碎石对土石混合体无侧限力学特性影响研究

胡 伟，闵 弘，陈 健，盛 谦

(中国科学院a.武汉岩土力学研究所；b.岩土力学与工程国家重点实验室,武汉 430071)

碎石对土石混合体无侧限力学特性影响研究

胡 伟a，b，闵 弘a，b，陈 健a，b，盛 谦a，b

(中国科学院a.武汉岩土力学研究所；b.岩土力学与工程国家重点实验室,武汉 430071)

土石混合体通常是构成库区边坡、滑坡及坝基的主要岩土体材料,其物理力学性质要较一般的土体或岩体更复杂,是目前岩土力学及地质工程界共同面临的难题。通过制备一定含石量的土石混合体试样进行无侧限条件下单轴压缩试验,研究了碎石对土石混合体单轴压缩强度及变形破坏模式的影响；结合数值模拟方法,进一步分析碎石分布对土石混合体整体强度的影响机制。研究成果表明:土石混合体的单轴抗压强度及变形破坏特征受含石量及碎石分布的控制,随着含石量的增加,单轴抗压强度降低,破坏模式由单裂纹开裂变为多裂纹开裂破坏,同时裂纹贯通时间有所增加。

土石混合体；碎石含量；碎石分布；破坏模式；单轴抗压强度

2015,32(11):55-61

1 研究背景

第四纪堆积体在我国广泛分布。与一般的岩土体不同,构成这类地质体的主要物质为土与块石的混合物,其中块石的粒径较大,从几厘米到数米不等,有的甚至超过数10 m。油新华[1]将这种“由作为骨料的砾石或块石与作为充填料的黏土和砂组成的地质体”称为“土石混合体”。Goodman[2]刻意忽略地质学上的分类定义,将有工程重要性的块体镶嵌在细粒土体(或胶结的混和物基质)中所构成的岩土介质称为Bimrocks。

土石混合体不但作为一种常见的地质体存在于自然界中,而且由于其独特的物理力学性质常被作为一种岩土工程材料广泛应用于多种工程建设,特别是在公路路基及土石坝工程中得到广泛应用。

土石混合体的强度主要是由细粒土和粗粒石料的强度以及土石之间的摩擦强度3部分组成,而这3种强度组成因素对土石混合料整体强度影响的大小又随土石比、细粒土的性质、粗粒碎石的性质不同而不同[3]。在土石混合体变形特性及强度特性研究的基础上,一些学者对土石混合体的结构特征进行了更加细致的分类,徐文杰等[4]指出土石混合体含石量在25%～75%之间时,其整体强度由土石共同作用；当含石量＜25%时,块石的存在几乎不会影响其宏观变形破坏特征,此时整体强度基本取决于土体；当含石量＞75%时,块石与块石紧密接触构成整个岩土体的骨架,土体部分充填于块石构成的骨架间隙中,此时的宏观力学强度主要取决于块石之间产生的咬合力及摩擦力。董云[5]在对土石混合体击实试验的分析基础上,将含石量＜30%的土石混合体定义为多土类土石混合体；将含石量＞70%的土石混合体定义为多石类土石混合体；将含石量在30%～70%之间的土石混合体定义为适中类土石混合体。

由于大部分土石混合体结构松散,含石量较高的原状试样难以获取,目前关于含石量对土石混合体强度及变形特性影响的研究中,多使用重塑样或扰动样在有侧限或有围压条件下开展。对于无侧限条件下进行的强度、变形试验所使用的土石混合体试样多为含石量较低或使用具有一定胶结强度细粒基质制成的试样。

已有研究表明,土石混合体在有侧限或有围压条件下的强度和变形特性与无侧限条件下的强度和变形特性相差极大。具体表现为:在有侧限条件下土石混合体的压缩变形量会随着含石量的增加大大降低,含石量较高的土石混合体在有围压条件下所进行的压缩试验获得的强度值也高于不含碎石试样的强度；而在无侧限条件或无围压条件下,会出现土石混合体的压缩强度低于均质土样的现象。廖秋林等[6]使用岩石伺服压力机对使用重型击实仪制备的密实土石混合体试样进行了单轴压缩试验,得到的结果与有围压条件下相反,指出在无侧限条件下块石与土体无胶结,导致了试样实际承载面积减小,使其抗压强度与弹模反而低于土体。H.Sonmez等[7]以石膏为基质制备不同含石量的Bimrock试样并进行单轴压缩试验,拟合得到了含石量与压缩强度之间的关系,表明单轴压缩强度随含石量的增加而减小,其式为

