一个基于细观物理机制的土石混合料抗剪强度理论模型

冯德銮，梁仕华

(广东工业大学土木与交通工程学院，广东，广州 510006)

土石混合料是由具有一定尺寸、高弹性模量的岩块和低弹性模量的土体经堆积或积压而成的高度非均质、非连续和非线性天然地质材料[1-2]，具有显著的跨尺度层次物质群体自然特征。土石混合料中的固体颗粒以多种形态出现，其形状分布和尺寸分布可以接近球状的数十厘米级块石直至片状或针状的微米级黏粒，形状不同且大小迥异的土石颗粒堆积成多孔骨架，与孔隙液体和气体通过界面相互作用形成不同于单纯的“土”或“岩”的具有独特物理机制和力学响应的土石混合料细观结构[3]，其本身由于块石与土之间的含量比例、胶结形式、块石粒径、排列方式、密实程度、浸水条件等因素对其抗剪强度参数的影响较土体和岩体更为复杂。

土石混合料中土粒与岩块之间以及不同相物质之间通过界面产生相互作用，在外部荷载作用下，土石颗粒相互作用产生平移和转动以及界面滑动，以适应内部不同材料间变形的几何相容性要求，由此而表现出塑性以及黏聚力和内摩擦力，即产生变形和强度特性。显然，土石混合料的抗剪强度由土体和岩块及其界面的力学机制共同决定，其变形直至破坏则是一个跨越微观至宏观的跨尺度耦合力学响应过程，构建基于微细观物理机制的能够合理描述土石混合料变形-破坏过程的力学模型，是一个极大的挑战[4]。Vallejo 和Lobo[5]基于Hashin 的基体-刚性球体思想建立了预测不同含石量土石混合料弹性参数的理论公式，通过与试验结果对比，指出可根据基体强度和Guth 公式来预测土石混合料的抗剪强度[6]。马辉等[7]基于两相复合材料的经典并联模型建立了土石混合料的单一细观代表体积元等效弹性模量计算公式，但忽略了泊松比对材料力学行为的影响。胡敏等[8]基于Eshelby 等效夹杂原理和Mori-Tanaka 等效应力方法，运用替换迭代方式，建立了土石混合料的细观弹性应力-应变关系。Yang 等[9]基于均匀径向应力原理通过在土石界面处设置冰夹层的方式建立了多层次嵌套的土石混合料在结冰条件下的冰夹层厚度与弹性模量的关系式。Chen 等[10]通过在Hardin 公式中引入级配特征参数建立了反映土石混合料抗震性能的小应变剪切模量和阻尼系数表达式。Wei 等[11]根据不同含石量土石混合料的室内大型直剪试验结果提出了一个考虑颗粒破碎的改进Mohr-Coulomb 土石混合料抗剪强度理论公式。

虽然上述各种研究已初步探索了建立土石混合料细观抗剪强度理论模型的若干方法并取得了一定的成果，但其中所涉及的细观模型参数往往是唯象的[7,9]或者直接挪用连续介质力学[5-6,8]或经典土力学中的概念而不具有明显的物理意义，无法科学地从细观物理机制上模拟和预测土石混合料的抗剪强度。在展望21 世纪初的力学发展趋势时[12]，郑哲敏、周恒、张涵信、黄克智和白以龙五位院士指出，在科学的研究上，为更好地理解材料的力学特性，需要在宏观尺度和微观尺度上进行研究，而且宏观并不是微观的简单演绎。因此，要构建一个连接多个耦合尺度的土石混合料细观力学模型理论框架，必须阐明控制细观运动学与宏观力学方程如何协调的机制。为此，房营光在指导其博士生的学位论文时导出了一个考虑砂颗粒微观转动对土体宏观抗剪强度影响的黏性土胞元模型[13]，并通过一系列小型直剪试验的结果，初步验证了模型预测与试验结果的一致性。本文基于黏性土胞元模型思想，进一步建立基于大型直剪试验中土石混合料变形特征的细观抗剪强度理论模型；制备不同块石含量的土石混合料工程原位试样，进行3 组现场大型直剪试验，对土石混合料的抗剪强度进行测定并分析其细观物理机制，同时定量求解模型参数，以对土石混合料的抗剪强度进行理论预测，并与试验结果对比以评估模型的有效性。

