楊忠平 田 鑫 雷曉丹 蔣源文 劉新榮 胡元鑫

( ①重慶大學(xué)山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶400045，中國(guó))( ②重慶大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶400045，中國(guó))( ③重慶大學(xué)庫(kù)區(qū)環(huán)境地質(zhì)災(zāi)害防治國(guó)家地方聯(lián)合工程研究中心，重慶400045，中國(guó))( ④太原學(xué)院建筑工程系，太原030032，中國(guó))( ⑤渝武機(jī)場(chǎng)建設(shè)指揮部，重慶401120，中國(guó))

0 引 言

土石混合料(Soil-rock mixture， S-RM)由松散的巖石碎屑和土壤物質(zhì)組成，主要是斜坡、崩塌、沖刷、冰川和人工堆積物，在我國(guó)特別是西南地區(qū)廣泛分布(Wei et al.，2014)。第四紀(jì)形成的土石混合料是一種極不均勻且較松散的巖土材料，含有一定比例的巖塊，由大小不均且強(qiáng)度差異較大的塊石、細(xì)粒土和孔隙構(gòu)成。作為一種特殊地質(zhì)材料，經(jīng)人工篩選的土石混合料被廣泛應(yīng)用于水電工程和道路工程(如土壩、路基填筑)等(Xu et al.，2011； 孫遜等， 2018； 鄭博寧等， 2019)。近年來(lái)，隨著巖土力學(xué)和各種大型工程的發(fā)展，尤其在西南山區(qū)機(jī)場(chǎng)建設(shè)工程中，土石混合料工程力學(xué)特性的研究引起了廣泛關(guān)注(徐文杰等， 2010； 劉新榮等， 2017； 雷曉丹等， 2018)。

原位試驗(yàn)可直接測(cè)試原位樣，其優(yōu)勢(shì)在于試驗(yàn)簡(jiǎn)單易行且結(jié)果可靠度較高(Li et al.，2004； 殷躍平， 2004； 廖秋林等， 2006)。諸多學(xué)者利用現(xiàn)場(chǎng)原位試驗(yàn)對(duì)土石混合料的力學(xué)特性展開(kāi)研究，發(fā)現(xiàn)含水條件、含石量、試樣尺寸及應(yīng)力狀態(tài)等是影響其力學(xué)特性的重要因素。徐文杰等(2006)通過(guò)原位水平推剪試驗(yàn)研究了虎跳峽龍?bào)从野锻潦旌狭显谔烊缓徒畻l件下的強(qiáng)度變化，發(fā)現(xiàn)土石混合料對(duì)水的作用反應(yīng)非常敏感。李曉等(2007)通過(guò)原位推剪和壓剪試驗(yàn)，研究了含石量、尺寸及應(yīng)力狀態(tài)對(duì)土石混合料剪切特性的影響，發(fā)現(xiàn)含石量是影響土石混合料強(qiáng)度的重要因素。吳旻碩等(2007)通過(guò)滑坡現(xiàn)場(chǎng)的原位壓剪及推剪試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)含石量對(duì)土石混合料的力學(xué)特性影響較為顯著。

