崩积体剪切性能试验研究

刘忠强 ，薛亚东 ，黄宏伟 ，吴 坚

（1. 同济大学 岩土及地下工程教育部重点实验室，上海 200092；2. 同济大学 地下建筑与工程系，上海 200092； 3. 浙江公路水运工程咨询公司，杭州 310004）

1 引 言

崩积体，一般位于高陡斜坡的坡脚处或分布在山岭区的陡坡上和山麓下，主要是由大量落石与风化土形成的堆积体。它的最显著特点是构成材料的力学特性空间变异性大，表现出强烈的非均质性。在我国西南山区，崩积体的分布极其广泛，由于其结构松散，在外力的影响和作用下，崩积体可能发生局部滑动，甚至沿基岩产生大范围的整体塌滑。随着大规模工程建设尤其是高速公路工程建设的发展，与崩积体相关的不良地质问题逐渐显露出来。因此，对崩积体的变形、强度特性进行有针对性的理论研究是十分必要的。

作为一种特殊的岩土体介质，崩积体力学特性的影响因素极为复杂。前苏联远东建筑科学研究院曾对影响崩积体力学特性的因素进行了较为系统的研究，发现其力学特性与颗粒级配、块石强度、块石磨圆程度、充填物黏性程度以及土的密度有关[1]。此外，崩积体内部结构特征对其变形及强度特性等的影响远超过单纯的土体和块石。因此，国内外众多研究者对崩积体以及相似的非连续、非均质岩土材料进行了室内或现场试验研究，以讨论其力学特性。Hall[2]最早开始土石混合体剪切特性试验研究，通过室内大尺度三轴试验发现，土石混合体抗剪强度随着含石量的增加而增大，很多学者[3－6]在后续的试验中也得到了相似的结论。Mirghasemi 等[7]通过试验研究发现，块石形状在很大程度上影响着崩积体的物理力学特性。刘建锋等[8]开展了密度、块石含量和最大粒径这3 个指标与抗剪强度关系的室内试验，研究发现土石混合料的骨架作用明显，抗剪强度主要受粗颗粒、细颗粒以及粗细颗粒间的共同作用影响。欧阳振华等[9]采用柔性边界条件下的大型剪切试验，发现土石混合体的抗剪强度随着块石尺寸的增大和含量的增多而增大。Simoni 等[10]采用大尺度直剪试验，研究了砂砾石混合物的抗剪强度与剪胀特性。董云[11]通过大型直剪试验，研究了土石混合料的强度特性及其随母岩性质与含石量等影响因素的变化规律。徐文杰等[12－14]、李晓等[15]通过现场原位剪切试验，研究了土石混合体的应力-应变曲线特征，并指出含石量是影响土石混合体强度与破坏形式的重要因素。王光进等[16]通过大型直剪试验，研究了不同粗粒含量时散体岩土材料的抗剪强度特性。

由以上分析发现，含石量、块石形状及土体性质在很大程度上影响着崩积体的物理力学特性，尤其是剪切力学特性。但以往的研究大多局限于某一特定的现场混合体，岩土体性质差异性很大，且很少考虑不同粒径级配，致使试验结果具有较大的随机性和离散性，得出的应力-应变曲线以及变形、强度规律并不一致，研究成果很难相互比较。因此，本文通过现场踏勘及筛分试验，对崩积体原状样的结构组成特征进行分析，在此基础上，采用研究区现场块石、上海附近采石场卵石及碎石与现场粉质黏土及河床砂的不同搭配制备相应的重塑样，每种搭配考虑6 种含石量水平（0、20%、40%、60%、80%、100%），在同济大学大型多功能界面剪切仪平台上开展大尺度直剪试验，系统地研究其变形与抗剪强度特性。