1 土石混合料细观抗剪强度理论模型

1.1 土石混合料抗剪强度的微细观物理机制

土石混合料是具有显著颗粒性和结构性以及跨尺度层次物质群体自然特征的天然地质材料，其抗剪强度由粒径跨越6 个～7 个尺寸数量级的矿物颗粒及其界面相互作用产生的物理力学效应决定。对于土石混合料，颗粒性使其内部出现大量的界面，固相颗粒之间以及不同相物质之间通过界面产生相互作用，形成吸附、胶结、接触等不同的聚集和联结形态，黏粒和砂粒等类土颗粒主要受范德华力和库仑力等微观作用力以及重力和外荷载等宏观作用力而集成宏观上近似连续的集聚形态，对土石混合料的塑性和黏聚效应产生关键影响；卵石和碎石等类岩颗粒因其自身的极高强度而通过界面接触与邻近矿物颗粒产生变形协调作用而影响土石混合料整体性能的发挥，对土石混合料的细观组构以及剪胀性和剪切破坏特征产生关键影响。不同土、石含量比例和粒径分布的土石混合料，工程特性差异显著。土石混合料工程特性随矿物颗粒尺度变化而改变的现象，是尺度效应的一种表现[14]，取决于土石混合料的颗粒尺度d及其尺度分布g(d)，是土石混合料的物理内禀标度即内禀尺度和天然物性，是由地质环境和天然条件形成的区别于其他介质的自然特征。尺度效应可引起主要作用力的不同，导致材料内禀性能及其规律和原理的质的区别[15]。因此，需要从细观层次物理机制入手，建立土石混合料细观结构与宏观性质的关联理论，阐明不同尺度颗粒细观运动细节与宏观力学方程的协调机制，科学地模拟和预测土石混合料的抗剪强度。然而，需要指出的是，对于岩土工程问题，在微细观尺度上对每个土颗粒进行细致而完备的模拟是不现实也不必要的，建立连续介质力学框架下考虑土石混合料细观结构特征影响的新的本构关系就成为模拟和预测土石混合料抗剪强度的有效途径[16]。实际上，土石混合料宏观的变形和破坏更大程度上是由其内部较大的块石来决定[17]。为此，基于油新华[18]、廖秋林[19]和杜修力等[17]的土石混合料的土、石划分思想，结合不同粒组颗粒间相互作用产生的物理力学效应，将构成土石混合料骨架的矿物颗粒划分为基体颗粒和块石，基体颗粒与孔隙流体相互结合形成宏观上近似均匀连续的基体，块石则假设为均匀分布于基体中的球体并通过平移和转动等细观运动细节而影响土石混合料整体抗剪强度的发挥。基体与包裹于其内的块石共同构成如图1 所示的土石混合料的代表体积元(RVE)，由此可将多粒组土石混合料近似地简化为基体-块石两相复合材料。划分基体的目的是将小尺度颗粒进行均匀化以简易地获取其有效的力学参数；划分块石的目的是利于从细观角度入手以考虑大尺寸块石的细观运动特征对土石混合料变形规律及破坏机理的影响。在进行土石混合料均匀化的过程中，土石的界限粒径是建立细观力学模型的核心问题之一。2 mm 粒径是国内外常用的土、石原定界限值[20]，同时，也已有相关研究表明[21-22]，仅针对颗粒粒径对均匀土的力学性质的影响而言，以2 mm 或4.76 mm 为土石粒径界限并无明显差异。因此，本文采用董云和柴贺军[23]、杜修力等[17]的建议，以5 mm 作为土石粒径界限，粒径小于5 mm 的颗粒视为基体颗粒，粒径大于5 mm 的颗粒称为块石。文中仅考虑块石理想分布的情况建立土石混合料的代表体积元(块石完全包裹于基体之中而并未相互接触)，着重考虑块石的转动位移对抗剪强度的影响，未深入分析块石非理想分布情况时块石之间的摩擦因素及块石形状和块石破碎因素，相关因素的影响需做进一步探讨。假定块石为刚性球体，每个块石构成一个立方体土石混合料代表体积元，则立方体代表体积元(RVE)的边长L可表示为：

