黃虎, 李坡, 霍文龍, 張獻(xiàn)才

(華北水利水電大學(xué),河南 鄭州 450045)

膠凝砂礫石 (Cemented Sand and Gravel,CSG)材料是將水、膠凝材料、河床砂礫石或開(kāi)挖廢棄料等當(dāng)?shù)夭牧习匆欢ū壤旌?然后拌合后得到的一種新型筑壩材料。隨著2004年我國(guó)首例CSG圍堰的建成應(yīng)用,CSG材料在水利工程中的應(yīng)用也逐漸推廣。賈金生等[1]于2009年提出了膠結(jié)顆粒料壩和“宜材適構(gòu)”的新型筑壩理念,并推動(dòng)國(guó)際大壩委員會(huì)設(shè)立了膠結(jié)顆粒料壩專業(yè)委員會(huì),編制了膠結(jié)顆粒料壩水利行業(yè)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)。2014年,我國(guó)第一座永久性CSG壩工程——山西守口堡水庫(kù)CSG壩開(kāi)工建設(shè)。隨著CSG壩理論研究的深入,我國(guó)的CSG壩正由臨時(shí)工程向永久工程、低壩向高壩過(guò)渡。

目前,國(guó)內(nèi)外在CSG材料的靜力學(xué)特性方面取得了大量有價(jià)值的研究成果。2003年,BATMAZ S[2]結(jié)合土耳其Cindere壩進(jìn)行了CSG料的強(qiáng)度試驗(yàn)研究,發(fā)現(xiàn)當(dāng)膠凝摻量為70 kg/m3時(shí),90 d齡期CSG料的強(qiáng)度可達(dá)5 MPa以上,可滿足高100 m大壩的強(qiáng)度要求。ADL M R[3]通過(guò)對(duì)膠凝砂礫石材料進(jìn)行不同圍壓下的三軸不排水試驗(yàn)得出:在高圍壓和低膠凝材料時(shí),試件出現(xiàn)明顯的膨脹;隨著膠凝材料含量的增加,摩擦角的變化不大,但黏聚力變化明顯。賈金生等[4]通過(guò)試驗(yàn)對(duì)福建街面水電站下游圍堰工程的筑壩材料進(jìn)行了研究,結(jié)果表明,當(dāng)?shù)靥烊簧暗[石摻入水泥和粉煤灰各40 kg/m3后,180 d齡期CSG材料的抗壓強(qiáng)度可達(dá)到C7.5,滿足圍堰的安全穩(wěn)定要求。2007年,孫明權(quán)等[5]對(duì)不同膠凝摻量的CSG材料進(jìn)行了三軸剪切排水試驗(yàn),結(jié)果表明,CSG材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線具有明顯的非線性特征及軟化特征。通過(guò)對(duì)立方體試件進(jìn)行抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)和劈裂試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)[6],在靜力荷載作用下,CSG材料的破壞主要是膠結(jié)面的破壞,最終的破壞是由于膠結(jié)體的斷裂導(dǎo)致材料成為散粒體,而粗骨料本身并未發(fā)生任何形式的破損,從宏觀上表現(xiàn)為試件的剪切斷裂和壓碎。蔡新等[7]通過(guò)大型三軸試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),膠凝堆石料的剪脹性明顯,在不同圍壓下,材料的破壞形式也存在不同,圍壓越小,剪脹越明顯;低圍壓下膠凝堆石料的骨料不會(huì)破碎,骨料間的黏結(jié)力喪失后,在剪切力的作用下骨料容易滾動(dòng)和翻轉(zhuǎn),試件表現(xiàn)為較明顯的先縮后脹;高圍壓下的膠凝堆石料的骨料容易破碎,也可能滑動(dòng)、擠壓或者填充孔隙,翻轉(zhuǎn)和滾動(dòng)較少。雖然國(guó)內(nèi)外在CSG料力學(xué)特性方面取得了大量有價(jià)值的研究成果,但主要是對(duì)室內(nèi)試驗(yàn)宏觀現(xiàn)象的總結(jié),關(guān)于其細(xì)觀力學(xué)試驗(yàn)的研究還鮮有提及,對(duì)材料的破壞機(jī)理還有待進(jìn)一步研究,進(jìn)行CSG材料的細(xì)觀試驗(yàn)研究是未來(lái)的研究方向[8]。本文在前人研究的基礎(chǔ)上,采用宏觀與細(xì)觀相結(jié)合的方法,在室內(nèi)試驗(yàn)的基礎(chǔ)上,根據(jù)宏觀力學(xué)性能探尋細(xì)觀參數(shù)的變化規(guī)律,得出適合CSG材料的細(xì)觀參數(shù),通過(guò)研究揭示CSG材料的細(xì)觀破壞模式,為深入研究CSG材料的力學(xué)特性和破壞機(jī)理、建立基于細(xì)觀的數(shù)值分析模型提供參考和借鑒。

