胡 磊，张 云，史卜涛，于 军，龚绪龙

(1.南京大学地球科学与工程学院,江苏 南京 210046;2.江苏省地质调查研究院，江苏 南京 210018)



重塑黏土抗拉特性试验研究

胡 磊1，张 云1，史卜涛1，于 军2，龚绪龙2

(1.南京大学地球科学与工程学院,江苏 南京 210046;2.江苏省地质调查研究院，江苏 南京 210018)

利用应变控制式拉伸试验仪研究重塑黏性土的单轴抗拉特性，探究了含水率、干密度、高径比对试样应力应变曲线、抗拉强度、峰值应变以及拉伸能量的影响，并分析了其内在机理，讨论了土体抗拉强度的来源。试验结果表明：(1)含水率和干密度对抗拉强度影响很大，呈线性相关，具体表现为：含水率升高，抗拉强度先增大后减小；干密度越大，抗拉强度越大。在高径比相同的情况下，高度和直径的变化对抗拉强度影响不大；(2)峰值应变由应力应变曲线形态决定，因而主要受土样的抗拉强度、可塑性以及破坏方式影响；(3)应力应变曲线大致可分为四类，曲线形态各不相同；(4)拉伸能量由应力应变曲线形态决定。含水率影响试样的抗拉强度和塑性，干密度影响试样的抗拉强度和内部结构，因而两者对拉伸能量的影响很大。高径比不变时，试样高度和直径的变化对拉伸能量影响不大。

重塑黏土；抗拉强度；应力应变曲线；峰值应变；破坏能量

土体强度的研究主要集中在土的抗压强度和抗剪强度这两方面，对土的抗拉强度研究很少，往往被忽略。这一方面是因为实际工程中土体一般不作为抗拉材料，而且其抗拉强度值通常较低，另一方面是土体抗拉强度的测试较为困难。然而实际工程中土体拉伸破坏往往是导致土体开裂的一个重要因素，如地基不均匀沉降引起的拉伸裂缝[1]、挡土墙后土体的张拉裂缝、堆石坝黏土心墙的水力劈裂[2]等。随着工程建设的发展，土体抗拉强度研究逐步得到重视，已成为一个不容忽视的研究方向。

目前关于土体抗拉强度的测定尚没有一个标准、统一的方法。从对试样的加载情况看，主要有直接对试样施加轴向拉力测定其抗拉强度的三轴拉伸、单轴拉伸等直接试验方法以及通过对试样施加压力、弯矩，然后根据一定的假设条件计算得到抗拉强度的土梁弯曲[3]、径向压裂[4]、轴向压裂[5]等间接试验方法。间接试验法操作简单，但其计算结果一般是在一定假设和理想力学模型基础上得到的，与实际情况不符；直接法可以直接测量土体的抗拉强度，并得到试样的应力应变曲线，缺点是操作要求高，端部易产生应力集中现象[6]。

国外早在二十世纪五十年代开始对土体抗拉特性进行研究，起初研究重点在抗拉强度的测定方法上。Haefeli[7]最先用冻结端头的方法对饱和黏土进行直接拉伸试验，随后Tchbotarioff[8]采用单轴拉伸实验、Narain和Rawat[9]采用巴西劈裂实验、Parry[10]等用三轴实验以及Hasegawa和Ikeuti[11]、Kezdi[12]等都分别展开了土体抗拉强度研究，实验方法和仪器不断改进。

国内直到1973年才开始进行黏性土抗拉特性的研究。清华大学水利系采用化学试剂黏结端部的单轴拉伸方法[13]测定红黏土的抗拉特性。随后国内学者将重点放在了实验装置的改进以及对不同土类(包括特殊土)的抗拉特性研究上。沈新慧[14]运用单轴拉伸和巴西劈裂实验研究红黏土的抗拉特性，发现含水率和干密度对其影响明显；李广信[15]等改进了垂向拉伸仪设计出单向水平拉伸试验装置，通过砝码对长方体试样施加荷载；党进谦[16]在研究黄土的抗拉特性时，通过对直剪仪进行改装成功研发了应变控制卧式单轴土工拉伸仪。张辉等[17]设计了一套能够安装在电子万能试验机上的夹具进行单轴拉伸实验，研究击实砾质土的抗拉特性。近几年来，粒间吸力对抗拉强度的影响成为研究的热点，包括基质吸力[18]、湿吸力[19]、可变结构吸力[20]等。

