膨胀土滑坡和工程边坡新型防治技术研究

徐永福; 程岩; 肖杰; 林宇亮; 戚顺超

doi:10.11779/CJGE202207008

膨胀土滑坡和工程边坡新型防治技术研究 English Version

1.
上海交通大学土木工程系, 上海 200240
2.
长沙理工大学, 湖南长沙 410114
3.
中南大学, 湖南长沙 410083
4.
四川大学, 四川成都 610065

基金项目:

国家重点研发计划项目 2019YFC1509800

详细信息

作者简介:
徐永福(1967—)，男，江苏泰兴人，工学博士，上海交通大学土木工程系教授（长聘）、博士生导师，开拓分形介质土力学新学科方向。入选教育部新世纪优秀人才支持计划和全球前2%顶尖科学家榜单。中国土木工程学会非饱和土与特殊土专委会副主任、中国水利学会岩土工程专业委员会常务理事等，《岩土工程学报》《工程地质学报》和《金属矿山》编委。主持包括国家重点研发计划项目、国家自然科学基金重点项目等在内的各类项目100余项，发表论文200余篇，出版专著8部，主编各类标准6部，获省部自然科学奖3项、科技进步奖3项。E-mail: yongfuxu@sjtu.edu.cn

中图分类号: TU43
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出版历程
- 收稿日期: 2022-01-16
- 网络出版日期: 2022-09-22
- 刊出日期: 2022-06-30

New prevention and control technology for expansive soil slopes

1.
Department of Civil Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China
2.
Changsha University of Science & Technology, Changsha 410114, China
3.
Central South University, Changsha 410083, China
4.
Sichuan University, Chengdu 610065, China

摘要

摘要: 国家重点研发计划项目“膨胀土滑坡和工程边坡新型防治技术研究（2019YFC1509800）”基于蒙脱石表面的分形模型，根据等温吸附理论，揭示膨胀土的水力作用机理，建立了膨胀变形理论和广义有效应力理论，提出了裂隙性膨胀土的剪切强度理论；根据膨胀土边坡失稳特征，将膨胀土边坡失稳滑动分为浅层裂隙控制滑坡和深层结构面控制滑坡，针对两种膨胀土滑坡类型，提出了膨胀土边坡安全性评价方法；将膨胀土边坡防治技术分为三类：分“隔”技术、支“挡”技术和加“固”技术（简称“隔”、“挡”、“固”）。分“隔”技术包括非膨胀性黏土盖层、土工编织袋、加筋反包和防排水结构层，支“挡”技术主要为各类挡土墙，如桩板墙、土工编织袋挡墙等，加“固”技术主要包括抗滑桩、锚杆等；提出了土工编织袋、加筋反包和桩板墙防治技术的标准化设计方法，完成了土工编织袋、加筋反包、防排水结构层和桩板墙的应用示范工程，采用现场全自动实时监测技术，验证了膨胀土边坡防护效果。
- 膨胀土 /
- 工程边坡 /
- 滑坡 /
- 防治 /
- 标准化
Abstract: For the National Key Research and Development Program of China "Research on new prevention and control technology of expansive soil slopes (No. 2019YFC1509800)", the following achievements are obtained: (1) Based on the fractal model for montmorillonite surface and the isothermal adsorption theory, the water-mineral interaction mechanism of expansive soils is revealed, the swelling deformation theory and generalized effective stress theory are established, and the shear strength theory of fractured expansive soils is put forward. (2) The failure mechanism of expansive soil slopes is divided into two types which are controlled by shallow cracks and deep weak planes. The methods to evaluate the stability factor of expansive soil slopes are proposed for two slope failure types. (3) The prevention technology of expansive soil slopes is divided into three types as "separation" technology, "retaining" technology and "stabilization" technology (hereinafter written as SRS for short). The separation technology contains non-expansive clay-covered layer, soil bags, reinforced package and waterproof & drainage layers. The retaining technology contains pile-sheet walls and soilbag retaining walls. The stabilization technology contains anti-slide piles and anchor rods. (4) The standardized design of soilbag, reinforced packages and pile-sheet walls is realized. The application of soil bags, reinforced packages, waterproof & drainage layers and pile-sheet walls are completed for the prevention of expansive soil slopes. The validity of the applied prevention and control technology is checked by the real-time automatic monitoring results in site.
- expansive soil /
- engineering slope /
- slopeslide /
- prevention and control /
- standardization

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0. 引言

中国膨胀土特别发育，分布于20多个省市区，总面积在10万km²以上，超过3亿人生活在膨胀土分布地区（图 1）^[1-3]。膨胀土分布地区地质环境脆弱，人类工程活动活跃，水力作用频繁，导致膨胀土边坡“逢堑必崩、无堤不塌”，每年的直接经济损失超过数百亿元^[4-7]。膨胀土滑坡灾害严重限制了膨胀土分布地区的城镇化建设发展，威胁着膨胀土分布地区人居安全和社会稳定，危及着大型设施的安全运营，成为地质灾害防治工作的难题^[8-10]。为此，国家重点研发计划项目“膨胀土滑坡和工程边坡新型防治技术研究（2019YFC1509800）”从多学科交叉的视角，凝炼两个关键科学问题：①膨胀土滑坡和工程边坡非线性多场多相耦合作用的结果响应和致灾机制；②膨胀土滑坡和工程边坡多层次异性异构协同机制的工作机理与性能劣化。共设置5个课题：①膨胀土边坡的水力作用机理与安全性评价方法；②膨胀土边坡的实时监测方法和早期预警技术；③膨胀土滑坡和工程边坡防治的新材料和新技术；④膨胀土边坡防护工程健康诊断与快速修复技术；⑤膨胀土边坡生态防护技术与应用示范。按照“理论创新→技术突破→标准制定→应用示范”的技术路线开展研究（图 2）。本文重点介绍项目的主要创新成果和应用示范。

图 1 中国膨胀土分布^[1-2]

Figure 1. Distribution of expansive soils in China^[1-2]

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图 2 技术路线

Figure 2. Technology roadmap

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1. 膨胀土的水力作用机理与强度理论

建立了膨胀土孔隙表面的分形模型，提出表面分维的测试方法，导出膨胀土孔隙水体积的吸附方程，揭示膨胀土的水力作用机理，构建膨胀土的胀缩变形理论、广义有效应力原理和裂隙性膨胀土的剪切强度理论。