式中:UCSBimrock为土石混合体单轴压缩强度；VBP为含石量体积分数；UCSmatrix为土石混合体基质单轴压缩强度。

M.Afifipour等[8]在对不同尺寸高含石量的Bimrock单轴压缩试验研究中,同样拟合得到了相应的强度及变形模量与含石量之间的关系,表现为随着含石量的增加,强度及变形模量均降低。

以上试验研究揭示了土石混合体强度参数与含石量之间的关系,本文在参考已有研究的基础上,制备体积含石量在5%～40%之间的低含石量土石混合体重塑样,开展单轴压缩试验和相应数值模拟计算,分析碎石在无侧限条件下对土石混合体力学特性的影响机理。

2 单轴压缩试验及分析

2.1 试验方法

土石混合体单轴压缩试验可在标准的土壤三轴压缩仪上进行。试验所使用的试样为重塑样,通过圆柱钢筒制备成高120 mm、直径60 mm的圆柱试样。试验操作如下:

试验开始时,转动升降手轮让底座缓慢上升,使试件与加压板刚好接触,此时调整位移表和测力计,使其置0；并设置好轴向应变速率(1 min应变为1%～3%),打开电源开关进行试验。由于本文试验加载速率较快,且所使用的试验机无法自动完成数据记录,因此采用数码相机,对位移百分表及测力计百分表同时拍照,相机由无线快门控制,通过此方法可以在试验完成之后再读取照片中所记录的数据。当试件完全破裂或测力计百分表指针变化较小时,即可停止加载。轴向应变及应力分别按式(2)、式(3)计算。式中:εa为试样的轴向应变；h0为试件初始高度值；Δh为试件的当前压缩位移值；σ为轴向应力(kPa)；k为测力环率定系数(kN/mm)；R为测力计读数(精度0.01 mm)。

2.2 试样制备

制备试验所用粒径2 mm以下细粒土的基本物理性质如表1所示。所使用碎石粒径5～10 mm,对其进行形状指标统计,如图1所示,碎石针度(轴径比)分布呈正态分布,均值为0.697。

为了保证试样能够较好成型,所使用细粒土为湿土,含水量为7%,低于其塑限,试样制备完成后放置阴凉处,静置24 h使其具有一定的强度,不至于在装样过程中破碎。

试验采用体积含石量作为控制指标。首先制备含石量为0%的试样作为参考试样,获得土的密度,然后用碎石等体积置换参考试样中的细粒土,制备出不同体积含石量试样,如表2所示。由于所使用的细粒土黏结力较弱,难以制备高含石量的试样,所制备试样最大体积含石量为40%。

表1 材料属性Table 1 Properties of materials

图1 碎石轴径比统计Fig.1 Statistics of gravel's length-diameter ratio

表2 试样基本参数Table 2 Parameters of the samples

2.3 试验结果

压缩试验过程中使用相机对试样进行拍照,记录相应测力环百分表及位移百分表的读数,按式(2)和式(3)计算绘制相应的应力-应变曲线。同时将试样不同压缩变形阶段的照片与相应数据点对应,所得到的压缩曲线及试样变形破坏形态照片如图2所示。对于含石量较高的试样,试样表面会有部分碎石出露,图中用蓝色线条标记试样表面碎石与细粒土之间的接触缝隙,称之为原生裂纹,白色线条所标记的是在压缩过程中新产生的裂纹。

图2 压缩试验曲线Fig.2 Curves of compression test

2.3.1 压缩曲线特征

总结图2所示8个试样的压缩曲线特征,可以看出土石混合体试样的压缩曲线与岩石单轴压缩应力-应变全曲线类似,结合不同压缩阶段试样的变形开裂特征,将整个压缩曲线划分为5个阶段(如图3所示),其特征描述如下。

图3 典型压缩试验曲线Fig.3 Typical curve of compression test

(1)OA阶段:该阶段曲线稍向上凹曲。只有小部分试样中出现此阶段,如图2(f)和2(g)所示试样,而其它试样压缩曲线施压初始阶段并无向上凹曲。

(2)AB阶段:该阶段接近于直线,此时试样表面尚未出现明显的裂缝。

(3)BC阶段:该阶段应力-应变曲线出现软化现象。出现峰值,但试样表面仍未出现明显裂纹,当达到峰值后继续施压,应力开始下降,试样表面开始出现明显的裂缝,但未贯通。

(4)CD阶段:该阶段接近于直线,此时试样表面的裂隙开始迅速扩展直到主要裂隙贯通。

(5)DE阶段:该阶段试样主要裂缝已经贯通。2.3.2 试样压缩变形破坏特征

8个试样的压缩曲线形态基本一致,但试样的破坏形态却有所不同,其试样压缩变形破坏形式主要表现为如下2种:

