红层软岩在我国分布广泛，将它用作路基填料可获得良好的经济效益和环保效益。但是红层软岩具有崩解性，查明红层软岩填料的长期强度特性是将它应用为路基填料的前提。李健^[1]、赵明华^[2]在我国首先开展了红层软岩(红砂岩)填料强度特性的研究，探索红层软岩填料包括CBR值在内的各项指标是否满足高速公路填料要求。蒋关鲁等^[3]对红层泥岩路基填料进行了动、静三轴试验，获得了其在动、静荷载条件下的强度和变形规律。自然环境中的路基填料一直在经历干湿循环作用。红层填料由红层软岩经破碎形成，内部含较多具有崩解性的大颗粒，在干湿循环作用下，这些大颗粒仍可能崩解，导致填料性质发生变化。胡甜等^[4]对红砂岩路基填料进行了反复浸水-烘干的干湿循环条件下的大型一维侧限压缩试验，得到红砂岩路基填料压缩系数、孔隙比随干湿循环进行而逐渐增大的结论。韦慧等^[5]对红砂岩碎石土开展了反复浸水条件下的大型一维压缩试验，得到的结论是湿化变形量在前2次干湿循环增加较大，3次后趋于稳定且浸水时间越长湿化变形量越大，变形模量随含水量增加而减小的结论。郭威等^[6]对多次烘干-浸水后的红砂岩填料进行干湿循环，通过大型直剪试验得到了红砂岩填料抗剪强度参数与干湿循环次数的关系，并以此为依据采用数值模拟获得了前3次干湿循环边坡安全系数下降较大，之后趋于稳定的结论。孔震宁^[7]通过大型直剪和压缩试验，同样得到干湿循环作用下红砂岩填料强度参数和压缩参数在前期衰减较快，后期趋于稳定的结论。B. Y. Zhang等^[8]发现在应力、温度、干湿循环耦合作用下，高应力下的红层填料会由于颗粒破碎而发生致密化。以上红层填料干湿循环研究所得的红层填料强度和模量随干湿循环次数增加而下降的认识，能解释一种工程现象：运营哪怕超过20 a的红层填料道路仍会被路基沉陷问题困扰^[1-2]，而普通填料路基在多年使用后，一般就不再有这个问题。一般来说，如果材料强度下降，红层填料路基面临持久沉陷的同时，应该还会伴生滑坡问题。但是工程实践表明，经长期服役的红层填料路堤的滑坡非常罕见，这说明长期干湿循环作用下红层填料的强度变化规律并不一定如我们所认识的那样。应注意到的是，前述研究的压缩和剪切试验方法都是一维的，未能模拟真实路基中填料处于三向受力的真实条件，或许并未揭示红层填料的根本特征。因此，根据路基中的实际应力状态，采用三轴试验揭示红层软岩填料的强度性质仍有必要。

对于采用三轴试验研究干湿循环作用下岩土强度特性，国内外均开展了不少，如杨和平等^[9]对南宁外环膨胀土，涂义亮等^[10]对粉质黏土，G. Stoltz ^[11]等对石灰改良土，S. H. MP等^[12]对饱和未扰动残积土，L. Kong等^[13]对花岗岩残积土开展了研究。

为揭示干湿循环作用下红层填料的强度特性，本研究在室内制备不同干湿循环次数的红层填料试样，然后进行固结排水三轴试验，研究干湿循环条件下红层填料强度和变形性质的变化特性，以期深化红层填料特性的研究。

本研究的现场填料分形维数测试试验依托长沙市某实际工程进行。该工程填筑材料采用的是本地区广泛分布的红层软岩^[14]，矿物组成如表 1所示，其地质名称为中风化泥质粉砂岩，岩石天然含水率9%，天然含水率下单轴无侧限抗压强度2.4 MPa，浸水24 h完全崩解成渣状。在现场测试了压实后填料的密度、含水量，在室内测试了填料级配等其他参数，结果为：细颗粒液限34.2%，塑限20.9%，塑性指数13.3，最大干密度2.06 g/cm³，最优含水量为11.6%，现场压实度为94%。

按文献[15]的方法准备相似级配填料(缩尺料颗粒级配如表 2所示)，制备三轴试样，试样直径101 mm，高200 mm，试样最大粒径为20 mm。在最优含水率下击实，得到现场压实度相同的击实试样，先将试样置入饱和器饱和，然后进行干湿循环。干湿循环的方法是：将装有试样的饱和器放入真空干燥箱内，40 ℃恒温条件下抽真空干燥至恒重(此为“干”)；将干燥试样连同饱和器放入真空桶，将试样抽真空，然后注水饱和24 h(此为“湿”)。按照此法制备0，1，2，4，8次干湿循环试样备用。