目前对黏性土拉伸特性的研究主要集中在其抗拉强度上，而对拉伸过程中的应力应变曲线及对应的拉伸能量的研究还相对较少，同时研究涉及的含水率和干密度的变化范围较小，不能完整的呈现其对黏性土拉伸特性的影响。本文在前人研究基础上，由三轴剪切仪改装的应变控制式拉伸试验仪[21]，从能量的角度分析黏性土在不同含水率、干密度以及高径比下的抗拉特性，研究从天然含水率到液限含水率以及不同干密度和高径比之间土样的抗拉强度及其应变能密度变化规律，探讨了土体抗拉特性的内在机理。

1 试样制备及试验方案

试验所用土样由南京某地区下蜀土的重塑黏土制备，粒径均小于0.25 mm，其基本参数如表1所示。

表1 土样基本参数

将风干土颗粒过筛，根据所需含水率加入适量水充分混合并置于密封袋里静置24 h，待水分分布均匀后根据设定干密度取相应质量的土置于两瓣膜里通过千斤顶式推土器压制成高8 cm、横截面积12 cm2的圆柱体试样。试样的含水率变化范围为8%～28%；干密度则分别为1.29、1.38、1.47、1.56、1.65、1.74、1.83 g/cm3。通过不同尺寸的两瓣膜制备不同高度和直径的土样，具体尺寸参数如表2所示。

表2 不同高径试样尺寸参数

当含水率变化时，干密度固定为1.56 g/cm3、高径分别为80 mm和39.1 mm，共11组试验；当干密度变化时，含水率固定为18%、高径分别为80 mm和39.1 mm，共7组试验；当高径变化时，含水率固定为18%、干密度固定为1.56 g/cm3，共4组试验。

将试样用强力胶水黏结于单轴拉伸试验仪的上端帽和底座之间，以0.012 mm/min的速率拉伸试样。当拉伸到一定程度时，土样上出现细小的水平裂纹，裂纹位置一般在靠近上下两底面或中间位置。裂纹逐渐扩展成缝并继续扩张直至土样上下分离成两个部分。

从实验过程中观测到的破坏过程看，土体拉伸有两种破坏形式：脆性破坏和塑性破坏。脆性破坏的试样在应力增加到大于土体抗拉强度的瞬间破坏，试样突然断裂，数显仪读数在短时间内大幅度变化，破坏面较为平整。塑性破坏的试样在应力大于土体抗拉强度时先出现多条细微缝隙，然后这些缝隙逐渐扩大，裂纹加深，直至断裂，其特点是裂缝多，破坏面极不平整。试验中由于端部应力集中而导致试样在端部断裂，且断裂面并不全在土体中发生，靠近端部的一面有的部位没有土或者是风干的胶水，出现这种情况表明实验失败，需重新制取土样再次实验。

2 试验结果及分析

2.1 应力应变曲线特性

图1是干密度为1.56 g/cm3、高径分别为80 mm和39.1 mm、含水率不同的试样的应力应变曲线。从曲线的上升和下降趋势来看可分为三种类型的曲线，分别以10%、18%、24%含水率为代表性曲线进行分析。

图1 不同含水率下的土样拉伸应力应变曲线图Fig.1 Tensile stress- strain curves of soil samples with different moisture content

Ⅰ型曲线如图2(a) 所示，其上升段AB较为陡峭，说明试样所受拉应力随应变的增加而快速增加，试样处于弹性受拉阶段。下降段分为两部分，BC段试样处于弹塑性破坏阶段，试样裂纹不断增加，拉应力随应变增加快速减小；CD段试样基本拉断，进入塑性破坏阶段，拉应力随应变增加缓慢减小。这类曲线主要出现在含水率较小的情况下，即8%～16%含水率的试样对应的曲线。

图2 应力应变曲线图Fig.2 Tensile stress- strain curve of soil samples with a moisture content of 10%, 18% and 24% and a dry density of 1.56 g/cm3

