基于冻融条件下复合材料改良盐渍土的力学特性及微观机理

唐先习; 万双龙; 石凯琴; 李俊

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2505765

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (13) :5637-5647 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2505765

建筑科学

基于冻融条件下复合材料改良盐渍土的力学特性及微观机理

唐先习 ¹ ,
万双龙 ¹ ,
石凯琴 ² ,
李俊 ²

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Mechanical Properties and Micro-mechanism of Saline Soil Improved by Composite Materials Based on Freeze-thaw Conditions

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摘要

为改善环青海湖某段盐渍土在冻融循环后强度迅速下降的现象,分别以硫铝酸盐水泥(sulphoaluminate cement,SAC)和SAC最优掺比复合不同掺量的剑麻纤维(sisal fiber,SF)通过无侧限抗压强度(unconfined compressive strength,UCS)试验、直剪试验对比不同改良材料在冻融循环条件下对盐渍土的改良效果,借助X射线衍射仪(X-ray diffractometer,XRD)和扫描电子显微镜(scanning electron microscope,SEM)分析改良材料对盐渍土微观结构的影响。结果表明,SAC与复合材料均能显著提升盐渍土的力学特性参数值,最佳掺比复合材料(0.7% SF+10% SAC)改良土的各项力学特性参数值明显优于单掺10% SAC改良土,并且在冻融条件下其力学特性参数值损失率最小;土体的UCS和黏聚力与冻融循环次数呈负相关关系,SF复合后土体的内摩擦角较SAC改良土在冻融下表现出更明显规律;SAC水化产物使土体应变类型向应变软化转变,SF有效降低了脆性指数;冻融循环导致盐渍土的微观结构向不利于土体强度方向发展,SAC改良土冻融后土体结构性损伤程度相对有限,而SF桥接效应形成的物理约束与水化产物的协同作用使复合材料改良土表现出更强的抗冻性。

Abstract

To improve the rapid decline in the strength of a certain section of saline soil in the vicinity of Qinghai Lake after freeze-thaw cycles, two types of materials were used: sulphoaluminate cement (SAC) and SAC with the optimal mixing ratio combined with different amounts of sisal fiber (SF) through unconfined compressive strength (UCS) tests and direct shear tests to compare the improvement effects of different modified materials on saline soil under freeze-thaw cycles. The X-ray diffractometer (XRD) and scanning electron microscope (SEM) were used to analyze the influence of the modified materials on the microstructure of the saline soil. The results showed that both SAC and the composite material could significantly enhance the mechanical property parameters of the saline soil. The composite material with the optimal mixing ratio (0.7% SF + 10% SAC) has significantly better mechanical property parameters than the single 10% SAC modified soil, and its mechanical property parameter loss rate is the smallest under freeze-thaw conditions. The UCS and cohesion of the soil are negatively correlated with the number of freeze-thaw cycles. The internal friction angle of the soil after SF combination is more obvious in the freeze-thaw process than that of SAC modified soil. The hydration products of SAC causes the strain type of the soil to change to strain softening, and SF effectively reduces the brittleness index. The freeze-thaw cycles leads to the development of the microscopic structure of the saline soil in a direction unfavorable to the soil strength. The structural damage degree of the soil after freeze-thaw of SAC modified soil is relatively limited, while the physical restraint formed by the bridging effect and the synergistic action of the hydration products in the SF bridging effect make the composite material modified soil exhibit stronger frost resistance.

Graphical abstract

关键词

土体改良 / 盐渍土 / 冻融循环 / 力学特性 / 微观结构

Key words

soil improvement / saline soil / freeze-thaw cycle / mechanical properties / microstructure

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唐先习, 万双龙, 石凯琴, 李俊. 基于冻融条件下复合材料改良盐渍土的力学特性及微观机理[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(13): 5637-5647 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2505765

TANG Xian-xi, WAN Shuang-long, SHI Kai-qin, LI Jun. Mechanical Properties and Micro-mechanism of Saline Soil Improved by Composite Materials Based on Freeze-thaw Conditions[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(13): 5637-5647 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2505765

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青海湖高寒地区盐渍土在冻融循环作用下因盐分结晶-溶解与冰水相变的耦合效应,诱发土体强度劣化,对工程安全性和耐久性构成严峻挑战。化学改良是工程中应用最为广泛的改良方法。但盐渍土中富含的可溶性盐离子可与无机材料发生化学反应,常会干扰甚至阻碍改良材料的化学反应进程^[1]。尽管存在可溶性盐的干扰,相较于其他改良材料国内外学者仍倾向于选用水泥等材料。这主要基于其强度高、价格低以及其优良的抗冻性特别适合于寒冷地区(如青藏铁路)工程中应用^[2]。

