干湿交替环境下胀缩性土路基的变形模拟装置及模拟方法与流程

本发明属于土路基模型实验
技术领域：
，涉及一种干湿交替环境下胀缩性土路基的变形模拟装置及模拟方法。
背景技术：
：胀缩性土是指土中黏粒主要成分为亲水性矿物，具有显著的吸水膨胀和失水收缩变形特性的黏性土，主要以膨胀土和胀缩性红黏土的形式存在。胀缩性土在我国20多个省市均有分布，而在西南部的广西、贵州、云南和四川分布尤为集中。由于胀缩性土的工程特性对气候变化特别敏感，在干湿交替频繁的气候环境下常引发建筑物变形、边坡失稳、路面开裂、隆起等工程灾害。以广西为例，据不完全统计，胀缩性土已造成广西数百万平米的建筑物受损，使已建成的公路、铁路等交通设施的直接经济损失达数亿元，其病害已成为广西自治区的主要工程地质灾害之一，影响大量基础工程设施的建设与生态环境的改善。胀缩性土因其特殊的矿物组成，对水分的敏感性特别强，在干湿交替频繁的气候环境中，工程特性变化很大，抗剪强度表现出明显的“变动”特性。与此同时，胀缩性土典型的裂隙性对其强度衰减和变形特性具有强烈的影响；例如，含水量变化引起土体胀缩变形达到一定程度时，土中产生裂隙；裂隙的存在破坏土的整体性，降低了强度，同时便于土中水分迁移，使得胀缩性更为显著。广西处于亚热带季风区域，炎热多雨，干湿交替频繁，同时，膨胀土和红粘土在广西全区范围内广泛分布。因此，开展干湿交替环境下胀缩性土的强度和变形研究是一项非常有意义的工作。目前关于土体干湿循环效应的研究工作大部分都是在实验室内完成：例如，王国利等通过离心模型试验研究了干湿循环下膨胀土边坡的变形和稳定性；杨和平等通过室内干湿循环模拟试验研究了干湿循环效应对膨胀土抗剪强度的影响；刘义虎等对干湿循环下水对膨胀土路基的破坏机理进行了试验研究；吕海波等通过南宁地区原状膨胀土的干湿循环试验研究了抗剪强度与各循环控制参数的关系，并利用压汞试验测定了膨胀土干湿循环过程中的孔径分布；赵艳林等通过干湿循环试验研究了膨胀土胀缩变形指标的变化规律。但是室内试验由于采用的试验控制参数不同，由此得到的结果有时差异较大，如循环后膨胀率的变化、达到强度参数衰减稳定的循环次数等。事实上膨胀土力学性质变化与干湿路径密切相关，在多种循环方式作用下的强度衰减和胀缩变形必然有明显差异。一部分研究者也进行现场原位观测，如包承刚、刘观仕、孔令伟等，但是由于现场的气象因素、试验对象边界条件以及土层分布的不确定性，会导致试验结果与理论模型之间产生偏差，并且偏差将随时间增加而放大。在实际工程中，胀缩性土造成的破坏具有多发性、反复性和长期性的特点。为弄清胀缩性土的成灾机理，建立合理的理论模型，进行室内模型试验是一项非常有意义的研究工作。室内模型试验根据相似理论，采用类似于实际工程的小尺寸模型，严格控制边界条件和环境参数，对自然气候下的实际工程进行各种工况下的试验模拟，最大限度的接近于工程实践，可有效克服室内试验的控制参数不同导致试验结果差异较大的缺点；同时，较之现场观测试验，室内模型试验具备边界条件明确、环境参数可控的优点，是联系理论模型与实际工程的桥梁。技术实现要素：为了达到上述目的，本发明提供一种干湿交替环境下胀缩性土路基的变形模拟装置，解决了1)室内试验由于采用的试验控制参数不同，由此得到的结果有时差异较大；2)现场原位监测实验由于现场的气象因素、试验对象边界条件以及土层分布的不确定性，会导致试验结果与理论模型之间产生偏差，并且偏差将随时间增加而放大的问题。尽可能的模仿真实环境下的土体胀缩变化，从而为相似土体中的路基护理提供更有参考价值的数据和实验方法，具有重大的研究价值和工业价值。本发明的另一目的是，提供一种干湿交替环境下胀缩性土路基的变形模拟装置的模拟方法。