干湿循环下红层土石混合料强度及变形特性的试验研究

张俊云 ，张 乐 ,2，高福洲 ，唐永吉 ，何卓岭 ，王 鹰

（1.西南交通大学土木工程学院，四川 成都 610031；2.四川省公路规划勘察设计研究院有限公司，四川 成都 610041；3.西南交通大学地球科学与环境学院，四川 成都 610031；4.西南交通大学宜宾研究院 四川 宜宾 644000）

红层指中、新生代干旱古气候环境条件下形成的红色碎屑沉积层，四川盆地是我国红层代表性分布区，高速公路、铁路建设穿越红层地段时，多就近采用由块石和土体无序堆积形成的土石混合料填筑路基[1-2].然而，成安渝高速公路、广巴高速公路等工程实践表明，红层土石混填路基运营数年后，路面开裂、塌陷，路基变形等病害频发.川渝地区未来30 年内将新建6 200 余公里的高速公路，红层土石混合料仍是环保、经济的路基填料选择.相较于常规材料，红层土石混合料中土体主要为黏性土，块石强度更低，遇水易于破碎崩解，其强度及变形特征具有特异性.因此，研究四川盆地红层土石混合料的强度及变形特性，为该地区路基设计施工提供参照，具有理论和实用价值.

现有土石混合料的研究多集中于含石量、块石尺寸等因素，并取得了较丰富的成果.含石量影响着骨架-密实结构的形成，较低时块石被土体夹裹，形成悬浮-密实结构，过高则空隙难以被填充密实，易形成骨架-空隙结构[3-4].块石尺寸决定着骨架承载主体，块石尺寸越大，咬合作用越明显，受结构面影响也更显著；土体颗粒尺寸较小，对土石混合料剪切力学特性影响甚微[5-6].红层土石混合料中块石具有显著的遇水软化特性，降雨—蒸发循环作用下，砂岩破碎，泥岩、页岩崩解，从而改变路基结构，使得强度劣化，变形增大.由上述研究可知，能形成骨架-密实结构的红层土石混合料中，干湿循环下块石崩解是强度劣化、变形增大的内在原因.郑明新等[7]通过静态崩解试验探讨了江西白垩系泥质粉砂岩的崩解现象和崩解物粒度分布规律.周翠英等[8]认为黏土矿物吸水膨胀与崩解、离子交换吸附及软岩与水相互作用的微观力学作用机制在红层软岩软化中起主导作用.吴道祥等[9]认为红层软岩块石崩解物颗粒由大到小变化时，崩解物的崩解性逐渐减弱甚至消失.

室内试验研究中干湿循环实现途径多样，如水膜迁移-自然风干法、真空饱和-烘箱干燥法、浸水饱和-低温烘干法、日照干燥-喷水增湿法、浸水饱和-自然风干法等[10-13].红层土石混合料室内试验中试样尺寸大，且黏性土具有高收缩性，失水后不利于再次饱和，日照干燥更符合实际，但依赖于自然条件，难以控制.相对而言，浸水饱和-自然风干法易于实现，可行性高，能满足红层土石混合料的室内干湿循环需求.

通过大型直剪试验可展开土石混合料的强度及变形特性研究，数值试验也多以直剪等试验结果进行参数标定，以力求所建立的模型贴合实际[14-20].然而，直剪试验中剪切面人为固定且随剪切进行不断减小，剪切带影响范围局限于上下剪切盒开缝处，颗粒不能充分变形，破碎仅发生在小范围内[3-5,15].这些缺陷不可避免地对试验结果产生影响，尤其是数值试验，其参数的正确与否直接影响着计算结果的可靠性[5].若能采取一定手段，弥补现有试验方法的缺陷，所得结论会更贴合实际，对数值试验岩土参数的选取也更具参考价值.近年来，部分研究以叠环剪试验为手段，试验机不同叠环层间可发生错动变形，能弥补直剪试验的缺陷[21-22].理论上讲，通过叠环剪试验研究土石混合料的强度和颗粒破碎特征更具说服力.

基于此，本文以四川盆地红层土石混合料为研究对象，以浸水饱和-自然风干法为干湿循环途径，通过静态崩解试验获知该地区红层块石的崩解特征；对现场填料所用2 组级配进行缩尺，通过叠环式剪切试验获得干湿循环下红层土石混合料的抗剪强度、黏聚力、内摩擦角、剪胀率和剪切模量，进而研究红层土石混合料强度及变形特性的劣化规律.

