土石混合体工程地质力学特性及其结构效应研究*

胡瑞林 李 晓 王 宇 高 玮 夏加国 李志清 高文伟 孙永帅

(①中国科学院地质与地球物理研究所， 北京 100029， 中国) (②中国科学院大学， 北京 100049， 中国) (③北京科技大学， 北京 100083， 中国) (④中国核电工程有限公司， 北京 100840， 中国) (⑤延安大学， 延安 716000， 中国) (⑥中国农业大学， 北京 100083， 中国)

0 引 言

“土石混合体”是土和块石的随机混合物，在自然界分布非常广泛，崩坡积物、残积物、冲洪积物、冰水堆积物等均属于土石混合体(图 1)。地质上常称其为“堆积体”，而工程地质学者则更加强调其材料与结构上的特殊性，将之称为“土石混合体”(油新华， 2001； Medley， 2002； 油新华等， 2002)。土石混合体与一般岩土体不同，构成这类地质体的“块石”和“土”不仅大小十分悬殊、结构十分复杂，且物理力学性质也相差悬殊。可以说，其力学性能界于土和岩石之间、材料属性则介于散体与连续介质之间，工程力学行为极为特殊、复杂、难以精确刻画，是工程地质力学研究的最薄弱环节之一，也是我国西南山区斜坡灾害的最主要载体，相关灾害事件举不胜举，具有“分布广、稳定性差、活动频繁、治理难度大”等显著特点。因此，加强土石混合体工程地质力学特性及其灾害控制机理研究，对于保障该地区人民生命财产以及重大工程建设的长治久安具有十分重要意义。

图 1 典型土石混合体构成(云南虎跳峡谷公路边坡)Fig. 1 Typical soil-rock mixture composition

其实，人们对土石混合体结构力学特性研究早有关注(Lindquist， 1994； Medley， 1994； 武明， 1997; 郭庆国， 1998； 董云， 2005; Sonmez et al.， 2006; 李晓等， 2007; Coli et al.， 2012)，但由于探测技术条件的限制，人们一直不能准确把握隐伏土石结构的精细状态，因而缺乏对土石混合体结构性问题的深入了解。人们虽然通过一些不同尺度试样的室内试验初步掌握了块石含量对其工程力学性质的影响(Vallejo et al.， 2000； Sonmez et al.， 2004; 张嘎等， 2004; 时卫民等， 2005; 谢婉丽等， 2005; 田永铭等， 2006; 徐文杰等， 2006； Coli et al.， 2011; Afifipour et al.， 2014)，但是，土石结构的其他要素，如块石的级配及其空间构型、基质的性质和孔隙性等的控制作用，却知之甚少。因此，土石混合体的工程地质力学性状的确定，至今未能真正考虑结构效应，进而导致土石混合体工程稳定分析仍旧未能摆脱连续介质力学的束缚，预测评价工作缺乏相应的理论和技术支撑。

为深入研究土石混合体工程地质力学特性的结构控制机理，作者于2013年提出并获得了国家自然科学基金重点项目——“工程活动影响下土石混合体滑坡形成演化的结构控制机理研究”的资助(批号： 41330643)，作者通过多尺度宏-微观室内和现场物理力学试验与模拟，对土石混合体的强度特性、变形特性和渗透特性及其不同结构状态的控制机理等展开了历时4ia的深入研究，取得了预期研究成果。现将重要成果简介于此，供大家参考。

1 土石混合体剪切变形特征

作者主要从宏观试验和微观分析两个层次开展了不同结构状态土石混合体的剪切变形和强度特性研究。在宏观层次上，主要借助于大型直剪仪、大尺度三轴压缩仪、原位推剪试验展开； 而微观层次研究则主要借助于CT试验、超声波试验和数值试验。

1.1 剪切作用下土石混合体的宏观变形特征

鉴于土石混合体存在复杂的土石结构及其块石的尺寸效应影响明显，作者尽量避免了小尺度样品的变形试验研究，以突出反映块石对变形的控制作用。直剪试验、三轴试验和现场推剪试验都采用了大尺度样品，其尺寸分别为30icm×30icm×30icm、30icm×30icm×60icm和30icm×30icm×30icm。

1.1.1 大型直剪下的变形特征

直剪试验采用了自制的伺服控制式大型多功能直剪仪(图 2，简称RSM装置)，该装置配备有等剪切面的剪切盒、斜剪切面剪切盒、叠环剪切盒、控温剪切盒，可实现饱和/非饱和碎石土在垂直应力加载条件下的水平直剪强度试验，实现饱和/非饱和状态下土石混合体的反复直剪试验、高压固结试验、不同温控条件下的水平直剪强度试验、叠剪试验。其主要技术创新包括(已获得相应技术专利)：

图 2 RSM1000型伺服控制土石混合体大型直剪仪Fig. 2 Large geotechnical shear strength test system RSM-1000 controlled by motor servoa. 正视图； b. 后视图

(1)采用压力传感器闭合回路与伺服电机控制系统，精确施加垂直与水平荷载，实现多应力路径控制试验系统，可以达到长期蠕变性能测试，避免伺服液压系统稳定性低引发的数据偏移及油缸渗漏等问题。

图 3 块石含石量对剪切带厚度的影响Fig. 3 The effect of rock size on shear band thicknessa. L1(9.5～19.0imm)块石尺寸； b. L2(19.0～31.5imm)块石尺寸； c. L3(31.5～53.0imm)块石尺寸

(2)采用面向字符的同步协议和多机通信控制方式，将垂直荷载施加装置、水平推力施加装置、测量单元与计算机控制软件有机结合，组成一个控制测量系统，保证系统数据安全和可靠，有效提高仪器运行性能，实现自动控制与人为控制相结合。

(3)在硬件电路上采用低通滤波等措施，减少测量值的波动； 在软件方面采用定量预测法与移动平均法，平滑测试信号，降低信号噪音，有效实现传感器的稳定性。

图 4 剪切后块石变形特征Fig. 4 The deformation characteristics of rocks after sheara. 剪切面布置单排块石； b. 剪切后单排块石发生翻转； c. 剪切后单排块石俯视图； d. 剪切面上下布置双排块石； e. 剪切后块石未发生明显翻转； f. 剪切后剪切面块石俯视图

图 5 大型三轴剪切试验机Fig. 5 Large-scale triaxial shear test machinea. 大型三轴剪切试验机主视图； b. 大型三轴剪切试验机示意图

