一、研究意义与研究内容　　残积土是母岩风化就地堆积的产物，由于母岩差异性和各种地质风化作用，使得残积土具有很强的区域性，致使该类土的工程性质及力学行为具有很大的不同。残积土在干旱、半干旱地区分布广泛，这些地区地下水位相对较低，土体天然状态下多处于非饱和状态，孔隙水压通常为负值，这与其赋存环境相关。事实上，许多工程地质问题和灾害都与土体的非饱和性质有关，而在工程设计中，残积土地区的工程建设一般不能简单地采用其它地区的经验。由于越来越多的建筑基础、基坑和轨道建立于这类土上，残积土又通常用作建筑材料，加强认识该类具有显著区域性土类（比如花岗岩残积土）的特殊性至关重要，也正因如此，系统开展花岗岩残积土饱和-非饱和的力学性能与干湿循环效应研究，有助于深化对对其工程特性的认识，具有应用意义与学术价值。　　热带亚热带地区的气候条件通常表现为降雨入渗与蒸发蒸腾的交替特征，必然出现表层土体的多次干湿循环，这也是引起岩土工程灾害的最主要环境破坏因素，干湿循环过程中土中水分分布及其力学性质会发生显著变化，可能引发很多基础灾害，比如基础设施或地基基础的破坏。由于花岗岩残积土生成于湿热气候条件，该类土常经历强降水和持续干旱等干湿循环作用，从而易导致各种工程问题的发生。前人对干湿循环作用下土体工程性质的研究多限于一次干湿循环或膨胀土、人工填土（粉煤灰、水泥、石灰或有机聚合物混合物）和重塑土在多次干湿循环下的边坡稳定性分析、土体固结沉降研究，对原状花岗岩残积土在多次干湿循环下的工程性质变化特征认识还有待深入。　　本文在前人研究基础上，考虑到花岗岩残积土的广泛分布、工程应用、地质成因和气候等因素，以广东省江门市深茂铁路段花岗岩残积土为对象，重点研究了花岗岩残积土的基本特性、多次干湿循环效应、微观结构、基质吸力和抗剪强度的关系等工程性状，以期揭示花岗岩残积土工程特性随干湿循环的演化规律，为花岗岩残积土地区工程建设的安全性和经济性提供参考。论文的主要研究内容如下:　　1、考虑深度影响的花岗岩残积土基本工程力学特性;　　2、提出改进的非饱和土抗剪强度公式;　　3、建立花岗岩残积土电阻率和基质吸力的关系;　　4、分析干湿循环对花岗岩残积土土水特征曲线和微观结构的影响　　5、分析干湿循环对花岗岩残积土抗剪强度的影响。　　二、花岗岩残积土的基本工程力学特性　　以广东省江门市花岗岩残积土为研究对象，采用原位试验与室内试验研究了不同深度土体的基本工程力学特性。通过现场调研及原位试验，分析了土体沿深度变化的静力触探与地震波扁铲侧胀现场测试结果;以《铁路工程土工试验规程》为依据，开展了颗粒分析、密度、液塑限、矿物成分等物性试验及固结压缩、直剪、无侧限压缩段三轴等力学试验。同时，为分析论证该场地花岗岩残积土强度特性沿深度的变化性状与非饱和效应，使用压力板仪量测了不同深度处花岗岩残积土的土-水特征曲线。　　1.花岗岩残积土现场测试结果　　1)静力触探试验(CPT)　　图1分别给出了现场花岗岩残积土静力触探锥尖阻力（qt），侧摩阻力（fs）和摩阻比（Rf％）沿深度方向的变化。根据静力触探土质划分标准，花岗岩残积土介于粘土和粉砂质粘土之间。根据经验公式可由CPT结果得出该土体的若干物理力学参数指标(比如OCR、K0、侧限压缩模量和Su)，发现存在很大的差异性，这反映了其具有很强的各向异性。　　2)地震波扁铲侧胀试验(SDMT)　　图2给出ID、KD和ED沿深度的分布曲线。可以看出随着深度的增加，ID、KD和ED呈衰减趋势，且ED衰减更快，在6m以下趋于稳定。DMT参数的变化反映土层沿深度方向上级配、密度和风化程度的变化。　　OCR值和K0由KD根据经验公式估算获得，结果表明这些参数在深度2～6m范围内变化明显，反映了所研究的土体自然变异性。与正常同结土相比，表层的土体表现出显著的超固结性，5m以下土体沿深度方向由轻度超固结变化为正常固结。　　2.花岗岩残积土基本物性特征　　表1给出了花岗岩残积土沿深度方向物理试验特性，土体表现出孔隙比、液塑限较高而密度较低的特性。依据收缩和自由膨胀率指标，该试验土体膨胀性不大，不属于膨胀土范畴。