干濕循環下紅層土石混合料強度及變形特性的試驗研究

張俊云 ，張 樂 ,2，高福洲 ，唐永吉 ，何卓嶺 ，王 鷹

（1.西南交通大學土木工程學院，四川 成都 610031；2.四川省公路規劃勘察設計研究院有限公司，四川 成都 610041；3.西南交通大學地球科學與環境學院，四川 成都 610031；4.西南交通大學宜賓研究院 四川 宜賓 644000）

紅層指中、新生代干旱古氣候環境條件下形成的紅色碎屑沉積層，四川盆地是我國紅層代表性分布區，高速公路、鐵路建設穿越紅層地段時，多就近采用由塊石和土體無序堆積形成的土石混合料填筑路基[1-2].然而，成安渝高速公路、廣巴高速公路等工程實踐表明，紅層土石混填路基運營數年后，路面開裂、塌陷，路基變形等病害頻發.川渝地區未來30 年內將新建6 200 余公里的高速公路，紅層土石混合料仍是環保、經濟的路基填料選擇.相較于常規材料，紅層土石混合料中土體主要為黏性土，塊石強度更低，遇水易于破碎崩解，其強度及變形特征具有特異性.因此，研究四川盆地紅層土石混合料的強度及變形特性，為該地區路基設計施工提供參照，具有理論和實用價值.

現有土石混合料的研究多集中于含石量、塊石尺寸等因素，并取得了較豐富的成果.含石量影響著骨架-密實結構的形成，較低時塊石被土體夾裹，形成懸浮-密實結構，過高則空隙難以被填充密實，易形成骨架-空隙結構[3-4].塊石尺寸決定著骨架承載主體，塊石尺寸越大，咬合作用越明顯，受結構面影響也更顯著；土體顆粒尺寸較小，對土石混合料剪切力學特性影響甚微[5-6].紅層土石混合料中塊石具有顯著的遇水軟化特性，降雨—蒸發循環作用下，砂巖破碎，泥巖、頁巖崩解，從而改變路基結構，使得強度劣化，變形增大.由上述研究可知，能形成骨架-密實結構的紅層土石混合料中，干濕循環下塊石崩解是強度劣化、變形增大的內在原因.鄭明新等[7]通過靜態崩解試驗探討了江西白堊系泥質粉砂巖的崩解現象和崩解物粒度分布規律.周翠英等[8]認為黏土礦物吸水膨脹與崩解、離子交換吸附及軟巖與水相互作用的微觀力學作用機制在紅層軟巖軟化中起主導作用.吳道祥等[9]認為紅層軟巖塊石崩解物顆粒由大到小變化時，崩解物的崩解性逐漸減弱甚至消失.

室內試驗研究中干濕循環實現途徑多樣，如水膜遷移-自然風干法、真空飽和-烘箱干燥法、浸水飽和-低溫烘干法、日照干燥-噴水增濕法、浸水飽和-自然風干法等[10-13].紅層土石混合料室內試驗中試樣尺寸大，且黏性土具有高收縮性，失水后不利于再次飽和，日照干燥更符合實際，但依賴于自然條件，難以控制.相對而言，浸水飽和-自然風干法易于實現，可行性高，能滿足紅層土石混合料的室內干濕循環需求.

通過大型直剪試驗可展開土石混合料的強度及變形特性研究，數值試驗也多以直剪等試驗結果進行參數標定，以力求所建立的模型貼合實際[14-20].然而，直剪試驗中剪切面人為固定且隨剪切進行不斷減小，剪切帶影響范圍局限于上下剪切盒開縫處，顆粒不能充分變形，破碎僅發生在小范圍內[3-5,15].這些缺陷不可避免地對試驗結果產生影響，尤其是數值試驗，其參數的正確與否直接影響著計算結果的可靠性[5].若能采取一定手段，彌補現有試驗方法的缺陷，所得結論會更貼合實際，對數值試驗巖土參數的選取也更具參考價值.近年來，部分研究以疊環剪試驗為手段，試驗機不同疊環層間可發生錯動變形，能彌補直剪試驗的缺陷[21-22].理論上講，通過疊環剪試驗研究土石混合料的強度和顆粒破碎特征更具說服力.