利用砂土与块石组成的土石混合体，分别考虑4种含石量(试验时为重量含石量、图像分析时为体积含石量，两者的关系有待进一步研究。特此说明)、3种块石尺寸和4种上覆压力条件，开展了土石混合体大型直剪试验剪切带变形特征研究(胡峰等， 2018)。研究表明(图 3)：关键剪切带变形特征受含石量、上覆压力、块石大小的影响，影响程度由大到小依次为含石量、上覆压力、块石大小。当含石量小于30%时，块石对试样的变形影响较小，强度主要依赖于砂土强度； 当含石量达到50%时，试样内已形成骨架结构，变形受块石的影响突显，强度由块石和砂土共同作用； 当含石量达到70%时，试样内已形成块石架空结构(图 4)。

在高含石量与大粒径块石条件下，含贯穿剪切面的块石试样随剪切变形发展，块石发生挤压、翻转现象； 剪切面附近分布块石的试样，随剪切变形发展，块石发生挤压、棱角剪断与错动重分布(图 4)。

1.1.2 三轴压缩下的变形特征

土石混合体主要由基质和块石等组成，其力学性质不仅取决于块石含量、块石的颗粒级配、固结状态等，还和块石粒径大小、围压高低、应变速率等因素密切相关。对于“块石”粒径的尺寸，一般认为其粒径范围为0.05～0.75iLC(LC为土石混合体的工程特征尺度，对三轴试验样品取试样直径)。然而，含超径(大于0.2iLC)颗粒土石混合体在自然界广泛分布，超径颗粒的存在必然对土石混合体的力学性质产生较大影响。

图 6 不同围压下体应变随轴向应变关系曲线Fig. 6 Curves of volumetric strain variation with axial strain under different confining pressuresa. 25%含石量； b. 35%含石量

试验采用了中国科学院力学研究所自行设计研发的大型柔性三轴剪切试验仪(图 5)，首次对含超径颗粒土石混合体开展了固结不排水三轴剪切试验，从而初步揭示了土石混合体在含超径颗粒条件下的偏应力、体应变、孔隙水压力等随轴向应变的变化规律(夏加国等， 2017)。

通过监测内围压室内水和加载杆的体积变化来反算土石混合体试样的体积变化，发现在固结不排水条件下，土石混合体试样随着轴向应变的发展出现剪胀和剪缩现象，剪切过程中试样体积并非恒定值。

当土石混合体的含石量较高时，其应力-应变关系不再是一条平滑的曲线，随着块石的压碎破坏，偏应力出现应力释放现象，表现为应力-应变曲线具有锯齿状形态，且伴随有间歇性的应力跳跃现象； 在较高的围压下进行大型三轴剪切试验时体应变表现为加载初期剪缩，随后剪胀，二次剪缩，再次剪胀的特征(图 6)。

基于偏应力、体应变和孔隙水压力随着轴向应变变化的对比分析，发现三者之间具有很好的对应关系，并提出了3种概化模型：当试样内部超径块石之间发生咬合作用时，偏应力增大，相应的体积增大，体应变减小，孔隙水压力减小； 当试样内部超径颗粒发生破碎或者超径颗粒之间发生滑移时，相应的体积减小，体应变增大，孔隙水压力增大(图 7)。

1.1.3 现场推剪下的变形特征

自从本世纪初将推剪试验应用土石混合体研究以来，原位推剪试验已被广泛应用于土石混合体勘察、设计和滑坡防治的强度特征分析与参数获取，并认为它能够比较完整地保存土石混合体的原位结构特征、试样尺寸较大，因此可以取得比较真实、合理的强度特征及其强度参数。该试验的有关流程和数据整理方法，已有不少文献和规范做过介绍，故此从略。

2017年，作者在湖南衡阳地区再次利用该方法对拜殿乡土石混合体进行了原位试验。图 8为试验得到的剪应力-位移曲线。可以看到，其变形过程大致可分为5个阶段(夏加国， 2017)，即：(1) AB段，弹性变形阶段，该段应力-应变曲线为直线； (2) BC段，初始屈服阶段，该段是由于土石混合体内部土体的强度低于块石的强度，随着变形的增加，土体首先达到屈服状态； (3) CD段，应变硬化阶段，该阶段是由于岩土体内部结构重构，块石之间发生相互咬合等作用，致使应力进一步提高； (4) DE段，二次屈服阶段，由于土石混合体剪切过程中内部块石之间咬合作用等形成的应力集中与此时释放之间达到一个平衡，故再一次进入屈服阶段； (5) EF段，破坏后阶段，该阶段由于土石混合体内部形成了贯通滑动面，且后期土石混合体内部结构重构过程中产生的应力集中不足以抵消此时应力的释放，故出现了应力的下降，此时F点可视为该曲线的残余强度。

图 7 偏应力、孔压、体应变对应关系曲线Fig. 7 The one-in-one correspondence relationship curves of deviator stress，volumetric strain and pore water pressure

图 8 湖南衡阳土石混合体野外推剪试验曲线Fig. 8 Shear stress-displacement curve of sample of PS-1

基于剪应力-位移曲线、剪切完成后破坏面形态特征结果(图 9)的对比分析发现：在整体上，潜在滑动面的粗糙度(起伏度)越大，顶面的破坏形态越趋之复杂，剪应力-位移曲线上的应力跳跃现象越频发； 相反的，潜在滑动面的粗糙度(起伏度)越小，顶面的破坏形态越趋之简单，剪应力-位移曲线上的应力跳跃现象越稀少。

图 9 10#坑的三维剪切破坏面Fig. 9 Three-dimensional shear failure plane of No.10a. 10#试样顶面破裂形态素描图； b. 三维剪切破坏面Surfer图

2007年，作者曾在金沙江梨园电站近坝右肩冰水堆积体首次完成了土石混合体现场推剪试验，得到了如图 10所示的结果(徐文杰， 2008， Xu et al.， 2011)。图示的曲线为不同块石含量及不同法向应力条件下的剪应力-水平位移及垂直位移-水平位移变化曲线。从图10可以看出：

(1)在低法向应力作用下土体(块石含量0)及土石混合体均表现出剪胀现象，最终达到相应的稳定状态，且达到稳定时的剪胀量随着块石含量的增加而增加。当法向应力增高时土体首先要经历相对较长的一段剪胀阶段，而后随着剪切变形的发展由剪胀状态逐渐转化为剪缩并达到某一稳定值； 而对于土石混合体在剪切开始仅表现很短的一段剪胀状态，随后逐渐进入相应的剪缩阶段，但是随着剪切的继续进行，将再次进入剪胀阶段，且这种现象随着块石含量的增加而变得更加明显。