总体上，沿深度方向土样胀缩性逐渐减小，密度略有降低，孔隙比则有所增加。　　不同探度花岗岩残积土的级配曲线如图3所示，不难看出，该土体的颗粒大小在一定范围内变化，属于砂质粘性土。花岗岩残积土沿深度方向物理性质的变化与土的结构和风化程度有关，基于X射线衍射分析结果，发现其粘土矿物成分以高岭石为主，含少量伊利石，原生矿物则主要为石英、黄铁矿和三水铝石。扫描电镜试验表明，天然状态下花岗岩残积土呈张开的边-边、边-面接触的絮凝结构;颗粒内部和和颗粒间存在诸多孔洞。随着深度增加，室内基本物理性质与原位试验结果表现出较好一致性。　　与其它天然土体相比，残积土表现出显著不同的特性，也很难用常规分类方法进行分类。因此，考虑液塑限、颗粒级配、基本物性指标及塑性分类图（图4），花岗岩残积土归为低密度、含砂高液限粘性土。　　3.花岗岩残积土基本力学试验特性　　表2与图5给出的是花岗岩残积土固结压缩试验、直剪试验与单轴抗压强度试验结果，由此可见，花岗岩残积土e-logP曲线沿深度方向变化明显，先期固结压力PC在87kPa到200kPa范围内变化。压缩系数av沿深度增加逐渐变大，17m之后减小，天然状态下土体具有中、高压缩性。土体强度沿深度方向电发生变化，由于风化硬化层的存在和胶结作用的影响，表层土体较为坚硬且具有中等压缩性，强度指标粘聚力C和内摩擦角ψ沿深度方向发生变化，尤以粘聚力变化更为明显。　　4.花岗岩残积土土-水特征曲线(SWCC)　　用压力板对不同深度原状土体进行试验，最高基质吸力高达1500kPa，得到脱湿SWCC。利用van Genuchten(1980)模型得到完整土水特征曲线和相应的拟合参数，如图6所示。　　受土样不均匀性影响，拟合参数随深度增加在一定范围内变化。表层附近最大，随深度增加，在5.0-7.0m区域降低至较低值，随后继续增加。与其他深度土体相比，浅层土体中虽然具有更宽的颗分范围，但含水率与基质吸力变化不大。　　5.原状花岗岩残积土随深度变化的三轴剪切试验研究　　1)样品制备和试验方法　　制备花岗岩残积土的原状试样需要先从岩芯样切取合适尺寸，然后修整成所需尺寸的三轴样（如图7）。试验土样高80mm,直径39.1mm。由于土中含有较大粒径的颗粒，削样时要格外小心，由于削除大颗粒形成的孔洞需要用削下的土填充完整。　　利用常规三轴试验系统（图8）开展固结不排水三轴试验，研究花岗岩残积土沿深度方向饱和抗剪强度特性。在0.073％/min剪切速率下，分别控制围压50、100、200和300kPa进行试验，最大剪应变达到20％时停止试验。　　2)三轴剪切试验结果分析　　(1)原状土应力-应变关系沿深度变化　　由应力-应变关系曲线可获得不同围压条件下的最大剪切强度，结果表明，随着轴向应变增加，偏应力增加到最大值（即峰值电）继续增加应变，偏应力保持不变或有所减小。同时，随着轴向应变增加，超静孔隙水压力先增大到峰值点，然后减小到某一恒定值。由于加载初期孔隙水压力快速增加，所有试样在高围压下均没有负孔压。总体而言，大多数试样在剪切过程中表现出剪缩性状，与正常固结或轻度超固结土特点相符。　　(2)饱和抗剪强度参数沿深度变化　　运用摩尔-库伦屈服准则得到剪切应力参数和有效剪切应力参数沿深度方向的变化曲线（见图9）。与总应力强度参数相比，有效应力的粘聚力减小，而内摩擦角增大。与直剪试验相比，饱和抗剪强度参数随深度变化趋势类似，但数值不同。在均质性较差的土中直剪试验存在明显缺陷。土的有效强度和饱和强度参数（粘聚力和内摩擦角）随深度的变化，也表现出先下降后增加的趋势。　　3)邓肯-张模型参数随深度变化　　利用邓肯-张模型来表征花岗岩残积土应力-应变关系。结果表明，邓肯张模型中ε/（σ1-σ3）～ε很好得符合线性关系。不同深度处土样在不同围压作用下，分别得到邓肯-张模型的拟合参数、初始模量（Ei）、偏应力最大值((σ1-σ3）ult）。由于土的非均质性，初始剪切模量(Ei)和围压（σ3）并不完全满足双对数坐标下的直线关系，对该类土建立本构模型时应充分考虑其结构性。　　