湯連生，桑海濤，侯 濤，宋 晶，3，羅珍貴,3，陳浩昆,3

(1.中山大學(xué) 地球科學(xué)與地質(zhì)工程學(xué)院，廣東 廣州 510275；2. 中山大學(xué) 工學(xué)院，廣東 廣州 510275；3. 廣東省地質(zhì)過程與礦產(chǎn)資源探查重點實驗室，廣東 廣州 510275；4. 廣東省工程勘察院，廣東 廣州 510510)

在傳統(tǒng)工程地質(zhì)環(huán)境及土力學(xué)性質(zhì)的研究中，通常土體不主動作為抗拉材料使用，認(rèn)為土的抗拉強(qiáng)度很小或幾乎視為零[1]，實際工程中土體的抗拉強(qiáng)度常常被忽略，多側(cè)重于抗壓、抗剪，對抗拉張的研究較少[2-3]。然而，許多工程問題中的土體會發(fā)生開裂現(xiàn)象，諸如花崗巖殘積土中常見的崩崗及滑坡孕育過程中坡頂幾乎都產(chǎn)生的張拉裂縫，都與其抗拉張?zhí)匦杂嘘P(guān)?？估瓘垙?qiáng)度在評估非飽和紅土的崩崗、崩塌及土壩、堤防、路基、垃圾填埋場等邊坡的穩(wěn)定性方面，起著決定性的作用，黃文熙(1983)早就指出抗拉張性質(zhì)是黏性土的一個比較重要的力學(xué)性質(zhì)[4]。以往試驗研究表明[3，5]天然非飽和黏性土的抗拉強(qiáng)度一般可達(dá)到十幾到幾十kPa，從抗拉力學(xué)角度，土體的抗拉強(qiáng)度幾乎相當(dāng)于同等面積距錨桿的抗拔力。由此可見，抗拉強(qiáng)度在土體穩(wěn)定性中起著相當(dāng)重要的作用，忽略土的抗拉張強(qiáng)度顯然是對土的強(qiáng)度認(rèn)識上的不全面。

土的抗拉張?zhí)匦缘难芯渴加?0世紀(jì)50年代，興趣點主要在探索土的抗拉強(qiáng)度基本測試方法上[6-9]，該階段從20世紀(jì)50年代至70年代。Tchbotarioff等(1953)最早采用單軸拉伸試驗，對礦物組成不同的黏性土開展了試驗研究，得出了主要幾種黏土礦物抗拉強(qiáng)度的基本特性[6]。而后不久，三軸拉伸試驗被用于測試研究黏性土拉伸過程中的應(yīng)力應(yīng)變特征[9-21]，混凝土抗拉強(qiáng)度間接測試方法—巴西劈裂法試驗也被引進(jìn)研究含水率對土體抗拉強(qiáng)度的影響[12]。Snyder 等采用氣動斷裂法技術(shù)測量了非飽和土的拉伸強(qiáng)度[13]。進(jìn)入21世紀(jì)后，人們更加重視探索和研究新的抗拉強(qiáng)度測試方法，如研發(fā)了新型臥式單軸土工拉伸儀[14-15]、新型臥式三軸拉伸儀[16-17]、圓環(huán)內(nèi)壁施加徑向壓應(yīng)力的拉裂法[18-19]、直剪儀上改制臥式單軸拉伸試驗儀[20]、改進(jìn)無側(cè)限滲透儀器[21-22]等、改裝超微型貫入儀等[23]。

從已有的研究可以看出，目前關(guān)于土體抗拉強(qiáng)度的測試，與抗剪強(qiáng)度相比，到還沒有一個統(tǒng)一的標(biāo)準(zhǔn)試驗儀器，而且研究對象多集中在壓實黏土、加筋土、黃土、膨脹土和土石壩中的堆土料等土體，對其他的特殊土體還缺乏研究。本文在目前已有的測量方法的基礎(chǔ)上，自行研制了土體單軸抗拉強(qiáng)度試驗儀，并用此儀器對華南地區(qū)廣泛分布的兩種花崗巖殘積土的抗拉強(qiáng)度進(jìn)行了研究，同時通過快剪試驗得到了黏性花崗巖殘積土的抗剪強(qiáng)度參數(shù)，最后對花崗巖殘積土的抗拉強(qiáng)度機(jī)理進(jìn)行了分析。