图 10 不同块石含量时土石混合体直剪试验曲线成果图Fig. 10 The direct shear test curve of S-RM with different rock content

土石混合体在剪切过程(或剪切带的形成过程)中由于内部块石间的相互咬合及摩擦作用，使得块石不但发生相对水平位移及旋转运动，而且在垂直于剪切带的方向也会发生相应的垂直位移，从而使得土石混合体在试验过程中垂直位移由剪缩状态转变为剪胀状态。这种状态的转变将伴随着剪应力的升高(应变硬化)，在剪应力-垂直位移曲线上表现为由初始屈服阶段(即缓和曲线段)向峰值强度的发展。

(2)土石混合体剪应力-水平位移曲线及垂直位移-水平位移曲线上有不同程度的跳跃现象，而且同一试验的两条曲线的跳跃点有良好的对应关系：当剪应力急剧降低时，其垂直位移将急剧升高； 当剪应力急剧升高时，其垂直位移将急剧降低：①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(在剪应力-水平位移曲线上表现为“V”字形跳跃)。与此同时由于这些块石的空间状态相互调整而变得更加稳定并在土石混合体试样的宏观上表现为压密(剪缩)，在垂直位移-水平位移曲线上表现为向上跳跃现象。②若剪切带上的某些大粒径块石较为密集，在剪切变形过程中由于块石间咬合力的急剧上升，将导致剪应力-水平位移曲线上的初始屈服阶段急剧向峰值强度发展(即应变硬化阶段曲线将较陡)，剪应力急剧上升呈现跳跃现象。此时由于块石的咬合作用，而且剪切位移继续进行，势必导致块石的垂直方向的位移及急剧的旋转变形调整，以满足新的应力状态。在垂直位移-水平位移曲线上将表现为剪胀现象，呈现向下跳跃现象。这种现象在试验过程中仅在块石含量及法向应力较高的情况下才能出现(图 10d，法向应力35.5ikPa)。

(3)从土石混合体的剪应力-水平位移曲线上可以看出，在弹性变形阶段之后达到峰值强度之前有一个平缓曲线段(初始屈服阶段)，且该曲线段随着块石含量及法向荷载的增加而变得更加明显。该阶段土石混合体内的细粒部分将首先破损，在剪切带可出现局部开裂。随着剪切位移的继续增加至初始屈服阶段的后期由于土石混合体内部粒径较大的块石相互咬合(图 11a、图11b)，使得剪应力再次开始升高，直到发挥出其最大的抗剪强度，此时块石与块石间的咬合力达到最大(图 11c)。当剪切位移继续增加时，由于土石混合体内块石间的咬合力作用使得其不断地发生移动、旋转，以调整其在土石混合体内部的排列状态，甚至会越过剪切面另一侧的块石(图 11d)，这一过程将伴随着剪应力的降低而到达相应的残余强度。

图 11 剪切带发育及内部块体运动示意图Fig. 11 Schematic diagram of shear zone development and internal block movement A、B为预剪面；箭头表示块体运动方向；虚线表示实际剪切带

图 12 不同含石量下土石混合体剪切带发育状况Fig. 12 Development of shear zone of S-RM under different rock content

(4)图 12显示了不同块石含量下土石混合体大尺度直剪试验的剪切带发育图示(法向应力为近似值)。可以看出，当块石含量为0(即试样全部为土体)时，剪切带位于预剪面附近并与剪切方向平行呈带状分布。随着块石含量的增加，其剪切带逐渐变宽，甚至还会伴随有多组裂纹产生。随着块石含量的增加，剪切过程中块石之间的接触及相互咬合的概率将增加，由此引起块石的旋转、位移等将增加，最终导致了剪切带的扩展及多裂纹的产生。

1.2 剪切作用下土石混合体的微观变形特征

为了进一步研究不同尺度下土石混合体的变形特征和形成机理，还开展了不同状态或工况下的土石混合体微观特征研究。采用的主要试验手段有CT试验、超声波试验和数值试验3种。下面对相关研究取得的主要成果分别做简要陈述。

1.2.1 基于声学特征的土石混合体细观损伤开裂过程研究

超声波探测技术属于重要的地球物理手段，声波在介质中传播时，声学参数的变化可以反演出介质内部结构的变化特征，对认识地质体的动力学响应、细观结构变化和损伤破裂过程具有重要的指导意义。

图 13 超声波试验使用的换能器Fig. 13 Transducers for ultrasonic testing

超声测试试验系统由3部分组成：①刚性加载装置; ②超声波检测仪; ③高灵敏度的声波换能器。测试过程中的轴向荷载由液压千斤顶施加，可提供最大轴力为100ikN，应力传感器进行轴向荷载的量测，荷载控制器记录压缩过程每个阶段的轴向力，精度为0.01ikN； 轴向变形由千分表量测，精度0.01imm。超声波测试仪采样长度为1024，采样周期0.1iμs，激励电压1000iV，发射脉宽0.04ims，采样时间间隔为0.1iμs。测试时采用自行研发的高灵敏度声波换能器(图 13)。测试时，频率为130ikHz换能器用于试样加载前的初始声波检测，频率为500ikHz的换能器用于试样开裂变形的测试，将换能器固定在试样的中部，换能器与试样间用润滑脂(凡士林)进行耦合。根据试验要求，超声测试时换能器分别安置在试样的轴向和径向，换能器的频率分别为130ikHz和500ikHz。由于试验目的不同，试验系统的换能器安放部位不同。

图 14 径向超声测试试验装置系统Fig. 14 Radial ultrasonic testing equipment system 整个系统的组成为： 1. 上横梁； 2. 刚性立柱； 3. 托盘； 4. 导向杆； 5. 底坐； 6. 电导线； 7. 力传感器； 8. 荷载控制器； 9. 液压千斤顶； 10. 百分表； 11. 刚性垫块； 12. 试样； 13. 橡皮条； 14. 发射换能器； 15. 接收换能器； 16. 超声波仪

应用超声波技术，分别设计了轴向和径向超声波实时压缩试验系统(图 14)，分析了不同含石量的试样在单轴应力条件下的变形破坏过程，揭示了土石混合体的应力依赖性和细观损伤开裂过程及机理，得出以下结论：