1.1 水力作用机理

膨胀土含有亲水矿物蒙脱石、伊利石等黏土矿物，吸水膨胀、失水收缩。膨胀土吸水体积与黏土矿物表面的分形特征和上覆压应力有关^[11-13]：

${e_{\text{m}}} = \frac{{{V_{\text{w}}}}}{{{V_{\text{m}}}}} = K{p^{{D_{\text{s}}}{\text{ - }}3}} 。$

(1)

式中 e_m为蒙脱石孔隙比，与膨胀土孔隙比e的关系为e_m=m·e，m为蒙脱石含量；V_w为膨胀土吸水体积；V_m为膨胀土中蒙脱石体积；K为常数；p为上覆压应力；D_s为膨胀土的表面分维。膨胀土边坡在开挖卸荷过程中，上覆压应力减小，吸附水体积增加，吸水后膨胀土的孔隙比e增加，强度降低。从这个角度讲，放缓边坡引起大幅度的开挖卸荷，不利于边坡稳定性。式（1）中的上覆压应力换成膨胀力，同样成立^[13]。

膨胀土孔隙的表面分维有许多测试方法，普遍使用的方法是压汞试验和氮（N₂）等温吸附试验^[13-14]。根据N₂等温吸附试验计算膨胀土表面分维的方法为^[15]

${V_{{\text{ads}}}} = k{\left[ {\ln \left( {\frac{{{P_0}}}{P}} \right)} \right]^{{D_{\text{s}}} - 3}} \text{，}$

(2)

式中，V_ads为N₂吸附体积，P为平衡蒸汽压，P₀为纯水的平衡水蒸汽压，k为比例常数。用于压汞试验计算膨胀土孔隙表面分维的方法为^[13-14]

$M = K{N^{{D_{\text{s}}}}} \text{，}$

(3)

式中，M=∑(P_iΔV_i)/r_n²，N=V_n^1/3/r_n，K为比例常数。

南宁崇爱高速公路路基膨胀土的氮等温吸附试验曲线和压汞试验曲线如图 3所示，^#1，^#2为土样编号。图 3（a）给出了南宁膨胀土的氮等温吸附曲线，V为N₂吸附体积，P/P₀为相对湿度，吸附曲线与脱附曲线之间存在滞回环。低于常压条件下，N₂在毛细凝聚作用下冷凝填充孔隙，吸附时，毛细凝结发生在孔壁的环状吸附膜上；脱附作用是从孔隙的球形弯液面开始，导致吸附和脱附等温线不重合，形成一个滞回环。图 3（a）中滞回环等温线没有明显的饱和吸附平台，表明膨胀土的孔结构很不规整。图 3（b）给出了南宁膨胀土的压汞曲线，V为压汞体积，d为孔径，加压曲线与卸压曲线之间存在滞回环。膨胀土孔隙中有部分毛细管孔隙，汞在毛细管孔隙中受到毛细阻力，不能自由流动。在卸压排汞时，孔隙中均为非润湿相的汞，毛细阻力比注汞时大，在同样大的外界压力下，加压汞能注入毛细管中，但卸压汞却不能排出。压汞曲线的滞回环可以形象地用孔隙率和有效孔隙率类比，加压注汞时所有的孔隙都是有效的，卸压退汞时只有有效孔隙对排汞才是有效的。从图 3（b）中的dV/d(lgd)分布看，南宁膨胀土的孔隙分布是单峰分布，即只有一个主要孔径。

图 3 南宁膨胀土的N₂等温吸附和压汞曲线

Figure 3. Nitrogen isotherm adsorption and mercury intrusion curves of Nanning expansive soil

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膨胀土孔隙表面特性可以定量地用表面分维表示，孔隙表面分维根据式（2），（3）由N₂等温吸附试验和压汞试验结果计算。如图 4所示，根据式（2）由N₂等温吸附试验计算的孔隙表面分维。无论是吸附曲线还是脱附曲线都符合式（2）所表示的表面分形模型，吸附曲线和脱附曲线在lg[lg(P₀/P)]–lgV_ads坐标上的斜率分别为0.27和0.23，对应的孔隙表面分维分别为2.73和2.77。由吸附曲线和脱附曲线计算的南宁膨胀土表面分维不同，与吸附曲线和脱附曲线之间的滞回环一样，反映了孔隙表面特性，吸附曲线是反映孔壁结构特性，即孔隙表面特性，常被用来计算孔隙表面分维；脱附曲线反映球形弯液面特性，与孔隙表面结构差别大。在根据孔隙表面分形模型解释膨胀土的水力作用机理时，采用由吸附曲线计算的孔隙表面分维。

图 4 氮吸附试验测试的南宁膨胀土表面分维

Figure 4. Surface fractal dimension of Nanning expansive soil from Nitrogen isotherm adsorption

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根据式（3）由膨胀土的压汞曲线计算孔隙表面分维表示在图 5中，根据压汞曲线计算南宁膨胀土孔隙表面分维分为3段：大孔隙（d＞6000 nm）、过渡段（120~6000 nm）和小孔隙（d＜120 nm），南宁膨胀土大孔隙的表面分维为2.55，小孔隙的表面分维为2.42。从膨胀土压汞曲线dV/d(lgd)分布看出，大孔隙（d＞6000 nm）和小孔隙（d＜120 nm）分别对应图 3（b）中的两个孔隙分布峰值，说明南宁膨胀土跟其他黏土和水泥改良土一样，孔隙具有双峰分布^[16-17]。由压汞曲线计算的大孔隙表面分维可以用于建立非饱和土力学理论，包括非饱和土的土水特征曲线、渗透系数、扩散系数、有效应力和剪切强度理论^[18-20]。

图 5 根据压汞试验计算的南宁膨胀土表面分维

Figure 5. Surface fractal dimension of Nanning expansive soil from mercury intrusion tests

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南宁膨胀土的含水率与膨胀力的相关关系如图 6所示。含水率与吸附水体积的关系为w=(m·V_w/V_m)/ G_s，m为蒙脱石含量，G_s为土粒相对质量密度。因此，式（1）同样适用于含水率与膨胀力的相关关系，孔隙表面分维根据N₂吸附曲线计算。

图 6 南宁膨胀土的膨胀力与含水率的相关关系

Figure 6. Correlation between swelling pressure and water content of Nanning expansive soil