1 試驗(yàn)方案

1.1 室內(nèi)試驗(yàn)

1.1.1 試件制備

根據(jù)膠結(jié)顆粒料筑壩技術(shù)導(dǎo)則(SL 678—2014),膠凝材料用量不宜低于80 kg/m3,其中水泥熟料用量不宜低于32 kg/m3,水膠比宜控制在0.7～1.3,CSG中砂率宜在18%～35%[9]。限于篇幅限制,結(jié)合已有研究成果[10-12],本文僅對(duì)一種配合比方案進(jìn)行試驗(yàn)分析。膠凝材料采用普通硅酸鹽水泥(P·O42.5)和干排F類Ⅱ級(jí)粉煤灰,含量分別為40 kg/m3和50 kg/m3;砂率為0.2;水膠比為1∶1;砂礫石材料為汝州市天然河床的開(kāi)挖料,經(jīng)人工篩分為粒徑5～20 mm、20～40 mm的二級(jí)配天然骨料。試件為φ150 mm×300 mm的圓柱體,試件的制備采用機(jī)械和人工相結(jié)合的拌和方式,裝入鋼模具內(nèi)，常溫下放置48 h,拆模后將其置于標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室內(nèi)養(yǎng)護(hù)28 d。

1.1.2 試驗(yàn)加載

室內(nèi)試驗(yàn)在WAW-1000型微機(jī)控制電液伺服試驗(yàn)機(jī)上完成。加載速率為1 mm/min,試件破壞后停止加載,試驗(yàn)結(jié)束。試驗(yàn)中記錄應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線。

1.2 數(shù)值模擬試驗(yàn)

1.2.1 平行黏結(jié)模型

數(shù)值試驗(yàn)通過(guò)離散元軟件PFC2D來(lái)完成。為較好地模擬CSG材料中骨料間的相互作用,顆粒間的相互作用采用平行黏結(jié)模型模擬[13],如圖1所示。圖1中：A、B為兩個(gè)接觸顆粒;xi[A]、xi[B]和xi[C]分別為顆粒A、B及黏結(jié)部分的中心坐標(biāo);R為黏結(jié)半徑;L為黏結(jié)厚度;作用于顆粒A和B上的附加荷載會(huì)分配給接觸彈簧和平行黏結(jié)彈簧,從而實(shí)現(xiàn)力和力矩的傳遞。雖然該模型不能完全模擬實(shí)際材料中的膠結(jié)量,但力學(xué)分析得到的膠結(jié)性狀改變的結(jié)果在一定程度上反映了膠結(jié)砂礫石的力學(xué)響應(yīng)趨勢(shì)。