(1)轴向超声测试结果表明，土石混合体试样的波速要大于土样的波速，符合声波密度效应。然而，随着含石量的增大，SRM试样的密度在增大，但是波速却变小了，即波速与试样密度(含石量)呈负相关，这一结果与土体或岩块的超声检测结果正好相反(图 15)。同样，随含石量的增加，声波衰减系数在不断加大(图 16)。土石混合体作为一种区别于“岩石”和“土体”的特殊地质材料，波速、透射系数及内部孔隙的变化规律和土体、块石存在明显的本质差异。土石材料不遵循声波在介质中传播时的密度效应，随着试样密度的增大，土石混合体试样的波速却不断减小。土石界面对超声波能量的衰减的影响尤为重大，复杂随机界面的存在，致使探测脉冲在传播过程中反射、折射现象突出，导致声波的传播路径增大，传播能量减小，从而导致试样内部声波的走时增长，波速降低。这一规律对于土石地质体的野外地球物理勘探及加固具有重要的现实意义。另外，由土体与块石的相互作用机理表现出与“岩石”和“土体”的特殊性，块石在土体基质中的平动、转动等及土体压密、松迟等一系列非线性变化过程导致声学参数的波动性变化(Wang， 2015； Wang et al.， 2015a, 2016a, 2016b)。

图 15 土石混合体试样波速与密度的关系Fig. 15 Relationship between density and UPV for all specimens

图 16 土石混合体试样波速与密度的关系Fig. 16 Relationship between density and AC for all specimens

图 17 典型试样裂纹总宽度与相对应力的关系曲线Fig. 17 The relationship between crack width and stress level

(2)由径向换能器得到的波速变化，得出单轴压缩条件下试样裂纹宽度的演化规律，压缩条件下出现的与轴向近似平行的裂纹密度和累积宽度随应力的增大而加大，并且裂纹的演化具有明显的突变性，这一现象可以归结为块石在试样内部移动、转动的作用结果。压力较小时，主要是土石结合裂隙及土体的固结压密，此时并没有裂纹的出现； 随着荷载的增大，由于土体与块石的弹性不匹配，土石界面处的差异变形引起土与石在接触面的差异滑动、块体的旋转及移动，从而在土体和块石周围地区形成应力集中，导致土石接触的拉张破坏，裂纹沿块石扩展； 当应力达到一定水平时，裂纹的宽度继续加大，大量发育于试样内部的裂纹开始在土体中贯通，直到试样的失稳破坏(图 17)。

(3)考虑到石混合体变形破坏的非线性演化过程，将损伤本构模型进行分段求解，将峰前应力-应变曲线分为线性阶段(包括压密阶段和弹性阶段)、损伤开始演化和稳定发展阶段、损伤加速发展阶段3个阶段。由于超声波测试时，试验记录点较少，从而不可避免地造成损伤本构模型和损伤演化方程具有一定的误差，但是总体上讲，理论模型与试验曲线具有较好的吻合性(图 18)。

图 18 土石混合体试样应力-应变曲线实测与理论对比分析Fig. 18 Measurement and theoretical comparative analysis of stress-strain curve of S-RM

图 19 CT原理图(a)及450ikV射线源工业CT样机(b)Fig. 19 CT schematic diagram and 450ikV X-ray industrial CT machine

表 1 450ikV通用型工业CT的系统性能指标Table 1 Performance index for 450ikV universal industrial computed tomography

(4)无论是轴向超声测试还是径向超声测试，结果均表明，波速随着含石量的增大而减小，衰减特性随含石量的增大而增强。随着应力的增加，土石间的耦合作用变强，轴向波速、透射系数的波动式增长速率变慢； 径向相对波速随应力的增加而减小，累积裂纹的宽度变大。

1.2.2 基于CT试验的土石混合体细观结构变化与损伤机理研究

王宇等(2015a)采用中国科学院高能物理研究的450ikV通用型工业CT(GY-450-ICT)进行了土石混合体细观损伤研究。该CT的扫描基本原理见图 19，CT试验机的性能参数见表 1。本次试验共制备试样10个，设计试样含石量为40%，其中土体为硬黏土，块石岩性为石灰岩，粒径6～8imm(图 20)。因为粗集料的形态特征对土石混合体试样的宏观力学性能影响较大，一般来讲体积大力学强度越大，因此，很有必要对制样时采用的块石的形态特征进行描述，将块石形态加权量化处理，块石的形态特征加权指标分别为：①轮廓性指标：针度1.1274，扁平度0.841，形态因子0.943，球度0.873；②棱角性指标：凸度0.872，棱角性0.988。重塑土石混合体试样的制备分3层击实，试样锤击数根据击实曲线确定最佳锤击数为20次，击实后土体的干密度为2.01g·cm-3，块石密度2.55g·cm-3，由干密度和含水率曲线确定最优含水率为8%。

为保证点荷载仪加载的可行性，CT试验将5个试样用于单轴压缩强度测试，加载速度保持基本恒定，从开始加载到破坏历时20imin，等效加载速率为0.08imm·s-1，测试得平均单轴抗压强度为3.￣62iMPa。CT试验的扫描范围为从顶部到下部50imm分层扫描，层厚2imm(图 21)，应力-应变与扫描次数的关系见图 22。本文中定义的荷载水平指当前加载应力与峰值应力的比值，即k=σi/σf。

借助X-ray计算机断层成像技术探讨了土石混合体试样在荷载作用下内部细观结构的变化特征，CT技术可以非接触、非破坏地检测到试样内部结构，得到没有重叠的数字化图像，不仅可以精确地给出物体内部细节的三维位置数据，还可以定量地给出细节的辐射度数据。通过对试样在单轴荷载作用下的损伤特征、裂纹统计和孔隙率分析得出以下结论：

(1)土石混合体内土体与块石的弹性不匹配是造成试样开裂的最根本原因，试样在较低的应力水平下土石界面产生差异滑动、块石的旋转及移动，导致结合裂隙萌生，进而引起裂纹向土体中扩展，最后导致试样的破坏。通过分析不同包裹体与块石附近土体CT数的变化规律证明了这一结论，包裹体随荷载的增大CT数下降更为剧烈，包裹体结合裂隙形成后继而向土体中扩展(图 23)。

图 20 土石混合体试样中所用块石形态特征提取Fig. 20 Digital image feature extraction of rock blocks for S-RM

图 21 CT扫描横截面图像图Fig. 21 CT scanning cross-sectional image

图 22 应力-应变曲线Fig. 22 Axial stress-axial strain curve for RSA specimen

图 23 块石包裹体及附近土体CT数变化Fig. 23 CT number variation for stone inclusion and its nearby soil in different slice