崔宏环等^[3]通过探究冻融循环条件下水泥改良路基土的力学特性变化,得到强度与冻融循环次数呈负相关,而Niu等^[4]发现首次冻融循环后土体强度下降最大。张云龙等^[5]进行室内三轴压缩试验发现冻融循环作用会削弱土体的黏聚力,内摩擦角的变化规律表现为在一定范围内波动。Jiang等^[6]、Jumassultan等^[7]、Shafiei等^[8]、Cui等^[9]发现水泥可以改善冻融循环次下土的强度退化效果。王佩等^[10]发现水泥可以改善土颗粒间有效应力的传递,从而提高土体峰值强度。Thi等^[11]、张赛等^[12]通过微观试验表明水泥在土体中生成的胶凝物质对土颗粒具有包裹和联结作用。罗震宇等^[13]、Liu等^[14]利用扫描电子显微镜(scanning electron microscope,SEM)探究了水泥作为改良材料时土体的抗剪强度与孔隙大小有关。由于该地区冬季温度低、持续时间长,而硫铝酸盐水泥(sulphoaluminate cement,SAC)相较于硅酸盐水泥冻融后有更好的改良效果并且还具有较好的环保性^[15-16]。此外,早强特性^[17]能在较短时间内使土体迅速达到较高强度,有效缩短施工周期,降低经济成本。然而因水泥本身的脆性特征,水泥掺比越高越易导致改良土在冻融循环与重载交通耦合作用下发生脆性破坏。陶嘉伟等^[18]通过无侧限抗压强度(unconfined compressive strength,UCS)试验发现剑麻纤维(sisal fiber,SF)能有效提高土体的延性特征,从而减轻土体的脆性破坏。王龙威等^[19]通过三轴剪切试验发现,随着SF掺量的增加,不同围压下改良土的峰值偏应力明显增加,应力硬化特征愈加明显。为降低SAC对土体的脆性影响并提高土体强度,选用抗拉强度高、环保性好的SF与SAC复合对环青海湖路段高寒地区的盐渍土进行改良。利用SAC的早强、抗冻特性抑制冻融作用下盐渍土的复杂耦合效应;通过SF有效补偿SAC材料的脆性缺陷,形成强度与延性协同提升的复合改良体系。当前,改良材料研究多集中于常规土质单一改良体系,针对复合改良材料在极端环境下的力学特性及微观响应的研究较少。通过UCS试验、直剪试验对比分析基于冻融循环作用下单一改良材料SAC和SF复合最优掺比SAC的复合材料对盐渍土力学特性的影响,结合X射线衍射仪(X-ray diffractometer,XRD)分析改良材料使盐渍土应变类型发生改变的原因,并基于SEM从微观层面多角度定性定量分析土体在冻融条件下强度劣化的机理。以期揭示纤维与水泥水化产物之间的协同作用机制,提出适用于青海湖高寒地区的土体改良方案,为该地区的地基处理、土体改良等工程提供理论依据与实用参考。

1 室内试验

1.1 材料

使用的土样为环青海湖某路段盐渍土,取土深度约0.5 m,土的基本性质如表1所示。试验所用的改良材料为SAC,标号为42.5,主要化学组成如表2所示。所用SF的基本性质如表3所示。

1.2 试验方案

通过UCS试验和直剪试验,分析不同改良材料基于冻融循环作用下对盐渍土力学特性参数的影响规律。为模拟该地区土体的冻融情况,采用型号为HT-S-150L的可程式恒温恒湿试验箱。试验箱的参数参照该地区冬季和夏季的温度变化进行设置,即冻结、融化温度分别设为-20 ℃和20 ℃,冻结、融化时间都为12 h,一次完整的冻融循环为24 h,设置的循环次数为1、3、6、9、12次。SAC改良土的试验方案如表4所示,其中SAC最优掺量的选取由抗冻性和经济性共同决定。抗冻性是土体的力学特性参数冻融损失率。经济性是当SAC掺量超过某一值后,土体的力学特性参数值冻融损失率下降趋势趋于平缓。继续增加SAC掺量对力学性能的提升效果明显减弱,却会大幅增加成本。此外,过高的SAC掺量还会加剧土体的脆性,不适于工程应用。