Ⅱ型曲线包括含水率为18%和20%的两条曲线。18%含水率土样的应力应变曲线如图2(b)所示，其受拉过程可分为五个阶段，每个阶段曲线特征均不同：AB段，试样所受拉应力随应变快速增长，试样处于弹性受拉阶段；BC段，试样所受拉应力随应变较快增长，增长幅度小于弹性受拉阶段，此时试样处于弹塑性受拉阶段，试样开始出现塑性变形，同时也有弹性变形，直至试样达到抗拉强度；CD段，试样开始破坏，所受拉力随应变较快下降，此时试样为弹塑性破坏，出现小的缝隙并且不断扩大加深；DE段，试样所受拉力随应变快速下降，土样裂缝不断加深直至断裂；EF段，试样完全破坏，所受拉力随应变较慢下降，试样破坏直至完全断开。

Ⅲ型曲线其特点是上升段和下降段均较为平稳(图2(c))。当含水率在较高(22%～28%)时，在拉伸情况下试样内部结构主要发生塑性变形，因而表现为试样所受拉应力随应变缓慢平稳变化。

土所处的稠度状态，一般用液性指数IL表示:

(1)

式中：IL——液性指数；ω——试样的含水率；ωP——土的塑限；ωL——土的液限。

根据稠度指标IL的大小，黏性土的物理状态可分为：坚硬(IL≤0)、硬塑(0

通过表1可以计算出各含水率土样的液性指数，从而得到土样的稠度状态：含水率在8%～16%的土为坚硬土，18%和20%的土样为硬塑土，22%～28%的土样为可塑土，分别与Ⅰ型、Ⅱ型、Ⅲ型曲线的含水率范围对应，因而Ⅰ型曲线可称为坚硬型曲线，Ⅱ型曲线可称为硬塑型曲线，Ⅲ型曲线可称为可塑型曲线。当含水率大于28.55%时，该黏性土处于软塑状态，轻轻挤压即出水，因而无法制成土样。

不同干密度试样的拉伸应力应变曲线如图3(a)所示，其中土样的含水率为18%，高径分别为80 mm和39.1 mm。曲线的上升段均较为平稳，其应力随应变增加速率随着干密度的增大而增大。根据下降段的不同特征，可将曲线分为三类：第一类曲线可称作Ⅳ型曲线，包括干密度为1.65 ～1.83 g/cm3的三条曲线，其上升过程迅速，试样呈现出其拉应力随应变增大而快速增长的弹性受拉变形；其下降阶段分为两个阶段，第一阶段为脆性破坏阶段，试样内部应力超出抗拉强度后立即断裂，破坏过程短而迅速，试样所受拉应力瞬间急速下降；第二阶段为弹塑性破坏，试样从结构破坏过渡到完全破坏，所受拉应力随应变增加缓慢减小直至试样完全断开。根据破坏类型，Ⅳ型曲线也可成为脆性破坏型曲线。第二类曲线上升阶段与第一类相似，但拉应力增长速度不及第一类曲线。第二类曲线包括干密度为1.38 ～1.56 g/cm3的三条曲线，曲线特征与Ⅱ型曲线一致。第三类曲线为干密度1.29 g/cm3的试样的应力应变曲线，由于干密度太小，表现为缓慢上升和缓慢下降的趋势，与Ⅲ型曲线一致。

图3 不同干密度和不同尺寸试样下的应力应变曲线图Fig.3 Tensile stress- strain curves of soil samples with different dry densities and different heights and diameters

图3(b)为不同尺寸试样所得的应力应变曲线，土样的含水率为18%，干密度为1.56 g/cm3。根据曲线形态，将其可分为三类：第一类是横截面直径为39.1 mm、50.5 mm的两条曲线，曲线特征与Ⅱ型曲线一致；第二类是横截面直径为61.8 mm的曲线，其特征同Ⅰ型曲线；第三类是横截面直径为101 mm的曲线，曲线变化趋势同Ⅳ型曲线，拉应力达到土体抗拉强度后，试样立即断裂，破坏过程迅速。

