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生物高分子聚合物生态固沙效果初探

童小东, 慈祥, 孙任运

童小东, 慈祥, 孙任运. 生物高分子聚合物生态固沙效果初探[J]. 岩土工程学报, 2025, 47(1): 144-152. DOI: 10.11779/CJGE20221268
引用本文: 童小东, 慈祥, 孙任运. 生物高分子聚合物生态固沙效果初探[J]. 岩土工程学报, 2025, 47(1): 144-152. DOI: 10.11779/CJGE20221268
TONG Xiaodong, CI Xiang, SUN Renyun. Preliminary study on ecological sand fixation effects of biopolymers[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2025, 47(1): 144-152. DOI: 10.11779/CJGE20221268
Citation: TONG Xiaodong, CI Xiang, SUN Renyun. Preliminary study on ecological sand fixation effects of biopolymers[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2025, 47(1): 144-152. DOI: 10.11779/CJGE20221268

生物高分子聚合物生态固沙效果初探  English Version

详细信息
    作者简介:

    童小东(1971—),男,教授,主要从事地基处理、基础工程、基坑工程等领域的教学与科研工作。E-mail: tongxiaodong88@163.com

  • 中图分类号: TU43

Preliminary study on ecological sand fixation effects of biopolymers

  • 摘要: 沙漠化治理是一个全球性的难题。相较于传统的沙漠固沙技术,作为环境友好型固化材料的生物高分子聚合物,不仅能有效胶结沙漠砂以抵抗风蚀作用,还能提高沙漠砂的促生性能以促进植物生长,最终达到利用植被实现永久固沙的效果。基于前述设想,通过表面硬度试验、保水性能试验和植物生长试验研究了黄原胶(XG)、瓜尔胶(GG)以及二者的等质量混合胶(MG)生态固沙的效果。表面硬度试验表明生物高分子聚合物能有效胶结沙漠砂颗粒,质量分数为0.1%的XG、GG和MG溶液分别将沙漠砂的表面压力强度提高了9.4倍、5.3倍和8.0倍;保水性能试验表明生物高分子聚合物对沙漠砂保水性能的提升效果随溶液质量分数的增大而增大,在40℃高温养护条件下,生物高分子聚合物保水性能的比较结果为:XG>MG>GG;植物生长试验表明,在室内条件下,生物高分子聚合物能缩短植物出苗时间、提升植物的出苗率和幼苗高度,明显提高沙漠砂的促生性能。本文的研究初步表明,采用生物高分子聚合物实现生态固沙具备理论上的可行性。
    Abstract: The desertification control is a global challenge. Compared to the traditional desert sand fixation techniques, the biopolymers as environmentally friendly solidification materials can effectively bond desert sand to resist wind erosion and improve its growth promoting properties to promote plant growth, ultimately achieving permanent sand fixation. Based on the aforementioned ideas, the ecological sand fixation effects of xanthan gum (XG), guar gum (GG) and their equal mass mixed gum (MG) are studied through the surface hardness tests, water retention performance tests and plant growth tests. The surface hardness tests show that the biopolymers can effectively bond desert sand particles. The XG, GG and MG solutions with a mass fraction of 0.1% increase the surface pressure strength of desert sand by 9.4, 5.3 and 8.0 times, respectively. The water retention performance tests show that the improvement effects of the biopolymers on the water retention performance of desert sand increase with the increase of solution mass fraction. Moreover, under high temperature curing conditions at 40℃, the comparative results of the water retention performance of the three biopolymers are as follows: XG > MG > GG. The plant growth tests indicate that under indoor conditions, the biopolymers can shorten plant emergence time, increase plant emergence rate and seedling height, and significantly improve the growth promoting performance of desert sand. The preliminary researches indicate that the use of the biopolymers for ecological sand fixation is theoretically feasible.
  • 高温冻土是指由土颗粒基质、冰晶、未冻水和气体组成的温度介于-1.5℃~0℃的土体,通常表现出温度敏感性突出、力学性能低劣等特性,工程中极易引发建构筑物冻土地基产生非均匀沉降变形,甚至会导致上部结构开裂和破坏,严重威胁冻土工程安全设计与施工[1]。因此,研究高温冻土本构模型具有重要工程意义,可为预测高温冻土地层变形特性从而避免工程灾害的发生提供重要手段。

    朱元林等[2]利用大量单轴压缩试验得出冻土应力-应变关系,结合曲线拟合与塑弹性理论建立了单轴压缩本构模型。苗天德等[3]从微观视角出发,定义了压缩过程中的损伤因子,获得了冻土蠕变损伤本构关系。随后,诸多学者基于损伤力学理论,从细微观角度建立了冻土单轴唯像本构模型[4]、细观损伤本构模型[5]、宏细观本构模型[6]、宏微观黏弹塑性本构模型[7]。冻土体常在低围压条件下呈现出应变软化的变形特征,通过CT技术识别冻土内部变形过程中的损伤变量,可以描述冻土体蠕变过程中的损伤特征[8-9]。对不同温度不同应变率下的冻土试件进行冲击压缩试验,可构建动荷载条件下的冻土本构关系[10-11]。将加载-破坏屈服面及统一硬化参数整合,可建立冻土多相多面本构模型[12]。空心圆柱仪试验可以科学量化不同应力水平条件下的冻土变形特征,为复杂应力条件下的本构关系构建提供了重要参考[13]