6.非饱和抗剪强度沿深度变化　　利用土-水特征曲线和Vanapalli等人(1996b)模型的饱和抗剪强度参数，可以沿深度得到基质吸力对抗剪强度的贡献和预测天然花岗岩残积土非饱和抗剪强度。抗剪强度随不同基质吸力的变化呈现出非线性关系（图10）。图11给出了不同基质吸力下，保持恒定净法向应力（σ-ua=100kPa），抗剪强度沿土的深度方向呈现非线性变化。在试验深度范围内，抗剪强度沿深度呈现先减小再增大的趋势，表层附近抗剪强度值最大，在3深度区域(5.0-7.0m)强度值降低至最低值，而后逐渐增大。变化规律与其他工程特性相一致。这可能是颗粒排列、颗粒级配、孔隙比、密度、风化程度及胶接结构共同作用的结果。在此类地区开展工程建设需格外注意这点。　　三、对非饱和土抗剪强度公式的改进　　非饱和土的抗剪强度具有两个独立的应力状态变量，即净正应力（σ-μa）和基质吸力（μa-μw）。基质吸力对非饱和抗剪强度的贡献被称为吸附强度。但直接测量非饱和土的抗剪强度不仅复杂、造价高昂、耗时长，而且需要专门的仪器设备。因此，一些研究者利用试验经验来预测基质吸力。些方程是基于水土特征曲线(SWCC)和饱和抗剪强度参数，其他的是基于数学拟合。根据大量的调查发现，大多数公式对某种特定类型的土类适宜性较好，是否适用于多种土类尚有待深入探讨。　　在本研究中，提出了一种非饱和土抗剪强度的改进公式，基于大量的非饱和土抗剪强度试验数据，对非饱和土的吸附强度公式的有效性进行了验证　　1.非饱和土吸附强度方程　　在孔令伟等(2005)提出吸附强度公式基础上，提出非饱和土吸附强度的改进方程:τμs=a(μa-μw)b/1+c(μa-μw)b(1)式中a，b和c是拟合参数。如果基质吸力（μa-μw）是零，τμs也将等于零。在这个方程中，c值大于或等于零（即c≥0），b的值范围在0到1之间（即0≤b≤1）。这个方程的其他重要特性是:　　1)当a/c→0，τμs=max(μa-μw）;　　2)当c=0，τμs=a（μa-μw）b;　　3)当b=1&c=0，τμs=a（μa-μw）。其中a=tanψb。　　2.模型检验　　1)模型的试验数据验证　　使用前人的非饱和土抗剪强度研究的数据来验证模型的适用性，这些试验数据都是从原版刊物上的图表中提取。可以发现，该模型可以很好的描述不同类型土在不同类型土吸附强度与基质吸力的关系（图12）。　　2)几种非饱和强度方程的对比　　通过对比一些已有吸附强度预测方程，可以看出该方程能够更好的预测基质吸力与吸附强度之间的关系（如图13）。　　使用本文试验数据对本方程和已发表的其它方程并进行对比（图14），可以发现该方程对不同种类的土（如夯实土、残积土、膨胀土、粉砂土、粉砂）均有良好的拟合效果，相关系数值R2较高（表3），具有更好的适用性。其它方程只对特定类型的土体具有较好的相关性，但对其它土质相关性较差。因此，本方程在实际工程中有较为准确的描述土体性质同时具有更广的适用性，可推广至不同类型的土体。　　四、压实花岗岩残积土电阻率与基质吸力关联性研究　　近些年来，岩土物理学方法以其无损性、高效性、经济性，在岩土工程领域得到广泛应用。这些方法中，电阻率测试可以反映出土体中含水率、密度、结构性、液相组成等性质的变化，同时以其无损性，被视为描述土体内部性质变化的一种非常好的手段。考虑到电阻率和基质吸力二者均与含水率关系密切，因此试图建立电阻率和基质吸力间的关系。通过室内试验，建立了不同密度下残积土电阻率与基质吸力间的关系。　　1.试验方案　　试验用土取自广东省江门市的重塑残积土。土样所含矿物成分主要为黏土矿物、石英和少量黄铁矿和水铝矿，其物理性质指标和颗粒分布如表4所示。土的最佳含水率为19.5％，对应的最大干密度1.71 g/cm3。在最佳含水率19.5％条件下制成100％(ρd=1.71 g/cm3)，97％(ρd=1.66g/cm3)，92％(ρd=1.57g/cm3)，87％(ρd=1.49g/cm3)四种不同干密度的试样备用。　　