本發(fā)明屬于土路基模型實驗
技術(shù)領(lǐng)域：
，涉及一種干濕交替環(huán)境下脹縮性土路基的變形模擬裝置及模擬方法。
背景技術(shù)：
：脹縮性土是指土中黏粒主要成分為親水性礦物，具有顯著的吸水膨脹和失水收縮變形特性的黏性土，主要以膨脹土和脹縮性紅黏土的形式存在。脹縮性土在我國20多個省市均有分布，而在西南部的廣西、貴州、云南和四川分布尤為集中。由于脹縮性土的工程特性對氣候變化特別敏感，在干濕交替頻繁的氣候環(huán)境下常引發(fā)建筑物變形、邊坡失穩(wěn)、路面開裂、隆起等工程災害。以廣西為例，據(jù)不完全統(tǒng)計，脹縮性土已造成廣西數(shù)百萬平米的建筑物受損，使已建成的公路、鐵路等交通設(shè)施的直接經(jīng)濟損失達數(shù)億元，其病害已成為廣西自治區(qū)的主要工程地質(zhì)災害之一，影響大量基礎(chǔ)工程設(shè)施的建設(shè)與生態(tài)環(huán)境的改善。脹縮性土因其特殊的礦物組成，對水分的敏感性特別強，在干濕交替頻繁的氣候環(huán)境中，工程特性變化很大，抗剪強度表現(xiàn)出明顯的“變動”特性。與此同時，脹縮性土典型的裂隙性對其強度衰減和變形特性具有強烈的影響；例如，含水量變化引起土體脹縮變形達到一定程度時，土中產(chǎn)生裂隙；裂隙的存在破壞土的整體性，降低了強度，同時便于土中水分遷移，使得脹縮性更為顯著。廣西處于亞熱帶季風區(qū)域，炎熱多雨，干濕交替頻繁，同時，膨脹土和紅粘土在廣西全區(qū)范圍內(nèi)廣泛分布。因此，開展干濕交替環(huán)境下脹縮性土的強度和變形研究是一項非常有意義的工作。目前關(guān)于土體干濕循環(huán)效應的研究工作大部分都是在實驗室內(nèi)完成：例如，王國利等通過離心模型試驗研究了干濕循環(huán)下膨脹土邊坡的變形和穩(wěn)定性；楊和平等通過室內(nèi)干濕循環(huán)模擬試驗研究了干濕循環(huán)效應對膨脹土抗剪強度的影響；劉義虎等對干濕循環(huán)下水對膨脹土路基的破壞機理進行了試驗研究；呂海波等通過南寧地區(qū)原狀膨脹土的干濕循環(huán)試驗研究了抗剪強度與各循環(huán)控制參數(shù)的關(guān)系，并利用壓汞試驗測定了膨脹土干濕循環(huán)過程中的孔徑分布；趙艷林等通過干濕循環(huán)試驗研究了膨脹土脹縮變形指標的變化規(guī)律。但是室內(nèi)試驗由于采用的試驗控制參數(shù)不同，由此得到的結(jié)果有時差異較大，如循環(huán)后膨脹率的變化、達到強度參數(shù)衰減穩(wěn)定的循環(huán)次數(shù)等。事實上膨脹土力學性質(zhì)變化與干濕路徑密切相關(guān)，在多種循環(huán)方式作用下的強度衰減和脹縮變形必然有明顯差異。一部分研究者也進行現(xiàn)場原位觀測，如包承剛、劉觀仕、孔令偉等，但是由于現(xiàn)場的氣象因素、試驗對象邊界條件以及土層分布的不確定性，會導致試驗結(jié)果與理論模型之間產(chǎn)生偏差，并且偏差將隨時間增加而放大。在實際工程中，脹縮性土造成的破壞具有多發(fā)性、反復性和長期性的特點。為弄清脹縮性土的成災機理，建立合理的理論模型，進行室內(nèi)模型試驗是一項非常有意義的研究工作。室內(nèi)模型試驗根據(jù)相似理論，采用類似于實際工程的小尺寸模型，嚴格控制邊界條件和環(huán)境參數(shù)，對自然氣候下的實際工程進行各種工況下的試驗模擬，最大限度的接近于工程實踐，可有效克服室內(nèi)試驗的控制參數(shù)不同導致試驗結(jié)果差異較大的缺點；同時，較之現(xiàn)場觀測試驗，室內(nèi)模型試驗具備邊界條件明確、環(huán)境參數(shù)可控的優(yōu)點，是聯(lián)系理論模型與實際工程的橋梁。