在不同含水率、干密度以及高度和直径的条件下，试样的应力应变曲线可分为四类：Ⅰ型曲线特点是上升段陡峭，下降段分为两段，拉应力先随应变增加迅速下降，随后缓慢下降。这类曲线一般出现在含水率低、高度和直径适中的试样中。Ⅱ型曲线特点是整个破坏过程分为五段，拉应力随应变增加在试验初期近似线性上升以及拉断初期近似线性下降，其余阶段上升或下降过程较缓慢。含水率、干密度适中的试样呈现出此类应力应变曲线。Ⅲ型曲线往往出现在含水率高、干密度小的试样中，其特点是上升段和下降段均较为平缓。Ⅳ型曲线特点是试样内部应力超出抗拉强度后立即断裂开来，破坏过程短而迅速，表现为曲线的下降段呈断崖式，随后拉应力随应变增加缓慢下降。这类曲线出现在干密度大、高度和直径大的土样中。

2.2 抗拉强度

取试样应力应变曲线上的峰值应力作为试样的抗拉强度。图4(a)为不同含水率土样的抗拉强度。随含水率增加，试样的抗拉强度经历了一个先增大后减小的过程，分别对两段用直线拟合，相关系数均在0.96以上，并且上升段拟合直线的斜率绝对值大于下降段。这说明在含水率低于一定值时，土样抗拉强度随含水率的增大而线性增大；当含水率大于这个定值时，其抗拉强度随含水率的增加而线性减小，并且前者比后者的变化速率大。图4(b)为不同干密度土样的抗拉强度。随着干密度的增加，其抗拉强度也随之增加，用直线拟合，相关系数达到0.99以上。这说明对于一定含水率的试样，其抗拉强度随干密度的增大而线性增大。图4(c)为不同尺寸土样的抗拉强度。当高径比等于2时，抗拉强度几乎一致；当高径比为2.4时，抗拉强度较高径比为2的试样稍大。

2.3 峰值应变

峰值应变是指当土样受到最大拉应力时对应的应变。由图4(d)～(f)可以看出，对于干密度一定的土样，峰值应变曲线随含水率的增加经历了先缓慢后迅速的上升并最终下降的过程，分别对上升的两段以及下降段用直线拟合，相关系数均在0.97以上，并且其拐点分别在塑限含水率和液限含水率附近。对于含水率一定的土样，峰值应变随干密度的增大而增大；同时由图4(d)～(f)的应力应变曲线可以看出，当干密度大于1. 65 g/cm3时，土样发生脆性破坏，因而对应的峰值应变减小。对于不同尺寸的土样，高度和直径越大，峰值应变越小。

图4 抗拉强度、峰值应变和拉伸能量随含水率、干密度和高度及直径的变化Fig.4 Change in the tensile strength， the peak strain and the tensile strain energy density with moisture content, dry density and sample size

对比不同干密度、含水率和高度及直径土样的峰值应变图可以看出，含水率对土样的峰值应变影响更大，这是由于含水率直接改变着土体的可塑性，可塑性越高的土受拉时产生的塑性变形越大，因而峰值应变更大。而干密度则影响土体的破坏方式，脆性破坏比塑性破坏的峰值应变小。

2.4 峰值应变能密度和极限应变能密度

拉伸试验仪在拉伸土样时会对土样做功，忽略拉伸过程中的动力效应和温度效应，土样在拉伸过程中的应变能增加等于外力所做的功。单位体积土样的应变能为应变能密度，由于土样所受拉应力不断变化，因此其应变能密度为:

(2)

式中：E——应变能密度；ε——土样的应变；σ——土样受到的拉应力。

在应力应变曲线图中，应变能密度即为曲线和横轴围成的面积，可分为峰值应变能密度和极限应变能密度。峰值应变能密度为试样所受拉应力达到最大值时应力应变曲线和横轴围成的面积，而极限应变能密度为应变达到极限应变、拉应力变成零时应力应变曲线和横轴围成的面积，如图5所示。

图5 拉伸能量示意图Fig.5 Peak and ultimate strain energy density

图4(g)为对不同含水率试样的应变能密度，峰值应变能密度一开始随含水率增大而增大，当含水率在14%～24%时，峰值应变能密度变化不大，之后随含水率增大而减小，这说明将含水率为14%～24%的试样拉断所需的能量较大，而含水率过大或者过小的试样被拉断所需的能量较小。极限应变能密度随含水率的增加则经历了一个先增大后减小再增大再减小的过程。