    对于常规低温冻结,上述研究成果得到的本构模型基本能表征冻土不同应力状态下的力学状态[14-15]。然而对于近相变区的高温冻土,冻结过程中冻结锋面、冰分凝锋面、冻结缘厚度随时间动态变化[16-17]。当高温冻土未冻水含量相对较高时,内部的孔隙水压力增加较大使得作用在土骨架上的有效应力降低,表现出剪胀、应变软化特征;当高温冻土未冻水含量相对较低时,内部的孔隙水压力增加值小于总应力增加值,表现出剪缩、应变硬化特征,因此高温冻土同时存在剪缩、剪胀、硬化和软化特性[18-19]。针对高温冻土,Liao等[20]从强度随机分布出发,建立了可以反映冻土力学性质较强离散性的随机损伤本构模型,但将其作为弹性体的损伤本构模型研究存在一定的缺陷。Lai等[21]从概率论与数理统计的视角出发,定义了材料截面内部的损失变量,提出了高温冻土损伤统计本构模型,但该模型难以对高低围压三轴应力路径下的高温冻土应力应变行为进行统一描述。

    本文考虑黏聚力及内摩擦角的影响,以整体变形εv-lnp曲线对冻土试样变形特征进行表征,建立了能够有效反映高温冻土剪缩、剪胀、硬化和软化特性的本构模型。该模型采用应力路径相关因子对等向固结路径条件下屈服面硬化参数进行修正,获得与应力路径无关的当前屈服面硬化参数,结合临界状态参数推导得到了能够体现高温冻土固有临界特性的参考屈服面硬化参数。自编程序计算了不同围压条件下高温冻土应力应变关系,利用试验数据对本文所构建的双屈服面统一本构模型进行了验证。

    英国剑桥大学Roscoe等[22]从能量方程推导出应力比与应变增量比的关系,结合正交法则、相关联流动法则及等向固结试验确定塑性应力应变关系,于1963年提出了原始剑桥模型。鉴于原始剑桥模型获得的屈服函数在p - q坐标系中与p轴不正交,Roscoe等[23]于1968年提出了塑性势函数(屈服函数)与p轴正交的修正剑桥模型,定义了应力空间内g(p,q)(dεpv,dεpd)的正交条件,表示为

    dpdεpv+dqdεpd=0
    (1)

    荷载作用下塑性变形所消耗的功为

    dWp=pdεpv+qdεpd
    (2)

    考虑到材料破坏时,也即临界状态下有

    qf=M(p+pr)(dεpv=0)
    (3)

    式中:M =6sinφ/(3sinφ)pr=ccotφcφ分别为土的黏聚力和内摩擦角。

    将式(3)代入式(2)可得

    dWp=(p+pr)dεpv+q dεpd=M(p+pr)dεpd=(p+pr)(dεpv)2+(M dεpd)2
    (4)

    整理式(4)可得

    dεpvdεpd=M2(p+pr)2q22(p+pr)q
    (5)

    求解方程(5)可得塑性势函数为

    g=q2+M2(p+pr)2C(p+pr)=0
    (6)

    式中:C为积分常数,C取不同的值可得到不同的塑性势函数。

    本文得到考虑高温冻土黏聚力及内摩擦角的修正剑桥模型塑性势面如图 1所示。

    图  1  塑性势函数
    Figure  1.  Plastic potential function

    采用相关流动法则,当广义剪应力q=0时,令平均正应力p=px,积分常数C=M2(px+pr),高温冻土屈服函数可进一步表示为

    f=q2+M2p(p+pr)M2px(p+pr)=0
    (7)

    变换式(7),并对两边取自然对数可得

    ln[1+q2M2p(p+pr)]=lnpxlnp
    (8)

    将高温冻土的等向固结试验(σ1=σ2=σ3)结果绘制在εv - lnp坐标系中,如图 2所示,回弹再加载曲线的斜率为κ,记等向固结曲线NCL为

    εv=φlnp
    (9)
    图  2  εv-lnp平面中等向固结线NCL
    Figure  2.  Normal consolidation line in εv-lnp plane

    对式(9)进行微分可得

    dεv=φ(lnp)dlnp
    (10)

    弹性体积应变变化量为

    dεev=κdlnp
    (11)

    综合式(10),(11),得到塑性体积应变变化量为

    dεpv=dεvdεev=(φlnpκ)dlnp
    (12)

    对式(12)进行变换并积分得到

    dεpvφ(lnp)κ=lnpxlnp0
    (13)

    式中:p0为与初始体积应变εv0相对应的当前屈服面上的球应力,其决定了初始当前屈服面与p轴的交点,其数值的确定在模型参数确定方法中详细介绍。

    将式(13)代入式(8)得到屈服面函数为

    f=lnpp0+ln(1+q2M2p(p+pr))dεpvφ(lnp)κ=0
    (14)

    根据式(14),高温冻土屈服面硬化参量可定义为

    H=dεpvφ(lnp)κ
    (15)

    为了使所要构建的高温冻土本构模型能够反映常压下的软化剪胀特性及塑性体积应变由剪缩阶段发展至剪胀阶段的特征状态分界线,模型中的硬化参量须包含能够有效反映特征状态的参数。根据姚仰平等[24]提出的应力路径相关因子的方法,将应力路径相关因子设为