技術(shù)實現(xiàn)要素：為了達到上述目的，本發(fā)明提供一種干濕交替環(huán)境下脹縮性土路基的變形模擬裝置，解決了1)室內(nèi)試驗由于采用的試驗控制參數(shù)不同，由此得到的結(jié)果有時差異較大；2)現(xiàn)場原位監(jiān)測實驗由于現(xiàn)場的氣象因素、試驗對象邊界條件以及土層分布的不確定性，會導致試驗結(jié)果與理論模型之間產(chǎn)生偏差，并且偏差將隨時間增加而放大的問題。盡可能的模仿真實環(huán)境下的土體脹縮變化，從而為相似土體中的路基護理提供更有參考價值的數(shù)據(jù)和實驗方法，具有重大的研究價值和工業(yè)價值。本發(fā)明的另一目的是，提供一種干濕交替環(huán)境下脹縮性土路基的變形模擬裝置的模擬方法。為達到上述目的，本發(fā)明所采用的技術(shù)方案為：一種干濕交替環(huán)境下脹縮性土路基的變形模擬裝置，包括一路基模型(1)，路基模型(1)設(shè)在用于調(diào)節(jié)溫度和濕度的環(huán)境發(fā)生器內(nèi)的實驗槽中，路基模型(1)的填筑土為干密度1.27g/cm3、粒徑小于10mm的紅粘土，路基模型(1)的上方安裝噴淋式降雨裝置，路基模型(1)的下方設(shè)有粗砂排水層(5)；TDR探管(4)與路基模型(1)的土體表面垂直，TDR探管(4)延路基模型(1)的長度方向等間距布設(shè)成一列，相鄰的TDR探管(4)底端不在同一平面；在路基模型(1)的不同深度處分別埋設(shè)沉降板(2)，所有沉降板(2)延路基模型(1)的長度方向等間距布設(shè)成一列，沉降板(2)由底板和連接管構(gòu)成，底板水平、連接管豎直，連接管連接測桿(8)，測桿(8)延伸出路基模型(1)的土體表面，所有測桿(8)均與3cm量程百分表連接；沉降板(2)所在列與TDR探管(4)所在列間隔一定距離；溫度傳感器(3)布設(shè)在路基模型(1)內(nèi)、沉降板(2)所在列與TDR探管(4)所在列之間，在路基模型(1)不同深度處分別布設(shè)溫度傳感器(3)，所有溫度傳感器(3)處于同一垂直線上，溫度傳感器(3)之間通過電纜線(6)連接，電纜線(6)露出土體表面的端部設(shè)有測試端口(7)。進一步的，所述路基模型(1)為方形。進一步的，所述TDR探管(4)的型號為TRIME-T3，所述溫度傳感器(3)的型號為KLZT-5085。進一步的，所述沉降板(2)的底板尺寸：長200mm×寬200mm、厚3～5mm，所述連接管為防銹處理后的鍍鋅鋼管，連接管的規(guī)格為0.4m、0.8m、1.2m和1.6m，路基模型(1)土體表面處的沉降板(2)不設(shè)連接管。進一步的，所述路基模型(1)的尺寸為長3m×寬1.6m×高1.9m，粗砂排水層(5)高20cm；所述沉降板(2)所在列與所述TDR探管(4)所在列間隔距離為60cm，所述溫度傳感器(3)與沉降板(2)所在列的水平距離為30cm，溫度傳感器(3)與路基模型(1)短邊一側(cè)的水平距離為100cm，溫度傳感器(3)分別在路基模型(1)的土體表面以下10cm、20cm、40cm、70cm、110cm、130cm、150cm和190cm深度處布設(shè)；所述沉降板(2)分別在距路基模型1土體底部0.4m、0.8m、1.2m、1.6m、1.9m處埋設(shè)，沉降板(2)的水平間距均為50cm；所述TDR探管(4)的水平間距均為100cm。進一步的，所述環(huán)境發(fā)生器的溫度范圍為：-30～+80℃；從+30℃降溫至-20℃的時間不大于240min；濕度范圍：0～100％。