1 土體單軸抗拉強(qiáng)度試驗儀[24]

1.1 試驗儀

本試驗儀是一種采用直接拉伸試驗測試土體抗拉強(qiáng)度的方法，屬于土體抗拉強(qiáng)度測試的創(chuàng)新技術(shù)。整個試驗儀器裝置如圖1所示，可分為：固定裝置、加荷裝置和模具三個部分，主要由支架、滑輪、砝碼、掛鉤、加荷盤、百分表、玻璃板和滑柱等組成。

總結(jié)以往土體單軸抗拉強(qiáng)度的試驗方法，試驗?zāi)芊癯晒蚰芊袢〉煤玫男Ч饕慈绾螌⒗κ┘釉谕翗由?。目前，采用最多的方法是將土樣兩端固定在施加拉力的儀器上，對土樣兩端的固定有三種方式，機(jī)械夾具法、粘結(jié)劑固定法和凍結(jié)端頭法。機(jī)械夾具法是根據(jù)試樣的規(guī)格制作相應(yīng)的夾具，使試樣兩端固定在施力儀器上，該方法在固定試樣時操作較為復(fù)雜。膠結(jié)法是用環(huán)氧樹脂等膠結(jié)材料將試樣兩端固定在施力儀器上，由于土樣可能不平整，會使膠結(jié)效果不佳，并且使用后不易清除。凍結(jié)端頭法是采用凍結(jié)的方法對試樣兩端固定，由于所需制冷設(shè)備較為復(fù)雜，在實際當(dāng)中應(yīng)用不多。對于將試樣兩端固定在施加拉力的設(shè)備上，無論采取何種方法，都有可能在施加拉力過程中沿著夾具或膠結(jié)部位發(fā)生破壞。

為了避免土樣在施加拉力過程中沿著夾具或膠結(jié)部位發(fā)生破壞的現(xiàn)象發(fā)生，本發(fā)明設(shè)計了一種專用的模具，根據(jù)土工試驗規(guī)程的規(guī)定，在進(jìn)行土工試驗時，制作試樣的最短邊長度不應(yīng)小于土料最大粒徑(直徑)的5倍，本發(fā)明中直接拉伸試樣受拉部位尺寸為3.5 cm×5.0 cm，兩端固定段尺寸為7.0 cm×5.0 cm。試樣模具如圖2所示，將土樣制成“中間窄兩邊寬”的規(guī)格，這樣能夠使試樣在中間發(fā)生斷裂，避免了以往由于固定端頭時在試樣兩端發(fā)生的破壞。并且該模具使土樣在模具內(nèi)完成制作，直接進(jìn)行拉伸試驗，這樣就消除了以往人們先制好試樣，再將試樣取出進(jìn)行拉伸試驗帶來的應(yīng)力釋放。同時在模具的下方有底板支撐，減少了以往臥式拉伸試驗時，在土樣中部由于土體自重的影響導(dǎo)致試樣的壓斷。

圖1 單軸抗拉強(qiáng)度試驗裝置

圖2 試驗?zāi)＞?/p>

1.2 試驗方法

1)將裝有試樣的模具放在光滑玻璃板上，為了減小試樣與玻璃板間的摩擦，在玻璃板頂部放置滾柱，并保證試樣的軸線處于拉伸的正中心線上，一端通過掛鉤固定在支架上，另一端通過掛鉤與穿過滑輪的細(xì)線連接在加荷盤上，安裝百分表并調(diào)零。通過試驗發(fā)現(xiàn)，整個拉伸過程中細(xì)繩與滑輪之間，模具與滾柱之間產(chǎn)生的摩擦效應(yīng)很小，可以不計拉伸過程中摩擦力的影響。

2)拉伸試驗是通過添加砝碼來實現(xiàn)對試樣的拉伸，確定添加砝碼的大小至關(guān)重要。添加砝碼的等級根據(jù)不同土樣制定。加載時，先添加大的砝碼，并逐漸減少，每添加一級砝碼，等試樣穩(wěn)定2～3 min后，再進(jìn)行下一級加載。

3)逐級添加砝碼進(jìn)行拉伸試驗，試驗過程中，測定每次加載的荷載重，觀察試樣在拉伸過程中的變化，直至試樣斷裂，停止試驗。由于土樣斷裂是突然發(fā)生的，當(dāng)添加最后一個砝碼，土體立刻斷裂。