    R(η)=M4fM4M4η4M4fη4
    (16)

    依据式(16)表征的应力路径相关因子,屈服面硬化参量修正为

    H=1R(η)dεpvφ(lnp)κ=M4(M4fη4)M4f(M4η4)dεpvφ(lnp)κ
    (17)

    由此得到修正后的高温冻土当前屈服面函数:

    f=lnpp0+ln(1+q2M2p(p+pr))M4(M4fη4)M4f(M4η4)dϵpvϕ(lnp)κ
    (18)

    临界状态线在q - p空间中表示为一条不可逾越的应力比直线状态,在εv - lnp空间中表示为一个稳定的非线性状态。通过三轴压缩试验可获得不同围压条件下由剪切开始至临界状态整个应力路径过程中冻土材料体积应变改变量与球应力p的关系,对达到临界状态时的球应力p取自然对数并统计与其相对应的体积应变可获得εv - lnp空间中的CSL曲线,如图 3所示,记临界状态曲线CSL为

    εv=ψ(lnˉp)
    (19)
    图  3  εv-lnp平面中临界状态线CSL
    Figure  3.  Critical state line in εv-lnp plane

    可以看出,图 3中的高温冻土临界状态线与图 2中的等向压缩曲线形式相同,因此对其硬化参量的推导同式(13),可以得到

    dεpvψ(lnˉp)κ=lnˉpxlnˉp0
    (20)

    式中:ˉp0为与初始体积应变εv0相对应的参考屈服面上的球应力,其决定了初始参考屈服面与p轴的交点,其数值的确定在模型参数确定方法中详细介绍。

    根据式(20)以及屈服函数式(8)便可推导得出参考屈服面函数为

    f=lnˉpˉp0+ln[1+ˉq2M2ˉp(ˉp+pr)]dεpvψ(lnˉp)κ=0
    (21)

    参考屈服面硬化参量为

    ˉH=dεpvψlnˉpκ
    (22)

    对于高温冻土本构模型的弹性部分,根据各向同性的假设,弹性应变增量可用张量表示为

    dεeij=1+νEdσijνEdσkkδij
    (23)

    式中:E为弹性模量;ν为泊松比。

    根据标记法规则,dσkk=dσ11+dσ22+dσ33,因此高温冻土体积应变与剪切应变增量形式为

    dεev=3(12ν)Edp,dεed=2(1+ν)3Edq
    (24)

    将体积变形模型与剪切变形模量作为其计算参数,通过高温冻土等向固结试验(σ1=σ2=σ3),将结果绘制在εv - lnp坐标系中,得到加载后回弹再加载曲线斜率κ,则弹性体积应变增量公式为

    dεev=κdlnp=κpdp
    (25)

    对比式(24),(25)的数学表达计算式,模量K与模量G可进一步表示为

    K=dpdεev=E3(12ν)=pκ
    (26)
    G=dq3dεed=E2(1+ν)=3(12ν)2(1+ν)K
    (27)

    高温冻土在复杂应力状态下发生变形时,总应变可表示为

    dεij=dεeij+dεpij
    (28)

    应力应变关系为

    dσij=Ceijkldεekl=Ceijkl(dεkldεpkl)=Cepijkldεkl
    (29)

    式中:Ceijkl为弹性张量;Cepijkl为弹塑性张量。

    由广义胡克定律可知弹性张量Cepijkl的具体表达式为

    Ceijkl=(K23G)δijδkl+G(δikδjl+δilδjk) 
    (30)

    塑性应变增量由塑性位势理论确定, 因此存在如下数学关系:

    dεpij=dλgσij
    (31)

    式中:dλ为塑性标量因子。

    将屈服函数f简记为

    f(σij,H(εpij))=0
    (32)

    对式(32)微分可得

    df=fσijdσij+fHHεpijdεpij=0
    (33)

    将式(29),(31)代入式(33),并整理可得塑性标量因子dλ的具体表达式为

    dλ=fσijCeijkldεklfHHεpijgσij+fσijCeijklgσkl
    (34)

    将式(31),(34)代入式(29),并整理可得弹塑性张量Cepijkl的具体表达式为

    Cepijkl=CeijklCeijmngσmnfσstCestklA+fσijCeijklgσkl
    (35)

    式中:A=fHHεpijgσij

    采用相关流动法则,只需对屈服函数f进行微分求导,根据复合函数求导法则有

    fσ=fI1I1σ+fJ2J2σ+fθθσ
    (36)

    式中:I1为第一主应力不变量;J2为第二偏应力不变量;θ为Lode角。

    θσ=32sin3θ[1(J2)3/322J3σ3J3(J2)2J2σ]
    (37)

    将式(37)代入式(36),整理可得

    fσ=fI1I1σ+[fJ2+fθcot3θJ2]J2σ+fθ32sin3θ.1(J2)3/2J3σ
    (38)

    考虑高温冻土当前屈服面函数形式的计算公式(14),(15),根据复合函数求导法则有

    fI1=32sin3θ1(J2)3/22q2M(θ)3p(p+pr)+M(θ)q2.M(θ)θ
    (39)