试验中电阻率测试设备主要由自制的电极装置和配有6伏直流电源的电子数据采集系统组成，测试时采集系统和电源通过电极与试样两端连接，如图15所示。　　2.电阻率测试　　1)干密度和含水率对电阻率的影响　　压实残积土的电阻率随着含水率和干密度的增大而减小，如图16、17所示。例如，保持22.35％恒定含水率条件下，干密度由1.49g/cm3上升1.57g/cm3，1.66g/cm3和1.71g/cm3，电阻率分别下降46.7％，69.5％和75.7％。同样，保持1.66g/cm3恒定干密度条件下，含水率由23.34％上升到25.44％，28.29％和32.21％，电阻率分别下降26.36％，59.91％和80.67％。这可能是由于大孔隙或电流路径的减小和开放絮凝状结构破坏所致。随着干密度的增大，粒间接触和孔隙连续性增大，因此电阻率减小。相同含水率情况下，电阻率随着干密度的增大有较明显的降低，且此变化趋势在含水率较低时十分明显，但在高含水率下相对微弱。由于不同土样可能含水率相同但干密度不同，因此，仅以含水率为判断土体电阻率的单一因素尚不全面。电阻率与干密度的关系可用指数方程来表示，如图17所示。　　2)电阻率-含水率特征曲线模型　　从图18的不同下密度土样的电阻率和体积含水率关系曲线形态看，可以用类似于vanGenuchten(1980) SWCC的“S形”方程表示，采用下式表征其含水率和电阻率之间的关系:R(θ)=Rr+Rs-Rr/[1+(a/θ)b]c(2)其中，R(θ)是与体积含水率相关的电阻率:Rs、Rr分别是饱和、残余电阻率:a是“S”形曲线的中点;b是与压实度、孔隙率和粒径分布相关的结构性参数;c是曲线型参数。　　图18的拟合效果表明，式(2)可很好描述花岗岩残积土的含水率与电阻率关系。随着干密度增大，孔隙比和模型参数Rs、Rr、a和c均出现下降。但b值随着干密度上升而上升，反映出高密度下孔隙分布的均一性。从曲线中可以看到，在饱和度较低时，气体填充着孔隙的大部分空间，横截面的导电路径减少，导致电阻率值很大。饱和度较高时，孔隙水形成了一种导电通道，截面导电路径增加，同时，降低溶液粘度也有助于降低电阻率。从图中还可以看到，电阻率增速在低于某一含水率后其增速有放缓的趋势，将这一点含水率称之为吸附含水率，对应的电阻率称为残余电阻率（Rr）。含水率低于吸附含水率后，电阻率增速大幅下降。　　2.土水特征曲线SWCC与干密度的关系　　选用压力板仪对压实土样的基质吸力进行测定。使用van Genuchten模型(1980)得到全段SWCC曲线和对应拟合参数，见图19。饱和体积含水率和残余含水率随着干密度的降低均出现增长，即土体的持水能力由于土中孔隙量的增大得到增强。土体进气值随干密度增大而增大。干密度的增长意味着孔隙体积和渗透性的降低，这是上述现象的出现的主要原因。试验发现，干密度对土水特征曲线形状也有重要影响。　　3.电阻率与基质吸力的关系　　为了建立电阻率与土体基质吸力间的定量关系，图20同时给出了SWCC曲线与含水率与电阻率关系曲线(RWCC)。可以看出，两种曲线形状相近且均具有非线性特征。曲线均可由两个转折点分为斜率不同的三段曲线，将中间较陡段称为过渡段。此段中，由于含水率快速变化引起有效导电截面积降低迅速，因此土体电阻率增速非常快。这些变化特征反映出土体脱湿过程中两种类型孔隙的特点，即大孔隙首先脱湿，然后是小孔隙。　　1)电阻率-基质吸力模型　　在对两种曲线（RWCC和SWCC）进行分析之后，基于改进的van Genuchten模型建立描述电阻率和基质吸力关系的数学模型，其表达式如下R(ψ)=Rr+Rs-Rr/[1+(a1ψ)b1]c1(3)其中，R(ψ)是以基质吸力为变量的电阻率;Rs为饱和电阻率;Rr为残余电阻率;a1、b1、c1为与固相特性相关的经验系数。　　可以看出，该模型对试验结果的拟合效果很好，电阻率随基质吸力的增长呈非线性增长关系（图21）。在基质吸力超过进气值后，随着脱湿程度与基质吸力的进一步增大，电阻率增长也增大。