摘 要：基于“顆粒碎片替換法”建立反映顆粒破碎行為的含水合物沉積物基質(zhì)離散元模型，與不破碎模型開展對(duì)比三軸剪切試驗(yàn)，證明顆粒破碎對(duì)強(qiáng)度和剪脹特征具有重要影響。進(jìn)而應(yīng)用“粒徑膨脹法”提高模型對(duì)體應(yīng)變和顆粒破碎程度的模擬效果，通過一系列低-高有效圍壓下的模擬三軸排水剪切試驗(yàn)，研究高應(yīng)力范圍及剪切過程中細(xì)觀力學(xué)特征的演化。結(jié)果表明：隨著有效圍壓逐漸增大，試樣強(qiáng)度、剛度和平均法向接觸力均增大，力鏈網(wǎng)絡(luò)更加密集且由環(huán)狀演變?yōu)橐载Q向?yàn)橹?，試樣頂部與底部沿軸向運(yùn)動(dòng)的顆粒數(shù)量增加。顆粒破碎主要發(fā)生在剪切初期，力學(xué)配位數(shù)、平均法向接觸力隨剪切進(jìn)行逐漸增大，剪切后期出現(xiàn)貫穿試樣的強(qiáng)力鏈結(jié)構(gòu)，顆粒運(yùn)動(dòng)逐漸從雜亂無章變?yōu)橛身?、底兩端向?nèi)，試樣內(nèi)部逐漸出現(xiàn)近似“X”形的剪切帶。

關(guān)鍵詞：天然氣水合物；數(shù)值模擬；力學(xué)特性；砂土破碎；粒徑膨脹法

中圖分類號(hào)：TU431 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0 引 言

降壓法由于成本低、效率高在水合物試采中被廣泛應(yīng)用［1-2］，其原理為通過抽水等方法降低儲(chǔ)層孔隙壓力至水合物相平衡壓力之下，以促進(jìn)水合物持續(xù)分解［3-4］，在儲(chǔ)層總應(yīng)力不變的情況下，這個(gè)過程會(huì)導(dǎo)致有效應(yīng)力大幅提高［5-6］，伴隨著水合物長期開采過程中土體復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)變化帶來的剪切作用［7］，極有可能造成土體骨架顆粒破碎。顆粒破碎會(huì)使沉積物力學(xué)特性因體系結(jié)構(gòu)重組而改變，破碎后顆粒的重新排列會(huì)導(dǎo)致沉降進(jìn)一步發(fā)展，對(duì)水合物的穩(wěn)定開采造成威脅，因此有必要研究高應(yīng)力和顆粒破碎對(duì)含水合物沉積物力學(xué)響應(yīng)的影響。本課題組針對(duì)以豐浦砂為賦存基質(zhì)的含水合物沉積物試樣進(jìn)行了系統(tǒng)且豐富的高圍壓試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)顆粒破碎程度與其強(qiáng)度、剪脹特征和臨界狀態(tài)等宏觀力學(xué)特性均有較強(qiáng)關(guān)聯(lián)［8-9］，然而對(duì)土體骨架在高圍壓下細(xì)觀影響機(jī)理還有待進(jìn)一步分析。