2 崩积体级配特征分析

调查区位于云南省昭通境内水富－麻柳湾高速公路沿线。路线所经区域地处云贵高原的北缘，属强侵蚀中高山峡谷地形，属于新构造运动强烈上升区。由于地质成因的特殊性，在该地区形成了大量的崩积混合体。在崩积体形成过程中，由于崩塌堆积条件（落石高度及基底形态等）不同，导致岩块大小不一。按照崩积体内部块石的尺寸大小，可将其划分为4 类：碎屑崩积体、碎石崩积体、块石崩积体和大块石崩积体[17－18]，同时考虑颗粒级配特征，当不均匀系数Cu＞5、曲率系数Cc=1～3 的条件同时满足时，称为良好级配；其他情况称为不良级配。具体的崩积混合体分类如表1 所示。

表1 崩积体分类（根据块石尺寸大小及级配特征） Table 1 Classification for colluvium (According to size of rock particles and grading characteristics)

油新华[19]、Li 等[20]基于三峡地区调查提出的“土石混合体”，其实可以看成是碎屑崩积体。而Medley[21]在Franciscan 等地发现的地质体属于块石崩积体及大块石崩积体范畴。

块石含量及其分布规律是研究崩积混合体物理力学特性的重要指标。在确定颗粒级配以前，对崩积混合体的研究，首先应该确定土体与块石的界限值。由现场踏勘发现，混合体中5 mm 以下的粗颗粒基本上是由土颗粒黏结而成，结合先前学者的研究[22－25]，试验中将5 mm 界定为土体与块石之间的粒径界限。

采用标准筛分法，对现场混合体试样进行粒度分析。试样中块石多为褐红、紫红色泥岩或页岩碎块，呈棱角或次棱角状。部分试样的筛分结果及综合粒度累计分布曲线如图1 及表2 所示。

图1 崩积混合体筛分试验粒度分析结果 Fig.1 Results of grading analysis for colluvium samples

表2 各试样的含石量、不均匀系数和曲率系数 Table 2 Rock particle contents, nonuniform coefficients and curvature coefficients for colluvium samples

由图、表可以看出，虽然试验地点相近，但试验结果的离散性较大，颗粒分布规律并不一致，含石量在51%～81%之间。从混合体综合粒径分布来看，级配良好，粒径曲线分布范围表现为平滑。但试样2、4、5 的Cc＞3，试样6 的Cc＜1，均属于级配不良的试样，土粒大小不连续，其中间粒径有缺失。这说明，在同一崩积混合体范围内，虽然总体级配良好，但其内部不均匀，有些部分非常密实，有些部分存在明显孔隙。将混合体内部的土体和块石区分开来，其结构局部相似；从整体上看，其结构特征又具非线性。根据上述崩积混合体组成特点可以认为，在崩积混合体中，粒径较大的块石形成骨架，粒径较小的土体充填其中。一般来讲，混合体的级配越好，则其密度越大，强度也会相应提高，所以结构组成是影响崩积混合体力学特性的重要因素之一。

3 大型剪切试验

3.1 级配模拟方法

由于现场崩积混合体中含有较多超粒径块石，为了便于后续试验的连续性，并考虑试验仪器尺寸的限制，需要对超粒径块石进行必要的处理。按大型直剪试验的要求，最大颗粒直径不超过直剪试验试样高度的1/5 倍。本文所用的试样剪切盒的高度为200 mm，因此，试验中块石最大粒径取为40 mm。

对于超径颗粒的处理，目前通常有剔除法、相似级配法、等量替代法以及混合法[26]。参考先前学者对粗粒料直剪试验的研究[13，27－29]，本试验采用等量替代法。根据图1 所示研究区崩积混合体粒度分布特征，分别按照0（土体）、20%、40%、60%、80%、100%（块石）6 种不同含石量水平，对超径部分进行粒径替代，得到试验所采用的颗粒分布曲线（见图2）。

图2 试验用崩积混合体颗粒分布曲线 Fig.2 Grain-size distributions of tested colluvium samples

3.2 试验材料

试验选用了现场粉质黏土（XC）及河床砂（S）作为土体研究对象，选用现场泥岩块石（XG）、卵石（CO）及碎石（G）作为块石研究对象，其中卵石与碎石来自上海附近采石场，其岩性、质地基本一致。将土体与块石两两混合（由于现场泥岩块石有限，故未考虑砂与现场泥岩块石的混合体），同时考虑6 种不同含石量的情况，最终确定了25 组不同混合体试样（文中，S 表示纯砂，40S-60G 表示砂含量40%，碎石含量60%的混合体，以此类推）。