1 试验概况

1.1 试验材料及干湿循环

试验用料取自乐山—西昌高速公路马边至昭觉段ZK9+610～ZK9+755 深挖路堑处，为（N28°50′，E103°30′）红层土石混合料.该区地处四川盆地西南边缘凉山彝族自治州，属中亚热带季风气候，具有立体气候特征.年平均气温17.1 ℃，年降雨量976.0 mm，年平均日照时长942.3 h，年平均蒸发量1 035.3 mm，受干湿循环作用显著.钻探揭露地层为新生界第四系全新统坡残积层（）及中生界侏罗系中统沙溪庙组（J2s），主要为黄棕色黏土，局部夹少量粉砂质泥岩角砾，呈可塑-硬塑状；J2s主要为棕红色中风化粉砂质泥岩，矿物成分以粉质黏土矿物为主，石英次之，钙泥质胶结，粉泥质结构，属红层软岩块石.筛分后的红层土石混合料各粒组土样如图1.岩土体基本物理力学参数如表1.表中：ρ 为天然密度，w为天然含水量，Gs为土粒相对密度，c为黏聚力，φ为内摩擦角，σc为天然单轴抗压强度.

依据《土工试验方法标准》（GB/T 50123—2019）[23]中粗粒料制样规定，取土石阈值dthr=5 mm，最大粒径dmax=60 mm .对现场路堤填筑所用的红层土石混合填料原始级配按相似级配法进行缩尺，得试验级配曲线如图2.图中：d10、d30、d60分别为颗粒级配曲线上小于该粒径的土含量占总质量10%、30%、60%的粒径.其中，含石量P5=70%，不均匀系数Cu=22.47，曲率系数Cc=1.40，能形成受荷良好的骨架-密实结构.缩尺后2 组级配的差异仅体现在块石相对尺寸：级配Ⅰ中间粒径块石占含石量的14.30%，级配Ⅱ中间粒径块石占含石量的54.30%.

图2 红层土石混合料的级配曲线Fig.2 Gradation curves of RB-SRM

考虑试样尺寸及可操作性，采用浸水饱和—自然风干法作为干湿循环途径，如图3.图中，n为干湿循环次数.以自然风干后的试样为初始状态，试样浸水24 h 认为达到饱水状态；自然风干24 h 后，认为达到天然状态，完成1 次干湿循环.能形成骨架-密实结构的红层土石混合料，其承载特性主要取决于块石的强度特性.试验所用土体为黏性土，在水中易散凝成悬浮状，干湿循环中难以控制其流失；块石为粉砂质泥岩，遇水崩解显著.因此，仅对红层软岩块石施作干湿循环.

图3 红层土石混合料的干湿循环途径Fig.3 Wetting-drying cycle method of RB-SRM

红层土石混合料形成填筑体后，其干湿循环过程中的块石崩解是处在受压限制变形情况下发生的.工程实际中，受压限制变形及干湿循环下红层土石混合料劣化规律的获取需数年甚至数十年.室内试验研究中，受设备和时间限制，大尺寸试样的干湿循环难以复现真实条件.因此，笔者在试验时对块石进行自然浸水处理，旨在放大干湿循环对红层土石混合料的劣化效应，且符合红层路基填料在自然状态下的降雨—蒸发劣化环境.

1.2 静态崩解试验

利用自制的静态崩解试验装置，探究干湿循环下红层软岩块石的静态崩解特征，如图4.参照标准规定，首先，随机取大粒径、中间粒径红层软岩块石试样各9 个，干燥室温下称重后置于崩解装置内，加水至完全浸没，30 min 后取出并进行自然风干24 h；然后，通过5.0、2.0、1.0、0.5 mm 标准筛获取崩解物的粒度分布，称量记录；最后，按图3 干湿循环途径重复上述操作，块石浸水饱和、自然风干时长均为24 h.待崩解物各粒组含量无明显变化后结束试验.

图4 静态崩解试验装置Fig.4 Apparatus of static disintegration test

1.3 叠环式剪切试验

叠环式剪切试验采用DHJ50-2 型叠环剪试验机开展，圆柱状试样尺寸为504.6 mm（直径）×400 mm（高），上部叠环分8 层，层厚20 mm，工作原理如图5.图中，上面和侧面电阻尺位移计分别测竖向位移和剪切位移.侧面叠环层间可发生错动变形，剪切带覆盖整个上剪切盒，进而自动检索最不利破坏面，避免了直剪试验人为固定破坏面的缺陷.红层土石混合料叠环式剪切试验方案如表2.