在已确定最优SAC掺量基础上,复掺不同比例的SF,试验方案如表5所示。过量的SF会导致其团聚,降低土体密实度,因此复合材料改良土的力学特性参数值冻融损失率存在一个最小值。

1.3 试验流程

图1为力学试验流程图,主要包括4个步骤:制样、养护、冻融循环以及力学特性参数测定。制样过程如下。

(1)将取回的盐渍土风干后过2 mm筛,备用。以SAC改良土为例,称取适量风干土与SAC,按5%、10%、15%和20%进行配比。依据《土工试验方法标准》(GB/T 50123—2019)^[20]中的轻型击实法,确定SAC改良土的最佳含水率和最大干密度,结合模具尺寸(UCS试验模具直径39.1 mm、高80 mm;直剪试验环刀直径61.8 mm、高20 mm)计算所需量。

(2)将混合料均匀拌和后密封闷料24 h,使用静压加载装置将混合料在模具中压实成型,每个配比设置不少于3个平行试样。所有试样均使用保鲜膜密封后置于温度为(20±2)℃、相对湿度大于95%的养护箱中养护14 d。冻融循环的冻融温度、冻融时间及循环周期依据试验方案设定。在进行UCS测定前,需确保轴向测力计已归零。对于四联直剪试验,设置的四级垂直应力分别为100、200、300与400 kPa,剪切速率控制为0.8 mm/min。最大剪切位移参考国内通用标准,取试样直径的0.1倍,即6 mm。

2 结果与分析

2.1 无侧限抗压强度分析

UCS反映了土体在不受侧向约束条件下抵抗轴向压力的能力^[21],图2为土体的UCS随冻融循环次数变化的关系图。土体经历首次冻融后UCS劣化显著[图2(a)]。其中,素土(未改良盐渍土)的UCS损失最为明显,降低了22.55%。SAC改良土UCS最大损失19.93%(5% SAC改良土),改良土首次冻融后的UCS损失小于素土。随着冻融循环的持续进行,SAC改良土UCS衰减呈现明显的阶段性特征;初始阶段劣化速率较大、中期阶段衰减速率减缓、经9次冻融循环后进入稳定阶段。当冻融循环次数达到12次时,与未冻融UCS相比,素土及改良土损失率分别为37.84%、30.56%、22.07%、18.83%、16.94%。随着SAC掺量的增加,SAC改良土的UCS损失率逐渐减小。这是因为高掺量SAC会生成更多的水化产物细化孔隙,从而有效抵御反复冻融造成的无侧限抗压强度劣化。10% SAC改良土冻融后UCS损失率较素土降低15.77%,抗冻性显著提升,同时还具有较高的经济性。

为对比SAC改良材料对盐渍土UCS的影响,以10% SAC复合不同掺比的SF。如图2(b)所示,土体UCS随SF掺量增加呈现先增强后衰减的典型双阶段变化特征。当SF质量分数为0.7%时,复合材料改良土的UCS较10% SAC改良土提升42.76%,其UCS甚至超越20% SAC改良土,这是因为SAC的水化产物对土颗粒-纤维界面形成的双重胶结效应,从而使复合材料SAC改良土的UCS增大。但当SF掺量超过0.7%后,纤维团聚体的弱界面效应使土体结构劣化,导致UCS出现强度折减现象。复合材料改良土与SAC改良土具有相似的劣化规律,UCS与冻融循环次数呈负相关关系。经历12次冻融后,不同SF掺量的改良土UCS损失率较10% SAC改良土分别改变了-1.36%、-0.62%、0.77%、3.28%和0.34%,当SF掺比大于0.3%时,SF的微加筋效应可有效抑制冻胀微裂隙扩展从而提升土体的抗冻性。SF掺比为0.7%时,复合材料改良土UCS损失率最小。

2.2 抗剪强度指标分析

2.2.1 黏聚力分析

黏聚力是表征土体颗粒间的吸附力,图3为土体的黏聚力随冻融循环次数变化的关系图。根据图3(a)可知,未冻融时,素土初始黏聚力为39.41 kPa。SAC改良后,较素土的黏聚力至少提升2.33倍(5% SAC改良土)。首次冻融后黏聚力也出现大幅度下降现象,当冻融循环达到12次时,素土黏聚力损失率达到42.78%。随着SAC掺量增大,改良土黏聚力损失率依次为39.04%、35.16%、33.62%和31.19%。SAC掺量高于10%时,黏聚力损失率下降趋势变缓。冻胀力引发的土体结构破坏是黏聚力劣化的主因,而SAC水化产物的胶结作用可有效抑制土体结构破坏。