離散單元法是研究散粒土細(xì)觀力學(xué)行為的有效工具［10-11］，碎片替代法（fragment replacement method， FRM）是離散元軟件模擬顆粒破碎的常用方法，即當(dāng)顆粒所受外力超過一定強(qiáng)度時(shí)，用一系列內(nèi)填充子顆粒替換發(fā)生破碎前的母顆粒［12］。該方法允許顆粒在壓力的作用下二次破碎，可天然反映顆粒破碎過程中級(jí)配的演變［13］，Ciantia 等［14］基于FRM 方法構(gòu)建了5 種阿波羅排列的碎片替換模式，發(fā)現(xiàn)14 個(gè)無重疊球體替換母顆粒在滿足精度的同時(shí)具有較高的運(yùn)算效率；徐琨等［11］在Ciantia 方法的基礎(chǔ)上考慮顆粒破碎強(qiáng)度的尺寸，探索了顆粒破碎對(duì)堆石料尺寸效應(yīng)的影響；徐佳琳等［9］也基于14球替代法對(duì)含水合物沉積物三軸試驗(yàn)進(jìn)行了模擬，發(fā)現(xiàn)顆粒破碎使試樣內(nèi)部更難形成穩(wěn)定的強(qiáng)力鏈結(jié)構(gòu)，但會(huì)促進(jìn)顆粒運(yùn)動(dòng)的靈活性。以上研究均表明14 球顆粒替代法對(duì)顆粒破碎具有較好的模擬效果，但是內(nèi)接子顆粒的替換模式使原顆粒在初代破碎之后發(fā)生明顯的體積損失［14］，在不改變顆粒密度的條件下也導(dǎo)致質(zhì)量減少。以往學(xué)者提出解決替代法中體積損失問題的思路，如楊貴等［15］通過改變顆粒密度來控制替換前后顆?？傎|(zhì)量不變，但顆粒缺失的體積依然對(duì)體積應(yīng)變產(chǎn)生影響［7］；史旦達(dá)等［16］采用14 顆阿波羅排列的球體［14］黏結(jié)形成破碎前的土顆粒，能夠保證一次破碎后質(zhì)量守恒，但粒徑較大的顆粒二次破碎后仍存在不可忽略的質(zhì)量損失；Ben-Nun 等［17］提出破碎替代后將子顆粒線性膨脹以保證破碎前后體積守恒，通過二維單軸壓縮模擬試驗(yàn)研究了粒度分布；張科芬等［18］將Ben-Nun 等［19］的提出的膨脹法拓展到三維；徐靖等［20］在張科芬的基礎(chǔ)上另外建立4 種分級(jí)填充組織模式，與室內(nèi)三軸試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，證明了粒徑膨脹法的可靠性。

為深入研究顆粒破碎對(duì)土體骨架宏-細(xì)觀力學(xué)特性的影響，本研究首先建立考慮顆粒破碎的豐浦砂試樣模型，通過與室內(nèi)試驗(yàn)的對(duì)比驗(yàn)證破碎對(duì)強(qiáng)度和剪脹特征的直觀影響；在此基礎(chǔ)上運(yùn)用粒徑膨脹法對(duì)可破碎模型進(jìn)行優(yōu)化，與室內(nèi)三軸試驗(yàn)結(jié)果、體積損失模型模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，檢驗(yàn)體積守恒模型的精度；最后著重研究了體積守恒模型在不同有效圍壓下的細(xì)觀力學(xué)特征，以及高圍壓下剪切過程細(xì)觀力學(xué)特性的演化。

1 離散元模型介紹

為了保證數(shù)值試驗(yàn)的計(jì)算效率，按照實(shí)驗(yàn)室測量的豐浦砂級(jí)配生成尺寸為?2.25 mm×4.5 mm、初始孔隙度為45% 的圓柱體試樣，顆粒直徑為0.075～0.355 mm，中值粒徑為0.224 mm，砂顆粒總數(shù)量約2300。本研究設(shè)定允許發(fā)生破碎的顆粒最小尺寸為中值粒徑的1/4，最小破碎粒度為0.056 mm。賦予砂顆粒真實(shí)密度2650 kg/m3，顆粒參數(shù)和顆粒破碎準(zhǔn)則參數(shù)參考了現(xiàn)有學(xué)者的研究［8，14，20，24-27］，并用10 MPa下室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果標(biāo)定取得。基于砂粒的剪切模量為3.2×109 Pa，Weibull 分布模量為10［27］，泊松比為0.2［27］。具體參數(shù)可見表1。進(jìn)行模擬三軸試驗(yàn)時(shí)，利用PFC3D 的伺服控制技術(shù)保持圍壓恒定［28］。當(dāng)顆粒間最大接觸力滿足式（7）時(shí)，分離成14 個(gè)球形碎片（如圖3 和表2 所示）并允許多代破碎，第一代生成的球形粒子可以按照相同的斷裂方式進(jìn)一步分裂成14 個(gè)新的小碎片。為避免瞬時(shí)加載導(dǎo)致顆粒飛濺，對(duì)上下墻體速度采取逐級(jí)加載方式控制，并在排水條件下剪切至軸向應(yīng)變20%。

2 顆粒參數(shù)的尺度關(guān)系

為驗(yàn)證數(shù)值模型的可靠性，開展有效圍壓1、10、20 MPa下的三軸排水剪切試驗(yàn)?zāi)M，與室內(nèi)試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比。為研究顆粒破碎對(duì)力學(xué)特性的具體影響，同時(shí)進(jìn)行不破碎模型在相同圍壓下的模擬試驗(yàn)。