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1.2 膨胀土的剪切强度理论

（1）盐溶液饱和的膨胀土剪切强度

Xu^[21]、郑新江等^[22]基于膨胀土孔隙表面的分形模型，建立了饱和状态下膨胀土的广义有效应力理论：

${p^{\text{e}}} = (p - {u_{\text{w}}}) + \sum\limits_i {[{\pi _i}{{(p/{\pi _i})}^{{D_{\text{s}}} - 2}}]} \text{，}$

(4)

式中，p^e为广义有效应力，p为正应力，u_w为孔隙水压，π_i为盐溶液中组分i的渗透吸力。渗透吸力π与溶液离子总浓度c温度T的关系满足Van's Hoff公式：π=cRT，广义气体常数R=8.31 J/mol/K。渗透吸力系数ϕ为

$\phi = \sum {{F_{\rm ca}}} {\text{ + }}\sum {{F_\rm c}} + \sum {{F_\rm a}} {\text{ + }}1 \text{，}$

(5)

式中，F_ca表征纯电解质对渗透吸力系数的影响，与各单种电解质的渗透吸力系数相关，F_c表征阳离子间相互作用对渗透吸系数的影响，F_a表征阴离子间相互作用对渗透吸系数的影响。

根据Mohr-Coulomb准则，饱和状态下膨胀土的剪切强度表示为

${\tau _{\text{f}}} = c' + {p^{\text{e}}}\tan \varphi ' \text{，}$

(6)

式中， $c'$ 和 $\varphi '$ 分别为有效黏聚力和有效内摩擦角。

根据式（6）计算的饱和盐溶液膨胀土的剪切强度如图 7所示，图 7中的广义有效应力按照式（4）计算。图 7（a）中膨胀土为不同浓度Na₂SO₄溶液所饱和，图 7（b）中膨胀土为相同浓度不同盐溶液（Na₂SO₄、CaCl₂）所饱和。由图 7可得到两个结论：①不同浓度、不同盐溶液饱和的膨胀土剪切强度用广义有效应力表示，满足Mohr-Coulomb准则，盐溶液饱和膨胀土的强度指标为：图 7（a）中，c′=65.9 kPa，φ′=12.16°；图 7（b）中，c′=66.3 kPa，φ′=12.12°。②膨胀土的黏聚力随干密度增大而增加，但内摩擦角（斜率）保持不变。

图 7 饱和盐溶液膨胀土的剪切强度

Figure 7. Shear strengths of expansive soils saturated in salt solution

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（2）非饱和膨胀土的剪切强度

非饱和土的剪切强度受大孔隙表面弯液面形状影响，Xu^[18]基于非饱和膨胀土大孔隙的表面分形模型，提出非饱和土的有效应力公式：

$\sigma ' = \sigma - {u_{\text{a}}} + {(\psi /{\psi _{\text{e}}})^{{D_{\text{s}}} - 3}}\psi \text{，}$

(7)

式中，σ′为有效应力，σ为总应力，u_a为孔隙气压，ψ和ψ_e分别为基质吸力和进气值，D_s是孔隙表面分维。

非饱和膨胀土的剪切强度为

${\tau _{\text{f}}} = c' + [\sigma - {u_{\text{a}}}] \cdot \tan \varphi ' + {\tau _{\text{s}}}\text{，}$

(8)

式中，φ′为有效内摩擦角， ${\tau _{\text{s}}} = [{(\psi /{\psi _{\text{e}}})^{{D_{\text{s}}} - 3}} \cdot \tan \varphi ']\psi$ 。根据压汞试验测量宁夏膨胀土大孔隙的表面分维，如图 8（a）所示。膨胀土的孔隙表面积与孔隙半径的关系为^[23]

$S \sim {r^{2 - {D_{\text{s}}}}}。$

(9)

图 8 宁夏膨胀土的剪切强度

Figure 8. Shear strengths of Ningxia expansive soil

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根据式（9）计算宁夏膨胀土孔隙的表面分维，D_s=2.47。宁夏膨胀土的剪切强度计算结果与试验数据对比于图 8（b）中，ψ_e=40 kPa，φ′=25.5°。剪切强度根据式（8）计算，D_s=2.47，计算结果与试验数据一致。

（3）裂隙性膨胀土的剪切强度

膨胀土原生裂隙面完全软化后，凝聚力很小，原生裂隙面的剪切强度主要由内摩擦角组成^[9]。类似于Barton^[24]提出的裂隙性岩体剪切强度公式，裂隙性膨胀土的剪切强度为

${\tau _{\text{f}}} = {c_{\text{r}}} + {\sigma _{\text{n}}}\tan ({\varphi _{\text{r}}} + {\varphi _{\text{n}}})\text{，}$

(10)

式中，c_r和φ_r分别为裂隙面的黏聚力和内摩擦角，等于膨胀土黏聚力和内摩擦角的残余值， ${\sigma _{\text{n}}}$ 为正应力，φ_n为与无侧限抗压强度有关的内摩擦角：

${\varphi _{\text{n}}} = {C_1}\lg ({\sigma _{\text{c}}}/{\sigma _{\text{n}}})\text{，}$

(11)

式中，C_l为裂隙面的粗糙系数， ${\sigma _{\text{c}}}$ 为无侧限抗压强度。根据式（10）计算的裂隙性膨胀土的剪切强度如图 9所示，在结构面完全软化后，裂隙性膨胀土的破坏包络线就是残余强度包络线。如图 9（a）所示，裂隙性膨胀土的无侧限抗压强度对剪切强度影响最明显，随着无侧限抗压强度增加，裂隙性膨胀土的剪切强度增大；如图 9（b）所示，裂隙性膨胀土的剪切强度随裂隙面粗糙系数增加而增大。但如果原生结构面完全软化后，土体具有相同的破坏强度，即为裂隙面的剪切强度。一般膨胀土裂隙面都是非常粗糙的，粗糙系数C₁一般取为20。对于裂隙性膨胀土边坡而言，由于沿裂隙面的剪切强度很小，当裂隙贯通后，膨胀土边坡就会沿裂隙产生失稳滑动。根据式（10）计算的南阳裂隙性膨胀土剪切强度包络线如所示，计算参数为：C₁=20， ${\sigma _{\text{c}}}$ =300 kPa，c_r=5 kPa，φ_r=16°，式（10）的计算结果与文献[25]的试验数据一致。

