風化砂改良膨脹土力學指標試驗研究

楊 俊，童 磊，張國棟，唐云偉，梁 勇

(1.三峽大學 三峽地區(qū)地質(zhì)災害與生態(tài)環(huán)境湖北省協(xié)同創(chuàng)新中心，湖北 宜昌 443002；2.三峽大學 土木與建筑學院，湖北 宜昌 443002；3.宜昌市交通運輸局，湖北 宜昌 443002；4.小鴉一級公路改建工程項目部，湖北 宜昌 443002)

0 引 言

膨脹土主要由親水性黏土礦物蒙脫石和伊利石組成，是一種在自然地質(zhì)過程中形成的具有多裂隙性、快速崩解性以及顯著地膨脹性與收縮性的特殊區(qū)域性土。由于膨脹土遇水膨脹，失水收縮，故其強度特性對含水率的變化極為敏感，因而其工程性質(zhì)很不穩(wěn)定。在膨脹土分布區(qū)域修筑的公路極易出現(xiàn)路面沉陷、邊坡滑塌、路堤失穩(wěn)等工程問題。究其原因，往往都是由于土的抗剪強度不夠，以及承載能力不足所造成的[1]。

我國膨脹土分布十分廣泛，在修筑公路、鐵路時不可避免的要穿越膨脹土地區(qū)。目前，在實際工程中，大多數(shù)情況下是在膨脹土中摻入石灰、水泥、粉煤灰等外加劑，使之與土體發(fā)生一定的化學反應，通過化學改良來提高土體的承載能力以及抗剪強度。摻入后，土體的強度特性有明顯的改善。但是，石灰、水泥、粉煤灰與膨脹土的反應速度較慢，導致改良后土體強度提高較為緩慢，且施工工程中需要對其進行養(yǎng)護處理，養(yǎng)護條件不易控制。同時化學改良往往具有一定的時效性[2]，隨著時間的推移，所生成水化物的強度會逐漸降低，最終導致路基強度不夠，從而嚴重危害公路的正常運行。再者摻入的石灰、水泥、粉煤灰由于粒徑較小，現(xiàn)場施工時難以充分拌和均勻。

筆者結(jié)合湖北宜昌小溪塔至鴉雀嶺一級公路改建工程，擬將沿線廣泛分布的風化砂作為外加劑來改良膨脹土強度特性，使之達到路基填料標準。在室內(nèi)對摻砂改良膨脹土進行了不同摻砂比、不同初始含水率下的承載比(CBR)試驗、回彈模量試驗以及直剪試驗，深入分析了摻砂比、初始含水率對改良膨脹土強度的影響，同時也驗證了摻砂改良膨脹土這一物理改良方法的可行性。

1 試驗材料及方案

1.1 試驗材料

1.1.1 膨脹土

試驗所用膨脹土取自湖北省宜昌市夷陵區(qū)小溪塔至鴉雀嶺一級公路改建工程項目K 24 + 000 ～ 25 +000路段。膨脹土顏色以棕黃色、灰白色為主，中間夾雜灰綠色。土塊可層層分割成規(guī)則的幾何形體，斷面光滑，土質(zhì)滑感較強，結(jié)構致密，含有少量鈣質(zhì)與鐵錳質(zhì)結(jié)核。膨脹土的基本性質(zhì)指標見表1。

表1 膨脹土的基本性質(zhì)指標

Table 1 Basic physical property indexes of expansive soil

從表1可以看出，膨脹土的液限為70.53%，屬于高液限土；塑性指數(shù)為46.44，屬于極高塑性黏土；自由膨脹率為43%，屬于弱膨脹性。

1.1.2 風化砂

試驗所用的風化砂取自該項目K22 +000～K23 +000路段，風化砂顏色呈黃色，粒徑較小，顆粒呈棱角狀，強度較高，并含有一定量的細粒土。由圖1可以看出試驗所用風化砂粒徑大部分都集中在0.25 mm以下，屬于級配不良砂。風化砂的基本物理性質(zhì)指標見表2。

圖1 風化砂顆粒級配曲線Fig.1 Weathered sand-based particle size distribution curve表2 風化砂基本物理性質(zhì)指標 Table 2 Physical property indexes of the weathered sand

