干湿循环对长沙高速典型填料影响及路堤边坡稳定性分析

学校代号10536学号12101040094分类号U416密级公开硕士学位论文干湿循环对长沙高速典型填料影响及路堤边坡稳定性分析学位申请人姓名郭威所在学院交通运输工程学院指导教师曾胜教授学科专业交通运输工程（道路与铁道工程）研究方向特殊路基设计与处治论文提交日期2015年4月7日 学校代号：10536学号：12101040094密级：公开长沙理工大学硕士学位论文干湿循环对长沙高速典型填料影响及路堤边坡稳定性分析学位申请人姓名郭威指导教师曾胜教授所在学院交通运输工程学院专业名称交通运输工程（道路与铁道工程）论文提交日期2015年4月7日论文答辩日期2015年5月23日答辩委员会主席罗立武 TheInfluenceofTypicalFillersunderDry-WetCycleandEmbankmentSlopeStabilityAnalysisinChangshaExpresswaybyGUOWeiB.E.(HunanUniversity)2012AthesissubmittedinPartialsatisfactionoftheRequirementsforthedegreeofMasterofEngineeringinDisciplineofRoadandRailwayEngineeringinChangshaUniversityofScience&TechnologySupervisorProfessorZengShengApril，2015 长沙理工大学学位论文原创性声明义进行研究所化本人郑重声明：所呈交的论文是本人巧导师的指导下独内容外，本论文不包含任何其得的研究成果。除了文中特别加标注引用的他个人或集体已经发表或撰写的成果作品。对本文的研究做出重耍贡献的个’后果；明。本人元全思识到本尸明日］法律人和集体，均己在文中ｙＡ明确方式柄由本人承拒。、作者签名；日期也Ｘ月球口学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解学校有关保留、使用学位论文的规定，同意学校保留并向国家有关部口或机构送交论文的复印件和电子版，允许论文被查全部或部分内容编入阅和借阅。本人授权长沙理工大学可将本学位论文的有关数据库进行检索，可Ｗ采用影印、缩印或扫描等复制手段保存和汇编本《中岡学位论学位论文。同时授权中国科学技术信总研究所将本论文收录到。文全文数据库》，并通过网络向巧会公众提供倍息服务本学位论文屆于。１、保密□，在年解密后适用本授权书２、不保密回。＂）（请在从上相应方框内打叫１作者签名：刖狀年丈月３日：曰导师签名：曰期Ｔ年手月戶ｉ 摘要路堤土在干湿循环作用下产生一定程度的软化，其抗变形能力和强度均有所下降，容易诱发边坡失稳等工程问题。本文基于水分迁移理论，实地跟踪观测了长沙高速路堤内部土体含水率，选定红砂岩填料和粉质粘土两种水敏感性较强的路堤填料开展室内试验研究。结合室内试验数据（强度参数和压缩参数），使用ABAQUS软件对长沙高速路堤边坡进行稳定性分析，得到了以下成果：（1）通过高密度电法对长沙高速典型路堤填料的含水率跟踪观测，得出长沙高速红砂岩填料含水率的年度最大干湿差幅为10.82%，粉质粘土含水率的年度最大干湿差幅为7.53%。（2）对长沙高速的典型的红砂岩填料和粉质粘土进行室内干湿循环模拟的剪切试验和压缩试验，得到随着干湿循环次数的增加粉质粘土和红砂岩填料的强度参数和压缩参数均随之减小，衰减速率先快后慢，逐渐趋于稳定。粉质粘土在干湿循环作用的影响下粘聚力衰减幅度约为57%，内摩擦角衰减幅度约为36%；红砂岩填料在干湿循环作用的影响下粘聚力衰减幅度约为35%，内摩擦角衰减约为22%。（3）路堤边坡的稳定系数均随干湿循环次数的增多而减小，稳定系数随边坡高度增大而减小。历经四次干湿循环，长沙高速K11+480处红砂岩填料路堤边坡稳定系数衰减约21%，长沙高速K5+940处粉质粘土路堤边坡稳定系数衰减约17%。红砂岩填料路堤边坡比粉质粘土路堤边坡受干湿循环影响引发的稳定性衰减更强烈。回归分析了有限元模拟得到的长沙高速路堤边坡稳定系数，拟合出了长沙高速红砂岩填料和粉质粘土路堤边坡的稳定劣化系数公式。关键词：干湿循环；红砂岩填料；粉质粘土；ABAQUS；稳定系数I ABSTRACTUndertheenvironmentofdry-wetcycles,thesubgradesoilshowacertainsofteningcharacteristics，itsstrengthandantideformationcapacitydecreasing,leadeasilytoengineeringproblemsofembankmentslopeinstability.Inthispaper，basedonthetheoryofmoisturemigration，takethetackingobservationonroadbedinternalmoisturecontentofChangshaexpresswayandselectredsandstonefillerandsiltyclaytwokindsofstronglywatersensitivitypackingtocarryoutindoortest.CombinedwithlaboratorytestdataanalysisembankmentslopestabilityofChangshaexpresswaybyABAQUSsoftware,obtainedthefollowingresults：(1)ThroughthemoisturecontenttrackingobservationoftypicalsectioninChangshaexpressway,theaveragemagnitudeofredsandstoneandsiltyclayare10.82%and7.53%underdry-wetcycleinChangshaexpressway.(2)Dothedry-wetcyclesimulationofdirectsheartestandcompressiontestforthetypicalredsandstonefillerandsiltyclayfillerofChangshaexpressway,togetthestrengthparametersandcompressionparametersofsiltyclayandredsandstonereducedwiththeincreaseofthenumberofcyclesofdry-wet,andthedecayratewassoonafterthefirstslow,，graduallystabilized.Thecohesionofsiltyclaysattenuationrateisabout57%,theinternal`frictionangleofsiltyclaysattenuationrateisabout36%undertheeffectsofdry–wetcycles.`Thecohesionofredsandstonesattenuationrateisabout35%,theinternalfrictionangleof，redsandstonesattenuationrateisabout22%undertheeffectsofdry–wetcycles.(3)Thecoefficientofslopestabilitybecomessmallerwiththeincreasingtimesofdry-wetcycleandheightofslope.Afterfourtimesofdry-wetcycle,Theredsandstoneembankmentslopestabilityfactorisreducedbyabout21%inK11+480ofChangshaexpresswayandsiltyclayembankmentslopestabilityfactorreducedbyabout17%inK5+940ofChangshaexpressway.Theredsandstoneembankmentslopeeffectmorestronglythansiltyclaysandstoneembankmentunderdry-wetcycle.RegressionanalysisthecoefficientofslopestabilityofChangshaexpresswaybyfiniteelementsimulation，fittingII outthedegradationcoefficientformulaofredsandstoneandsiltyclayembankmentslopeinChangshaexpressway.Keywords：dry-wetcycle；redsandstonefiller；siltyclay；ABAQUS;stabilitycoefficientIII 目录摘要.........................................................................................................IABSTRACT..............................................................................................II第一章绪论1.1研究意义.................................................................................................11.2国内外研究现状.....................................................................................11.3研究内容.................................................................................................6第二章长沙高速典型干湿循环环境分析2.1干湿循环环境成因分析.........................................................................82.2长沙高速受干湿循环影响的典型填料及路堤分析...........................102.3长沙高速路堤填料含水率跟踪观测...................................................132.4本章小结...............................................................................................23第三章长沙高速典型填料室内干湿循环模拟试验3.1干湿循环作用下粉质粘土试验...........................................................243.2干湿循环作用下红砂岩填料试验.......................................................323.3本章小结...............................................................................................42第四章干湿循环下长沙高速路堤边坡稳定性分析4.1有限元强度折减法...............................................................................434.2有限元模型建立..................................................................................444.3红砂岩填料路堤边坡稳定性有限元计算...........................................464.4粉质粘土路堤边坡稳定性有限元计算...............................................514.5本章小结...............................................................................................55结论与展望主要结论.....................................................................................................56展望.............................................................................................................57参考文献..................................................................................................59IV 致谢......................................................................................................63附录A攻读硕士期间发表的论文......................................................64附录B攻读硕士期间参与的科研项目..............................................65V 第一章绪论第一章绪论1.1研究意义路基土体的力学参数对于路基的安全稳定性能的计算意义重大，尤其是持力层土体的强度参数和压缩参数对路基影响重大。