圖1 平行黏結(jié)模型

1.2.2 數(shù)值模型

為保證數(shù)值模擬試驗(yàn)數(shù)據(jù)和室內(nèi)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的可比性,數(shù)值模型試件與室內(nèi)試驗(yàn)試件保持一致,模型均高300 mm,寬150 mm。根據(jù)材料選用的砂、礫石的級(jí)配方案,試件為φ150 mm×300 mm的圓柱體;試件內(nèi)骨料粒徑為5～40 mm,且形狀復(fù)雜不均。通過(guò)數(shù)值模型建立完全符合骨料形狀的顆粒流模型是不現(xiàn)實(shí)的。根據(jù)文獻(xiàn)[14]的結(jié)論,當(dāng)模型高度與顆粒平均半徑的比值H/r≥125時(shí),顆粒的大小不會(huì)對(duì)各項(xiàng)宏觀參數(shù)造成影響。本文試驗(yàn)中骨料顆粒的平均半徑為2.25 mm,H/r=133>125,故不必考慮骨料顆粒大小對(duì)各項(xiàng)宏觀參數(shù)的影響。在建立數(shù)值模型時(shí),預(yù)先設(shè)定顆粒的最小半徑為0.5 mm,最大半徑為4 mm,然后隨機(jī)生成骨料顆粒,并控制最大半徑顆粒的數(shù)量。采用重力沉積法實(shí)現(xiàn)試樣的制備,在“U”型區(qū)域內(nèi)生成松散顆粒,施加重力,顆粒開(kāi)始沉積;沉積完成后,設(shè)置顆粒ball的密度、局部阻尼,運(yùn)算至收斂,則完成了試件數(shù)值模型的建立,如圖2所示。數(shù)值模型的底部和頂部均設(shè)置為“wall”,為剛性板邊界;底部“wall”采用全約束;頂部“wall”施加應(yīng)變控制荷載。整個(gè)數(shù)值模擬試驗(yàn)通過(guò)伺服調(diào)節(jié)法控制模型的加載過(guò)程來(lái)完成。

圖2 數(shù)值試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

2 宏、細(xì)觀參數(shù)間的定量關(guān)系分析

2.1 平行黏結(jié)法向剛度對(duì)宏觀參數(shù)的影響

圖3 不同時(shí)，試件的宏觀參數(shù)響應(yīng)關(guān)系

式中:σd的單位為MPa;E的單位為108Pa。

圖4 不同時(shí)，試件的破壞形式

2.2 平行黏結(jié)切向剛度對(duì)宏觀參數(shù)的影響

圖5 不同時(shí)，試件的宏觀參數(shù)響應(yīng)關(guān)系

式中E的單位為108Pa。

圖6 不同時(shí)，試件的破壞形式

2.3 接觸黏結(jié)法向剛度kn對(duì)宏觀參數(shù)的影響

不同kn下試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線,峰值應(yīng)力σd和彈性模量E與kn的關(guān)系曲線如圖7所示。由圖7可知,隨著kn的增大,試件達(dá)到峰值應(yīng)力時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變逐漸減小;峰值應(yīng)力后的應(yīng)力-應(yīng)變曲線基本相似;σd表現(xiàn)出一定的離散性,整體上呈現(xiàn)減小的趨勢(shì),但變化范圍很小,可以認(rèn)為kn在一定范圍內(nèi)的變化對(duì)σd的影響較小;E隨著kn的增大呈線性增加,其與kn的關(guān)系式為：

E=1.083+0.876kn(R2=0.983)。

式中E的單位為108Pa。

圖7 不同kn時(shí)，試件的宏觀參數(shù)響應(yīng)關(guān)系

不同kn時(shí)試件的破壞形式如圖8所示。由圖8可知:kn=5×108Pa時(shí),試件上貫通性共軛裂縫不對(duì)稱,在對(duì)角線裂縫一側(cè)有平行于試件的次生裂縫帶;隨著kn的增大,試件的貫通性共軛裂縫又表現(xiàn)為對(duì)稱分布,破壞帶逐漸加寬,破壞面交叉處次生裂紋增加,破壞交叉處的顆粒呈散粒體,以剪切破壞產(chǎn)生的裂紋為主?？傮w來(lái)看,kn對(duì)試件的破壞形式有一定影響。

圖8 不同kn時(shí)，試件的破壞形式

2.4 接觸黏結(jié)切向剛度ks對(duì)宏觀參數(shù)的影響

不同ks時(shí)試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線,σd和E與ks的關(guān)系曲線如圖9所示。