为达到上述目的，本发明所采用的技术方案为：一种干湿交替环境下胀缩性土路基的变形模拟装置，包括一路基模型(1)，路基模型(1)设在用于调节温度和湿度的环境发生器内的实验槽中，路基模型(1)的填筑土为干密度1.27g/cm3、粒径小于10mm的红粘土，路基模型(1)的上方安装喷淋式降雨装置，路基模型(1)的下方设有粗砂排水层(5)；TDR探管(4)与路基模型(1)的土体表面垂直，TDR探管(4)延路基模型(1)的长度方向等间距布设成一列，相邻的TDR探管(4)底端不在同一平面；在路基模型(1)的不同深度处分别埋设沉降板(2)，所有沉降板(2)延路基模型(1)的长度方向等间距布设成一列，沉降板(2)由底板和连接管构成，底板水平、连接管竖直，连接管连接测杆(8)，测杆(8)延伸出路基模型(1)的土体表面，所有测杆(8)均与3cm量程百分表连接；沉降板(2)所在列与TDR探管(4)所在列间隔一定距离；温度传感器(3)布设在路基模型(1)内、沉降板(2)所在列与TDR探管(4)所在列之间，在路基模型(1)不同深度处分别布设温度传感器(3)，所有温度传感器(3)处于同一垂直线上，温度传感器(3)之间通过电缆线(6)连接，电缆线(6)露出土体表面的端部设有测试端口(7)。进一步的，所述路基模型(1)为方形。进一步的，所述TDR探管(4)的型号为TRIME-T3，所述温度传感器(3)的型号为KLZT-5085。进一步的，所述沉降板(2)的底板尺寸：长200mm×宽200mm、厚3～5mm，所述连接管为防锈处理后的镀锌钢管，连接管的规格为0.4m、0.8m、1.2m和1.6m，路基模型(1)土体表面处的沉降板(2)不设连接管。进一步的，所述路基模型(1)的尺寸为长3m×宽1.6m×高1.9m，粗砂排水层(5)高20cm；所述沉降板(2)所在列与所述TDR探管(4)所在列间隔距离为60cm，所述温度传感器(3)与沉降板(2)所在列的水平距离为30cm，温度传感器(3)与路基模型(1)短边一侧的水平距离为100cm，温度传感器(3)分别在路基模型(1)的土体表面以下10cm、20cm、40cm、70cm、110cm、130cm、150cm和190cm深度处布设；所述沉降板(2)分别在距路基模型1土体底部0.4m、0.8m、1.2m、1.6m、1.9m处埋设，沉降板(2)的水平间距均为50cm；所述TDR探管(4)的水平间距均为100cm。进一步的，所述环境发生器的温度范围为：-30～+80℃；从+30℃降温至-20℃的时间不大于240min；湿度范围：0～100％。一种干湿交替环境下胀缩性土路基的变形模拟装置的模拟方法，具体按照以下步骤进行：步骤1，确定当地的月降雨量和月蒸发量数据；步骤2，降雨过程：利用路基模型(1)上方的喷淋式降雨装置控制每次降雨速率、降雨时间，直至路基模型1的土体充分饱和；每次降雨后采用TDR探管(4)测定路基模型(1)土体的含水量分布、采用沉降板(2)和3cm量程百分表测定路基模型(1)土体的变形情况；步骤3，蒸发过程：以降雨后的土体作为初始状态，设定环境发生器的温度、湿度，连续蒸发，月蒸发量作为蒸发终止条件；蒸发过程中采用温度传感器(3)观测路基模型(1)土体的温度、采用TDR探管(4)观测路基模型(1)土体的含水量、采用沉降板(2)和3cm量程百分表观测路基模型(1)土体的变形情况；步骤4，降雨过程和蒸发过程交替进行，直至达到月蒸发量则蒸发终止。进一步的，所述步骤2中每次降雨速率为20mm/h、降雨时间为15分钟。