外部环境对路基的力学参数影响较大，路基填筑完成乃至公路通车运营后采用原来填筑土体的力学参数作为边坡稳定和路堤沉降的计算依据变得不太准确，运营路堤没有遮挡经常日晒雨淋，外部的干湿循环对路堤内部土体的力学性能影响较大。地下水位升降、蒸发-降雨循环和湖区水库水位季节性升降三大方面是干湿循环环境的主要形成原因。现阶段研究表明土体在干湿循环作用下有一定程度的软化特性，土体的抗变形能力和强度均有所减小，非常容易引起路堤边坡的失稳破坏以及路基沉降过[1]大等问题，从而进一步诱发严重的灾难事故。如当三峡水库蓄水达到175米后，周围的水位随蓄水高度变化周期性升降，导致水库周围的边坡发生滑塌、周围建筑物产生一[2]定程度倾斜和沉降过量等事件多次出现。因而怎样评估以及预防干湿循环环境对工程的安全性影响引起了工程界的重点关注。本论文以长沙高速公路为依托工程，通过选定长沙高速典型填料进行室内试验，研究干湿循环对典型填料强度参数和压缩参数的影响规律，并依此规律分析干湿循环对填方路堤边坡稳定性影响。研究成果能直接指导多雨或地下水位较高等干湿循环影响强烈地区的填方路堤施工，对于提高公路建设质量和延长高速公路使用寿命具有重要意义。1.2国内外研究现状从20世纪初国内外学者逐步观察到了干湿循环环境对土体和结构物安全的影响，开展了一些前期研究工作，由于缺少系统性统筹以及广泛适用性研究，不能满足工程实践指导要求。现阶段国内外对干湿循环的研究主要是集中于典型土质，其成果主要包括下述几个方面。1.2.1路基干湿循环及水汽迁移在探索路基的干湿循环环境及水汽迁移的方面，国内外学者开展了一系列研究。第1页 硕士学位论文[3]Russam等分析了地下水位的改变对路基干湿情况影响，研究得到地下水位的升降变化[4-5]是导致路基干湿状况变化的主要原因。侯仲杰等通过使用水分传感器和采取装置以探究路基土体内部的水分迁移机理，对密闭系统内小试件进行底部补水动态测试（恒温条件），得到水通量随浸润面上升高度变化曲线、土含水的体积分数在时间变化下关系曲线，回归分析浸润面的上升高度和上升速率、浸润面上升高度和水通量的拟合公式。[6]栾海等进行模拟试验研究，发现冻融循环可引发粘性土中水分迁徙，增大毛细水的上升高度，然而冻融作用对砂土当中的毛细水上升高度无影响。其将起始冻胀的含水量作为判定毛细水上升危险高度指标，以此提出了典型路基土中毛细水上升危险高度的建议[7]值。翟聚云等通过对非饱和膨胀土水分迁移研究，得到含水量、土质状况和含水量梯度对水分迁徙影响重大，含水量梯度与土体内气态水迁移量以及气液混合迁移量成正相关系，时间和位置与水分迁徙关系较为复杂，不成线性关系；当含水量很少时土颗粒对水有着较强的吸附作用，导致土体含水量梯度很大，当含水量很多时土颗粒周围的自由[8]水比较多，水分均匀分布。林中湘通过压实土柱试验探索不同边界下水汽迁徙机理，得到相同压实度条件下土体内部的水汽迁移速度在土体表面热辐射增加的情况下线性变化，上表面的辐射强度越大，水汽的迁移作用深度增加，慢慢趋向于固定值。王铁行[9]等研究表明：土质情况、含水量分布以及含水量梯度等因素对土体内部气态水的迁移[10]影响明显，土体密度对气态水的迁移作用小，几乎可忽略。范家骅等通过冻胀力试验，[11]分析了干密度、含水量和饱和度等因素对法向冻胀力的影响变化规律。姚振华采取室内的剪切试验，探寻含水量与压实粘土的剪切强度的作用关系。得到试样的含水量越大，粘土试样剪切强度越小，粘土试样的粘聚力与含水率之间并不是线性变化关系，试样含水率变大粘土试样的内摩擦角呈减小趋势；粘土试样在浸水饱和后剪切强度以及粘聚力有着较大幅度的衰减，其它条件一样的初始含水量越小的粘土试样因饱和浸水而引起的剪切强度与粘聚力衰减幅度越大，浸水饱和对粘土试样的内摩擦角衰减影响略小。凌建[12]明等通过分析归纳国内外非饱和土的水分特征曲线相关资料，结合典型土的回弹模量[13]预算公式，探索地下水位升降下路基顶面的回弹模量预算公式。董斌等对比分析室内竖管法得到的12种不同级配土料的毛细水上升高度，得到毛细水上升高度在时间变化[14]下的关系曲线，总结得到毛细水上升高度的变化影响规律。杨明等使用土水特征曲线和Richards土水运动方程等计算试样土体中毛细水的上升高度，展开各种影响因素的数[15]值模拟系统的分析。谈云志等基于水平吸渗原理自制毛细水上升的试验装置，开展初始干密度不同的三组试验。研究得到干密度越大，相同时间条件下试样毛细水上升高度第2页 第一章绪论越小，初始含水率变化下水的毛细效应扩散力有个最佳点。1.2.2干湿循环影响下土体强度及变形规律国内外学者对不同土质进行了干湿循环模拟下的室内力学试验，初步探讨了干湿循[16]环对土体剪切强度变化。如杨和平对土体在不同季节下的干缩湿胀特性进行模拟，通过室内直剪，测定了宁明地区的膨胀土经过击实后的标准试样在干缩湿胀后的剪切强[17][18]度，并类比了其余方法相似试验的结果。刘文平、李维树等对库岸区内不同含石量以及不同含水率的碎石土抗剪强度和强度参数开展了研究，得到碎石土抗剪强度变化的临界含石量随含水率的变化而变化，碎石的含石量相同时，碎石土的粘聚力随含水率变化幅度较小，其粘聚力受含水率变化的影响较大；从天然情况到饱和浸水状态，碎石土[19]的内摩擦角在不同碎石量情况下会降低3°～10°。王建华等开展了干湿循环对水泥改良粉质黏土以及粉土的强度衰弱规律的研究，得到干湿循环引发的土体中黏团粒干缩湿胀的变形改良土体强度变小的主要影响因素，一定比例的降低改良土体中黏颗粒含量可[20]使改良土的强度在干湿循环下有所提升。陈建斌等通过预脱湿的吸力控制准备试样样，采用非饱和土理论的土~水特征曲线作为控制指标，加速吸力的平衡过程，通过室[21]内剪切试验，探究膨胀土的强度参数受干湿循环的影响变化规律。龚壁卫等研究得到土水特征曲线与土体的含水率变化路径相关，其并不稳定，同样的吸力在干湿循环中强[22、23][24]度贡献不同。Al-HomoudAS等也得出了与此相似的研究结果。张锐等模拟有荷条件下的干湿循环条件对宁明地区的原状膨胀土进行了试验，得出膨胀土的胀缩变形不能全部逆转，干湿循环次数相同情况下，膨胀土相对和绝对胀缩率随荷载的增大而减小；膨胀土的抗剪强度随着荷载变大也变大，荷载相同时干湿循环次数的越多抗剪强度衰减越大，干湿循环条件下荷载对膨胀土的胀缩幅度以及强度的衰减效果起到抑制作用。慕[25]现杰等研究了膨胀土在干湿循环下剪切强度的规律变化，得到干湿循环次数增多，土[26]体微裂缝增多大裂缝逐步减少。许第慧等选取湖南常张高速的膨胀土设计不同的排水边界以及坡比，模拟日照、积水、阴天以及降雨四种天气条件下的室内模型试验，分析得出膨胀土路基底层土压力和侧壁的土压力在干湿循环影响下的规律变化，给膨胀土路[27]基的施工设计提供了重大意义的试验参数。刘华强等通过模拟干湿循环的室内剪切试验，测定了干湿循环后膨胀土的剪切强度，试验结果得出膨胀土剪切强度的降低是由于[28]裂缝的开展，系统反映了膨胀土的裂缝在干湿循环中的形成过程。韩华强等研究得到第3页 硕士学位论文干湿循环引发膨胀土的土体结构变动，导致土体的强度和变形模量降低明显。吕海波等[29]选取南宁原状膨胀土进行干湿循环模拟室内试验，探究循环次数、循环幅度和含水率等参数对膨胀土剪切强度的影响。得出干湿循环次数增多膨胀土的剪切强度减小，最后趋向定值，干湿循环幅度增大导致土体的强度稳定和稳定值需要的干湿循环次数均减[30]少。崔溦等模拟干湿循环条件下膨胀土室内试验，得到干湿循环模拟引起膨胀土强度的减弱，土体在历经4-5次的干湿循环后强度衰减趋向停止。[31]在干湿循环作用下土体变形规律方面国内外学者也作了一系列研究。如赵艳林等通过室内模拟干湿循环下膨胀土的胀缩试验，分析了膨胀土的胀缩变形变化规律，得到除了缩限之外的胀缩性其余指标在干湿循环次数增多的情况下均发生不同程度衰减，且前1-3次干湿循环时候的衰减速率比较快，此后干湿循环下胀缩指标趋向一定值，拟合得到干湿循环次数和胀缩性指标的指数关系式，膨胀土的缩限几乎不受干湿循环影响。[32]郑柯通过对广西3种膨胀土进行压缩变形试验研究，得出起始干密度和含水量是对膨胀土变形特性的主要外部影响因素，分析膨胀力、膨胀量以及收缩试验的数据，得到了[33]膨胀力、膨胀量以及收缩量与初始干密度和含水量的相关关系。刘龙武等在某开挖膨胀土边坡顶部安置观测站，系统对边坡内部侧向位移以及坡表测点相对高程、相对变形开展了为期一年时间的跟踪观测，比较完全的观察到在一年中季节性干湿循环的作用下，边坡发展变形的三个阶段，总结气候所产生的干湿循环效应对边坡开挖变形特性规律影响。1.2.3干湿循环对路堤边坡的稳定性分析国内外学者在研究边坡稳定性和破坏理论方面提出了多种的理论和强度取值方法，[34]较为发展了边坡强度和破坏理论研究。L.Bjrrum针对边坡的破坏提出渐进破坏理论，认为开挖时的应力释放和边坡中的裂隙造成边坡中土体强度不均匀以及产生应力差异，当边坡土体中某处的剪切力增大到该处土体的剪切强度一样大时，则该位置被剪断。[35、36]A．w．Bishop等提出边坡的滞后破坏理论，其认为应力集中以及吸水等因素导致膨胀土边坡的土体强度软化，使得土体粘聚力随时间增长而衰减，诱发边坡的滞后破坏。[37]LumbPB分析了香港滑坡和降雨相关关系，建立了较为简易的垂直入渗模型，以饱和度和剪切强度经验公式为依据研究不同地质条件以及降雨特征对路基边坡稳定特性的第4页 第一章绪论[38]影响。Lane和Griffiths(2000)将边坡内部的浸润线简化为直线，通过有限元强度折减法[39]分析了库水位在骤降与缓降条件下岸坡边坡的稳定性。林育梁等把边坡当作一个有着非饱和土的本构关系、块体之间有着膨胀力摩擦力以及具备牵引式滑动和时空效应等特性的块体系统，提出边坡的非连续变形稳定特性分析新方法。对于高填方路堤边坡等由于地下水位变化、降雨等造成路基土体的干湿交替频繁，坡体安全系数降低，导致滑坡的现象发生，干湿循环是诱发滑坡的重要原因。近年来，干湿循环对边坡的稳定性分析成为工程界关注的热点，国内外大量学者进行了深入研[40]究。王国利等在离心模型试验基础上对膨胀土边坡在干湿循环条件下的稳定和变形进行了研究，系统分析了边坡中裂缝的发展形成过程，得到经历干湿循环后的初始状态较[41]稳定的膨胀土边坡稳定性大幅衰减，甚至出现破坏失稳。廖红建等采用Geo—Slope软件中的Seep程序获得渗流场，再结合极限平衡法分析水位下降条件下，分析渗透系[42]数、水位下降速率等对边坡稳定性的影响。刘才华等分析了水位升高引发边坡失稳破[43]坏的机理，并使用极限平衡法求算边坡稳定安全系数。刘新喜等通过有限元法分析库区的水位升降以及降雨共同作用下边坡土体内浸润线和非饱和区随时间的分布，得到边坡最不利组合因数的安全系数。随着计算机技术飞速发展，ANSYS、ABAQUS等有限[44]元软件运用到路基边坡的稳定性分析。李萍等通过有限元强度折减理论，运用ANSYS对土质边坡进行稳定性分析，得到Mohr-Coulomb等面积圆屈服准则和D-P屈服准则之间的转化，计算出更接近工程实际边坡安全系数、圆弧滑裂面以及边坡的破坏的发展过[45]程。喻波等则利用ANSYS建立边坡模型，结合ABAQUS软件中的Mohr-Coulomb准则，通过边坡稳定性分析预测边坡潜在滑动面，得出边坡稳定性系数。Cai、Ugai(2004)[46]通过渗流和变形非藕合方法，采用有限元强度折减法分析了降雨对边坡稳定性的影响[47]规律。刘成通过有限元强度折减法，使用ABAQUS软件，变动计算参数分析路堤边[48]坡的土性参数、边界条件、相对渗透值及浸润线分布对边坡稳定性的影响。万少石通过ABAQUS软件，从边坡水位下降模式、土体的渗透系数、浸润线位置、水位下降比和下降速率等几大方面探究渗流条件下边坡的稳定及影响，讨论了多因素影响有限元[49]强度折减法边坡的稳定系数。贾苍琴等讨论了有限元强度折减法分析饱和—非饱和渗流条件下边坡稳定性的可行性，得到库区水位完全下降后，边坡土体内孔隙水压力随时间的消散过程和边坡稳定系数随时间的变化趋势。第5页 硕士学位论文1.3研究内容国内外学者对部分特殊土体如膨胀土、改良土等在干湿循环下软化特性作了大量有益的研究，但是对于干湿循环的界定与模拟均没有提出完善的系统理论，因而不同模拟方法下的干湿循环试验得到的试验结论对比度不强，有的甚至与实际情况有着较大的差别。