当含水率低于残余含水率后，电阻增长速率出现下降，这是因为此时土体对水的吸附力很强，即使很小的脱水量也需要很大的吸力才能达到。同时发现，干密度对电阻率-基质吸力关系有明显影响。同等吸力下，电阻率随着干密度的减小而增大。　　2)模型的适用性　　将所获得的RWCC参数和电阻率-基质吸力模型与SWCC模型参数进行对比。饱和体积含水率θs和残余体积含水率θr和对应的饱和电阻率Rr和残余电阻率Rs表现出相同的变化趋势。随着干密度的减小，孔隙比减小，因此θs和θr值增加。同样，在低密度下，Rs和Rr的值随着有效传导路径面积的减小而增大。　　其他拟合参数也出现了相关的线性关系。这种线性关系反映出这些参数所代表相似的物理意义。因此，在从RWCC模型中得到了对应的饱和和残余体积含水率后，使通过电阻率数据预测土的SWCC曲线成为可能。从该模型中同时可得到一些关键的土体参数。因此该模型可以快速、经济地解决与非饱和细粒土相关的问题。　　五、干湿循环效应对花岗岩残积土土-水特征曲线及孔径分布影响　　通过扫描电镜(SEM)、土-水特征曲线(SWCC)和孔径分布(POSD)研究多重干湿循环作用下原状花岗岩残积土水力学性状及微观力学演化。利用核磁共振(NMR)所量测的自旋-自旋弛豫时间(T2)分布来研究孔径分布(POSD)。　　1.核磁共振T2的理论简介　　核磁共振弛豫被初始信号振幅（表征总液、孔隙体积）和弛豫时间T2（与孔隙大小有关）的分布所表征。对饱和流体多孔介质（如土、岩石），T2的弛豫率1/T2是孔隙表面与体积(S/V)之比。Brownstein和Tarr(1979)提出:1/T2=ρ2(S/V)pore(4)式中，T2是横向弛豫时间，ρ2是表面弛豫系数，(S/V)pore是与孔径(D)有关的孔隙表面与体积比值，即(S/V)pore=Fs/D。几何参数Fs，取决于孔的形状。对管状孔，可得:1/T2=ρ24/D(5)　　因此，弛豫时间分布与孔径分布成线性比例关系，即短弛豫时间对应的小孔而长弛豫时间对应大孔。在已知表面弛豫系数(ρ2)后，就可以利用(5)式对孔径分布进行评价。　　2.试验方案　　试样选用5.0-7.0m深度处原状花岗岩残积土，干湿循环（0，1，2，4和8次）后，利用压力板仪测量其的基质吸力。同时，使用由中国科学院武汉岩土力学研究所和纽迈电子科技有限公司(NIUMAG)联合研制开发的23MHzMiniMR核磁共振仪测得T2分布，分析孔径分布。　　Kenyon等(1988)提出了著名的核磁-渗透性方程，用于确定表面弛豫系数(ρ2)，即Schlumberger-Doll Research(SDR)方程:ks=Cφ4T22LM(6)式中，ks是土壤的饱和渗透率(m2);Φ是NMR样品饱和孔隙度;T2LM是T2分布的几何平均值;C是与表面弛豫系数平方成比例的常数，即ρ2=(√)C。所得ρ2值为0.1452μm/ms。　　3.结果与讨论　　(1)干湿循环对土体微观结构的影响　　初始状态下土样呈粉粒，黏土块的混合状态。其中包含大量的大孔隙和小孔隙。黏土块之间以边-边接触和面-面接触为主，随着干湿循环次数增大，土颗粒受扰动发生重排列，逐步达到更密实的平行排列状态，土样孔隙比也随之减小，同时也观察到微裂隙的发生。　　(2)干湿循环对土水特征曲线SWCC的影响　　不同干湿循环次数试样的SWCC和对应参数分别列于图22、表5中。可以看出，随着干湿循环次数的增加，初始饱和含水率和残余含水率均出现不同幅度的下降，反映出土体持水能力随着循环次数增加而降低;进气值也有一定下降并且土体孔隙分布变大均匀;同时土水特征曲线整体向左偏移，并在干湿循环4次附近达到平衡状态。　　基于上述回归分析，可以看到于湿循环对SWCC参数（θs，θr，α，n，m）的影响可以用下面的指数形式表示，其中Yo、A、Ro是经验参数;N为干湿循环次数。Y(θs,θr,α,n,m)=Y0+AeRoN(7)　　3.干湿循环效应在核磁共振T2的分布　　花岗岩残积土饱和干湿循环试样的核磁共振试验在横断面T2弛豫时间的分布曲线如图23所示，此结果为双峰弛豫分布。