进一步的，所述步骤3中，连续蒸发的时间为月蒸发量与日蒸发量的比值，当土体蒸发时，日蒸发量由式(1)计算：式中：E——日蒸发量，mm/d；Γ——饱和蒸气压和温度关系曲线的斜率kPa/℃；Qn——土表面净辐射量，mm/d；η——为湿度常数66Pa/℃；Ea——为干燥力，mm/d；A——为土表面相对湿度的倒数；将土体表面变成自由水面时，式(1)中A变成100％，即A＝1，此时式(1)简化为式(2)：整理后有：其中为与温度有关的无量纲数，与温度的关系查询《土壤水动力学》雷志栋编P200的表5.3得到。进一步的，所述步骤3中，环境发生器的温度设定为40℃、湿度设定为50％。相对于现有技术，本发明的有益效果为：本发明以环境发生器为技术平台，结合土壤水能量理论，运用加速试验理论，确定室内模型试验的环境模拟控制因素；采用TDR探管、温度传感器、沉降板、3cm量程百分表测定路基模型的土体参数，测定结果准确可靠，对深入研究干湿交替环境下胀缩性土路基变形具有重要意义；提出干湿交替环境下胀缩性土的灾变机理，为室内试验、理论模型与实际工程的联系建立一个桥梁，可有效地解决干湿交替环境下胀缩性土相关灾变问题；同时，可为相似工程提供一种有效的研究方法和技术手段。附图说明为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，下面将对实施例或现有技术描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。图1a是本发明实施例中TDR探管、温度传感器、沉降板的布设平面图。图1b是本发明实施例中TDR探管埋设剖面图。图1c是本发明实施例中温度传感器埋设剖面图。图1d是本发明实施例中沉降板埋设剖面图。图2是红粘土渗透系数预测曲线。图3a是蒸发初始阶段土体无裂痕时各层土体含水量曲线。图3b是第一次蒸发结束土体有裂痕时各层土体含水量曲线。图4是土体有裂隙和无裂隙的累计入渗量随时间变化的比较。图5是土体有裂隙和无裂隙的入渗强度随时间变化的比较。图6是第一次降雨过程中3号TDR探管附近土体内水分入渗拟合曲线。图7a是第一次降雨过程中各测试点随时间的土体变形曲线。图7b是第二次降雨过程中各测试点随时间的土体变形曲线。图8a是第一次蒸发过程中各时间点不同土层的温度变化曲线。图8b是第二次蒸发过程中各时间点不同土层的温度变化曲线。图9a是第一次蒸发过程中各测试点的土体变形曲线。图9b是第二次蒸发过程中各测试点的土体变形曲线。图中，1.路基模型，2.沉降板，3.温度传感器，4.TDR探管，5.粗砂排水层，6.电缆线，7.测试端口，8.测杆。具体实施方式下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。胀缩性土的干湿循环与环境因素密切相关，因此在模型试验中对自然环境的模拟至关重要，特别是一些满足工程应用尺度的物理模型的尺寸较大，对环境模拟技术的要求更高。本发明以环境发生器为技术平台，结合土壤水能量理论，运用加速试验理论，确定室内模型试验的环境模拟控制因素；并建立大型红粘土路基模型，开展胀缩性土路基的干湿变形机制的研究。1.路基模型的填筑：试验在环境发生器内进行。环境发生器可实现对温度、湿度、降雨、风等气候环境变量的模拟，本试验主要应用其对温度、湿度的控制，本实验的降雨通过喷淋式注水装置，利用环境发生器的降雨功能可以有效地控制降雨速率、降雨量、降雨范围等参数。温度范围：-30～+80℃；降温速度：从+30℃降温至-20℃，时间不大于240min。试验槽的尺寸为5m×3m×3m，由钢板分隔为三个尺寸相等的小试验槽(3m×1.6m×3m)。