以10% SAC复合不同掺比的SF对比SAC改良材料对盐渍土黏聚力的影响。如图3(b)所示,不同掺比的复合材料改良土黏聚力都明显大于10% SAC改良土的黏聚力。0.7% SF+10% SAC改良土较10% SAC改良土提升了48.69%。当SF掺量超过0.7%后,黏聚力出现明显回落。首次冻融后复合材料改良土的黏聚力也出现大幅度损失,12次冻融后复合材料改良土的黏聚力损失率分别为25.21%、24.36%、22.97%、21.35%和25.60%,较10% SAC改良土的黏聚力损失率至少减小9.56%,这是因为交错的纤维阻碍了冰晶生长,同时水化产物对SF和土颗粒的包裹联结作用优化了土颗粒孔隙结构。SF掺比为0.7%时,复合材料改良土黏聚力的损失率最小。

2.2.2 内摩擦角分析

内摩擦角表征土颗粒间需要克服的滑动摩擦与咬合摩擦,图4为土体的内摩擦角随冻融循环次数变化关系图。随SAC掺量的增加,土体内摩擦角呈现出逐渐增大趋势,但增长幅度相对较小[图4(a)]。与黏聚力在冻融过程中劣化规律不同,土体的内摩擦角随循环次数的增加波动变化。这可能是因为具有早强特性的SAC养护14 d后土体内部的水化反应并未完全终止,冻融循环过程中仍有水化产物生成,在损伤与修复的交替作用下,SAC改良土的内摩擦角呈现波动变化。在实际工程中,内摩擦角的波动性可能会扩大工程安全的不确定性。

对于复合材料,未冻融时0.7% SF+10% SAC改良土已远超10% SAC改良土的内摩擦角[图4(b)]。这是因为当土体进入剪切屈服阶段时,SF通过桥接作用约束潜在剪切面的颗粒间相对位移并且SF表面微凹凸面与SAC水化产物会形成互锁结构强化咬合作用从而增大土体的内摩擦角。冻融后,复合材料改良土的内摩擦角与冻融循环次数总体呈负相关关系。冻融造成SF周围孔隙连通化,导致SF约束土颗粒间相对位移的能力持续衰减,使复合材料改良土内摩擦角逐渐减小。0.7% SF+10% SAC改良土仍表现出更强抗冻性。

2.3 XRD分析

图5为不同掺比SAC改良土的XRD图谱。测试采用1 (°)/min的扫描速率,扫描范围为5°~90°。SAC主要以石灰石、矾土、石膏($\mathrm{C} \overline{\mathrm{~S}} \mathrm{H}_{2}$)为原料,经高温煅烧会形成以无水硫铝酸钙($\mathrm{C}_{4} \mathrm{~A}_{3} \overline{\mathrm{~S}}$)、硅酸二钙(C₂S)和铝酸三钙(C₃A)为主的熟料^[22]。当$\mathrm{C} \overline{\mathrm{~S}} \mathrm{H}_{2}$充足时,在水介质中会发生式(1)~式(4)的化学反应^[23]。其中,细长状的钙矾石($\mathrm{C}_{6} \mathrm{~A} \mathrm{SH}_{32}, \mathrm{AFt}$)构筑土体的主体骨架,铝胶(AH₃)和水化硅酸钙(C-S-H)则主要增强土体骨架结构的胶结强度。

(1)3C₄A₃$\stackrel{-}{\mathit{S}}$+2C$\stackrel{-}{\mathit{S}}$H₂+34H→3C₆A$\stackrel{-}{\mathit{S}}$H₃₂+2AH₃(gel)

(2)$2 \mathrm{C}_{2} \mathrm{~S}+2 \mathrm{H} \rightarrow \mathrm{C}-\mathrm{S}-\mathrm{H}(\mathrm{I})+\mathrm{CH}$

(3)AH₃$\left(\mathit{g}\mathit{e}\mathit{l}\right)+3\mathit{C}\mathit{H}+3\mathit{C}\stackrel{-}{\mathit{S}}{\mathit{H}}_{2}$+20H→3C₆A$\stackrel{-}{\mathit{S}}$H₃₂

(4)C₃$\mathit{A}+3\mathit{C}\stackrel{-}{\mathit{S}}{\mathit{H}}_{2}$+26H→C₆A$\stackrel{-}{\mathit{S}}$H₃₂

