硫酸鈉粉質黏土變形規(guī)律及改良研究

萬旭升，顏夢宇，路建國，晏忠瑞，劉鳳云

(西南石油大學 土木工程與測繪學院，四川 成都 610500)

0 引言

我國鹽漬土分布廣泛，面積約為1.908×105km2，主要分布在陜西、甘肅、新疆和青海等內陸地區(qū)[1]。鹽漬土為特殊混合土，是鹽土和堿土以及各種鹽化、堿化土壤的統(tǒng)稱，按土樣中氯離子、碳酸根離子、硫酸根離子的含量可分為氯鹽漬土、碳酸鹽漬土、硫酸鹽漬土等，硫酸鹽漬土由氣體、水、土顆粒、硫酸鈉組成，其中硫酸鈉鹽漬土最為常見，具有松脹、膨脹性、水穩(wěn)性差、腐蝕性等特點，其物理與力學特性受多種因素耦合影響。硫酸鈉鹽漬土地基易發(fā)生鹽脹、溶陷和腐蝕病害[2-3]，加之該類型鹽漬土大多處于西部寒區(qū)，氣溫變化劇烈，易發(fā)生土的凍脹/融沉現(xiàn)象，土體在凍融循環(huán)過程中，土中溶液濃度增大/減小，加快了鹽晶體的析出/溶解，導致建筑工程或道路基層產生變形而發(fā)生破壞，極大地危害了該地區(qū)的工程建設，造成巨大的經濟損失。因此，在寒區(qū)硫酸鈉鹽漬土區(qū)域內進行基礎工程建設，凍結/融化狀態(tài)下硫酸鈉鹽漬土的變形規(guī)律和強度特征的試驗研究亟待深入開展。

目前，在含鹽粉質黏土的物理力學性質、強度特性研究方面已取得了顯著成果。眾多學者基于三軸試驗，在粉質黏土的變形規(guī)律和理論模型推導方面進行了大量研究，建立了摩爾-庫侖準則與包絡線理論下的非線性強度準則描述粉質黏土的應力-應變關系，結果表明粉質黏土廣義黏聚力隨圍壓增加而增大、廣義內摩擦角隨圍壓增加而減小[4-7]。張爾齊等[8]、胡小榮等[9-10]，以初始切向模量E為基準，通過分析應變軟化型土的不同強度指標，建立了可以表示應變軟化型土軟化性能的非線性力學模型，較好描述了具有主應力峰值差的應變軟化型土的應力-應變關系。陳煒韜等[11]、楊成松等[12]通過一系列試驗研究了含鹽量和含鹽類別對鹽漬土抗剪強度的影響機理，試驗結果表明，在一定范圍內，土體抗剪強度參數隨含鹽量增大而增大。部分學者利用等量代換法和坐標平移法等，對劍橋模型的相關參數進行修正，提出了黏土的本構模型，如三剪統(tǒng)一強度準則和三剪統(tǒng)一屈服面方程等[13-15]，均能較好描述粉質黏土在單一影響因素下的本構關系和變形特性。在鹽漬土改良方面，向鹽漬土中摻加一定量石灰可提升土體強度[16-18]，改良后的鹽漬土能夠滿足變形要求。呂擎峰等[19-20]在硫酸鹽漬土中摻入一定含量的水玻璃和石灰粉煤灰等改良材料，從微觀結構的角度研究得出了摻加改良材料對土體的固化機理，發(fā)現(xiàn)固化后硫酸鹽漬土的強度有明顯提高，其鹽脹特性也得到有效抑制。除了通過添加改性材料來改善土體性能，還可以利用纖維材料對土體的摩擦和空間約束來改善土的工程性質，各種纖維加筋土的試驗研究結果表明，改良后的土體破壞強度和變形能力有顯著的提高[21-24]。

受氣候變化影響，我國西北硫酸鈉鹽漬土地區(qū)淺層地基土每年處于正負溫動態(tài)變化過程。然而，現(xiàn)有成果多數研究了負溫單因素下粉質黏土變形規(guī)律和強度特點，常溫粉質黏土的非線性準則研究較少，也缺乏負溫條件含鹽粉質黏土大溫度梯度下的變形和強度特性研究。本研究在已有研究成果基礎上，開展室內三軸剪切試驗，研究常溫、凍結硫酸鈉鹽粉質黏土在多因素影響下的偏應力-應變變化規(guī)律，并討論分析了硫酸鈉鹽粉質黏土改良效果。該研究可以對硫酸鈉鹽漬土強度準則的理論基礎、參數擬合方法等提供參考，也可對西北地區(qū)工程建筑有著積極的實踐指導意義。