图 9 裂隙性膨胀土的剪切强度

Figure 9. Shear strengths of fissured expansive soils

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图 10 南阳裂隙性膨胀土的剪切强度

Figure 10. Shear strengths of fissured expansive soil in Nanyang

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2. 膨胀土边坡失稳特征和安全性评价

模拟了膨胀土原生结构面的水平位移和剪切应力分布规律，基于强度折减法揭示膨胀土原生结构面的失稳特征，提出膨胀土边坡安全性评价方法。

2.1 边坡失稳特征

通过建立含有水平膨胀土软弱夹层的边坡开挖数值分析模型，采用改进的巴塞罗那基本模型（BBM）和水力全耦合算法模拟膨胀土夹层的力学行为，揭示膨胀土边坡失稳特征。含有水平膨胀土夹层的边坡开挖数值分析模型如图 11所示，模型长200 m，高20 m，分3层。浅层土刚度较小，厚11.5 m；深层土刚度较大，厚8 m；中间夹层为厚0.5 m的强膨胀性软土。边坡坡率以1∶2.5为例，开挖分为5层，间隔时间为10 d，每层开挖2 m，开挖边坡坡高为10 m。假定模型两侧边界无水平位移，底部边界固定；两侧边界不透水，底部边界设恒定压力水头，上部边界透水。

图 11 计算模型尺寸

Figure 11. Model sizes

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图 12给出了膨胀土原始结构面的位移和剪应力变化趋势。图 12（a）显示竖向位移主要集中在坡冠以左、斜坡面下的区域内，竖向位移由坡冠到当前开挖坡脚逐渐增加。开挖引起的竖直变形主要由膨胀土夹层膨胀所致。图 12（b）表明膨胀土夹层中水平位移主要集中在坡冠正下方；膨胀土夹层中剪应力分布及其峰值位置与水平位移一致（图 12（c））。

图 12 边坡开挖产生的应力和变形

Figure 12. Stresses and deformations induced by slope excavation

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边坡坡率从1∶1.5减小到1∶3.5，膨胀土夹层的膨胀量呈现先减小后增加趋势，坡率为1∶2.0的夹层内竖向位移最小（图 13（a））；膨胀土夹层内剪应力随坡率减小而减小（图 13（b））。

图 13 不同开挖坡率引起的位移和剪应力

Figure 13. Maximum shear stresses and displacements

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考虑膨胀土夹层软化，采用强度折减公式为

$c'' = \left\{ \begin{gathered} Ac' - B(\eta - {\eta _{\text{b}}})\quad {\text{ }}(\eta \leqslant 0.43)\; \hfill \\ 5\quad \quad \quad \quad \quad \quad \;\;{\text{ (}}\eta \leqslant 0.43) \hfill \\ \end{gathered} \right. \text{，}$

(12a)

$\varphi '' = \left\{ \begin{gathered} \varphi ' - C(\eta - {\eta _{\text{b}}}) + D\quad {\text{ (}}\eta \leqslant 0.40{\text{)}}\; \hfill \\ 12\quad \quad \quad \quad \quad \quad \;\, \;{\text{ }}\;\;\, (\eta \leqslant 0.40) \hfill \\ \end{gathered} \right. 。$

(12b)

式中 $\eta$ 为孔隙率； ${\eta _{\text{b}}}$ 为平衡后孔隙率；A，B，C，D为系数。图 14给出了边坡开挖后剪切强度与剪应力比值。不考虑强度折减，原生结构面都没有失稳破坏；开挖坡率越大，边坡越不稳定；考虑强度折减，开挖坡率为1∶3的边坡没有破坏，其他坡率的原始结构面都出现失稳滑动。坡率缓的边坡坡内剪应力虽然小，但膨胀位移大，强度折减显著，原始结构面出现失稳破坏。

图 14 膨胀土夹层中的剪切强度与剪应力之比

Figure 14. Ratios of shear strength to shear stress

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2.2 安全性评价方法

膨胀土边坡失稳滑动主要有两种类型^[25-27]：①由干湿循环裂隙控制的浅层滑坡；②深层软弱结构层控制的深层滑坡。两类滑坡的安全性评价方法不同，第①类滑坡开始的标志是浅层裂隙发育，第②类滑坡发生的前提是结构面上的剪切强度小于由开挖卸荷和膨胀力产生的水平向剪切应力。下面分别介绍两类滑坡的评价方法。

（1）浅层裂隙控制的滑坡

膨胀土受到的拉应力超过拉伸强度，裂隙开始发育。随着水分蒸发，表层土颗粒间的弯液面曲率增大，吸力增加，土体收缩。当收缩变形受到限制时，形成拉应力，拉应力与基质吸力等价。基质吸力超过土体的拉伸强度时，裂隙开始发育，发生浅层滑坡。浅层滑坡的安全性评价方法的判据为

$\psi \geqslant \beta {\sigma _{\text{t}}} \text{，}$

(13)

式中， ${\sigma _{\text{t}}}$ 为拉伸强度， $\beta$ 为系数。

（2）深层结构面控制的滑坡

对于膨胀土结构面倾角为 $\alpha$ ，结构面土体的摩擦角为 ${\varphi _{\text{r}}}$ ，结构面控制的深层滑坡安全性评价方法为

$\alpha \geqslant {\varphi _{\text{r}}} \text{，}$

(14)

对于 $\alpha$ < ${\varphi _{\text{r}}}$ 的膨胀土边坡，安全性评价方法为

$\tau \geqslant {\tau _{\text{f}}} \text{，}$

(15)

式中，τ为边坡开挖引起结构层的剪切应力， ${\tau _{\text{f}}}$ 为结构面的剪切强度。

3. 膨胀土边坡的防治技术

提出考虑膨胀力影响的膨胀土的土压力计算方法，将膨胀土边坡防治技术分为三类：分“隔”技术、支“挡”技术和加“固”技术。

3.1 膨胀土的土压力

徐永福等^[27-28]将膨胀力等价于自重应力，基于朗肯土压力公式，给出膨胀土的土压力公式：

${\sigma _{\text{a}}} = (\gamma h + {p_0} + {\sigma _{\text{s}}}){K_{\text{a}}} - {\text{2}}c\sqrt {{K_{\text{a}}}} \text{，}$

(16)

式中， ${\sigma _{\text{a}}}$ 为土压力， $\gamma$ 为土的重度，h为高度， ${\sigma _{\text{s}}}$ 为膨胀应力， ${p_0}$ 为均布荷载，K_a为土压力系数。膨胀应力分布如图 15所示，大气影响深度处的膨胀应力等于膨胀力。