取其中一个小试验槽填筑土样，制作路基模型1(3m×1.6m×1.9m)。填筑土样采用红粘土，风干、碾碎，过10mm筛；填筑干密度控制为1.27g/cm3(天然干密度)。2.模型参数的监测方案：TDR探管4、温度传感器3、沉降板2的布设平面图，见图1a，路基模型1为方形，沉降板2延路基模型1的长度方向布设一列，沉降板2的水平间距均为50cm；TDR探管4延路基模型1的长度方向布设一列，TDR探管4的水平间距均为100cm；沉降板2所在列与TDR探管4所在列间隔距离为60cm，温度传感器3布设在路基模型1内、沉降板2所在列与TDR探管4所在列之间，温度传感器3与沉降板2所在列的水平距离为30cm，温度传感器3与路基模型1短边一侧的水平距离为100cm。1)含水量监测，采用TRIME-T3型管式TDR土壤剖面含水量测量系统，通过埋设在路基模型1内的TDR探管4监测土体含水量的变化，TDR探管4埋设的剖面图，见图1b，相邻的TDR探管4底端不在同一平面(编号为1-3号)，路基模型1的下方设有高20cm的粗砂排水层5；TDR探管4的型号为TRIME-T3，主要技术指标：测量范围0～60％，精度3％以内。2)温度监测，温度传感器3的型号为KLZT-5085。根据农学中地温研究表明，当深度按算术级数增加时，土壤温度变化的振幅按几何级数减少。因而表层温度变化梯度更大，温度传感器3的埋设剖面图，见图1c，分别在路基模型1的土体表面以下10cm、20cm、40cm、70cm、110cm、130cm、150cm和190cm深度处布设8个温度传感器3，以加密表层深度范围内温度测点，所有温度传感器3处于同一垂直线上，温度传感器3之间通过电缆线6连接，电缆线6露出土体表面的端部设有测试端口7。温度传感器3的主要技术指标：灵敏度0.05℃，精度±0.1℃，测量范围-45℃～+85℃，线性误差0.05℃。3)沉降监测，沉降监测采用沉降板2，沉降板2由底板和连接管构成，连接管连接测杆8，测杆8延伸出路基模型1的土体表面；底板尺寸：长200mm×宽200mm、厚3～5mm，连接管可用镀锌钢管(做防锈处理)。连接管按埋设要求做成0.4m、0.8m、1.2m、1.6m四个规格，路基模型1土体表面的沉降板2可不用连接管。埋设方法：考虑到模型的尺寸，过多的沉降板2务必影响到路基模型1填筑的质量，故只监测5个分层厚度，即40cm为一分层。当填土到0.4m、0.8m、1.2m、1.6m、1.9m高度时，按图1d中的设定位置埋设沉降2板，埋设过程需保证沉降板2的底板水平，连接管竖直。测试方法：在路基模型1的内壁上固定一根钢管，将磁性表座固定在钢管上，在磁性表座上安装3cm量程百分表，所有测杆8均与3cm量程百分表连接；通过百分表读数监测土体变形。3.环境模拟控制因素的设定：1)南宁地区的历年气候资料：《膨胀土地区建筑技术规范》(GBJ112-87)附录二中国部分地区的蒸发力及降雨量表，得南宁地区的全年蒸发量与降雨量，见表1。表1南宁地区的全年蒸发量与降雨量表1表明，5～8月为南宁的雨季，降雨量占全年的63.02％，蒸发量占全年的52.78％，降雨量大于蒸发量，土壤水分运动以降雨入渗为主；9～12月为南宁的干季，这4个月的降雨量只占全年的19.13％，蒸发量却占全年的28.06％，蒸发量大于降雨量，土壤水分运动以蒸发为主。2)Penman公式计算自由水面日蒸发量：当土体蒸发时，日蒸发量可由Penman-Wilson公式，即式(1)计算：式中：E——日蒸发量，mm/d；Γ——饱和蒸气压和温度关系曲线的斜率kPa/℃；Qn——土表面净辐射量，mm/d；η——为湿度常数66Pa/℃；Ea——为干燥力，mm/d；A——为土表面相对湿度的倒数。