1 試驗方法

1.1 試樣制備

試驗土樣采用甘肅省蘭州市樹屏鎮(zhèn)地區(qū)粉質黏土，測定原狀土樣液塑限分別為18.3%和28.9%，天然含水率ω0為18.5%，密度ρ為2.70 g/cm3，干密度ρd為1.7 g/cm3。試樣制備前，取原樣土離子分析結果如表1所示，結果顯示該區(qū)域鹽漬土主要鹽分為硫酸鈉鹽。

表1 試驗土樣離子含量Tab.1 Ion contents of test silty clay samples

為了研究硫酸鈉鹽分對粉質黏土的強度影響規(guī)律，試驗前用蒸餾水對土體進行多次脫鹽處理，以防止土樣中其他鹽分對試驗的結果產生影響。脫鹽后將土體靜置自然風干，使用101型電熱鼓風干燥箱在105 ℃條件下烘干24 h。烘干后將土體碾碎過篩，此時土樣可視為無鹽土，將其密封保存，以便人工配置所需含水量和含鹽量的硫酸鈉鹽漬土(使用蒸餾水和無水硫酸鈉鹽配置)。

分別配置含鹽量為0%～4%，含水率ω為18.5%的土樣，試樣編號如表2所列。將土樣密封常溫保存24 h，以保證鹽分分布均勻，然后裝至特制容器內。常溫三軸剪切試樣直徑d=39.1 mm、高度h=80 mm，干密度ρd=1.7 g/cm3，負溫三軸剪切試樣直徑d=61.8 mm、高度h=125 mm，干密度ρd=1.7 g/cm3。制樣完成后對試樣進行3 h的真空飽和處理，然后進行12 h的水壓飽和，以確保試樣飽和度高于95%，對負溫試樣在-30 ℃環(huán)境下凍結8 h，緊接著在不同溫度梯度下恒溫12 h后進行試驗。

表2 常溫三軸剪切試驗試樣工況Tab.2 Samples of triaxial shear test at normal temperature

1.2 試驗條件

1.2.1 常溫試驗

本試驗使用TSZ101.0型應變控制式三軸儀，人工讀數，(按儀器使用手冊，儀器測力環(huán)系數C=10.352 N/0.01 mm，圍壓范圍為0～2 MPa，軸向位移精確到0.01 mm)以0.3 mm·min-1應變速率施加軸向荷載。按試驗規(guī)范要求，粉質黏土為超固結土，進行固結不排水(CU)試驗方法[25]，當試樣產生15%應變時終止試驗。試樣工況如表2所示，A-F分別表示不同含鹽量w(鹽質量/土質量)，編號1～4分別表示不同試驗圍壓σ3。

1.2.2 負溫試驗

本試驗使用MTS-810萬能試驗機。試驗過程由電腦程序自動控制，儀器最大軸向位移為100 mm，最大軸向壓力為250 kN，圍壓范圍為0～20 MPa，軸向位移精確到0.001 mm。試驗圍壓σ3為1 MPa。試驗時以1.25 mm·min-1應變速率施加軸向荷載，為了便于后期數據的處理，當試樣產生16%應變時終止試驗。試樣工況如表3所示。編號1～5分別表示不同含鹽量w；G，H，I分別表示試驗溫度為-2，-6，-10 ℃。

表3 負溫三軸剪切試樣工況Tab.3 Samples of triaxial shear test at negative temperature

1.2.3 改良試驗

本研究中改良試驗材料選用無水Ca(OH)2和木質纖維。木質纖維為白色粉末狀固體，纖維長度為0.3～0.5 mm，在水中溶解度較小，堆積密度約為20 g/cm3，對水泥、砂漿等有很好的黏結作用，廣泛用于裝飾材料、混凝土加固中。無水Ca(OH)2為白色粉末狀固體，微溶于水(20 ℃時溶解度為1.65 g/L)，密度為2.24 g/cm3。改良材料如圖1所示。

圖1 改良材料Fig.1 Improved materials

已有研究證實，當摻入1%質量分數的木質纖維或2%質量分數的Ca(OH)2時，土體的改良效果最佳[17-18]。故本研究選用以上的木質纖維及Ca(OH)2含量作為添加劑。常溫、負溫下試驗工況及試樣工況如表4所示。