    由屈服函数中临界应力比M(θ)定义有

    M(θ)=M(θ=0)[2α41+α4(1α4)cos3θ]14,α=M(θ=60)M(θ=0)=3sinφ3+sinφ}
    (40)

    对式(40)微分得

    M(θ)θ=[2α41+α4(1α4)cos3θ]543(α41)8α4sin3θM(θ=0)
    (41)

    将式(40),(41)代入式(38)即可求得屈服函数f任一应力分量的一阶导数值。

    根据式(16),(17)可得

    fHHεpijgσij=M(θ)4(M(θ)4fη4)M(θ)4f(M(θ)4η4)1φ(lnp)κ.εpvεpijgσij
    (42)

    因为εpv=εp11+εp22+εp33,所以存在

    [εpvεpij]=[111000]
    (43)

    将式(43)代入式(42),整理可得

    A=M(θ)4(M(θ)4fη4)M(θ)4f(M(θ)4η4)1ϕ(lnp)κ(gσ11+gσ22+gσ33)
    (44)

    将式(30),(44)代入式(35)即可求得弹塑性张量Cepijkl的具体表达式。

    根据高温冻土强度包线(直线)可确定内摩擦角φ和黏聚力c;泊松比ν可通过Δεr/Δεz获得;对于等向固结试验εv-lnp空间中回弹线斜率κ可通过加载后回弹再加载试验确定;εv0为压缩固结完成开始剪切所对应的体积应变;伏斯列夫面(Hvorslev)斜率Mhq - p空间中不排水强度包线的斜率,通过冻土等向固结试验(σ1=σ2=σ3),将结果绘制在εv - p坐标系中,便可获得等向固结曲线NCL,与初始体积应变εv0对应的即为p0。通过多组不同压力等级下的三轴压缩试验,获得不同压力条件下的冻土临界体积应变与临界状态时球应力p的关系,将结果绘制于εv - p空间中,获得其临界状态曲线CSL,与初始体积应变εv0对应的即为ˉp0

    由式(21)推导可得参考应力点的球应力ˉp

    ˉp=ˉp0(M2M2+ηη)exp(dεpvψ(lnˉp)κ)
    (45)

    式中:η=q/(p+pr)=ˉq/(ˉp+pr)η=ˉq/ˉp

    依据平面解析几何中直线与椭圆的基本关系,结合方程式(21)及η,可求得η的具体表达式为

    η=(M2+η2)ηprM2ˉp0exp(dεpvψ(lnˉp)κ)η2pr+η
    (46)

    参照超固结土概念,定义高温冻土固结参数R为参考应力点的球应力ˉp+pr与当前应力点的球应力p+pr的比值,即

    R=ˉp+prp+pr
    (47)

    综合式(45),(46)可得高温冻土固结参数R的具体表达式为

    R=1p+pr{ˉp0(M2M2+ηη)exp[dεpvψ(lnˉp)κ]+pr}
    (48)

    将高温冻土当前屈服面、参考屈服面、伏斯列夫面(Hvorslev)、临界状态线CSL绘制于同一坐标系(p-q)中,如图 4所示。对于特定的应力状态点(p,q),潜在强度Mf与其相对应,并由参考应力点(ˉp,ˉq)与冻土材料伏斯列夫面(Hvorslev)斜率共同决定,剪应力qf可表示为

    qf=M(ˉp+pr)Mh(ˉpp)
    (49)
    Mf=M(ˉp+pr)Mh(ˉpp)p+pr=M+(R1)(MMh)
    (50)
    图  4  基于Hvorslev面的潜在强度Mf
    Figure  4.  Potential strength Mf based on Hvorslev surface

    图 5表明了高温冻土固结参数R、潜在强度Mf与硬化参数H之间的相互关系,由于不同的固结程度的高温冻土具有不同的潜在强度,所以固结参数R决定潜在强度Mf的大小;式(17)的硬化参数H中包含了潜在强度Mf,故Mf的变化直接影响硬化参数H;高温冻土在复杂应力作用下的硬化参数H决定着当前屈服面与参考屈服面状态及表达式,进而间接影响固结参数R

    图  5  高温冻土模型参数RMfH相互关系
    Figure  5.  Relationship among model parameters R, Mf and H of warm frozen soil

    微分当前屈服面硬化参量式(15)及参考屈服面硬化参量式(22)可得

    dH=M4(M4fη4)M4f(M4η4)dεpvφ(lnp)κ
    (51)
    dˉH=dεpvψ(lnp)κ
    (52)

    对式(51),(52)进行整个应力路径中的分析,可得表 1所示的变化规律。

    表  1  模型状态演化过程
    Table  1.  Evolution process of model states
    状态阶段 应力比η、特征状态应力比M及潜在强度Mf间关系 塑性体变增量dεpv屈服面硬化参量增量增量dHd¯H
    初始状态 0=η<M<Mf dεpv>0,dH>0,dˉH>0
    剪缩、硬化阶段 0<η<M<Mf dεpv>0,dH>0,dˉH>0
    特征状态 0<η=M<Mf dεpv=0,dH>0,dˉH=0
    剪胀、硬化阶段 0<M<η<Mf dεpv<0,dH>0,dˉH<0
    峰值应力状态 0<M<η=Mf dεpv<0,dH=0,dˉH<0
    第一剪胀软化阶段 0<M<Mf<η dεpv<0,dH<0,dˉH<0
    第二剪胀软化阶段 0<M=Mf<η dεpv<0,dH<0,dˉH<0
    临界状态 0<M=Mf=η dεpv=0,dH=0,dˉH=0
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    由此可见,建立在潜在强度Mf、特征状态应力比M和应力比η有关的硬化参数H的基础上,本文模型能够有效反映高温冻土的剪缩、剪胀、硬化和软化特性。