一種干濕交替環(huán)境下脹縮性土路基的變形模擬裝置的模擬方法，具體按照以下步驟進行：步驟1，確定當?shù)氐脑陆涤炅亢驮抡舭l(fā)量數(shù)據(jù)；步驟2，降雨過程：利用路基模型(1)上方的噴淋式降雨裝置控制每次降雨速率、降雨時間，直至路基模型1的土體充分飽和；每次降雨后采用TDR探管(4)測定路基模型(1)土體的含水量分布、采用沉降板(2)和3cm量程百分表測定路基模型(1)土體的變形情況；步驟3，蒸發(fā)過程：以降雨后的土體作為初始狀態(tài)，設(shè)定環(huán)境發(fā)生器的溫度、濕度，連續(xù)蒸發(fā)，月蒸發(fā)量作為蒸發(fā)終止條件；蒸發(fā)過程中采用溫度傳感器(3)觀測路基模型(1)土體的溫度、采用TDR探管(4)觀測路基模型(1)土體的含水量、采用沉降板(2)和3cm量程百分表觀測路基模型(1)土體的變形情況；步驟4，降雨過程和蒸發(fā)過程交替進行，直至達到月蒸發(fā)量則蒸發(fā)終止。進一步的，所述步驟2中每次降雨速率為20mm/h、降雨時間為15分鐘。進一步的，所述步驟3中，連續(xù)蒸發(fā)的時間為月蒸發(fā)量與日蒸發(fā)量的比值，當土體蒸發(fā)時，日蒸發(fā)量由式(1)計算：式中：E——日蒸發(fā)量，mm/d；?！柡驼魵鈮汉蜏囟汝P(guān)系曲線的斜率kPa/℃；Qn——土表面凈輻射量，mm/d；η——為濕度常數(shù)66Pa/℃；Ea——為干燥力，mm/d；A——為土表面相對濕度的倒數(shù)；將土體表面變成自由水面時，式(1)中A變成100％，即A＝1，此時式(1)簡化為式(2)：整理后有：其中為與溫度有關(guān)的無量綱數(shù)，與溫度的關(guān)系查詢《土壤水動力學》雷志棟編P200的表5.3得到。進一步的，所述步驟3中，環(huán)境發(fā)生器的溫度設(shè)定為40℃、濕度設(shè)定為50％。相對于現(xiàn)有技術(shù)，本發(fā)明的有益效果為：本發(fā)明以環(huán)境發(fā)生器為技術(shù)平臺，結(jié)合土壤水能量理論，運用加速試驗理論，確定室內(nèi)模型試驗的環(huán)境模擬控制因素；采用TDR探管、溫度傳感器、沉降板、3cm量程百分表測定路基模型的土體參數(shù)，測定結(jié)果準確可靠，對深入研究干濕交替環(huán)境下脹縮性土路基變形具有重要意義；提出干濕交替環(huán)境下脹縮性土的災變機理，為室內(nèi)試驗、理論模型與實際工程的聯(lián)系建立一個橋梁，可有效地解決干濕交替環(huán)境下脹縮性土相關(guān)災變問題；同時，可為相似工程提供一種有效的研究方法和技術(shù)手段。附圖說明為了更清楚地說明本發(fā)明實施例或現(xiàn)有技術(shù)中的技術(shù)方案，下面將對實施例或現(xiàn)有技術(shù)描述中所需要使用的附圖作簡單地介紹，顯而易見地，下面描述中的附圖僅僅是本發(fā)明的一些實施例，對于本領(lǐng)域普通技術(shù)人員來講，在不付出創(chuàng)造性勞動的前提下，還可以根據(jù)這些附圖獲得其他的附圖。圖1a是本發(fā)明實施例中TDR探管、溫度傳感器、沉降板的布設(shè)平面圖。圖1b是本發(fā)明實施例中TDR探管埋設(shè)剖面圖。圖1c是本發(fā)明實施例中溫度傳感器埋設(shè)剖面圖。圖1d是本發(fā)明實施例中沉降板埋設(shè)剖面圖。圖2是紅粘土滲透系數(shù)預測曲線。圖3a是蒸發(fā)初始階段土體無裂痕時各層土體含水量曲線。圖3b是第一次蒸發(fā)結(jié)束土體有裂痕時各層土體含水量曲線。圖4是土體有裂隙和無裂隙的累計入滲量隨時間變化的比較。圖5是土體有裂隙和無裂隙的入滲強度隨時間變化的比較。圖6是第一次降雨過程中3號TDR探管附近土體內(nèi)水分入滲擬合曲線。圖7a是第一次降雨過程中各測試點隨時間的土體變形曲線。圖7b是第二次降雨過程中各測試點隨時間的土體變形曲線。圖8a是第一次蒸發(fā)過程中各時間點不同土層的溫度變化曲線。圖8b是第二次蒸發(fā)過程中各時間點不同土層的溫度變化曲線。圖9a是第一次蒸發(fā)過程中各測試點的土體變形曲線。