2.1 應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

顆?？善扑榕c不破碎的兩種模型試樣與試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖4 所示，可見顆粒破碎對(duì)偏應(yīng)力和體積應(yīng)變均具有明顯影響。低圍壓（1 MPa）下，破碎與不破碎模型模擬的偏應(yīng)力結(jié)果變化趨勢大致相同，體積應(yīng)變均呈現(xiàn)剪脹現(xiàn)象。高圍壓（10、20 MPa）下，考慮顆粒破碎的偏應(yīng)力曲線呈現(xiàn)硬化現(xiàn)象，與試驗(yàn)結(jié)果相符，體積應(yīng)變曲線與試驗(yàn)接近；而不考慮顆粒破碎的應(yīng)力-應(yīng)變曲線始終表現(xiàn)明顯的剪脹特征，與試驗(yàn)中的持續(xù)剪縮不一致，且隨著有效圍壓增大，偏應(yīng)力出現(xiàn)峰值強(qiáng)度和相變點(diǎn)時(shí)的軸向應(yīng)變也逐漸增大?？梢娫诟哂行鷫悍秶鷥?nèi)，可破碎模型的剪縮特性隨有效圍壓的提高越發(fā)顯著，應(yīng)力-應(yīng)變曲線與試驗(yàn)數(shù)據(jù)模擬效果越好。

土的抗剪強(qiáng)度指土體抵抗剪切破壞的極限能力，依據(jù)摩爾庫倫原理可表達(dá)為：

τ =c +σ tanφ （13）

式中：τ——剪切破壞面上的剪應(yīng)力，MPa；σ——作用在剪切面上的壓應(yīng)力，φ——土的內(nèi)摩擦角，（ °）；c——土的黏聚力，MPa；對(duì)豐浦砂而言c 為0［29］。本研究定義剪脹時(shí)的峰值偏應(yīng)力和剪縮時(shí)軸向應(yīng)變15% 對(duì)應(yīng)的偏應(yīng)力為試樣強(qiáng)度。

基于式（13），得到圖5 所示試驗(yàn)和破碎與不破碎模型得到的Mohr-Coulomb 曲線，圖中虛線為強(qiáng)度包絡(luò)線，旁邊數(shù)字為內(nèi)摩擦角。表3 為破碎和不破碎模型的強(qiáng)度和有效內(nèi)摩擦角。可見，破碎模型強(qiáng)度更接近試驗(yàn)，不破碎試樣強(qiáng)度明顯偏高。1 MPa 下試驗(yàn)與模擬摩擦角的差距較大，這是因?yàn)槟Ｐ偷膮?shù)選取以是根據(jù)10 MPa 下的試驗(yàn)標(biāo)定得出，更適用于高圍壓情況，低圍壓下，模型破碎程度偏小且未能完全考慮實(shí)際豐浦砂顆粒復(fù)雜多樣的形狀和顆粒數(shù)量，模型仍有提升和改善的空間。在1～10 MPa 間，試驗(yàn)和考慮顆粒破碎的模擬試樣的摩擦角逐漸降低，這是由于顆粒破碎降低了試樣的摩擦特性。10～20 MPa 間，隨著圍壓增加，摩擦角變化較小，可能由于砂顆粒在破碎時(shí)產(chǎn)生更多的細(xì)小顆粒，比表面積增加，高圍壓下試樣更密實(shí)且體系更加穩(wěn)定。而對(duì)于不破碎試樣，摩擦角并未出現(xiàn)明顯的減小，因此強(qiáng)度包絡(luò)線可用一條直線描述。由此可見，顆粒破碎對(duì)強(qiáng)度參數(shù)和包絡(luò)線形狀具有重要影響，考慮破碎的模型更能體現(xiàn)真實(shí)試驗(yàn)中的宏觀強(qiáng)度特征。

2.2 顆粒數(shù)量與接觸數(shù)量變化

不考慮顆粒破碎的試樣在不同有效圍壓剪切過程中顆粒級(jí)配不變，接觸數(shù)量變化不大，在此不做詳細(xì)描述。圖6 給出了考慮顆粒破碎的試樣在有效圍壓1、10 和20 MPa 下剪切至軸向應(yīng)變20% 時(shí)的顆粒變化，其中料徑較大的深色顆粒為豐浦砂顆粒，粒徑明顯較小的淺色顆粒為豐浦砂顆粒破碎后產(chǎn)生的子顆粒，可以觀察到，高有效圍壓下顆粒破碎更多。