基于此，本文以四川盆地紅層土石混合料為研究對象，以浸水飽和-自然風干法為干濕循環途徑，通過靜態崩解試驗獲知該地區紅層塊石的崩解特征；對現場填料所用2 組級配進行縮尺，通過疊環式剪切試驗獲得干濕循環下紅層土石混合料的抗剪強度、黏聚力、內摩擦角、剪脹率和剪切模量，進而研究紅層土石混合料強度及變形特性的劣化規律.

1 試驗概況

1.1 試驗材料及干濕循環

試驗用料取自樂山—西昌高速公路馬邊至昭覺段ZK9+610～ZK9+755 深挖路塹處，為（N28°50′，E103°30′）紅層土石混合料.該區地處四川盆地西南邊緣涼山彝族自治州，屬中亞熱帶季風氣候，具有立體氣候特征.年平均氣溫17.1 ℃，年降雨量976.0 mm，年平均日照時長942.3 h，年平均蒸發量1 035.3 mm，受干濕循環作用顯著.鉆探揭露地層為新生界第四系全新統坡殘積層（）及中生界侏羅系中統沙溪廟組（J2s），主要為黃棕色黏土，局部夾少量粉砂質泥巖角礫，呈可塑-硬塑狀；J2s主要為棕紅色中風化粉砂質泥巖，礦物成分以粉質黏土礦物為主，石英次之，鈣泥質膠結，粉泥質結構，屬紅層軟巖塊石.篩分后的紅層土石混合料各粒組土樣如圖1.巖土體基本物理力學參數如表1.表中：ρ 為天然密度，w為天然含水量，Gs為土粒相對密度，c為黏聚力，φ為內摩擦角，σc為天然單軸抗壓強度.

依據《土工試驗方法標準》（GB/T 50123—2019）[23]中粗粒料制樣規定，取土石閾值dthr=5 mm，最大粒徑dmax=60 mm .對現場路堤填筑所用的紅層土石混合填料原始級配按相似級配法進行縮尺，得試驗級配曲線如圖2.圖中：d10、d30、d60分別為顆粒級配曲線上小于該粒徑的土含量占總質量10%、30%、60%的粒徑.其中，含石量P5=70%，不均勻系數Cu=22.47，曲率系數Cc=1.40，能形成受荷良好的骨架-密實結構.縮尺后2 組級配的差異僅體現在塊石相對尺寸：級配Ⅰ中間粒徑塊石占含石量的14.30%，級配Ⅱ中間粒徑塊石占含石量的54.30%.

圖2 紅層土石混合料的級配曲線Fig.2 Gradation curves of RB-SRM

考慮試樣尺寸及可操作性，采用浸水飽和—自然風干法作為干濕循環途徑，如圖3.圖中，n為干濕循環次數.以自然風干后的試樣為初始狀態，試樣浸水24 h 認為達到飽水狀態；自然風干24 h 后，認為達到天然狀態，完成1 次干濕循環.能形成骨架-密實結構的紅層土石混合料，其承載特性主要取決于塊石的強度特性.試驗所用土體為黏性土，在水中易散凝成懸浮狀，干濕循環中難以控制其流失；塊石為粉砂質泥巖，遇水崩解顯著.因此，僅對紅層軟巖塊石施作干濕循環.

圖3 紅層土石混合料的干濕循環途徑Fig.3 Wetting-drying cycle method of RB-SRM

紅層土石混合料形成填筑體后，其干濕循環過程中的塊石崩解是處在受壓限制變形情況下發生的.工程實際中，受壓限制變形及干濕循環下紅層土石混合料劣化規律的獲取需數年甚至數十年.室內試驗研究中，受設備和時間限制，大尺寸試樣的干濕循環難以復現真實條件.因此，筆者在試驗時對塊石進行自然浸水處理，旨在放大干濕循環對紅層土石混合料的劣化效應，且符合紅層路基填料在自然狀態下的降雨—蒸發劣化環境.