圖9b是第二次蒸發(fā)過程中各測試點的土體變形曲線。圖中，1.路基模型，2.沉降板，3.溫度傳感器，4.TDR探管，5.粗砂排水層，6.電纜線，7.測試端口，8.測桿。具體實施方式下面將結(jié)合本發(fā)明實施例中的附圖，對本發(fā)明實施例中的技術(shù)方案進行清楚、完整地描述，顯然，所描述的實施例僅僅是本發(fā)明一部分實施例，而不是全部的實施例?；诒景l(fā)明中的實施例，本領(lǐng)域普通技術(shù)人員在沒有做出創(chuàng)造性勞動前提下所獲得的所有其他實施例，都屬于本發(fā)明保護的范圍。脹縮性土的干濕循環(huán)與環(huán)境因素密切相關(guān)，因此在模型試驗中對自然環(huán)境的模擬至關(guān)重要，特別是一些滿足工程應用尺度的物理模型的尺寸較大，對環(huán)境模擬技術(shù)的要求更高。本發(fā)明以環(huán)境發(fā)生器為技術(shù)平臺，結(jié)合土壤水能量理論，運用加速試驗理論，確定室內(nèi)模型試驗的環(huán)境模擬控制因素；并建立大型紅粘土路基模型，開展脹縮性土路基的干濕變形機制的研究。1.路基模型的填筑：試驗在環(huán)境發(fā)生器內(nèi)進行。環(huán)境發(fā)生器可實現(xiàn)對溫度、濕度、降雨、風等氣候環(huán)境變量的模擬，本試驗主要應用其對溫度、濕度的控制，本實驗的降雨通過噴淋式注水裝置，利用環(huán)境發(fā)生器的降雨功能可以有效地控制降雨速率、降雨量、降雨范圍等參數(shù)。溫度范圍：-30～+80℃；降溫速度：從+30℃降溫至-20℃，時間不大于240min。試驗槽的尺寸為5m×3m×3m，由鋼板分隔為三個尺寸相等的小試驗槽(3m×1.6m×3m)。取其中一個小試驗槽填筑土樣，制作路基模型1(3m×1.6m×1.9m)。填筑土樣采用紅粘土，風干、碾碎，過10mm篩；填筑干密度控制為1.27g/cm3(天然干密度)。2.模型參數(shù)的監(jiān)測方案：TDR探管4、溫度傳感器3、沉降板2的布設(shè)平面圖，見圖1a，路基模型1為方形，沉降板2延路基模型1的長度方向布設(shè)一列，沉降板2的水平間距均為50cm；TDR探管4延路基模型1的長度方向布設(shè)一列，TDR探管4的水平間距均為100cm；沉降板2所在列與TDR探管4所在列間隔距離為60cm，溫度傳感器3布設(shè)在路基模型1內(nèi)、沉降板2所在列與TDR探管4所在列之間，溫度傳感器3與沉降板2所在列的水平距離為30cm，溫度傳感器3與路基模型1短邊一側(cè)的水平距離為100cm。1)含水量監(jiān)測，采用TRIME-T3型管式TDR土壤剖面含水量測量系統(tǒng)，通過埋設(shè)在路基模型1內(nèi)的TDR探管4監(jiān)測土體含水量的變化，TDR探管4埋設(shè)的剖面圖，見圖1b，相鄰的TDR探管4底端不在同一平面(編號為1-3號)，路基模型1的下方設(shè)有高20cm的粗砂排水層5；TDR探管4的型號為TRIME-T3，主要技術(shù)指標：測量范圍0～60％，精度3％以內(nèi)。2)溫度監(jiān)測，溫度傳感器3的型號為KLZT-5085。根據(jù)農(nóng)學中地溫研究表明，當深度按算術(shù)級數(shù)增加時，土壤溫度變化的振幅按幾何級數(shù)減少。因而表層溫度變化梯度更大，溫度傳感器3的埋設(shè)剖面圖，見圖1c，分別在路基模型1的土體表面以下10cm、20cm、40cm、70cm、110cm、130cm、150cm和190cm深度處布設(shè)8個溫度傳感器3，以加密表層深度范圍內(nèi)溫度測點，所有溫度傳感器3處于同一垂直線上，溫度傳感器3之間通過電纜線6連接，電纜線6露出土體表面的端部設(shè)有測試端口7。