表2 干湿循环下红层土石混合料叠环式剪切试验方案Tab.2 Laminated shear test scheme of RB-SRM under wetting-drying cycles

图5 DHJ50-2 型叠环式剪切试验机Fig.5 Apparatus of DHJ50-2 laminated shear test

参照《土工试验方法标准》（GB/T 50123—2019）[23]相关规定，主要试验步骤如下：

步骤1干湿循环按图2 称取各粒组试样，对块石试样进行干湿循环，干湿循环次数n为0、1、2、4、6 次.

步骤2在下剪切盒底部铺垫土工布，以避免颗粒堵塞透水板；取干湿循环后的风干试样搅拌均匀，分上、中、下3 层装样，层面以同一击实锤均匀夯实100 次，以使剪切前试样压实程度相近，达到控制变量的目的，各层顶面进行刨毛处理，以减小各向异性的影响，上层试样夯实后进行表面整平，确保无明显的块石凸露，以避免法向荷载下出现偏压现象，减小试验误差.

步骤3考虑红层土石混合料自重应力和附加应力情况，σn为100、200、400、800 kPa；采取等应变控制加载，剪切速率恒为1.0 mm/min；加载板面上安置3 根位移计来量测轴向位移，8 层叠环各安置1 根位移计来量测叠环位移，下剪切盒顶部安置2 根位移计来量测剪切位移，如图5；待出现剪应力峰值或剪切位移达60 mm，结束试验.

2 静态崩解试验结果分析

2.1 红层软岩块石崩解现象

以大粒径块石（粒径40.0～60.0 mm）为例，静态崩解试验中，红层软岩块石崩解现象如图6.由图可知：红层软岩块石在浸水30 min 时，大粒径块石首先沿结构面扩展裂隙，进而发生崩解，且块石完整性较好的试样崩解速率明显滞后，崩解物中块石（粒径≥5.0 mm）含量较多，且棱角分明；n=1 次（干湿循环24 h）时，块石含量明显降低，且磨圆度增大，即崩解物随干湿循环时长的增长发生进一步崩解；随n的增大，崩解物的粒组分布逐渐趋于稳定.

图6 红层软岩块石静态崩解现象Fig.6 Static disintegration of red-bed soft rock blocks

2.2 崩解物粒组含量变化

干湿循环下大粒径和中间粒径（10.0～40.0 mm）块石崩解物各粒组含量的变化时程如图7.结合图6，根据红层软岩块石的崩解程度，可将崩解过程分为3 个阶段：1）剧烈段（n≤2 次），红层软岩遇水崩解剧烈，随n的增大，块石含量降低明显，细颗粒土体含量明显增高，2.0～5.0 mm 粒组增幅最大；2）过渡段（2 次 ＜n≤4 次），红层软岩块石含量变化较小，崩解速率较慢，处于强崩解至崩解完成的过渡阶段；3）稳定段（n＞4 次），崩解物粒径减小至一定值后，各粒组含量变化轻微，崩解基本完成，处于稳定阶段.

图7 干湿循环下崩解物粒组含量变化曲线Fig.7 Curves of the content of disintegrated RB-SRM with different particle sizes under wetting-drying cycles

取n=0 为基准，大粒径块石含量在崩解剧烈段降低69.96%，过渡段进一步降低10.63%，稳定段则仅降低2.78%，n=6 次时大粒径块石含量为16.63%；中间粒径块石含量在剧烈段降低69.74%，过渡段降低3.10%，稳定段降低0.38%，n=6 次时中间粒径块石含量为26.78%.这表明，块石粒径对红层软岩崩解过渡段影响最大，块石含量降低相差7.53%；块石粒径较大时，受结构面影响更强，崩解更彻底，稳定后块石含量降低差值为10.15%.

图7 中2.0～5.0 mm 粒组含量规律不同.这是因为，大粒径块石崩解过程中，该粒组会发生一定程度的崩解，但低于崩解物对其破碎量的补充，故含量稳定在较高值；中间粒径块石因粒径相对较小，该粒组在n＞1 次后自身破碎量高于崩积物对其的补充，故含量有所降低.