本文通过文献调研，结合依托工程的工程水文地质条件，系统的分析了干湿循环环境的形成机理和影响因素，选定典型土体开展室内干湿循环的软化试验，总结其受干湿循环的影响规律，通过数值模拟分析高填方路堤边坡稳定和路基沉降。主要研究内容包括以下几个方面。1.3.1长沙高速典型干湿循环环境分析国内外专家学者对少数特殊土体受干湿循环影响的软化特性展开了相关研究，但其对干湿环境的形成作用机理和干湿变化幅度范围没有形成较为统一的认识，导致干湿循环下土体力学特性的研究区别较大对比度不够，得到的试验结果可能和工程实际有出入。因此，本次研究将通过高密度电法对长沙高速公路典型路基填料含水率的现场跟踪观测，确定长沙高速典型路堤在降雨及地下水位影响明显等干湿循环作用下其内部填料的含水率变化幅度，确定干湿循环的含水率波动区间。并分析其干湿循环环境形成机理，为进一步研究干湿循环条件下路堤填料的工程力学性质提供可靠依据。1.3.2模拟干湿循环环境的室内试验研究选取长沙高速典型填料（粉质粘土和红砂岩填料）作为研究对象，对其开展模拟干湿循环环境的室内试验研究，由于土样具有一定的地域性特点，其研究成果在长沙高速路基施工中应用性较大，具体内容如下：①模拟干湿循环环境下土体直剪试验；考虑影响土体抗剪强度的主要因素，进行模拟干湿循环环境的红砂岩填料和粉质粘土的直剪试验，分析不同干湿循环次数下红砂岩填料和粉质粘土的强度参数（粘聚力和内摩擦角）变化规律。②模拟干湿循环环境下土体压缩试验；第6页 第一章绪论考虑影响土体压缩模量的主要因素，开展模拟干湿循环环境的红砂岩填料和粉质粘土的压缩试验，分析不同干湿循环次数下红砂岩填料和粉质粘土的压缩参数（压缩模量）变化规律。1.3.3干湿循环对路堤边坡稳定性影响结合室内试验得到的路堤填料的强度参数和土工参数，对选定的长沙高速典型受干湿循环影响的路堤边坡进行稳定性分析。基于有限元强度折减法，选用ABAQUS软件，通过数值模拟计算得到干湿循环下路堤边坡的稳定系数，分析归纳干湿循环对边坡稳定的影响规律。并通过改变路堤边坡的高度、干湿循环次数等因素计算不同情况下的路堤边坡稳定系数，总结长沙高速的边坡稳定性影响规律。第7页 硕士学位论文第二章长沙高速典型干湿循环环境分析路基土在干湿循环作用下表现出一定的软化特性，为了更深入研究分析长沙高速干湿循环环境的形成及影响，结合长沙高速的水文条件，深入分析长沙高速的干湿循环机理。通过对长沙高速的路堤的实际调研，选定受干湿循环影响典型的路堤和填料，采用高密度电法现场跟踪观测路堤内部填料的含水率，总结路堤内部水分的迁徙规律，界定干湿循环的含水率变化区间和时间周期，为典型填料的模拟干湿循环环境室内土工试验提供依据。2.1干湿循环环境成因分析路基的干湿循环环境的形成主要以下几个方面的原因：（1）地下水位周期性升降；（2）反复循环的“降雨入渗-蒸发脱湿”过程；（3）库区、湖区周边区域内水位的周期升降引起临河路堤内土体含水率的变化；（4）温差的季节性变化诱发的路基内部水分迁徙。路基土的干湿循环过程水分来源如下图2.1所示：路基土内重力水与薄膜水路基土中毛细水地面水径流入渗干湿循环主要水分来源坡面水入渗(降雨)水蒸汽与凝结水地下水位变化图2.1路基土干湿循环水分来源示意图①坡面水入渗：降雨通过道路的中央分隔带、路基边坡表面、土路肩以及路面裂缝渗入内部路基。②地面水：排水不良导致雨水汇集于路基两侧，其沿路基边沟和地表径流的流动过程中，顺地表的裂隙渗入路基内部。③地下水：周期升降的地下水位使得水分逐步迁徙入路基内部④毛细水：地下水位起降和降雨入渗生成的富水区在毛细作用下进入路基。第8页 第二章长沙高速典型干湿循环环境分析⑤水蒸气及其凝结水：土体内孔隙通道向上移动的水蒸气冷凝为水。⑥路基土重力水与薄膜水：路基土内自身所含重力水渗透作用。形成干湿循环的不同水源，对路基体的稳定性、强度和变形影响程度不一样。一般情况下，降雨带来的地面水径流和坡面水入渗构成了路基的主要水源，然而，地下水位的升降易导致浸水路堤和临河路堤路基路面水损坏。按最佳含水率填筑的新建公路路基，降雨时雨水通过路面、边沟、中央分隔带土路肩等部位渗进路基内部，路基边坡地表排水不通畅时积水沿着土表空隙渗进路基内部，导致路基土体外层形成湿润水分场。日光照射温度上升，路基土体外表的水分蒸发，路基内部温度低于路基外层温度，路基外表层湿润水分场的部分水分在温度影响下气化成水蒸汽蒸发到大气中，部分水分由于路基内外的温度梯度作用向土基内层移动，导致路基深处土体的含水率变大。降雨导致路基外表湿润水分场再次形成，天晴后温度继续升高，以上的水分迁移重复发生，这种晴-雨带来的水汽迁移过程不断反复循环，路基内部土体的含水率高于外表土体的含水率达到某定值时路基土处于非饱和态，其在基质吸力作用下产生毛细作用，路基土体内部水分逐步向外层迁移，最后路基内部的水分场达到动态平衡。地势较低地段路基，非饱和填土中的基质吸力产生毛细作用，毛细水通过毛细浸润作用不断向路基土上部迁移，导致路基湿度增大。地下水位升高缩减毛细作用路径，加剧水分迁移，导致路基土含水率愈加变大。地下水位降低弱化毛细作用，重力作用引起少量已上移的水分向下移动，直至毛细吸力与重力作用达到某种平衡。地下水位升降影响路基内部土体的水分场分布。路基外部土体水分向路基内部土体迁移，地下水位的升降诱发的毛细水上升，改变了填筑施工时的最佳含水率状态。由于高速公路路面裂缝及接缝处渗进基层的的水分沿着反射裂缝渗入路基工作区，加大了路基工作区的湿度。干湿循环的最终结果导致路基工作区含水率变动趋于平衡，路基土体含水率达到平衡含水率。图2.2路基土干湿循环示意图第9页 硕士学位论文2.2长沙高速受干湿循环影响的典型填料及路堤分析2.2.1长沙高速工程概况（1）项目概况依托长沙高速东南、东北段，由建成的长沙绕城高速西南、西北段和长株高速合围形成。全线拟采用双向四车道沥青混凝土路面，路基宽24m，设计时速100km/h。（2）水文条件长沙高速公路沿线地表水系众多，地下水较丰富，按照地下水的赋存条件分成三大类：①上层滞水：主要赋存在地表浅层的砂土层中，水量较小，受降水影响较大，没有统一的地下水位。②孔隙水：主要赋存于第四系冲洪积层中粘性土之下的砂土层中，涌水量较稳定，是测区地下水的主要赋存方式，具有强赋水性和强透水性，由于覆盖层中粉质粘土的弱透水性，使其局部具有微承压性质，具有统一的地下水位，水位受季节性变化明显。③裂隙水：主要赋存于下覆基岩裂隙中，单位涌水量较小，不受季节影响，但其与上部的孔隙水有较强的水力联系，大部分地段的孔隙水形成统一的地下水水位。2.2.2长沙高速典型填料筛选对长沙高速路基沿线调研，可知长沙高速路基填料主要为来源于二标料场和五标料场，通过对两个料场取土样进行分析，可得到长沙高速的典型填料。选取长沙高速二标施工料场的土样作为本次论文的主要研究对象之一，通过界限含水量和颗粒分析的土性试验得到其土性参数如下表2.1所示、级配曲线如下图2.3所示。表2.1二标填料土性试验结果序号试验方法测试参数细粒土粗粒组14.9(60≥d>0.074mm)细粒组85.11颗粒分析(d≤0.074mm)不均匀系数Cu10.9曲率系数Cc1.2液限wL(%)37.3界限2塑限wP(%)23.5含水量塑性指数IP(%)13.8第10页 第二章长沙高速典型干湿循环环境分析图2.3土样级配曲线根据《公路土工试验规程》(JTJ051-93)的土类定名法，结合表2.1的土性参数试验结果可以确定：二标料场的填料为粉质粘土。粉质粘土的工程特性和其矿物化学成分关系紧密，其与粘类部分矿物成分尤为紧密。粘性土由铝硅铁氧化物、粘土矿物、破碎残留的盐类矿物、原生矿物、有机质等组成。各种矿物、岩石在化学作用分解后的矿物主要组成了粘类当中的胶粒，极少胶粒是原生矿物的经物理作用破碎而残留的颗粒。粘土的水敏感性受粘土中亲水性矿物的比重影响很大，由于粘土水敏感性不稳定，因而要对其进行试验研究以判定。长沙高速路基施工五标段的料场的碎石土其呈红色、深红色或褐色，氧化物含量较多，遇水容易崩解，通常称呼为红砂岩。岩性主要是石英砂岩，部分夹有泥质粉砂岩。通过筛分试验得到五标料场的红砂岩填料的级配曲线如下图2.4所示。12010080604020小于某粒径之颗粒百分数（%）01001010.10.01颗粒粒径（mm）图2.4红砂岩填料级配曲线在水作用下红砂岩极易膨胀崩解，其强度大幅减小，红砂岩的这种遇水崩解软化特性受其结构特性和物质的组成重要影响。当其用作填料填筑路基，遇水将会发生崩解破坏，大大降低路基承载能力。承载能力大幅减弱，因而在行车荷载反复作用下，导致运第11页 硕士学位论文营公路路基的工后沉降过大以及形成不均匀沉降，将严重影响路面行车的安全舒适性。开展干湿循环下红砂岩填料的工程特性规律研究，对红砂岩填方路段路基的不均匀沉降和工后沉降等问题的研究意义重大。综上所述：粉质粘土水敏感性具有不确定性，在长期反复浸水条件下的干湿循环条件下强度可能有较大的变化，国内所进行的研究甚少，且粉质粘土在长沙高速全段路基填料中占有较大比例，故对其有必要展开软化特性规律研究，以便更好的指导长沙高速设计与施工。红砂岩用作路基填料，在遇水的情况下就会发生崩解，使得路基的承载能力降低。可见，红砂岩填料遇水性质变化的极为明显，而且若不及时处理对道路危害比较大。进一步而言，红砂岩填料在长沙高速路基填料中所占比重也较大，是一种较为典型的路基填料。2.2.3长沙高速典型路堤筛选根据长沙高速典型土质的分布情况及长沙高速干湿循环环境特点的分析，选取了两处红砂岩填料路堤及两处粉质粘土路堤作为本论文的研究对象，路堤的特征阐述如下。（1）K11+356~11+380红砂岩填料路堤路段原地面土体中淤泥质含量高且水塘分布较多，地下水较丰富，地下水位随季节性升降明显。地基土淤泥质含量较多，地基承载力低，设计要求为清淤1.9m，换填砂砾土1.2m，路基填土高度为8.5m，该处路段路线走向穿过农田，距离坡脚0.5m处左右两侧均有池塘。（2）K8+630~8+660红砂岩填料路堤该路段左右两侧坡脚处高程相差4m，原地面呈“右侧高、左侧低”形态，且在填筑施工时未进行挖台阶处理，存在有滑坍可能性；在路基施工较长时间内未修筑排水设施，在填筑高度达6m时左侧在雨水冲刷下路堤坡脚处已出现部分坍塌，路基填土高度为9.7m。（3）K5+940~6+093粉质粘土路堤该处路段路线走向穿过农田，距离坡脚0.4m处左侧有池塘，原地面地形起伏大，填土较高路堤存在有向一处滑坍的危险，且坡脚处容易积水，排水困难。路基填料以粉质粘土为主，路基填土高度为10.4m。（4）K9+070~9+140粉质粘土路堤路基填土中心处高度为8.8m，原地面起伏较大，地形呈―右侧高、左侧低‖形态，左第12页 第二章长沙高速典型干湿循环环境分析右两侧坡脚处高程差为2.76m，且右侧排水沟水量较大，雨季常出现有雨水溢出水沟现象。2.3长沙高速路堤填料含水率跟踪观测路堤施工完成后，路堤填料的含水量并不是保持定值，其在地下水、地表水、大气降水、蒸发力和温度这些自然因素改变而产生的干湿循环下发生变化。路基内部水份在一年当中周期性迁移，从而路基内部的含水率也随之周期性变化。含水率的改变又对路基土体力学特性影响重大，尤其是在路基的刚度、强度、稳定性和承载能力方面。因而，在干湿循环作用的影响下，含水率的周期性变化，路基的设计指标（路基回弹模量）也发生着周期性变化。路基含水率对路基的施工质量起到关键的控制作用，也严重影响路基路面结构的使用性能。通过对长沙高速选定的典型路堤内含水率的跟踪观测，确定典型填料其受干湿循环影响的幅度，为进一步开展干湿循环条件下的典型土质的工程力学特性研究提供依据。因此有必要对路基含水率的季节性变化规律进行研究。2.3.1含水率跟踪观测方案路基工作区对路堤工作性能影响巨大，且该区域土体受干湿交替过程影响程度较底部更为强烈。由于路基内部中心土体由于与外界和底部较远，水分的迁徙较为困难，可认为路基工作区内土体的干湿循环过程较为典型，因而近似取路基工作区底层（距路基顶部0.8m）的含水率作为路基内土体的平均含水率。2.3.1.1视电阻率的测定方法选取长沙高速干湿循环影响典型断面作为实验路堤，通过高密度电法测定距路堤顶部0.8m（路基工作区）深度处土体的视电阻率，结合已有的室内标定结果反算出该路堤0.8m深度处的含水率。测试断面示意图如图2.5所示。第13页 硕士学位论文图2.5高密度电法测路堤顶部0.8m深度含水率横断面图含水率测试仪器采用重庆奔腾数控技术研究所的WGMD-9超级高密度电法系统，以WDA-1超级数字直流电法仪作为探测主机，选配WDZJ-3多路电极转换器，如图2.6所示。图2.6高密度电法测试仪器测定时间定为每月中旬，且每次都在同一路堤的固定位置。跟踪观测自2012年9月开始，延续到2013年8月结束，观测时间前后持续一年。测试方案为采用30个电极组合的温纳装置进行测量，点距1米，排列长度29米如图2.7、图2.8所示。图2.7高密度电法测路堤含水率电极布设纵断面图第14页 第二章长沙高速典型干湿循环环境分析图2.8高密度电法现场测试路基电极布置2.3.1.2视电阻率与含水率的反算选取长沙高速红砂岩填料，采用静压成型的方法，制作路基填土标准模型试件，采用高密度电仪器检测，得到特定压实度和含水率条件下的路基土视电阻率，从而得到路基填土物性参数室内标定曲线和标定方法。