将经历不同干湿循环次数的饱和试样装上三轴仪，分别在100，200，300，400 kPa这4级围压下进行固结排水三轴试验。试验仪器采用TSZ型普通应变控制式三轴仪。试验前确认Δμ/Δσ₃不小于0.98(Δμ为孔隙水压力增量，Δσ₃为围压增量)，然后进入固结过程，记录固结排水过程，待试样在目标围压固结稳定后，施加轴向偏应力进行剪切试验，剪切速率取每分钟0.05%。

试验得到经历0，1，2，4，8次干湿循环的试样，分别在4级围压下的应力应变曲线关系如图 1所示。

图 1 不同干湿循环次数红层填料试样应力应变曲线 Fig. 1 Stress-strain curves of sample of red bed filler after different dry-wet cycles

由图 1可知，不同干湿循环次数下的试样应力应变曲线形态、峰值强度都有所差异。图 1(a)为未经受干湿循环试样的应力应变曲线，可以发现当围压为100 kPa时，应力应变曲线具有明显的下降段，对应的体积应变斜率为负值，说明此时围压小于试样先期固结压力，试样发生了剪胀。而图 1(b)~(e)为经历了干湿循环的试样，在100 kPa围压下试样都没有发生剪胀，这说明干湿循环可改变红层填料试样的内部结构。

将不同干湿循环次数试验曲线的偏应力峰值强度(无峰值时，则取轴向应变15%对应的偏应力为峰值)除以同围压下0次干湿循环试验结果，得到归一化峰值强度(无量纲)与干湿循环次数的变化关系，见图 2。

图 2 不同围压下填料归一峰值强度与干湿循环次数关系 Fig. 2 Relationships between normalized peak strength and dry-wet cycles under different confining pressures

为显示红层填料的强度变化特点，将文献[10]中南宁外环膨胀土(直剪试验结果)及文献[11]中粉质黏土在100 kPa压力下的峰值强度变化规律也绘制在图 2中作为对比。

由图 2可知，一般岩土如膨胀土、粉质黏土的偏应力峰值强度均随干湿循环次数的增加而衰减。但红层填料偏应力峰值强度变化展现出完全不同的特点：试样在经历第1次干湿循环后峰值强度下降，然后，随着干湿循环次数的增加，强度逐渐上升，高围压的试样经历多次干湿循环后，峰值强度甚至超过未经干湿循环的试样，岩土填料强度变化的这种特征以前还没有发现过。

如果分析不同围压下的试样峰值强度变化规律，可以发现：第1次干湿循环后，围压为100 kPa时强度下降幅度最大，试样峰值强度最低值仅为未经干湿循环试样的80.6%，而400 kPa时为91%，200和300 kPa时在两者之间，说明围压越低强度下降幅度越大。第2次干湿循环后的强度上升规律则恰恰相反：100 kPa和400 kPa围压下的强度上升最大值分别是未经干湿循环试样的98.7%，114.1%，200 kPa和300 kPa时在两者之间，说明围压越大强度上升幅度越大。可见试样强度上升和下降的幅度与围压紧密相关。另一方面，试样强度上升趋于稳定所需的干湿循环次数也与围压大小相关：100 kPa围压下强度增长较慢，强度增长段近似呈直线型，可推测8次干湿循环以后强度仍有继续增长的趋势。而400 kPa围压试样强度开始时增长很快，随后变缓，可推测8次干湿循环时，峰值强度已经趋于稳定。

三轴试验还记录了试样的固结排水过程，将每个试样的固结排水量除以试样总体积可得到不同围压下的固结体变率，将其与试样经历的干湿循环次数关系绘制为图 3。

图 3 相同围压下填料不同干湿循环次数试样固结排水量 Fig. 3 Relationships between dry-wet cycles and consolidation drainage of samples under same confining pressure

从图 3可以发现，红层填料试样的固结体变率随干湿循环次数的增多而逐渐增加，这表明经历干湿循环的试样更容易固结，也表明开始剪切时经历干湿循环次数多的试样具有更高的密实度(其他条件相同时)。

为了揭示干湿循环作用下红层填料强度变化特殊规律的机理，进一步研究包裹在红层填料中仍具有崩解性的大颗粒的崩解特征。

为了模拟红层填料颗粒在填筑体中受限的干湿循环状态，按《公路工程岩石试验规程》(JTG E41—2005)^[16]规定，在天然含水率条件下切割制备50 mm×50 mm×50 mm的立方岩块(切割时保证表面无明显裂缝)，将岩块装入饱和器，周边用中砂填充，然后在上方放置弹簧，通过控制弹簧的压缩量施加50 kPa应力在中砂顶部，使岩块处于一定侧限状态。

与填料干湿循环过程相同，经历过一定次数干湿循环后，将受限饱和后的岩块取出观察(如图 4所示)，发现经过8次受限干湿循环后，岩块并未产生明显裂缝，只有边角少量颗粒在试块取出时容易被碰落。

