冻融循环下土石混合体-混凝土界面剪切特性及孔隙结构演化特征试验研究

唐丽云，黄涛，汪卫兵，金龙，孙强，李国玉，罗滔

(1. 西安科技大学 建筑与土木工程学院，陕西 西安，710054；2. 西安科技大学 机械工程学院，陕西 西安，710054；3. 中交第一公路勘察设计研究院有限公司，陕西 西安，710075；4. 西安科技大学 地质与环境学院，陕西 西安，710054；5. 中国科学院西北生态环境资源研究院，甘肃 兰州，730000；6. 西京学院 陕西省混凝土结构安全与耐久性重点实验室，陕西 西安，710123)

土石混合体作为一种特殊工程地质体主要由块石及细粒土体组成，孔隙结构特征复杂且具有较强的环境依赖性[1-3]。土石混合体-混凝土界面问题广泛存在于寒区各类工程建设中[4]，受冻融作用影响，界面区水热活动频繁，冰晶体反复消融重聚改变颗粒间的排列及联结方式，同时孔隙结构发生剧烈变化甚至出现架空结构，界面区骨架受力重组，诱发土石混合体-混凝土界面强度劣化，进而破坏建(构)筑物原有的稳定性，导致失稳破坏现象频发[5-7]。因此，有必要对冻融循环下土石混合体-混凝土界面细观孔隙结构演化特征及强度劣化特性进行探究，以期通过细观孔隙结构演化规律揭示界面强度损失的内在机理。

目前，国内外学者对于不同影响因素下土体与混凝土界面宏观力学特性开展了大量的研究工作。ZHAO 等[8-9]对人工冻结粉砂结构接触面进行直接剪切试验，发现在剪切位移为0.7 mm 时剪切应力达到最大，同时冻结温度对最大剪应力和最终剪应力都有重大影响；SUN 等[10-11]开展了不同边界条件下冻土与结构接触面的剪切试验，认为冻土与混凝土接触面层受力变形特性受法向应力、含水率、冻土温度等因素影响显著；LIU等[12-13]进行了冻土-混凝土界面系列直剪试验，研究发现剪应力-位移曲线可分为5个阶段，即弹性变形阶段、塑性变形阶段、整个滑动阶段、应变硬化阶段和稳定残余强度阶段，峰值抗剪强度与法向压力和温度呈线性关系；张国栋等[14]开展了土石混合体-混凝土接触面大型直剪试验，发现高法向应力下应力-应变曲线为应变软化型，低法向应力下则为应变硬化型；冯大阔等[15]研究表明，在单调和循环剪切过程中，粗粒土与人工粗糙钢板组合体的界面发生明显剪切变形，在循环剪切过程中，界面逐渐剪切硬化，主应力应变曲线形式为理想弹塑性模型；成浩等[16]通过碎石料与结构界面的大型直剪试验发现，碎石含量对界面的力学特性有显著影响，界面剪切强度随碎石含量的增大而增大；陈静等[17]进行了不同含石量土石混合体与抗滑桩的大型直剪试验，发现随着含石量的增大，界面处抗剪强度及内摩擦角呈现出先减小后增大的抛物线型变化趋势，而黏聚力则逐渐减小；张嘎等[18-19]对粗粒土与结构界面在单调荷载作用下的力学特性进行试验研究，并从宏观和细观2个角度分析总结了界面的力学特性和受力变形机理；杨忠平等[20]通过土石混合体-基岩界面直剪试验发现，随法向应力增大，剪切应力-位移曲线由应变软化向应变硬化转变，抗剪强度随含石率的增加呈先增大后减小的趋势。经冻融作用后，土体的力学特性变化较常温土体更为复杂，丑亚玲等[21]采用不固结不排水直剪试验，开展了冻融次数、基质吸力等因素对非饱和氯盐渍土结构、非饱和黄土结构[22]界面力学性能影响的相关研究，结果表明，随着冻融次数增加，界面黏聚力呈现下降趋势；何鹏飞等[23]进行了不同冻融次数、法向应力等因素下的冻土-混凝土界面直剪试验，结果表明，冻融循环对界面剪应力与水平位移曲线的影响较小，且峰值剪切强度随冻融循环增加而降低。在冻融循环下，界面处土石混合体孔隙骨架结构变化是界面力学特性劣化的重要原因。孔隙分形特征可用于反映试样孔隙结构的复杂程度，分形维数越高，其孔隙结构越复杂。针对土石混合体这类多孔介质，众多学者基于压汞法[24]、电镜扫描[25]、NMR[26-28]等技术对其内部孔隙分形特征展开分析，定量评价孔隙结构特征。以上研究主要集中于冻土-混凝土、常温下粗粒土-混凝土以及冻融循环下冻土-混凝土界面力学特性的探讨，目前针对寒区冻融循环下土石混合体-混凝土界面的细观孔隙结构演化特征以及界面宏观力学特性劣化规律方面的研究鲜见报道，尤其尚未通过冻融后界面孔隙结构演化特征来揭示界面宏观力学特性劣化机制。