圖9 不同ks時(shí)，試件的宏觀參數(shù)響應(yīng)關(guān)系

由圖9可知:ks越大,試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線上直線上升段的斜率越大,即彈性模量越大,應(yīng)力峰值也越大,且其對(duì)應(yīng)的應(yīng)變值相應(yīng)逐漸增大;應(yīng)力-應(yīng)變曲線上的下降段基本相似;σd隨ks的增大而增大,其變化范圍為2.7～3.22 MPa。E隨ks的增大呈線性增長(zhǎng),其與ks關(guān)系式為：

E=1.332+0.6ks(R2=0.980)。

式中E的單位為108Pa。

不同ks時(shí),試件的破壞形式如圖10所示。由圖10可以看出:當(dāng)ks=5×107Pa時(shí),貫通破壞面位于試件第一條對(duì)角線的方向;隨著ks的增大,試件發(fā)生沿兩對(duì)角線方向的共軛型破壞,沿對(duì)角線方向出現(xiàn)了平行破裂帶,交叉破壞處有少量次生裂縫;當(dāng)ks=12×107Pa時(shí),主貫通破壞面又以第一條對(duì)角線方向?yàn)橹?共軛型破壞不明顯,第二條對(duì)角線方向的裂縫未貫通?？傮w來(lái)看,ks值對(duì)試件破壞模式的影響較大。

圖10 不同ks時(shí)，試件的破壞形式

2.5 摩擦系數(shù)f對(duì)宏觀參數(shù)的影響

對(duì)于CSG材料,試件出現(xiàn)裂紋后,骨料之間的摩擦對(duì)試件的力學(xué)響應(yīng)存在較大的影響。不同f時(shí)，試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線、峰值應(yīng)力σd和彈性模量E與f之間的關(guān)系曲線如圖11所示。

由圖11(a)可知:在應(yīng)力達(dá)到峰值前,隨著f的增大,試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線的上升段逐漸變陡,峰值應(yīng)力σd逐漸增大,但峰值應(yīng)力σd對(duì)應(yīng)的應(yīng)變則較為接近;當(dāng)f較小時(shí),試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線的下降段較平緩,隨著f的增大,下降段逐漸變陡,表明f對(duì)材料的軟化特性有很大的影響。

通過(guò)多組試驗(yàn)分析了摩擦系數(shù)f對(duì)試樣宏觀力學(xué)的敏感性,發(fā)現(xiàn)峰值應(yīng)力σd和彈性模量E與f之間均表現(xiàn)為指數(shù)函數(shù)關(guān)系,如圖11(b)所示,其關(guān)系式為:

式中:σd的單位為MPa;E的單位為108Pa。

不同f時(shí),試件的破壞模式如圖12所示。由圖12可知:當(dāng)f=0.3時(shí),試件左側(cè)局部剪脹明顯,造成三角形脫落塊體,形成非對(duì)稱性破壞;當(dāng)f=0.6、0.9、1.8時(shí),試樣均沿第一條對(duì)角線方向出現(xiàn)單一貫通破裂面,且f越大,第二條對(duì)角線方向上的裂縫越多,但破壞面不貫通;當(dāng)f=2.4時(shí),試件又表現(xiàn)為共軛型貫通破壞?？傮w來(lái)看,摩擦系數(shù)f對(duì)破壞面的影響較大,隨著f的增大,試樣由沿一個(gè)對(duì)角線方向產(chǎn)生貫通破壞向共軛型破壞轉(zhuǎn)變。