表4 改良土體三軸剪切試驗工況Tab.4 Triaxial shear test condition with improved silty clay

1.3 數據處理方法

在剪切試驗前后，試樣的高度、橫截面積、體積等都會發(fā)生明顯變化。因此在對試驗數據進行計算時，應進行修正。

常溫剪切試驗時，圍壓穩(wěn)定后，應使試樣在該圍壓下固結3 h。固結后試樣高度、試樣橫截面積、試樣體積[25]如式(1)～(3)所示：

(1)

(2)

Vc=hcA，

(3)

式中，h0為式樣的初始高度；?V為固結后式樣的體積變化；V0為試樣的初始體積；Vc為試樣固結后的體積；Ac為試樣固結后的橫截面積；hc為試樣固結后的高度；A為試樣初始的橫截面面積。

主應力差(σ1～σ3)和試樣剪切時的面積如式(4)～(5)所示：

(4)

(5)

式中，Aa為試樣剪切時的面積；C為測力計率定系數(N/0.1 mm)；R為測力計讀數。

針對粉質黏土的應變特征，當圍壓在小范圍內變化時，可用線性摩爾-庫侖強度準則計算試樣廣義摩爾-庫侖強度參數[5]。在發(fā)生剪切破壞時，軸壓σ1和圍壓σ3之間的關系由式(6)所示：

fs=σ1-σ3tan2(45°+φ/2)-2ctan(45°+φ/2)=0

(6)

式中，fs為破壞時臨界狀態(tài)的切應力值；c為試樣的廣義黏聚力；φ為試樣的廣義內摩擦角。

令：

A=tan2(45°+φ/2)，

(7)

B=2ctan(45°+φ/2)，

(8)

式中A，B均為計算過程參量。

將式(6)化簡為：

σ1=Aσ3+B。

(9)

摩爾應力圓f如式(10)所示：

(10)

式中τ為剪應力。

包絡線理論微分方程為：

(11)

引入冪指型多項式函數L(σ1，σ3)來描述軸壓σ1和圍壓σ3的關系，引入含鹽影響系數W描述含鹽量對硫酸鈉鹽粉質黏土在發(fā)生剪切破壞時大小主應力之間的影響；引入初始影響系數W0描述硫酸鈉鹽對土體的加固作用，根據式(11)對函數L(σ1，σ3)進行微分計算，可以得到抗剪強度的表達式。

2 結果與分析

2.1 常溫試驗結果

2.1.1 應力應變規(guī)律

常溫三軸剪切試驗試樣的偏應力-應變關系如圖2所示，參考已有研究成果[5，7]，將常溫硫酸鈉鹽粉質黏土的偏應力-應變曲線分為3個階段進行分析研究。

圖2 常溫應力-軸向應變曲線Fig.2 Curves of stress and axial strain at normal temperature

第1個階段(圖示Ⅰ區(qū)域)，當軸向應變ε<1%時，應力與應變呈線性增大趨勢，增幅較快。原因是固結完全的土體內部結構較為緊致，在剪切初期處于線彈性階段，應力變化幅度明顯。

第2個階段(圖示Ⅱ區(qū)域)，當軸向應變1%<ε<10%時，應力與應變呈非線性增大趨勢，增幅較第1階段逐漸減緩，原因是隨著應變的發(fā)展，土體內部結構由最初的線彈性階段向彈塑性階段過渡，然后進入塑性階段，土體內部產生塑性形變，土顆粒產生損傷，試樣的抗變形能力開始減弱，試樣破壞前，應力保持增加，但增幅減緩。由于試驗誤差的存在，個別試樣的彈性模量變化存在偏差，但基于試驗數據綜合考量，各組試樣的彈性模量整體變化規(guī)律相同。

第3個階段(圖示Ⅲ區(qū)域)，應變繼續(xù)發(fā)展，應力進入穩(wěn)定過渡階段，部分曲線斜率開始出現(xiàn)負值，應力達到峰值后基本趨于平穩(wěn)，直到試樣破壞。

結合圖2可以看出，試驗范圍內，試樣的偏應力-應變曲線在ε=10%后大致呈現(xiàn)出應力逐漸趨于穩(wěn)定的現(xiàn)象，偏應力峰值隨含鹽量、圍壓變化略有不同。相同含鹽量情況下，當圍壓從50 kPa增大到200 kPa時，偏應力峰值點所對應的軸向應變越來越小，試樣的強度呈增大趨勢。