由于現(xiàn)場(chǎng)環(huán)境的影響及試驗(yàn)儀器的限制，原位試驗(yàn)具有較強(qiáng)的局限性，試驗(yàn)結(jié)果欠缺代表性。而室內(nèi)試驗(yàn)彌補(bǔ)了原位試驗(yàn)的不足，是探究土石混合料剪切特性的重要方式。國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)證明孔隙率、含石量、塊石尺寸、塊石排列及含水率等均是土石混合料剪切特性的重要影響因素。Vallejo et al.(2000)利用直剪試驗(yàn)研究了不同孔隙率土石混合料的剪切特性，發(fā)現(xiàn)塊石顆粒與土顆粒的相對(duì)聚集程度決定了土石混合料的剪切強(qiáng)度。徐文杰等(2008)利用大尺度直剪試驗(yàn)分析了土石混合料的含石量與抗剪強(qiáng)度的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)土石混合料的內(nèi)摩擦角增量與含石量(25%～70%)近似呈線性增長(zhǎng)關(guān)系，黏聚力較相應(yīng)土體有很大程度的降低，但當(dāng)塊石含量大于30%時(shí)，其黏聚力隨含石量的增加而緩慢降低。歐陽(yáng)振華等(2010)利用大型剪切試驗(yàn)研究了不同因素對(duì)土石混合料抗剪性能的影響，證實(shí)塊石尺寸的影響最大，塊石排列的影響最小，含石量的影響位于兩者之間。時(shí)衛(wèi)民等(2005)，劉文平等(2005)采用室內(nèi)大型直剪試驗(yàn)分析了含石量、含水量對(duì)碎石土強(qiáng)度的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)碎石土的抗剪強(qiáng)度隨含水量的增加而降低，含石量和含水率共同影響?zhàn)ぞ哿蛢?nèi)摩擦角。趙川等(2006)對(duì)不同含石量的土石混合料進(jìn)行了直接剪切試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)在一定含石量范圍內(nèi)，隨著含石量的增加，碎石類土的抗剪強(qiáng)度相應(yīng)增大。

由于工程中土石混合料所含塊石的尺寸一般在幾厘米到幾十厘米之間，試驗(yàn)室內(nèi)的尺寸難以做到與實(shí)際等同(邵帥等， 2014)。因此，土石混合料的室內(nèi)試驗(yàn)受試驗(yàn)設(shè)備限制，對(duì)超過(guò)試驗(yàn)容許最大粒徑的原級(jí)配土石混合料進(jìn)行縮尺處理。這樣的縮尺處理明顯改變了土石混合料的級(jí)配，難以反映土石混合料的真實(shí)力學(xué)性質(zhì)。而數(shù)值模擬不受試樣尺寸的限制，可以實(shí)現(xiàn)不縮尺條件下全級(jí)配土石混合料的數(shù)值試驗(yàn)，并消除試樣端部約束及橡皮膜嵌入等問(wèn)題帶來(lái)的試驗(yàn)誤差，是當(dāng)前研究土石混合料剪切特性的重要手段。近年來(lái)許多學(xué)者利用數(shù)值試驗(yàn)進(jìn)行了大量研究，分析了含石量、塊石巖性、塊石形狀及其分布位置對(duì)土石混合料剪切特性的影響規(guī)律。丁秀麗等(2012)通過(guò)ABAQUS有限元程序研究了含石量、飽和度以及土-石界面接觸特性對(duì)土石混合料力學(xué)特性的影響，證明了細(xì)觀結(jié)構(gòu)模型的合理性。油新華(2002)利用FLAC3D有限差分程序分析了塊石形狀及分布對(duì)土石混合料破壞機(jī)制的影響，構(gòu)建了模型含石量與彈性模量的關(guān)系。赫建明(2004)，郝建明等(2009)利用PFC3D程序建立了土石混合料顆粒離散元模型，研究了模型壓剪破壞與結(jié)構(gòu)效應(yīng)的影響規(guī)律。賈學(xué)明等(2010)通過(guò)PFC3D程序建立了直剪試驗(yàn)數(shù)值模型，發(fā)現(xiàn)土石混合料的抗剪強(qiáng)度主要由塊石巖性和含石量控制。楊冰等(2010)通過(guò)PFC3D數(shù)值模型研究了土石混合料的抗壓特性，分析了不同含石率的土石混合料的受力機(jī)理。