图1 土石混合料的代表体积元(RVE)Fig. 1 Representative volume element of soil-rock mixture

1.2 土石混合料细观抗剪强度理论分析

徐文杰等[24]在研究土石混合料剪切带扩展机制时，通过在大型直剪试样侧面设置有机玻璃而观察到了块石在剪切过程中产生的明显平移和转动，但并未解释块石的细观运动特征对土石混合料抗剪强度产生影响的物理机制。块石随机分布于基体中且因其相对刚度很大而几乎不发生剪切变形，可认为剪应变主要产生于基体中，而基体的剪切变形则需要绕过块石方可进行持续传递(见图2)，由此而产生剪应力绕流效应，基体的剪应力绕流效应通过界面作用使被其包裹的块石产生力偶而转动，块石的转动细观上使块石与其紧邻的基体产生变形协调作用而诱发基体出现应力集中且使基体的剪切变形路径增加(见图2)，导致土石混合料变形时比纯基体材料储存或释放更多的能量，宏观上表现为变形阻力的增加和抗剪强度的提高。在直剪试验中，土石混合料所受的总剪切荷载由基体和块石共同承担，其中块石分担的剪切荷载通过转动位移来实现。块石表面剪力源于基体与块石表面的相对剪切位移，同时，土石混合料试样的剪切变形主要集中在剪切平面附近，且随与剪切平面距离的增加而迅速衰减，因此，可假定剪切平面邻域内任意平面上的剪应力合力近似等于施加的总剪切荷载T，假定块石表面的剪应力与剪切位移的方向是一致的，如图2所示。

图2 土石混合料剪切平面上的剪应力分布Fig. 2 Shear stress distributed in shear plane of soil rock mixture

由此，可取剪切平面上的某一块石作为分析对象，剪切过程中块石的转动位移可由剪应力绕流效应产生的块石表面的相对位移确定，即：

图3 块石的相对转动Fig. 3 Rotation of rock particle

假定基体与块石界面不产生分离，剪应力在剪切过程中保持连续。此时，块石表面的剪应力即为基体相应点的剪应力，可表示为：

式(6)建立了土石混合料直剪试验的剪应力-剪切位移关系。根据土石混合料划分基体和块石的目的，对于式(6)的实际应用，仍需要通过理论分析解决如下两个问题：1)土石混合料中基体的剪应力-剪切位移关系τ0=f0(s)如何由纯基体材料的力学响应近似表达，τ0为土石混合料中基体的剪应力；2)块石的转动位移ω是土石混合料的关键细观运动特征，与块石表面的剪应力及其粒径相关，如何实现块石的转动位移与宏观力原理的关联，是建立基于细观物理机制的土石混合料抗剪强度理论模型的关键。本文通过Eshelby-Mori-Tanaka等效夹杂和平均应力原理实现土石混合料中的基体剪应力以及块石转动位移与纯基体材料力学响应的定量关联。

1.3 Eshelby-Mori-Tanaka 等效夹杂平均应力原理

胡敏等[8]、Feng 和Fang[3]已利用Eshelby 等效夹杂原理分别导出了卵石土的有效弹性模量和黏性土的等效应变梯度，获得较好的理论结果。本文根据土石混合料不同粒组颗粒相互作用产生的物理力学效应，将其划分为基体和块石两相复合材料，构建与局部细观结构体积单元尺寸相比足够大，但与整个土石混合料地层相比又足够小的代表性体积元(RVE)，在RVE 内部，粒径5 mm以下的矿物颗粒与孔隙流体相互作用集成基体，块石则视为刚性球体(球体为椭球的一种特殊情况)。根据Eshelby、Weng[25-26]等效夹杂原理，土石混合料代表体积元(RVE)中基体和块石的剪应力可分别表示为：

将式(7)和式(9)代入式(8)可得：

此处，有需要指出，上述土石混合料中基体由于块石的存在而引起的应力集中系数的推导过程实质上隐含了基体为线性弹性材料的假设，而事实上基体的骨架由微细颗粒集成，容易因颗粒之间的相对位移或分离而产生不可恢复的塑性变形，但根据材料的弹塑性变形特性，材料的应力增量仅与弹性应变增量相关[29]，不受塑性累积变形影响，也就是说，基体塑性变形实际上并不影响基体应力集中效应的发挥。

1.4 块石的细观转动位移

根据直剪试验的剪切特征，试样的剪切变形主要集中在剪切平面附近，随着与剪切平面距离的增加而迅速衰减[30]。假定剪切平面上土石混合料代表体积元(RVE)的剪应变为 γ，则其剪切位移可表示为：