3 叠环式剪切试验结果分析

3.1 干湿循环下红层土石混合料的强度劣化

3.1.1 抗剪强度

以n=0，2，4 次的级配Ⅰ为例，红层土石混合料的剪应力-剪切位移曲线如图8.由图可知，干湿循环下红层土石混合料的强度特性劣化显著，n=2 次时曲线较n=0 时明显下移，n=4 次时曲线较n=2 次时变化相对较小.图8 中曲线均无明显峰值，故可依照《土工试验方法标准》（GB/T 50123—2019）[23]取剪切位移60 mm 为终止位移，相应的剪应力为红层土石混合料的抗剪强度 τf.将不同n下的 τf除以n=0 时的初始值，可得到2 组级配的红层土石混合料归一化抗剪强度，绘制其强度劣化曲线如图9.由图可知：干湿循环下红层土石混合料 τf的劣化主要发生于块石崩解剧烈段，且n=1 次时劣化最为显著，在过渡段 τf趋于稳定，在稳定段略有回升.这与文献[24]所得结论一致.这表明，红层土石混合料的强度劣化与块石崩解特征密切相关.

图8 红层土石混合料剪应力-剪切位移曲线Fig.8 Curves of Shear stress-shear displacement of RB-SRM

图9 干湿循环下归一化强度劣化曲线Fig.9 Curves of normalized strength under wetting-drying cycles

结合图6 还可知：块石崩解剧烈段，块石含量急剧减小，红层土石混合料中骨架-密实结构破坏严重，故强度迅速降低；过渡段块石含量略有减小，同时，崩解后颗粒间空隙显著减小，σn作用下较为密实，故强度基本不变；稳定段块石含量稳定于较低值，红层土石混合料形成悬浮-密实结构，σn作用下更为密实，故强度略有提高.

此外，图9 中级配Ⅱ的 τf劣化程度均低于级配Ⅰ.这是因为，级配Ⅱ中骨架-密实结构的承载主体主要为中间粒径块石，级配Ⅰ则主要为大粒径块石.由2.2 节可知：块石粒径越大，受结构面影响越大，崩解性越强；干湿循环下级配Ⅰ的强度劣化更大，劣化规律也更明显.

3.1.2 强度机理

根据库伦强度理论，红层土石混合料 τf可分为黏结强度和摩擦强度.干湿循环下，红层土石混合料的黏结强度主要体现在静电引力、颗粒间的胶结和表观黏聚力3 方面，如图10（a）.

图10 干湿循环下红层土石混合料的强度机理Fig.10 Strength mechanism of RB-SRM under wetting-drying cycles

红层土石混合料中黏土颗粒遇水发生离解和同晶型置换，表面带负电荷，周围形成电场后，水溶液中阳离子被吸附黏土颗粒表面，由库仑定律知，越靠近黏土颗粒表面，吸附力越大.黏土颗粒与水分子、阳离子云共同组成双电层，双电层间的水为薄膜水，又称结合水.黏土颗粒相互靠近时双电层重叠形成公共结合水膜，通过阳离子增强了颗粒间的静电引力，从而提高红层土石混合料的黏结强度.红层软岩的崩解物在水的作用下形成新的胶结物质，增强了红层土石混合料的固化黏结，从而提高黏结强度.红层软岩块石在微观剪切面的机械咬合使其在自重作用下所天然具备一定的抗剪阻力，即表观黏聚力，干湿循环下块石崩解后被削弱.

干湿循环下红层土石混合料的摩擦强度构成如图10（b）.随着剪切荷载的增大，颗粒主要发生咬合和摩擦，并不断发生沿剪切方向的重定向排列，3 者共同提供了红层土石混合料的摩擦强度.干湿循环下，n＞2 次时红层土石混合料中大粒径、中间粒径块石经剧烈段崩解后含量显著降低，小粒径块石和土体含量显著增高，颗粒间咬合作用因粒径的减小而显著降低，摩擦和重定向排列则有所增强.宏观上，块石的主要破坏类型由剪断破坏转变为剪损破坏，难以形成有效承载的骨架-密实结构，红层土石混合料的整体破坏系悬浮-密实结构的不稳定破坏.

3.1.3 黏聚力与内摩擦角

为进一步量化讨论干湿循环下红层土石混合料的强度劣化规律，按式（1）对 τf和 σn进行拟合.