(5)2C₃A+C₆A$\stackrel{-}{\mathit{S}}$H₃₂+4H→C₄A$\stackrel{-}{\mathit{S}}$H₁₂

对比素土与SAC改良土的XRD谱发现,不仅出现了AFt的衍射峰,还出现了层状结构的单硫型水化硫铝酸钙($\mathrm{C}_{4} \mathrm{~A} \overline{\mathrm{~S}} \mathrm{H}_{12} \text {, AFm }$)衍射峰。这是因为当$\mathrm{C} \overline{\mathrm{~S}} \mathrm{H}_{2}$不足时,剩余的C₃A会继续与AFt反应生成AFm,反应式如式(5)所示^[24]。根据水化产物的生成顺序可知,AFt主要在反应前期迅速形成,为土体提供早期强度支撑。而AFm则主要在后期生成,通过密实微观结构等起到持续强化的作用。

2.4 应变类型及脆性指数分析

2.4.1 应变类型分析

图6为冻融前土体的剪应力-剪切位移关系曲线。对于未冻融素土,随着剪应力的增加,颗粒重新排列并趋向更稳定的密实状态,颗粒间的吸附力和摩擦阻力提高,使剪应力随剪切位移增大而增加[图6(a)],从而表现为应变硬化。相比之下,SAC改良土则表现出不同应力响应:随着剪切位移的不断增大,剪应力达到峰值后下降[图6(b)]。这是因为当剪应力达到峰值后,水化产物的无序分布诱发局部应力显著集中^[25],叠加晶体固有的脆性特征^[26],导致土体抗剪切破坏能力下降,从而表现为应变软化。根据图6(c)~图6(g)可知,SF的掺入并不会改变SAC改良土的应变类型。

由于冻融循环对土体结构具有持续性破坏作用,因此可通过分析12次冻融循环后土体的剪应力-剪切位移曲线,探究冻融作用是否会引起土体应变类型的变化。图7是冻融循环后土体的剪应力-剪切位移曲线图。将图6与图7对比分析后发现,冻融循环作用虽不会改变土体的应变类型,但经历冻融循环作用后素土的应变硬化行为有所减弱。SAC改良土和复合材料改良土的应变软化行为更加明显。

2.4.2 脆性指数分析

脆性指数是表征土体脆性程度的关键指标,脆性程度与应变软化有关,所以脆性指数又称作应变软化系数,其定义为峰值强度与残余强度之差与峰值强度的比值。表6为冻融前不同垂直应力下改良土的脆性指数变化情况。随着垂直应力的增大,改良土的脆性指数均出现不同程度的降低,在剪应力-剪切位移关系曲线上表现为曲线软化幅度减小。随着复合材料中SF掺量的增加,不同垂直应力下土体的脆性指数逐渐下降,表明SF有效弥补了SAC改良材料在脆性方面的不足,增强了改良土在破坏过程中的能量吸收能力,促使土体破坏模式向延性方向发展。然而,当SF掺量超过0.7%时,由于SF发生团聚,脆性指数反而有所增加。经历冻融循环后,改良土在不同垂直应力下的脆性指数均出现增大现象(表7),但复合材料仍表现出较好的脆性抑制能力。

3 SEM结果分析

3.1 定性分析

土体强度与微观结构参数变化之间有着良好的一致性^[27]。相较于其他掺比,10% SAC及0.7% SF+10% SAC改良土冻融后抗劣化效果显著,具有较高的对比性。因此分析其冻融前和12次冻融后土体的微观结构,图8为放大1 000倍的土体SEM图像。由图8(a)、图8(d)可知,冻融循环使土体孔隙结构呈劣化趋势变化,主要表现为架空孔隙扩展与贯穿孔隙的形成。这导致土体结构由致密态向松散态转化,从而表现为土体宏观强度衰减。离散片状土块的存在虽可产生局部强化作用,但其对整体强度的提升效果微弱。此外,土颗粒的接触方式趋于点-面接触发展。由于面-面接触能够均匀分散和传递外部荷载,有效抑制颗粒间的相对滑动与转动,因此这种接触方式的变化削弱了土体的结构稳定性,从而进一步降低了土体强度。相比之下,SAC改良土冻融前的孔隙类型主要为镶嵌孔隙,接触方式主要为面-面接触[图8(b)]。这种密实结构使得SAC改良土具有较高的初始强度。经历冻融循环后,尽管SAC改良土也发生了孔隙结构改变、颗粒接触方式调整[图8(e)]。但结构性损伤程度相对有限。这主要由于SAC水化形成的胶结物有效抑制冰晶膨胀,这种受限的结构损伤使得改良土强度劣化较小。

