远明等^［19］提出一种修正的邓肯-张模型。在该模型下，应变软化型曲线偏应力与轴向应变之间符合公式（2）的变化规律， $ε_{1} / (σ_{1} - σ_{3})$ 与 $ε_{1}$ 也不再是线性变化关系。图5给出了深部重塑黏土未冻融状态下 $ε_{1} / (σ_{1} - σ_{3})$ 与 $ε_{1}$ 之间的关系，从数据拟合过程中我们可以发现，修正后的邓肯-张模型参数m、l随着重塑土干密度与围压的增大而增大，而参数n的变化则恰恰相反。具体的拟合结果如表4所示，各组数据的拟合相关系数均在0.98以上，拟合效果好。

σ_{1} - σ_{3} = \frac{ε_{1}}{m + n ε_{1} + l ε_{1}^{2}}

（2）

图5

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图5 修正的邓肯-张模型 $ε_{1} / (σ_{1} - σ_{3})$ 与 $ε_{1}$ 变化规律曲线

Fig. 5 Variation curves of $ε_{1} / (σ_{1} - σ_{3})$ and $ε_{1}$ in modified Duncan-Zhang model

表4 修正的邓肯-张模型系数

Table 4 Modified Duncan-Zhang model coefficients

编号	m	n	l	相关系数R²
TR1	0.14666	0.30778	0.00181	0.9996
TR2	0.69686	0.10029	0.00336	0.9992
TR3	0.73892	0.09867	0.00474	0.9855

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2.2　抗剪强度

深部重塑黏土的抗剪强度根据试验测得偏应力指标来表征，对于应变软化型偏应力-应变曲线取峰值强度所对应的偏应力作为极限强度。而对于应变硬化型曲线，取轴向应变为10%所对应的偏应力作为极限强度 ${(σ_{1} - σ_{3})}_{f}$ ，由此得出不同条件下的极限强度如图6所示。

图6

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图6 不同条件下深部黏土极限强度柱状图

Fig. 6 Histogram of ultimate strength of deep clay under different conditions

从图中我们可以看出，深部重塑黏土经冻融作用后其极限强度产生明显的下降，在同围压、同干密度的情况下，极限强度平均降低了36.9%，最高达48.8%（围压8 MPa，干密度1.98 g·cm^-3），土体的抗剪强度产生了较为明显的劣化。此外，由于三轴剪切试验采用的是正交试验设计，为了得到各影响因素对其偏应力的影响显著性，对试验结果进行了正交试验直观分析，结果如表5所示。由表5我们可知，对于偏应力q的变化，影响显著性依次是：干密度（极差1.423）、融化温度（极差1.030）、冻结温度（极差0.947）、围压（极差0.883）；经冻融作用后深部重塑黏土的极限强度随融化温度的升高而降低，而对于围压、干密度和冻结温度而言，尚未表现出明显的相关性；同时，结合图6发现冻融作用后深部重塑黏土抗剪强度随干密度的增加其劣化现象愈发明显，均值较之同一干密度条件下未冻融土分别下降了10.6%（干密度1.69 g·cm^-3）、18.6%（干密度1.84 g·cm^-3）、41.0%（干密度1.98 g·cm^-3）。

表5 极限强度正交试验直观分析表

Table 5 Direct analysis table of orthogonal test of ultimate strength

编号	因素A	因素B	因素C	因素D
极差	0.883	1.423	1.030	0.947
均值1	2.583	2.727	3.757	2.633
均值2	3.940	4.150	3.097	3.580
均值3	3.057	2.793	2.727	3.367

注：因素A指的是围压；因素B指的是干密度；因素C指的是融化温度；因素D指的是冻结温度。

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2.3　割线模量

目前，对于冻融土弹性模量还尚未有统一的标准，不同行业对土的弹性模量的计算方法也有其各自规定。《中华人民共和国煤炭行业标准》（MT/T 593.5—2011）^［20］取应力-应变曲线上破坏应力50%处所对应的割线模量作为冻土的弹性模量，由此获得的不同条件下深部重塑黏土割线模量柱状图，如图7所示。