盡管土石混合料的工程力學(xué)特性逐漸引起國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注，但由于其結(jié)構(gòu)特殊、物質(zhì)及結(jié)構(gòu)組成極其復(fù)雜，各個(gè)因素對(duì)土石混合料剪切特性的影響規(guī)律仍待系統(tǒng)研究。近年來(lái)，離散元法越來(lái)越多地被應(yīng)用于土石混合料的變形破壞分析(李世海等， 2004； 張亞南等， 2011)，在離散元理論基礎(chǔ)上發(fā)展的顆粒離散元法也逐漸被廣泛應(yīng)用。顆粒離散元法利用細(xì)觀顆粒的相互作用，實(shí)現(xiàn)對(duì)材料宏觀物理力學(xué)行為的模擬，在研究大變形問(wèn)題等方面具有較大的優(yōu)越性(徐文杰等， 2009； 徐文杰等， 2010； 成國(guó)文等， 2010； 丁秀麗等， 2010； 楊忠平等， 2017)。并且數(shù)值模擬試驗(yàn)相對(duì)于物理試驗(yàn)更具可重復(fù)性和低成本性，在土石混合料力學(xué)性能的研究方面存在巨大優(yōu)勢(shì)。

本文采用PFC2D內(nèi)置的FISH語(yǔ)言進(jìn)行二次開(kāi)發(fā)，基于蒙特卡洛法實(shí)現(xiàn)隨機(jī)多邊形塊石的模擬，利用土石混合料的離散元模型，研究了初始孔隙率、顆粒級(jí)配、塊石形狀與尺寸等因素對(duì)剪切特性的影響規(guī)律。

1 土石混合料直剪試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜆?gòu)建

1.1 數(shù)值試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜆?gòu)建

采用墻體Wall模擬剪切盒，尺寸為直徑×高度=500imm×400imm。Wall3、Wall4與Wall5構(gòu)成上剪切盒，Wall1、Wall2與Wall6構(gòu)成下剪切盒，Wall7與Wall8分別設(shè)置在剪切盒兩側(cè)，避免剪切盒發(fā)生錯(cuò)動(dòng)時(shí)將顆粒擠出。根據(jù)油新華(2002)， 董云等(2007)， 孔祥臣等(2007)， 舒志樂(lè)等(2009)提出的土石混合料中土石閾值的取值，文中將土石閾值取為5imm。綜合考慮數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性與計(jì)算機(jī)性能(劉君等， 2008； 徐文杰等， 2016)，將Ball顆粒的半徑設(shè)置為1.5～3imm，采用半徑擴(kuò)大法填充顆粒，共生成11076個(gè)顆粒。

顆粒經(jīng)壓實(shí)后，仍存在少量顆粒與周圍顆粒之間的接觸過(guò)少，難以形成有效接觸，從而處于“懸浮”狀態(tài)，影響模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。當(dāng)某個(gè)顆粒與其周圍顆粒的接觸數(shù)目少于3個(gè)時(shí)，被視為懸浮顆粒。將所有懸浮顆粒的半徑擴(kuò)大1.3倍后進(jìn)行計(jì)算，當(dāng)平均接觸力滿足限定條件時(shí)則視為該顆粒已脫離“懸浮”狀態(tài)。如此循環(huán)往復(fù)進(jìn)行計(jì)算，直至無(wú)懸浮顆粒存在為止。

基于蒙特卡洛法生成隨機(jī)多邊形塊石，設(shè)置土顆粒之間的接觸為接觸黏結(jié)模型； 塊石內(nèi)部顆粒之間的接觸為平行黏結(jié)模型； 塊石顆粒與土顆粒間的接觸為接觸黏結(jié)模型。土石混合料數(shù)值模型見(jiàn)圖1，其中灰色代表土顆粒，其他顏色代表塊石顆粒。

圖1 土石混合料數(shù)值模型Fig. 1 Numerical model of S-RMs

1.2 參數(shù)標(biāo)定

在顆粒離散元模型中，顆粒與接觸的細(xì)觀參數(shù)體現(xiàn)了土石混合料的宏觀力學(xué)性質(zhì)。然而宏、細(xì)觀參數(shù)間尚無(wú)明確的轉(zhuǎn)換理論，因此本文采用試錯(cuò)法進(jìn)行參數(shù)標(biāo)定，通過(guò)細(xì)觀參數(shù)的調(diào)整達(dá)到數(shù)值模擬試驗(yàn)與室內(nèi)直剪試驗(yàn)的結(jié)果基本吻合的效果。