圖11 不同f時(shí)，試件的宏觀參數(shù)響應(yīng)關(guān)系

2.6 平行黏結(jié)黏聚力對(duì)宏觀參數(shù)的影響

式中σd的單位為MPa。

圖13 不同時(shí)，試件的宏觀參數(shù)響應(yīng)關(guān)系

圖14 不同時(shí)，試件的破壞形式

2.7 平行黏結(jié)抗拉強(qiáng)度對(duì)宏觀參數(shù)的影響

圖15 不同時(shí),試件的宏觀參數(shù)響應(yīng)關(guān)系

圖16 不同時(shí),試件的破壞形式

3 宏、細(xì)觀參數(shù)關(guān)系的建立

3.1 顆粒流細(xì)觀參數(shù)確定

由于顆粒流模型中細(xì)觀參數(shù)交叉影響的不確定性,根據(jù)以上建立的宏、細(xì)觀參數(shù)間的量化關(guān)系,可為合理選取CSG材料的細(xì)觀參數(shù)提供規(guī)律性的指導(dǎo);再結(jié)合室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果,采用正交設(shè)計(jì)的方法[15],尋找CSG材料細(xì)觀參數(shù)的最優(yōu)組合。具體步驟為:①以材料的彈性模量E、峰值應(yīng)力σd、應(yīng)力-應(yīng)變曲線以及破壞形式作為正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)的衡量指標(biāo);②選定7種細(xì)觀參數(shù)作為基本因素,在一定的細(xì)觀參數(shù)區(qū)間,將每種因素設(shè)定為8種取值水平,確定7因素8水平的因素水平表;③依據(jù)正交設(shè)計(jì)原理,以7種指標(biāo)結(jié)合的形式來(lái)描述試驗(yàn)結(jié)果,通過(guò)評(píng)價(jià)各因素對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響,進(jìn)而確定合理的細(xì)觀參數(shù)組合。最終確定試驗(yàn)的細(xì)觀參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 CSG材料的細(xì)觀參數(shù)標(biāo)定值

3.2 宏、細(xì)觀力學(xué)特征驗(yàn)證

根據(jù)顆粒流數(shù)值模擬與室內(nèi)試驗(yàn)的宏觀力學(xué)特性,對(duì)試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線、強(qiáng)度參數(shù)和破壞形式進(jìn)行對(duì)比分析。

3.2.1 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

數(shù)值模擬試驗(yàn)和室內(nèi)試驗(yàn)的試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖17所示。室內(nèi)試驗(yàn)所得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線可分為4部分,即:初始?jí)好芏?OA)、直線上升段(AB)、屈服段(BC)和軟化階段 (CD)。OA段為試件內(nèi)部空隙的閉合過(guò)程,呈非線性上升趨勢(shì);AB段時(shí)，材料表現(xiàn)為線彈性;B點(diǎn)以后,應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈非線性增長(zhǎng),材料進(jìn)入屈服階段;當(dāng)達(dá)到應(yīng)力峰值即C點(diǎn)后,應(yīng)力-應(yīng)變曲線開(kāi)始下降,即試件表現(xiàn)出軟化特性[6,10,16]。

圖17 室內(nèi)試驗(yàn)與數(shù)值模擬試驗(yàn)中 試件的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

由數(shù)值模擬試驗(yàn)所得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線,可分為3個(gè)階段,即線性上升段(OA′)、非線性上升段(A′B′)和下降段(B′C′)。與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果相比,數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果顯示無(wú)壓密階段,這與數(shù)值模型的生成有密切關(guān)系:為了保證在重力作用下顆粒間能夠均勻接觸,在數(shù)值模型生成過(guò)程中進(jìn)行了重生成壓密,施加了內(nèi)部壓力,導(dǎo)致模型內(nèi)部顆粒處于緊密狀態(tài)。

若忽略應(yīng)力-應(yīng)變曲線的初始階段,由圖17可以看出,2種試驗(yàn)方式下所得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(特別是數(shù)值擬合曲線)具有很大的相似度,尤其是屈服點(diǎn)(B點(diǎn))以后的曲線分布形式幾乎相同。

3.2.2 強(qiáng)度參數(shù)

不考慮室內(nèi)試驗(yàn)壓密階段的影響,材料的彈性模量可利用試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線的直線段來(lái)計(jì)算。室內(nèi)單軸壓縮試驗(yàn)和數(shù)值試驗(yàn)得到的宏觀參數(shù)見(jiàn)表2。與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果相比,數(shù)值試驗(yàn)中彈性模量E的相對(duì)誤差為3.2%,峰值強(qiáng)度的相對(duì)誤差為0.7%?？傮w來(lái)看,數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果的誤差還是比較小的,可認(rèn)為確定的細(xì)觀參數(shù)是可信的。