比较T2分布曲线发现NMR信号比例会随着干湿循环次数而下降。并发现衰减率在第一次循环最大，在随后的循环中速率下降。　　4.核磁共振T2分布的不同直径孔隙体积测定　　基于弛豫时间分布，且ρ2值为0.1452μm/ms，干湿循环试样的孔径分布可由由公式(5)计算得出，由下图24所示。结果显示，经历干湿循环试样的孔隙空间的双峰分布主要由直径为0.001至470μm的孔隙组成。　　根据图24，孔隙可以由孔径初步地划分为5个等级，i）＞10μm，ii）10～5μm，iii）5～μm，iv)1～0.1μm和v）＜0.1μm。相关结果可以由表2简单的反应出来。可以观察到所有试样中，1～5μm构成了孔隙的主要部分。随于湿循环次数增加，所有的孔隙都在减少，而干湿循环的效应更多地由1μm以上的大孔隙主导。大孔隙的干湿循环效应比小孔隙更明显。从表6可以看出干湿循环对孔径分布的影响在第一次循环中最显著，随后逐渐变小。4次干湿循环以后，在T2和孔径分布已经没有明显变化。　　(1)干湿循环试样孔径分布的数学函数表达　　试样获得的干湿循环试样孔径分布可由van Genuchten(1980)模型以累积孔隙体积（mm3/g）进行拟合。在这里，吸力进气值由孔径代替。数学方程如下:VDi=Vr+Bs-Br/[1+(a/Di)b]c(8)注:VDi是小于孔径Di（μm）累积孔隙体积，Vs是饱和孔隙体积，Vr是残余孔隙体积，a、b和c是关于土体固相特性的经验参数。　　基于同归分析发现当残余体积为0时，拟合曲线的相关系数增加得更快。因此，可对公式(8)进行修正，将Vr设为0且其他参数不变。修正公式如下:VDi=Vs/[1+(a/Di)b]c(9)　　获得的不同直孔隙体积拟合曲线以及拟合参数如图25和表7所示。　　(2) SWCC曲线和核磁共振T2POSD拟合参数对比　　通过分析拟合参数α、n、m和a、b、c之间的关联性，可以看出对于SWCC曲线和POSD曲线的参数具有很好的相关性，比如拟合参数之间呈线性关系。以α和a为例进行分析，根据Young-Laplace方程，等效孔径参数α范围在7.1～9.01μm，而对NMR的进气临界孔径a范围为6.74～7.03μm。这说明NMR的临界孔径值和SWCC进气值关联是合理的，且首次排水晚于孔径分布弛豫时间。拟合参数的误差可能由以下原因造成:(i)原状土的变异性和非均质性，(ii)压力板仪的测量精确度和NMR T2测试的土样尺寸差异，(iii)土样结构在采集和制备中受到扰动。此外，SWCC曲线和POSD曲线具有很好的相似性。虽然SWCC受到多种因素的干扰，但是根据本文研究结果说明，干湿循环SWCC曲线与POSD曲线具有显著关系，NMR弛豫时间T2是用来快速、简单预测土体孔隙分布的有效途径。　　六、干湿循环下花岗岩残积土静力特性研究　　由于花岗岩残积土主要分布于热带-亚热带地区，一般认为气候交替易导致土体发生下湿循环作用。因此，从工程需要出发，需要研究干湿循环效应对残积土的抗剪强度参数的影响并进行评价。为此，针对5.0-7.0m处花岗岩残积土，分析研究干湿循环对花岗岩残积土抗剪强度的影响，包括:应力应变、饱和抗剪强度参数以及它们的衰减率。此外，还初步探讨了多次干湿循环土体的Duncan-Chang(1970)模型。　　1.试验内容　　采用试验场地5.0-7.0米深度处的未扰动花岗岩残积土制成干湿循环试样（循环次数分别为0，1，2，4和8次）。在固结排水状态下，采用三轴试验仪测试饱和干湿循环土样的抗剪强度参数。对每个试样，围压为50，100，200和300kPa，应变的剪切速率为0.011％/min且应变一直加到20％。　　2.不同干湿循环下的三轴剪切试验结果的分析　　不同围压下的干湿循环试样的应力-应变关系呈轻度应变硬化型或者双曲线型，总体上均存在应力峰值点，超过峰值点以后，偏应力随应变增长呈现微降然后保持稳定或平衡状态（如图26）。结果显示偏应力峰值会随着干湿循环次数增加而减小。这种衰减在第一次循环最为显著，衰减直至4次循环后达到近似不变的状态。