文獻[8]提出了軟化型土軟化性能的非線性力學模型的參數計算方法，由(12)式計算得出各組試樣在線彈性階段臨界點ε1=1%時相應的切向模量E的值，如圖3所示。

圖3 切向模量與含鹽量的關系Fig.3 Relationship between tangential modulus and sodium sulfate content

(12)

從圖3可以看到，當含鹽量不超過3%時，粉質黏土的切向模量隨含鹽量的增加顯著增大，并在含鹽量為3%時達到峰值，當含鹽量超過3%后，切向模量減小圖4(a)為在200 kPa圍壓下不同鹽含量的粉質黏土的固結孔壓變化曲線。從圖4(a)中可以看出，孔壓由初始狀態(tài)下逐漸降低并維持穩(wěn)定，當孔壓維持穩(wěn)定2 h后，認為試樣固結完全，開始剪切試驗。

圖4 不同鹽含量試樣的試驗曲線Fig.4 Test curves of samples with different sodium sulfate contents

從圖4(b)中可以看出，隨含鹽量的增加，粉質黏土偏應力強度及應力峰值呈現(xiàn)先增大后減少的趨勢，在含鹽量為3%時，應力峰值最大。

當硫酸鈉鹽溶解于土體孔隙水后，分解的鈉離子和硫酸根離子增大了土顆粒中離子濃度，土體顆粒周圍水膜的厚度發(fā)生變化，從而導致土樣強度變化。當土顆粒之間的溶液逐漸達到飽和，含鹽量增加至酸鈉鹽完全溶解，部分酸鈉鹽便結晶出來賦存于土顆粒之間，起到土骨架的作用。此時，這部分鹽便成為土體固態(tài)的一部分，增大了土體強度。同時，析出的硫酸鈉鹽結晶對土顆粒能起到膠結的作用，從而增大土體的黏聚力和內摩擦角，故土體切向模量增大。當繼續(xù)增加鹽含量，土體中的Na2SO4鹽含量過高后，形成過飽和溶液，部分鹽無法結晶析出，減弱Na2SO4鹽對土體的增強效果。

通過觀察含鹽粉質黏土與不含鹽粉質黏土的微觀孔隙結構特征，可以看到含鹽土與無鹽土的微觀形貌相差甚大，如圖5所示。在常溫條件下，土體結構因硫酸鈉的存在而發(fā)生較大改變。無鹽土的土顆粒呈不規(guī)則形狀，且顆粒大小不一，較大者一般為塊片狀，但更多的則是較小類球狀顆粒，以點-面方式接觸，土粒間孔隙相對較少。

2.1.2 摩爾-庫侖強度參數

當圍壓在小范圍內變化時，由式(6)～(9)計算得出粉質黏土的摩爾-庫侖強度參數如圖6所示。

圖6 常溫試樣摩爾-庫侖強度參數Fig.6 Mole-Coulomb strength parameters of samples at normal temperature

從圖6可以看出，圍壓變化密切影響著硫酸鈉鹽粉質黏土的摩爾-庫侖參數。在試驗范圍內，廣義黏聚力c隨圍壓的增大而增大，在200 kPa時達到峰值。廣義內摩擦角φ隨圍壓的增大而減小。這是由于在一定范圍內，圍壓持續(xù)增大，黏土內部固相作用機理逐漸破壞，土體發(fā)生軟化，使得內摩擦角逐漸減小。

根據擬合結果，廣義黏聚力c與廣義內摩擦角φ隨圍壓的變化關系可由式(13)～(14)所示。

(13)

式中，C0=22.17；C1=0.2255；C2=-3.36×10-4；Pa為標準大氣壓值。

(14)

式中，φ0=22.3；φ1=-0.126；φ2=2.8×10-4。

2.1.3 非線性摩爾強度準則

在試驗過程中，認為在標準大氣壓下進行剪切試驗，不含鹽粉質黏土在發(fā)生剪切破壞時，軸壓σ1和圍壓σ3之間的關系擬合結果如式(15)所示：

(15)

在式(15)的基礎上，引入含鹽影響系數W、初始影響系數W0描述含鹽量對硫酸鈉鹽粉質黏土強度的影響，表達如式(16)所示：

(16)

式中，M，σ0，α1，α2為試驗擬合參數；M=-107.578，σ0=266.2，α1=155.28，α2=189.8；W，W0為只與含鹽量有關的參數。

基于剪切試驗結果，取剪切破壞應變對應的主應力，用式(16)擬合可得到不同含鹽量下的W，W0值，如表5所示。

表5 不同含鹽量下的W，W0取值Tab.5 Values of W and W0 under different sodium sulfate contents

由表5中數據擬合得到含鹽量與W，W0之間的關系如式(17)～(18)所示：

(17)