图4(h)为不同干密度试样的应变能密度。峰值应变能密度和极限应变能密度曲线变化趋势几乎一致，都是随干密度的增大而先增大后减小，这表明在此条件下，干密度1.65 g/cm3的试样所受拉应力达到抗拉强度以及被拉断时所需的能量最多。

图4(i)为不同高度和直径的试样拉伸应变能密度。当高径比大于等于2时，试样拉断所需的能量变化不大，随高径增大而略微减小。

对比图4可看出，含水率和干密度对试样的峰值应变能密度和极限应变能密度影响更大，而高径比的影响相对较小。

3 机理分析

3.1 抗拉强度

如图6，试样含水率的增加可分为两个阶段。第一阶段是结合水膜的形成阶段，对应土体含水率为8%～14%，此时黏性土样处于坚硬状态。由于黏土颗粒带负电荷，随着含水率增加，土颗粒吸附水中的阳离子，使相邻土颗粒形成公共结合水膜。这一过程即结合水联结作用增加了土的固有凝聚力，宏观表现为土样的抗拉强度随含水率的增加而增大。第二阶段为结合水膜发育变厚阶段，对应土体含水率为16%～28%，黏性土样由坚硬过渡到硬塑再到可塑状态。随着土中含水率增加，一方面结合水膜增厚，在结合水的楔入压力作用下，土颗粒分散，结合水联结作用减弱；另一方面，当含水率继续增加至土样呈可塑状态时，土中孔隙不断充水，毛细管弯液面开始减少，毛细作用减弱直至消失。因而土体的抗拉强度随含水率先增大后减小。当含水率一定时，干密度越大，土颗粒接触越紧密，土粒间咬合作用越强，接触面积越大，内部结构越紧固，因而固有凝聚力越高，土的抗拉强度越大。

图6 黏土颗粒接触形式Fig.6 Contact forms of clay particles

3.2 峰值应变

对于不同含水率土样，峰值应变主要由土体抗拉强度和可塑性控制。当含水率小于塑限，土体处于坚硬状态时，抗拉强度随含水率增加而增大，土体无可塑性，因而峰值应变缓慢变大。当含水率大于塑限，土体处于硬塑状态时，虽然抗拉强度在减小，但土体的可塑性快速增加，因而峰值应变呈现较快增长。当含水率接近液限，土体处于可塑状态时，土体可塑性增加不再显著，抗拉强度对峰值应变的影响占主导，因而峰值应变呈下降趋势。

对于不同干密度土样，在含水率一定时，峰值应变主要由土体抗拉强度和破坏方式控制。当土体干密度小于等于1.56 g/cm3时，土体为塑性破坏，抗拉强度随干密度增大而增大，因而峰值应变也随之增大；当干密度大于等于1.65 g/cm3时，土体转为脆性破坏，干密度越大，脆性破坏越剧烈，因而峰值应变随之减小。

3.3 拉伸应变能

土的拉伸应变能密度由其应力应变曲线的形态决定，因而峰值应变能密度主要受试样所受拉应力和峰值应变影响，极限应变能密度主要受拉应力和极限应变影响。极限应变主要取决于土的破坏方式以及可塑性。对于低含水率即坚硬状态土样，随着含水率的升高，抗拉强度、峰值应变以及极限应变增大，因而拉伸应变能密度增大；当含水率适中、土样处于硬塑状态时，峰值应变增大而抗拉强度降低，受应力应变曲线形态影响，峰值应变能密度几乎不变，极限应变能密度先减小后增大；当含水率较大、土样处于可塑状态时，抗拉强度大幅减小，峰值应变减小，极限应变无显著变化，因而拉伸应变能密度减小。

对于不同干密度试样，随着干密度的增大，试样所受拉应力和峰值应变增大，而受破坏方式的影响，当干密度大于1.65 g/cm3时，土体变为脆性破坏，因而峰值应变减小，所以拉伸应变能密度表现为随干密度的增大而先增大后减小。

4 结论

(1)含水率和干密度对抗拉强度影响很大，呈线性相关，具体表现为：含水率升高，抗拉强度先增大后减小；干密度越大，抗拉强度越大。在高径比相同的情况下，高度和直径的变化对抗拉强度影响不大。