为达到最大偏应力，轴向应变呈现更高的值，这反映了土的高塑性　　所有试样均表现为明显剪缩性，且在不同围压应力水平下的体变差异显著，在三轴CD剪条件下并不存在剪胀现象。在有效应力路径图中，屈服点和终点基本上都很接近，充分反映了土的硬化性质。随着围压应力的增加，饱和土的偏应力和刚度增大，土样的体变增大，但是随干湿循环次数增加，饱和土的偏应力和初始刚度呈逐渐下降趋势。　　1)干湿循环对饱和剪切强度参数的影响　　由摩尔-库伦强度理论，可方便获得干湿循环试样的饱和剪切参数（cd和φd），发现粘聚力cd和内摩擦角φd随着循环次数(N)增加而减小，并且φd的衰减率小于cd的衰减率。对于干湿循环影响的cd和φd的变化可以用指数函数进行拟合，且拟合结果较好（如图27）。饱和抗剪强度随净法向应力的增加而增大，随干湿循环次数增加而减小。　　2)多次干湿循环引起的饱和抗剪强度的衰减　　由干湿循环引起的饱和剪切强度的衰减率可以由下列公式计算得出:△r=|τi-τ0|/τ0×100％(10)式中，△r是衰减率(％)，τ0和τi分别是初始饱和剪切强度、不同干湿循环次数下的饱和剪切强度。　　为分析围压应力水平与干湿循环次数对花岗岩残积土饱和抗剪强度的衰减率变化的影响，基于回归分析，提出了一个能够较好地拟合饱和剪切衰减率的数学函数。方程如下:△r=J0-J0/(1+N/J1)J2(11)式中，△r是饱和剪切强度衰减率，N是干湿循环次数，J0，J1和J2是拟合参数。　　不同围压应力水平下拟合参数J0，J1和J2可以由指数函数计算得出。不同干湿循环次数和净法向应力下预测的饱和剪切强度衰减率与计算数据可以很好地被拟合，且相关系数超过了99％（图28）。　　3) Duncan-Chang模型参数的确定和分析　　由于多次干湿循环下的花岗岩残积土试样的应力-应变曲线表现为应变强化型，其双曲线应力-应变模型(Duncan-Change模型)的参数可由固结排水三轴试验数据计算得出。结果显示花岗岩残积土的ε/（σ1-σ3）和ε之间有很强的线性关系，其相关系数(R2)可达096837，表明测试结果和模型预测可较好吻合。在不同干湿循环次数和不同围压下，初始模量(Ei)和极限偏应力（σ1-σ3）ult可以从Duncan-Chang模型的拟合参数（a和b）计算得出，其中，Ei=1/a且（σ1-σ3）ult/b。不同干湿循环次数和不同围压下得到的Ei和（σ1-σ3）ult值由表8给出。Ei和（σ1-σ3）ult值随围压的提高而增加，随干湿循环次数的提高而减小。同时也发现，干湿循环次数对其影响的程度并不相同，第一次循环的影响最显著，随后循环的效应逐渐下降，并在第四次循环后达到相对稳定的状态。　　4)多次干湿循环的Duncan-Chang修正模型　　(1)初始弹性模量（Ei）　　经过分析不同围压和多次干湿循环下花岗岩残积土的Ei的变化，发现在坐标系上将σ3(Pa)和Ei(Pa)的对数形式作为Y坐标和X坐标，它们的对数形式为一条直线(如图29)，而多次干湿循环主要影响式(12)中求解Ei()的常量K和 n（见图30）。Ei=KPa（σ3/Pa）n(12)　　多次干湿循环下K和n值可以通过指数函数计算得出，如下式:K=e0-e1poN(13)n=e2-e3p1N(14)式中，e0，e1，e2和e3是拟合常数，N是干湿循环次数。此函数可很好拟合多次干湿循环对K和n值的影响效应，相关系数超过0.99。因此，多次干湿循环和不同围压σ3下Ei的修正方程可以写成:Ei=(e0-e1poN)Pa（σ3/Pa）(e2-e3p1N)(15)　　(2)极限偏应力　　多次干湿循环下极限偏应力（σ1-σ3）ult与围压呈现较好的线性关系（如图31），且对于不同干湿循环下的极限偏应力，它们均呈现几乎相互平行关系。与Ei相似，多次干湿循环也影响（σ1-σ3）ult的线性函数常量A0和A1，具体如下:（σ1-σ3）ult=A0+A1σ3(16）与Ei的K和n类似，多次干湿循环下的常量A0和A1可以用指数函数计算得出，如下式:A0=a0-a1j0N(17)A0=a0-a1j(0)N(18)式中，a0，a1，a2和a3是拟合参数。