1.2 試驗方案

試驗均按照JTG E 40—2007《公路土工試驗規(guī)程》的規(guī)定進行。

摻砂比是指所摻風化砂質(zhì)量與總質(zhì)量之比，采用5種摻砂比：10%，20%，30%，40%，50%。根據(jù)室內(nèi)重型擊實試驗，得到每種摻砂比下膨脹土的最佳含水率和最大干密度。

進行承載比、回彈試驗時，每種摻砂比下，制備5種初始含水率：8%，10%，12%，14%，16%。

進行直剪試驗時，考慮到改良后土體的實際情況，每種摻砂比下，土樣的初始含水率分別按6%，8%，10%，12%，14%進行配制。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 重型擊實試驗

土采用干法制備試樣，分3層進行擊實，每層98擊。重型擊實試驗結(jié)果見表3。

表3 改良膨脹土的擊實試驗結(jié)果

Table 3 Compaction test results of expansive soil improved by

weathered sand

土樣編號摻砂比/%最佳含水率ωop/%最大干密度ρdmax/(g·cm-3)1012.821.89921012.491.91332012.261.96543012.051.94754011.491.93165011.071.918

由表3可以看出：

1)最佳含水率隨著摻砂比的提高而逐漸減小。這是由于風化砂的摻入，整體的黏性降低，保水性下降，導致?lián)魧崟r所需要的含水量減小。當摻砂比由30%增至50%時，最佳含水率迅速下降，降低幅度約為50%。

2)摻入風化砂之后，擊實膨脹土的最大干密度隨之提高，當摻砂比為20%時，擊實膨脹土的最大干密度達到最大，但當摻砂比進一步提高時，最大干密度逐漸下降。這是因為摻入風化砂之后，膨脹土顆粒填充在風化砂顆粒所形成的空隙之中，顆粒之間嵌擠更加緊密，單位體積內(nèi)的顆粒增多。而下降的原因是試驗所用的風化砂級配不良，過多地摻入會使混合土體的級配不良，難以壓實。

2.2 改良膨脹土的CBR值

干土法備樣，按照試驗方案中所規(guī)定的初始含水率及摻砂比在試筒中采用重型擊實的方法制備試件。為了模擬路基在使用過程中的最不利狀態(tài)，在貫入試驗前將試件進行泡水4 d處理。每組試樣做3組平行試驗，取平行試驗差值滿足精度要求的結(jié)果的平均值作為試件的最終CBR值。

2.2.1 初始含水率對改良膨脹土CBR值的影響(圖2)

圖2 含水率與CBR值的關Fig.2 The relationship between moisture content and CBR value

從圖2以看出：

1)改良膨脹土CBR值隨初始含水率的增加而提高，但是有一個極限值，超過這個極限含水率后，CBR值隨著含水率的增加而迅速下降。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因是：隨著含水率的增加，擊實后土樣的干密度迅速上升，孔隙率減小，土顆粒之間的接觸越來越緊密，況且隨著土樣初始含水率的增加，整個土樣的膨脹潛勢會越來越小，故在浸水4 d之后，試件結(jié)構的損壞程度也會逐漸減小。所以，隨著初始含水率的增加，各摻砂比的膨脹土CBR值逐漸提高。當試件初始含水率超過一定的限度時，會導致?lián)魧嵑笸翗拥拿軐嵍炔粔?，土中空隙增多，浸水時會吸入過多的外界水，使改良膨脹土的內(nèi)部結(jié)構發(fā)生了變化，影響了土顆粒之間的定向排列，導致試件本身產(chǎn)生了結(jié)構性的損傷，從而使土顆粒之間的相互作用力減弱，同時過多的自由水也阻礙了土顆粒之間的接觸，影響了空間網(wǎng)架結(jié)構的生成[3]，從而使改良膨脹土承載力迅速降低。

2)各摻砂比膨脹土的CBR峰值含水率略大于各自對應的最優(yōu)含水率1%～2%。這是由于雖然在最佳含水率狀態(tài)下進行壓實，會得到最大的干密度，但是浸水4 d之后，土體內(nèi)部結(jié)構發(fā)生了變化，故當干密度最大時，并不能保證浸水后CBR值最大。浸水后土樣的CBR值是多種因素耦合的結(jié)果，適當?shù)奶岣咄翗拥某跏己?，雖然減小了擊實后的土樣干密度，但是降低了土樣的膨脹潛勢，使浸水后土體結(jié)構性損傷程度降低，故當含水率稍大于最佳含水率時，改良膨脹土CBR值達到最大。