圖7 給出了1、10 和20 MPa 有效圍壓下試驗(yàn)和考慮破碎模型的級(jí)配曲線。物理試驗(yàn)結(jié)果表明，三軸剪切后砂顆粒發(fā)生破碎，破碎程度和細(xì)顆粒含量隨有效圍壓的增大逐漸增加。結(jié)合圖6 可見，建立的考慮顆粒破碎的模型能較好地反映這一試驗(yàn)規(guī)律，然而高有效圍壓下的顆粒破碎程度與試驗(yàn)相比偏低。

3 砂顆粒體積損失效應(yīng)對(duì)其力學(xué)性質(zhì)的影響

Ciantia 等［14］的研究表明，14 個(gè)內(nèi)接子顆粒的替換模式在初代破碎之后會(huì)損失原有顆粒體積的47%，盡管對(duì)模型總體強(qiáng)度特征影響不大，但會(huì)影響試樣破碎程度，進(jìn)而產(chǎn)生體積應(yīng)變差異。為消除體積損失的影響，本文在顆粒破碎模型的基礎(chǔ)上，采用粒徑膨脹法增大破碎后替換顆粒的體積，使破碎前后質(zhì)量、體積保持不變，以提高模型表征體積變形的能力。本研究在伺服固結(jié)得到穩(wěn)定的初始試樣后，剪切階段先啟動(dòng)振動(dòng)子程序，在相隔一定的時(shí)步后啟動(dòng)破碎判別子程序，即通過局部時(shí)步內(nèi)4 次低速膨脹，每次膨脹1.0536 倍消除顆粒間局部應(yīng)力過大以及內(nèi)部應(yīng)力變化的影響，使碎片替代法破碎低速膨脹后的子顆粒體積總和與破碎前的母顆粒體積保持一致，如圖8 所示。

基于改進(jìn)的體積守恒的可破碎模型和改進(jìn)前的體積損失模型，本研究在有效圍壓1、5、10 和20 MPa 下進(jìn)行三軸剪切試驗(yàn)的模擬，并與課題組已經(jīng)完成的室內(nèi)試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比分析。為進(jìn)一步研究更高有效圍壓下砂土的力學(xué)特性，增加30 MPa 下的模擬試驗(yàn)，模擬時(shí)參數(shù)同表1 所示。后文用“模擬-C”表示體積守恒的模型，“模擬-L”表示體積損失的模型。

3.1 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖9 給出了數(shù)值模型和物理試驗(yàn)的宏觀應(yīng)力、體積應(yīng)變和偏應(yīng)力比與軸向應(yīng)變的關(guān)系?？梢钥闯?，離散元數(shù)值模型模擬的宏觀應(yīng)力-應(yīng)變特征與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果基本一致，隨著有效圍壓增加，試樣的強(qiáng)度與剛度均增大，硬化特征更加顯著。守恒模擬試驗(yàn)最終達(dá)到的偏應(yīng)力比隨圍壓增大而降低，這一現(xiàn)象與試驗(yàn)相符，而損失模型不同圍壓下的偏應(yīng)力比在軸向應(yīng)變17% 左右交叉后逐漸分離。體積守恒試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線更符合試驗(yàn)，體積損失模型的體積應(yīng)變低于試驗(yàn)和守恒模型模擬結(jié)果，且差異隨圍壓增加而增大，在高有效圍壓20、30 MPa 下尤為顯著。

圖10 對(duì)比了剪切后體積守恒、體積損失模型與真實(shí)砂樣的級(jí)配曲線與相對(duì)破碎率。根據(jù)圖10a 和圖10b，體積守恒和損失模型均可表現(xiàn)相對(duì)破碎率與有效圍壓呈正相關(guān)的規(guī)律，然而體積損失模型所得顆粒破碎程度偏低，體積守恒模型的級(jí)配和相對(duì)破碎率顯然更接近室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果。模型相對(duì)破碎率在20 MPa 時(shí)偏低，這可能因?yàn)槟Ｐ臀茨芡耆紤]實(shí)際豐浦砂顆粒復(fù)雜多樣的形狀和眾多影響破碎的因素，與顆粒數(shù)量、模型尺寸也有關(guān)。

綜上所述，改進(jìn)后的體積守恒可破碎模型能更準(zhǔn)確地體現(xiàn)真實(shí)試驗(yàn)中的應(yīng)力-應(yīng)變特征，模擬的剪切后顆粒破碎程度與試驗(yàn)更加接近，具有更合理的物理意義，適合開展進(jìn)一步的細(xì)觀力學(xué)特性分析。