(1)单裂纹开裂破坏。含石量较低(≤10%)的试样表现为一条主裂纹的贯通破坏,如图2(a)至图2(c)所示。

(2)多裂纹碎裂破坏。含石量较高的试样,在压缩过程中,表面的裂纹会沿着碎石周围的原生裂纹展开,最后破坏时,呈多重裂纹碎裂破坏,没有一个主要的贯通裂纹,如图2(d)至图2(h)所示。含石量越高,试样破裂时裂缝越多且越杂乱。

2.3.3 试样表面裂纹贯通时间

压缩曲线CD阶段为试样表面新生裂纹出现到表面主要裂纹贯通的阶段,该阶段应力基本上呈直线下降。对于不同含石量的试样,压缩曲线CD阶段历时长短不一。其中含石量0%和5%的试样主裂纹贯通时间分别为3 s和2 s；含石量10%,15%,20%试样完成CD阶段分别历时24,47,48 s；含石量25%, 30%,40%试样完成CD阶段分别历时24,30,22 s。

2.3.4 试样压缩强度特征

压缩试验曲线中,取轴向应力的峰值作为试样的单轴压缩强度。不同含石量试样的单轴压缩强度值总结见表3。

由图4可以看出,随着含石量的增加,试样整体的单轴压缩强度逐渐降低,特别是含石量达到25%之后,其强度值下降幅度较含石量较低时更大。

表3 单轴压缩强度值Table 3 Values of uniaxial compressive strength

图4 含石量与峰值强度值关系曲线Fig.4 Curve of volumetric block portion vs.peak strength

2.4 结果分析

所制备的低含石量土石混合体试样单轴压缩试验应力-应变曲线均表现为应变软化型,且其应力-应变曲线形态相似。但不同含石量试样其变形破坏特征、试样表面裂纹贯通时间以及试样压缩强度参数随含石量的改变有所变化。

对于不含碎石的均质试样,其整体结构完整均匀,压缩破坏模式为单一裂纹的贯通开裂破坏。当试样中加入碎石,相较均质试样而言,碎石的存在破坏了试样的整体结构性。碎石与细粒土之间的接触面胶结力较弱,且碎石与细粒土的力学性质悬殊,在受压状态下两者的响应并不协调,容易导致碎石与细土分离。当含石量较低时,其影响尚不明显,但随着含石量的增加,碎石与细粒土之间的接触面愈来愈多,在试样受压时,裂纹首先会沿着土石接触面扩展开,表现为多裂纹的碎裂破坏。

土石混合体试样的应力-应变曲线与典型岩石单轴压缩全过程类似,表现为应变软化型。压缩过程经历5个阶段,其中OA段为初始压密阶段,试样中具有张开性的裂纹受压闭合,形成早期的非线性变形,应力-应变曲线呈上凹型。对于含石量较高的试样,土石接触面之间裂纹缝隙更多,其压缩曲线OA段更加明显,文中含石量＞25%的试样其压缩曲线OA段明显上凹。

应力-应变曲线AB段为弹性变形阶段,该阶段呈近似直线关系；BC段试样内部开始出现破裂,特别是土石接触面等薄弱位置裂纹发展迅速。当应力达到峰值时,试样仍能保持整体状,内部裂纹尚未扩展至试样表面。当达到C点时,表面裂纹开始出现,至D点时表面裂纹快速发展形成宏观的断裂面。对于均质试样及含石量较小的试样(含石量＜5%),其表面出现裂纹到裂纹完全贯通历时较短,类似完整岩石试样压缩发生的脆性破坏；而含石量较高的试样(含石量＞5%),其CD段历时明显增加。对于含石量较高的试样,其内部土石接触弱面较多,在试样受压的过程中,土石接触面的破坏及碎石的翻滚摩擦不断消耗能量,因而其峰后应力跌落缓慢；而对于含石量较少的试样,在压缩过程中内部产生的裂纹相对较少,集聚的能量在突然释放从而使应力在峰值之后迅速跌落。