（1）试件制备3①试件模具长、宽、高分别为30cm、30cm及20cm，体积为18000cm。模具采用厚度为5mm的钢板制作而成，用转轴将4块侧板连接，并采用卡扣与底板连接，以方便模具的拆卸。②将从料场取回的红砂岩填料晾晒，然后在80℃下持续烘干12小时，锤碎并通过2mm孔筛分备用。③根据设定的压实度与含水率，分别称取响应质量的干土与水，然后将水与干土均匀拌合。拌合完毕后封装在塑料袋中，密封24小时，确保水和土均匀混合，如图2.9所示。④将焖制好的图样放入模具中，并初步压实，然后放在压力机下，盖上盖板，采用静压成型的方法将土完全压入到模具中，当试件高度达到20cm时，压力机停止下压，此时试件即为该压实度与含水率下的标准试件。标准试件制备如图2.10所示。第15页 硕士学位论文图2.9土样拌合焖制图2.10土样静压成型（2）视电阻率测试将传统电极进行改造，制作直径为3mm小型铜电极探针，采用四电极法测试标准试件的视电阻率。高密度电法仪器主机选用重庆奔腾WDA-1直流电法仪，探测原理同温纳装置探测，采用四相电极法进行测量，其测点为4个，分别是A、M、N、B，其排列沿试件中线横向一字排开。其中本次试验供电电压为48V，供电电极距AB=30cm，测量电极距MN=AB=10cm。视电阻率测试如图2.11所示。图2.11高密度电法室内测试图（3）视电阻率测试结果采用最小二乘法对高密度电仪器所测得的原始数据反演处理，得到不同压实度、含水率标准试件视电阻率如表2.2所示。第16页 第二章长沙高速典型干湿循环环境分析表2.2不同压实度、含水率条件下红砂岩填料试件的视电阻率视电阻率压实度（%）（Ω*m）879093961060158857557014508497485467含水18460446433417率（%）2438837535533830334319307298由上表中的视电阻率可以直观看出同一压实度的情况下，含水率越高，土样视电阻率越低，在含水率从10%升高至30%的过程中视电阻率降低了约54%，水分对视电阻率的作用明显。同一含水率的情况下，压实度越高，土样视电阻率越低，压实度在87%至96%的过程中视电阻率仅仅降低了5%左右。对比压实度与含水率对视电阻率影响发现，含水率对视电阻率影响大，而压实度对视电阻率影响非常微弱，在实际测定中可忽略。结合以上试验结果，为得到路基含水率与压实度的标定曲线，可选定压实度为90%（路堤经历干湿循环后压实度较为90%）的试件，重复（1）（2）中的试验步骤，详细测定其在含水率在10%-30%的视电阻率，结果如下表2.3和图2.12所示。表2.3室内标准压实度下测得的红砂岩填料不同含水率下的视电阻率含水率/%1012141618202224262830视电阻率/Ω*m588543497469446440399375359339319图2.12红砂岩填料电阻率-含水率标定曲线第17页 硕士学位论文得到长沙高速红砂岩填料的视电阻率-含水率标定公式：0.0042w115.36er0.933（2.1）重复以上步骤可以得到长沙高速粉质粘土的视电阻率-含水率标定曲线图2.13和标定公式如下所示。图2.13粉质粘土视电阻率-含水率标定曲线0.024R2w256.68er0.918（2.2）2.3.2红砂岩填料含水率跟踪观测结果①K11+356~11+380路堤K11+356~11+380路堤红砂岩填料的含水率每月变化观测结果如表2.4所示。表2.4K11+356~11+380路堤红砂岩填料含水率次数观测时间视电阻率（Ω*m）反算含水率w(%)12012年9月482.114.5422012年10月534.511.7932012年11月568.710.2842012年12月506.613.1852013年1月433.617.6562013年2月404.019.8772013年3月388.421.1582013年4月403.719.8992013年5月394.520.64102013年6月405.519.75112013年7月433.817.64122013年8月476.514.87从跟踪观测数据分析可知，该路堤红砂岩填料的最大含水率为2013年3月份的第18页 第二章长沙高速典型干湿循环环境分析21.15%，最小值为2012年11月的10.28%，最大值与最小值的差量为10.87%，可得出该路堤红砂岩填料含水率波动区间为10.28%-21.15%。2221201918171615含水率/（%）141312111012.0912.1012.1112.1213.0113.0213.0313.0413.0513.0613.0713.08时间/（年.月）图2.14K11+356~11+380路堤红砂岩填料含水率变化曲线可知红砂岩填料1-7月的含水率普遍较高，在3-6月达到高峰，8-12月含水率普遍偏低，在10-11月含水率达到低谷。从增长与降低趋势分析，含水率从12月到次年6月呈总体上升趋势，从7月开始降低，可认为红砂岩填料在一个年度中经历了一次增湿-减湿的干湿循环过程，湿季为每年的1-6月，干季为每年的7-12月。②K8+630~8+660路堤K8+630~8+660处路堤红砂岩填料含水率每月变化观测结果如表2.5所示。表2.5K8+630~8+660路堤红砂岩填料含水率次数观测时间视电阻率（Ω*m）反算含水量w(%)12012年9月493.713.8822012年10月543.811.3632012年11月578.49.8942012年12月513.012.8552013年1月437.517.3862013年2月414.519.0572013年3月394.420.6582013年4月399.720.2192013年5月400.620.14102013年6月406.919.64112013年7月438.317.32122013年8月484.314.41第19页 硕士学位论文"222120191817161514含水率/（%）13121110912.0912.1012.1112.1213.0113.0213.0313.0413.0513.0613.0713.08时间/（年.月）图2.15K8+630~8+660路堤红砂岩填料含水率变化曲线由试验结果可知12年9-11月含水率一直处于降低过程，在11月达到整个观测周年的最低9.89%，13年1-6月份含水率逐渐攀升到一个较高稳定值，在三月份的时候达到最高20.65%，7-8月份含水率又逐渐降低到接近于12年9月份的含水率。总之，红砂岩填料的含水率在一年的跟踪观测内周期变化，一周年内的含水率差值最大为10.76%。2.3.3粉质粘土含水率跟踪观测结果①K5+940~6+093路堤K5+940~6+093路堤粉质粘土含水率每月变化观测结果如表2.6所示。表2.6K5+940~6+093路堤粉质粘土含水率次数观测时间视电阻率（Ω*m）反算含水量w(%)12012年9月297.920.1422012年10月300.918.7432012年11月303.017.8342012年12月298.719.7552013年1月293.622.3362013年2月292.223.1372013年3月288.125.4882013年4月291.523.5292013年5月289.524.66102013年6月291.923.27112013年7月294.621.83122013年8月296.920.65第20页 第二章长沙高速典型干湿循环环境分析2726252423222120含水率/（%）191817161512.0912.1012.1112.1213.0113.0213.0313.0413.0513.0613.0713.08时间/（年.月）图2.16K5+940~6+093路堤粉质粘土含水率变化曲线分析粉质粘土填筑的干湿循环影响典型断面跟踪结果可知，12年9-12月含水率普遍偏低，其中9-11月一直处于较为缓和降低过程，在11月达到整个观测周年的最低17.83%，进入13年1月含水率逐渐攀升，在3月份达到最高的25.48%，4-6月份含水率在整个观测周年中处于一个较高的状态，这与雨季较多的雨水和较高的气温有密切的关系，7-8月份含水率又逐渐降低到接近于12年9月份的含水率。一周年内粉质粘土的含水率差值最大为7.65%。②K9+070~9+140路堤K9+070~9+140路堤粉质粘土的含水率每月变化观测结果如表2.7所示。表2.7K9+070~9+140路堤粉质粘土含水率次数观测时间视电阻率（Ω*m）反算含水量w(%)12012年9月297.620.3222012年10月300.219.0632012年11月302.218.1642012年12月298.519.8652013年1月293.222.5762013年2月291.723.3872013年3月288.025.5682013年4月289.524.6592013年5月289.124.87102013年6月291.523.52112013年7月294.122.07122013年8月296.520.85第21页 硕士学位论文2726252423222120含水率/（%）191817161512.0912.1012.1112.1213.0113.0213.0313.0413.0513.0613.0713.08时间/（年.月）图2.17K9+070~9+140路堤粉质粘土含水率变化曲线由试验结果可知含水率在13年1-7月的含水率普遍较高，在3-6月达到高峰，8-12月含水率普遍偏低，在10-11月含水率达到低谷。在一年的跟踪观测中，粉质粘土含水率最高为25.56%，最低为十一月份的18.16%，一周年内的含水率的变化幅度最大为7.4%。2.3.4长沙高速填料干湿变化幅度分析根据长沙地区干湿循环环境的分析，将干湿循环周期假定为一年一次，则定义一年中路基土含水率的最大差值为路基土的干湿变化幅度。（1）红砂岩填料根据对K11+356~11+380和K8+630~8+660两处路堤的红砂岩填料含水率跟踪观测结果进行处理分析，得出红砂岩填料的干湿变化幅度如表2.8所示：表2.8路堤红砂岩填料干湿变化幅度断面桩号最小含水率最大含水率干湿变化幅度K11+356~11+38010.28%21.15%10.87%K8+630~8+6609.89%20.65%10.76%可知，在一次干湿循环周期内两处红砂岩填料路堤干湿变化幅度基本一致，平坦地基和倾斜地基上的红砂岩填料路堤含水率变化较为接近，干湿变化幅度分别为10.87%和10.76%，红砂岩填料在一年内的平均干湿变化幅度为10.82%。（2）粉质粘土根据对粉质粘土K5+940~6+093和K9+070~9+140两处路堤粉质粘土含水率跟踪观测结果进行处理分析，得出粉质粘土干湿变化幅度如表2.9所示：第22页 第二章长沙高速典型干湿循环环境分析表2.9路堤粉质粘土干湿变化幅度断面桩号最小含水率最大含水率干湿变化幅度K11+356~11+38017.83%25.48%7.65%K8+630~8+66018.16%25.56%7.40%由上述可知粉质粘土在一次干湿循环周期内干湿变化幅度基本一致，平坦地基和倾斜地基上的粉质粘土路堤的含水率变化规律一致，干湿变化幅度分别为7.65%和7.40%，粉质粘土的在一年内平均干湿循环幅度为7.53%。2.4本章小结通过对长沙高速路堤现场调研，分析了长沙高速所处环境的干湿循环环境特征及长沙高速填料的分布情况，筛选了长沙高速四处干湿循环环境下典型路堤研究断面，并通过高密度电法对其进行了为期一年的含水率跟踪观测，分析了路基土含水率的干湿循环变化规律，总结得出主要结论如下：（1）降雨入渗与蒸发、地下水位的升降、周期性温度变化等因素引起地下水的毛细作用诱发路基内外土体的水份迁移，使得路基内部土体经历干湿循环过程，路基从填筑的最佳含水率逐步达到平衡含水率。（2）长沙高速路堤的主要填料为红砂岩填料及粉质粘土，基于干湿循环环境敏感性及长沙高速典型填料的分布情况，筛选出了红砂岩填料及粉质粘土两种典型填料各两处路堤作为本论文的研究对象。（3）通过高密度电法对长沙高速典型干湿循环断面的含水率跟踪观测，得出长沙高速红砂岩填料含水率年度最大干湿变化幅度为10.82%，粉质粘土含水率含水率年度最大干湿变化幅度为7.53%。第23页 硕士学位论文第三章长沙高速典型填料室内干湿循环模拟试验一般采用不同含水率模拟干湿循环，通过剪切、压缩、三轴试验研究其强度变形规律，这种模拟方式不能反映路堤土在反复干湿循环下的影响。为了定性定量的探索干湿循环下路堤填料的衰减软化特性，本章通过模拟干湿循环的室内直剪、压缩试验对长沙高速路堤填料进行研究。选择受干湿循环影响明显的长沙高速公路典型路堤填料—粉质粘土和红砂岩填料作为研究对象，通过模拟不同干湿循环次数的直剪试验和压缩试验，展开干湿循环环境下典型路堤填料软化规律的系统研究，对于进一步深入研究路堤干湿循环条件下的工作性状及其干湿循环下非饱和土强度理论的研究意义重大。3.1干湿循环作用下粉质粘土试验本次研究选取了长沙高速公路的粉质粘土进行室内试验，通过击实试验测定粉质粘土的最佳含水率和干密度，用联合法测定粉质粘土的液塑限。粉质粘土基本土样指标如下表3.1所示。表3.1干湿循环土样基本土性指标3土样类型塑限(%)液限(%)塑性指数最佳含水率(%)干密度（g/cm）粉质粘土23.537.313.816.761.74图3.1土样基本指标测定3.1.1干湿循环下粉质粘土试验准备（1）试样制备将长沙高速粉质粘土按照最佳含水率（16.76%）配成实验土样，并对其进行闷料24h，使得水分均匀分布。