1.2 靜態崩解試驗

利用自制的靜態崩解試驗裝置，探究干濕循環下紅層軟巖塊石的靜態崩解特征，如圖4.參照標準規定，首先，隨機取大粒徑、中間粒徑紅層軟巖塊石試樣各9 個，干燥室溫下稱重后置于崩解裝置內，加水至完全浸沒，30 min 后取出并進行自然風干24 h；然后，通過5.0、2.0、1.0、0.5 mm 標準篩獲取崩解物的粒度分布，稱量記錄；最后，按圖3 干濕循環途徑重復上述操作，塊石浸水飽和、自然風干時長均為24 h.待崩解物各粒組含量無明顯變化后結束試驗.

圖4 靜態崩解試驗裝置Fig.4 Apparatus of static disintegration test

1.3 疊環式剪切試驗

疊環式剪切試驗采用DHJ50-2 型疊環剪試驗機開展，圓柱狀試樣尺寸為504.6 mm（直徑）×400 mm（高），上部疊環分8 層，層厚20 mm，工作原理如圖5.圖中，上面和側面電阻尺位移計分別測豎向位移和剪切位移.側面疊環層間可發生錯動變形，剪切帶覆蓋整個上剪切盒，進而自動檢索最不利破壞面，避免了直剪試驗人為固定破壞面的缺陷.紅層土石混合料疊環式剪切試驗方案如表2.

表2 干濕循環下紅層土石混合料疊環式剪切試驗方案Tab.2 Laminated shear test scheme of RB-SRM under wetting-drying cycles

圖5 DHJ50-2 型疊環式剪切試驗機Fig.5 Apparatus of DHJ50-2 laminated shear test

參照《土工試驗方法標準》（GB/T 50123—2019）[23]相關規定，主要試驗步驟如下：

步驟1干濕循環按圖2 稱取各粒組試樣，對塊石試樣進行干濕循環，干濕循環次數n為0、1、2、4、6 次.

步驟2在下剪切盒底部鋪墊土工布，以避免顆粒堵塞透水板；取干濕循環后的風干試樣攪拌均勻，分上、中、下3 層裝樣，層面以同一擊實錘均勻夯實100 次，以使剪切前試樣壓實程度相近，達到控制變量的目的，各層頂面進行刨毛處理，以減小各向異性的影響，上層試樣夯實后進行表面整平，確保無明顯的塊石凸露，以避免法向荷載下出現偏壓現象，減小試驗誤差.

步驟3考慮紅層土石混合料自重應力和附加應力情況，σn為100、200、400、800 kPa；采取等應變控制加載，剪切速率恒為1.0 mm/min；加載板面上安置3 根位移計來量測軸向位移，8 層疊環各安置1 根位移計來量測疊環位移，下剪切盒頂部安置2 根位移計來量測剪切位移，如圖5；待出現剪應力峰值或剪切位移達60 mm，結束試驗.

2 靜態崩解試驗結果分析

2.1 紅層軟巖塊石崩解現象

以大粒徑塊石（粒徑40.0～60.0 mm）為例，靜態崩解試驗中，紅層軟巖塊石崩解現象如圖6.由圖可知：紅層軟巖塊石在浸水30 min 時，大粒徑塊石首先沿結構面擴展裂隙，進而發生崩解，且塊石完整性較好的試樣崩解速率明顯滯后，崩解物中塊石（粒徑≥5.0 mm）含量較多，且棱角分明；n=1 次（干濕循環24 h）時，塊石含量明顯降低，且磨圓度增大，即崩解物隨干濕循環時長的增長發生進一步崩解；隨n的增大，崩解物的粒組分布逐漸趨于穩定.