将土体表面变成自由水面时，式(1)中A(相对湿度的倒数)就变成100％，即A＝1，此时Penman-Wilson退化成传统的Penman公式，即式(2)：整理后有：其中为与温度有关的无量纲数，其与温度的关系可查询《土壤水动力学》(雷志栋编)P200的表5.3。试验环境下，Qn可忽略不计，主要计算为Ea，Ea＝0.26(es2-e2)(1+0.54u2)，其中(es2-e2)为2米高度处的饱和差(100Pa)；u2为2m高度处的风速。3)自由水面蒸发量试验：为了验证Penman公式估算自由水面蒸发量的偏差，同时也为后期的环境模拟参数的设置提供参考，先在恒温恒湿箱里做自由水面蒸发量试验。恒温恒湿箱设置温度为40℃，湿度按30％、40％、50％、60％、70％、80％进行，测出不同湿度下的日蒸发量。蒸发皿采用5种不同直径：6.8cm(250ml烧杯)、9.2cm(600ml烧杯)、10.7cm(1000ml烧杯)、13.1cm(2000ml烧杯)、19cm(5000ml大烧杯)，同时装水称重，放进恒温恒湿箱蒸发1昼夜，取出称重，换算出自由水面日蒸发量。试验结果如表2所示。表2不同湿度下的自由水面日蒸发量由表2可得初步规律：1)随着湿度的增加，日蒸发量呈递减的趋势；2)蒸发皿的直径对日蒸发量有一定的影响，11～19cm段蒸发量基本保持恒定值。为了模型试验中对自由水面蒸发量测定的方便和精确，故选择2000ml烧杯(直径13.1cm)作为蒸发皿。将温度和湿度(干燥力Ea)值代入式(3)，得各种温度和湿度下的自由水面日蒸发量估算值，与实测值进行比较，见表3。表3自由水面蒸发量估算值与实测值从表3可知，恒温恒湿箱控制温度40℃，湿度依次为30％、40％、50％、60％、70％、80％时，按Penman公式计算，不考虑风速，理论值与实测值偏差很大。考虑到恒温恒湿箱内一直有吹风，使箱内温度和湿度达到均匀；因此需考虑风速的影响，后用风杯式风速表测定，箱内平均风速为1.6m/s。考虑风速(1.6m/s)的影响，采用Penman公式重新计算，理论值与实测值比较吻合。结论：可以采用式(3)(Penman公式)对自由水面日蒸发量进行估算，但必须根据实际情况确定是否考虑风速的影响。环境发生器和恒温恒湿箱具有相同的原理，但后者空间小，所以必须考虑风速的影响；前者是否应该考虑风速的影响，需要根据测定的风速而定。4)环境因素施加方案：结合上述1)、2)和3)讨论的内容，运用加速试验理论，可确定模型试验环境因素的施加方案：以9月、10月、11月、12月四个月的降雨量和蒸发量为环境控制因素。降雨过程：控制降雨速率(20mm/h)，不控制降雨量，让土体充分饱和。蒸发过程：以降雨后的土体作为初始状态，施加环境影响(模拟夏季自然界气候选择温度40℃，湿度50％)，连续蒸发，月蒸发量作为蒸发终止条件。则由Penman公式计算控制的蒸发试验所需时间见表4。表4各次循环的连续蒸发时间模拟月份9月10月11月12月月总蒸发量(mm)101.981.746.135.3Penman公式估算日蒸发量(mm/d)8.168.168.168.16连续蒸发时间(d)12.5105.54利用式(3)对环境发生器中的自由水面蒸发量进行估算，经测定，环境发生器内处于密闭状态，基本不要考虑风速的影响。4.试验结果及分析：1)红粘土的入渗特性：裂隙性是红粘土的一个重要特征，它对强度衰减和变形特性有强烈的影响。含水量的变化引起土体胀缩变形达到一定程度时，土中产生裂隙；裂隙的存在破坏了土体的整体性，减低了强度，同时便于土中水分迁移，使得胀缩性能更加显著。