表2 室內(nèi)試驗(yàn)與數(shù)值試驗(yàn)的結(jié)果對(duì)比

3.2.3 破壞形式

室內(nèi)單軸壓縮試驗(yàn)時(shí),試件的破壞形式如圖18所示。從室內(nèi)試驗(yàn)試件的最終破壞形式看,試件呈共軛型破壞,將試件表面已開(kāi)裂和脫離的部分清除后,試件上下兩端呈錐形(圖18(d));從整個(gè)破壞過(guò)程來(lái)看,試件表面的第一條可見(jiàn)裂縫出現(xiàn)在靠近頂部的外側(cè),裂縫短而細(xì)(圖18(a));隨著荷載的增加,試件開(kāi)始向周?chē)蛎?表面豎向裂縫逐漸增多(圖18(b)),隨著豎向裂縫間的貫通,沿45°和135°方向的兩條主裂縫出現(xiàn),在剪脹作用的影響下,外側(cè)開(kāi)始脫落(圖18(c)),試件整體出現(xiàn)剪脹破壞。

數(shù)值試驗(yàn)時(shí),試件的破壞形式如圖19所示。其最終破壞形式也為共軛型破壞,且兩端呈錐型,兩條破裂面的角度分別在45°和135°左右(圖19(l)),與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果近似;破壞面主要由壓剪破壞形成。從整個(gè)過(guò)程來(lái)看,試件的第一個(gè)裂紋出現(xiàn)在頂部的邊緣處(圖19(a));隨著荷載的增加,內(nèi)部的第一個(gè)裂紋出現(xiàn)在試件的中間(圖19(c)),隨后開(kāi)始沿第一條對(duì)角線方向向上、下兩端擴(kuò)散,同時(shí)頂部和底部的裂紋沿第一條對(duì)角線和第二條對(duì)角線方向向試件中間擴(kuò)散(圖19(h));最后多個(gè)裂紋連通形成貫通裂縫,形成共軛型破壞,試件上下兩端呈錐型。數(shù)值試驗(yàn)時(shí),試件的裂縫主要位于試件內(nèi)部,外部無(wú)裂縫出現(xiàn)。由于試件的破壞是從內(nèi)部開(kāi)始的,試件在受力過(guò)程中表現(xiàn)出剪脹特性。

對(duì)比分析上述兩種不同試驗(yàn)結(jié)果可知,根據(jù)試件的剪脹性表現(xiàn),從裂紋的萌生、擴(kuò)展以及最終連通形成裂縫的破壞形式來(lái)看,用于數(shù)值試驗(yàn)?zāi)M的細(xì)觀參數(shù)取值是可靠的。

4 CSG材料細(xì)觀破壞研究

室內(nèi)試驗(yàn)研究?jī)H能從宏觀表象上解釋CSG材料的宏觀力學(xué)特性,要想真正揭示CSG材料的受力機(jī)理和破壞過(guò)程,通過(guò)宏觀、細(xì)觀多尺度相結(jié)合的方式是一種有效的手段,更有利于從本質(zhì)上認(rèn)識(shí)CSG材料的力學(xué)特性。本部分通過(guò)對(duì)CSG料的細(xì)觀變形破壞機(jī)制進(jìn)行數(shù)值模擬,闡述其細(xì)觀破壞過(guò)程。

圖19為CSG試件在單軸壓縮條件下細(xì)觀開(kāi)裂過(guò)程中的典型截圖及對(duì)應(yīng)的應(yīng)力-時(shí)間步關(guān)系。