考虑干湿循环效应的A0和A1值可以由函数很好的拟合(如图32)。因此，多次干湿循环下不同围压的极限偏应力（σ1-σ3）ult的修正方程如下所示:（σ1-σ3）ult=（a0-a1joN）+（a2-a3j1N）σ3(19)　　七、结论　　本文以广东省江门市花岗岩残积土为对象，采用岩土工程的先进测试技术与非饱和土力学理论方法，研究了其基本工程特性和在多重干湿循环作用下的水力学特性及剪切强度特性。基于系统的试验研究与理论分析，得到以下主要结论:　　1、对花岗岩残积土的基本工程性质和力学性质进行了系统研究。结果表明，试验用土具有较高的天然含水量和液塑限，其粘土矿物主要为高岭石，含一定量伊利石;原生矿物为石英、黄铁矿和三水铝石。试验土样颗粒分布呈现“两头多，中间少”的特点，该花岗岩残积土属于高液限含砂粘性土，具有低密度、中高压缩性特点。　　2、随着深度的增加，研究场地花岗岩残积土的强度参数（粘聚力和内摩擦角）和进气值以及饱和、非饱和土的抗剪强度，均呈现先减小后增大的趋势，表层附近最大，在5.0-7.0m区域降低至较小值。使用邓肯张模型描述花岗岩残积土应力应变关系，发现其ε/（σ1-σ3）～ε具有很好的线性关系。但其初始模量(Ei)和围压(σ3)关系在双对数坐标中的线性关系较差，在对类似土体建模分析和在工程建设活动中，需要充分考虑土的结构性影响。　　3、通过改进非饱和土吸附强度的描述公式，提出了具有更好普适性的非饱和土吸附强度方程，采用本文数据和前人研究数据对其描述效果进行了类比分析，发现提出的公式与以往预测方法相比，具有拟合效果好与适用性强的优点。　　4、基于电阻率试验，发现压实残积土的电阻率随着干密度和含水率的增大逐渐减小，提出采用非线性“S”型V-G模型方程表征电阻率-含水率关系(RWCC)，结果表明其拟合效果较好;分析压实残积土的土水特征曲线SWCC发现，干密度对SWCC有着较大影响，且其进气值随着干密度的增大而增大，但同时土的持水能力降低，孔隙变得均一;基于V-G模型(1980)，成功建立了描述残积土电阻率和基质吸力的关系，为间接、快速与有效获取土水特征曲线SWCC提供了一种可能途径。　　5、研究了干湿循环次数对花岗岩残积土SWCC曲线与孔隙大小分布POSD的影响，发现随着干湿循环次数增大，土颗粒之间更加紧密，孔隙比和持水能力下降、进气值增大、SWCC曲线左移;首次干湿循环对SWCC曲线和POSD的影响最为显著，随着干湿循环次数的增大其影响逐渐减小，在4次干湿循环后达到稳定;相对于小孔隙，干湿循环对大孔隙的影响较为明显。　　6、通过分析采用低场核磁共振技术获取历经不同干湿循环次数的花岗岩残积土孔隙大小分布POSD规律，采用V-G模型(1980)描述花岗岩残积土孔隙大小分布POSD的孔隙体积累积曲线，发现POSD孔隙体积累积曲线与SWCC曲线的形状与变化趋势十分相似，且拟合参数具有很好的线性相关性，从而有效印证了土体的持水性能取决于其孔隙分布特征及其演变过程，同时也说明低场核磁共振技术是一种用于测试分析花岗岩残积土孔隙大小分布特性的有效方法。　　7、开展了历经不同干湿循环次数的原状花岗岩残积土三轴固结排水剪切试验，发现其应力-应变关系表现为双曲线型。随着干湿循环次数的增加，抗剪强度参数逐渐减小。相对于内摩擦角（φd），粘聚力（cd）的衰减更加明显。在此基础上，提出了一个描述抗剪强度衰减率与干湿循环次数关系的经验方程。　　8、初步分析探讨了Duncan-Chang模型参数随干湿循环次数的变化规律，发现初始模量（Ei）和极限偏应力（σ1-σ3）ult随着围压的增高而增加，随着干湿循环次数增加而减小。综合围压和多次干湿循环的影响，提出了原状花岗岩残积土的Duncan-Chang模型参数Ei和（σ1-σ3）ult修正建议。　　本研究对深入认识花岗岩残积土的力学特性与干湿循环效应及其微观机制提供了帮助，可供岩土工程设计与施工的参数选取、灾害诱发因素分析与评估提供参考与借鉴。