在土石混合体的含石量对其宏观力学性质的影响研究中,不同的试样及试验条件得到的结论不尽相同。李兴瑞[9]在有围压条件下进行不同含石量土石混合体压缩试验中得出主应力差随着含石量增高得到提升的结论；徐文杰等[10]使用数值方法对含石量在30%～60%之间的土石混合体进行单轴和双轴压缩试验模拟时得出随着含石量的增加试样弹性模量及单轴抗压强度呈上升趋势的结论。而廖秋林等[6]在土石混合体单轴抗压强度试验中得出土石混合体的单轴抗压强度均明显低于土体的结论。本文所进行不同含石量土石混合体单轴压缩试验中,得出的结论是:随着碎石含量的增加,土石混合体单轴抗压强度降低。参考已有文献对土石混合体含石量对其力学特性影响的相关分析,对本文所得含石量的增加使得土石混合体单轴压缩强度降低的机理可做如下分析:

随着含石量的增加,土石混合体的结构特征发生改变,当含石量增加到一定程度时,试样中的碎石会出现局部的相互接触,在没有侧限约束及围压的条件下,由于土体与碎石之间的胶结很弱,在外力作用下无胶结的碎石之间很容易发生相对滑动,从而带动其附近的土体变形、破坏,导致试样整体破坏,使得土石混合体的单轴压缩强度反而低于均质土体,含石量的增加使得土石混合体变得结构松散,从而单轴压缩强度随着含石量的增加而降低。对于有围压及侧限的条件下,碎石之间可以形成稳定碎石骨架,从而大大提升土石混合体的抗压强度。

3 单轴压缩试验数值模拟

在单轴压缩试验过程中,可以观察试样表面裂纹的发展状态和最终的破坏形态以及碎石表面露头之间的关系,但是无法观察试样内部裂纹贯通过程以及裂纹发展与碎石分布之间的关系。而利用数值模拟分析可以进一步研究土石混合体单轴压缩试验过程中内部破坏特征。

本文使用Rocscience公司开发的Phase2有限元软件,建立含碎石试样的数值分析模型,进行土石混合体单轴压缩试验模拟,研究碎石分布与试样内部裂纹扩展之间的关系及碎石分布对土石混合体单轴压缩强度的影响。

3.1 数值计算模型

首先建立含石量为0%的均质试样模型进行无侧限压缩试验的模拟,然后对不同含石量试样进行压缩试验模拟,分别分析均质试样与含石试样的破坏模式,计算模型如图5所示。采用摩尔-库伦弹塑性本构来模拟试样。与无侧限压缩试验相同,数值模拟中,采用位移控制方式对试样进行轴向加载,通过定义多个分析步,不同分析步位移控制值随分析步而增加,实现位移加载过程。

图5 基本数值模型Fig.5 Numerical model

计算模型所取试样高度为120 mm,宽度60 mm。在试样上下分别设置2个高度为10 mm的高弹性模量的材料区,来模拟试验中加载垫片；垫片材料与试样之间设置节理单元,模拟试样与垫片之间的接触。

数值计算中采用的各材料力学参数见表4。计算结果中,以垫片材料竖向方向的平均应力为轴向应力,结合相应的位移值绘制应力-应变曲线,如图6所示。

表4 数值模型参数Table 4 Parameters of numerical model

数值模拟均质试样的单轴压缩试验,得到的应力-应变曲线呈脆性破坏模式,其形式与单轴压缩试验中含石量0%试样的压缩曲线类似,应力达到峰值之后迅速下跌到残余值,但由于所采用的数值模型本构的局限,难以完全与实际压缩曲线完全匹配。通过数值模型在压缩过程中塑性区的扩展,来研究试样的破坏模式,如图7所示。图7(a)对应压缩曲线中的峰值,图7(b)对应曲线中峰值的下一计数点,图7(c)对应曲线中最后的计数点,从所列图中可以知,塑性区在达到应力峰值之后迅速贯通,其塑性区呈交叉状,符合均质体弹塑性解析解结果,应力曲线上表现为应力值的陡跌。所建立的均质试样数值模型较好地模拟了单轴压缩试验中含石量0%试样的压缩破坏形式。

图6 均质试样压缩曲线Fig.6 Compression curve of homogeneous sample

图7 均质试样数值模拟塑性区扩展Fig.7 Numerical simulation of plastic zone expansion of homogeneous sample

3.2 含碎石试样数值试验分析

通过在均质试样中定义不同的材料区来模拟试样中所包含的碎石,通过Phase2中的节理模型来模拟土与碎石的接触面。通过设置碎石在均质试样模型中的不同空间分布来分析其对数值试样整体强度及压缩试验中塑性区扩展的影响,图8所示建立了3个石块在均质试样中的5种不同分布模型。