3.3 试样制备与测试过程

试验在同济大学的大型多功能界面剪切仪SJW-200 平台上进行。试样的尺寸与剪切盒内轮廓相同，为600 mm×400 mm×200 mm（长×宽×高）。试样制备和设备安装流程如下：

（1）对土体与块石混合体进行筛分（见图3(a)）；

（2）将前期筛分制备的各组别颗粒按照图2 颗粒分布曲线称量后混合均匀（见图3(b)）；

（3）将上剪切盒拆下，在上下盒接缝处涂上润滑油（减少摩擦），并装回（见图3(c)）；

（4）将试验材料分层装入剪切盒，并搅拌均匀（见图3(d)）；

（5）将材料装满剪切盒并找平（见图3(e)）；

（6）将剪切盒推入工作区域，调整剪切盒的位置和承载板的高度，使承载板完全进入上剪切盒，并固定上下剪切盒（见图3(f)）。

图3 试样制备及设备安装过程 Fig.3 Photographs of colluvium sample preparation and equipment installation

试样制备及设备安装完成后，采用控制压实能量的方法[28]，即所有试样均采用200 kPa 的法向应力进行压密，待垂直位移基本稳定，再调节压力至设计值。每组试验4 个试样，垂直荷载分别设定为50、100、150、200 kPa，单级加载。保持预定的法向应力不变，启动下剪切盒匀速进行剪切，剪切速率为2 mm/min，自动记录水平位移、水平荷载及垂直位移等数据。

4 试验结果分析

4.1 应力、应变特性

根据直剪试验结果，可以得到崩积混合体的剪应力-应变关系曲线。图4 所示分别为50 kPa（实心）、100 kPa（空心）法向应力下现场粉质黏土-碎石混合体与砂-卵石混合体不同含石量水平时的剪应力-应变曲线。

图4 崩积体剪应力-应变曲线 Fig.4 Example results of shear stress-strain curves for colluvium samples

对试验结果进行分析，可得出如下认识：

（1）崩积混合体剪应力-应变曲线呈现3 个不同的阶段：① 线弹性阶段，应力-应变曲线近似为直线。在含石量低的混合体中表现明显，而在含石量高的混合体中表现不明显甚至几乎没有。每组试验的4 条曲线弹性变形阶段的斜率基本是一致的。这是因为混合体在压密过程中所受的法向应力是相同的。② 初始屈服阶段，曲线斜率急剧变化，由陡峭变得平缓，原因是混合体中作为充填成分的土体首先达到屈服。因此，含石量较低的混合体试样初始屈服阶段更明显，而含石量较高的试样则不明显甚至几乎没有。③ 应变硬化阶段，该阶段由于混合体中充填土体的破坏，导致原来没有接触的块石逐渐接触，依靠块石与块石间的咬合和摩擦，混合体的强度再次增加。这一阶段应力值只有较小增长，而应变增幅较大，最终导致试样产生破坏。

（2）崩积体的剪应力随着法向应力的增加而增大；在相同的法向应力条件下，崩积体的剪应力随 着块石含量增加而增大。

（3）相同含石量的崩积混合体，在应变硬化阶段，低法向应力时，应力增长缓慢。随着法向应力的增加，应力增长迅速（即应变硬化阶段曲线将较陡）；在同一法向应力下，含石量高（60%与80%）的混合体应变硬化程度明显强于含石量低（20%与40%）的混合体。

（4）随着含石量的增加，混合体的剪应力-应变曲线常表现出多个“V”字形跳跃现象，且含石量越高，这种现象越明显。含石量高（60%与80%）的砂-卵石混合体表现尤为明显（见图4(b)）。

4.2 体积应变特性

现场粉质黏土-卵石与砂-卵石混合体在50、150 kPa 法向应力下的垂直位移-剪应变关系曲线如图5 所示。垂直位移为负代表剪胀，垂直位移为正表示剪缩。剪胀率计算采用垂直位移变化除以试样高度，最终的计算结果见表3。