图 4 岩块干湿循环前后对比 Fig. 4 Comparison of rock block before and after dry-wet cycles

干湿循环试验次数仍分为0，1，2, 4，8次5组，每组6个岩块，干湿循环后擦干，按《公路岩石试验规程》进行单轴抗压强度试验，并取平均值为试验结果。

将试验结果绘制成干湿循环次数与单轴抗压强度关系曲线，如图 5所示。试验结果表明，随着干湿循环的进行，岩块强度发生显著的衰减，经历8次干湿循环的岩块强度为896 kPa，该强度也显著高于红层填料的抗压强度。

图 5 不同干湿循环次数下岩块单轴抗压强度 Fig. 5 Uniaxial compressive strength of rock block under different dry-wet cycles

受限条件下的岩块崩解试验表明，处于包裹中的岩块经历多次干湿循环后，虽然边角更易产生脱落但没有整体开裂，甚至连明显的贯通裂缝都没有，且岩块强度仍高于填料强度。该试验结果对于理解红层填料的强度变化特性的意义在于：

(1) 受限的岩块在经历干湿循环后不产生明显崩解，表明在干湿循环过程中红层填料的颗粒级配不会发生显著变化。既有研究^[17-18]表明，土的强度与颗粒最大粒径及粗颗粒含量显著相关。红层软岩填料尽管含有仍可崩解的粗颗粒，但是在受限干湿循环过程中，这些颗粒并不崩解，所以填料的级配并不会发生显著变化，因此填料的强度不会显著降低。

(2) 受限的岩块在经历干湿循环后，边角容易被碰落，原因应是岩块强度下降所致。这说明在经历干湿循环后，红层填料中粗颗粒的边角在围压作用下更容易破碎，这对处于围压环境下的红层填料微观结构的自我调整和改善有利。在三轴试验固结阶段以及真实路基应力环境中，粗颗粒的边角往往是应力集中的位置，大颗粒在干湿循环后强度降低，边角的位置更容易碎裂，这些碎裂产物能进一步填充试样内部孔隙，有利于改善土的微观结构，使土体在受剪切时表现出更高强度。

三轴试验表明，红层填料在经历第1、2次干湿循环时试样强度会降低，2次干湿循环后，试样强度会开始恢复和上升，其强度变化特性不同于一般岩土材料。综合本研究试验成果，可推测出红层填料的强度变化中存在3种机制。

(1) 强度下降机制：红层填料也是岩土材料的一种，第1、2次干湿循环时试样强度的降低原因可能与一般岩土类似，即：干湿循环对土的结构具有普遍破坏作用，一般认为这种作用是土中亲水矿物干缩湿胀破坏了土体内部颗粒联结所致^[9-10]，这种作用导致的强度下降将随着干湿循环次数的增加逐渐减弱。

(2) 强度稳定机制：受限条件下的红层软岩经历干湿循环后虽然强度会下降，但其仍保持原来的完整性，而且能保持一定强度(8次干湿循环后仍具有896 kPa的抗压强度)，说明试样干湿循环后的颗粒组成并不会发生太大变化，颗粒强度也远大于填料强度，因此试样强度不会发生显著降低。

(3) 强度上升机制：由于红层填料中各种粒径的粗颗粒在干湿循环作用下强度降低，在固结压力下，由于边角应力集中，局部应力可能大于颗粒的强度，使颗粒边角被破碎形成微观结构调整，这使得试样变得更加密实，最终导致填料抗剪强度上升。需要指出的是，干湿循环作用下红层填料的强度上升，是以固结阶段更大的体积变形为代价的。

上述下降、稳定、上升机制的组合，决定了红层填料强度在干湿循环作用下先下降后上升的特性。

工程实践表明，采用红层软岩填料填筑的道路经多年运营后，即便经过多次路面重建，仍会受到路基不均匀沉陷导致的路面裂缝的困扰，但是路堤边坡失稳的现象却不多见。本研究表明，由于填料中颗粒能崩解，红层填料强度具备随干湿循环次数下降后能恢复和上升的特性，因此，工程中不需担心红层填料路堤边坡的失稳问题。但是红层填料强度的上升是以填料总体积减小为代价的，所以干湿循环作用下，路基在自重和荷载作用下产生进一步的固结变形和沉降就不可避免了。

红层填料因内部含有可继续崩解的颗粒，导致其在干湿循环条件下的强度具有独特性质，通过三轴试验和岩块受限崩解试验研究，得出以下结论：

(1) 在干湿循环作用下，相同围压下不同干湿循环次数的红层填料试样峰值强度表现为先下降后逐渐上升的规律，其特性与一般岩土填料不同。

(2) 受限条件下的红层软岩在干湿循环作用下强度会降低，但并不会发生显著崩解，这有利于填料保持强度稳定；而其边角更容易被不均匀的接触应力破碎，又有利于改善填料内部微观结构，有利于填料强度提高。所以在干湿循环作用下红层填料的强度变化不仅存在下降机制，还存在上升和稳定机制，这3种机制综合作用，形成了干湿循环条件下红层填料强度变化的特殊规律。