将已经配好的土在击实筒中分层击实，制备压实度为96%的第24页 第三章长沙高速典型填料室内干湿循环模拟试验圆柱土样。并选用61.8mm，厚度为20mm的标准尺寸的环刀，在其内壁涂抹一层凡士林，切取试样，称量每次的试样重量W0和环刀重量W环。（2）干湿循环过程模拟将制备好的试样增湿8%左右(通过质量控制)，使得试样增湿到26%（粉质粘土一年中最大含水率），密封养护24小时使得试样内外水分均匀分布，以此模拟干湿循环过程中的湿润状态；将增湿的试样烘干减湿8%，使得试样含水率降低至18%（粉质粘土一年中最小含水率），密封养护24小时使得试样内外水分均匀分布，以此模拟干湿循环过程的干燥状态，通过一次这样的增湿-脱湿模拟粉质粘土试样的一次干湿循环过程。通过重复不同次数的增湿-脱湿过程可模拟不同次数的干湿循环。剪切试验和压缩试验所选用的试样均为增湿状态（湿润）。含水率的质量控制相关推导公式：WW=WW（3.1）0环土水W水=（3.2）0W土WW0环W（3.3）土（1+）0WWW环土（3.4）0W土代入化简得：WW0环WW（3.5）010其中：W—环刀试样控制重量W土—环刀中干土质量W环—环刀质量W0—环刀试样总重0—土样初始配置含水率—含水率改变幅度第25页 硕士学位论文3.1.2干湿循环下粉质粘土直剪试验3.1.2.1粉质粘土直剪试验步骤①对准上下剪切盒，将销插入固定，将透水板和滤纸放在下面的盒内，将环刀刃口朝上，使其对准剪切盒口，安放透水板、硬塑料薄膜于试样上，小心地将其推进剪切盒。②移动传动的装置，调整上部盒子前端的钢珠使其与测力计二者刚好接触，按顺序安放传压板、加压框架，安装量测水平位移的百分表，并调零或记录初始读数。③根据工程实际对试样逐步施加100kPa、200kPa、300kPa、400kPa四级荷载，并向剪切盒内注水，在压板周围包裹湿棉纱。④施加垂直方向的荷载后，拔出固定销，用0.8mm/min的剪切速度进行剪切。当试样产生0.2mm-0.4mm的剪切位移测时记录测力计与位移读数，直至测力计出现峰值读数，应当继续剪切到4mm位移位置停止，记录下破坏值。如测力计百分表在剪切过程[49]中没有峰值，则应剪切至6mm位移再停止。⑤剪切结束，吸去盒内积水，卸掉荷载，取出试样，清理仪器。(a)第一次干湿循环土样(b)第二次干湿循环土样(c)第三次干湿循环土样(d)第四次干湿循环土样图3.2各组干湿循环粉质粘土试件3.1.2.2粉质粘土直剪试验结果分析不同荷载下粉质粘土的抗剪强度如下表3.2所示第26页 第三章长沙高速典型填料室内干湿循环模拟试验表3.2粉质粘土直剪试验结果不同荷载（kPa）循环次数100200300400第0次43.0988.65129.91176.73第1次32.1366.8297.20133.15第2次26.7356.1381.23111.89第3次25.2753.2576.93106.17第4次26.3255.3480.07110.35又根据库仑定理公式ctan(3.6)其中：c—粘聚力—内摩擦角—垂直压力由抗剪强度与垂直压力的关系曲线中的拟合公式可以得到该土样的抗剪强度参数如表3.3所示。表3.3粉质粘土强度参数表循环次数直线拟合tanφc（kPa）φ(°)2第0次y=0.4354x+0.4235(R=0.9761)0.435442.3523.542第1次y=0.3268x+0.2826(R=0.9375)0.326828.2618.102第2次y=0.2928x+0.2217(R=0.9463)0.292822.1716.322第3次y=0.2803x+0.1925(R=0.9251)0.280319.2515.662第4次y=0.2702x+0.1813(R=0.9142)0.270218.1315.12由上表中的强度参数，可直观看出，粉质粘土粘聚力以及内摩擦角在干湿循环次数增多时都呈现一种减小的趋势，为了更精确的分析粘聚力和内摩擦角与干湿循环次数的衰减关系，对粘聚力和内摩擦角每次干湿循环条件下的衰减量和衰减比重分析，做出如下图表。第27页 硕士学位论文表3.4粉质粘土强度参数分析表强度参数衰减量衰减幅度循环次数c（kPa）φ(°)c（kPa）φ(°)c（%）φ（%）第0次42.3523.54第1次28.2618.1014.095.4433.2723.11第2次22.1716.326.091.7814.387.56第3次19.2515.662.920.666.892.8第4次18.1315.121.120.542.642.29图3.3粉质粘土粘聚力随着干湿循环次数的变化规律图3.4粉质粘土内摩擦角随着干湿循环次数的变化规律由图3.3、3.4可直观看出，在粉质粘土的干湿循环强度参数变化曲线中，粘聚力和内摩擦角逐渐减小，并在经历前三次的干湿循环后逐渐趋于平缓稳定。粘聚力受前二次干湿循环的影响较大，变化较快，粘聚力逐渐趋于定值18kPa。内摩擦角也随着干湿循环次数的增多而呈现减小的趋势，前三次干湿循环对内摩擦角的影响较大，四次干湿循环作用后内摩擦角趋于稳定，保持在15°左右。第28页 第三章长沙高速典型填料室内干湿循环模拟试验图3.5粉质粘土粘聚力衰减幅度变化曲线图3.6粉质粘土内摩擦角衰减幅度变化曲线由上述粉质粘土图表可以直观得出粉质粘土的强度参数随干湿循环次数的增多发生衰减，其呈现一种先快后慢，逐渐趋于稳定的趋势。粘聚力经历1、2、3、4次干湿循环后，衰减幅度分别为33.27%、14.38%、6.89%、2.64%，衰减幅度随干湿循环次数的增大逐渐减小，可认为粘聚力在历经4次干湿循环后稳定。内摩擦角在经历1、2、3、4次干湿循环后衰减幅度分别23.11%、7.56%、2.8%、2.29%，第3次和第4次干湿循环的衰减幅度微弱，可认为内摩擦角在4次干湿循环后稳定。3.1.3干湿循环下粉质粘土压缩试验3.1.3.1粉质粘土压缩试验步骤固结容器（环刀、护环、加压盖、透水石、水槽）、测量设备以及加压设备三大构件组成了杠杆式固结仪。先安装护环于水槽中，将滤纸浸湿并安放其中，把试样安置于护环内，在其表面按次序安放滤纸、透水石以及加压盖。对准固结容器和加压框架中心以后装好量测设备（百分表），往水槽注足水。施加1kpa预压力作用在杠杆上，使环刀试样和仪器的各部件接触充分，调整百分表读数为零位置。逐次加载50kpa、100kpa、第29页 硕士学位论文200kpa、300kpa垂直荷载，每级荷载加载一小时过程中记录百分表的读数。完成试验后[50]将水槽中水吸掉，取出试样以及拆除仪器组件。3.1.3.2粉质粘土压缩特性试验结果分析不同干湿循环次数模拟下粉质粘土的各次压缩试验结果如下表3.5至3.9所示。表3.5第0次干湿循环粉质粘土压缩试验结果试样总变压缩后试压力单位沉降压缩模量压缩系数形量样高度孔隙比(0.1MPa)量(mm/m)(0.1MPa)(0.1MPa)(mm)(mm)0.50.39519.60519.7260.49747.360.03210.54019.46027.0090.48668.650.02220.70319.29735.1740.473122.480.01230.82519.17541.2630.464164.220.009表3.6第1次干湿循环粉质粘土压缩试验结果试样总变压缩后试压力单位沉降压缩模量压缩系数形量样高度孔隙比(0.1MPa)量(mm/m)(0.1MPa)(0.1MPa)(mm)(mm)0.50.26819.73213.4080.50437.290.04110.44819.55222.3820.49055.720.02720.63719.36331.8680.475105.420.01430.77719.22338.8720.465142.760.011表3.7第2次干湿循环粉质粘土压缩试验结果试样总变压缩后试压力单位沉降压缩模量压缩系数形量样高度孔隙比(0.1MPa)量(mm/m)(0.1MPa)(0.1MPa)(mm)(mm)0.50.29919.70114.9660.50933.410.04610.50219.49825.0910.49449.380.03120.70419.29635.2220.47898.710.01630.86419.13643.2000.466125.340.012表3.8第3次干湿循环粉质粘土压缩试验结果试样总变压缩后试压力单位沉降压缩模量压缩系数形量样高度孔隙比(0.1MPa)量(mm/m)(0.1MPa)(0.1MPa)(mm)(mm)0.50.32019.68015.9900.51331.270.04910.53619.46426.7940.49746.280.03320.75519.24537.7360.48091.390.01730.92019.08046.0100.467120.860.013第30页 第三章长沙高速典型填料室内干湿循环模拟试验表3.9第4次干湿循环粉质粘土压缩试验结果试样总变压缩后试压力单位沉降压缩模量压缩系数形量样高度孔隙比(0.1MPa)量(mm/m)(0.1MPa)(0.1MPa)(mm)(mm)0.50.32619.67416.3190.51830.640.05010.55119.44927.5320.50144.590.03520.77919.22138.9540.48387.550.01830.94719.05347.3720.470118.790.013汇总分析不同干湿循环作用次数下粉质粘土的压缩试验结果，分别得到压缩模量、和孔隙比随干湿循环次数的关系如下图3.7、表3.10所示。（1）压缩模量随干湿循环次数衰减规律分析表3.10粉质粘土压缩模量汇总表干湿循不同垂直荷载下压缩模量（0.1MPa）环次数0.05MPa0.1MPa0.2MPa0.3MPa047.3668.65122.48164.22137.2955.72105.42142.76233.4149.3898.71125.34331.2746.2891.39120.86430.6444.5987.55118.79图3.7粉质粘土压缩模量与干湿循环次数关系曲线分析图3.7表3.10数据可知，在同一干湿循环次数下压缩模量随着垂直荷载的增大而变大，同一垂直荷载下随着干湿循环次数的增大压缩模量逐渐减小。在同一垂直荷载下，压缩模量在前三次干湿循环作用下衰减作用明显，压缩模量曲线下降较快，第四次干湿作用下压缩模量也有轻微衰减，干湿循环作用不明显，压缩模量曲线变得平缓，压第31页 硕士学位论文缩模量基本维持在一个稳定值，可基本认为粉质粘土的压缩模量在经历了四次干湿循环作用后趋于稳定状态。粉质粘土在0.05MPa、0.1MPa、0.2MPa、0.3MPa四个不同压力下压缩模量分别由4.736MPa、6.825MPa、12.248MPa、16.422MPa衰减到3.064MPa、4.459MPa、8.755MPa、11.879MPa。（2）孔隙比随干湿循环次数变化规律分析表3.11粉质粘土孔隙比汇总表干湿循不同垂直荷载下孔隙比环次数0.05MPa0.1MPa0.2MPa0.3MPa00.4970.4860.4730.46410.5040.4900.4750.46520.5090.4940.4780.46630.5130.4970.4800.46740.5180.5010.4830.470图3.8粉质粘土孔隙比与干湿循环次数关系曲线结合图3.8表3.11数据分析，粉质粘土孔隙比随着垂直荷载的增大而变小，这是由于压力越大，土体被压得越密实，因而孔隙比逐渐变小。在垂直荷载相同情况下，随着干湿循环次数的增大孔隙比逐渐增大。在四个不同垂直荷载下，孔隙比随干湿循环次数的的增大幅度不尽相同，垂直荷载越大孔隙比的增幅越小。总体上，粉质粘土的孔隙比在干湿循环作用下变化幅度均较小，这和粉质粘土的颗粒主要为小颗粒较难压缩有关。3.2干湿循环作用下红砂岩填料试验选用科研团队自主研发的“一种干湿循环大型应变控制式直剪装置”（专利号第32页 第三章长沙高速典型填料室内干湿循环模拟试验ZL201120088697.4）对红砂岩填料进行干湿循环试验研究。该仪器主要由垂直加载系统、水平加载系统、量测系统、反力框架、干湿循环模拟系统以及剪切盒等六大部分组成。一共配备两个剪切盒，其尺寸为0.5m*0.5m*0.3m(长宽高)。使用该装置对长沙高速红砂岩填料进行干湿循环模拟下的直剪试验和压缩试验，仪器实物图如下3.9所示。图3.9试验仪器实物图3.2.1干湿循环下红砂岩填料直剪试验试验用料分别取自长沙高速路基施工五标段的红砂岩料场，最大粒径60mm，岩性主要是石英砂岩，部分夹有泥质粉砂岩。试验材料分60mm～40mm，40mm~20mm，20mm～10mm，10mm～5mm，<5mm五个粒组(表3.12)。直剪试验结果可为高填路堤边坡的稳定性计算提供可靠的实验数据。由于试件制备困难，干湿循环模拟周期较长，未开展平行试验。表3.12红砂岩填料的粒组含量粒组（mm）60-4040-2020-1010-5＜5颗粒含量(%)14.920.9721.5716.725.93.2.1.1红砂岩填料直剪实验方案（1）制备试样。取足量红砂岩填料按照施工所用最佳含水率拌匀并闷料，然后将其分层捣实填筑于剪切盒内，每层高度保持在10cm上下。