4)為了能更準(zhǔn)確測出破壞時的最大荷載，將最后一級荷載(假設(shè)為nkg)算成一半，再將先前荷載(假設(shè)為mkg)累加，求出最大拉力值，在該拉力下計算出的軸向應(yīng)力即為土樣的抗拉強(qiáng)度。

5)試驗結(jié)束后，記錄相關(guān)數(shù)據(jù)，拆除掛鉤裝置和荷載盤，取下試樣，清理模具。

6)進(jìn)行土樣抗拉強(qiáng)度及其變動范圍的計算。根據(jù)公式

(1)

可以計算出土樣的抗拉強(qiáng)度為

(2)

式中，g為重力加速度，取為9.8 N/kg。

若土樣的破壞是突然發(fā)生的，其抗拉強(qiáng)度的可能變動范圍為

(3)

7)綜合考慮公式(2)計算得出的抗拉強(qiáng)度σt和公式(3)得出的土樣抗拉強(qiáng)度可能的變動范圍，討論強(qiáng)度值σt的可信程度。

2 花崗巖殘積土的抗拉強(qiáng)度

2.1 試樣制備

采樣點位于廣州市東北部的凌塘新村附近，根據(jù)廣東省區(qū)域地質(zhì)資料，此處地表出露著燕山二期的侵入花崗巖，花崗巖殘積土分布廣泛。本次選取一處風(fēng)化程度較為完整的坡體進(jìn)行取樣，選取了黏性土和砂性土兩種土性不同的風(fēng)化層。將土樣帶回實驗室按照土工試驗標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行相關(guān)試驗[25]，得出土樣物理特性見表1，粒度成分分析見表2。根據(jù)參考文獻(xiàn)[26]所提供的綜合定名法，將不同風(fēng)化層的兩種花崗巖殘積土分別定名為含砂黏土和粉黏土質(zhì)砂。

對取回的兩種不同土樣，本次試驗每種土樣分別配置3組不同含水率和不同干密度的試樣，每組包括同種條件下的4個試樣，分別進(jìn)行拉伸試驗，試驗結(jié)果取平均值。設(shè)定干密度分別為1.4 g/cm3、1.5 g/cm3和1.6 g/cm3，含水率分布為14%、18%、20%、和24%。

表1 土樣物理特性指標(biāo)

表2 土樣粒度成分分析

根據(jù)土工試驗規(guī)程[25]預(yù)先將土樣烘干、搗碎并過篩(對黏性土過2 mm篩，對砂性土過5mm篩)，根據(jù)已知干密度和模具的體積，按公式(4)，計算出所需干土質(zhì)量，再根據(jù)求出的干土質(zhì)量和已知的含水率，按公式(5)，計算出加人水的質(zhì)量，將需要添加的水量均勻灑入風(fēng)干土樣，配好水后，將土樣放入不吸水的托盤中，并用保鮮膜將其包住，放置在室溫的保溫箱內(nèi)養(yǎng)護(hù)2～3天，待土樣養(yǎng)護(hù)好后，采用分層擊實法，將試樣壓入模具中，壓實結(jié)束后，將試樣模具用保鮮膜包起來，在室溫下靜置一段時間。

ms=ρd×V

(4)

mw=ms×w

(5)

式中：ms為干土質(zhì)量(g)；ρd為預(yù)先設(shè)定的干密度(g/cm3)；V為模具的體積(cm3)，本次試驗V=201.875cm3；mw為加水量(g)；w為預(yù)先設(shè)定的含水量。

按照上述步驟分別制備不同干密度和不同含水率的試樣。制備不同干密度的試樣時，對干密度大的采用重?fù)舨⒍喾謱訐魧?，對干密度小的采用輕擊并少分層擊實。制成的試樣如圖3所示。

2.2 試驗方法

2.2.1 抗拉強(qiáng)度試驗 采用上文介紹的土體單軸抗拉強(qiáng)度試驗儀按照相應(yīng)的試驗方法進(jìn)行試驗，針對本次的試驗條件和土樣，制定級加載的砝碼等級分別為0.1、0.282、0.321、0.347和0.412 kg。