2 组级配的强度指标c、φ 劣化水平中心梯度分布如图11.

图11 干湿循环下强度指标水平中心梯度分布Fig.11 Horizontal center gradient distribution of strength parameters under wetting-drying cycles

由图11 可见：1）干湿循环下c的劣化显著高于 φ ；2）级配Ⅰ中，c在块石崩解剧烈段急剧降低，n＞2次后无明显变化；级配Ⅱ中，c在块石崩解剧烈段和过渡段降低幅值相近，进入稳定段后c逐渐稳定；级配Ⅰ中c的劣化程度远高于级配Ⅱ；3）级配Ⅰ和级配Ⅱ的 φ 变化均较轻微，相对而言，级配Ⅱ更明显.

结合图9、10 可知：图11 中c降低是因为干湿循环下红层土石混合料颗粒间胶结和静电引力增强不足以弥补表观黏聚力降低的负面效应，反之亦然；φ降低是因为块石崩解后摩擦和重定向排列的增强不足以弥补咬合的削弱，反之亦然.级配Ⅰ中骨架主体主要为大粒径块石，干湿循环下相较于级配Ⅱ崩解更彻底，块石粒径显著减小，故表观黏聚力显著降低，c在崩解剧烈段急剧降低，崩解物棱角分明，摩擦和重定向排列对摩擦强度的贡献弥补了咬合削弱导致的劣化，故 φ 在初值附近波动.级配Ⅱ中骨架主体主要为中间粒径块石，咬合作用的初始值低于级配Ⅰ；因块石粒径效应，崩解完成后块石含量高于级配Ⅰ，故咬合作用削弱幅值较小，表观黏聚力的终值高于级配Ⅰ，c也高于级配Ⅰ；因中间粒径块石崩解性弱于大粒径块石，级配Ⅱ崩解物摩擦和重定向排列对摩擦强度的贡献不足以弥补咬合削弱导致的劣化，故剧烈段 φ 有所降低，而后趋于稳定.

3.2 干湿循环下红层土石混合料的变形劣化

3.2.1 剪胀率

叠环式剪切试验可视作单剪试验的一种，故可按式（2）计算峰值强度时红层土石混合料的剪胀率 η .

式中：ψ 为剪胀角；Δ εv为体积应变增量；Δ γmax为最大剪应变增量；h为轴向位移，取剪胀为正（轴向位移向上）；x为剪切位移，取沿剪切方向为正；H为剪切带厚度[21,25]，由图5 可知，叠环剪试验中H为恒定值.

绘制2 组级配红层土石混合料 η 与 σn、n之间的关系如图12.由图可知，干湿循环下 η 的分布规律与红层软岩块石崩解特征密切相关，η 在块石崩解剧烈段明显降低，过渡段略有回升，在崩解稳定段趋于稳定.这是因为，随n的增大，红层软岩块石逐渐崩解完全，块石粒径变小后易于嵌入空隙，骨架间空隙相对减少，削弱了红层土石混合料受剪时的咬合作用，故剪胀性削弱，η 降低.

图12 干湿循环下剪胀率分布曲线Fig.12 Curves of dilation rate under wetting-drying cycles

不同 σn下，干湿循环对级配Ⅰ中 η 的削弱明显高于级配Ⅱ，这是块石粒径对其崩解影响在红层土石混合料变形特性上的特征体现.以 σn=400 kPa 为例：崩解剧烈段中级配Ⅰ的 η 降低幅度达74.71%，级配Ⅱ为28.17%；过渡段级配Ⅰ中 η 不变，级配Ⅱ再次降低40.85%；稳定段级配Ⅰ和级配Ⅱ的 η 均已基本趋稳.

3.2.2 剪切模量

红层土石混合料剪切过程中的剪切模量是不断变化的，取剪应变 γ=0.02 时的剪切模量G0.02为标准，探讨G0.02随 σn和n的变化规律[17,26]，如图13.相较于图12，图13 中2 组级配的变形指标劣化规律更接近.这是因为叠环层间错动变形会干扰轴向位移的发展，进而影响 η 的计算分析；G0.02的取值则源于剪应力-剪切位移曲线，不受轴向位移的直接影响.