控制最上层土样的表面距离上剪切盒面下3~5cm，整平最上层土体表面，使得传压板与式样表面接触充分。将每层土体击实至规定要求的层高，将表面刨毛后在填筑上一层，重复上述步骤直至最上层土体填筑完成。（2）干湿循环模拟。完成红砂岩土样制备之后，将水注入储水环中，水慢慢渗入第33页 硕士学位论文试样中。使试样浸泡在水中24小时，储水环中一直保持足够的水以保证浸泡过程的完整，模拟干湿循环中的湿润状态。完成浸泡后，将加热装置开启，烘干试样24小时，模拟干湿循环中的干燥状态。每一次的“烘干~浸泡”的模拟一次干湿循环。重复“烘干~浸泡”次数，使其达到试验所设定的干湿循环次数。（3）测量设备安装。在制备的试样表面按顺序放置传压板、测力环和垂直千斤顶，将四个垂直方向的百分表安装于试样表面，缓慢开启垂直方向的千斤顶使得各部分保持接触，记录下初读数。安装水平方向的千斤顶以及百分表，使水平向千斤顶的推力作用线经过剪切面中心，缓慢启动水平方向的千斤顶，保持下剪切盒的着力点与千斤顶接触，。施加适当的垂直荷载预压，当测力环读数保持稳定时才停止预压。(4)记录垂直、水平方向的千斤顶和百分表的读数。启动水平向千斤顶，施加水平荷载，每0.5min加载一级，同时记录一次水平方向和垂直方向的百分表读数。起始的水平荷载按垂直方向荷载的7%~10%施加。水平方向荷载下的剪切位移超过前一级剪切位移的1.5~2.0倍时，将其改为5%施加。每施加一级水平荷载，测读垂直方向和水平方向百分表各一次。（5）当水平方向荷载读数不再增加或剪切变形急骤增长时，可认为试样已剪损，清理剪切盒。若无上述两种情况出现，应控制剪切变形达试样直径的1/15~1/10，方可[51]停止试验。应控制试样在5~10min内达到剪切破坏。a试验用料配备b分层填筑c试件制备成型d水平加载进行剪切图3.10剪切试验图第34页 第三章长沙高速典型填料室内干湿循环模拟试验3.2.1.2红砂岩填料直剪试验结果分析历经0、1、2、3、4次干湿循环的红砂岩填料干湿循环直剪试验结果如表3.13。表3.13红砂岩填料直剪试验结果不同荷载下峰值强度（kPa）循环次数100200300400第0次58.54119.33175.83237.88第1次51.33105.04154.46209.43第2次47.0696.56141.75192.51第3次44.8192.08135.05183.59第4次44.3591.19133.72181.81根据库仑定理，拟合抗剪强度与垂直压力的关系曲线，可以得到红砂岩填料的抗剪强度参数如表3.14所示。表3.14红砂岩填料强度参数循环次数直线拟合tanφc（kPa）φ(°)2第0次y=0.5881x+0.6363(R=0.9521)0.588163.6330.462第1次y=0.4953x+0.5038(R=0.9414)0.495350.3826.352第2次y=0.4644x+0.4516(R=0.9208)0.464445.1624.912第3次y=0.4528x+0.4285(R=0.9033)0.452842.8524.362第4次y=0.4484x+0.4136(R=0.8842)0.448441.3624.15由上表中的强度参数，可直观看出，随干湿循环次数的增多干湿循环次数红砂岩填料粘聚力和内摩擦角都呈减小的态势，为了更精确的分析红砂岩填料的粘聚力和内摩擦角与干湿循环次数的衰减关系，对粘聚力和内摩擦角每次干湿循环条件下的衰减量和衰减比重分析，做出如下图表。表3.15红砂岩填料干湿循环直剪试验结果汇总表强度参数衰减量衰减比重循环次数c（kPa）φ(°)c（kPa）φ(°)c（%）φ（%）第0次63.6330.46第1次50.3826.3513.254.1120.8213.49第2次45.1624.915.221.448.205.46第3次42.8524.362.310.553.632.21第4次41.3624.151.490.212.340.869第35页 硕士学位论文图3.11红砂岩填料粘聚力随着干湿循环次数的变化规律图3.12红砂岩填料内摩擦角随着干湿循环次数的变化规律由图3.11可直观看出，红砂岩填料在干湿循环作用下粘聚力逐渐减小，前三次干湿循环效应尤为明显，第四干湿循环试验后变化较小，粘聚力趋于定值41kPa。由图3.12分析可知，红砂岩填料的内摩擦角在经历干湿循环后逐步变小，干湿循环下内摩擦角的变化曲线，由初始的下降较快变得平缓，内摩擦角在四次干湿循环作用下逐渐稳定于24°左右。图3.13红砂岩填料粘聚力衰减幅度变化曲线第36页 第三章长沙高速典型填料室内干湿循环模拟试验图3.14红砂岩填料内摩擦角衰减幅度变化曲线由上述红砂岩填料的试验结果图表可以直观得出红砂岩填料的粘聚力和内摩擦角在经历前三次干湿循环后发生大幅度衰减，第四次干湿循环后逐渐趋于平稳。粘聚力经历1、2、3、4次干湿循环后，衰减幅度分别为20.82%、8.2%、3.63%、2.34%，衰减幅度随干湿循环次数的增大逐渐减小，可认为粘聚力在历经4次干湿循环后稳定。内摩擦角在经历1、2、3、4次干湿循环后衰减幅度分别13.49%、5.46%、2.21%、0.86%，第3次和第4次干湿循环的衰减幅度微弱，可认为内摩擦角在4次干湿循环后稳定。3.2.2干湿循环下红砂岩填料压缩试验3.2.2.1红砂岩填料压缩试验方案3调研长沙高速相关资料可知，长沙高速最高路堤填方为14.2m，密度为2.1g/cm。填方自重作用于红砂岩填料的应力区间为0~298kPa，可选定300kPa作为本次试验的最大荷载，可分50kPa，100kPa，200kPa，300kPa四级加载。本试验装置在剪切盒布置有一个储水环，试验时，往试样的表面以及储水环中加水，保持储水环水足量以保证试样底部长期浸水。通过浸水与烘干（以24h为时间界限，湿—浸水24小时，干—开启烘干装置24小时）的交替模拟红砂岩填料的干湿循环过程，[52]研究红砂岩填料在干湿循环条件下压缩变形特性。试验步骤如下所示：1）将料场取得的红砂岩填料按照最佳含水率足量调配好以备用，打扫清理干净压缩盒。2）将30mm厚的透水砂整平铺在压缩盒底部，依次安放透水纤维与反滤膜。分3层将配制后的红砂岩填料装入盒内，每层填料击实5圈并整平。在整平的填料层上放置透水反滤膜后摊铺30mm厚的透水砂。第37页 硕士学位论文3）将盒子的盖板安放好，千斤顶放置在盖板中心位置，把测力环安装好。预先加载1kPa的压力保持各部分装置接触紧密，安装百分表。4）完成预压后调校百分表并记录初次读数，加载50kPa的荷载。手动加载时注意避免冲击摇晃，加载同一时刻开启计时器（秒表）。在间隔（与上次读数）为0s、15s、1min、2.25min、4min、6min、9min、12min、16min、20.25min、25min、30.25min、36min、42.25min、60min的时刻记录百分表读数，直到试样稳定（1h的变形量小于0.01mm可认为基本固结稳定）。加载50kPa稳定后，依次加载100kPa、200kPa、300kPa，记录好实验数据。[51]5）结束试验后拆除测力环千斤顶，取出红砂岩填料试样，清理压缩盒。a加入土样并分层击实b用水平仪确定表面水平c对压缩试样浸水d气泡从槽口边缘排出图3.15红砂岩填料压缩试验相关图片3.2.2.2红砂岩填料压缩试验结果分析不浸水红砂岩填料压缩参数计算结果如表3.16所示。第38页 第三章长沙高速典型填料室内干湿循环模拟试验表3.16不浸水条件下压缩试验参数计算结果试样总变压缩后试压力单位沉降压缩模量压缩系数形量样高度孔隙比(0.1MPa)量(mm/m)(0.1MPa)(0.1MPa)(mm)(mm)0.53.364196.63616.8220.34229.7230.04214.941195.05924.7070.33163.4090.01927.117192.88335.5830.31691.9460.01338.755191.24543.7730.305122.1000.010因红砂岩填料压缩试验仪器为大型设备，平行试验较难开展。1、2、3、4次干湿循环条件下的压缩试验结果如下表3.17至3.20所示表3.17第1次干湿循环条件下压缩试验参数计算结果试样总变压缩后试压力单位沉降压缩模量压缩系数形量样高度孔隙比(0.1MPa)量(mm/m)(0.1MPa)(0.1MPa)(mm)(mm)0.54.667195.33323.3350.36021.4270.05716.871193.12934.3540.34445.3750.02629.556190.44447.7800.32574.4830.016311.648188.35258.2380.31195.6270.012表3.18第2次干湿循环条件下压缩试验参数计算结果试样总变压缩后试压力单位沉降压缩模量压缩系数形量样高度孔隙比(0.1MPa)量(mm/m)(0.1MPa)(0.1MPa)(mm)(mm)0.55.763194.23728.8130.36817.3530.06918.646191.35443.2300.34834.6820.034212.056187.94460.2780.32458.6590.020314.609185.39173.0460.30678.3180.015表3.19第3次干湿循环条件下压缩试验参数计算结果试样总变压缩后试压力单位沉降压缩模量压缩系数形量样高度孔隙比(0.1MPa)量(mm/m)(0.1MPa)(0.1MPa)(mm)(mm)0.56.480193.52032.4020.37515.4310.078110.131189.86950.6540.34927.3950.043214.365185.63571.8250.31947.2330.024317.205182.79586.0240.29970.4290.016第39页 硕士学位论文表3.20第4次干湿循环条件下压缩试验参数计算结果试样总变压缩后试压力单位沉降压缩模量压缩系数形量样高度孔隙比(0.1MPa)量(mm/m)(0.1MPa)(0.1MPa)(mm)(mm)0.56.887193.11334.4350.38114.5200.082110.966189.03454.8280.35224.5180.048215.585184.41577.9270.31943.2920.026318.551181.44992.7530.29767.4530.017汇总不同干湿循环次数下红砂岩填料的压缩试验结果，分析不同荷载下的红砂岩填料的压缩模量、孔隙比随干湿循环次数的变化规律。（1）压缩模量与干湿循环次数的衰减规律分析0、1、2、3、4干湿循环后不同荷载下红砂岩填料的压缩模量如下表3.21所示。表3.21不同干湿循环次数下红砂岩填料的压缩模量干湿循环不同荷载下压缩模量（0.1MPa）次数0.05MPa0.1MPa0.2MPa0.3MPa029.72363.40991.946122.1121.42745.37574.48395.627217.35334.68258.65978.318315.43127.39547.23370.429414.5224.51843.29267.453图3.16不同垂直压力压缩模量与干湿循环次数的关系曲线结合图3.16表3.27分析可知，红砂岩填料在相同荷载下的压缩模量在干湿循环作用下都有不同程度的减小。其衰减速度在前三次干湿循环较大，第四次干湿循环后的衰第40页 第三章长沙高速典型填料室内干湿循环模拟试验减量较小，衰减幅度微弱，可基本认为经历四次干湿循环后红砂岩填料的压缩模量趋于稳定。经历四次干湿循环后红砂岩填料在0.05MPa、0.1MPa、0.2MPa、0.3MPa四个不同压力下压缩模量分别由2.972MPa、6.341MPa、9.195MPa、12.21MPa衰减到1.452MPa、2.452MPa、4.329MPa、6.745MPa。（2）孔隙比与干湿循环次数的规律分析0、1、2、3、4干湿循环后不同荷载下红砂岩填料的孔隙比如下表3.22所示。表3.22不同干湿循环次数下红砂岩填料孔隙比干湿循不同荷载下孔隙比环次数0.05MPa0.1MPa0.2MPa0.3MPa00.3420.3310.3160.30510.3600.3440.3250.31120.3680.3480.3240.30630.3750.3490.3190.29940.3810.3520.3190.297图3.17不同荷载孔隙比与干湿循环次数的关系曲线相同干湿循环次数下，孔隙比随着荷载的增大而变小。这是由于在干湿循环效应影响相同情况下，荷载越大，红砂岩填料压得越密实，更多的小颗粒填充到骨架中，使得孔隙比变小。在荷载相同的情况下，随干湿循环次数的增多，孔隙比的变化具有不确定性。红砂岩填料在干湿循环过程中红砂岩不断崩解，大颗粒破碎成小颗粒，孔隙比增大，但是在外界荷载的作用下，土体中的部分小颗粒会被压密挤进大颗粒之间的孔隙中，当这种荷载足够大，荷载引起的的压密效应大于崩解破碎增多的孔隙时，孔隙比变小。当荷载较小的时，荷载对土体的压密效应引起的孔隙比减小量小于崩解破碎引发的孔隙比增大量，孔隙比就比原来要大。第41页 硕士学位论文3.3本章小结通过对长沙高速公路典型路堤填料（粉质粘土和红砂岩填料）模拟干湿循环条件下的室内试验，分析了粉质粘土以及红砂岩填料受干湿循环影响的工程软化特性。