图5 崩积体垂直位移-剪应变曲线 Fig.5 Vertical displacement-shear strain curves of colluvium samples

崩积混合体的变形不仅包括土颗粒和块石自身的变形，而且与土体颗粒和块石间、块石和块石间相对位置的变化有关。由图5 可以看出，崩积混合体在直剪试验过程中存在3 种垂直位移变化形式：一是在剪切中持续发生剪胀；一是剪切过程中持续发生剪缩；一是先剪缩，继而呈现剪胀。在低法向应力（50 kPa）下，土体与崩积混合体均表现出剪胀，且剪胀性随含石量的增长十分明显。当法向应力升高时（150 kPa），在剪切初始阶段，崩积混合体变形以剪缩为主。对于含石量低的含黏性土混合体（20%以下），其剪胀特性与土体相近，剪缩变形一直持续到剪切试验结束。对于含砂土的崩积混合体以及含石量较高的含黏性土混合体，剪切开始阶段出现较小的剪缩，紧接着出现剪胀，剪胀幅度远大于剪缩幅度。含石量越高，垂直位移越大，最终的剪胀率也越大（见表3）。

表3 崩积混合体试样剪胀率计算结果 Table 3 Results of dilatancy rate for colluvium samples

4.3 抗剪强度特性

4.3.1 抗剪强度与含石量关系特征

不同法向应力下，现场粉质黏土-碎石混合体与砂-卵石混合体的抗剪强度随含石量的变化关系如图6 所示。

由图6 可以看出，在相同的法向应力下崩积混合体的抗剪强度基本上随着含石量的增加而增大，其抗剪强度最大增长量约为土体的60%～80%。考虑到崩积混合体块石分布不均特性，本文采用统计的方法来分析抗剪强度随含石量的变化，不考虑含石量与块石形状、土体性质及法向应力的交互作用。统计出5 种混合体各组试验0～100%含石量中强度增长率最大和最小区间的次数并进行累加，如图7所示。对于强度增长率最大含石量区间，40%～60%区间的出现频次最多，意味着当含石量处于该区间时，强度增加的速度最快。对于强度增加最小含石量区间，60%～100%区间出现频数明显多于其他含石量区间，含石量从80%到100%时，抗剪强度增加的速度最慢。

由以上分析可总结得出崩积混合体抗剪强度随含石量增长模式曲线，如图8 所示。抗剪强度随含石量的增加而增大的过程大致可以分为3 个阶段：第1 阶段是缓慢增长区，含石量约为0～40%；第2阶段是快速增长区，含石量约为40%～80%，其中含石量40%～60%是增长速度最快的阶段；第3 阶段是缓慢增长区，含石量约为80%～100%，在此阶段强度增长缓慢或不再增长，甚至有所下降。崩积混合体抗剪强度最终增长量约为土体抗剪强度的60%～80%。

图6 崩积混合体抗剪强度随含石量增长变化曲线 Fig.6 Relationships between normalized shear strength of colluvium and rock particle contents

图7 抗剪强度增长率最大和最小的含石量区间统计 Fig.7 The statistics of rock particle contents interval for maximum and minimum increasing rate of shear strength

图8 崩积混合体抗剪强度增长模式曲线 Fig.8 Increasing trend of shear strength for colluvium

4.3.2 强度指标变化特征

通过直剪试验，可以计算得到不同含石量（0、20%、40%、60%、80%、100%）下各种崩积混合体的抗剪强度指标（c、φ），如表4 所示。

为了进一步研究各种崩积混合体内摩擦角的变化特征，图9 给出了崩积混合体的内摩擦角增量随含石量的变化曲线。

表4 崩积混合体抗剪强度指标试验结果 Table 4 Results of shear strength parameters for colluvium

图9 内摩擦角增量与含石量关系 Fig.9 Relationships between the increment of internal friction angle and rock particle contents