溫度傳感器3的主要技術(shù)指標：靈敏度0.05℃，精度±0.1℃，測量范圍-45℃～+85℃，線性誤差0.05℃。3)沉降監(jiān)測，沉降監(jiān)測采用沉降板2，沉降板2由底板和連接管構(gòu)成，連接管連接測桿8，測桿8延伸出路基模型1的土體表面；底板尺寸：長200mm×寬200mm、厚3～5mm，連接管可用鍍鋅鋼管(做防銹處理)。連接管按埋設(shè)要求做成0.4m、0.8m、1.2m、1.6m四個規(guī)格，路基模型1土體表面的沉降板2可不用連接管。埋設(shè)方法：考慮到模型的尺寸，過多的沉降板2務(wù)必影響到路基模型1填筑的質(zhì)量，故只監(jiān)測5個分層厚度，即40cm為一分層。當填土到0.4m、0.8m、1.2m、1.6m、1.9m高度時，按圖1d中的設(shè)定位置埋設(shè)沉降2板，埋設(shè)過程需保證沉降板2的底板水平，連接管豎直。測試方法：在路基模型1的內(nèi)壁上固定一根鋼管，將磁性表座固定在鋼管上，在磁性表座上安裝3cm量程百分表，所有測桿8均與3cm量程百分表連接；通過百分表讀數(shù)監(jiān)測土體變形。3.環(huán)境模擬控制因素的設(shè)定：1)南寧地區(qū)的歷年氣候資料：《膨脹土地區(qū)建筑技術(shù)規(guī)范》(GBJ112-87)附錄二中國部分地區(qū)的蒸發(fā)力及降雨量表，得南寧地區(qū)的全年蒸發(fā)量與降雨量，見表1。表1南寧地區(qū)的全年蒸發(fā)量與降雨量表1表明，5～8月為南寧的雨季，降雨量占全年的63.02％，蒸發(fā)量占全年的52.78％，降雨量大于蒸發(fā)量，土壤水分運動以降雨入滲為主；9～12月為南寧的干季，這4個月的降雨量只占全年的19.13％，蒸發(fā)量卻占全年的28.06％，蒸發(fā)量大于降雨量，土壤水分運動以蒸發(fā)為主。2)Penman公式計算自由水面日蒸發(fā)量：當土體蒸發(fā)時，日蒸發(fā)量可由Penman-Wilson公式，即式(1)計算：式中：E——日蒸發(fā)量，mm/d；?！柡驼魵鈮汉蜏囟汝P(guān)系曲線的斜率kPa/℃；Qn——土表面凈輻射量，mm/d；η——為濕度常數(shù)66Pa/℃；Ea——為干燥力，mm/d；A——為土表面相對濕度的倒數(shù)。將土體表面變成自由水面時，式(1)中A(相對濕度的倒數(shù))就變成100％，即A＝1，此時Penman-Wilson退化成傳統(tǒng)的Penman公式，即式(2)：整理后有：其中為與溫度有關(guān)的無量綱數(shù)，其與溫度的關(guān)系可查詢《土壤水動力學》(雷志棟編)P200的表5.3。試驗環(huán)境下，Qn可忽略不計，主要計算為Ea，Ea＝0.26(es2-e2)(1+0.54u2)，其中(es2-e2)為2米高度處的飽和差(100Pa)；u2為2m高度處的風速。3)自由水面蒸發(fā)量試驗：為了驗證Penman公式估算自由水面蒸發(fā)量的偏差，同時也為后期的環(huán)境模擬參數(shù)的設(shè)置提供參考，先在恒溫恒濕箱里做自由水面蒸發(fā)量試驗。恒溫恒濕箱設(shè)置溫度為40℃，濕度按30％、40％、50％、60％、70％、80％進行，測出不同濕度下的日蒸發(fā)量。蒸發(fā)皿采用5種不同直徑：6.8cm(250ml燒杯)、9.2cm(600ml燒杯)、10.7cm(1000ml燒杯)、13.1cm(2000ml燒杯)、19cm(5000ml大燒杯)，同時裝水稱重，放進恒溫恒濕箱蒸發(fā)1晝夜，取出稱重，換算出自由水面日蒸發(fā)量。試驗結(jié)果如表2所示。表2不同濕度下的自由水面日蒸發(fā)量由表2可得初步規(guī)律：1)隨著濕度的增加，日蒸發(fā)量呈遞減的趨勢；2)蒸發(fā)皿的直徑對日蒸發(fā)量有一定的影響，11～19cm段蒸發(fā)量基本保持恒定值。