2.2.2 摻砂比對改良膨脹土CBR值的影響(圖3)

由圖3可知：

1)隨著摻砂比的提高，膨脹土的CBR值逐漸增大。這是因為風化砂粒徑較大，強度較高，且有一定的棱角，摻入之后，起到了骨架支撐作用，且顆粒與顆粒之間的相互作用越來越強烈，最終導致改良后膨脹土承載能力的提高。

2)隨著風化砂摻入比例的增加，土體CBR值增長的速度是不斷變化的。當摻砂比為<30%時，土體CBR值增長速度較慢，這是因為雖然摻入風化砂之后，顆粒之間的相互作用效果增強，但是由于此時摻入的風化砂較少，擊實后的試件有著較高的膨脹潛勢，浸水后試件結(jié)構發(fā)生破壞，強度衰減較大，故此時改良膨脹土CBR值增長較慢。當摻砂比由30%增長至40%時，土體CBR值增長速度最快。當土樣含水率為14%時，CBR值增長幅度達到了3.15%。產(chǎn)生這一現(xiàn)象是因為，此時膨脹土所占比例較小，擊實后試件的膨脹潛勢較低，浸水后對試件強度影響較小，再者，由于風化砂摻量的增加，土體本身的孔隙率減小，顆粒之間的作用效果顯著增強，同時風化砂顆粒在整個結(jié)構中起到了很好的支撐作用，從而改良膨脹土CBR值大幅提高。當摻砂比繼續(xù)增長時，土體CBR值增長速度逐漸變慢，這是由于風化砂摻入過多，導致?lián)魧嵑笸馏w干密度減小，孔隙率增多，整體結(jié)構趨于松散，浸水后過多的外界水通過空隙進入土體內(nèi)部，影響了土顆粒之間的定向排列，使土體內(nèi)部產(chǎn)生了結(jié)構性的損傷，故導致土體CBR值增長速度的減緩。

2.3 改良膨脹土的回彈模量

采用室內(nèi)承載板法，逐級加載卸載法測定改良膨脹土每級荷載下回彈變形。土樣采用干土法制備，按照試驗方案中所規(guī)定的初始含水率及摻砂比，采用重型擊實的方法制備試件。試件制備完畢后立即進行預壓，并測定回彈變形量。

2.3.1 初始含水率對改良膨脹土回彈模量的影響

改良膨脹土的承載力與試件的干密度、摻砂比及含水率有關。因膨脹土具有吸水后軟化，強度降低的特性，故在同一摻砂比下，其承載力大小主要受到含水率的影響。經(jīng)過一系列的室內(nèi)回彈模量試驗，初始含水率與改良膨脹土回彈模量之間的關系見圖4。

圖4 回彈模量與初始含水率的關系Fig.4 Relationship of resilient modulus and the initial moisture content

由圖4可以看出：在同一摻砂比下，隨著初始含水率的增大，改良膨脹土的回彈模量逐漸增加，當初始含水率接近各摻砂比下的最佳含水率時，回彈模量達到最大值。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因是，由于初始含水率的逐漸增大，擊實后試件的干密度逐漸提高，孔隙率減小，土顆粒間的相互摩擦更加強烈，于是回彈模量隨著初始含水率的提高而增大，但增長幅度較小，最大的增幅出現(xiàn)在摻砂比例為30%時，也僅為20.85 MPa。當初始含水率超過各摻砂比下的最佳含水率而繼續(xù)增大至16%時，回彈模量迅速降低，其中摻砂比為30%的膨脹土回彈模量下降最快，下降幅度達到了41.3 MPa。這是由于初始含水率超過最佳含水率后，一方面導致?lián)魧嵑笤嚰母擅芏妊杆俳档?，土顆粒之間的間距變大，相互作用力減弱，整體結(jié)構的穩(wěn)定性降低；另一方面，土顆粒周圍結(jié)合水膜中的水分子對土粒間的相互運動起到了一定的潤滑作用[4]，所以導致由于初始含水率的繼續(xù)增加，改良膨脹土回彈模量迅速降低。

2.3.2 摻砂比對改良膨脹土回彈模量的影響

摻砂比決定著擊實后試件的干密度、顆粒的組成和受力狀況，因此在同一初始含水率下，改良膨脹土承載力大小主要受到摻砂比的影響。室內(nèi)回彈模量試驗得到摻砂比與改良膨脹土回彈模量之間的關系，見圖5。