(2)峰值应变由应力应变曲线形态决定，因而主要受土样的抗拉强度、可塑性以及破坏方式影响。

(3)应力应变曲线大致可分为四类：Ⅰ型曲线上升段陡峭，下降段分为两段；Ⅱ型曲线上升段和下降段均分为两段；Ⅲ型曲线上升段和下降段均较为平缓；Ⅳ型曲线特点是试样内部应力超出抗拉强度后立即断裂开来，下降段呈断崖式。

(4)拉伸应变能密度由应力应变曲线形态决定。含水率影响试样的抗拉强度和可塑性，干密度影响试样的抗拉强度和内部结构，因而两者对拉伸应变能密度的影响很大。高径比不变时，试样高度和直径的变化对拉伸应变能密度影响不大。

[ 1] 李广信. 高等土力学[M]. 北京：清华大学出版社，2004.[LI G X. Advanced soil mechanics[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 2004.(in Chinese)]

[ 2] 殷宗泽, 朱俊高, 袁俊平, 等. 心墙堆石坝的水力劈裂分析[J]. 水利学报,2007,37(11):1348-1353.[YIN Z Z, ZHU J G, YUAN J P,etal. Hydraulic fracture analysis of rock- fill dam with core wall[J]. Journal of Hydraulic Engineering,2007,37(11):1348-1353.(in Chinese)]

[ 3] AJAZ A, PARRY R H G. Stress- strain behaviour of two compacted clays in tension and compression[J]. Geotechnique, 1975, 25(3): 495-512.

[ 4] BARZEGAR A R, OADES J M, RENGASAMY P,etal. Tensile strength of dry, remoulded soils as affected by properties of the clay fraction[J]. Geoderma, 1995, 65:93-108.

[ 5] FANG H Y, CHEN W F. Further study of double- punch test for tensile strength of soils[C]//Proc. 3rd Southeast Asian Conf. Soil Eng C ASCE, 1972: 211-215.

[ 6] 李积彦, 何昌荣, 唐辉. 黏性土抗拉强度试验对比研究[J]. 路基工程,2007,12(2):104-105.[LI J Y, HE C R, TANG H. Comparative study on the tensile strength tests of cohesive soil[J]. Subgrade Engineering, 2007, 12(2): 104-105. (in Chinese)]

[ 7] Haefeli R. Investigation and measurements of shear strength of saturated cohesive soil[J]. Geotechnique, 1951, 2(3): 186-208.

[ 8] Tschebotario f f, Gc P R E Ward, Dephilippe A A. The tensile strength of distributed and recompacted soils, proceedings of the third international conference on soil mechanics and foundation engineering[J]. International Society for Soil Mechanics and Foundation Engineering, 1953(1):207-210.

[ 9] Narain J，Rawat P C.Tensile Strength of Compacted Soils[J].Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division，ASCE，1970，96(6):2185-2190.

[10] Parry R H G. Triaxial Compression and Extension Tests on Remolded Saturated Clay[J]. Geotechnique, 1960, 4(10): 160-180.

[11] Hasegawa H, Ikeuti M. On the tensile strength test of disturbed soils[C]//Rheology and Soil Mechanics/Rhéologie et Mécanique des Sols. Springer Berlin Heidelberg, 1966: 405-412.

[12] Kezdi A. Tensile and flexural strength of earth dam materials[J]. Transactions of the Eleventh International Congress on Large Dams, 1973(1):165.

[13] 土石坝抗裂研究小组. 黏性土抗拉特性的测量和对土石坝裂缝的初步研究[J]. 清华大学学报:自然科学版, 1973(3): 61-71.[Research Group on Prevention Against Cracking of Earth Dams. Measurement of tensile characteristics of cohesive soils and preliminary investigation on cracking of Earth and rock- fill dams[J]. Journal of Tsinghua University(Science and Technology),1973(3):61-71.(in Chinese)]

[14] 沈新慧.压实黏性土的抗拉特性[M].北京:中国水利出版社,1982:63-73.[SHEN X H. Tensile properties of compacted cohesive soil[M]. Beijing: China Hydraulic Press, 1982:63-73. (in Chinese)]

[15] 李广信,陈轮,郑继勤,等.纤维加筋黏性土的试验研究[J].水利学报，1995(6): 31-36.[LI G X, CHEN L, ZHENG J Q,etal. Experimental study on fiber reinforced cohesive soil[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 1995(6):31-36. (in Chinese)]