(2)利用图像处理技术，基于数学形态学统计学原理提取裂纹的几何形态和空间分布特征规律并对裂纹展布规律定量描述，裂纹的长度、面积和平均宽度均服从幂函数分布，裂纹特征统计值与块石的分布密切相关。多数裂纹以绕石发展为主，并在土体中不断扩展、贯通至试样破坏(图 24)(Wang， 2019)。

图 24 土石混合体试样CT切片裂纹特征形态提取Fig. 24 Extraction of the crakcs from the original CT images for typical slice of 20， 40， 60， and 80，respectively

(3)采用基于平均CT数的损伤分析方法对单轴加载条件下土石混合体试样的损伤特征进行了分析，得到了土石混合体的损伤演化方程和损伤本构模型。计算表明，土石混合体试样加载过程中发生的损伤变量与主应变的关系呈指数函数的关系，并且理论预测模型的计算结果和实测结果吻合地较好(图 25、图 26)。

图 25 土石混合体损伤变量与轴向应变的关系Fig. 25 Relationship between damage variable and axial strain

图 26 土石混合体试样应力-应变实测与理论对比Fig. 26 Stress-strain measurement and theoretical comparison of soil-rock mixture specimens

1.2.3 土石混合体细观变形特征数值模拟

土石混合体破坏的根本原因是由块石与土体的弹性不匹配、土石界面的差异滑动造成的，破坏的实质是内部裂纹的萌生、扩展、聚焦和贯通的过程。从细观尺度上研究土石混合体的变形开裂特征，基本的学术思想是利用细观尺度的数值试验为宏观试验结果提供本质上的物理依据和解释，从细观尺度上研究土石混合体的破坏机理，提示土石混合体不同含石量、块石方向、胶结程度等情况下土-石相互作用的细观机制。土石混合体宏观变形破坏特征受细观结构的控制，计算细观力学要解决的问题就是探讨介质内部细观损伤的扩展过程，寻找用于描述裂纹扩展规律的方法手段，最终揭示土石混合体变形破坏特征及模式。其分析计算流程如图 27所示。

图 27 土石混合体细观计算力学流程Fig. 27 Flow chart of meso-mechanics for S-RM

采用细观数值试验，对土石混合体的如下结构要素进行模拟分析(王宇等， 2014)：

1.2.3.1 块石方位的影响

块石在土石混合体内部的方位对试样的变形破坏过程影响显著，不同的块石方位角试样从裂纹萌生、裂缝稳定扩展、裂纹非稳定扩展到试样破坏的发展速度也不相同(图 28)。块石方位对试样的强度也有影响，当块石方位为0°时，单轴抗压强度最大； 块石方位为60°时，单轴抗压强度达到最小。不同块石方位的应力-应变曲线见图 29。

图 28 不同椭圆方位试样起裂、慢裂、 快裂至破坏的过程(变形放大20倍)Fig. 28 Process of crack initiation， slow propagation， fast propagation and failure for samples in different elliptical azimuths(deformation amplified 20 times)

图 29 不同块石方位的应力-应变曲线Fig. 29 Stress-strain curves for different block azimuths

1.2.3.2 含石量的影响

含石量作为影响土石混合体物理力学性质最重要的指标，控制着土石混合体的强度特性与变形破坏特征。当土石界面完全未胶结时，随着含石量的增加，试样的强度有所减小，含石量为20%时试样的强度最大，含石量为50%时试样的强度最小。试样的破坏模式为劈裂-滑移复合型，含石量为20%和30%时，试样以剪切滑动型破坏模式为主，当含石量为40%和50%时，试样为与加载方向平行的劈裂破坏模式。试样最容易破坏的部位是土石接触面，其次是块石含量较少的土体部位，块石较集中的区域并不是最先破坏的地方(图 30)。

图 30 不同含石量土石混合体试样单轴压缩条件下的应力-时步曲线Fig. 30 Stress-strain curves for RSA specimens with different rock percentagesa. 含石量为20%； b. 含石量为30%； c. 含石量为40%； d. 含石量为50%

图 31 不同含石量土石混合体试样土石胶结强度计算结果Fig. 31 Stress-strain curves for S-RM specimens with different interface cement strengthsa. 含石量为20%； b. 含石量为30%； c. 含石量为40%； d. 含石量为50%

图 32 土石混合体试样单轴加载条件下渐进破坏过程Fig. 32 The progressive failure process of RSA specimen under unxial compressive testa. 加载1步； b. 加载8步； c. 加载16步； d. 加载24步； e. 试样破坏

1.2.3.3 土-石胶结强度的影响

对于所研究的不同含石量的试样，土石混合体的单轴抗压强度并不随土-石界面的强度的增大而增加。当含石量为20%和30%时，界面胶结强度的增大导致试样的抗压强度有减小的趋势； 含石量为40%和50%时，试样的抗压强度随胶结强度的增大而增加(图 31)。造成这一结果的原因为：土石混合体作为一种土-石-界面三者共同作用的介质，试样抵抗界部变形的能力由三者协同决定，单纯提高界面的胶结强度并不能达到抗压强度一味增大的效果，在低含石量情况下，块石在试样中起填充作用，试样的强度大部分由土体基质来承担，土体的强度是决定抗压强度的最主要因素，所以界面强度虽然增大了，但是试样的抗压强度并没有增加； 然而，在高含石量情况下，块石在试样中起到骨架作用，块石间的接触咬合随界面胶结强度的增大而变强，从而造成试样的抗压强度也有所提高。因此，土石混合体作为一个开放的系统，土-石-界面的协同作用来抵抗变形破坏，这也是其区别于土体与岩石的一个重要特性。

从试样的破坏过程来看，土石混合体作为一种特殊的地质体，失稳并不是一蹴而就，而是一种渐进性的由土-石-界面弱化、裂纹自锁与扩展、试样扩容、裂纹贯通等一系列行为最终导致破坏的过程，其破坏是一个复杂的结构变化过程。

一般来讲土-石界面是试样中力学性质最薄弱的部位，破坏首先发生在土石界面处； 随荷载的增大，裂纹不断增长，单轴作用下，轴向微破裂占主导，先是沿块石边界发展，增长方向沿最大主应力方向，此时的应力集中最明显，应力调整最为剧烈，大量单元发生破坏； 随着应力的增大，裂纹逐渐向土体中扩展且裂纹的长度和宽度不断增大，该过程有一个明显的现象就是裂纹的互锁(图 32中圆圈A)，由于块石的存在在很大程度上限制了裂纹的扩展，裂纹发展受到限制后将会向强度更弱的土体中扩展，随后大量裂纹集聚贯通(图 32圆圈B)至试样发生破坏。