2.2.2 抗剪強(qiáng)度試驗 抗剪強(qiáng)度試驗采用ZJ-2型應(yīng)變控制式直剪儀進(jìn)行快剪試驗。試樣采用已完成抗拉強(qiáng)度試驗所用的黏性花崗巖殘積土(含砂黏土)，按照土工試驗標(biāo)準(zhǔn)重新制備干密度為1.5 g/cm3，含水率分別為14%、18%、20%和24%的4組重塑土樣[25]，試樣的制備過程主要包括烘干、擊實等程序。對每組試樣得到的剪應(yīng)力，按照庫倫-摩爾公式求出粘聚力與內(nèi)摩擦角，試驗結(jié)果如表3。

圖3 制成的試樣

表3 抗剪強(qiáng)度試驗成果表

Tab.3 Shear strength test results

試樣編號含水率/%干密度/(g·cm-3)粘聚力/kPa內(nèi)摩擦角/(°)113 671 525 1310 93217 961 523 139 21319 901 517 239 55423 681 513 619 47

2.3 試驗結(jié)果

2.3.1 含水量對土體抗拉強(qiáng)度的影響 自然界中土體的含水量受降雨或地下水變化等因素影響，會經(jīng)常發(fā)生改變。土中含水量的變化會導(dǎo)致土體粒間吸力發(fā)生變化，并影響土顆粒之間相互接觸關(guān)系，進(jìn)而影響土體的抗拉強(qiáng)度，因此分析含水量對土體抗拉強(qiáng)度的影響具有有重要意義。整理試驗結(jié)果得到兩種花崗巖殘積土樣含水量與其抗拉強(qiáng)度的關(guān)系如圖4。

圖4 兩種花崗巖殘積土樣含水量與其抗拉強(qiáng)度的關(guān)系

從圖4可以看到，對于兩種不同類型的花崗巖殘積土，其抗拉強(qiáng)度與含水量呈負(fù)相關(guān)關(guān)系，并且隨著含水量的增大，抗拉強(qiáng)度的減小幅度會隨干密度大而增大。這是由于在干密度相近的條件下，土中含水量的增大，一方面使土顆粒間的接觸距離增大，從而導(dǎo)致土顆粒間存在的吸力降低，進(jìn)而使土體抗拉強(qiáng)度降低；另一方面含水率的增大也加大了土顆粒間相互接觸的潤滑程度，當(dāng)土體受到拉應(yīng)力作用時，土顆粒間易于滑動，從而導(dǎo)致抗拉強(qiáng)度降低。這反映了水土作用對花崗巖殘積土力學(xué)性質(zhì)具有重要影響[27-28]。

2.3.2 干密度對土體抗拉強(qiáng)度的影響 干密度可以反映土體的密實度，決定著土顆粒之間的相互接觸距離和土顆粒周圍相接觸的顆粒數(shù)目，對分析土體強(qiáng)度有重要意義。

從圖5可以看到，對于兩種不同類型的花崗巖殘積土，其抗拉強(qiáng)度與干密度呈正相關(guān)關(guān)系，并且隨著干密度的增大，抗拉強(qiáng)度的增大幅度會隨含水率增大而增大。這是由于在含水率相近的條件下，干密度增大，一方面使土體孔隙度降低，土體顆粒間接觸距離變短，導(dǎo)致土顆粒間的相互作用力增強(qiáng)，進(jìn)而使土體抗拉強(qiáng)度增大；另一方面由于干密度的增大，使單位面積土體內(nèi)土顆粒間的接觸數(shù)增多，接觸數(shù)目越多，土顆粒間的相互作用力越強(qiáng)，從而使抗拉強(qiáng)度增大。

圖5 兩種花崗巖殘積土樣干密度與其抗拉強(qiáng)度的關(guān)系

2.3.3 兩種花崗巖殘積土抗拉強(qiáng)度的對比分析 從圖4和圖5可以看到，在干密度和含水率相同的條件下，砂質(zhì)花崗巖殘積土(粉黏土質(zhì)砂)的抗拉強(qiáng)度普遍低于黏性花崗巖殘積土(含砂黏土)的抗拉強(qiáng)度。

這是由于土體中土顆粒的大小和排列方式對土體強(qiáng)度有重要影響。一般情況下，黏性土中，黏土顆粒半徑較小，這樣使得單位面積內(nèi)，土顆粒間接觸數(shù)目較多，土顆粒間接觸距離較短，導(dǎo)致顆粒間的作用力較大，從而抗拉強(qiáng)度較大；對于砂性土，土顆粒半徑較大，比表面積較小，土顆粒間相互作用力較小，因此，抗拉強(qiáng)度較小。