[16] 党进谦，张伯平，熊永.单轴土工拉伸仪的研制[J].水利水电科技进展，2001，21(5):31-32.[DANG J Q, ZHANG B P, XIONG Y. Development of earthwork elongation apparatus[J]. Advances in Science and Technology of Water Resources,2001,21(5):31-32.(in Chinese)]

[17] 张辉,朱俊高,王俊杰,等.击实砾质土抗拉强度试验研究[J].岩石力学与工程学报，2006，25(2):4186-4190.[ZHANG H, ZHU J G, WANG J J,etal. Experimental study on tensile strength of compacted gravel soil[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2006, 25(2):4186-4190. (in Chinese)][18] 张云，陈梦芸.击实黏土抗拉强度研究[J].水文地质工程地质，2015，42(4)：56-60.[ZHANG Y, CHEN M Y. Tensile strength of compacted clay[J]. Hydrogeology & Engineering Geology,2015,42(4):56-60.( in Chinese)]

[19] 汤连生，王思敬. 湿吸力及非饱和土的有效应力原理探讨[J]. 岩土工程学报，2000，22(1)：83-88.[TANG L S, WANG S J. Absorbed suction and principle of effective stress in unsaturated soils[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2000, 22(1): 83-88. (in Chinese)]

[20] 汤连生. 结构吸力及非饱和土的总有效应力原理探讨[J]. 中山大学学报，2000，39(6)：95-100. [TANG L S. Structure suction and principle of general effective stress in unsaturated soils[J]. Acta Scientiarum Naturalium Universitatis Sunyatseni, 2000, 39(6): 95-100. (in Chinese)]

[21] 张云,王惠敏,鄢丽芬.击实黏土单轴拉伸特性试验研究[J].岩土力学，2013，34(8)：2151-2157.[ZHANG Y, WANG H M, YAN L F. Test research on tensile properties of compacted clay[J]. Rock and Soil Mechanics，2013，34(8)：2151-2157.(in Chinese)]

责任编辑：张若琳

Test research on the tensile properties of remoulded clay

HU Lei1, ZHANG Yun1, SHI Butao1, YU Jun2, GONG Xulong2

(1.SchoolofEarthSciencesandEngineering,NanjingUniversity,Nanjing,Jiangsu210046,China; 2.GeologicalSurveyofJiangsuProvince,Nanjing,Jiangsu210018,China)

The tensile behaviors of remoulded clay are investigated with a strain- controlled tensile apparatus. A lot of tests are conducted in order to evaluate the effects of dry density, moisture content, and ratio of height to diameter on the tensile stress- strain curves, tensile strength, peak stain and tensile strain energy density. The experimental results show that (1) moisture content and dry density have crucial influence on the tensile behaviors of soil. With the increasing moisture content, the tensile strength first increases and then decreases linearly. The tensile strength decreases linearly with the decreasing dry density. Changes in the height and diameter of soil samples have little effect on the tensile strength under the condition of the same ratio of height to diameter. (2) Peak strain is dependent on the shape of the stress- strain curve and is mainly affected by the tensile strength, plasticity and failure mode. (3) The stress- strain curves can be roughly divided into four types according to the curve shape. (4) The tensile strain energy density is determined by the tensile stress- strain curves. Moisture content and dry density have a great effect on the tensile strain energy density because the former affects the tensile strength and plasticity and the latter has an impact on the tensile strength and internal structure. For the soil samples with the same ratio of height to diameter, changes in height and diameter have little effect on the tensile strain energy density.

remoulded clay; tensile strength; stress- strain curves; peak strain; failure energy

10.16030/j.cnki.issn.1000- 3665.2017.04.15

2016- 07- 16;

2016- 09- 10

国家自然科学基金面上项目(41572250)；国土资源部地裂缝地质灾害重点实验室开放课题

胡磊(1993- )，男，硕士研究生，主要从事工程地质专业研究。E- mail：njuhulei@163.com

张云(1965- )，女，教授，博导，主要从事工程地质专业教学与科研工作。E- mail：cloudzhy@sohu.com

P642.11+6； TU413.1

A

1000- 3665(2017)04- 0098- 07