另外，裂隙性质会极大的影响土体渗透性，红粘土在入渗吸湿过程中，土体内部形成优先流，渗透系数很大，同时随着吸湿程度的增加，原先已开裂的裂隙也逐渐闭合，这时路基模型1的土体成为连续介质，土体的渗透系数减小。非饱和土渗透系数的测定可在试验室或在现场进行，现场原位方法利用了现场土的不均匀性和各向异性使渗透系数的原位测试优于室内试验，通常在非饱和土中存在的裂隙、断裂、张裂缝及根孔等不可能在试验室用小试件得到其代表性，此外，试验室试件还受到取样扰动的影响。除了直接测量渗透系数外，还可采用间接方法对非饱和渗透系数进行预测。比如，可以利用土水特征曲线预测非饱和土渗透系数。本文采用Fredlund和Xing(1994)法预测，此法采用土水特征曲线公式，见式(4)：其中：ψave是土体的进气值；ψr是相应于残余含水量θr的吸力；θr可认为是土水特征曲线的一个折点；θ′是对吸力的微分；y是代表吸力的积分变量；θ代表体积含水率，ψ代表基质吸力为了计算的方便，我们对吸力采用对数坐标范围内积分，则式(4)可转化为：y表示基质吸力对数坐标上的积分变量，b＝In(1000000)。由式(5)以及红粘土的土水特征曲线可得出非饱和红粘土的渗透系数，如图2所示。模型试验中，采用双环渗透试验测量土的渗透系数，试验分别在土体蒸发前的初始阶段、第一次干湿循环蒸发阶段结束时，对1号TDR探管4的位置进行入渗。试验所使用的双套环渗透仪的外环直径为45.2cm，内环直径为22.6cm，内外环高均为15cm。在内外环体内侧标记刻度，内外环体下部均设刃口，方便插入土体并防止边壁渗漏。渗透系数按照《土工试验规程》(SDS01-79)，按下式计算渗透系数值：其中，k为渗透系数(cm/s)；Q为渗透流量(cm3/s)；A为内环面积(400cm2)，H1为试验时水的入渗深度(cm)，H2为贮水坑中水的深度(cm)，H3为相当于作用毛细管力的水柱高度(cm)，H3根据不同土质查表取值。进行双环渗透试验初，测量表层土体的体积含水量，然后进行入渗，求得表土的初始渗透系数，计算结果见表5。表5无裂隙和裂隙存在时土体的原位渗透系数比较无裂隙和有裂隙两种状况条件下的渗透系数，可知裂隙存在条件土体的含水量均比无裂隙时小，但渗透系数却大很多，这与图2渗透系数曲线结果明显矛盾。实际上，上述试验和计算方法得出的土体渗透系数是基于土体为连续介质，而实际工程中，高吸力对应的土体含水率较低，土体表面开裂严重，土体已不能用连续介质理论来描述。裂隙的大量存在，导致土体内部形成不同程度的优先流，造成现场所测渗透系数偏大。测量初始阶段1号TDR探管4附近土体水分入渗，变化曲线如图3a-3b所示；比较在无裂隙和裂隙存在条件下土体裂隙的入渗可知，1号TDR探管4对应为212分钟、16分钟，路基模型1的土体各层达到饱和时的时间比无裂隙时短很多。由于裂隙存在导致土体产生优先流，土体迅速饱和。由于裂隙贯穿整个土层，使水沿着裂隙流入到土体深部，造成所测土体各层含水量基本相近，达到饱和。土体有裂隙和无裂隙的累计入渗量随时间变化的比较，见图4；土体有裂隙和无裂隙的入渗强度随时间变化的比较，见图5；由图4、图5可知，在初始状态无裂隙条件下，同一时间，土体的水分入渗量远小于裂隙存在条件的入渗量，这是因为裂隙的存在，使土体入渗形成优先流，造成入渗量增大很多。而由于红粘土的弱胀缩性，造成土体入渗后期，裂隙并不完全闭合，所以其入渗强度仍维持较高水平(0.1cm/min)，所以累计入渗量仍有较快增长。2)降雨过程：喷淋式注水装置模拟降雨，按降雨强度(20mm/h)降雨15分钟，根据平均月降雨量确定；选择20mm/h、15分钟使降雨强度和时间适当，有利于水分入渗，不在路基表面聚集。)