对应于加载过程中单元损伤情况与荷载步的关系曲线(图 33)可以看出，在加载初期，试样被压密，此时没有单元损伤； 随着荷载的增加，相对较弱的土石界面单元的应力或应变满足了受拉或剪切的损伤阀值，开始损伤，这些单元破裂后缓和了应力集中并恢复平衡状态，由于微裂纹产生的能量较小，应力-应变变曲线呈线性发展，对应于点“a”； 过了“a”点后，土石界面差异滑动明显，于是结合裂纹开始增长，长度、宽度和数量开始随应变的增加而增加，达到“b”点； 此后，由于块石的形态分布特征导致的裂纹互锁变得更加明显，裂纹只能向强度低的土体中发展，直到试样的破坏，对应于峰值点“c”。过了峰值点后，由于试样软化，出现一次较明显的应力降，大量单元一并损伤破坏，对应于“d”点。

图 33 加载过程中单元损伤情况与荷载步的关系曲线Fig. 33 Number of damage element during cracking

根据数值计算结果将土石混合体试样的破坏过程分为以下几个阶段：

Ⅰ. 土体及结合裂隙压密阶段。土石混合体由于在风干过程中体积收缩，在土石界面形成的裂隙称之为结合裂隙。加载刚开始时，微裂纹及孔隙被压密，应力-应变曲线出现非线性变形阶段，试样的刚度有增加的趋势。

Ⅱ. 弹性变形阶段。试样被压密后，内部某些孤立单元上产生拉应力集中，这些单元破裂后缓和了应力集中并恢复平衡状态，由于微裂纹出现产生的损伤所释放的能量很小，土石混合体的应力-应变曲线具有很好的线性，应力-应变曲线呈直线关系。

Ⅲ. 裂纹稳定发展阶段(慢裂)。过了线弹性阶段后，随着荷载的增加，由于土石界面的强度低，土体和块石沿开裂面产生了相对滑动，裂纹沿块石表面扩展，且有的裂纹开始向土体中扩展，此时的裂纹扩展很慢，如果停止加载，裂纹的扩展也将停止。

Ⅳ. 裂纹不稳定发展应变局部化阶段(快裂)。进入该阶段后，荷载再增加，块石周围的结合裂纹快速向土体中扩展，这些裂纹快速贯通，形在控制试样强度的宏观裂纹。裂纹扩展的结果，形成土体主裂纹和绕石分岔裂纹两种典型的形态。

Ⅴ. 应变软化阶段。达到峰值强度后，由于裂纹的贯通及块石的移动和转动，试样强度降低，曲线下降。

2 土石混合体的强度特征及其结构效应

利用作者研制的上述RSM1000型伺服控制土石混合体大型直剪仪研究了含石量及基质类型对土石混合体强度性质的影响。设计试样的含石量分别为0、8%、15%、20%、25%、30%、35%、40%、50%、60%； 基质类型分别为细粒土、含砂质细粒土及细砂； 图 34～图 36为试验结果(张小艳， 2015)。

从图 34的整体趋势看，黏聚力是随含石量的增大而增大的。细微上看，含石量小于25%时，黏聚力随含石量增加的变化不大； 当含石量大于25%后，土石混合体试样的黏聚力随含石量则增加明显。从图 35中可以看出，内摩擦角随着含石量的增加呈先减小后增大的趋势，但整体上看来内摩擦角的变化幅度较小，在5°之内。

图 34 黏聚力随含石量变化Fig. 34 Cohesion varies with rock block percentages

图 35 内摩擦角随含石量变化Fig. 35 Internal friction angle varies with rock block percentages

由此，获得了不同块石含量(0， 30%， 50%及70%)下土石混合体的抗剪强度参数(c，φ)(图 36)(Xu et al.， 2011)。

图 36 不同块石含量下土石混合体抗剪强度-法向应力关系Fig. 36 Relationship between shear strength and normal stress of S-RM under different rock block percentages

利用上述现场和室内试验资料，通过对比分析，得到了如图 37所示的土石混合体抗剪强度参数与块石含量关系(徐文杰等， 2008)。由图 37a可以看出，试验土石混合体的内摩擦角较试验土体内摩擦角的增量与块石含量近似成线性关系，并根据前人研究有：

式中，ΔφPR为当块石含量为PR时土石混合体内摩擦角较相应土体内摩擦角的增量；PR为土石混合体块石含量(%)； Δφ70为块石含量为70%时土石混合体内摩擦角较相应土体内摩擦角的增量。

根据上式可知，当块石含量小于25%时，土石混合体的内摩擦角随块石含量的变化不大，近似等于相应土体的内摩擦角； 当块石含量位于25% ～70%时内摩擦角增加与块石含量变化近似呈线性关系； 当块石含量增大到超过70%时，其内摩擦角将基本不发生变化。

图 37 土石混合体抗剪强度与块石含量关系Fig. 37 Relationship between shear strength and rock block percentages of S-RMa. 内摩擦角增量与块石含量关系； b. 黏聚力与块石含量关系

图 37b显示了土石混合体的黏聚力随着块石含量的变化关系。可以看出，土石混合体的黏聚力较相应土体的黏聚力有很大程度的降低； 当块石含量在30% ～70%变化范围内时虽然其黏聚力随着块石含量的增加而稍有降低，但是其变化量很小(根据本文试验成果，块石含量由30%增大到70%，黏聚力仅降低0.33ikPa)。

综合以上关于土石混合体变形和强度的研究成果，作者认为土石混合体的块石含量及粒度组成很大程度上影响着土石混合体的剪切力学特性，尤其是对强度特性的影响非常显著。主要特点归纳如下：

(1)土石混合体受剪达到峰值强度前，会经历一屈服阶段(甚至会有多次由屈服阶段与应变硬化阶段的相互转换过程)，该过程随着块石含量及法向应力的增加而变得更为明显。

(2)土石混合体垂直位移-水平位移曲线，较土体有所不同，在经历一段剪缩状态后，随着剪切位移的不断增大将由剪缩状态转变为剪胀状态。

(3)土石混合体的剪应力-水平位移曲线及垂直位移-水平位移曲线会呈现不同程度的跳跃现象，这与土石混合体内部块石的相互作用有密切的关系。

(4)土石混合体的剪切带发育特征与其内部块石含量有着密切的关系，随着块石含量的增加其剪切带逐渐变宽，并会出现多裂纹扩展现象。

(5)当块石含量为25% ～70%时，土石混合体的内摩擦角增量(较相应土体内摩擦角)与块石含量呈线性递增关系。土石混合体的黏聚力较相应土体有很大程度的降低，但当块石含量大于30%左右时其黏聚力随着块石含量的增加变化较为缓慢。