    Ma等[17]对兰州某地饱和冻结粉土进行了一系列三轴剪切室内试验,粉土干密度为1.75 g/cm3,三轴试验MTS810围压设定分别为1.0,2.0,6.0 MPa,高温冻结温度为-1.5℃;试验过程分为等向加载阶段和轴向应力加载阶段,围压约束的加载在5 min内完成,轴向应力以1.108 mm/min的速度加载,以试样轴向应变达到15%时作为试样破坏条件;本文所建模型需要6个参数和2条试验曲线,根据文献[1719]及参数拟合:c=112.3 kPa,φ=25.8℃,ν=0.32,κ=-8.8×10-7εv0=1.72×10-2Mh=1.17,等向固结曲线曲线εv= 2.18×106exp(0.726lnp),临界状态曲线曲线εv= 1.83×105exp(0.687lnp)

    图 6(a)为-1.5℃条件下高温冻结粉土偏应力与轴向应变的模型预测结果与试验数据对比,可以看出,本文模型对1.0,2.0,6.0 MPa围压条件下剪切行为的预测结果与试验数据吻合度较高。在1.0 MPa围压条件下,高温冻结粉土偏应力一直增加(硬化),在6.0 MPa围压条件下,高温冻结粉土偏应力先增加后减小(软化);在相同围压下,应力应变曲线主要呈三阶段变化,在初始阶段曲线呈线性变化,随着轴向应变的增加,曲线逐渐过渡到弹塑性阶段,此时试样内部以不可恢复的塑性变形为主。对于应变硬化的情况,应力逐渐到达最大值,曲线斜率近视趋近于零;对于应变软化的情况,当偏应力超过一定值时,曲线斜率由正转为负值,这是由于高温冻土特有的压融现象使得未冻水含量增加,试样内部超静孔隙水压力增加,颗粒之间的有效应力降低,剪切破坏极易发生。图 6(b)为-1.5℃条件下体积应变与轴向应变的模型预测结果与试验数据对比,可以看出,本文模型对1.0,2.0,6.0 MPa围压条件下体变行为的预测结果与试验数据吻合度较好。在围压较低时,试样因侧向变形受到的约束力较小而表现为稳定的剪缩特征;在围压较高时,试样因内部冰晶结构微裂隙及孔隙损伤开裂破坏而表现为特定的剪胀特征。综合图 6(a)图 6(b)的试验数据和预测曲线,可以得出,-1.5℃条件下的高温冻结粉土在低围压条件下总体表现出剪缩硬化特性,在高围压条件下总体表现出剪胀软化特性,本文所建模型可以有效反映-1.5℃条件下的高温冻土剪缩、剪胀、硬化和软化特性。

    图  6  模型预测结果与试验数据对比(-1.5℃)
    Figure  6.  Comparison between model results with experimental data (-1.5℃)

    宋丙堂等[18]对兰州市安宁区某地冻结粉土进行了一系列三轴压缩加卸载试验,粉土干密度为1.70 g/cm3,液限和塑限分别为27.6%,19.4%,初始含水率为1.36%;饱和冻结处理后,试验含水率为22.28%,重度为0.017 kN/m3,孔隙比为0.73;MTS810三轴试验围压设定为0.3~6.0 MPa(共8组),高温冻结温度为-1.0℃;试验过程分为等向加载阶段和轴向应力加载阶段,围压约束的加载在5 min内完成,轴向应力以1.108 mm/min的速度加载,以试样轴向应变达到20%时作为试样破坏条件;当高温冻土轴向应变εa=3%时,卸载偏差应力到零,然后将轴向应变加载到5.75%,再进行第二次卸载,应变的加卸载增量步取2.75%,本文所建模型需要6个参数和2条试验曲线,根据文献[1819]及参数拟合确定参数:c=89.3 kPa,φ=23.4℃,ν=0.35,κ=-8.6×10-7εv0= 2.14× 10-2Mh=1.09,等向固结曲线εv=2.23×106 exp(0.689lnp),临界状态曲线εv=1.76×105exp (0.734lnp)