图13 干湿循环下剪切模量分布曲线Fig.13 Curves of shear modulus under wetting-drying cycles

由图13 可知：1）n一定时，σn越大，红层土石混合料越密实，抵抗剪切变形的能力越强，故G0.02随σn的增大呈线性增长，与文献[27]结论一致；σn一定时，干湿循环下G0.02呈先降低后趋稳的规律，其中，崩解剧烈段级配Ⅰ的G0.02降低28.02%，级配Ⅱ降低21.62%，过渡段级配Ⅰ的G0.02降低5.54%，级配Ⅱ降低6.65%，稳定段级配Ⅰ和级配Ⅱ的G0.02均略有增长.这是因为，崩解剧烈段块石粒径和含石量急剧减小，咬合作用削弱明显，块石间主要发生摩擦和重定向排列，红层土石混合料中骨架-密实结构转变为悬浮-密实结构，抵抗剪切变形的能力降低明显；过渡段和稳定段块石粒径和含石量在干湿循环下逐渐稳定，故G0.02随之趋于稳定.2）干湿循环下，级配Ⅱ的G0.02均高于级配Ⅰ，即级配Ⅱ的抵抗变形能力更强.从G0.02减小幅值来看，级配Ⅰ和级配Ⅱ均为20.95%，这表明，干湿循环下2 组级配的G0.02劣化程度相近.

4 干湿循环的作用效应主次讨论

为探究干湿循环下红层土石混合料的作用效应指标主次，取c、φ、η 和G0.02进行讨论，其中，η 和G0.02以 σn=400 kPa 为例.干湿循环下各效应指标的试验结果如表3.以n=0 时的各效应指标为基准，进行归一化处理，结果如图14.其中，η 均为负值，即所反映的是剪缩特性.

表3 干湿循环下红层土石混合料的力学效应指标Tab.3 Mechanical parameters of RB-SRM under wetting-drying cycles

图14 干湿循环下归一化力学效应指标分布曲线Fig.14 Curves of normalized mechanical parameters under wetting-drying cycles

由图14 可见，干湿循环下2 组级配的4 种效应中，变形指标 η 和G0.02劣化规律较为相近，强度指标c和 φ 劣化规律差异较大，这是2 组级配的红层土石混合料中构成块石骨架的粒径差异导致的.从曲线差异来看，块石粒径对 φ 的劣化影响最大，对G0.02的劣化影响最小.

取初始值为参照，干湿循环的作用效应主次为：级配Ⅰ，η ＞c＞G0.02＞ φ ；级配Ⅱ，η ＞c＞ φ ＞G0.02.

5 结束语

1）红层软岩块石具有显著的崩解特征，按崩解程度可分为剧烈段（n≤2 次）、过渡段（2 次＜n≤4 次）和稳定段（n＞4 次），剧烈段块石含量降低近70%.块石粒径对红层软岩崩解性的影响主要在过渡段，粒径较大时，红层软岩块石崩解更彻底.

2）干湿循环下，红层土石混合料的强度在剧烈段显著劣化，过渡段基本不变，稳定段略有回升；块石崩解后咬合作用显著降低，表观黏聚力急剧减小；水土相互作用产生的静电引力和固化胶结是引起黏聚力轻微增大的原因；崩解物颗粒间摩擦和重定向排列是引起摩擦角轻微增大的原因.红层土石混合料在崩解剧烈段，其块石粒径和含石量急剧减小，法向应力下土石混合料更密实，剪胀性明显削弱，骨架-密实结构转变为悬浮-密实结构，剪切模量明显降低；过渡段块石粒径和含石量变化较小，剪胀性和剪切模量有轻微变化；稳定段块石粒径和含石量基本不变，剪胀性和剪切模量趋于稳定.红层土石混合料的作用效应主次因其初始级配的不同而存在差异，级 配Ⅰ为 η ＞c＞G0.02＞ φ，级 配Ⅱ为 η ＞c＞φ＞G0.02.考虑干湿循环作用，级配Ⅱ更适用于路基填料；路基填筑前建议对红层土石混合料进行2 次干湿循环，以使强度和变形完成基本劣化，削弱运营期路基受降雨-蒸发作用的不利影响.

初始级配对干湿循环下红层土石混合料的劣化规律具有显著影响.本文仅进行了2 组初始级配的静态崩解试验和叠环式剪切试验，关于初始级配对干湿循环下红层土石混合料强度及变形特性的影响，有待进一步研究.