4 高圍壓范圍內(nèi)細(xì)觀力學(xué)特性研究

基于體積守恒模型模擬結(jié)果，對(duì)1、5、10、20 和30 MPa有效圍壓下試樣的力學(xué)配位數(shù)、平均法向接觸力、接觸力鏈與顆粒位移矢量等細(xì)觀特性進(jìn)行以下分析。

4.1 力學(xué)配位數(shù)

為評(píng)價(jià)離散元模型顆粒體系接觸是否良好，判斷其密實(shí)程度，計(jì)算模型力學(xué)配位數(shù)（又稱有效平均配位數(shù)），計(jì)算式為［30］

Zm = 2Nc -N1／NP -N1 -N0 ≥2 （14）

式中：Nc——整個(gè)試樣的顆粒接觸力總數(shù)；NP——整個(gè)試樣的顆?？倲?shù)；N1——只產(chǎn)生一個(gè)接觸的顆粒數(shù)量；N0——完全懸浮狀態(tài)的顆粒數(shù)量。

圖11 給出了體積守恒模型在不同有效圍壓下力學(xué)配位數(shù)的變化，可見試樣配位數(shù)均大于4.5，說明模型內(nèi)部顆粒間接觸較為緊密。隨著有效圍壓增大，力學(xué)配位數(shù)大致呈線性增加，說明顆粒間產(chǎn)生的相互作用增強(qiáng)，力的傳遞更加充分，顆粒體系越來越穩(wěn)定。

4.2 平均法向接觸力

圖12 給出了不同有效圍壓下體積守恒模型平均法向接觸力在x - z 平面內(nèi)的分布情況，可見圍壓具有顯著的促進(jìn)作用。試樣豎直方向上法向接觸力最大，從豎向向水平呈遞減趨勢，水平方向上最小。平均法向接觸力分布呈現(xiàn)扁橢圓的“8”字型。

4.3 接觸力鏈分布情況

接觸力鏈能直觀地反映接觸力的方向與分布，是外部荷載傳遞路徑的物理基礎(chǔ)，其復(fù)雜的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)決定了顆粒介質(zhì)的宏觀力學(xué)性質(zhì)［31］。接觸力鏈的粗細(xì)和顏色反映了接觸力的大小。力鏈線條越粗，力鏈顏色越紅，說明力鏈越強(qiáng)。從圖13 中可以看出，初始狀態(tài)力鏈接觸網(wǎng)絡(luò)呈環(huán)狀且分布均勻，隨著有效圍壓逐漸增大，體積守恒試樣剪切后的力鏈逐漸增強(qiáng)，力鏈網(wǎng)絡(luò)更加密集，力鏈分布從環(huán)狀逐漸變?yōu)橐载Q向?yàn)橹鳌?/p>

4.4 顆粒位移矢量分布情況

圖14 給出了不同有效圍壓下體積守恒試樣的顆粒位移矢量分布情況。在低圍壓1 MPa 下，絕大多數(shù)顆粒均在壓縮后偏離試樣中心向外運(yùn)動(dòng)，因此體積應(yīng)變曲線出現(xiàn)剪脹現(xiàn)象。而隨著有效圍壓的增加，試樣頂部與底部朝著軸向變形方向運(yùn)動(dòng)的顆粒數(shù)量增加，對(duì)應(yīng)剪縮趨勢隨圍壓升高逐漸增強(qiáng)的宏觀力學(xué)現(xiàn)象。20、30 MPa 時(shí)，大部分顆粒運(yùn)動(dòng)方向?yàn)樨Q向，體系穩(wěn)定。

5 剪切過程中細(xì)觀力學(xué)性質(zhì)演化過程

以20 MPa 有效圍壓下的試樣為例，研究剪切過程中砂土的細(xì)觀力學(xué)特征演化。圖15a 給出體積守恒模型在20 MPa有效圍壓下剪切至軸向應(yīng)變2%、5%、10%、15% 和20% 的顆粒數(shù)量和接觸數(shù)量的變化，可見二者均隨剪切進(jìn)行而增加。圖15b 給出了模型剪切過程中模型級(jí)配曲線的變化，在高有效圍壓20 MPa 下顆粒破碎程度隨著剪切的進(jìn)行逐漸增大，這一現(xiàn)象與圖15a 所得結(jié)論一致。另外顆粒和接觸數(shù)量在軸向應(yīng)變0%～2% 之間增速明顯高于2% 之后的過程，級(jí)配曲線也出現(xiàn)顯著抬升，說明顆粒破碎主要發(fā)生在剪切初期。