試驗(yàn)儀器為ZY50-2G大型粗粒土壓縮直剪儀，其主要組成部分為剛性框架、上剪切盒、下剪切盒、數(shù)據(jù)采集裝置、水平與垂直加載裝置等構(gòu)成，見(jiàn)圖2。

圖2 ZY50-2G大型粗粒土壓縮直剪儀Fig. 2 ZY50-2G large coarse-grained soil compression direct shear apparatus

試樣取自重慶江北機(jī)場(chǎng)建設(shè)工程某填方體，場(chǎng)地含石量為59.3%，孔隙率為14.3%，經(jīng)室內(nèi)篩分試驗(yàn)得到其剔除超粒徑顆粒后的級(jí)配曲線如圖3所示。稱取所需各粒組土樣，將土樣拌和均勻后，邊用噴霧器加水邊繼續(xù)拌和。拌和完成后用防水膜包裹土樣并養(yǎng)護(hù)24ih，最后分3層均勻裝入剪切盒，各層間進(jìn)行鑿毛處理。裝樣完成后啟動(dòng)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，設(shè)置法向應(yīng)力為600ikPa，使上剪切盒保持固定，水平推動(dòng)下剪切盒進(jìn)行剪切。

圖3 顆粒級(jí)配曲線Fig. 3 Grain size distribution

采用試錯(cuò)法對(duì)土石混合料直剪試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行參數(shù)標(biāo)定，室內(nèi)試驗(yàn)與數(shù)值試驗(yàn)的剪應(yīng)力-剪切位移曲線如圖4所示，細(xì)觀參數(shù)標(biāo)定結(jié)果見(jiàn)表1。

圖4 剪應(yīng)力-剪切位移曲線Fig. 4 Shear stress-displacement curves

表1 細(xì)觀參數(shù)Table 1 Mesoscopic parameters

1.3 數(shù)值試驗(yàn)方案

為研究塊石尺寸對(duì)土石混合料剪切特性的影響，設(shè)定含石量為恒定值59.3%(場(chǎng)地含石量)，取4種不同的塊石尺寸，法向應(yīng)力取200ikPa、400ikPa、600及800ikPa 4個(gè)因素水平，試樣的粒組組成見(jiàn)表2，數(shù)值試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D5所示。

表2 不同塊石尺寸S-RMs數(shù)值模型剪切前粒組成分Table 2 Grain group of S-RMs with different stone sizes before shearing

圖5 不同塊石尺寸的S-RMs數(shù)值模型Fig. 5 Numerical models of S-RMs with different stone sizes

圖6 不同塊石形狀示意圖Fig. 6 Schematic diagrams of different block shapesa. 正四邊形； b. 正六邊形； c. 正十邊形； d. 正十六邊形

表3 不同塊石形狀的渾圓度Table 3 Roundness of different stone shapes

為研究塊石形狀對(duì)土石混合料剪切特性的影響，設(shè)定含石量為恒定值59.3%(場(chǎng)地含石量)，塊石形狀取正n邊形，n=4， 6， 10， 16(圖6所示)，法向應(yīng)力取200ikPa、400ikPa、600ikPa及800ikPa等4個(gè)因素水平。定義渾圓度為正多邊形的面積與其外接圓的面積之比，見(jiàn)式(1)。

(1)

式中，S為渾圓度；Sp為正多邊形面積；Sc為外接圓面積。

渾圓度的值S越接近1，則代表塊石的渾圓度越好。當(dāng)外接圓的半徑為1時(shí)，不同形狀的塊石對(duì)應(yīng)的渾圓度如表3所示，數(shù)值試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D7所示。

圖7 不同塊石形狀的S-RMs數(shù)值模型Fig. 7 Numerical models of S-RMs with different stone shape