${\sigma _{\text{s}}} = \left\{ \begin{gathered} {p_{\text{s}}}(z/{z_{\text{a}}})\quad {\text{ }}(z < {z_{\text{a}}}) \hfill \\ {p_{\text{s}}}\quad \quad \quad \;{\text{ }}{\kern 1pt} {\kern 1pt} (z \geqslant {z_{\text{a}}}) \hfill \\ \end{gathered} \right. 。$

(17)

式中 ${\sigma _{\text{s}}}$ 为膨胀应力；p_s为膨胀压力；z为计算深度；z_a为大气影响深度。膨胀土的土压力公式得到了广泛的现场试验验证^[29-30]。

图 15 膨胀应力分布

Figure 15. Distribution of swelling stress

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3.2 分“隔”技术

分“隔”技术就是将膨胀土边坡与大气环境分隔开来，阻止水分变化、减小开挖卸荷影响，阻止裂隙发育。常见的分隔技术主要有非膨胀性黏土覆盖技术、改良土覆盖技术、土工编织袋技术、加筋反包技术、复合防排水结构覆盖技术等。

（1）土工编织袋覆盖技术

土工编织袋防护膨胀土边坡的抗滑稳定性满足

$T/{p_{\text{a}}} \geqslant {K_{\text{s}}} \text{，}$

(18)

式中，T为摩擦力， ${p_{\text{a}}}$ 为主动土压力，K_s为抗滑稳定性系数，一般要求K_s ≥1.3。如图 16所示，整列土工编织袋顶、底面上的摩擦力总和为

$T = {b^2}\gamma \tan {\varphi _{\text{s}}}{\text{/}}n{\text{ + }}\gamma bH\tan {\varphi _{\text{s}}}{\text{ + }}\gamma n{H^2}/2\tan {\varphi _{\text{s}}} \text{，}$

(19)

图 16 土工编织袋覆盖技术示意图

Figure 16. Design of soil bag for protection of expansive soil slopes

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式中，b为一列土工袋的宽度，H为单个土工袋的厚度。

作用在土工编织袋的主动土压力为

${p_{\text{a}}} = \{ [\gamma ({H_0} - {H \mathord{\left/ {\vphantom {H 2}} \right. } 2}) + {p_{\text{s}}}]K - {\text{2}}c\sqrt {{K_{\text{a}}}} \} H \text{，}$

(20)

式中，H₀为膨胀土边坡高度。

（2）加筋反包覆盖技术

加筋反包处治技术是将边坡超挖一定宽度后，采用单向土工格栅等土工合成材料加筋反包回填膨胀土形成加筋体，结合加筋体后碎石排水层与坡脚盲沟导排坡面或坡后土体的渗流水，同时坡顶采用两布一膜实施封水，实现膨胀土边坡防护（图 17）。主要技术原理为：①加筋作用，格栅与填土界面间的摩擦力，增强加筋土体的抗剪强度；②压重作用，给坡体施加压重，减小开挖卸荷影响，增强膨胀土边坡稳定性；③分隔作用，阻隔干湿循环作用对水分变化的影响，防止膨胀土边坡开裂。土工格栅摊铺宽度的计算方法如图 18所示，根据土工格栅受力平衡，由

${K_{\text{s}}} \cdot (\tau \cdot l) = d \cdot {\sigma _{\text{a}}}。$

(21)

图 17 土工格栅加筋覆盖示意图^[32]

Figure 17. Design of reinforced soil for protection of expansive soil slopes^[32]

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图 18 加筋宽度的计算模型

Figure 18. Model for calculation of geogrid width

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计算土工格栅的摊铺宽度l与间距d的关系。式中，τ为土与土工格栅之间的摩擦力，τ= $\gamma h$ ‧tan(2φ/3)，φ为内摩擦角，K_s为安全系数，一般取2， $\sigma$ 为土压力。对于弱－中膨胀性土，一般每层填土加1层土工格栅，即d=20 cm，填土的内摩擦角为20°，不同膨胀力的膨胀土中的加筋长度与填土高度h的关系如图 19所示，加筋宽度一般为1.5 m左右。

图 19 加筋宽度与填土高度的关系

Figure 19. Relationship between geogrid width and slope height

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（3）复合防排水结构覆盖技术

复合防排水结构层防护技术是以“毛细阻滞”理论为基础，采用细、粗两种水力传导性能相差较大的材料层覆盖于膨胀土边坡之上。土体含水率较低时，细粒土渗透系数大于粗粒土，当降雨产生的水分由上部细粒土层渗流至细–粗交界面时，由于毛细张力的作用被“阻隔”在毛细隔离带之上，细粒土层便成为储水层；随着降雨持续发生，当细–粗交界面处的基质吸力降至粗粒土的进水值时，毛细阻滞效应将失效，高含水率时粗粒土渗透系数远大于细粒土，水分由粗粒土侧向排出，粗粒土层便成为导排层；毛细阻滞覆盖层如图 20所示。在高温、干燥条件下，细粗土层较低的热传导系数能阻止坡体内水分蒸腾蒸发而造成收缩，达到保湿防渗效果。

图 20 毛细阻滞覆盖层示意图^[33]

Figure 20. Design of waterproof and drainage structure^[33]

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3.3 支“挡”技术

支“挡”技术主要指挡土墙，包括加筋挡墙、土工编织的挡墙、桩板墙等。

（1）土工编织袋挡墙

如图 21所示，挡墙顶和底层的摩擦力总和为

$T = \frac{{{b_{\text{r}}}^2\gamma \tan {\varphi _{\text{s}}}}}{n}{\text{ + }}\gamma {b_{\text{r}}}{h_{\text{r}}}\tan {\varphi _{\text{s}}} 。$

(22)

图 21 土工编织袋挡墙设计示意图

Figure 21. Design of soil bag for retaining wall^[33]

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土工编织袋挡墙顶和底部的主动土压力总和为

${p_{\text{a}}} = \left[ {\left( {\gamma \frac{{{b_{\text{r}}}}}{n} + {p_0} + {p_{\text{s}}}} \right){K_{\text{a}}} - {\text{2}}c\sqrt {{K_{\text{a}}}} } \right]{h_{\text{r}}}{\text{ + }}\frac{\gamma }{2}{h_{\text{r}}}^2 。$

(23)

膨胀土的土力学参数： $\gamma$ =20 kN/m³，c=20 kPa， $\varphi$ =20°， ${\varphi _{\text{s}}}$ =2 $\varphi$ /3。土工编织袋挡墙宽度b_r与挡墙高度h_r的关系如图 22所示。随膨胀力增加，挡墙宽度增加；随挡墙高度增加，挡墙宽度增加，挡墙宽度近似为挡墙高度的1.2倍。