，停止，测3号TDR探管4的含水量分布；继续降雨15分钟，停止，测3号TDR探管4的含水量分布和变形读数；循环进行，直到路基模型1的土体含水量基本达到饱和。降雨过程中，监测3号TDR探管4附近土体含水量的变化。第一次降雨过程中3号TDR探管4附近土体含水量分布数据见表6，第一次降雨过程中3号TDR探管4附近土体内水分入渗拟合曲线见图6；各测点的饱和时间见表7。表6第一次降雨过程中3号TDR探管附近土体含水量分布表7各测点饱和时间深度(m)降雨累计时间(min)累计入渗时间(min)0.245650.4751350.6901730.81202471.01503041.21803621.42103991.62254401.8225440各沉降板2埋设深度：1#——表层，2#——0.3m，3#——0.7m，4#——1.1m，5#——1.5m。降雨过程中，膨胀为正，沉降为负。第一次、第二次降雨过程中土体的变形情况，见图7a-7b。从图7a-7b可以看出：1)第一次降雨过程，土体发生膨胀变形，但变形量不大，最大值为0.25mm。随后土体发生沉降变形，最大值为0.865mm。土体发生膨胀的主要原因是土体吸水后体积增大，推测沉降的原因是土体吸水后重度增大。2)经过一次干湿循环后，土体在降雨过程中发生的膨胀变形明显增大，且变形量与土层厚度明显有关，最大值为4.3mm，最小值为0.41mm。土体发生膨胀的主要原因是土体经过一次蒸发过程，含水量降低，降雨过程中土体吸水后体积膨胀。3)蒸发过程：在蒸发过程中，观测了路基模型1的土体温度、含水量、变形量的变化，测定了每天的自由水面蒸发量和表土蒸发量。第一次蒸发过程：从12月25日11：00开始实施环境因素，至1月6日23:00终止，共12.5天。第二次蒸发过程：从1月9日11：00开始实施环境因素，至1月18日11:00终止，第二次蒸发过程共10天。温度测定按每天9:00、15:00、21:00三个时间点采集数据，变化趋势见图8a-8b，选取每天9点的数据汇总成表8、表9。表8第一次蒸发过程中每天9点的温度数据表9第二次蒸发过程中每天9点的温度数据深度(m)蒸发初始状态蒸发第3天蒸发第5天蒸发第7天蒸发第9天蒸发结束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由图8a-8b和表8-9可知，温度随着蒸发过程的持续，逐渐向模型底部传递。表层土体变化大，从20.3℃变化到33.1℃，变化幅度12.8℃；深部土体变化较小，从25.1℃变化到25.8℃，变化幅度0.7℃。蒸发过程中土体的变形情况，见图9a-9b。蒸发过程中，以沉降为正，膨胀为负。从图9a-9b可以看出，第一次蒸发过程土体最大沉降量为3.48mm，第一次蒸发过程土体最大沉降量为5.2mm。表层沉降比较明显，底部沉降不明显，与大气影响深度有关。在环境因素终止后，土体沉降迅速增大，与测杆的热胀冷缩有关。需要说明的是，在本文中，术语“包括”、“包含”或者其任何其他变体意在涵盖非排他性的包含，从而使得包括一系列要素的过程、方法、物品或者设备不仅包括那些要素，而且还包括没有明确列出的其他要素，或者是还包括为这种过程、方法、物品或者设备所固有的要素。在没有更多限制的情况下，由语句“包括一个……”限定的要素，并不排除在包括所述要素的过程、方法、物品或者设备中还存在另外的相同要素。以上所述仅为本发明的较佳实施例而已，并非用于限定本发明的保护范围。凡在本发明的精神和原则之内所作的任何修改、等同替换、改进等，均包含在本发明的保护范围内。当前第1页1 2 3