為研究顆粒級(jí)配對(duì)土石混合料剪切特性的影響，保持場(chǎng)地含石量59.3%不變，改變各粒組質(zhì)量百分比，使粗粒徑顆粒逐漸減少，細(xì)粒徑顆粒逐漸增多，法向應(yīng)力取200ikPa、400ikPa、600ikPa、800ikPa等4個(gè)因素水平，試樣的粒組組成見(jiàn)表4，顆粒級(jí)配曲線如圖8，數(shù)值試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D9所示。

表4 不同顆粒級(jí)配S-RMs數(shù)值模型剪切前粒組成分Table 4 Grain group of S-RMs with different particle gradations before shearing

圖8 不同顆粒級(jí)配S-RMs剪切前顆粒級(jí)配曲線Fig. 8 Particle gradation curves of S-RMs with different grain sizes before shearing

圖9 不同顆粒級(jí)配的S-RMs數(shù)值模型Fig. 9 Numerical models of S-RMs with different stone sizes

本文定義土石閾值為5imm，視粒徑小于5imm的土顆粒粒徑均勻分布，且生成土石混合料數(shù)值模型時(shí)采用相同的隨機(jī)數(shù)，保證各試驗(yàn)組的土顆粒粒徑分布一致，則

d10(3a)=d10(3b)=d10(3c)=d10(3d)

(2)

由圖8顆粒級(jí)配曲線易見(jiàn)

d60(3a)=d60(3b)=d60(3c)=d60(3d)

(3)

故各試驗(yàn)組不均勻系數(shù)關(guān)系為

Cu(3a)>Cu(3b)>Cu(3c)>Cu(3d)

(4)

即3a組土石混合料的不均勻系數(shù)最大， 3d組的不均勻系數(shù)最小。因此3a組的顆粒級(jí)配最好，而3d組的顆粒級(jí)配最不良。

為研究初始孔隙率對(duì)土石混合料剪切特性的影響，保持場(chǎng)地含石量59.3%且粒組成分不變，改變?cè)嚇映跏伎紫堵?，法向?yīng)力取200ikPa、400ikPa、600ikPa、800ikPa等4個(gè)因素水平，其中孔隙率14.3%為天然孔隙率。試樣孔隙率及顆粒數(shù)見(jiàn)表5。

表5 S-RMs離散元模型的顆?？倲?shù)及初始孔隙率Table 5 S-RMs total number of particles and the initial porosity

2 土石混合料直剪試驗(yàn)?zāi)M分析

2.1 塊石尺寸對(duì)剪切特性的影響

根據(jù)數(shù)值試驗(yàn)?zāi)M結(jié)果，繪制含不同尺寸塊石的土石混合料的剪應(yīng)力-剪切位移關(guān)系曲線如圖10。塊石尺寸對(duì)剪切應(yīng)力-剪切位移曲線的形態(tài)無(wú)明顯影響，以試驗(yàn)組1a在法向應(yīng)力600ikPa作用下的剪應(yīng)力-位移曲線作剪切階段分析(圖11)： ①?gòu)椥噪A段0a：由于土顆粒被迅速擠壓密實(shí)，剪應(yīng)力隨著剪切位移的增大呈近似線性增長(zhǎng)的趨勢(shì)； ②局部剪切階段ab：曲線斜率逐漸減小，剪應(yīng)力隨剪切位移增長(zhǎng)的速率減慢，最終到達(dá)峰值強(qiáng)度。此時(shí)，塊石顆粒之間、塊石顆粒與土顆粒之間產(chǎn)生擠壓，咬合力增大； ③剪切破壞階段bc：剪應(yīng)力隨著剪切位移的增大而逐漸減小，此時(shí)已形成剪切破壞面，剪切面附近顆粒間的接觸產(chǎn)生斷裂而失效，導(dǎo)致剪應(yīng)力迅速減??； ④殘余變形階段cd：剪切位移繼續(xù)增大，而剪應(yīng)力處于波動(dòng)狀態(tài)，此時(shí)的抗剪強(qiáng)度主要由上、下剪切面顆粒間的摩擦提供。