因此，本文针对寒区冻融循环下土石混合体-混凝土界面宏观力学特性及劣化机制等问题，开展土石混合体-混凝土界面宏细观试验研究。选取含水率为15%，含石量为0、15%、35%、45%的土石合体-混凝土组合体试样为研究对象，利用NMR 分层测试技术测定试样界面处不同冻融循环次数后孔隙结构演化特征；开展不同冻融循环次数后试样的直剪试验，探究其宏观剪切力学特性；最后，基于分形理论对冻融循环下土石混合体-混凝土界面孔隙变化进行定量表征，结合冻融循环下孔隙结构演化特征揭示界面强度劣化机制，以期为寒区工程建设及已建工程的针对性防控提供指导。

1 试样的制备及试验方法

1.1 试样材料与试验仪器

本试验土样取自青藏冻土区典型土质-粉质黏土，依据《土工试验方法标准》[29]将土体烘干、碾碎、过筛、重塑，得到符合试验要求的重塑土样，利用光电式液塑限仪测得其土体塑限为14.5%，液限为31.8%，土石混合体的级配曲线如图1所示。试验所用碎石岩性为花岗岩，根据《公路土工试验规程》(JTG E40—2007)[30]要求，碎石的最大粒径不得超过试样高度的1/4和试样直径的1/8，该大型直剪仪剪切盒的直径为150 mm，高度为100 mm，确定最大碎石尺寸不超过20 mm，采用等量代替法剔除超粒径碎石。为了真实体现实际工程中土石混合体-混凝土界面的接触胶结状态，本文采用现浇混凝土，混凝土配合比如表1所示。

图1 土石混合体的级配曲线Fig. 1 Gradedations of soil rock mixture

表1 混凝土配合比Table 1 Concrete mix ratio

使用南京土壤仪器厂生产的应变控制式直剪仪进行土石混合体-混凝土界面抗剪强度试验，剪切速率为0.8 mm/min，试验过程中，利用配套研制的数据采集装置完成应力、位移信号的实时采集。为了充分考虑尺寸效应，本试验对剪切盒进行改装，改装后直剪盒直径150 mm、高100 mm，剪切盒分上下两部分，高度均为50 mm，改装后的大尺寸剪切盒如图2(a)所示，土石混合体-混凝土界面正好与剪切盒剪切面重合，直剪仪工作原理如图2(b)所示。

图2 改进的大尺寸剪切盒及直剪原理示意图Fig. 2 Modified large-size direct shear box and its mechanism

采用纽迈核磁共振微结构分析系统(MacroMR12-150H-I型)对试样进行核磁共振分层测试，如图3 所示，其主要包括工控机(含谱议系统)、射频单元、磁体柜及控温系统4个部分。

图3 NMR测试系统Fig. 3 NMR test system

1.2 试样制备及试验过程

为充分考虑不同影响因素(冻融次数、含石率、法向应力)对界面力学参数的影响，根据对青藏工程走廊风火山站点的土石混合体浅表层取样测试结果，选取含水率为15%，不同含石率(0、15%、35%、45%)的试样，采用5种冻融循环次数(0、1、3、5、10次)，在不同法向应力(100、150和200 kPa)下进行试验，具体试验工况如表2所示。