為了模型試驗中對自由水面蒸發(fā)量測定的方便和精確，故選擇2000ml燒杯(直徑13.1cm)作為蒸發(fā)皿。將溫度和濕度(干燥力Ea)值代入式(3)，得各種溫度和濕度下的自由水面日蒸發(fā)量估算值，與實測值進行比較，見表3。表3自由水面蒸發(fā)量估算值與實測值從表3可知，恒溫恒濕箱控制溫度40℃，濕度依次為30％、40％、50％、60％、70％、80％時，按Penman公式計算，不考慮風速，理論值與實測值偏差很大?？紤]到恒溫恒濕箱內(nèi)一直有吹風，使箱內(nèi)溫度和濕度達到均勻；因此需考慮風速的影響，后用風杯式風速表測定，箱內(nèi)平均風速為1.6m/s。考慮風速(1.6m/s)的影響，采用Penman公式重新計算，理論值與實測值比較吻合。結(jié)論：可以采用式(3)(Penman公式)對自由水面日蒸發(fā)量進行估算，但必須根據(jù)實際情況確定是否考慮風速的影響。環(huán)境發(fā)生器和恒溫恒濕箱具有相同的原理，但后者空間小，所以必須考慮風速的影響；前者是否應該考慮風速的影響，需要根據(jù)測定的風速而定。4)環(huán)境因素施加方案：結(jié)合上述1)、2)和3)討論的內(nèi)容，運用加速試驗理論，可確定模型試驗環(huán)境因素的施加方案：以9月、10月、11月、12月四個月的降雨量和蒸發(fā)量為環(huán)境控制因素。降雨過程：控制降雨速率(20mm/h)，不控制降雨量，讓土體充分飽和。蒸發(fā)過程：以降雨后的土體作為初始狀態(tài)，施加環(huán)境影響(模擬夏季自然界氣候選擇溫度40℃，濕度50％)，連續(xù)蒸發(fā)，月蒸發(fā)量作為蒸發(fā)終止條件。則由Penman公式計算控制的蒸發(fā)試驗所需時間見表4。表4各次循環(huán)的連續(xù)蒸發(fā)時間模擬月份9月10月11月12月月總蒸發(fā)量(mm)101.981.746.135.3Penman公式估算日蒸發(fā)量(mm/d)8.168.168.168.16連續(xù)蒸發(fā)時間(d)12.5105.54利用式(3)對環(huán)境發(fā)生器中的自由水面蒸發(fā)量進行估算，經(jīng)測定，環(huán)境發(fā)生器內(nèi)處于密閉狀態(tài)，基本不要考慮風速的影響。4.試驗結(jié)果及分析：1)紅粘土的入滲特性：裂隙性是紅粘土的一個重要特征，它對強度衰減和變形特性有強烈的影響。含水量的變化引起土體脹縮變形達到一定程度時，土中產(chǎn)生裂隙；裂隙的存在破壞了土體的整體性，減低了強度，同時便于土中水分遷移，使得脹縮性能更加顯著。另外，裂隙性質(zhì)會極大的影響土體滲透性，紅粘土在入滲吸濕過程中，土體內(nèi)部形成優(yōu)先流，滲透系數(shù)很大，同時隨著吸濕程度的增加，原先已開裂的裂隙也逐漸閉合，這時路基模型1的土體成為連續(xù)介質(zhì)，土體的滲透系數(shù)減小。非飽和土滲透系數(shù)的測定可在試驗室或在現(xiàn)場進行，現(xiàn)場原位方法利用了現(xiàn)場土的不均勻性和各向異性使?jié)B透系數(shù)的原位測試優(yōu)于室內(nèi)試驗，通常在非飽和土中存在的裂隙、斷裂、張裂縫及根孔等不可能在試驗室用小試件得到其代表性，此外，試驗室試件還受到取樣擾動的影響。除了直接測量滲透系數(shù)外，還可采用間接方法對非飽和滲透系數(shù)進行預測。比如，可以利用土水特征曲線預測非飽和土滲透系數(shù)。本文采用Fredlund和Xing(1994)法預測，此法采用土水特征曲線公式，見式(4)：其中：ψave是土體的進氣值；ψr是相應于殘余含水量θr的吸力；θr可認為是土水特征曲線的一個折點；θ′是對吸力的微分；y是代表吸力的積分變量；θ代表體積含水率，ψ代表基質(zhì)吸力為了計算的方便，我們對吸力采用對數(shù)坐標范圍內(nèi)積分，則式(4)可轉(zhuǎn)化為：y表示基質(zhì)吸力對數(shù)坐標上的積分變量，b＝In(1000000)。