當(dāng)塊石尺寸較小時(shí)(圖10a～圖10c)，土石混合料的破壞模式表現(xiàn)為應(yīng)變軟化型； 塊石尺寸較大時(shí)(圖10d)，土石混合料的破壞模式近似表現(xiàn)為塑性應(yīng)變型。法向應(yīng)力越大，峰值剪應(yīng)力越大，且峰值剪應(yīng)力對(duì)應(yīng)的剪切位移越大。

圖10 塊石尺寸對(duì)S-RMs剪切特性的影響Fig. 10 Influence of stone sizes on shear characteristics of S-RMsa. 試驗(yàn)組1a的剪應(yīng)力-剪切位移曲線； b. 試驗(yàn)組1ib的剪應(yīng)力-剪切位移曲線； c. 試驗(yàn)組1ic的剪應(yīng)力-剪切位移曲線； d. 試驗(yàn)組1d的剪應(yīng)力-剪切位移曲線

圖11 土石混合料剪切階段Fig. 11 Shear stage of S-RMs

圖12 不同塊石尺寸S-RMs的抗剪強(qiáng)度-法向應(yīng)力曲線Fig. 12 Shear strength-normal stress curves of S-RMs with different stone size

為進(jìn)一步研究塊石尺寸的影響，繪制各組土石混合料的抗剪強(qiáng)度-法向應(yīng)力關(guān)系曲線如圖12所示。當(dāng)含石量一定時(shí)，相同法向應(yīng)力條件下，塊石尺寸越大，土石混合料的抗剪強(qiáng)度越大。由于模型含石量保持59.3%不變，塊石尺寸越大時(shí)，塊石顆粒與周圍顆粒之間形成的接觸越多，從而增強(qiáng)顆粒間的相互咬合作用，增大土石混合料的抗剪強(qiáng)度。而隨著法向應(yīng)力的增大，各試驗(yàn)組之間抗剪強(qiáng)度的差值也越大，塊石尺寸對(duì)土石混合料抗剪強(qiáng)度的影響越明顯。這主要是由于法向應(yīng)力增大時(shí)，顆粒被擠壓得更密實(shí)，顆粒間咬合作用的差異越明顯，抗剪強(qiáng)度的差異性也越大。

2.2 塊石形狀對(duì)剪切特性的影響

當(dāng)塊石形狀不同時(shí)，土石混合料的剪應(yīng)力-剪切位移關(guān)系曲線見(jiàn)圖13?？芍獕K石形狀對(duì)剪應(yīng)力-剪切位移曲線的形態(tài)無(wú)明顯影響，如前所述經(jīng)歷了從彈性階段到殘余變形階段的變化。各試驗(yàn)組土石混合料的破壞模式均表現(xiàn)為應(yīng)變軟化型，塊石形狀對(duì)土石混合料的破壞模式無(wú)顯著影響。當(dāng)法向應(yīng)力增大時(shí)，峰值剪應(yīng)力與其對(duì)應(yīng)的剪切位移均增大。

圖13 塊石形狀對(duì)S-RMs剪切特性的影響Fig. 13 Influence of stone shape on shear characteristics of S-RMsa. 試驗(yàn)組2a的剪應(yīng)力-剪切位移曲線； b. 試驗(yàn)組2b的剪應(yīng)力-剪切位移曲線； c. 試驗(yàn)組2c的剪應(yīng)力-剪切位移曲線； d. 試驗(yàn)組2d的剪應(yīng)力-剪切位移曲線

為進(jìn)一步研究塊石形狀的影響，繪制各組土石混合料的抗剪強(qiáng)度-法向應(yīng)力關(guān)系曲線如圖14所示。當(dāng)含石量一定時(shí)，相同法向應(yīng)力條件下，含不同形狀塊石的土石混合料的抗剪強(qiáng)度基本相同，塊石形狀基本不影響土石混合料的抗剪強(qiáng)度。原因是各組塊石的渾圓度均大于0.6，塊石形狀大致接近于圓形，無(wú)較突出的棱角，各個(gè)形狀的塊石顆粒與周圍顆粒的咬合作用較充分，在相同應(yīng)力條件下土石混合料的抗剪強(qiáng)度無(wú)明顯差異。