圖16 給出了體積守恒試樣在20 MPa 下剪切過程中的力學(xué)配位數(shù)演化，可以看出隨著剪切的進(jìn)行，力學(xué)配位數(shù)升高，說明剪切過程中產(chǎn)生了新的接觸，顆粒與周圍顆粒形成緊密的連接，使模型趨于穩(wěn)定。力學(xué)配位數(shù)在2%～10% 時(shí)變化明顯，10%～20% 時(shí)變化幅度較小，說明剪切初期顆粒運(yùn)動(dòng)更為活躍，新接觸的形成更快。

圖17 所示的玫瑰圖表示體積守恒試樣在20 MPa 下的剪切過程中，平均法向接觸力大小與方向的演化過程，可見隨著剪切的進(jìn)行。顆粒之間的法向接觸力逐漸增加，軸向應(yīng)變?yōu)?0% 時(shí)，豎直方向平均法向接觸力數(shù)值約為軸向應(yīng)變2% 時(shí)的1.33 倍，在剪切10%～20% 過程中平均法向接觸力變化較小，同樣說明剪切初期顆粒間相互運(yùn)動(dòng)更加靈活。

圖18 給出了有效圍壓為20 MPa 時(shí)，體積守恒模型在剪切前和剪切至不同軸向應(yīng)變時(shí)模型顆粒接觸力鏈分布，可見體系中細(xì)力鏈數(shù)量逐漸增多，這是由于隨著剪切進(jìn)行顆粒破碎增加。在軸向應(yīng)變剪切至15% 時(shí)出現(xiàn)與加載方向相同、貫穿試樣的強(qiáng)力鏈結(jié)構(gòu)（虛線標(biāo)注的力鏈），剪切至20% 強(qiáng)力鏈更加明顯。

圖19 給出了有效圍壓為20 MPa 時(shí)，體積守恒模型初始狀態(tài)及剪切過程中顆粒位移矢量分布。由圖可見，應(yīng)變2%的模型位移矢量箭頭比初始狀態(tài)明顯更加密實(shí)，同樣說明剪切初期顆粒破碎驟增；隨著剪切的進(jìn)行，加載方向的顆粒位移矢量逐漸增加，且顆粒運(yùn)動(dòng)更加整齊，逐漸從雜亂無章變?yōu)橛身敗⒌變啥讼騼?nèi)，試樣內(nèi)部逐漸出現(xiàn)了近似“X”形的剪切帶。

6 結(jié) 論

本研究基于離散元軟件PFC3D 建立考慮顆粒破碎的豐浦砂模型，進(jìn)而用粒徑膨脹法對(duì)破碎模型進(jìn)行了優(yōu)化，隨后開展了有效圍壓和顆粒破碎對(duì)砂土力學(xué)特性影響的從宏、細(xì)觀研究。主要結(jié)論如下：

1）顆粒破碎是造成砂土類材料內(nèi)摩擦角、剪脹特性隨有效圍壓增大而減小的重要因素，高應(yīng)力范圍的砂土數(shù)值模擬和理論分析不應(yīng)忽視顆粒破碎的影響。

2）有效圍壓增加，砂土試樣強(qiáng)度與剛度增加、顆粒破碎程度增加；顆粒間力鏈逐漸增強(qiáng)，力鏈網(wǎng)絡(luò)更加密集，試樣頂部與底部朝著軸向變形方向運(yùn)動(dòng)的顆粒數(shù)量增加，力鏈分布從環(huán)狀逐漸變?yōu)橐载Q向?yàn)橹鳌?/p>

3）高有效圍壓下的剪切過程中，試樣顆粒數(shù)量、力學(xué)配位數(shù)、平均法向應(yīng)力的增加主要發(fā)生在剪切前期；剪切后期出現(xiàn)貫穿試樣內(nèi)部的強(qiáng)力鏈結(jié)構(gòu)，顆粒運(yùn)動(dòng)更加整齊，逐漸從雜亂無章變?yōu)橛身?、底兩端沿軸向向中部移動(dòng)，試樣內(nèi)部逐漸出現(xiàn)了近似“X”形的剪切帶。

本研究深入探索了豐浦砂的力學(xué)特性隨有效圍壓的變化，所建立模型對(duì)水合物賦存基質(zhì)的強(qiáng)度、變形和顆粒破碎程度具有較精確的表征效果，為后續(xù)含水合物試樣模型的建立提供了可靠的基礎(chǔ)。

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基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金杰出青年基金（52225807）