从图9 中可以看出，对于含黏性土的崩积混合体，内摩擦角较试验土体内摩擦角的增量与含石量近似呈线性关系，当含石量超过80%时，与块石的内摩擦角相近。对于含无黏性砂土的崩积混合体，当含石量小于40%时，其内摩擦角随含石量的增加没有明显的增加；含石量超过40%以后，其内摩擦角随含石量的增加呈现逐步增加的趋势；含石量超过80%时，基本上与块石的内摩擦角相近。另外，相同含石量情况下，含碎石的混合体内摩擦角显著高于含卵石混合体。对试验结果进行拟合，并结合前人研究成果[16，28]，得出含黏性土与含砂土的崩积混合体的内摩擦角增量与含石量关系分别为

式中：RP 为崩积混合体含石量；RPφΔ 为当含石量为RP 时崩积混合体内摩擦角较相应土体内摩擦角的增量(°)；80φΔ 为含石量为80%时崩积混合体内摩擦角较相应土体内摩擦角的增量(°)；k 为块石形状系数，其建议值如表5 所示。

表5 崩积体块石形状系数k 建议值 Table 5 Suggested shape coefficients for rock particles in colluvium

与内摩擦角相比，崩积混合体黏聚力的试验结果离散性很大，随含石量和块石形状的变化规律较复杂（见图10）。总体来讲，崩积混合体的黏聚力主要由其中土体性质决定，含黏性土的崩积混合体的黏聚力较含砂土的混合体要高。当含石量较低时（小于40%），含石量及块石形状对含黏性崩积混合体的黏聚力影响并不显著。对于含砂土的崩积混合体，随含石量增加，混合体的黏聚力呈现较大的上升趋势。此时黏聚力表现为颗粒间的嵌挤力和咬合力，否则不会随含石量的增加出现较大的增长。

图10 黏聚力与含石量关系 Fig.10 Relationships between cohesion and rock particle contents

5 变形与强度特性内在机制分析

5.1 颗粒基本作用规律

直剪试验过程中，部分块石位于剪切面上，则剪切必须绕过这些块石，因此，真实的剪切面并非图11 所示的平直SS 面，而是S'S'曲面。崩积混合体内部块石间的咬合作用使得其不断地发生推挤与旋转，实际的剪切面S'S'面上下起伏，在空间上出现波浪式。

图11 崩积混合体内部剪切面 Fig.11 Internal shear surface of colluvium

混合体的剪应力-应变曲线常表现出多个“V”字形跳跃现象，这表明在剪切过程中，原本处于咬合状态的某些块石由于相互错动、逾越而使得相互间因咬合而储存的应变能急剧释放，导致剪应力的急剧降低，而后又逐渐回到原来的应力状态。由于砂对块石的包裹作用低于黏土，含砂混合体中块石的错动更加显著。同时，由于卵石形状规则，挤压的卵石在某一瞬间突然发生滑动，应变能释放，卵石向两个方向偏离，挤压力瞬间消失，应力骤降（见图12）。相互错开的卵石仍会与其他卵石发生接触和挤压，于是应力便恢复到先前水平。

图12 卵石颗粒受剪运动过程 Fig.12 Movement of cobble particles under shear force

含碎石混合体的剪应力-应变曲线较含卵石混合体波动性小（见图4(a)）。这主要是因为碎石的棱角分明，形状各异，当碎石受挤压时，其间的接触面积和摩擦比卵石大，因此，碎石无法像卵石一样发生突然的滑动而引起混合体应力骤变（见图13）。碎石之间要么相互咬合，不断发生转动或旋转，以调整其排列状态；要么在挤压作用下，厚度小且细长的碎石填充到因块石转动而产生的孔隙中去。

图13 碎石颗粒受剪运动过程 Fig.13 Movement of gravel particles under shear force

5.2 变形机制分析

崩积混合体剪切过程中的硬化（软化）现象及剪胀（剪缩）效应与混合体的初始孔隙比及所受的法向应力有关。崩积混合体试样在经过200 kPa 载荷的预压后，其孔隙比随含石量变化的曲线如图14所示。崩积混合体的孔隙比最小值出现在含石量为60%～80%时，这与Rahardjo 等[30]及杨冰等[31]的结论是较为一致的。