圖14 不同塊石形狀S-RMs的抗剪強(qiáng)度-法向應(yīng)力曲線Fig. 14 Shear strength-normal stress curves of S-RMs with different stone shape

2.3 顆粒級(jí)配對(duì)剪切特性的影響

當(dāng)土石混合料的顆粒級(jí)配改變時(shí)，相應(yīng)的剪應(yīng)力-剪切位移曲線見(jiàn)圖15。顆粒級(jí)配對(duì)土石混合料剪應(yīng)力-剪切位移曲線的形態(tài)無(wú)明顯影響，如前所述經(jīng)歷了從彈性階段到殘余變形階段的變化。

顆粒級(jí)配良好時(shí)(圖15a)，土石混合料的剪應(yīng)力-剪切位移曲線較平緩； 顆粒級(jí)配不良時(shí)(圖15d)，土石混合料的剪應(yīng)力隨著剪切位移的增加出現(xiàn)較大波動(dòng)，曲線的“跳躍”現(xiàn)象更明顯。由于顆粒級(jí)配不良時(shí)，塊石顆粒與周圍顆粒的咬合作用不充分，在剪切過(guò)程中更容易產(chǎn)生錯(cuò)動(dòng)和翻轉(zhuǎn)等現(xiàn)象，故表現(xiàn)為剪應(yīng)力-剪切位移曲線的“跳躍”現(xiàn)象。

各試驗(yàn)組土石混合料的破壞模式均表現(xiàn)為應(yīng)變軟化型，顆粒級(jí)配對(duì)土石混合料的破壞模式無(wú)顯著影響。當(dāng)法向應(yīng)力增大時(shí)，峰值剪應(yīng)力與其對(duì)應(yīng)的剪切位移均增大。

圖15 顆粒級(jí)配對(duì)S-RMs剪切特性的影響Fig. 15 Influence of grain size distribution on shear characteristics of S-RMsa. 試驗(yàn)組3a的剪應(yīng)力-剪切位移曲線； b. 試驗(yàn)組3b的剪應(yīng)力-剪切位移曲線； c. 試驗(yàn)組3c的剪應(yīng)力-剪切位移曲線； d. 試驗(yàn)組3d的剪應(yīng)力-剪切位移曲線

為進(jìn)一步分析顆粒級(jí)配的影響，繪制各組土石混合料的抗剪強(qiáng)度-法向應(yīng)力關(guān)系曲線如圖16所示。當(dāng)含石量一定時(shí)，相同法向應(yīng)力條件下，顆粒級(jí)配越良好，土石混合料的抗剪強(qiáng)度越大。由于當(dāng)顆粒級(jí)配良好時(shí)，模型中顆粒與顆粒之間的接觸也越多，相互咬合作用越充分(舒志樂(lè)等， 2010)，因此土石混合料在剪切過(guò)程中的滑動(dòng)摩擦力和咬合作用力也越大，內(nèi)摩擦角越大，抗剪強(qiáng)度越高。

圖16 不同顆粒級(jí)配S-RMs的抗剪強(qiáng)度-法向應(yīng)力曲線Fig. 16 Shear strength-normal stress curves of S-RMs with different grain size distribution

2.4 初始孔隙率對(duì)剪切特性的影響

當(dāng)土石混合料的初始孔隙率改變時(shí)，相應(yīng)的剪應(yīng)力-剪切位移曲線見(jiàn)圖17。可知初始孔隙率對(duì)剪應(yīng)力-剪切位移曲線的形態(tài)無(wú)明顯影響，如前所述經(jīng)歷了從彈性階段到殘余變形階段的變化。各試驗(yàn)組土石混合料的破壞模式均表現(xiàn)為應(yīng)變軟化型，初始孔隙率對(duì)土石混合料的破壞模式無(wú)顯著影響。當(dāng)法向應(yīng)力增大時(shí)，峰值剪應(yīng)力與其對(duì)應(yīng)的剪切位移均增大。