为此，作者对土石混合体的科学定义做了如下界定：土石混合体是指由粒径界于(0.05～0.075)LC(工程特征尺度)、含石量在25% ～75%之间、强度是基质(土)2倍以上的块石和细粒土随机构成的第四纪松散堆积体。

3 土石混合体渗透特性及其结构控制规律

土石混合体具有非常显著的非线性土石结构，研究其渗透力学特性不能沿用达西试验，必须研制出新的可以反映其非线性渗流特性的试验装置(顾金略等，2009)。图 38就是一款这样的试验装置。它是中国科学院地质与地球物理研究所李晓团队自行研制的，取名为“大尺度变水压伺服控制渗透仪器”。该渗透仪的设计最高水压力为2iMPa，筒身采用壁厚20imm，内径309imm的不锈钢筒。根据土工试验规范要求，仪器内径应大于试样中最大块石颗粒的10～12倍。对于本渗透仪，最大块石颗粒为30imm。渗透仪筒身长700imm，恰当的筒身长度既能减小试验工作量又能保证外接测压系统测压顺利。筒身通过法兰环和O型橡皮圈与上下盖密封连接。渗透筒内装带小孔的不锈钢透水板，透水板下部有集水空室，汇集试样渗水，然后从下部出水口排出。

图 38 自主研发的大尺度伺服控制土石混合体压力渗透仪Fig. 38 Structure scheme of the large-scale servo-controlled permeability testing system for permeability testing

该渗透仪的主要优点如下：

(1)渗透筒为大尺寸，能进行土石混合体等含粗颗粒料试样的渗透试验，可最大可能地消除尺寸效应。

(2)采用伺服加压供水系统，能进行高水压下，试样的渗透性能试验，能准确控制供水压力和供水速度。

(3)测压管、水压表和差压送变器联合使用，既能测定高水头的压力又能准确测定低水头下的压力。

(4)下部滚轮和法兰环设计，使渗透仪操作、卸样非常方便。

试验时，试样尺度采用直径300imm、高度700imm的圆柱试样。试验采用的土体主要有3种：黏土、淤泥质土和细砂土。块石为大理岩碎石，块石颗粒直径为5imm、10imm、20imm和30imm，质量比为 1︰3︰2 ︰1，如图 39所示。利用大尺度伺服控制土石混合体压力渗透仪进行渗流试验(图 40)。

图 39 大尺度渗流试验所采用的块石形态Fig. 39 Rock blocks used in large-scale seepage test

图 40 大尺度渗流试验遵循的试验步骤Fig. 40 Test procedure of large-scale seepage test

图 41 黏土基质试样渗透流速与水力梯度的关系Fig. 41 Relationship between seepage velocity and hydraulic gradient for SRM specimens with clay matrix with different rock block percentagesa. 含石量30%； b. 含石量40%； c. 含石量50%； d. 含石量60%

图 42 黏土基质试样渗透系数与水力梯度的关系Fig. 42 Relationship between permeability coefficient and hydraulic gradient for SRM specimens with clay matrix with different rock block percentagesa. 含石量30%； b. 含石量40%； c. 含石量50%； d. 含石量60%

以下是根据上述装置完成的相关渗透试验的分析成果(Wang， 2016b)：

(1)黏土基质渗流试验结果分析：当土石混合体内基质为黏性土时，渗透流速与水力梯度的关系见图 41。渗透流速与水力梯度并不是线性关系，渗透流速随水力梯度的增加而不断增大，但是增加速率不断加大，对于含石量为60%的试样，渗透流速的增加速率最大。这一结果表明，黏土基质试样的渗流系数并不是定值，而是随着水力梯度的改变而发生变化。土石混合体作为一种特殊的地质材料，基质为黏土时并不符合达西定律。

对于试验中所测试的黏土基质试样，随着流速的增加，流体在试样中的流动变成非达西状态，即渗透流速与水力梯度并不符合线性关系，渗透系数具有水力梯度依赖性。这种依赖性的强弱取决于试样中块石的含量及土体基质的特性。Forchheimer于1901年对达西定律进行了修正，得到了如下修正的经验方程：

(2)

式中，Ca为加速度系数；μ为流体的动力黏度系数；K为渗透系数；f为单位质量的体积力;V为渗透流速； ∂p/∂x为压力梯度。

当时间超过一定值后，渗流达到稳定状态，即∂V/∂t=0。理论分析表明，当不考虑流体的压缩性时，稳定渗流状态下的压力梯度是均匀分布的，故可用两端压差pa=pbase-ptop的稳定值与高度h的比值作为压力梯度∂p/∂x的近似稳定值。当忽略了体积力后，由(2)式可得：

(3)

在稳态法渗透试验中，试样的上端通大气，故ttop=0。因此，压力梯度的稳定值为-pbase/h。通过伺服增压水泵的测控系统，在不断增加水压差的条件下便可以得出一系列的渗透流速，由线性回归便可得到岩石的渗流特性。采用Forchheimer 方程拟合得到黏土基质非达西渗流方程见表 2。

表 2 由Forchheimer 方程表征黏土基质试样的渗流规律Table 2 Curve fitting results of seepage velocity against hy- draulic gradient for typical specimens using Forchheimer equation

(2)淤泥质土基质渗流试验结果分析：当土石混合体基质类型为淤泥质土时，渗透速度与水力梯度的关系见图 43。两者间的关系和基质为黏土时相似，表现出很强的非线性； 随着水力梯度的增加，试样的渗透流速不断断大。计算每一水力梯度下对应的渗透流速，如图 44所示，可以看出土石混合体的渗透系数并不是一个定值，而是随着水力梯度的增加不断增大。

图 43 淤泥基质试样渗透速度与水力梯度的关系(a～d含石量分别为30% ～60%)Fig. 43 Relationship between seepage velocity and hydraulic gradient for SRM specimens with mucky soil matrix with different rock block percentages