表2 试验工况Table 2 Experimental conditions

土石混合体-混凝土界面试样制备过程如下：依据规范要求，试样土石混合体部分采用击实法制备，首先，将天然风干后分级过筛的试验用土按试验方案所需水量加入蒸馏水拌和均匀后密封静置24 h，以保证土样的含水量均匀一致；然后，配置4种含石率的土石混合体，分3层置于直径为150 mm、高度为50 mm 的模具中并击实，利用油压千斤顶将土石混合体土样顶出，置于高100 mm的模具内。混凝土部分采用现浇混凝土，将搅拌均匀的混凝土浇筑到模具内，并充分振捣使现浇混凝土与土石混合体充分接触以及保证混凝土充分密实，为防止试样水分蒸发，将制好的试样用保鲜膜包裹并贴上标签装入自封袋中密封，置于养护箱内养护28 d，制得的试样如图4所示。

图4 土石混合体-混凝土试样Fig. 4 Soil-rock mixture-concrete sample

首先，对养护好的试样进行冻融循环试验，试样用密封袋装好后放在环境温度为-25 ℃的低温试验箱里冻结12 h，在常温(15～25 ℃)下融化12 h，即视为一次冻融循环。

其次，利用核磁共振试验仪对不同冻融循环后的试样进行分层测试，通过FID(free induction decay)序列调整射频脉冲频率与固有频率一致，即寻找中心频率测试，确定SE-SPI 分层序列参数，该核磁共振检测范围宽度为150 mm。根据前人对不同介质界面试样分层测试的分层结果[31]，分层测试将检测区等分为33 层，每层宽度为4.55 mm(图3)，其中，第6～16 层为土石混合体部分，第18～28层为混凝土部分，第17层为试样界面层，第1～5层和第29～33层为试样外侧。通过对T2谱数据反演分析，进而揭示不同冻融次数后土石混合体-混凝土界面处孔隙结构演化特征。

最后，利用改装应变式直剪仪对冻融不同次数后的试样进行直剪试验，试验过程中实时记录剪切应力及剪切位移，演算冻融不同次数后界面抗剪强度及抗剪指标，讨论土石混合体-混凝土界面剪切应力-位移曲线变化特征，明晰冻融循环对不同含石量土石混合体-混凝土界面抗剪强度及抗剪指标的影响。

2 冻融作用下土石混合体-混凝土界面细观孔隙结构演化特征分析

土石混合体-混凝土界面通常被认为是相对较弱的区域，冻融循环下，土石混合体-混凝土界面和附近区域的孔隙变化明显。因此，本文开展NMR 分层测试试验，对界面区孔隙结构特征进行深入分析和探讨，揭示冻融下界面层和邻近层孔隙差异及其演化过程。为此，分析了不同含石率下土石混合体层、界面层及混凝土层孔隙T2谱分布，并比较了0、1、3、5和10次冻融循环后的T2谱分布特征。

不同层T2谱弛豫时间反映试样内部孔径大小及分布，信号强度反映孔径含量。横向弛豫时间T2与孔径r的对应关系如下：

式中：r为孔隙半径；ρ2为横向表面弛豫强度；Fs为形状几何因子，参照前人研究[32]，ρ2Fs取0.2 μm/ms。

根据孔径将试样NMR 测试孔隙分为3 类，即微孔孔径孔隙(T2＜10 ms，r＜2 μm)、介孔孔径孔隙(10 ms＜T2＜100 ms，2 μm＜r＜20 μm)、大孔孔径孔隙(T2＞100 ms，r＞20 μm)[33-34]。

由于不同含石率试样的核磁结果大致相同，因此，本文仅选取含石率为35%的试样的NMR测试结果进行分析。含石率为35%时土石混合体及界面层孔隙分布如图5 所示。从图5(a)可以看出，在第16层土石混合体部分，孔隙分布呈双峰分布，微孔孔隙的T2谱主要分布在1～20 ms范围内，介孔孔隙主要分布在20～80 ms 范围内，且相对于微孔来说峰值较小。随冻融次数的增加，左峰向右移动，微孔孔径增加；右峰有向上、向右移动的趋势，且峰面积变化不显著，总体来说，土石混合体层孔隙率增大，孔隙孔径具有变大的趋势。同时可以看到，微孔与介孔中间的弛豫时间间隔变小，表明界面层微孔孔隙增多的同时原有微孔孔隙向介孔孔隙发育，此时，孔隙之间产生联通效应，导致界面处微裂纹的生成，诱发土石混合体-混凝土界面脱黏。在0～3次冻融循环中，孔隙大小和数量变化幅度相对较小，只有在5次循环时才变得显著；冻融循环5次时，由于土石混合体骨架塌落相对应的微孔隙体积有所减小，介孔孔隙增多。冻融循环10 次时，微孔孔隙数量明显增多，相对应的介孔孔隙有所减少。