图7

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图7 不同条件下深部黏土割线模量柱状图

Fig. 7 Histogram of secant modulus of deep clay under different conditions

深部重塑黏土在经历冻融作用后，其应力应变曲线上0.5倍强度处的割线模量E_0.5总体呈下降趋势，在同围压、同干密度的情况下，E_0.5最大减少了72.0%（围压4 MPa，干密度1.69 g·cm^-3）。结合表 6可知，干密度是影响冻融作用后深部重塑黏土割线模量E_0.5的主要因素，冻结温度、融化温度、围压相比于干密度对割线模量的影响较弱。冻融作用下，各因素对深部重塑黏土割线模量的影响变化从大到小依次是：干密度（极差249.636）、冻结温度（极差147.300）、融化温度（极差145.430）、围压（极差120.600），同时各因素也呈现出不同的变化规律，割线模量E_0.5 随围压的增大、融化温度的升高而逐渐减小，但对于干密度与冻结温度而言，却未能表现出明显的相关性。对于同一干密度条件下，冻融作用使割线模量的均值大小分别下降了47.3%（干密度1.69 g·cm^-3）、16.3%（干密度1.84 g·cm^-3）、1.6%（干密度1.98 g·cm^-3），变化规律与抗剪强度变化规律呈相反趋势。

表6 割线模量正交试验直观分析表

Table 6 Direct analysis table of secant modulus orthogonal test

编号	因素A	因素B	因素C	因素D
极差	120.600	249.636	145.430	147.300
均值1	383.890	473.583	410.273	407.570
均值2	320.677	223.947	292.740	260.270
均值3	263.290	270.327	264.843	300.017

注：因素A指的是围压；因素B指的是干密度；因素C指的是融化温度；因素D指的是冻结温度。

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3 结论

本文通过固结不排水三轴剪切试验探讨了冻融作用对深部重塑黏土强度特性的影响作用，通过分析主要得到以下结论：

（1）深部重塑黏土在未冻融时，其偏应力-应变曲线多为软化型，曲线大致分为三个阶段：线弹性变形阶段、损伤演化阶段、峰后软化阶段，冻融状态下的偏应力-应变曲线多为硬化型，曲线主要分为两个阶段：线弹性变形阶段、硬化阶段，冻融作用下深土重塑土的偏应力-应变曲线由软化型转变成硬化型。

（2）分别采用邓肯-张模型以及修正后的邓肯-张模型对应变硬化和应变软化两种偏应力-应变曲线进行拟合，其中对于应变硬化型曲线， $ε_{1} / (σ_{1} - σ_{3})$ 与 $ε_{1}$ 满足线性变化关系，而应变软化型曲线， $ε_{1} / (σ_{1} - σ_{3})$ 与 $ε_{1}$ 呈现二次多项式变化规律，两者的数据拟合效果较好。

（3）深部重塑黏土经冻融作用后，抗剪强度最大降低了48.8%，割线模量E_0.5最大减少了72.0%。由此可见深部高密度黏土经有载冻融后，其力学性能出现明显劣化。

（4）各试验因素对抗剪强度的影响显著性依次是：干密度、融化温度、冻结温度、围压；对于割线模量E_0.5 的影响显著性依次是：干密度、冻结温度、融化温度、围压。可见初始干密度对深部冻融黏土的强度和割线模量有重要影响，而围压影响较小。

参考文献

原文顺序

文献年度倒序

文中引用次数倒序

被引期刊影响因子

[1]

Wang

Dayan

， Ma

Wei

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Xiaoxiao

， et al.

Physico-mechanical properties changes of Qinghai-Tibet clay due to cyclic freezing and thawing

［J］. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2005， 24（23）： 4313-4319.