圖6 紅層軟巖塊石靜態崩解現象Fig.6 Static disintegration of red-bed soft rock blocks

2.2 崩解物粒組含量變化

干濕循環下大粒徑和中間粒徑（10.0～40.0 mm）塊石崩解物各粒組含量的變化時程如圖7.結合圖6，根據紅層軟巖塊石的崩解程度，可將崩解過程分為3 個階段：1）劇烈段（n≤2 次），紅層軟巖遇水崩解劇烈，隨n的增大，塊石含量降低明顯，細顆粒土體含量明顯增高，2.0～5.0 mm 粒組增幅最大；2）過渡段（2 次 ＜n≤4 次），紅層軟巖塊石含量變化較小，崩解速率較慢，處于強崩解至崩解完成的過渡階段；3）穩定段（n＞4 次），崩解物粒徑減小至一定值后，各粒組含量變化輕微，崩解基本完成，處于穩定階段.

圖7 干濕循環下崩解物粒組含量變化曲線Fig.7 Curves of the content of disintegrated RB-SRM with different particle sizes under wetting-drying cycles

取n=0 為基準，大粒徑塊石含量在崩解劇烈段降低69.96%，過渡段進一步降低10.63%，穩定段則僅降低2.78%，n=6 次時大粒徑塊石含量為16.63%；中間粒徑塊石含量在劇烈段降低69.74%，過渡段降低3.10%，穩定段降低0.38%，n=6 次時中間粒徑塊石含量為26.78%.這表明，塊石粒徑對紅層軟巖崩解過渡段影響最大，塊石含量降低相差7.53%；塊石粒徑較大時，受結構面影響更強，崩解更徹底，穩定后塊石含量降低差值為10.15%.

圖7 中2.0～5.0 mm 粒組含量規律不同.這是因為，大粒徑塊石崩解過程中，該粒組會發生一定程度的崩解，但低于崩解物對其破碎量的補充，故含量穩定在較高值；中間粒徑塊石因粒徑相對較小，該粒組在n＞1 次后自身破碎量高于崩積物對其的補充，故含量有所降低.

3 疊環式剪切試驗結果分析

3.1 干濕循環下紅層土石混合料的強度劣化

3.1.1 抗剪強度

以n=0，2，4 次的級配Ⅰ為例，紅層土石混合料的剪應力-剪切位移曲線如圖8.由圖可知，干濕循環下紅層土石混合料的強度特性劣化顯著，n=2 次時曲線較n=0 時明顯下移，n=4 次時曲線較n=2 次時變化相對較小.圖8 中曲線均無明顯峰值，故可依照《土工試驗方法標準》（GB/T 50123—2019）[23]取剪切位移60 mm 為終止位移，相應的剪應力為紅層土石混合料的抗剪強度 τf.將不同n下的 τf除以n=0 時的初始值，可得到2 組級配的紅層土石混合料歸一化抗剪強度，繪制其強度劣化曲線如圖9.由圖可知：干濕循環下紅層土石混合料 τf的劣化主要發生于塊石崩解劇烈段，且n=1 次時劣化最為顯著，在過渡段 τf趨于穩定，在穩定段略有回升.這與文獻[24]所得結論一致.這表明，紅層土石混合料的強度劣化與塊石崩解特征密切相關.

圖8 紅層土石混合料剪應力-剪切位移曲線Fig.8 Curves of Shear stress-shear displacement of RB-SRM

圖9 干濕循環下歸一化強度劣化曲線Fig.9 Curves of normalized strength under wetting-drying cycles

結合圖6 還可知：塊石崩解劇烈段，塊石含量急劇減小，紅層土石混合料中骨架-密實結構破壞嚴重，故強度迅速降低；過渡段塊石含量略有減小，同時，崩解后顆粒間空隙顯著減小，σn作用下較為密實，故強度基本不變；穩定段塊石含量穩定于較低值，紅層土石混合料形成懸浮-密實結構，σn作用下更為密實，故強度略有提高.