2.3.4 抗拉強(qiáng)度與抗剪強(qiáng)度參數(shù)之間的關(guān)系 土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)粘聚力一般由三部分組成，即原始粘聚力、固化粘聚力和毛細(xì)粘聚力[29]，而從土體受拉伸破壞的微觀機(jī)理來說，土體拉伸破壞需要克服的力，主要是指土中的顆粒之間的原始粘聚力和固化粘聚力。同時由于土顆粒形狀是不規(guī)則，所以，土體在拉伸破壞過程中會受到土顆粒之間摩擦作用產(chǎn)生摩擦阻力的影響。因此，有必要探討土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)與其抗拉強(qiáng)度之間的關(guān)系。

由圖6可以看出，黏性花崗巖殘積土(含砂黏土)的抗拉強(qiáng)度與其黏聚力呈正相關(guān)關(guān)系，與內(nèi)摩擦角相關(guān)性不大。這反映出，對于黏性土而言，其抗拉強(qiáng)度的主要組成部分是凝聚力。

圖6 黏性花崗巖殘積土抗拉強(qiáng)度與其抗剪強(qiáng)度參數(shù)關(guān)系

3 花崗巖殘積土抗拉強(qiáng)度機(jī)理

花崗巖殘積土的抗拉強(qiáng)度主要源于土顆粒間的聯(lián)結(jié)作用，包括土顆粒間的直接接觸聯(lián)結(jié)、土顆粒間的微觀非接觸聯(lián)結(jié)和通過膠結(jié)物或氣液收縮膜作用產(chǎn)生的間接接觸聯(lián)結(jié)，如圖7所示。一般情況下，前兩種聯(lián)結(jié)對土體強(qiáng)度特征影響不大，而后一種聯(lián)結(jié)則控制著土體的強(qiáng)度特征。

圖7 花崗巖殘積土抗拉強(qiáng)度構(gòu)成

當(dāng)土體受到拉張破壞時，主要是指土顆粒間的聯(lián)結(jié)處發(fā)生破壞。本次試驗時土體拉伸破壞后的斷裂面如圖8所示，其拉伸破壞的斷裂面并不是平直的，而是凹凸不平的，說明土體拉伸破壞時并沒有破壞土顆粒本身，而是沿著土顆粒間的聯(lián)結(jié)作用力最小方向發(fā)生的，從而進(jìn)一步表明土顆粒間的聯(lián)結(jié)作用力是土體抗拉強(qiáng)度主要來源。

濕吸力和結(jié)構(gòu)吸力是作者在2000年為研究非飽和土強(qiáng)度理論提出的[30-31]。濕吸力是土體中氣、液、固三相共同作用的結(jié)果，其作用示意如圖9所示，其中Ts為表面張力。圖9中，固液接觸處形成的表面張力Ts可以分為豎向分量和水平分量，其中豎向分量N，并不直接對土顆粒產(chǎn)生作用，它對土體的強(qiáng)度特征沒有貢獻(xiàn)。而水平分量，即為濕吸力Sa[32]。它能夠作用于土顆粒之間，使土顆粒之間產(chǎn)生一個附加的壓應(yīng)力，它對土體的抗拉強(qiáng)度特征有重要影響。

圖8 土體拉伸破壞斷裂面特征

圖9 土體中濕吸力作用示意圖

結(jié)構(gòu)吸力是土顆粒間內(nèi)拉應(yīng)力的表征，主要包括膠結(jié)力、偶極力、磁性力、表面力(雙電層間吸力)及離子-靜電力等，都受到含水量、土體顆粒組成和排列以及孔隙水溶液的化學(xué)性質(zhì)等因素的影響，但各力受到的影響程度大小不一。根據(jù)結(jié)構(gòu)吸力的大小是否受到含水量的變化影響，可把結(jié)構(gòu)吸力劃分為本征結(jié)構(gòu)吸力與可變結(jié)構(gòu)吸力[29-30]。本文主要探討其中的膠結(jié)力。