图 44 淤泥基质试样渗透系数随水力梯度的变化关系(a～d含石量分别为30% ～60%)Fig. 44 Relationship between permeability coefficient and hydraulic gradient for SRM specimens with mucky soil matrix with different rock block percentages

图 45 采用Forchheimer方程拟合渗流速度与水力梯度的关系Fig. 45 Forchheimer equation fitting for typical SRM specimens with mucky soil matrix

由Forchheimer方程拟合得到试样的渗透系数，渗透速度与水力梯度的关系，如图 45所示。拟合关系见表 3。

表 3 由Forchheimer 方程表征淤泥基质试样的渗流规律Table 3 Curve fitting results of seepage velocity against hydraulic gradient for typical specimens with mucky matrix using Forchheimer equation

(3)砂土基质渗流试验结果分析：当基质类型为砂土时，由渗流试验得到渗透流速与水力梯度的关系曲线。由于砂土的高渗透性，试验过程中采用常水头渗透试验。图 46为典型试样渗透速度与水力梯度的关系曲线。渗透速度随着水力梯度的增加而增大，但两者呈现出明显的线性关系，这一结果表明，渗透规律符合达西定律。图 47为典型砂土基质试样(含石量分别为30%和50%)在不同水力梯度下的渗透系数计算结果。

(4)不同基质类型渗透特性对比分析：土石混合体作为一种特殊的地质材料，在土体中加入块石导致了其非均质结构的形成，土体基质的差异导致其渗透规律的差异。作者利用自主研发的大尺度变水压伺服控制渗透仪器和小尺度渗流试验系统，进行了不同尺度试样的土石混合体渗流试验，从试验结果可以看出，黏土基质和淤泥基质试样的渗透规律均不符合达西定律(Wang， 2016a)。

对于黏土基质试样，由于块石的隔水作用，渗透系数随含石量的增加先是减小，当含石量为50%时，渗透系数达到最小，而后又开始增大(图 48)。对于淤泥基质试样，同样渗透系数随含石量的增加先是减小，但是当含石量为40%时，渗透系数达到最小(图 49)。这一结果表明，渗透特性受基质特性的影响非常明显，基质微细观结构及矿物组成差异是造成渗流差异的根本原因。同时，由试验得出的渗透系数随含石量的增加先减小后增大这一现象，进一步说明了土石混合体的渗透特性是土体基质、块石及土石界面三者相互作用的结果。

图 46 砂土基质典型试样的渗透速率与水力梯度的关系曲线Fig. 46 Relationship between seepage velocity and hydraulic gradient for SRM specimens with fine sand matrix

图 47 所测试的砂土基质典型试样渗透速率的最大值、最小值和均值Fig. 47 The box chart figure for S-RM specimens with fine sand matrix

图 48 基质为黏土时不同含石量渗透特性的比较Fig. 48 Comparison of permeability characteristics of clay matrix with different rock block contenta. 渗透速率与水力梯度的关系； b. 渗透系数与含石量的关系

图 49 基质为淤泥时不同含石量渗透特性的比较Fig. 49 Comparison of permeability characteristics of muddy matrix with different rock block contenta. 渗透速率与水力梯度的关系； b. 渗透系数与含石量的关系

造成这一结果的原因为：一方面由于块石相对于基质的渗透率极低，加入块石相当于减小了试样的过水断面，也就是块石造成试样的孔隙度极大地降低，因此，试样的渗透特性理应随着块石的增加而减小； 另一方面，由于土石界面是试样最薄弱的部位，由于土石介质的高度弹性不匹配，沿着渗流方向，渗流过程中会在土石界面产生较大的渗透力，而导致界面渗透速度明显高于土体基质。虽然块石降低了试样的渗透性，但是土石界面的存在一定程度上提高了试样的渗透性。因此，影响试样渗透性的最主要因素是基质、块石、土石界面三者间的共同作用的结果。

4 结论与展望

归纳起来，本文在土石混合体工程地质力学特征及其结构效应研究方面取得的成果主要包括：

(1)剪切作用下，土样剪切变形主要受含石量、上覆压力、块石大小的影响。影响程度由大到小依次为含石量、上覆压力、块石大小。

(2)三轴剪切条件下，应力-应变曲线可出现跳跃现象。当试样内部超径块石之间发生咬合作用时，偏应力增大，相应的体积增大，体应变减小，孔隙水压力减小； 当试样内部超径颗粒发生破碎或者超径颗粒之间发生滑移时，相应的体积减小，体应变增大，孔隙水压力增大。

(3)推剪过程中，不同含石量和密实度下，剪切带可出现绕石、切石、转石等形态模式。一般密度越大、含石量越大，发生切石的概率更大。含石量越大、法向应力越大，形成的剪切滑面弯度越大、深度发展越显著。

(4)土石混合体受剪达到峰值强度前，会经历一屈服阶段(甚至会有多次由屈服阶段与应变硬化阶段的相互转换过程)，该过程随着块石含量及法向应力的增加而变得更为明显．

(5)土样的超声波监测，可以有效俘获土石混合体在单轴压缩条件下的微观开裂过程与特征。土样的密度不同，声波速率不同，呈反比关系。声波衰减，显示土石混合体的非线性变形，存在初始压密与弹性变形-初始损伤与稳定发展-加速损伤发展3个阶段。

(6)CT分析表明：土石混合体内土与石的弹性不匹配是造成试样开裂的最根本原因，试样在较低的应力水平下土石界面产生差异滑动、块石的旋转及移动，导致结合裂隙萌生，进而引起裂纹向土体中扩展，最后导致试样的破坏。

(7)当块石含量为25% ～70%时，土石混合体的内摩擦角增量(较相应土体内摩擦角)与块石含量呈线性递增关系。土石混合体的黏聚力较相应土体有很大程度的降低，但当块石含量大于30%左右时其黏聚力随着块石含量的增加变化较为缓慢。

(8)土石混合体不服从于达西定律，属典型的非线性渗流。利用伺服控制式大尺度渗透仪可以获得不同含石量、不同基质的渗透特征和相应的渗流方程，可以此开展渗透变形和稳定性评价。

虽然本次工作取得了上述有益成果，但是研究工作存在的应用性不够、理论研究偏多等弱点也是比较明显的。下一步应当更多地结合实际，针对不同类型土石混合体工程地质力学特性做进一步研究，尤其要加大土石混合体地基稳定性、斜坡稳定性研究，将土石混合体的结构性融入稳定性评价之中，使半经验化的土石混合体稳定性研究逐渐迈向定量化轨道。