此外，圖9 中級配Ⅱ的 τf劣化程度均低于級配Ⅰ.這是因為，級配Ⅱ中骨架-密實結構的承載主體主要為中間粒徑塊石，級配Ⅰ則主要為大粒徑塊石.由2.2 節可知：塊石粒徑越大，受結構面影響越大，崩解性越強；干濕循環下級配Ⅰ的強度劣化更大，劣化規律也更明顯.

3.1.2 強度機理

根據庫倫強度理論，紅層土石混合料 τf可分為黏結強度和摩擦強度.干濕循環下，紅層土石混合料的黏結強度主要體現在靜電引力、顆粒間的膠結和表觀黏聚力3 方面，如圖10（a）.

圖10 干濕循環下紅層土石混合料的強度機理Fig.10 Strength mechanism of RB-SRM under wetting-drying cycles

紅層土石混合料中黏土顆粒遇水發生離解和同晶型置換，表面帶負電荷，周圍形成電場后，水溶液中陽離子被吸附黏土顆粒表面，由庫侖定律知，越靠近黏土顆粒表面，吸附力越大.黏土顆粒與水分子、陽離子云共同組成雙電層，雙電層間的水為薄膜水，又稱結合水.黏土顆粒相互靠近時雙電層重疊形成公共結合水膜，通過陽離子增強了顆粒間的靜電引力，從而提高紅層土石混合料的黏結強度.紅層軟巖的崩解物在水的作用下形成新的膠結物質，增強了紅層土石混合料的固化黏結，從而提高黏結強度.紅層軟巖塊石在微觀剪切面的機械咬合使其在自重作用下所天然具備一定的抗剪阻力，即表觀黏聚力，干濕循環下塊石崩解后被削弱.

干濕循環下紅層土石混合料的摩擦強度構成如圖10（b）.隨著剪切荷載的增大，顆粒主要發生咬合和摩擦，并不斷發生沿剪切方向的重定向排列，3 者共同提供了紅層土石混合料的摩擦強度.干濕循環下，n＞2 次時紅層土石混合料中大粒徑、中間粒徑塊石經劇烈段崩解后含量顯著降低，小粒徑塊石和土體含量顯著增高，顆粒間咬合作用因粒徑的減小而顯著降低，摩擦和重定向排列則有所增強.宏觀上，塊石的主要破壞類型由剪斷破壞轉變為剪損破壞，難以形成有效承載的骨架-密實結構，紅層土石混合料的整體破壞系懸浮-密實結構的不穩定破壞.

3.1.3 黏聚力與內摩擦角

為進一步量化討論干濕循環下紅層土石混合料的強度劣化規律，按式（1）對 τf和 σn進行擬合.

2 組級配的強度指標c、φ 劣化水平中心梯度分布如圖11.

圖11 干濕循環下強度指標水平中心梯度分布Fig.11 Horizontal center gradient distribution of strength parameters under wetting-drying cycles

由圖11 可見：1）干濕循環下c的劣化顯著高于 φ ；2）級配Ⅰ中，c在塊石崩解劇烈段急劇降低，n＞2次后無明顯變化；級配Ⅱ中，c在塊石崩解劇烈段和過渡段降低幅值相近，進入穩定段后c逐漸穩定；級配Ⅰ中c的劣化程度遠高于級配Ⅱ；3）級配Ⅰ和級配Ⅱ的 φ 變化均較輕微，相對而言，級配Ⅱ更明顯.