(18)

式中w為鹽量。

式(16)可變形為關于σ1和σ3的方程如式(19)所示：

(19)

分別對式(16)，(19)進行微分并代入式(11)得到正應力σ和剪應力τ的表達式，式(20)～(21)即為硫酸鈉鹽粉質黏土非線性準則的表達式。

(20)

(21)

在本次三軸剪切試驗中，M=-107.578，α1=155.28，α2=189.8。

2.2 負溫試驗結果

2.2.1 應力應變規(guī)律

負溫三軸剪切試驗試樣的應力-應變關系如圖7所示。凍結硫酸鈉鹽粉質黏土的應力-應變曲線與常溫試驗的應力-應變曲線相似，仍可分為3個階段。

圖7 凍結試驗應力-應變曲線Fig.7 Stress-strain curves in freezing test

第1個階段(圖示Ⅰ區(qū)域)，當軸向應變ε<1%時，應力與應變呈線性增大趨勢，增幅較快。原因是凍結后土中水分結冰，土體內部變緊致，在一定程度上增大了土體的強度。試樣剪切初期處于線彈性階段，應力變化非常明顯。凍結溫度越低，凍結后的試樣在此階段的強度越大。

第2個階段(圖示Ⅱ區(qū)域)，當軸向應變1%<ε< 10%時，應力與應變的呈非線性增大趨勢，增幅較第1階段逐漸減緩，原因是隨著應變的發(fā)展，土體內部結構由最初的線彈性階段向彈塑性階段過渡，然后進入塑性階段，土體發(fā)生塑性變形，土體內部顆粒產生損傷，土中冰骨架也逐漸破碎，試樣抗變形能力開始減弱，但在試樣發(fā)生破壞前，應力始終保持增加，但增幅逐漸減緩。

第3個階段(圖示Ⅲ區(qū)域)，應變繼續(xù)發(fā)展，應力緩慢增加，部分曲線斜率逐漸降低或出現(xiàn)負值，應力基本趨于平穩(wěn)，逐漸達到峰值，直到試樣破壞。

結合圖7可以看出，凍結試樣在3組凍結溫度梯度范圍內的應力-應變曲線都呈現(xiàn)出向應變硬化過渡的趨勢。當凍結溫度逐漸降低，試樣的峰值強度逐漸增大，在16%應變范圍內，試樣的應變硬化的趨勢逐漸明顯。相同凍結溫度下，含鹽量增加，試樣的強度呈現(xiàn)逐漸減弱的變化趨勢。

2.2.2 非線性強度準則

本次負溫三軸剪切試驗圍壓恒定為1 MPa，每個試樣取軸向應變ε=15%時的軸壓σ1為破壞強度。分析試驗數據可知，含鹽量、凍結溫度都影響含鹽粉質黏土的破壞強度。以軸向應變ε為橫坐標，以軸向應變與偏應力的比值(ε/σ1-σ3)為縱坐標[12]，試驗結果如圖8所示。

從圖8中可以看出，當應變大于1%時，ε/σ1-σ3與ε呈標準的線性關系，用線性方程如式(22)所示：

(22)

式中，a為該直線在縱坐標上的截距；b為直線的斜率，二者皆為與土性質有關的試驗參數?；谠囼灲Y果，參數a，b擬合結果如表6所示。

表6 參數a，b擬合結果Tab.6 Fitting result of parameters a and b

采用Duncan-Chang土體應力-應變曲線模型，其表達如式(23)所示：

(23)

式中，Rf為試樣破壞比，等于破壞應力差與極限應力差的比值；E0為初始切向模量。

引入冪指函數描述溫度T℃對參數a，b的影響，由試驗數據擬合可得式(24)～(25)：

(24)

(25)

聯(lián)立式(24)～(25)推導可得式(26)～(27)：

(-10≤T≤-2)。

(26)

(-10≤T≤-2)。

(27)

根據含鹽凍土的應力-應變關系，利用式(26)～(27)可直接求出硫酸鈉鹽粉質黏土的初始切向模量值和最大偏主應力值。

2.3 粉質黏土改良

為提高硫酸鈉鹽粉質黏土的工程性能與破壞強度，利用化學方法對其進行改良試驗研究。

常溫改良試驗前后試樣的應力-應變關系如圖9所示。

圖9 改良前后應力-應變關系Fig.9 Stress-strain relationships before and after improvement

由圖9(a)可以看到，試樣的應力強度隨含鹽量增加而提高。木質纖維能使不含鹽粉質黏土強度提高了12.2%，含鹽粉質黏土強度從16.3%提高至18.9%。這是由于木質纖維具有較好的黏結性能，可以充分填充土體內的孔隙并具有膠結作用，使土樣的內部結構更緊致，強度增大。