1.5 土石混合料的细观剪应力-剪切位移关系

对于纯基体材料的全过程剪应力-剪切位移关系可采用分段函数对其进行近似拟合，对于直剪试验，在土石混合料屈服前的剪应力-剪切位移关系可由双曲线函数对其进行近似拟合[31]，即：

由式(26)可知，土石混合料的剪应力-剪切位移关系受基体应力集中系数 η、块石含量 α和粒径d(d=2r)关键影响。

式(26)在文中构建的具有细观物理意义的土石混合料代表体积元的基础上，建立了基于纯基体材料剪切变形特性的土石混合料全过程剪应力-剪切位移关系，因此，有望通过纯基体材料的简单室内小尺寸直剪试验预测土石混合料的抗剪强度。为控制试验变量，避免试样尺寸变化对试验和理论结果的影响，本文仅设计3 组共12 个现场原位大型直剪试验以定量分析块石含量对土石混合料抗剪强度的影响规律，并对建立的基于细观物理机制的土石混合料抗剪强度理论模型进行初步验证。

2 土石混合料现场大型直剪试验

2.1 试验材料

试验所用的土石混合料取自广州市花都区某大型填方工程的挖方区，其主要成分为砂质泥岩和粉质黏土。为制备不同块石含量的土石混合料大型直剪试验的试样，选择一紧邻挖方区的硬化地坪，从挖方区挖取足够方量的土石混合料，采用14 t 级压路机进行分成碾压(分3 层，每层0.35 m，每层碾压10 遍)，形成工程原位状态下的试验土堤，在土堤内部以开槽修样的方式进行试样制备和大型直剪试验，如图4 所示。土石混合料的基本物理力学性质试验结果如表1 所示，其中块石的最大粒径为60 mm。对于土石混合料的含水量、比重和液塑限试验，去除土料中粒径大于2 mm的土颗粒后再进行试验。

图4 原位试验土堤压筑及试样制备Fig. 4 Test earth embankment and samples preparation

表1 试验材料的基本物理参数Table 1 Basic physical parameters of experiment materials

2.2 试验装置

现场大型直剪试验装置主要由剪切框(剪切框内尺寸为500 mm×500 mm×250 mm)、反力提供和荷载施加系统、应力和位移采集系统3 大部分构成，现场大型直剪试验的设备安装实景图如图5所示。

图5 现场大型直剪试验的设备安装实景图Fig. 5 Photos of assembly of large-scale direct shear apparatus

2.3 试验步骤

1)试样的制备与取样：试验土堤碾压完毕后，在土堤上进行试样的开挖制备。

2)安装剪切框：剪切框套在试样顶部，边修饰边下压剪切框，直至落于试样的预剪位置。

3)安放混凝土反力预制件：竖向反力由混凝土预制件反力块提供，切向反力由混凝土预制件反力墩联合20 t 级挖土机共同提供。

4)安装带压力传感器的千斤顶：使千斤顶的轴线对准传压板中心点。

5)安装带传感器的位移计：在剪切框后板外侧四角安装(共4 个)。

6)直剪试验：施加法向应力，待法向应力保持稳定不变后施加水平剪力，剪力采用增量加载法施加，根据预估的抗剪强度分级逐步均匀施加(至少分10 级施加)，剪切速度控制在0.1 mm/s～0.3 mm/s，通过位移传感器的电脑端显示及时调整剪切速度，当剪切变形出现急剧增长或剪切变形量达到试样尺寸1/10 时试验结束[20]。

7)试验结束后，拆卸设备，以挖土机将试样缓慢吊起，观察记录剪切面的破坏形态。

2.4 试验方案

考虑到提供竖向荷载的预制混凝土块堆累高度的困难性以及试样的数量较多，现场大型直剪试样的最大法向应力设定为144 kPa(约占4 块混凝土配重可提供的最大法向应力的70%)，每组试验的法向应力分别为36 kPa、72 kPa、108 kPa 和144 kPa，每级法向应力分3 级加载。大型直剪试验方案如表2所示。

表2 大型直剪试验方案Table 2 Scheme of large-scale direct shear tests

2.5 试验结果

1)试样的剪应力-剪切位移曲线

试样的剪应力-剪切位移曲线如图6 所示。

2)试样的抗剪强度包线

试样的抗剪强度包线如图7 所示。

图7 试样的抗剪强度包线Fig. 7 Shear strength envelopes of soil-rock mixture samples

2.6 试验结果分析

图6 和图7 分别给出了工程原位状态下试样大型直剪试验的剪应力-剪切位移曲线及其抗剪强度的测试结果，利用这些随试样法向应力和块石含量变化而改变的试验结果，可对工程原位状态下土石混合料的抗剪强度及其破坏特征进行分析。