相较于单掺SAC改良土,复合材料改良土除SAC水化产物的胶结与填充作用外,还在孔隙内部形成了纤维桥接效应[图8(c)]。经历冻融作用后,土样虽出现局部贯穿孔隙,但SF在孔隙内形成的桥接作用对裂隙扩展产生物理约束作用[图8(f)]。同时,水化产物对土颗粒间的胶结作用依然存在。从而有效抑制了冻融循环作用导致的土体强度劣化,增强抗冻性。

3.2 孔隙率定量分析

将土颗粒间的孔隙分为大(d>32 μm)、中(8 μm<d≤32 μm)、小(2 μm<d≤8 μm)、微(d≤2 μm)孔隙(d为孔隙直径),统计不同直径的孔隙数量,从而建立3D柱形图,如图9所示。素土未冻融时[图9(a)],总孔隙率为30.73%,大孔隙率为0.21%,12次冻融后总孔隙率增大19.72%,而大孔隙率减小0.06%,小孔隙及微孔隙率均表现出明显上升(小孔隙率和微孔隙率分别增大3.05%、16.31%)。这是因为土体在经历冻结时,水分从未冻区向冻结区迁移,并在冻结区形成冰晶,随着冻融次数的增加,这种迁移和冰晶的形成-融化过程反复进行,导致土体孔隙结构发生变化,冰晶的膨胀和融化会破坏原有的土体结构,使大孔隙被挤压变成小孔隙及微孔隙。土体的大孔隙率虽有下降,但总孔隙率在冻融后却有显著提高并且冰晶破坏了土体结构,从而降低了土体强度。而SAC改良土未冻融时总孔隙率、大孔隙率分别为22.70%、0.05%,冻融后总孔隙增加3.09%,大孔隙率下降0.02%[图9(b)]。尽管SAC改良土在冻融过程中仍会受到水分迁移对土体结构的破坏影响,但由于其水化产物(如C-S-H)具有良好的填充性,使土体孔隙率远小于素土,增强了土体抵抗变形的能力。因此宏观上表现为SAC改良土强度大于素土。复合材料改良土较冻融后SAC改良土的总孔隙率减小8.60% [图9(c)]。这是由于SF通过桥接作用约束微裂隙扩展并减少新生孔隙形成,呈现出更致密的微观形貌,从而改善了土体的抗冻性。

3.3 孔隙丰度定量分析

孔隙丰度是指孔隙的短轴与长轴之比,值越大表明孔隙越接近圆形^[28]。图10为土体孔隙丰度在各区间的数量占比分布图,土体孔隙丰度值主要集中在0.4~0.5和0.9~1.0两个区间,又以0.9~1区间居多。对于曲线整体而言,土体的孔隙丰度分布曲线重合度较高,各区间数量占比的变化幅度较小。表明孔隙丰度对土体宏观力学强度的影响可能相对有限。

4 结论

(1) SAC对盐渍土的改良效果明显,10% SAC改良材料不仅具有较高的经济性,同时改良土冻融后抗劣化效果显著。掺入SF后发现,最佳掺比的复合材料(0.7% SF+10% SAC)改良土的各项力学特性参数值明显优于单掺10% SAC改良土,并且在冻融条件下其力学特性参数值损失率最小。

(2) 土体的UCS和黏聚力与冻融循环次数呈负相关关系,而SAC改良土的内摩擦角在冻融作用下呈波动变化,内摩擦角的波动性可能会扩大工程安全的不确定性。SF与10% SAC复合后,内摩擦角在冻融作用下表现出明显规律。

(3) SAC的水化产物使土体的应变类型由应变硬化转变为应变软化,而SF有效弥补了SAC改良材料的脆性缺陷,使土体破坏过程向延性破坏发展。经历冻融循环后,改良土的脆性指数都出现不同程度增大,但复合材料仍保持较好的脆性抑制作用。

(4) 冻融循环作用导致盐渍土孔隙类型、土颗粒间接触方式和总孔隙率向不利于土体强度方向发展。而SAC改良土冻融后土体结构性损伤程度相对有限,总孔隙率增幅低,颗粒间仍保持稳定接触。SAC的水化产物与SF桥接效应的协同作用使复合材料改良土具有更优的孔隙结构。因此,宏观上表现为更高的力学特性参数值和抗冻性。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

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中国铁路青藏集团有限公司科技研究开发计划(QZ2022-G07)

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2025-08-05	2026-05-08	2025-11-26
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2026-08-06

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