圖19 試件破壞演變過(guò)程

圖19中：在應(yīng)力達(dá)到峰值之前,當(dāng)時(shí)間步t=3 886 760時(shí),試樣頂部A區(qū)出現(xiàn)第一個(gè)裂紋,位于顆粒一側(cè)。隨著加載的進(jìn)行,當(dāng)t=4 722 760時(shí),第一個(gè)裂紋處的顆粒四周均出現(xiàn)不同的裂紋,該顆粒與周?chē)w粒間的黏結(jié)鍵全部斷裂,與相鄰顆粒失去了黏結(jié)作用,應(yīng)力曲線上出現(xiàn)了小幅應(yīng)力降。第二個(gè)裂紋區(qū)B位于試件中間,此時(shí)t=5 809 760,A區(qū)的裂紋沿第一條對(duì)角線方向向下擴(kuò)展。當(dāng)t=6 088 760時(shí),B區(qū)的裂紋沿第一條對(duì)角線方向向上擴(kuò)展,A區(qū)的裂紋繼續(xù)向下擴(kuò)展,A區(qū)和B區(qū)的裂紋相向發(fā)展,裂紋呈間斷性分布,此時(shí)試件頂部左側(cè)C區(qū)和中部右下角D區(qū)均出現(xiàn)第一個(gè)裂紋。當(dāng)t=6 537 760時(shí),A區(qū)和B區(qū)的裂紋繼續(xù)增多并相向發(fā)展,裂紋呈間斷性分布。當(dāng)t=6 926 760時(shí),試樣底部左下角E區(qū)出現(xiàn)多個(gè)裂紋并形成第一條裂縫,裂縫細(xì)而短,此時(shí)試件應(yīng)力達(dá)到峰值。當(dāng)t=7 614 760時(shí),C區(qū)和D區(qū)的裂紋向中部B區(qū)擴(kuò)散,裂紋分布為間斷性,試件底部右下角F區(qū)出現(xiàn)多個(gè)裂紋。峰值過(guò)后,當(dāng)t=7 859 760時(shí),B區(qū)與A區(qū)、D區(qū)的裂紋連通形成裂縫,且B區(qū)裂縫沿第一條對(duì)角線方向向下發(fā)展,形成沿第一條對(duì)角線方向的主裂縫,但該主裂縫并未貫通整個(gè)試件,試件仍具有一定的承載能力,同時(shí)出現(xiàn)大幅度應(yīng)力降。當(dāng)t=8 455 760時(shí),第一條對(duì)角線方向主裂縫兩側(cè)出現(xiàn)次生裂縫,長(zhǎng)度不大或呈離散形分布,同時(shí)出現(xiàn)應(yīng)力降。此后的一段時(shí)間內(nèi),試件內(nèi)部裂縫的發(fā)展以B區(qū)周邊的次生裂紋為主,主要集中在靠近C區(qū)和E區(qū)的區(qū)域。當(dāng)t=9 547 760時(shí),沿第一條對(duì)角線的主裂縫基本貫通,主裂縫表層粗糙,且裂縫寬度不均,上部和下部較寬,中間偏窄。當(dāng)t=11 793 760時(shí),沿第一條對(duì)角線方向的主裂縫完全貫通,裂縫寬度增大,同時(shí)沿第二條對(duì)角線方向裂縫基本形成,試件應(yīng)力快速減小,出現(xiàn)較大的應(yīng)力降。當(dāng)t=13 443 760時(shí),由于第一條對(duì)角線方向主裂縫表面粗糙,靠著顆粒間的摩擦,試件仍具有一定的抗壓能力,但隨著試件的膨脹變形增大,試件開(kāi)始向兩側(cè)快速膨脹,從而導(dǎo)致第二條對(duì)角線方向的裂縫逐漸增加,但裂縫寬度較小(為張拉裂縫),并由B區(qū)向C區(qū)和F區(qū)擴(kuò)展。當(dāng)B區(qū)與C區(qū)和F區(qū)的分散裂縫連通后,試件呈共軛型破壞,試件兩側(cè)的塊體脫落,試件呈雙錐型。從試件破壞的模擬過(guò)程看,試件的破壞主要是由于顆粒間黏結(jié)鍵的破壞引起的。同時(shí),室內(nèi)試驗(yàn)也說(shuō)明了這一點(diǎn),試件破壞時(shí)骨料并未破壞,而是膠凝材料和骨料間發(fā)生分離造成了試件破壞[6,17]。由此可見(jiàn),試件的強(qiáng)度決定于膠凝材料的多少和包裹度。