图 22 土工编织袋挡墙的宽度与高度的关系

Figure 22. Relationship between width and height of soil bag retaining wall

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（2）桩板墙

桩板墙结构采用规范中的荷载传递法来确定滑坡推力。抗滑桩体长度包括悬臂段和嵌固段长度。悬臂段长度主要由桩身弯矩来控制。悬臂段长度以滑坡推力和桩后填土主动土压力中大值作为主要设计荷载。针对膨胀土边坡悬臂段荷载分布形式，抗滑桩桩身嵌固端的内力为（图 23）

$\left.\begin{array}{l}{M}_{0}={E}_{x}{Z}_{x}\text{ }\text{，}\\ {Q}_{0}={E}_{x}\text{ }\text{，}\\ {T}_{1}=\text{(}6{M}_{0}-2{E}_{x}L\text{)}/{L}^{2}\text{ }\text{，}\\ {T}_{2}=\text{(}6{E}_{x}L-12{M}_{0}\text{)}/{L}^{2}\text{ }。\end{array}\right\}$

(24)

图 23 滑坡推力分布图形^[34]

Figure 23. Distribution of landslide thrust stress^[34]

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式中M₀为嵌固点弯矩（kN⋅m）；Q₀为嵌固点剪力（kN）；T₁和T₂为滑坡推力。桩身内力的计算公式如下：

$\left. \begin{array}{l}{M}_{\text{y}}={T}_{1}{y}^{2}/2+{T}_{2}{y}^{3}/\text{(}6L\text{) }\text{，}\\ {Q}_{y}={T}_{1}y+\text{(}{T}_{2}-{T}_{1}\text{)}{y}^{2}/\text{(}2L\text{) }\text{，}\\ {\omega }_{\text{y}}={\omega }_{0}-{T}_{1}({L}^{3}-{y}^{3})/\text{(}6EI\text{)}-{T}_{2}({L}^{4}-{y}^{4})/\text{(}24EIL\text{) }\text{，}\\ {x}_{\text{y}}={x}_{0}-{\omega }_{0}(L-y)+{T}_{1}\text{(}{L}^{4}/8-{L}^{3}y/6+{y}^{4}/24\text{)}/\text{(}EI\text{)}+\\ \text{ }{T}_{2}\text{(}{L}^{5}/30-{L}^{4}y/24+{y}^{5}/120\text{)/(}EIL\text{) }。\end{array}\right\}$

(25)

式中D为桩间距；M_y为滑坡推力作用下计算点弯矩；Q_y为滑坡推力作用下计算点剪力；x_y和ω_y为计算点的变位和转角；L为抗滑桩悬臂段长度；E为桩身弹性模量；I为桩截面惯性矩；Z_x为滑坡推力合力作用点距锚固点的距离；y为计算点截面位置。

水平膨胀应力分布形式如图 15所示，设y为桩身计算截面所在的深度（自桩顶算起），桩身截面剪力Q_p和截面弯矩M_p为

$\left. \begin{array}{l}{Q}_{\text{p}}={\sigma }_{\text{s}}{y}^{2}/\text{(}2{z}_{\text{a}}\text{) }\text{，}\\ {M}_{\text{p}}={\sigma }_{\text{s}}{y}^{3}/(6{z}_{\text{a}})\text{ (0}\le y\le {z}_{\text{a}}\text{)}\text{，}\end{array}\right\}$

(26)

$\left. \begin{array}{l}{Q}_{\text{p}}={\sigma }_{\text{s}}{z}_{\text{a}}/2+{\sigma }_{\text{s}}\text{(}y-{z}_{\text{a}}\text{) }\text{，}\\ {M}_{\text{p}}={\sigma }_{\text{s}}{z}_{\text{a}}\text{(}y-\text{2}{z}_{\text{a}}\text{/3)/}2+{\sigma }_{\text{s}}{\text{(}}^{y}/2\text{ }\text{(}{z}_{\text{a}}\le y\le H\text{) }\text{，}\end{array}\right\}$

(27)

$\left. \begin{array}{l}{Q}_{\text{p}}={\sigma }_{\text{s}}{z}_{\text{a}}/2+{\sigma }_{\text{s}}\text{(}H-{z}_{\text{a}}\text{) }\text{，}\\ {M}_{\text{p}}={\sigma }_{\text{s}}h\text{(}y-\text{2}{z}_{\text{a}}\text{/3)}/2+{\sigma }_{\text{s}}\text{(}H-{z}_{\text{a}}\text{)[}y-\text{(}{z}_{\text{a}}+H\text{)}/2\text{] }\\ \text{ (}H\text{ < }y\le L\text{) }。\end{array}\right\}$

(28)

抗滑桩的嵌固段长度采用地基系数法进行桩体内力和变形计算，直接采用抗滑桩嵌固端长度的计算方法设计。将桩间板视为两端简支梁，根据水平应力和膨胀应力分布确定挡土板内弯矩，跨中最大弯矩为

${M_{\max }} = {\text{(}}{\sigma _{\text{k}}} + {\sigma _{\text{s}}}{\text{)}}{z_{\text{a}}}{L^2}{\text{/}}8 \text{，}$

(29)

式中L为挡土板长度； ${\sigma _{\text{k}}}$ 为土应力；M_max为挡土板最大弯矩； ${\sigma _{\text{s}}}$ 为膨胀应力。基于桩间板弯矩分布按照《混凝土设计规范：BG 50010—2010》^[31]验算挡土板配筋。

3.4 加“固”技术

加“固”技术是对滑坡体进行加固稳定，主要为抗滑桩和锚固技术。

（1）抗滑桩

抗滑桩的设计方法与桩板墙中的桩的设计一样，与普通抗滑桩不同的是膨胀土的土压力采用式（16）计算，膨胀应力分布如图 15所示。

（2）锚杆

锚杆加固边坡的示意图如图 24所示，锚杆加固边坡的稳定性系数计算公式为

${F_{\text{s}}} = \frac{{(W\cos \beta + T\cos \theta - {\sigma _{\text{s}}})}}{{W\sin \beta - T\sin \theta }} \text{，}$

(30)

图 24 锚杆支护技术

Figure 24. Support technology by anchor rod

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式中，锚杆的最优倾角为^[79-80]