图8 含碎石数值试样Fig.8 Samples containing gravels with different spatial distribution

采用与均质试样相同的加载控制,对含碎石的数值模型进行单轴压缩试验模拟,其应力-应变曲线如图9所示。

与均质数值模型的应力-应变曲线不同,含碎石的数值模型的应力-应变曲线表现为应力达到峰值之后并未迅速跌落到残余值,而是一个缓慢下降到残余值的过程,由于碎石影响,数值试样塑性区的贯通变为一个渐进的过程。以碎石在试样中倾斜分布的试样1的塑性区发展为例,从图10中可以看出,由于模型中定义的碎石与均质土体石之间的接触模型强度参数值较低,首先在碎石周围出现了局部的屈服,随着应变的增加,碎石周围的塑性区开始扩展至相互连通,最后扩展到边界达到整体贯通。

图9 数值试样压缩曲线Fig.9 Compression curves of different samples

图10 试样1塑性区扩展Fig.10 Extension of plastic zone for sample 1

图11 不同碎石分布试样最终塑性区Fig.11 Ultimately plastic zone of samples with different spatial distribution of gravels

不同碎石分布的模型,其塑性区最终的形态如图11所示及得到的压缩强度值不相同,如表5所示。碎石的加入改变了试件的单轴压缩强度使其低于均质试件。对于含石量一样但碎石分布不同的试样,其单轴压缩强度又有不同,5个试样中碎石倾斜分布得到强度最低而碎石竖直分布得到强度最高,对照均质试样压缩过程中塑性区的分布来看,倾斜分布的碎石完全在均质试样塑性区的范围内,减少了塑性区扩展的范围从而使其承载力过早丧失。

表5 数值试样强度值Table 5 Strength values of different samples

4 结 论

(1)无侧限压缩试验表明土石混合体表面裂纹的发展受含石量及碎石分布的影响,在达到峰值强度时,表面不会出现新的裂纹。数值模拟分析表明塑性区的发展受所含碎石分布的影响,不同的碎石分布,最终塑性区的形态不同；应力到达峰值时,其内部塑性区未扩展到试样表面。

(2)不同含石量的土石混合体的无侧限压缩强度及破坏模式不同,其中均质试验及低含石量(含石量＜15%)的试样压缩破坏模式表现为试样表面只有1条主要裂纹的贯通破坏。随着含石量的增加,试样压缩破坏模式由1条主要裂纹的贯通破坏变为碎石附近的原始裂纹的扩展,然后颗粒之间的原始裂纹逐渐贯通。

(3)不同含石量的土石混合体无侧限压缩曲线其应力下降的直线段(CD)历时不同。含石量较小时,裂纹迅速贯通；含石量增加时,原始裂纹之间的渐进贯通过程时试样破坏类似延性破坏；当含石量较高时,土石原始裂纹之间的贯通距离减小,裂纹贯通的时间开始减小,但其贯通历时仍较长。

(4)土石混合体的力学特性具有明显的结构效应。由于碎石与土之间的胶结力较弱,碎石的存在破坏了试样的整体性,无侧限条件下土石混合体压缩强度较均质土样低。

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(编辑:姜小兰)

Study on the Effect of Gravel on Unconfined Mechanical Properties of Soil-rock Mixture

HU Wei1,2,MIN Hong1,2,CHEN Jian1,2,SHENG Qian1,2
(1.Institute of Rock and Soil Mechanics,Chinese Academy of Sciences,Wuhan 430071,China；2.State Key Laboratory of Geo-mechanics and Geo-technical Engineering, Chinese Academy of Sciences,Wuhan 430071,China)

Soil-rock mixture is usually the main material for reservoir slope,landslide and dam foundation.The physical and mechanical properties of soil-rock mixture are more complicated than common soil mass or rock mass, which is a difficult problem for researchers in the fields of rock mechanics,soil mechanics and geological engineering.In order to study the effect of gravel on uniaxial compressive strength and the mode of deformation failure of soil-rock mixture,we carried out unconfined uniaxial compression test by making mixture with certain rock block proportion.Combined with numerical method,the effect of spatial distribution of gravel on mixture's overall strength was analyzed.The results show that,rock block proportion and spatial distribution of gravel have significant impact on uniaxial compressive strength and characteristics of deformation failure in soil-rock mixture.Uniaxial compressive strength declines with the increase of rock block proportion,at the same time,failure mode changes from single-crack failure to multi-crack failure,and time of propagation and coalescence of cracks increases.

soil-rock mixture；gravel content；gravel distribution；failure mode；uniaxial compressive strength

TU443

A

1001-5485(2015)11-0055-07

10.11988/ckyyb.20140465

2014-06-06；

2014-10-30

胡 伟(1987-),男,湖北应城人,博士研究生,主要从事岩土工程试验测试及理论研究,(电话)15807187905(电子信箱) 827034782@qq.com。