由式(5)以及紅粘土的土水特征曲線可得出非飽和紅粘土的滲透系數(shù)，如圖2所示。模型試驗中，采用雙環(huán)滲透試驗測量土的滲透系數(shù)，試驗分別在土體蒸發(fā)前的初始階段、第一次干濕循環(huán)蒸發(fā)階段結(jié)束時，對1號TDR探管4的位置進行入滲。試驗所使用的雙套環(huán)滲透儀的外環(huán)直徑為45.2cm，內(nèi)環(huán)直徑為22.6cm，內(nèi)外環(huán)高均為15cm。在內(nèi)外環(huán)體內(nèi)側(cè)標記刻度，內(nèi)外環(huán)體下部均設(shè)刃口，方便插入土體并防止邊壁滲漏。滲透系數(shù)按照《土工試驗規(guī)程》(SDS01-79)，按下式計算滲透系數(shù)值：其中，k為滲透系數(shù)(cm/s)；Q為滲透流量(cm3/s)；A為內(nèi)環(huán)面積(400cm2)，H1為試驗時水的入滲深度(cm)，H2為貯水坑中水的深度(cm)，H3為相當于作用毛細管力的水柱高度(cm)，H3根據(jù)不同土質(zhì)查表取值。進行雙環(huán)滲透試驗初，測量表層土體的體積含水量，然后進行入滲，求得表土的初始滲透系數(shù)，計算結(jié)果見表5。表5無裂隙和裂隙存在時土體的原位滲透系數(shù)比較無裂隙和有裂隙兩種狀況條件下的滲透系數(shù)，可知裂隙存在條件土體的含水量均比無裂隙時小，但滲透系數(shù)卻大很多，這與圖2滲透系數(shù)曲線結(jié)果明顯矛盾。實際上，上述試驗和計算方法得出的土體滲透系數(shù)是基于土體為連續(xù)介質(zhì)，而實際工程中，高吸力對應的土體含水率較低，土體表面開裂嚴重，土體已不能用連續(xù)介質(zhì)理論來描述。裂隙的大量存在，導致土體內(nèi)部形成不同程度的優(yōu)先流，造成現(xiàn)場所測滲透系數(shù)偏大。測量初始階段1號TDR探管4附近土體水分入滲，變化曲線如圖3a-3b所示；比較在無裂隙和裂隙存在條件下土體裂隙的入滲可知，1號TDR探管4對應為212分鐘、16分鐘，路基模型1的土體各層達到飽和時的時間比無裂隙時短很多。由于裂隙存在導致土體產(chǎn)生優(yōu)先流，土體迅速飽和。由于裂隙貫穿整個土層，使水沿著裂隙流入到土體深部，造成所測土體各層含水量基本相近，達到飽和。土體有裂隙和無裂隙的累計入滲量隨時間變化的比較，見圖4；土體有裂隙和無裂隙的入滲強度隨時間變化的比較，見圖5；由圖4、圖5可知，在初始狀態(tài)無裂隙條件下，同一時間，土體的水分入滲量遠小于裂隙存在條件的入滲量，這是因為裂隙的存在，使土體入滲形成優(yōu)先流，造成入滲量增大很多。而由于紅粘土的弱脹縮性，造成土體入滲后期，裂隙并不完全閉合，所以其入滲強度仍維持較高水平(0.1cm/min)，所以累計入滲量仍有較快增長。2)降雨過程：噴淋式注水裝置模擬降雨，按降雨強度(20mm/h)降雨15分鐘，根據(jù)平均月降雨量確定；選擇20mm/h、15分鐘使降雨強度和時間適當，有利于水分入滲，不在路基表面聚集。)，停止，測3號TDR探管4的含水量分布；繼續(xù)降雨15分鐘，停止，測3號TDR探管4的含水量分布和變形讀數(shù)；循環(huán)進行，直到路基模型1的土體含水量基本達到飽和。降雨過程中，監(jiān)測3號TDR探管4附近土體含水量的變化。第一次降雨過程中3號TDR探管4附近土體含水量分布數(shù)據(jù)見表6，第一次降雨過程中3號TDR探管4附近土體內(nèi)水分入滲擬合曲線見圖6；各測點的飽和時間見表7。