土體內(nèi)的膠結(jié)聯(lián)結(jié)作用力是指土顆粒間被膠結(jié)物所聯(lián)結(jié)而產(chǎn)生的內(nèi)拉應(yīng)力。對于花崗巖殘積土的膠結(jié)聯(lián)結(jié)作用，主要是指以游離氧化鐵作為膠結(jié)物與粘土礦物通過氫鍵聯(lián)結(jié)，并且兩者之間主要以點接觸的方式進(jìn)行聯(lián)結(jié)[33]，如圖10所示。雖然這種膠結(jié)聯(lián)結(jié)作用范圍小，但產(chǎn)生的鍵能卻很高，能夠形成很高的聯(lián)結(jié)力，對土體強(qiáng)度特征起著重要作用。

圖10 土體內(nèi)的膠結(jié)聯(lián)結(jié)作用

關(guān)于花崗巖殘積土形成的膠結(jié)氫鍵聯(lián)結(jié)作用，目前研究較多的是游離氧化鐵中針鐵礦與粘土礦物中高嶺土之間的氫鍵聯(lián)結(jié)，在花崗巖殘積土中將單個針鐵礦團(tuán)粒與單個高嶺土單晶的聯(lián)結(jié)稱為膠結(jié)單元[33-35]，土中的膠結(jié)聯(lián)結(jié)作用力實質(zhì)上就是所有膠結(jié)單元作用力的總和。

4 結(jié) 論

1) 抗拉強(qiáng)度在土體穩(wěn)定性中起著相當(dāng)重要的作用，應(yīng)充分重視和加強(qiáng)土的抗拉張強(qiáng)度的研究。

2)花崗巖殘積土抗拉強(qiáng)度與含水量呈負(fù)相關(guān)關(guān)系，并且隨著含水量的增大，抗拉強(qiáng)度的減小幅度會隨干密度大而增大；抗拉強(qiáng)度與干密度呈正相關(guān)關(guān)系，并且隨著干密度的增大，抗拉強(qiáng)度的增大幅度會隨含水率增大而增大；砂質(zhì)花崗巖殘積土(粉黏土質(zhì)砂)的抗拉強(qiáng)度普遍低于黏性花崗巖殘積土(含砂黏土)的抗拉強(qiáng)度；黏性花崗巖殘積土(含砂黏土)的抗拉強(qiáng)度與其粘聚力呈正相關(guān)關(guān)系，與內(nèi)摩擦角相關(guān)性不大。

3) 花崗巖殘積土的抗拉強(qiáng)度主要源于土顆粒間的聯(lián)結(jié)作用，包括土顆粒間的直接接觸聯(lián)結(jié)、土顆粒間的微觀非接觸聯(lián)結(jié)和通過膠結(jié)物或氣液收縮膜作用產(chǎn)生的間接接觸聯(lián)結(jié)。

參考文獻(xiàn)：

[1]朱俊高，梁彬，陳秀鳴，等. 擊實土單軸抗拉強(qiáng)度試驗研究[J].河海大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版 ，2007，35(2) ：186-190.

[2]汪明元，于嫣華，龔曉南. 含水量對加筋膨脹土強(qiáng)度與變形特性的影響[J]. 中山大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版，2009，48(6) ：138-142.

[3]王惠敏，張云，鄢麗芬. 粘性土試樣高度對抗拉強(qiáng)度的影響[J]. 水文地質(zhì)工程地質(zhì)，2012，39(1)：68-71.

[4]黃文熙. 土的工程性質(zhì)[M].北京：水利電力出版社，1983.

[5]李積彥，何昌榮，唐輝. 粘性土抗拉強(qiáng)度試驗對比研究[J]. 路基工程，2007，12(2)：104-105.

[6]TCHBOTARIOFF G P，WARD E R，DEPHILIPPE A A. The tensile strength of distributed and recompacted soils[C]∥Proceedings of the Third Intemational Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering，International Society for Soil Mechanics and Foundation Engineering，1953.

[7]LEONARD G A，NARAIN J. Flexibility of clay and cracking of earth dams[J]. Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division，1963，89(S2) ：47 -70．

[8]FANG H Y，CHEN W F. New method for determination of tensile strength of soils[J]. Highw Res Rec，1971，34(20) ：62-68.

[9]BISHOP A W，GARGE V K. Drained tension test on London clay[J]. Geotechnique，1969，19(2) ：310-313.

[10]PARRY R H G. Triaxial Compression and extension tests on remolded saturated clay[J]. Geotechnique，1960，4(10)：160-180.