由图6 可知，对于纯基体试样，其剪应力-剪切位移曲线相对平滑；对于土石混合料试样，其剪应力-剪切位移曲线出现锯齿状特征，存在应力不连续跳跃现象。当法向应力较小时(＜72 kPa)，试样的剪应力-剪切位移曲线呈软化状态，随着法向应力的增加，逐渐转变为硬化状态，这种转变随块石含量的增加而更加显著。对于纯基体试样，在加载初期，受荷载影响，试样内部的孔隙被压密，基体颗粒间的相互作用随剪切荷载逐渐强烈，基体颗粒之间通过滑移和转动进行位置调整以提供剪切抗力，但因其颗粒细小，颗粒彼此间的位置调整导致的整体剪应力变化较小，因此，剪应力-剪切位移曲线相对平滑；但对于土石混合料试样，剪切过程中原本处于咬合状态的某些块石由于转动和攀爬而使得相互间因咬合而储存的剪切变形能急剧释放，导致试样的剪应力急剧下降而后又随剪切位移的增加渐次回到原来的应力状态，因此，剪应力-剪切位移曲线出现锯齿状特征。当法向应力较小时，试样容易表现出剪胀效应而导致剪应力-剪切位移曲线呈软化状态，随着剪切位移的发展最终达到相应的稳定状态；随着法向应力的增加，块石的转动和爬升运动趋势被抑压，试样因其整体剪胀性的发挥受到约束而表现出剪缩效应并导致其剪应力-剪切位移曲线呈硬化状态。

由图7 可知，土石混合料试样的抗剪强度随块石含量的增加而增加，这种趋势随法向应力的增加而表现得更为强烈；土石混合料试样的黏聚力c和内摩擦角φ均比纯基体试样的高，但块石含量为0.47 的试样与块石含量为0.40 的试样相比，其黏聚力c仅有轻微增加，但内摩擦角φ却有大幅提高。块石含量的增加，细观上表现为块石的转动通过土石界面向紧邻颗粒传递和扩散剪应力所产生的咬合效应增加，宏观上表现为试样抗剪强度的增加。在土石混合料的直剪试验中，剪切平面上块石转动向相邻颗粒传递剪应力的能力较强，导致作用于剪切平面上的集中剪切荷载向剪切平面下方扩散的范围较大，宏观上表现为土石混合料试样的剪切破坏面向剪切平面下部土体发展，形成四周浅中间深的锅底状曲面剪切破坏面。图8 给出了不同块石含量土石混合料试样的剪切破坏面形态，由此可以看出，纯基体试样的剪切破坏面近似呈平面，随着块石含量的增加，试样的剪切破坏面向剪切平面下部土石混合料发展的深度增大，弯曲下凸程度加大，剪切过程中的剪切变形路径变长，抗剪强度增加。

图8 不同块石含量土石混合料试样的剪切破坏面形态Fig. 8 Shear failure envelopes of soil-rock mixture samples with different rock block contents

上述土石混合料抗剪强度和变形特性随块石含量变化而改变的现象，反映块石对其力学响应的关键影响。文中给出的土石混合料剪应力-剪切位移曲线及其抗剪强度包线是根据现场大型直剪试验的数据绘制的，在理论上可以这样来理解，当土石混合料发生剪切变形时，块石因其相对刚度很大而几乎不发生剪切变形，基体的剪切变形需要绕过块石方可持续传递，由此而产生剪应力绕流效应，基体的剪应力绕流效应将牵引和扯动其邻近块石转动而诱发其邻近基体出现应力集中并使基体的整体剪切变形路径增加，导致土石混合料试样变形时比纯基体试样储存或释放更多的能量，宏观上表现为更高的抗剪强度。