結合圖9、10 可知：圖11 中c降低是因為干濕循環下紅層土石混合料顆粒間膠結和靜電引力增強不足以彌補表觀黏聚力降低的負面效應，反之亦然；φ降低是因為塊石崩解后摩擦和重定向排列的增強不足以彌補咬合的削弱，反之亦然.級配Ⅰ中骨架主體主要為大粒徑塊石，干濕循環下相較于級配Ⅱ崩解更徹底，塊石粒徑顯著減小，故表觀黏聚力顯著降低，c在崩解劇烈段急劇降低，崩解物棱角分明，摩擦和重定向排列對摩擦強度的貢獻彌補了咬合削弱導致的劣化，故 φ 在初值附近波動.級配Ⅱ中骨架主體主要為中間粒徑塊石，咬合作用的初始值低于級配Ⅰ；因塊石粒徑效應，崩解完成后塊石含量高于級配Ⅰ，故咬合作用削弱幅值較小，表觀黏聚力的終值高于級配Ⅰ，c也高于級配Ⅰ；因中間粒徑塊石崩解性弱于大粒徑塊石，級配Ⅱ崩解物摩擦和重定向排列對摩擦強度的貢獻不足以彌補咬合削弱導致的劣化，故劇烈段 φ 有所降低，而后趨于穩定.

3.2 干濕循環下紅層土石混合料的變形劣化

3.2.1 剪脹率

疊環式剪切試驗可視作單剪試驗的一種，故可按式（2）計算峰值強度時紅層土石混合料的剪脹率 η .

式中：ψ 為剪脹角；Δ εv為體積應變增量；Δ γmax為最大剪應變增量；h為軸向位移，取剪脹為正（軸向位移向上）；x為剪切位移，取沿剪切方向為正；H為剪切帶厚度[21,25]，由圖5 可知，疊環剪試驗中H為恒定值.

繪制2 組級配紅層土石混合料 η 與 σn、n之間的關系如圖12.由圖可知，干濕循環下 η 的分布規律與紅層軟巖塊石崩解特征密切相關，η 在塊石崩解劇烈段明顯降低，過渡段略有回升，在崩解穩定段趨于穩定.這是因為，隨n的增大，紅層軟巖塊石逐漸崩解完全，塊石粒徑變小后易于嵌入空隙，骨架間空隙相對減少，削弱了紅層土石混合料受剪時的咬合作用，故剪脹性削弱，η 降低.

圖12 干濕循環下剪脹率分布曲線Fig.12 Curves of dilation rate under wetting-drying cycles

不同 σn下，干濕循環對級配Ⅰ中 η 的削弱明顯高于級配Ⅱ，這是塊石粒徑對其崩解影響在紅層土石混合料變形特性上的特征體現.以 σn=400 kPa 為例：崩解劇烈段中級配Ⅰ的 η 降低幅度達74.71%，級配Ⅱ為28.17%；過渡段級配Ⅰ中 η 不變，級配Ⅱ再次降低40.85%；穩定段級配Ⅰ和級配Ⅱ的 η 均已基本趨穩.

3.2.2 剪切模量

紅層土石混合料剪切過程中的剪切模量是不斷變化的，取剪應變 γ=0.02 時的剪切模量G0.02為標準，探討G0.02隨 σn和n的變化規律[17,26]，如圖13.相較于圖12，圖13 中2 組級配的變形指標劣化規律更接近.這是因為疊環層間錯動變形會干擾軸向位移的發展，進而影響 η 的計算分析；G0.02的取值則源于剪應力-剪切位移曲線，不受軸向位移的直接影響.