${\theta }_{\text{opt}}=\mathrm{arctan}\left[\frac{(\zeta -\mathrm{cos}\beta )\mathrm{sin}\beta +\xi \sqrt{1+{\zeta }^{2}-2\zeta \mathrm{cos}\beta -{\xi }^{2}}}{{\xi }^{2}-{\mathrm{sin}}^{2}\beta }\right]。$

(31)

要满足膨胀土边坡的稳定性要求，每根锚杆所承担的边坡表面面积满足

$T\cos \theta + W\cos \beta \geqslant A \cdot {\sigma _{\text{s}}} \text{，}$

(32)

式中，ζ= ${\sigma _{\text{s}}}$ /W，ξ=T/W， ${\sigma _{\text{s}}}$ 为膨胀应力，T为锚杆拉力，W为混凝土框架梁和混凝土板的重量，W=A·h，h为混凝土的厚度，A为单根锚杆支护的边坡面积。

4. 膨胀土边坡防治应用示范

4.1 土工编织袋防护技术

江苏某高速公路沿线土质为弱–中膨胀性黏土，黏土矿物以斜绿泥石、多硅锂云母、蒙脱石为主，小于0.075 mm粒径的颗粒质量百分数大于50%，I_p=23~29，自由膨胀率为42%，膨胀力为53 kPa。

对于弱膨胀土，高度小于4 m的膨胀土边坡，土工编织袋防护宽度为1.2 m。选用尺寸为40 cm×40 cm ×10 cm的土工编织袋进行防护，每层土工编织袋的个数不小于3个。为了便于现场施工，将膨胀土坡面开挖成30 cm高度台阶，3层土工编织袋作为一个基本单元，可以节省土工编织袋数量，节省土工编织袋的施工工作量。在江苏某高速公路路基膨胀土边坡防护施工中，根据土工编织袋的防护形式，施工过程如图 23所示。具体施工步骤：①采用挖掘机开挖膨胀土边坡，现场开挖成台阶状，台阶高度为30 cm，坡度为1∶1.5，如图 25（a）所示；②用现场开挖的膨胀土直接装填编织袋，编织袋的充填率一般为80%，如图 25（b）所示；③土工编织袋按设计图纸摊铺在开挖好的台阶上，折叠土工编织袋袋口，使得土工编织袋折成40 cm×40 cm方块，如图 25（c）所示；④在土工编织袋之间适当补填少量砂、石灰改性土等理想的路基填料；用平板振动夯机压实土工编织袋，同时将土工编织袋之间的填料振实，如图 25（d）所示；⑤在土工编织袋顶部填筑石灰土或水泥土，厚度为40~60 cm，坡顶做好防水措施，如图 25（e）所示；⑥在土工编织袋外侧摊铺草皮，如图 25（f）所示。

图 25 土工编织袋防护膨胀土路堑边坡现场施工

Figure 25. Construction of soil bag

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4.2 加筋反包防护技术

土工格栅反包加固膨胀土边坡示范应用工程选取在崇左—爱店高速公路宁明县境内的K16+500处，该处设计为二级路堑边坡，边坡土体为膨胀土。边坡开挖后，由于受到夏、秋季频繁的降雨和日晒，在干湿循环作用下，坡体产生了大量裂隙，局部已发生小型滑坡，滑坡处裂隙延展深度目测达50 cm以上，采用土工格栅反包膨胀土对边坡进行加固的方法。

首先在坡底铺设60 cm厚的砂砾垫层，然后逐层铺设并反包土工格栅。每一层土工格栅的施工流程主要包括：格栅铺设、填土、碾压、反包。简述如下：铺设格栅，平铺后用U型钉将格栅固定，格栅竖肋的方向与边坡走向垂直，见图 26（a）。①土工格栅采用行业标准（JT/T925.1—2014）钢塑格栅CSCS50-5-型，纵横向极限抗拉强度不小于50 kN/m，极限抗拉强度下的伸长率不大于3%，连接点极限分离力大于300 N，幅宽不小于3 m。②填土，用挖掘机将碎石和膨胀土分别铺填在边坡的里外侧，碎石层宽50 cm，膨胀土含水率接近最优含水率，施工作业如图 26（b）。③碾压，待挖掘机将填土初步整平后，用碾压机械来回碾压，按最大干密度控制，施工作业见图 26（c）。反包。碾压后将底下一层土工格栅反包，并用U型钉固定。之后铺设第二层土工格栅，并用连接条将上下两层格栅穿插连接，如图 24（d）。

图 26 加筋土施工

Figure 26. Construction of reinforced soil

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4.3 复合隔排水结构防护技术

在崇左—爱店高速公路K16+087—K16+220处采用复合隔排水结构进行防护。地表被第四系地层覆盖，覆盖层较厚，植被弱发育。根据现场实际情况和施工便利性，采用施工方案：客土铺草皮+单层土工袋（内填开挖膨胀土）+土工布+土工格室（内填^#13碎石）+两布一膜。隔排水结构防护技术的施工流程：①利用挖掘机开挖边坡并修出坡底横坡，由坡顶至渗沟铺设两布一膜，然后在渗沟两布一膜之上铺设碎石层和护坡土工袋，如图 27（a）所示；②坡脚处铺设完成后再由坡顶至坡脚铺设土工格室和三维复合排水网，坡顶格室内填耕植土，坡面格室内填^#13碎石，如图 27（b）所示；③在导排层结构上铺设单层和双层土工袋并碾压，如图 27（c）所示；④然后挂网并铺设客土，铺草皮，覆盖透气膜，如图 27（d）所示。

图 27 复合隔排水结构施工

Figure 27. Construction of waterproof and drainage structure

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4.4 桩板墙防护技术

桩板墙防护技术示范工程选取在湖北当阳岩屋庙4970专用线K2+035—K2+120处，既有膨胀土边坡分2级布置，上部为某化工企业矿石堆场，坡高约为10~12 m，边坡在上部堆载和雨水作用下发生了整体滑移。根据现场实际情况和工程适用性确定支护方案为桩板墙防护技术。

桩板墙防护技术的施工流程：首先是利用挖掘机清除滑动岩土体，然后依据设计图纸确定施工桩位，并浇筑锁口，如图 28（a），（b）所示；根据设计桩位，采用人工施工方法开挖桩孔到设计深度，随后在桩孔内部布置钢筋笼结构，如图 28（c），（d）所示；在设计桩位上布置自由段模具，随后浇筑桩体结构，等待混凝土强度达标后，拆除模具，如图 28（e），（f）所示；在抗滑桩后放置预制挡土板，在板后布置EPS减胀层，最后分层回填碾压墙后土体，如图 28（g），（h）所示。