    图 7(a)可以看出,本文模型对1.4,2.0,4.0,6.0 MPa围压条件下剪切行为的预测结果与试验数据吻合度较好。在1.4,2.0 MPa围压条件下,高温冻结粉土偏应力一直增加(硬化),在4.0,6.0 MPa围压条件下,高温冻结粉土偏应力先增加后减小(软化);在同一围压条件下,初始阶段曲线呈线性变化,试样内部以可恢复的弹性变形为主;随着轴向应变的增加,曲线逐渐过渡到弹塑性阶段,此时试样内部以不可恢复的塑性变形为主。对于应变硬化的情况,应力逐渐增加到最大值,曲线斜率近视趋近于零,可认为该强度即为-1.0℃的高温冻结粉土在该围压条件下的极限强度;对于应变软化的情况,当偏应力超过一定值时,曲线斜率由正转为负值,这是由于高温冻土中形成的不稳定冰晶在一定压力条件下发生破坏,试样内孔隙水压力增加,颗粒之间的有效应力降低,进而发生剪切破坏,强度降低。从图 7(b)可以看出,本文模型对体变行为的预测结果与试验数据吻合度较高。在1.4,2.0 MPa较低围压时,试样因侧向变形受到的约束力较小而表现为稳定的剪缩特征;在4.0,6.0 MPa较高围压时,试样在初始阶段因内部冰晶结构微裂隙及孔隙损伤开裂破坏而表现为特定的剪胀特征,随着轴向应变的增加,试样逐渐表现为稳定的剪缩特征。综合图 7(a),(b)可以得出,-1.0℃条件下的高温冻结粉土在低围压条件下总体表现出剪缩硬化特性,在高围压条件下总体表现出剪胀软化特性,本文所建模型可以有效反映-1.0℃条件下的高温冻土剪缩、剪胀、硬化和软化特性。

    图  7  模型预测结果与试验数据对比(-1.0℃)
    Figure  7.  Comparison between model results with experimental data (-1.0℃)

    (1)与传统模型中使用的e - lnp变形特征曲线相比,以εv - lnp曲线对高温冻土试样变形进行描述后,NCL和CSL曲线表达简便,有利于双屈服面函数形式的简化表征及模型参数的方便获取。

    (2)由当前屈服面与参考屈服面间的关系重新定义了能够反映高温冻土应力状态的固结参数及潜在强度,得到的双屈服面统一本构模型能够有效反映高温冻土的剪缩、剪胀、硬化和软化特性。

    (3)本模型在经典修正剑桥模型基础上引入的新参数较少,可以通过常规三轴试验、等向固结试验、回弹再加载试验等基本土工试验获取,模型应用简便,试验结果验证了所建模型的合理性。

  • 图  1   沙漠砂的颗粒级配曲线

    Figure  1.   Grain-size distribution curve of desert sand

    图  2   粉末状的XG和GG

    Figure  2.   Powdered XG and GG

    图  3   紫花苜蓿种子

    Figure  3.   Alfalfa seeds

    图  4   固化层照片

    Figure  4.   Photo of solidified layer

    图  5   试验仪器照片

    Figure  5.   Photos of testing instruments

    图  6   3种生物高分子聚合物固化沙漠砂的表面硬度、固化层厚度与溶液质量分数的关系曲线

    Figure  6.   Relationship curves of surface hardness, solidified layer thickness and solution mass fraction of desert sand solidified by three kinds of biopolymers

    图  7   3种生物高分子聚合物固化沙漠砂的试样含水率随时间的变化曲线(喷洒试样)

    Figure  7.   Relationship curves of moisture content and curing time of desert sand solidified by three kinds of biopolymers (sprayed samples)

    图  8   3种生物高分子聚合物固化沙漠砂的试样含水率随40℃高温养护时间的变化曲线(立方体试样)

    Figure  8.   Relationship curves of moisture content and 40℃ high- temperature curing time of desert sand solidified by three kinds of biopolymers (cube samples)

    图  9   30 d培育期时紫花苜蓿幼苗的生长状况照片

    Figure  9.   Photos of growth of alfalfa in solidified desert sand at 30th cultivation day

    图  10   固化沙漠砂强度的形成过程[22]

    Figure  10.   Formation process of strength of solidified desert sand [22]

    图  11   架桥作用示意[24]

    Figure  11.   Diagram of bridging effects [24]

    表  1   培育期的洒水量

    Table  1   Water sprinkling amounts during cultivation period

    洒水量/mL 洒水时刻
    50 第3天、第6天、第9天
    25 第12天、第15天、第18天、第24天
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    表  2   生物高分子聚合物固化沙漠砂的表面硬度和固化层厚度

    Table  2   Surface hardnesses and solidified layer thicknesses of desert sand solidified by biopolymers

    生物高分子聚合物 质量分数/% 表面硬度Y/mm 压力强度p/kPa 固化层厚度/mm
    无(对照组) 0 3.9 37.63 0
    XG 0.05 12.8 241.75 6.2
    0.10 16.8 392.52 12.9
    0.20 23.7 1121.75 10.4
    0.30 28.1 2495.38 9.5
    0.50 28.4 2654.15 9.0
    GG 0.05 8.4 105.79 13.9
    0.10 13.4 238.16 21.5
    0.20 19.7 601.17 18.5
    0.30 27.2 2087.72 14.3
    0.50 28.8 2887.22 12.5
    MG 0.05 9.8 130.63 19.7
    0.10 15.8 339.27 20.5
    0.20 21.8 827.63 16.9
    0.30 27.7 2302.47 15.6
    0.50 29.2 3148.18 12.0
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    表  3   紫花苜蓿在生物高分子聚合物固化沙漠砂中的生长状况

    Table  3   Growth of alfalfa in desert sand solidified by biopolymers

    生物高分子聚合物 质量分数/% 出苗率/% 出苗时间/d 30 d培育期时幼苗平均高度/mm

    (对照组)
    0 20 7 15.0
    XG 0.1 50 5 25.2
    0.2 60 5 22.8
    GG 0.1 70 4 27.3
    0.2 65 4 29.2
    MG 0.1 65 4 28.5
    0.2 75 5 31.7
    下载: 导出CSV
  • [1] 铁生年, 姜雄, 汪长安. 沙漠化防治化学固沙材料研究进展[J]. 科技导报, 2013, 31(5/6): 106-111.