图14 崩积混合体孔隙比变化 Fig.14 Changes of void ratio for colluvium

由图14 可知，含石量高的混合体具有更小的剪前孔隙比和更大的相对密实度，从而在低法向应力条件下，表现出较强的剪胀趋势。随着所受法向应力的增大，混合体所受的约束增大，表现为剪缩变形，同时使得混合体整体密度增大，抵抗剪切破坏的能力变大，表现出明显的应变硬化效应。此时，颗粒间孔隙变小，在外力作用下块石颗粒发生旋转或翻越临近颗粒，必然会发生剪胀变形，结构变松，同时伴随着应力骤降，这一过程会在含石量较高的混合体中反复出现。在相同的法向应力下，含石量较高的混合体剪前初始孔隙比较小，整体密度较大，表现出的应变硬化效应也更明显。

5.3 强度机制分析

崩积混合体的抗剪强度往往受到其剪前组成结构特征以及应力水平等因素的影响。崩积混合体颗粒充填及孔隙特性的内部细观结构变化示意图如图15 所示。图15(a)为块石围绕形成的孔隙；当少量土颗粒加入时，土颗粒占据部分孔隙（见图15(b)）。如果继续充填土颗粒，在达到某一比例时土颗粒将占据所有的孔隙，此时混合体孔隙比最小（见图15(c)）。图15(a)～(c)所示混合体孔隙由块石控制，即组成结构以块石为主。当达到最小孔隙比时，已没有多余的孔隙来容纳土颗粒。此时再加入土颗粒时，土颗粒将会使块石分开，混合体中土颗粒成为主体，块石悬浮于土颗粒之中（见图15(d)、(e)），直到混合体完全由土颗粒组成（见图15(f)）。

图15 崩积混合体组成结构变化示意图 Fig.15 Changes of fabric in colluvium

由以上分析可知，含石量较低时（小于40%），“块石”悬浮在主要由“土体”构成的介质中，块石与块石间距离较大，难以发生相互作用，因此，块石的存在几乎不会影响混合体宏观变形破坏特征；当含石量较高时（60%～80%），崩积混合体达到最小孔隙比，混合体主要由块石组成，块石承担了大部分的剪切力，而土体则充填于其中的孔隙中，混合体密实度增大，剪应力值随之增大，此时混合体的强度特性主要受块石影响，这也是崩积混合体抗剪强度在含石量80%以后增长较为缓慢甚至有所下降的原因所在。

6 结 论

（1）崩积混合体具有明显的线弹性变形、弹塑性变形等曲线段，但由于含石量、块石形状及土体性质的不同，过程曲线形态并不相同。随着含石量的增加，其剪应力-应变曲线表现出不同程度的跳跃现象。

（2）崩积混合体的垂直位移-应变曲线，较土体有所不同。低法向应力条件下，崩积混合体均表现为剪胀；高法向应力时表现为先剪缩后剪胀。

（3）含石量小于80%时，含黏性土的崩积混合体的内摩擦角增量与含石量呈线性递增关系。而含砂土的崩积混合体的内摩擦角增量与含石量呈线性递增关系的含石量区间为40%～80%。相同含石量情况下含不规则形状块石的崩积混合体内摩擦角显著高于含规则形状块石的混合体。

（4）含石量是崩积混合体力学特性的关键影响因素。含石量小于40%时，崩积混合体变形、强度特性主要由内部土体性质控制，当含石量超过80%以后，则其力学性质主要由块石性质决定。

文中通过室内大型直剪试验系统地研究了崩积混合体的剪切力学特性。由于试验资料有限，本文并未深入讨论块石形状及含水率对崩积混合体变形与抗剪强度指标的影响机制，这也是今后工作的一个方向。

致 谢：本文部分试验工作得到贵州省交通厅科技项目计划的支持（2010-122-010， 2010-122-019），在此表示谢意！

[1] 姚雨凤. 混合土的强度及压缩性的评价新方法[J]. 工程勘察， 1990， (5)： 22－29. YAO Yu-feng. A new method for the strength and compressibility assessment of mixed soil[J]. Geotechnical Investigation & Surveying， 1990， (5)： 22－29.