當摻入Ca(OH)2后，黏土中的Na2SO4會與Ca(OH)2發(fā)生化學反應，生成更難溶的物質CaSO4(CaSO4的溶度積小于Ca(OH)2)，化學反應方程如式(28)所示：

Ca(OH)2+Na2SO4=CaSO4↓+2NaOH。

(28)

由圖9(b)可以看到，隨著含鹽量的增加，試樣的強度呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，Ca(OH)2能使不含鹽粉質黏土強度提高了14.8%，含鹽粉質黏土強度從18.5%提高至20.4%。原因是Ca(OH)2與Na2SO4反應生成的CaSO4是一種白色晶狀固體，溶解度較低，具有吸濕性。反應后起到作為土體骨架的作用，填充土體內的孔隙，并吸收掉土體中的部分水分，使土體的整體強度得到加強。當試樣中Ca(OH)2質量是Na2SO4的兩倍時，試樣有最大的應力強度，改良效果最好。

凍結改良試驗前后試樣的應力-應變關系如圖10所示。

圖10 凍結試樣改良前后應力-應變關系Fig.10 Stress-strain relationships of frozen samples before and after improvement

從圖10可以看出，無水Ca(OH)2材料可以使凍結粉質黏土的力學性質得到改善，改良效果較為明顯。隨著含鹽量的增加，改良試樣的強度呈現(xiàn)減小的趨勢。不含鹽試樣強度提高了22.8%，含鹽試樣強度提高由19.3%下降至 19.2%。這是由于在負溫環(huán)境下，試樣發(fā)生鹽脹反應，土體中的Na2SO4結晶析出，產生膨脹，體積增大導致土體的結構膨脹，孔隙變大，導致試樣的強度降低。另一方面析出的Na2SO4無法與摻入的改良材料進行充分反應，一定程度上抑制了改良效果。

3 結論

本研究通過對常溫、凍結兩種情況下不同硫酸鈉含量的粉質黏土進行三軸剪切試驗與改良研究，提出了常溫硫酸鈉鹽粉質黏土的摩爾-庫侖參數計算公式，明晰了凍結硫酸鈉鹽粉質黏土軸向應變/偏應力與軸向應變之間的有效關聯(lián)，建立了非線性強度準則描述應力-應變變化規(guī)律，提出了硫酸鈉鹽漬土改良方法。具體結論如下：

(1)常溫情況下硫酸鈉鹽粉質黏土的應力-應變曲線呈現(xiàn)出應力逐漸增大后趨于穩(wěn)定的現(xiàn)象；當圍壓增大時，試樣的破壞強度增大。切向模量隨含鹽量增加呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢，在含鹽量為3%時達到峰值。在試驗范圍內，廣義黏聚力隨圍壓的增大而增大，廣義內摩擦角隨圍壓的增大而減小。提出的非線性強度準則模型可較好地描述常溫硫酸鈉鹽粉質黏土強度隨圍壓和含鹽量變化的非線性。

(2)負溫情況下硫酸鈉鹽粉質黏土的應力-應變曲線呈現(xiàn)出向應變硬化過渡的現(xiàn)象。當凍結溫度降低，試樣的破壞強度逐漸增大。相同凍結溫度下，含鹽量增加，試樣的破壞強度逐漸減弱。軸向應變與軸向應變與偏應力的比值呈標準的線性關系，提出的公式可計算凍結硫酸鈉鹽粉質黏土的切向模量值和最大偏主應力值。

(3)無水Ca(OH)2和木質纖維對硫酸鈉鹽粉質黏土的改良效果明顯。常溫情況下，無水Ca(OH)2改良效果優(yōu)于木質纖維，無水Ca(OH)2使不含鹽試樣強度提高了14.8%、含鹽試樣強度從18.5%提高至20.4%；木質纖維使不含鹽試樣強度提高了12.2%、含鹽試樣強度從16.3%提高至18.9%。凍結情況下，無水Ca(OH)2使不含鹽試樣強度提高了22.8%，相同凍結溫度下，改良強度隨含鹽量增加從22.8%下降至19.2%。