    TIE Shengnian, JIANG Xiong, WANG Chang'an. Research progress in chemical sand fixation materials for desertification control[J]. Science and Technology Bulletin, 2013, 31(5/6): 106-111. (in Chinese)

    [2]

    BASU D, MISRA A, PUPPALA A J. Sustainability and geotechnical engineering: perspectives and review[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2015, 52(1): 96-113. doi: 10.1139/cgj-2013-0120

    [3] 钱春香, 王安辉, 王欣. 微生物灌浆加固土体研究进展[J]. 岩土力学, 2015, 36(6): 1537-1548.

    QIAN Chunxiang, WANG Anhui, WANG Xin. Research progress in soil solidification by microbial grouting[J]. Rock and Soil Mechanics, 2015, 36(6): 24-35. (in Chinese)

    [4]

    SHERWOOD P T. Soil Stabilization with Cement and Lime[M]. London: Her Majesty Stationary Office, 1993.

    [5] 龚伟, 李美兰, 李叶, 等. 聚乙烯醇的分子量对生态固沙性能的影响[J]. 塑料, 2019, 48(2): 114-118.

    GONG Wei, LI Meilan, LI Ye, et al. Effect of molecular weight of polyvinyl alcohol on ecological sand fixation performance[J]. Plastics, 2019, 48(2): 114-118. (in Chinese)

    [6]

    GONG W, ZANG Y, LIU B, et al. Effect of using polymeric materials in ecological sand-fixing of Kerqin Sandy Land of China[J]. Journal of Applied Polymer Science, 2016, 133(43). http://www.onacademic.com/detail/journal_1000039493957910_e52a.html

    [7]

    SHERWOOD P T. Soil Stabilization with Cement and Lime[M]. London: Her Majesty Stationary Office, 1993.

    [8] 冯筱, 李生宇, 徐新文, 等. 醋酸乙烯酯类固沙剂固沙效果的风洞实验[J]. 水土保持学报, 2015, 29(5): 61-65.

    FENG Xiao, LI Shengyu, XU Xinwen, et al. Wind tunnel experiment on sand fixation effect of vinyl acetate sand fixation agent[J]. Journal of Soil and Water Conservation, 2015, 29(5): 61-65. (in Chinese)

    [9]

    AYELDEEN M K, NEGM A M, EL SAWWAF M A. Evaluating the physical characteristics of biopolymer/soil mixtures[J]. Arabian Journal of Geosciences, 2016, 9(5): 371. doi: 10.1007/s12517-016-2366-1

    [10]

    AYELDEEN M, NEGM A, EL-SAWWAF M, et al. Enhancing mechanical behaviors of collapsible soil using two biopolymers[J]. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering, 2017, 9(2): 329-339. doi: 10.1016/j.jrmge.2016.11.007

    [11]

    BOZYIGIT I, JAVADI A, ALTUN S. Strength properties of xanthan gum and guar gum treated kaolin at different water contents[J]. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering, 2021, 13(5): 1160-1172. doi: 10.1016/j.jrmge.2021.06.007

    [12]

    CHANG I, IM J, CHO G C. Geotechnical engineering behaviors of gellan gum biopolymer treated sand[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2016, 53(10): 1658-1670. doi: 10.1139/cgj-2015-0475

    [13] 周天宝, 张福海, 周炳生, 等. 生物聚合物固化粉土室内试验与机理研究[J]. 长江科学院院报, 2019, 36(1): 107-110, 116.

    ZHOU Tian-bao, ZHANG Fu-hai, ZHOU Bing-sheng, et al. Laboratory Test and Mechanism Study on Biopolymer Solidification of Silt[J]. Journal of the Yangtze River Academy of Sciences, 2019, 36(1): 107-110, 116. (in Chinese)

    [14] 古佳雨, 彭泽森, 吴立, 等. 生物聚合物对砂土强度影响的研究[C]// 第十一届全国工程地质大会. 武汉, 2020.

    GU Jiayu, PENG Zesen, WU Li, et al. Study on the influence of biopolymer on sand strength[C]// Geological Society of China Proceedings of the 11th National Engineering Geology Conference. Wuhan, 2020. (in Chinese)

    [15] 倪静, 王子腾, 耿雪玉. 植物–生物聚合物联合法固土的试验研究[J]. 岩土工程学报, 2020, 42(11): 2131-2137. doi: 10.11779/CJGE202011019

    NI Jing, WANG Ziteng, GENG Xueyu. Experimental study on soil consolidation by plant biopolymer combined method[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2020, 42(11): 2131-2137. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE202011019

    [16]

    CHANG I, PRASIDHI A K, IM J, et al. Soil treatment using microbial biopolymers for anti-desertification purposes[J]. Geoderma, 2015, 253: 39-47. http://smartsearch.nstl.gov.cn/paper_detail.html?id=aeacb297a69297bef4361b361d6a5ec4

    [17] 刘军, 张宇清, 秦树高, 等. 不同喷洒浓度沙蒿胶固沙效果试验[J]. 农业工程学报, 2016, 32(5): 149-155.