圖13 干濕循環下剪切模量分布曲線Fig.13 Curves of shear modulus under wetting-drying cycles

由圖13 可知：1）n一定時，σn越大，紅層土石混合料越密實，抵抗剪切變形的能力越強，故G0.02隨σn的增大呈線性增長，與文獻[27]結論一致；σn一定時，干濕循環下G0.02呈先降低后趨穩的規律，其中，崩解劇烈段級配Ⅰ的G0.02降低28.02%，級配Ⅱ降低21.62%，過渡段級配Ⅰ的G0.02降低5.54%，級配Ⅱ降低6.65%，穩定段級配Ⅰ和級配Ⅱ的G0.02均略有增長.這是因為，崩解劇烈段塊石粒徑和含石量急劇減小，咬合作用削弱明顯，塊石間主要發生摩擦和重定向排列，紅層土石混合料中骨架-密實結構轉變為懸浮-密實結構，抵抗剪切變形的能力降低明顯；過渡段和穩定段塊石粒徑和含石量在干濕循環下逐漸穩定，故G0.02隨之趨于穩定.2）干濕循環下，級配Ⅱ的G0.02均高于級配Ⅰ，即級配Ⅱ的抵抗變形能力更強.從G0.02減小幅值來看，級配Ⅰ和級配Ⅱ均為20.95%，這表明，干濕循環下2 組級配的G0.02劣化程度相近.

4 干濕循環的作用效應主次討論

為探究干濕循環下紅層土石混合料的作用效應指標主次，取c、φ、η 和G0.02進行討論，其中，η 和G0.02以 σn=400 kPa 為例.干濕循環下各效應指標的試驗結果如表3.以n=0 時的各效應指標為基準，進行歸一化處理，結果如圖14.其中，η 均為負值，即所反映的是剪縮特性.

表3 干濕循環下紅層土石混合料的力學效應指標Tab.3 Mechanical parameters of RB-SRM under wetting-drying cycles

圖14 干濕循環下歸一化力學效應指標分布曲線Fig.14 Curves of normalized mechanical parameters under wetting-drying cycles

由圖14 可見，干濕循環下2 組級配的4 種效應中，變形指標 η 和G0.02劣化規律較為相近，強度指標c和 φ 劣化規律差異較大，這是2 組級配的紅層土石混合料中構成塊石骨架的粒徑差異導致的.從曲線差異來看，塊石粒徑對 φ 的劣化影響最大，對G0.02的劣化影響最小.

取初始值為參照，干濕循環的作用效應主次為：級配Ⅰ，η ＞c＞G0.02＞ φ ；級配Ⅱ，η ＞c＞ φ ＞G0.02.

5 結束語

1）紅層軟巖塊石具有顯著的崩解特征，按崩解程度可分為劇烈段（n≤2 次）、過渡段（2 次＜n≤4 次）和穩定段（n＞4 次），劇烈段塊石含量降低近70%.塊石粒徑對紅層軟巖崩解性的影響主要在過渡段，粒徑較大時，紅層軟巖塊石崩解更徹底.

2）干濕循環下，紅層土石混合料的強度在劇烈段顯著劣化，過渡段基本不變，穩定段略有回升；塊石崩解后咬合作用顯著降低，表觀黏聚力急劇減??；水土相互作用產生的靜電引力和固化膠結是引起黏聚力輕微增大的原因；崩解物顆粒間摩擦和重定向排列是引起摩擦角輕微增大的原因.紅層土石混合料在崩解劇烈段，其塊石粒徑和含石量急劇減小，法向應力下土石混合料更密實，剪脹性明顯削弱，骨架-密實結構轉變為懸浮-密實結構，剪切模量明顯降低；過渡段塊石粒徑和含石量變化較小，剪脹性和剪切模量有輕微變化；穩定段塊石粒徑和含石量基本不變，剪脹性和剪切模量趨于穩定.紅層土石混合料的作用效應主次因其初始級配的不同而存在差異，級 配Ⅰ為 η ＞c＞G0.02＞ φ，級 配Ⅱ為 η ＞c＞φ＞G0.02.考慮干濕循環作用，級配Ⅱ更適用于路基填料；路基填筑前建議對紅層土石混合料進行2 次干濕循環，以使強度和變形完成基本劣化，削弱運營期路基受降雨-蒸發作用的不利影響.

初始級配對干濕循環下紅層土石混合料的劣化規律具有顯著影響.本文僅進行了2 組初始級配的靜態崩解試驗和疊環式剪切試驗，關于初始級配對干濕循環下紅層土石混合料強度及變形特性的影響，有待進一步研究.