本章主要结论如下：（1）粉质粘土的粘聚力、内摩擦角都随着干湿循环次数的增加而减小，两者都在前两次的干湿循环中衰减最为严重，经过三、四次干湿循环后土体的粘聚力和内摩擦角波动较小，土体在经历了四次干湿循环后基本趋向于一个新的平衡状态，粘聚力和内摩擦角也趋向于新的稳定值。长沙高速粉质粘土在干湿循环交替作用的影响下粘聚力衰减幅度约为57%，内摩擦角衰减约为36%。（2）干湿循环作用下不同垂直荷载粉质粘土压缩模量的变化规律基本一致，都是在前一次、二次、三次干湿循环作用下，压缩模量有着较大的衰减幅度，经过前四次的干湿循环作用，逐渐变得稳定，压缩模量趋于一个稳定值，可取此时的压缩模量作为设计依据。在相同干湿循环次数下，压缩模量随着垂直荷载的增大而变大。这是由于，垂直荷载越大，压得越密实，因而压缩模量变大。长沙高速粉质粘土在0.05MPa、0.1MPa、0.2MPa、0.3MPa四个不同压力下压缩模量分别由4.736MPa、6.825MPa、12.248MPa、16.422MPa衰减到3.064MPa、4.459MPa、8.755MPa、11.879MPa。（3）红砂岩填料的抗剪强度在干湿循环作用下有着较大幅度的衰减，其抗剪强度参数粘聚力和内摩擦角都随着干湿循环次数的增多而衰减，前三次干湿循环下衰减强烈，基本达到总衰减量的90%左右，第四次干湿循环作用下崩解速度变慢，崩解趋于缓和粘聚力和内摩擦角衰减微弱，红砂岩填料达到一个新的平衡稳定状态，因而粘聚力和内摩擦角的也趋于一个新的稳定值。四次干湿循环后长沙高速红砂岩填料粘聚力和内摩擦角分别由初始的63.63kPa和30.46°衰减到41.36kPa和24.15°，粘聚力衰减幅度约为35%，内摩擦角衰减约为22%。（4）在干湿循环次数增多的情况下，红砂岩填料的压缩模量呈现一种“先快后慢，趋于稳定”的衰减规律。荷载越大，压缩得越密实，压缩模量越大。相同荷载下，随着干湿循环次数增多，压缩模量逐渐衰减变小。在经历初始三次干湿循环的大幅度衰减后，到四次干湿循环后红砂岩填料趋于稳定。长沙高速红砂岩填料在0.05MPa、0.1MPa、0.2MPa、0.3MPa四个不同压力下压缩模量分别由2.972MPa、6.341MPa、9.195MPa、12.21MPa衰减到1.452MPa、2.452MPa、4.329MPa、6.745MPa。第42页 第四章干湿循环下长沙高速路堤边坡稳定性分析第四章干湿循环下长沙高速路堤边坡稳定性分析基于极限平衡理论分析边坡稳定的方法，没有考虑边坡内部应力~应变的关系，计算得到的只是假定滑动面上平均安全系数，无法求出滑体内部以及滑动面上的真实反力与内力。有限元理论的不断发展与完善以及计算机技术的日益成熟，逐渐成为工程研究和分析领域的重要方法。促使相应的分析软件也大量涌现，本论文采用ABAQUS软件对边坡稳定性进行计算。将连续求解域离散为一组，使其按某种方式相互联结形成有限个单元集合体，用近似函数和导数来表示每个单元体内各结点数值和插值函数，结点未知量若被求出，利用相应插值函数科求出单元内场函数近似值。对比极限平衡法，ABAQUS软件有限元分析方法的优势有：(l)土体非线性本构关系得到充分考虑，能模拟边坡施工，可得到很精准的位移场和应力场，还能获悉边坡破坏的渐进机理并跟踪边坡内塑性区发展状况；(2)可在任意复杂边界条件下使用，如几何形状比较复杂、有结构物作用、有支护的边坡，其他方法分析这种边界条件的稳定性比较困难。4.1有限元强度折减法4.1.1强度折减法的基本原理边坡在自重或外部荷载作用下发生破坏时，塑性区贯穿于整个边坡形成滑裂带，边坡整体将沿滑裂带滑移。导致滑裂带上部的边坡体形成机动结构，而其有限元的计算结果不收敛，基于此提出了强度折减系数法。强度折减法是通过不断折减岩土体的剪切强度，使边坡从稳定到破坏的变化过程，从中找出边坡岩土体的最薄弱部分。通过将边坡土体的强度参数粘聚力c以及内摩擦角φ的正切值tanφ同除一个相同的折减系数F，可得到新的一组ce、φe值，将其作为新的计算参数输入，再次试算收敛与否。不间断的调整折减系数F进行试算，直至相应的折-3减系数F使计算结果刚好收敛（F若微小增加10，计算结果不收敛）。这时所对应的Fs称为边坡的最小稳定安全系数，边坡处在极限状态，刚刚发生剪切破坏。强度参数的折减按以下公式进行：第43页 硕士学位论文cc（4.1）eFtantanee,arctantan/F（4.2）F4.1.2强度折减法的失稳判据用有限元强度折减法分析路堤边坡稳定性，不断降低边坡土体的剪切强度，分析强度折减系数FS不同时边坡内土体任何点的位移变化，可判定边坡是否失稳。边坡的失稳判据主要有以下三类：(1)位移或者力的迭代收敛性强度折减法的破坏标准多采用解不收敛，也就是在特定收敛准则条件下计算不收敛，边坡己发生破坏，也即应力分布未满足摩尔—库伦破坏准则及总体平衡条件。边坡破坏的收敛判据通常包括两种情况：一是设定的迭代次数，其超过设定值时土体破坏；-3二是假定节点的不平衡力与外部荷载比值大于10时，因而确定边坡的稳定系数。(2)广义塑性应变或者等效塑性应变从边坡底部到顶部的贯通早期模型试验中，边坡破坏时从边坡底部到边坡顶部有着较为显著剪切破坏带。通过今年来对边坡破坏的数值模拟，发现破坏形成的剪切破坏带同早期的模型试验结构基本一致。利用图形的可视化技术绘出边坡的广义剪应变分布图，若在某个强度折减系数边坡土体内某幅值的广义剪应变从边坡的坡脚贯通至坡顶，可把这个折减系数作为稳定系数。(3)边坡内部滑动面或者某点位移发生突变且无限发展4.2有限元模型建立4.2.1模型尺寸[54]模型边界的大小直接影响到应力应变的分布以及计算的精确度，郑颖人对路基边坡稳定性有限元计算的研究表明，路堤边坡坡角到左端边界的距离为坡高的1.5倍，且上下边界总高不低于2倍坡高时，计算精度最为理想。第44页 第四章干湿循环下长沙高速路堤边坡稳定性分析图4.1路基边坡有限元模型边界范围4.2.2本构模型参考边坡土体材料的实际特性，本论文选定基于摩尔—库伦（Mohr-Coulomb）准则的理想弹塑性的本构模型。该模型假定：某处的剪应力等于抗剪强度时，该处产生应力破坏，该处作用的剪切强度和正应力呈线性相关。基于材料破坏应力状态的摩尔圆提出了摩尔—库伦塑性模型，破坏线是与摩尔圆相切的直线，其屈服准则如下：（4.3）a子午面上的M-C破坏线bπ平面上的M-C破坏面图4.2ABAQUS中的Mohr-Coulomb破坏面0当摩擦角在090时，摩尔—库伦模型退化为与围压无关的Tresca模型，π平0面上的屈服面为正六角形，当90时，摩尔—库伦模型将演化为与Rankine模型，π平面上的屈服面为正三角形。4.2.3参数取值为了正确的分析路基边坡稳定性的情况，要合理的确定参数的取值。采用摩尔—库第45页 硕士学位论文仑准则的强度折减方法分析边坡的稳定性时，影响边坡安全系数的土体参数为土体的容重、弹性模量、泊松比、粘聚力和内摩擦角。研究表明弹性模量与泊松比对边坡稳定安[54]全系数的计算影响极小。如郑颖人等的计算表明泊松比对安全系数计算结果几乎没有影响，只影响塑性区的大小；然而弹性模量对边坡的变形和位移大小有影响，但对安全系数的计算也没有影响，因而在考虑边坡的干湿循环次数中可取刚度系数为一个定值。类似极限平衡法，有限元强度折减法中影响边坡安全系数的土体参数主要是强度指标粘聚力和内摩擦角。地基参数可以通过地勘和设计文件获得，而路堤填料的抗剪强度参数选自第三章室内试验。4.3红砂岩填料路堤边坡稳定性有限元计算4.3.1红砂岩填料路堤边坡稳定性计算工程实例（1）模型建立选取长沙高速第五合同段一高填路段位置断面，桩号K11+480，填方高达14.2m。红砂岩填料路堤，其为长沙高速公路最高填方段，地基分为粘土和页岩两层。几何尺寸如下图4.3所示图4.3红砂岩填料路堤边坡断面图边界约束：边坡底面采用完全约束条件，左右采用水平约束条件，上部为自由边界。土体采用摩尔—库仑破坏准则与非关联流动法则的理想弹塑性本构模型。单元为CPE8R（8节点平面应变四边形减缩积分单元），平坦地基上红砂岩填料路堤边坡有限元计算中网格划分如下图4.4所示。第46页 第四章干湿循环下长沙高速路堤边坡稳定性分析图4.4红砂岩填料路堤边坡网格划分图（2）参数选取模型分红砂岩填料路堤、地基浅层粘土和地基深层页岩三层，每层都当成均质材料考虑。红砂岩填料的粘聚力和内摩擦角采用第三章的室内试验数据，弹性模量取42MPa，3泊松比取0.33，重度为19.6KN/m。查阅长沙高速五标的地勘资料，得到地基粘土的土性参数（不考虑地基粘土和页岩的干湿循环效应），汇总该处边坡红砂岩填料和地基粘土、页岩的力学参数如下表4.1所示。表4.1边坡断面各层岩土力学参数3土类弹性模量（MPa）重度（KN/m）泊松比粘聚力（kPa）内摩擦角(°)红砂岩填4219.60.33料地基粘土1417.40.325.423.6页岩20020.50.378.427.1c、表示第i次干湿循环下红砂岩填料的粘聚力和内摩擦角ii（3）计算结果分析①当红砂岩填料路堤不经历干湿循环时，不同的折减系数（FS）条件下红砂岩填料路堤边坡的等效塑性应变分布情况如下图4.5~图4.8所示。可以看到，塑性区首先在路堤边坡的坡脚产生，随着折减系数的增大，塑性区逐步发展扩大，最后直至趋于贯通。当折减系数为Fs=2.128时，坡脚塑性区基本贯通坡面，计算也不再收敛。因此，判断红砂岩填料路堤边坡的稳定系数系数为2.128。第47页 硕士学位论文图4.5FS=1.3红砂岩填料路堤边坡等效塑性应变云图图4.6FS=1.6红砂岩填料路堤边坡等效塑性应变云图图4.7FS=1.9红砂岩填料路堤边坡等效塑性应变云图图4.8FS=2.128红砂岩填料路堤边坡等效塑性应变云图②依照上述模型，取历经1、2、3、4次干湿循环下红砂岩填料强度参数计算出该边坡的稳定系数如下表4.2所示，绘出红砂岩填料路堤边坡稳定系数随干湿循环次数的变化曲线如下图4.9。表4.2干湿循环下红砂岩填料路堤边坡稳定系数干湿循环次数01234稳定系数2.1281.9521.8291.7321.672第48页 第四章干湿循环下长沙高速路堤边坡稳定性分析图4.9干湿循环下红砂岩填料路堤边坡稳定系数曲线分析图4.9表4.2可知，该处红砂岩填料边坡的稳定性随干湿循环次数的增多而减小，在干湿循环作用下边坡的稳定性系数由2.128降低到1.672，降幅约为21%。稳定系数前三次干湿循环作用时下衰减较快，第四次干湿循环作用下稳定系数衰减较小，稳定系数趋于稳定。4.3.2高度对红砂岩填料路堤边坡稳定性影响分析参考上述模型和参数类比计算长沙高速平坦地基上不同高度的红砂岩填料路堤边坡稳定性，得到不同干湿循环次数下不同高度边坡的稳定系数如下表4.3所示，绘出不同高度下边坡稳定性曲线如下图4.10所示。表4.3干湿循环下红砂岩填料路堤边坡稳定系数干湿循环不同高度下稳定性系数次数4m6m8m10m12m14.2m02.8182.7032.5422.4272.2662.12812.5382.4402.3042.2062.0691.95222.3742.2832.1562.0651.9381.82932.2512.1642.0431.9571.8351.73242.1732.0891.9721.8891.7721.672第49页 硕士学位论文图4.10干湿循环下不同高度红砂岩填料路堤边坡稳定系数分析不同高度下红砂岩填料路堤边坡的稳定性可知，干湿循环次数相同时，边坡稳定性系数随着高度的增大而减小。边坡高度相同时，稳定系数随干湿循环次数的增多而减小。且六个高度下的稳定系数曲线变化规律基本一致，都是在前三次干湿循环作用下稳定性衰减较快，第四次干湿循环下稳定系数衰减微弱，趋于一个定值。定义b为干湿循环下平坦地基上不同高度红砂岩填料路堤边坡稳定劣化系数b=FNH/F0（4.5）其中：F0—不经历干湿循环高度为4m的边坡稳定系数；FNH—N次干湿循环下H高度边坡的稳定系数。干湿循环下平坦地基上不同高度红砂岩填料路堤边坡稳定劣化系数如下表4.4所示。表4.4干湿循环下红砂岩填料路堤边坡稳定劣化系数HHFb4m6m8m10m12m14.2mNN01.0000.9590.9020.8610.8040.75510.9130.8780.8280.7930.7440.70220.8390.8070.7620.7300.6850.64730.8010.7700.7270.6960.6530.61640.7730.7430.7010.6720.6300.594认为b与H、N之间存在一定相关性，按照bmHN对上述表格中的数据进行拟第50页 第四章干湿循环下长沙高速路堤边坡稳定性分析合，其中m、α、β为回归系数，得到红砂岩填料路堤边坡稳定劣化系数公式：-0.0180.0172b0.941HNR0.931（4.6）4.4粉质粘土路堤边坡稳定性有限元计算4.4.1粉质粘土路堤边坡计算工程实例（1）模型建立选取长沙高速二标K5+940高填粉质粘土路堤作为研究对象。路基填土高度为10.4m，该处有6.9m厚的粉质粘土层，往下是板岩。取该处边坡的一半进行研究，粉质粘土路堤边坡及地基的几何尺寸如下图4.11所示。土体采用摩尔—库仑破坏准则与非关联流动法则的理想弹塑性模型。边坡底面采用完全约束条件，左右采用水平约束条件，上部为自由边界。粉质粘土路堤边坡有限元计算中网格划分如下图4.12所示。