[11]陳沛然，張亞芳，李根. 基體強(qiáng)度對鋼纖維單絲拉拔性能的影響[J]. 中山大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版，2013，52(6) ：68-75.

[12]NARAIN J，RAWAT P C. Tensile strength of compacted soils[J]. Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division，1970，96(6) ：2185-2190.

[13]SNYDER V A，MILLER R D. Method for measuring the tensile strength of unsaturated soils [J]. Soil Science Society of America Journal，1985，49(6) ：1369-1374.

[14]TAMRAKAR S B，MITACHI T，TOYOSAWA Y，et al. Development of a new soil tensile strength test apparatus[J]. Geotechnical Special Publication，2005，25(1) ：2291-2300.

[15]IBARRA S Y，MCKYES E. Measurement of tensile strength of unsaturated sandy loam soi[J]. Soil & Tillage Research ，2005，8：115-23.

[16]張琰. 高土石壩張拉裂縫開展機(jī)理研究與數(shù)值模擬[D]. 北京：清華大學(xué). 2009.

[17]天礫，許婷華，趙鐵軍，等. 應(yīng)變硬化性水泥基復(fù)合材料-SHCC韌性性能試驗研究[J]. 中山大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版，2007，46(S)：181-182.

[18]TANG G X，GRAHAM J. A method for testing tensile strength in unsaturated soils[J]. Geotechnical Testing Journal，2000，23(3)： 377-382.

[19]MOSADDEGHI M R，HAJABBASI M A. Tensile strength of sand，palygorskite and calcium carbonate mixtures and interpretation with the effective stress theory[J]. Geoderma 2006， 134：160-170.

[20]黨進(jìn)謙，張伯平，李靖. 黃土單軸拉裂特性的研究[J].水力發(fā)電學(xué)報，2001，26(4)：44-48.

[21]KIM T H，KIMFACTORS T H. Influencing crack-Induced tensile strength of compacted soil[J]. American Society of Civil Engineers.2012，24：315-320.

[22]KIM T H，KIM E C K. Tensile strength characteristics of contaminated and compacted sand-bentonite mixtures[J]. Environ Geol,2007，52：653-661.

[23]冉龍洲，宋翔東. 干燥過程中膨脹土抗拉強(qiáng)度特性研究[J]. 工程地質(zhì)學(xué)報，2011，19(4)：620-625.

[24]湯連生.土體抗拉強(qiáng)度測試方法:中國,CN2013105460030[P].2013-10-29.

[25]中華人民共和國水利部.SL237-1999土工試驗規(guī)程 [S]. 北京：水利水電出版社，1999.

[26]吳能森. 花崗巖殘積土的分類研究[J]. 巖土力學(xué)，2006，27(12)： 2299-2304.

[27]王洋，高全臣，湯連生.水土作用對基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)可靠度分析的影響[J]. 中山大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版，2006，45(2) ：109-114.

[28]王洋，湯連生，高全臣，等.水土作用模式對殘積紅粘土力學(xué)性質(zhì)的影響分析[J]. 中山大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版，2007，46(1) ：128-132.

[29]高大釗. 土力學(xué)與基礎(chǔ)工程[M]. 北京：中國建筑工業(yè)出版社，1998.

[30]湯連生，王思敬. 濕吸力及非飽和土的有效應(yīng)力原理探討[J]. 巖土工程學(xué)報，2000，22(1)：83-88.

[31]湯連生. 結(jié)構(gòu)吸力及非飽和土的總有效應(yīng)力原理探討[J].中山大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版，2000，39(6)：95-100.

[32]湯連生. 從粒間吸力特性再認(rèn)識非飽和土的抗剪強(qiáng)度理論[J]. 巖土工程學(xué)報，2001，23(4)：412-418.

[33]程昌炳，劉少軍，王遠(yuǎn)發(fā)，等. 膠結(jié)土的凝聚力的微觀研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報，1999，18(3)：322-326.

[34]程昌炳，陳瓊，劉少軍,等. 土中膠結(jié)強(qiáng)度的微觀研究[J]. 華中農(nóng)業(yè)大學(xué)學(xué)報，1998，17(2)：144-149.

[35]姚海林，劉少軍，程昌炳. 一種天然膠結(jié)土粘聚力的微觀本質(zhì)[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2001，20(6)：871-874.