圖5 回彈模量與摻砂比例的關系Fig.5 Resilient relationship between resilient modulus doped sand radio relation ship

從圖5可以看出：

1)通過調(diào)整摻砂比可以有效的提高改良膨脹土的回彈模量。當摻砂比為10%，初始含水率為12%時回彈模量最大，為111.46 MPa。

2)當風化砂摻入比例由0增大至10%時，改良膨脹土回彈模量逐漸增大，通過前面的分析可知：一方面風化砂的摻入可以提高整體的摩阻力，使顆粒之間咬合更加緊密，增強了土體整體的穩(wěn)定性；另一方面，摻入風化砂使得擊實后試件的干密度增大，密實性增強，承載能力提高，故摻入風化砂之后，可以大幅提高改良膨脹土的回彈模量。分析數(shù)據(jù)可知，當試件初始含水率為10%時，回彈模量增幅最大，達到了24.35 MPa。當摻砂比由10%增大至50%時，改良膨脹土回彈模量迅速降低，其中當試件的初始含水率為12%時，回彈模量降低速度最快，降低幅度達到了65.62 MPa。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因是，摻入過多的風化砂之后，土體整體的黏性迅速降低，土體逐漸由“彈塑性體”向“塑性體”過渡[5]，從而使得試件在試驗荷載下恢復變形的能力減弱，回彈模量迅速降低

2.4 改良膨脹土的抗剪強度指標

采用靜壓法制樣，使之達到預定的干密度。將制好的試樣放在應變控制式直剪儀上進行不同垂直荷載下的直剪，控制剪切速度為0.8 mm/min。試驗得到不同初始含水率及不同摻砂比改良膨脹土內(nèi)摩擦角φ及黏聚力C，見表5。

表5 改良膨脹土的內(nèi)摩擦角φ和黏聚力C Table 5 The interior friction angle φ & the sticky poly force C of the modified expansive soil

2.4.1 改良膨脹土的內(nèi)摩擦角φ

1)通過調(diào)整初始含水率及摻砂比可以有效的提高膨脹土的內(nèi)摩擦角，當摻砂比例為30%，初始含水率為8%時，內(nèi)摩擦角達到最大值31.53°。

2)在同一初始含水率下，改良后膨脹土內(nèi)摩擦角隨著摻砂比的增加先逐漸增大，摻砂比例為30%時，達到最大；當摻砂比進一步增加時，內(nèi)摩擦角迅速降低。這是由于風化砂顆粒具有一定的棱角和較大的摩阻力，摻入風化砂之后，風化砂顆粒包裹在膨脹土顆粒周圍，使整個結(jié)構的摩阻力大幅提高。再者，由于風化砂的摻入，導致整個土體的干密度有所增加，孔隙率減小，顆粒之間接觸更加緊密，作用效果更為強烈，故隨著風化砂摻入比的增加，內(nèi)摩擦角逐漸增大。然而試驗過程中所摻入的風化砂黏性較低，摻砂超過一定比例之后，砂性顆粒增多，會造成整體的黏性下降，穩(wěn)定性減弱，且摻入風化砂過多，會導致土體干密度下降，孔隙率增加，顆粒之間的間距變大，相互作用減弱，所以當摻砂比超過一定限度之后，內(nèi)摩擦角迅速降低。

3)在同一摻砂比例下，改良后膨脹土內(nèi)摩擦角隨著摻砂比的增大，先迅速增大，且內(nèi)摩擦角最大時所對應的初始含水率略小于各摻砂比下的最佳含水率。當超過這一極限初始含水率之后，內(nèi)摩擦角迅速降低。原因是，由于初始含水率增加，造成土體的干密度逐漸變大，孔隙減小，最終導致顆粒間的相互作用增強，內(nèi)摩擦角迅速增大。當初始含水率繼續(xù)增加時，土體中過多的自由水一方面阻礙了土顆粒之間的接觸，使土顆粒間的作用力減弱，有一方面自由水在剪切過程中充當了潤滑劑的作用，再者當初始含水率繼續(xù)增加時，會使土體本身的干密度下降，土顆粒間的摩擦減弱，從而使得內(nèi)摩擦角迅速降低。