图4.11平坦地基上粉质粘土路堤边坡断面图4.12粉质粘土路堤边坡网格划分（2）参数选取将模型中的粉质粘土和粘土两层都当成均质考虑。在计算中近似认为粉质粘土填料3的泊松比（0.3）和重度（18.6KN/m）都保持不变，粉质粘土填料的粘聚力和内摩擦角采用第三章粉质粘土的室内直剪试验结果，结合长沙高速二标地勘的相关资料，得到地第51页 硕士学位论文基粉质粘土的土性参数（地基粉质粘土和板岩不考虑干湿循环效应），汇总该处边坡粉质粘土填料和地基粉质粘土的土性参数如下表4.5所示。表4.5粉质粘土路堤边坡土性参数3土类变形模量（MPa）重度（KN/m）泊松比粘聚力（kPa）内摩擦角(°)粉质粘土1218.60.33地基粉质粘土1018.20.334.125.5板岩30026.20.375.726.3c、表示第i次干湿循环下粉质粘土的粘聚力和内摩擦角ii（3）计算结果分析①先考虑粉质粘土路堤边坡不经历干湿循环的情况，折减系数递增情况下的粉质粘土路堤边坡的等效塑性应变分布情况如下图4.13~4.15所示。塑性区首先在路堤边坡的坡脚产生，折减系数增大时候，塑性区逐步发展扩大，边坡稳定性下降。当最后塑性区趋于贯通，边坡失稳破坏。可知在折减系数为Fs=1.865时，坡脚塑性区基本贯通至坡面，计算不再收敛，可判断粉质粘土填料路堤边坡的稳定系数系数为1.865。图4.13FS=1.3粉质粘土路堤边坡等效塑性应变云图图4.14FS=1.6粉质粘土路堤边坡等效塑性应变云图第52页 第四章干湿循环下长沙高速路堤边坡稳定性分析图4.15FS=1.865粉质粘土路堤边坡等效塑性应变云图②取第三章粉质粘土室内干湿循环模拟试验得到的强度参数分别计算出1、2、3、4、次干湿循环后粉质粘土填料路堤边坡的稳定性系数如下表4.6所示，绘出粉质粘土路堤边坡的稳定系数随干湿循环次数的变化曲线如下图4.15所示。表4.6粉质粘土路堤边坡稳定系数干湿循环次数01234稳定性系数1.8651.7421.6591.5981.564图4.15干湿循环下粉质粘土路堤边坡稳定系数曲线该处平坦地基上粉质粘土边坡的稳定性随干湿循环次数的增多而减小，在干湿循环作用下粉质粘土边坡的稳定性系数由1.865降低到1.564，降低幅度为17%。稳定系数曲线在前三次干湿循环作用时下降较快，前三次干湿循环时稳定系数衰减幅度较大，第四次干湿循环时稳定系数衰减微弱，基本趋于定值。.4.4.2高度对粉质粘土路堤边坡稳定性影响分析参照上述模型，类比计算平坦地基上不同高度的粉质粘土路堤边坡稳定性，得到其在干湿循环下不同高度边坡的稳定系数如下表4.7所示，绘出不同高度下边坡稳定系数第53页 硕士学位论文曲线如下图4.16所示。表4.7粉质粘土路堤边坡稳定性系数干湿循不同高度下稳定性系数环次数4m6m8m10.4m12m14m02.3032.1652.0271.8651.7271.65812.1512.0221.8931.7421.6131.53822.0481.9251.8021.6591.5361.48131.9731.8551.7361.5981.4801.41541.9311.8151.6991.5641.4481.398图4.16平坦地基上粉质粘土路堤边坡稳定系数干湿循环次数相同时，边坡稳定性系数随着高度的增大而减小。边坡高度相同时，稳定性系数随干湿循环次数的增多而减小，在前三次干湿循环作用下稳定性衰减剧烈，第四次干湿循环下稳定系数衰减微弱，稳定系数趋于一个定值。干湿循环下平坦地基上不同高度粉质粘土路堤边坡稳定性劣化系数如下表4.8所示。表4.8干湿循环下粉质粘土路堤边坡稳定劣化系数HHFb4m6m8m10.4m12m14mNN01.0000.9400.8800.8100.7500.72010.9340.8780.8220.7570.7000.66820.8890.8360.7830.7200.6670.64330.8570.8050.7540.6940.6430.61440.8380.7880.7380.6790.6290.607第54页 第四章干湿循环下长沙高速路堤边坡稳定性分析b与H、N之间存在一定相关性，按照bmHN对上述表格中的数据进行拟合，其中m、α、β为回归系数，得到0.0250.0112b0.999HNR0.957（4.7）4.5本章小结基于强度折减理论，选用ABAQUS软件结合室内试验研究得到的典型填料（粉质粘土和红砂岩填料）试验数据，对长沙高速受干湿循环影响典型的路堤边坡稳定性进行数值计算，分析干湿循环对路堤边坡稳定性的影响，为长沙高速的边坡设计和施工提供依据。主要结论如下：（1）路堤边坡的稳定系数随干湿循环次数的增多而变小，稳定系数随边坡高度增大而减小。历经四次干湿循环后，长沙高速K11+480处红砂岩填料路堤边坡稳定系数衰减幅度约为21%，长沙高速K5+940处粉质粘土路堤边坡稳定系数的衰减幅度约为17%。（2）基于干湿循环次数和高度对边坡稳定劣化系数的影响，回归分析了有限元计算得到的长沙高速路堤边坡稳定系数，拟合出了红砂岩填料和粉质粘土两种路堤边坡关于干湿循环次数N和边坡高度H的稳定劣化系数公式，其中红砂岩填料路堤边坡稳定-0.0180.017劣化系数拟合公式为b0.941HN，粉质粘土路堤边坡的稳定劣化系数拟合0.0250.011公式为b0.999HN。第55页 硕士学位论文结论与展望主要结论本论文选择长沙高速典型土质粉质粘土和红砂岩填料作为主要研究对象，通过室内直剪和压缩试验，探究其强度参数、压缩模量与干湿循环次数的衰减规律。分析室内试验的大量数据，得到压缩参数和强度参数在干湿循环条件下的衰变规律，结合有限元强度折减法，使用ABAQUS软件分析计算长沙高速不同干湿循环次数下的路堤边坡稳定系数，以探究干湿循环次数对路堤边坡稳定性影响规律。（1）长沙高速典型干湿循环环境分析①降雨入渗与蒸发、地下水位的升降、周期性温度变化等因素引起地下水的毛细作用诱发路基内外土体的水份迁移，使得路基内部土体经历干湿循环过程，路基从填筑的最佳含水率逐步达到平衡含水率。②长沙高速路堤主要填料为红砂岩填料及粉质粘土，基于干湿循环环境敏感性及长沙高速典型填料的分布情况，筛选出了红砂岩填料及粉质粘土两种典型填料各两处路堤作为本论文的研究对象。③通过高密度电法对长沙绕城高速典型干湿循环路堤填料的含水率跟踪观测，得出长沙高速红砂岩填料含水率年度最大干湿变化幅度为10.82%，粉质粘土含水率含水率年度最大干湿变化幅度为7.53%。（2）典型填料的室内干湿循环模拟试验研究①粉质粘土的粘聚力、内摩擦角都随着干湿循环次数的增加而减小，两者都在前两次的干湿循环中衰减最为严重，经过三、四次干湿循环后土体的粘聚力和内摩擦角波动较小，土体在经历了四次干湿循环后基本趋向于一个新的平衡状态，粘聚力和内摩擦角也趋向于新的稳定值。长沙高速粉质粘土在干湿循环交替作用的影响下粘聚力衰减幅度约为57%，内摩擦角衰减约为36%。②干湿循环作用下不同垂直荷载粉质粘土压缩模量的变化规律基本一致，都是在前一次、二次、三次干湿循环作用下，压缩模量有着较大的衰减幅度，经过四次的干湿循环作用，逐渐变得稳定，压缩模量趋于一个稳定值，可取此时的压缩模量作为设计依据。在相同干湿循环次数下，压缩模量随着垂直荷载的增大而变大。这是由于，垂直荷载越第56页 结论与展望大，压得越密实，因而压缩模量变大。长沙高速粉质粘土在0.05MPa、0.1MPa、0.2MPa、0.3MPa四个不同压力下压缩模量分别由4.736MPa、6.825MPa、12.248MPa、16.422MPa衰减到3.064MPa、4.459MPa、8.755MPa、11.879MPa。③红砂岩填料的抗剪强度在干湿循环作用下有着较大幅度的衰减，其抗剪强度参数粘聚力和内摩擦角都随着干湿循环次数的增多而衰减，前三次干湿循环下衰减强烈，基本达到总衰减量的90%左右，第四次干湿循环作用下崩解速度变慢，崩解趋于缓和粘聚力和内摩擦角衰减微弱，红砂岩填料达到一个新的平衡稳定状态，因而粘聚力和内摩擦角的也趋于一个新的稳定值。四次干湿循环后长沙高速红砂岩填料粘聚力和内摩擦角分别由初始的63.63kPa和30.46°衰减到41.36kPa和24.15°，粘聚力衰减幅度约为35%，内摩擦角衰减约为22%。④在干湿循环次数增多的情况下，红砂岩填料的压缩模量呈现一种“先快后慢，趋于稳定”的衰减规律。荷载越大，压缩得越密实，压缩模量越大。相同荷载下，随着干湿循环次数增多，压缩模量逐渐衰减变小。在经历初始三次干湿循环的大幅度衰减后，到四次干湿循环后红砂岩填料趋于稳定。长沙高速红砂岩填料在0.05MPa、0.1MPa、0.2MPa、0.3MPa四个不同压力下压缩模量分别由2.972MPa、6.341MPa、9.195MPa、12.21MPa衰减到1.452MPa、2.452MPa、4.329MPa、6.745MPa。（3）干湿循环对路堤边坡稳定性的影响①路堤边坡的稳定系数随干湿循环次数的增多而变小，稳定系数随边坡高度增大而减小。历经四次干湿循环后，长沙高速K11+480处红砂岩填料路堤边坡稳定系数衰减幅度约为21%，长沙高速K5+940处粉质粘土路堤边坡稳定系数的衰减幅度约为17%。②基于干湿循环次数和高度对边坡稳定劣化系数的影响，回归分析了有限元计算得到的长沙高速路堤边坡稳定系数，拟合出了红砂岩填料和粉质粘土两种填料路堤边坡关于干湿循环次数N和边坡高度H的稳定劣化系数公式，其中红砂岩填料路堤边坡稳定-0.0180.017劣化系数拟合公式为b0.941HN，粉质粘土路堤边坡的稳定劣化系数拟合0.0250.011公式为b0.999HN。展望干湿循环作用下土体的工程力学特性异常复杂，且目前红砂岩的相关试验技术比较粗糙。本文虽以实际工程为依托，对干湿循环环境下长沙高速高路堤的工作性状等进行第57页 硕士学位论文了相关探索，但由于受限与时间和水平仍有以下几方面问题以待研究：（1）考虑干湿循环后土体力学特性的改变以及土体蠕变模型，运用数值分析的方法研究干湿循环下浸水路堤的变形特性。基于力学分析方法，研究在长期交通荷载作用下和多次干湿循环后浸水路堤工后沉降的预估公式，为路堤在干湿循环环境下的变形预估提供依据。（2）基于干湿循环环境下土体蠕变模型和变形模量的衰减模型，考虑浸水路基的沉降变形特性，运用力学分析的方法和经验回归的方法相结合，分析干湿循环土体软化后对浸水路堤工作性状的影响。第58页 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硕士学位论文致谢时光的单行列车缓缓的驶过了二十六年，终于我也到了和校园说再见的时候。回首二十余载的校园生涯，教室里老师挥洒自如的给我点亮知识的明灯，篮球场上与同学一起挥洒的热汗，食堂里一起吐槽的“美食”……各种片段的交织，引发无限的遐思，模糊了眼眶，淹没了校园。在长理读研三年的日子，首先要感谢我的导师曾胜教授对我的栽培与教导。学习上创造了优越的学习环境，悉心指导了论文创作；生活上给予了巨大的帮助，使得读研期间经济上的对家庭的依赖没有以往那么强烈；工作上从曾老师身上学到了很多为人处事的方法，对我以后的成长将会起到巨大的作用。曾老师对学术严格要求、工作雷厉风行、精益求精的科研态度，是我毕生学习的楷模！感谢长沙理工大学交通学院赵健博士，在论文创作方面给我学术和生活上的巨大帮助。赵博士思维缜密，学术视野开阔，指导我论文选题，大纲制定，在论文写作中提出大量建设性的建议。感谢同门师兄弟这三年的陪伴，学术上感谢各位的提点，生活中感谢各位的相伴！有你们的日子，感觉三年真的很快，还没来得及好好品味，就已经匆匆滑过。最美好的青春有你们身影，一生难忘！感谢我的父母家人。养育之恩大于天，没有你们对我二十年如一日的支持就没有我的研究生毕业。一直都是你们在付出，却从来没有半点反馈回去，想想愧疚不已。虽然你们文化程度不高，但你们的勤俭节约是我以后生活的榜样，你们的正直豁达一直是我以后为人的标杆。最后，感谢我生命中帮助过我的人们，你们让我看到光明，使我懂得感恩！也感谢那些我生命中曾带给我伤害的人们，你们锻炼了我的坚强，使我学会包容！再见，同学！再见，长理！再见，青春！郭威2015年4月7日第63页 硕士学位论文附录A攻读硕士期间发表的论文[1]长沙高速红砂岩路堤边坡稳定规律探究[J].湖南交通科技（第一作者，已录用，2015年第2期）[2]干湿循环作用下红砂岩路堤边坡稳定性分析[J].公路与汽运（第一作者，已录用，2015年第3期）[3]干湿循环条件下路基粘土的强度衰减规律试验研究[J].公路工程，2014，2（1）：150-153.（第三作者）[4]干湿循环下红砂岩路基填料压缩特性试验研究[J].工程勘察.2013，8（15）：69-70（第四作者）[5]瑞雷波检测路基压实度室内标定实验研究[J].山西建筑，2015，41(3)：145-146（第三作者）[6].基于光纤光栅技术的边坡测斜装置的改装与应用[J].山西建筑.2015，41（8）：69-70（第三作者）第64页 硕士学位论文附录B攻读硕士期间参与的科研项目1.2012.6~2014.12参与高等级公路路基病害快速综合诊断及加固新技术（交通部西部交通科技项目）2.2012.10~2014.6参与干湿循环环境下典型土体软化特性及其对高填路堤施工安全的影响评估研究（湖南省交通科技项目）3.2012.6~2013.1参与长沙绕城高速公路典型路基断面沉降观测（湖南省交通科技项目）第65页