3 理论预测与试验结果对比

由式(24)和式(26)可以看出，基于细观物理机制的土石混合料抗剪强度理论模型内嵌了块石含量 α 、 粒径d以及基体应力集中系数η，因而能够较好地描述土石混合料由于不同粒组矿物颗粒之间相互作用而产生的抗剪强度。基体应力集中系数 η与基体和块石自身的弹性模量和泊松比以及块石含量有关，可根据式(19)计算确定，块石转动位移系数k与基体应力集中系数 η和块石含量 α有关，可根据式(27)计算确定，其中，块石平均位移系数 ξ通过试验数据拟合确定。基体的弹性模量根据纯基体材料的室内常规小型三轴压缩试验测定，块石的弹性模量通过岩石单轴压缩试验测定，基于细观物理机制的土石混合料抗剪强度理论模型的具体计算参数如表3 所示，其中，各组别土石混合料的块石粒径均为5 mm～60 mm。根据式(26)以及表3 可对土石混合料的剪应力-剪切位移关系以及抗剪强度进行预测，理论预测结果与试验实测结果的对比如图9 和图10 所示。同时，基于上述预测方法，含石量 α、块石粒径d和基体应力集中系数 η对土石混合料剪应力-剪切位移预测结果影响的参数灵敏度分析如图11 所示。

表3 基于细观物理机制的土石混合料抗剪强度理论模型的具体计算参数Table 3 Parameters of mesomechanism-based shear strength model of soil-rock mixture

图9 试样剪应力-剪切位移曲线试验结果与理论结果对比Fig. 9 Comparisons of shear stress-shear displacement relationship of large-scale direct shear test samples predicted by model in comparison with test results

由图9 和图10 可知，基于细观物理机制的土石混合料抗剪强度理论模型能较好地模拟和预测土石混合料的剪应力-剪切位移关系及其抗剪强度。土石混合料抗剪强度的理论预测结果τth与试验结果τte的相对误差( |τth-τte|/τte)不大于7%，考虑到现场原位大型试样制备过程中块石分布的非均匀性和现场试验条件的制约性，以及理论模型演绎过程中的简化条件和假设条件，基于细观物理机制的土石混合料抗剪强度理论模型的预测结果总体上是可以接受的。但是，本文作为基于细观物理机制的理论建模和机理分析的初步探索，文中仅进行了3 组现场大型直剪试验以定量计算模型参数及进行模型的有效性评价，由图11 可知，土石混合料的含石量、块石粒径和应力集中系数均对预测结果有一定影响，其中，试样的剪应力-剪切位移曲线受块石含量的影响较大，受块石粒径影响较小，为此，今后尚需开展更深入和更系统的试验研究以验证模型的适用性和有效性。

图10 试样抗剪强度包线试验结果与理论结果对比Fig. 10 Comparisons of shear strength envelopes predicted by model in comparison with test results

图11 模型预测结果参数敏感性分析Fig. 11 Parameter sensitivity analysis of model prediction

4 结论

本文基于土石混合料的物相划分，结合Eshelby-Mori-Tanaka 等效夹杂平均应力原理，建立了基于细观物理机制的土石混合料抗剪强度理论模型，同时，通过3 组不同含石量的土石混合料大型直剪试验结果对理论模型的准确性和适用性进行了初步评估。得出的主要结论如下：

(1) 基于细观物理机制的土石混合料抗剪强度理论模型实现了块石的细观运动细节与宏观力学方程的定量关联，能够较好地模拟和预测土石混合料的抗剪强度。

(2) 土石混合料的工程原位大型直剪试验结果表明：对于纯基体试样，其剪应力-剪切位移曲线相对平滑；对于土石混合料试样，其剪应力-剪切位移曲线出现锯齿状特征，存在剪应力不连续的跳跃现象；土石混合料试样的抗剪强度随块石含量的增加而提高，这种趋势随法向应力的增加而表现得更为强烈。

(3) 土石混合料试样的剪切破坏面为四周浅中间深的锅底状曲面，随着块石含量的增加，剪切破坏面向剪切平面下部土体发展的深度增大，土石混合料在剪切过程中的剪切变形路径变长，抗剪强度增加。

(4) 块石对土石混合料抗剪强度的细观强化机制可解释为：块石因其相对刚度很大而几乎不发生剪切变形，土石混合料的剪应变主要集中在基体中，基体的剪切变形需要绕过块石方可持续传递，由此而产生剪应力绕流效应，剪应力绕流效应通过基体-块石界面使块石产生力偶而转动，块石的转动细观上诱发其邻近基体出现应力集中并使基体的剪切变形路径增加，导致土石混合料变形时比纯基体材料储存或释放更多的能量，宏观上表现为变形阻力的增加和抗剪强度的提高。基于细观物理机制的土石混合料抗剪强度理论公式，初步验证了理论预测与试验结果的一致性。