    LIU Jun, ZHANG Yuqing, QIN Shugao, et al. Sand fixation experiment of Artemisia sphaerocephala Krasch. gum with different concentrations[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2016, 32(5): 149-155. (in Chinese)

    [18] 蒋建新. 功能性多糖胶开发与应用[M]. 北京: 中国轻工业出版社, 2013: 6-7.

    JIANG Jianxin. Development and Application of Functional Polysaccharide Gum[M]. Beijing: China Light Industry Press, 2013: 6-7. (in Chinese)

    [19] 王习光. 改性瓜尔胶高吸水性树脂的制备及性能研究[D]. 沈阳: 沈阳工业大学, 2012.

    WANG Xiguang. Preparation and Properties of Modified Guar Gum Super Absorbent Resin[D]. Shenyang: Shenyang University of Technology, 2012. (in Chinese)

    [20]

    MA Guofu, FENG Enke, RAN Feitian, et al. Preparation and sand-fixing property of a novel and eco-friendly organic-inorganic composite[J]. Polymer-Plastics Technology and Engineering, 2014, 54(7): 703-710. http://www.onacademic.com/detail/journal_1000037707661010_27bd.html

    [21] 杨金玲, 张甘霖, 赵玉国, 等. 土壤压实指标在城市土壤评价中的应用与比较[J]. 农业工程学报, 2005, 21(5): 51-55.

    YANG Jinling, ZHANG Ganlin, ZHAO Yuguo, et al. Application and comparison of soil compaction index in urban soil evaluation[J]. Journal of Agricultural Engineering, 2005, 21(5): 51-55. (in Chinese)

    [22]

    ZANG Y X, GONG W, et al. Chemical sand stabilization: A review of material, mechanism, and problems[J]. Environmental Technology Reviews, 2015, 4(1): 119-132.

    [23]

    CHEN C, WU L, PERDJON M, et al. The drying effect on xanthan gum biopolymer treated sandy soil shear strength[J]. Construction and Building Materials, 2019, 197: 271-279. http://www.onacademic.com/detail/journal_1000041584201899_1342.html

    [24] 王志, 袁辉洲. 微生物絮凝剂G5絮凝机理的初步研究[J]. 给水排水, 2010(增刊2): 20-24.

    WANG Zhi, YUAN Huizhou. Preliminary study on flocculation mechanism of microbial flocculant G5[J]. Water Supply and Drainage, 2010(S2): 20-24. (in Chinese)

    [25] 朱慧, 吴伟都, 潘永明, 等. 黄原胶与阴离子瓜尔胶复配溶液的流变特性研究[J]. 中国食品学报, 2014, 14(5): 55-62.

    ZHU Hui, WU Weidu, PAN Yongming, et al. Rheological properties of xanthan gum and anionic guar gum mixed solution[J]. Chinese Journal of Food, 2014, 14(5): 55-62. (in Chinese)

    [26]

    KHOURYIEH H A, HERALD T J, ARAMOUNI F, et al. Intrinsic viscosity and viscoelastic properties of xanthan/guar mixtures in dilute solutions: Effect of salt concentration on the polymer interactions[J]. Food Research International, 2007, 40(7): 883-893. http://d.wanfangdata.com.cn/periodical/dea64ea2f1741dadd4cac27bf214b4ff

    [27] 易秀, 杨胜科, 胡安焱. 土壤化学与环境[M]. 北京: 化学工业出版社, 2008: 27-45.

    YI Xiu, YANG Shengke, HU Anyan. Soil Chemistry and Environment[M]. Beijing: Chemical Industry Press, 2008: 27-45. (in Chinese)

    [28] 蔡苗. 农田生态系统土壤碳固持效应研究[J]. 绿色科技, 2017(18): 1-4, 17.

    CAI Miao. Study on soil carbon sequestration effect of farmland ecosystem[J]. Green Technology, 2017 (18): 1-4, 17. (in Chinese)

    [29] 张焕军, 郁红艳, 丁维新. 土壤碳水化合物的转化与累积研究进展[J]. 土壤学报, 2013, 50(6): 1200-1206.

    ZHANG Huanjun, YU Hongyan, DING Weixin. Research progress on transformation and accumulation of soil carbohydrate[J]. Journal of Soil Science, 2013, 50(6): 1200-1206. (in Chinese)

    [30] 黄巧云. 土壤学[M]. 北京: 中国农业出版社, 2005.

    HUANG Qiaoyun. Soil Science[M]. Beijing: China Agricultural Publishing House, 2005. (in Chinese)

    [31] 郭继勋. 羊草枯枝落叶的分解与化学成份的变化[J]. 东北师大学报(自然科学版), 1988(2): 145-153.

    GUO Jixun. Decomposition of Leymus chinensis litter and changes in chemical composition[J]. Journal of Northeast Normal University (Natural Science Edition), 1988(2): 145-153. (in Chinese)

    [32] 曹志平. 土壤生态学[M]. 北京: 化学工业出版社, 2007.

    CAO Zhiping. Soil Ecology[M]. Beijing: Chemical Industry Press, 2007. (in Chinese)

图(11)  /  表(3)
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出版历程
  • 收稿日期:  2022-10-16
  • 网络出版日期:  2024-03-24
  • 刊出日期:  2024-12-31

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