圖17 孔隙率對(duì)S-RMs剪切特性的影響Fig. 17 Influence of initial porosity on shear characteristics of S-RMsa. 試驗(yàn)組4a的剪應(yīng)力-剪切位移曲線； b. 試驗(yàn)組4b的剪應(yīng)力-剪切位移曲線； c. 試驗(yàn)組4c的剪應(yīng)力-剪切位移曲線； d. 試驗(yàn)組4d的剪應(yīng)力-剪切位移曲線

為進(jìn)一步分析初始孔隙率的影響，繪制各組土石混合料的抗剪強(qiáng)度-法向應(yīng)力關(guān)系曲線如圖18所示。當(dāng)含石量一定時(shí)，相同法向應(yīng)力條件下，不同初始孔隙率的土石混合料的抗剪強(qiáng)度基本相同，初始孔隙率基本不影響土石混合料的抗剪強(qiáng)度。土石混合料初始孔隙率的差值最大為0.06(試驗(yàn)組4ia與4id)，生成的顆粒個(gè)數(shù)相差754個(gè)，而數(shù)值模型總顆粒數(shù)均大于10000，可見(jiàn)初始孔隙率引起的顆粒數(shù)差異可忽略不計(jì)，數(shù)值模型基本相同，初始孔隙率對(duì)于土石混合料抗剪強(qiáng)度的影響也較小。

圖18 不同初始孔隙率S-RMs的抗剪強(qiáng)度-法向應(yīng)力曲線Fig. 18 The shear strength-normal stress curves of S-RMs with different initial porosity

3 結(jié) 論

(1)顆粒級(jí)配、初始孔隙率、塊石尺寸及形狀對(duì)土石混合料剪應(yīng)力-剪切位移關(guān)系無(wú)明顯影響，都從彈性階段的變形開(kāi)始，逐漸進(jìn)入到局部剪切階段，再過(guò)渡到剪切破壞階段，最后進(jìn)入殘余變形階段。

(2)塊石形狀、顆粒級(jí)配及初始孔隙率對(duì)土石混合料的破壞模式無(wú)明顯影響，破壞模式均表現(xiàn)為應(yīng)變軟化型。當(dāng)塊石尺寸較小時(shí)，土石混合料的破壞模式表現(xiàn)為應(yīng)變軟化型； 塊石尺寸較大時(shí)，土石混合料的破壞模式近似表現(xiàn)為塑性應(yīng)變型。法向應(yīng)力越大，土石混合料的峰值剪應(yīng)力越大，且達(dá)到峰值剪應(yīng)力時(shí)對(duì)應(yīng)的剪切位移越大。

(3)顆粒級(jí)配良好時(shí)，土石混合料的剪應(yīng)力-剪切位移曲線較平緩； 顆粒級(jí)配不良時(shí)，塊石顆粒與周圍顆粒的咬合作用不充分，在剪切過(guò)程中更易產(chǎn)生錯(cuò)動(dòng)和翻轉(zhuǎn)等現(xiàn)象，土石混合料的剪應(yīng)力隨剪切位移的增加出現(xiàn)較大波動(dòng)，曲線的“跳躍”現(xiàn)象更明顯。

(4)當(dāng)含石量一定時(shí)，相同法向應(yīng)力條件下，塊石尺寸越大，土石混合料的抗剪強(qiáng)度越大，且隨著法向應(yīng)力的增大，不同塊石尺寸的試驗(yàn)組之間抗剪強(qiáng)度差值也越大，塊石尺寸對(duì)土石混合料抗剪強(qiáng)度的影響越明顯。含石量保持不變，在同一法向應(yīng)力下，土石混合料的顆粒級(jí)配越好，抗剪強(qiáng)度越大。

(5)當(dāng)含石量一定時(shí)，相同法向應(yīng)力條件下，塊石形狀和初始孔隙率對(duì)土石混合料的抗剪強(qiáng)度無(wú)明顯影響。