[2] HALL E B. A triaxial apparatus for testing large soil specimens[J]. Triaxial Testing of Soil Bituminous Mixtures， 1951， (106)： 152－161.

[3] IRFAB T Y， TANG K Y. Effect of the coarse fraction on the shear strength of colluvium[R]. Hong Kong： Hong Kong Geotechnical Engineering Office， 1992.

[4] LINDQUIST E S， GOODMAN R E. The strength and deformation properties of a physical model mélange[C]// Proceedings of 1st North American Rock Mechanics Symposium. Rotterdam： A. A. Balkema， 1994： 843－850.

[5] GOODMAN R E， AHLGREN C S. Evaluating safety of concrete gravity dam on weak rock： Scott dam[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering， 2000， 126(5)： 429－442.

[6] JAFARI M K， SHAFIEE A. Mechanical behavior of compacted composite clays[J]. Canadian Geotechnical Journal， 2004， 41(6)： 1152－1167.

[7] MIRGHASEMI A A， ROTHENBURG L， MATYAS E L. Influence of particle shape on engineering properties of assemblies of two-dimensional polygon-shaped particles[J]. Geotechnique， 2002， 52(3)： 209－217.

[8] 刘建锋， 徐进， 高春玉， 等. 土石混合料干密度和粒度的强度效应研究[J]. 岩石力学与工程学报， 2007， 26 (增刊)： 3304－3310. LIU Jian-feng， XU Jin， GAO Chun-yu， et al. Study of strength effects of dry density and granularity on earth and rock mixtures[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2007， 26 (Supp.)： 3304－3310.

[9] 欧阳振华， 李世海， 戴志胜. 块石对土石混合体力学性能的影响研究[J]. 实验力学， 2010， 25 (1)： 61－67. OUYANG Zhen-hua， LI Shi-hai， DAI Zhi-sheng. On the influence factors of mechanical properties for soil-rock mixture[J]. Journal of Experimental Mechanics， 2010， 25 (1)： 61－67.

[10] SIMONI A， HOULSBY G T. The direct shear strength and dilatancy of sand-gravel mixtures[J]. Geotechnical and Geological Engineering， 2006， 24(3)： 523－549.

[11] 董云. 土石混合料强度特性的试验研究[J]. 岩土力学， 2007， 28 (6)： 1269－1274. DONG Yun. Experimental study of intensity character of rock-soil aggregate mixture[J]. Rock and Soil Mechanics， 2007， 28(6)： 1269－1274.

[12] 徐文杰， 胡瑞林. 循环荷载下土石混合体力学特性野外试验研究[J]. 工程地质学报， 2008， 16 (1)： 63－69. XU Wen-jie， HU Rui-lin. Field horizontal push shear test for mechanical property of soil-rock mixtures under cyclic[J]. Journal of Engineering Geology， 2008， 16(1)： 63－69.

[13] XU W J， XU Q， HU R L. Study on the shear strength of soil-rock mixture by large scale direct shear test[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences， 2011， 48(8)： 1235－1247.

[14] 徐文杰， 胡瑞林， 岳中琦， 等. 基于数字图像分析及大型直剪试验的土石混合体块石含量与抗剪强度关系研究[J]. 岩石力学与工程学报， 2008， 27(5)： 996－1007. XU Wen-jie， HU Rui-lin， YUE Zhong-qi， et al. Research on relationship between rock block proportion and shear strength of soil-rock mixtures based on digital image analysis and large direct shear test[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2008， 27(5)： 996－1007.

[15] 李晓， 廖秋林， 赫建明， 等. 土石混合体力学特性的原位试验研究[J]. 岩石力学与工程学报， 2007， 26(12)： 2377－2384. LI Xiao， LIAO Qiu-lin， HE Jian-ming， et al. Study of in-situ tests of mechanical characteristics on soil-rock aggregate[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2007， 26 (12)： 2377－2384.