整個(gè)加載過(guò)程中，試件的應(yīng)力及裂紋數(shù)量分布如圖20所示。由圖20可知,應(yīng)力-時(shí)間步曲線的應(yīng)力峰前階段可分為直線上升段和非線性上升段兩部分。a點(diǎn)之前,試件內(nèi)無(wú)裂紋出現(xiàn)。a點(diǎn)時(shí),試件內(nèi)出現(xiàn)第一個(gè)裂紋。b點(diǎn)時(shí),少量顆粒周邊裂紋完全開(kāi)展,此后應(yīng)力曲線呈非線性上升趨勢(shì)。a點(diǎn)和b點(diǎn)均出現(xiàn)較小的應(yīng)力降,但并未影響試件的整體受力。隨著應(yīng)力的增加,在點(diǎn)c、d、e時(shí)刻,應(yīng)力變化不大,但裂紋數(shù)量增幅較大,導(dǎo)致峰前損傷突出。當(dāng)應(yīng)力接近峰值應(yīng)力(f點(diǎn))時(shí),曲線上的應(yīng)力降出現(xiàn)頻繁,裂紋逐漸增多,且分布離散。應(yīng)力峰值后的h點(diǎn),出現(xiàn)大幅度應(yīng)力降,裂紋數(shù)在短時(shí)間內(nèi)快速增加,并開(kāi)始貫通成大裂縫,主破裂帶雛型出現(xiàn)。從裂紋數(shù)量的分布來(lái)看,在達(dá)到應(yīng)力峰值之前,試件內(nèi)部裂紋數(shù)量較少;在應(yīng)力峰值附近,裂紋數(shù)量基本呈等速增長(zhǎng)(d點(diǎn)至g點(diǎn));應(yīng)力峰值以后,隨著每一次應(yīng)力降的出現(xiàn),裂紋數(shù)量出現(xiàn)大幅突增(h、i、j點(diǎn)),裂紋增長(zhǎng)速率增大;在應(yīng)力峰值后的h點(diǎn)至k點(diǎn)之間,產(chǎn)生裂紋的數(shù)量占整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程裂紋總量的75%左右。大量裂紋產(chǎn)生并貫通是試件出現(xiàn)整體破壞的前提,同時(shí),裂紋的逐漸增多使試件內(nèi)部的有效受力面積減小,試件表現(xiàn)出軟化特性。

圖20 應(yīng)力及裂紋數(shù)量分布關(guān)系

5 結(jié)論

本文采用室內(nèi)試驗(yàn)和數(shù)值模擬兩種方式,建立特定配合比下CSG材料的宏觀力學(xué)指標(biāo)與細(xì)觀參數(shù)之間的定量關(guān)系,確定了反映CSG材料宏觀力學(xué)特性的細(xì)觀參數(shù),并對(duì)CSG材料的破壞機(jī)理進(jìn)行了研究,得出以下結(jié)論。

2)在壓縮過(guò)程中,當(dāng)應(yīng)力達(dá)到試件的彈性極限強(qiáng)度后,伴隨著應(yīng)力降,試件內(nèi)部出現(xiàn)局部連通的小裂縫;此后應(yīng)力降出現(xiàn)頻繁,裂紋逐漸增多,在應(yīng)力峰值之前,試件中部出現(xiàn)裂紋,呈離散型分布,并成為裂紋的主分布區(qū);在應(yīng)力峰值以后,伴隨著較大應(yīng)力降出現(xiàn)的瞬間,第一條主裂縫方向的小裂縫連通形成貫通面,隨后,在壓剪作用下,伴隨著第二條主裂縫的產(chǎn)生,試件表現(xiàn)出明顯的剪脹特征。

3)分析室內(nèi)試驗(yàn)和數(shù)值模擬試驗(yàn),試件最終發(fā)生共軛型破壞。室內(nèi)試驗(yàn)從宏觀表象上反映了試件的破壞過(guò)程,顆粒流模擬方法從細(xì)觀的角度反映了材料的內(nèi)在受力機(jī)理和破壞過(guò)程,更能從本質(zhì)上揭示材料的損傷發(fā)展過(guò)程和力學(xué)特性,對(duì)深入認(rèn)識(shí)CSG材料具有重要意義。