2.4.2 改良膨脹土的黏聚力C

1)初始含水率及摻砂比對改良后膨脹土黏聚力的影響較大。各摻砂比下的改良膨脹土在初始含水率接近各自最佳含水率時，黏聚力達到最大。這是因為當初始含水率接近最佳含水率時，改良膨脹土干密度達到最大，孔隙率最小，顆粒之間的距離較近，相互作用力較強，故此時的黏聚力最大。

2)在同一初始含水率下，隨著摻砂比的增加，改良后膨脹土黏聚力逐漸減小，摻砂比<40%時，黏聚力減小速度較慢，減小幅度約為25 kPa。但當摻砂比>40%之后，黏聚力迅速減小，其中初始含水率為14%的土樣黏聚力減小幅度達30.57 kPa。這是因為，摻入風化砂之后，會導致土體整體的黏性降低，顆粒之間的相互作用減弱，結(jié)構穩(wěn)定性降低，故黏聚力逐漸減?。涣硗?，由于風化砂摻入一定比例之后，土體干密度減小，孔隙增多，顆粒之間的作用力減弱，所以當摻砂比>40%之后，土體黏聚力減小速度加快。

3)在同一摻砂比下，黏聚力隨初始含水率的增加先逐漸增大，且黏聚力最大時所對應的含水率接近各摻砂比下的最佳含水率。這是因為初始含水率逐漸增加時，土體干密度逐漸增大，孔隙率逐漸減小，顆粒間的嵌擠作用愈來愈強烈，故隨著初始含水率的增加，黏聚力逐漸增大。當初始含水率繼續(xù)增大時，黏聚力迅速減小，且減小幅度在12 kPa左右。這是由于當初始含水率過大時，土體中自由水增多，超孔隙水壓力增大，使土顆粒之間的吸引力減弱，公共水膜黏結(jié)力減小，另外界多的自由水在土樣剪切過程中起到了一定的潤滑作用，所以當初始含水率繼續(xù)增加時，黏聚力會急劇下降。

3 結(jié) 論

由于風化砂粒徑較小，在膨脹土粗顆粒形成骨架之中可以起到很好的填充作用，有助于提高改良后土體的承載能力，加之風化砂顆粒之間的摩阻力較大，摻入后對土體的抗剪強度也有一定程度的提高。研究得出以如下結(jié)論：

1)在同一含水率下，改良膨脹土CBR值隨著摻砂比例的增大而逐漸增大，當摻砂比由30%提高至40%時，CBR值增幅最大。在同一摻砂比下，改良膨脹土CBR值隨著初始含水率的增大而逐漸增加，當初始含水率大于最佳含水率1%～2%時，CBR值達到最大，當初始含水率超過這一極限含水率后，CBR值迅速減小。

2)摻入風化砂之后，可以有效提高膨脹土的回彈模量，但是摻砂比不宜過大，摻砂比超過10%后回彈模量迅速降低。隨著初始含水率的增加，改良膨脹土回彈模量先增加，后急劇減小，當初始含水率接近最佳含水率時，回彈模量達到最大。

3)初始含水率及摻砂比對膨脹土抗剪強度指標有顯著響。黏聚力隨著摻砂比的增加而逐漸減小，同一摻砂比下的黏聚力隨著含水率的增加而先增大后減?。粌?nèi)摩擦角隨著摻砂比的增加而先增大后減小，同一摻砂比下的內(nèi)摩擦角隨著含水率的增加而先增大后減小。

4)摻入風化砂可以有效的提高膨脹土的CBR值、回彈模量以及抗剪強度指標。經(jīng)過風化砂改良后的膨脹土的各項強度指標均能規(guī)范對路基強度的要求值，且風化砂改良膨脹土具有較好的經(jīng)濟性和可操作性。

[1] 汪東林,欒茂田,楊慶.重塑非飽和黏土的土-水特征曲線及其影響因素研究[J].巖土力學,2009,30(3):751-756.Wang Donglin,Luan Maotian,Yang Qing.Experimental study of soil-water characteristic curve of remolded unsaturated clay [J].Rock and Soil Mechanics,2009,30(3):751-756.

[2] 王明甫,程鈺.石灰改性膨脹土強度的室內(nèi)試驗研究[J].人民長江,2010,41(6):71-77.Wang Mingfu,Cheng Yu.Laboratory study on strength of expansive soil improved with lime [J].Yangtze River,2010,41(6):71-77.