图 28 桩板墙施工

Figure 28. Construction of pile-sheet wall

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EPS板应用到膨胀土边坡桩板墙防护技术中，能够起到消能减胀的作用，对桩板墙结构长期服役稳定性具有显著积极作用。结合桩板墙防护技术示范工程的现场监测结果，对EPS的减胀效果进行量化评价，如图 29所示。根据图 29的监测结果，^#4，^#5桩间挡土板未设EPS减胀层，板后最大土压力约为200 kPa，而在相同工况下，布置了EPS减胀层的^#8，^#9挡土板的板后最大土压力约为75 kPa，土压力消解效果十分明显，证明了EPS板良好的消能减胀作用。

图 29 EPS挡墙的减载效果

Figure 29. Effects of EPS on earth pressure

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5. 结论

经过近半个世纪的研究，中国膨胀土边坡防治技术取得了世界领先水平的研究成果。由于膨胀土本身的复杂性，当前膨胀土边坡防治技术远远跟不上膨胀土边坡防治实践的步伐，导致许多膨胀土边坡的防治措施失效。因此，膨胀土边坡防治技术研究任重道远，本项目经过两年的研究，得到4点结论。

（1）膨胀土边坡的水力作用机理至今没有取得成熟理论成果，一直都是运用扩散双电层描述，膨胀土矿物不能满足扩散双电层理论成立的假设，更麻烦的是双电层理论参数很难测试。相对于扩散双电层理论，等温吸附理论更适合描述膨胀土边坡的水力作用机理。本项目基于膨胀土孔隙表面的分形模型，导出了膨胀土孔隙水体积的吸附方程，建立了膨胀土的膨胀变形理论和盐溶液中的统一有效应力理论，构建了膨胀土的非饱和土剪切强度理论和饱和盐溶液的剪切强度理论。

（2）膨胀土边坡安全性评价结果一直备受质疑，许多设计计算安全的膨胀土边坡建成不久就发生滑坡。本项目提出膨胀土边坡安全性分析的全新思路，将膨胀土边坡滑坡分为两类：浅层裂隙控制的滑坡和深层结构面控制的滑坡，将浅层裂隙发育判据作为浅层滑坡安全性评价方法；深层结构面控制的滑坡的安全性评价方法是通过比较结构面的剪应力与剪切强度的大小实现。

（3）在膨胀土边坡防治技术研究方面，非膨胀性黏土覆盖法、加筋反包、土工编织袋等“防渗保湿”技术被公认为是有效措施，并形成了成熟的施工工艺。由于“以柔治胀”和“刚柔相济”容易引起误解，本项目就膨胀土边坡防治技术分为分隔技术、支挡技术和加固技术三类。分隔技术主要功能是“防渗保湿”和反压减胀；支挡技术主要是各类挡墙，如桩板墙、土工编织袋挡墙等；加固技术包括抗滑桩和锚固技术。

（4）成功实施了土工编织袋、加筋反包、复合隔排水结构和桩板墙防治技术的应用示范，形成了标准化的设计方法和施工工艺。

图 1 中国膨胀土分布^[1-2]

Figure 1. Distribution of expansive soils in China^[1-2]

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图 2 技术路线

Figure 2. Technology roadmap

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图 3 南宁膨胀土的N₂等温吸附和压汞曲线

Figure 3. Nitrogen isotherm adsorption and mercury intrusion curves of Nanning expansive soil

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图 4 氮吸附试验测试的南宁膨胀土表面分维

Figure 4. Surface fractal dimension of Nanning expansive soil from Nitrogen isotherm adsorption

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图 5 根据压汞试验计算的南宁膨胀土表面分维

Figure 5. Surface fractal dimension of Nanning expansive soil from mercury intrusion tests

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图 6 南宁膨胀土的膨胀力与含水率的相关关系

Figure 6. Correlation between swelling pressure and water content of Nanning expansive soil

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图 7 饱和盐溶液膨胀土的剪切强度

Figure 7. Shear strengths of expansive soils saturated in salt solution

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图 8 宁夏膨胀土的剪切强度

Figure 8. Shear strengths of Ningxia expansive soil

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图 9 裂隙性膨胀土的剪切强度

Figure 9. Shear strengths of fissured expansive soils

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图 10 南阳裂隙性膨胀土的剪切强度

Figure 10. Shear strengths of fissured expansive soil in Nanyang

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图 11 计算模型尺寸

Figure 11. Model sizes

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图 12 边坡开挖产生的应力和变形

Figure 12. Stresses and deformations induced by slope excavation

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图 13 不同开挖坡率引起的位移和剪应力

Figure 13. Maximum shear stresses and displacements

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图 14 膨胀土夹层中的剪切强度与剪应力之比

Figure 14. Ratios of shear strength to shear stress

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图 15 膨胀应力分布

Figure 15. Distribution of swelling stress

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图 16 土工编织袋覆盖技术示意图

Figure 16. Design of soil bag for protection of expansive soil slopes

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图 17 土工格栅加筋覆盖示意图^[32]

Figure 17. Design of reinforced soil for protection of expansive soil slopes^[32]

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图 18 加筋宽度的计算模型

Figure 18. Model for calculation of geogrid width

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图 19 加筋宽度与填土高度的关系

Figure 19. Relationship between geogrid width and slope height

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图 20 毛细阻滞覆盖层示意图^[33]

Figure 20. Design of waterproof and drainage structure^[33]

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图 21 土工编织袋挡墙设计示意图

Figure 21. Design of soil bag for retaining wall^[33]

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图 22 土工编织袋挡墙的宽度与高度的关系

Figure 22. Relationship between width and height of soil bag retaining wall

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图 23 滑坡推力分布图形^[34]

Figure 23. Distribution of landslide thrust stress^[34]

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图 24 锚杆支护技术

Figure 24. Support technology by anchor rod

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图 25 土工编织袋防护膨胀土路堑边坡现场施工

Figure 25. Construction of soil bag

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图 26 加筋土施工

Figure 26. Construction of reinforced soil

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图 27 复合隔排水结构施工

Figure 27. Construction of waterproof and drainage structure

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图 28 桩板墙施工

Figure 28. Construction of pile-sheet wall

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图 29 EPS挡墙的减载效果

Figure 29. Effects of EPS on earth pressure

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