表6第一次降雨過程中3號TDR探管附近土體含水量分布表7各測點飽和時間深度(m)降雨累計時間(min)累計入滲時間(min)0.245650.4751350.6901730.81202471.01503041.21803621.42103991.62254401.8225440各沉降板2埋設(shè)深度：1#——表層，2#——0.3m，3#——0.7m，4#——1.1m，5#——1.5m。降雨過程中，膨脹為正，沉降為負。第一次、第二次降雨過程中土體的變形情況，見圖7a-7b。從圖7a-7b可以看出：1)第一次降雨過程，土體發(fā)生膨脹變形，但變形量不大，最大值為0.25mm。隨后土體發(fā)生沉降變形，最大值為0.865mm。土體發(fā)生膨脹的主要原因是土體吸水后體積增大，推測沉降的原因是土體吸水后重度增大。2)經(jīng)過一次干濕循環(huán)后，土體在降雨過程中發(fā)生的膨脹變形明顯增大，且變形量與土層厚度明顯有關(guān)，最大值為4.3mm，最小值為0.41mm。土體發(fā)生膨脹的主要原因是土體經(jīng)過一次蒸發(fā)過程，含水量降低，降雨過程中土體吸水后體積膨脹。3)蒸發(fā)過程：在蒸發(fā)過程中，觀測了路基模型1的土體溫度、含水量、變形量的變化，測定了每天的自由水面蒸發(fā)量和表土蒸發(fā)量。第一次蒸發(fā)過程：從12月25日11：00開始實施環(huán)境因素，至1月6日23:00終止，共12.5天。第二次蒸發(fā)過程：從1月9日11：00開始實施環(huán)境因素，至1月18日11:00終止，第二次蒸發(fā)過程共10天。溫度測定按每天9:00、15:00、21:00三個時間點采集數(shù)據(jù)，變化趨勢見圖8a-8b，選取每天9點的數(shù)據(jù)匯總成表8、表9。表8第一次蒸發(fā)過程中每天9點的溫度數(shù)據(jù)表9第二次蒸發(fā)過程中每天9點的溫度數(shù)據(jù)深度(m)蒸發(fā)初始狀態(tài)蒸發(fā)第3天蒸發(fā)第5天蒸發(fā)第7天蒸發(fā)第9天蒸發(fā)結(jié)束1.925.125.425.625.625.825.81.525.425.826.026.026.126.31.326.026.326.326.326.526.81.126.626.726.526.626.927.20.728.026.827.428.128.729.10.425.127.028.629.630.330.70.221.129.130.831.632.132.50.120.330.732.032.532.833.1由圖8a-8b和表8-9可知，溫度隨著蒸發(fā)過程的持續(xù)，逐漸向模型底部傳遞。表層土體變化大，從20.3℃變化到33.1℃，變化幅度12.8℃；深部土體變化較小，從25.1℃變化到25.8℃，變化幅度0.7℃。蒸發(fā)過程中土體的變形情況，見圖9a-9b。蒸發(fā)過程中，以沉降為正，膨脹為負。從圖9a-9b可以看出，第一次蒸發(fā)過程土體最大沉降量為3.48mm，第一次蒸發(fā)過程土體最大沉降量為5.2mm。表層沉降比較明顯，底部沉降不明顯，與大氣影響深度有關(guān)。在環(huán)境因素終止后，土體沉降迅速增大，與測桿的熱脹冷縮有關(guān)。需要說明的是，在本文中，術(shù)語“包括”、“包含”或者其任何其他變體意在涵蓋非排他性的包含，從而使得包括一系列要素的過程、方法、物品或者設(shè)備不僅包括那些要素，而且還包括沒有明確列出的其他要素，或者是還包括為這種過程、方法、物品或者設(shè)備所固有的要素。在沒有更多限制的情況下，由語句“包括一個……”限定的要素，并不排除在包括所述要素的過程、方法、物品或者設(shè)備中還存在另外的相同要素。以上所述僅為本發(fā)明的較佳實施例而已，并非用于限定本發(fā)明的保護范圍。凡在本發(fā)明的精神和原則之內(nèi)所作的任何修改、等同替換、改進等，均包含在本發(fā)明的保護范圍內(nèi)。當前第1頁1 2 3