[3] 殷琦,陳佳,朱心瀟,等.石灰改良膨脹土的強度特性試驗研究[J].城市道橋與防洪,2008,8(8):352-354.Yin Qi,Chen Jia,Zhu Xinxiao,et al.Experimental study on strength characteristic of lime modified expansive soil [J].Urban Roads Bridges and Flood Control,2008,8(8):352-354.

[4] 陳開圣,沙愛民.壓實黃土回彈模量試驗研究[J].巖土力學,2010,31(3):748-759.Chen Kaisheng,Sha Aimin.Research on resilient modulus test of compacted loess [J].Rock and Soil Mechanics,2010,31(3):748-759.

[5] 陳文杰,梁乃興.砂礫石材料回彈模量試驗方法研究[J].重慶交通大學學報:自然科學版,2007,26(6):115-118.Chen Wenjie,Liang Naixing.Test method research on elastic modulus of sand-gravel material [J].Journal of Chongqing Jiaotong University:Natural Science,2007,26(6):115-118.

[6] 胡夢玲,姚海林,劉杰,等.干密度對路基性能的影響研究[J].巖土工程, 2012,33(增刊2):91-97.Hu Mengling,Yao Hailin,Liu Jie,et al.Research on influence of dry density on subgrade performance [J].Journal of Rock and Geotechnical Engineering,2012,33(S2):91-97.

[7] 陳開圣.高液限紅黏土CBR試驗[J].公路,2010,2(2):148-151.Chen Kaisheng.CBR test of high liquid red clay [J].Highway, 2010,2(2):148-151.

[8] 陳聲凱,凌建明,羅志剛.路基回彈模量應力依賴性分析及預估模型[J].土木工程學報,2007,40(6):95-99.Chen Shengkai,Ling Jianming,Luo Zhigang.Stress-dependent characteristics and prediction model of the resilient modulus of subgrade soils [J].China Civil Engineering Journal,2007,40(6):95-99.

[9] 李振,刑義川,周俊.膨脹土兩種不同條件下抗剪強度比較[J].水力發(fā)電學報,2009,28(1):165-170.Li Zhen,Xing Yichuan,Zhou Jun.Comparison with shear strength of the expansive soil under two different conditions [J].Journal of Hydroelectric Engineering,2009,28(1):165-170.

[10] 黃世武,劉明維,尹健.膨脹土地基路基填方失穩(wěn)破壞模式分析[J].重慶交通大學學報:自然科學版,2009,28(2):250-254.Huang Shiwu,Liu Mingwei,Yin Jian.Analysis on failure modes of expansive soil subgrade embankment [J].Journal of Chongqing Jiaotong University:Natural Science,2009,28(2):250-254.

[11] 楊樹榮,拱祥生,黃偉慶,等.非飽和黏性路基土回彈模量之研究[J].巖土工程學報,2006,28(2):225-229.Yang Shurong,Kung Johnson,Huang Qingwei,et al.Resilient modulus of unsaturated cohesive subgrade soils [J].Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering,2006,28(2):225-229.

[12] 凌建明,蘇華才,謝華昌,等.路基土動態(tài)回彈模量的試驗研究[J].地下空間與工程學報,2010,6(5):919-925.Ling Jianming,Su Huacai,Xie Huachang,et al.Laboratory research on dynamic resilient modulus of subgrade soil [J].Chinese Journal of Underground Space and Engineering,2010,6(5):919-925.

[13] 黃芳,吳國雄,王燕,等.半柔性路面復合材料抗壓回彈模量研究[J].重慶交通大學學報:自然科學版,2008,27(1):65-68.Huang Fang,Wu Guoxiong,Wang Yan,et al.Study on compacted rebound modulus of semi-flexible pavement compound material [J].Journal of Chongqing Jiaotong University:Natural Science,2008,27(1):65-68.

[14] 王雁然,曹定勝.改性膨脹土CBR值的試驗研究[J].巖土力學與工程學報,2004,23(增刊1):4397-4399.Wang Yanran,Cao Dingsheng.Testing study on CBR value of improved expansive soils [J].Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering, 2004,23(S1):4397-4399.

[15] 魏永耀,孫樹林,鄭華章.膨脹土-膠粉(ESR)強度特性室內(nèi)試驗研究[J].工程地質(zhì)學報,2010,18(4):543-547.Wei Yongyao,Sun Shulin,Zheng Huazhang.Laboratory tests on uni-axial compressive strength of expansive soil-rubber (ESR) [J].Journal of Engineering Geology,2010,18(4):543-547.