[16] 王光进， 杨春和， 张超， 等. 粗粒含量对散体岩土颗粒破碎及强度特性试验研究[J]. 岩土力学， 2009， 30(12)： 3649－3654. WANG Guang-jin， YANG Chun-he， ZHANG Chao， et al. Experimental research on particle breakage and strength characteristics of rock and soil materials with different coarse-grain contents[J]. Rock and Soil Mechanics， 2009， 30(12)： 3649－3654.

[17] 张辉. 岩堆边坡破坏机理及其稳定性试验研究[博士学位论文D]. 上海： 同济大学， 2008.

[18] 中华人民共和国行业标准. TB 10027－2001 铁路工程不良地质勘察规程[S]. 北京： 中国铁道出版社， 2001.

[19] 油新华. 土石混合体的随机结构模型及其应用研究[博士学位论文D]. 北京： 北京交通大学， 2002.

[20] LI X， LIAO Q L， HE J M. In-situ tests and stochastic structural model of rock and soil aggregate in the three gorges reservoir area[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences， 2004， 41(3)： 494.

[21] MEDLEY E W. The engineering characterization of melanges and similar block-in-matrix rocks(Bimrocks) [Ph. D. Thesis D]. Berkeley： University of California at Berkeley， 1994.

[22] 郭庆国. 粗粒土的工程特性及应用[M]. 郑州： 黄河水利出版社， 1998.

[23] 董云， 柴贺军. 土石混合料的工程综合分类法研究[J]. 岩土力学， 2007， 28(1)： 179－184. DONG Yun， CHAI He-jun. Study of engineering synthetical classification of rock soil aggregate mixture[J]. Rock and Soil Mechanics， 2007， 28(1)： 179－184.

[24] 舒志乐， 刘新荣， 刘保县， 等. 土石混合体粒度分形特性及其与含石量和强度的关系[J]. 中南大学学报(自然科学版)， 2010， 41(3)： 1096－1101. SHU Zhi-le， LIU Xin-rong， LIU Bao-xian， et al. Granule fractal properties of earthrock aggregate and relationship between its gravel content and strength[J]. Journal of Central South University(Science and Technology)， 2010， 41(3)： 1096－1101.

[25] 吴坚. 岩堆体力学特性试验及其颗粒流离散元模拟研究[硕士学位论文D]. 上海： 同济大学， 2011.

[26] 南京水利科学研究院. SL237－1999 土工试验规程[S]. 北京： 中国水利水电出版社， 1999.

[27] 李振， 李鹏. 粗粒土直接剪切试验抗剪强度指标变化规律[J]. 防渗技术， 2002， 8 (1)： 11－14. LI Zhen， LI Peng. The variety regulation of gravel soil shear strength index during the direct shear test[J]. Technique of Seepage Control， 2002， 8(1)： 11－14.

[28] 时卫民， 郑宏录， 刘文平， 等. 三峡库区碎石土抗剪强度指标的试验研究[J]. 重庆建筑， 2005， 17(2)： 30－35. SHI Wei-min， ZHENG Hong-lu， LIU Wen-ping， et al. Experiment research on shear strength index of gravel-soil in the three gorges reservoir area[J]. Chongqing Architecture， 2005， 17(2)： 30－35.

[29] 刘文平， 时卫民， 孔位学， 等. 水对三峡库区碎石土的弱化作用[J]. 岩土力学， 2005， 26(11)： 1857－1861. LIU Wen-ping， SHI Wei-min， KONG Wei-xue， et al. Weakening effect of water on gravel-soil in Three Gorges Reservoir area[J]. Rock and Soil Mechanics， 2005， 26(11)： 1857－1861.

[30] RAHARDJO H， INDRAWAN I G B， LEONG E C， et al. Effects of coarse-grained material on hydraulic properties and shear strength of top soil[J]. Engineering Geology， 2008， 101(4)： 165－173.

[31] 杨冰， 杨军， 常在， 等. 土石混合体压缩性的三维颗粒力学研究[J]. 岩土力学， 2010， 31(5)： 1645－1650. YANG Bing， YANG Jun， CHANG Zai， et al. 3-D granular simulation for compressibility of soil-aggregate mixture[J]. Rock and Soil Mechanics， 2010， 31(5)： 1645－1650.