图5 含石率为35%时土石混合体及界面层孔隙分布Fig. 5 Pore distribution of soil-rock mixture and interface layer at rock content of 35%

从图5(b)可以看出，在试样界面层，T2谱分布具有2 个特征峰值。微孔孔隙T2谱分布在0.6～10 ms 的范围内，介孔孔隙主要分布在10～100 ms内。T2谱分布范围兼具了土石混合体和混凝土的孔隙孔径分布特点。经过3 次冻融循环时，2 个峰均向右移动，微孔孔径增大，T2谱面积增加相对较小；但经过5 次冻融循环时，由于土石骨架塌落，此时界面层微孔孔隙体积减小，介孔孔隙体积稍有增长。当冻融循环10 次时，界面处孔隙经多次冻融，微孔逐渐向介孔发展，孔隙间出现联通现象，此时，空隙以介孔孔隙为主，表明土石混合体与混凝土界面处的联结整体性变差，并且存在内部孔隙缺陷，诱发界面脱黏劣化。

试样混凝土部分为同一批材料制作，因此，在不同含石率下，第18 层混凝土侧的孔隙演化规律基本一致，只对含石率15%时混凝土层的孔隙结构分布情况进行分析，结果如图6 所示。从图6 可知：混凝土孔隙分布有2 个峰，主要为0.2～10 ms 范围的微孔和20～100 ms 范围的介孔，随着冻融循环次数的增加，微孔的孔体积逐渐增加，右侧长松弛孔隙的T2谱向右上方扩展，意味着介孔的体积增加。在前5次冻融循环中，孔隙的这种变化相对较慢，当冻融循环5～10 次时，这种变化逐渐变得明显。

图6 含石率为15%时混凝土层孔隙分布Fig. 6 Pore distribution of concrete layer at rock content of 15%

以含石率15%的土石混合体层及界面层核磁共振谱面积变化情况为例进一步说明冻融循环下界面区孔隙结构演化规律，土石混合体层及界面层谱面积及其增长率分别如表3和表4所示。从表3和表4可以看出：随冻融次数增加，试样T2总谱面积在不断增加，总孔隙体积不断增大。在整个冻融循环过程中，土石混合体层及界面层峰1微孔孔隙增长趋势大致相同，其中，与冻融0 次时相比，冻融1次时，土石混合体层和界面层的峰1谱面积增长率分别为5.48%和4.42%，与冻融循环1次时相比，冻融循环3次时，土石混合体层和界面层的峰1 谱面积增长率分别为8.35%和5.38%；冻融循环5次时，峰的谱面积有所减小，与冻融循环3 次时相比，土石混合体层和界面层的峰1 的谱面积增长率分别为-2.05%和-2.37%，这和土石混合体因冻融循环造成的骨架塌落有关；与冻融循环5次时相比，冻融循环10 次时，土石混合体层和界面层的峰1的谱面积增幅分别为14.51%和11.96%。与冻融循环0次相比，冻融循环5次时，土石混合体层及界面层峰2 介孔谱面积增长率分别为50.45%和62.83%。可见，界面层的孔隙增长较多，受冻融影响较大；冻融循环10 次时，峰2 介孔谱面积都呈减少趋势，与冻融循环5 次时相比，土石混合体层和界面层的峰2的谱面积增长率分别为-21.56%和-28.26%，说明冻融对界面区孔隙结构演化影响显著。

表3 含石率15%土石混合体层核磁共振谱面积及增长率Table 3 MRI spectrum area and its growth rate of the earth and stone mix layer with rock content of 15%

表4 含石率15%界面层核磁共振谱面积及增长率Table 4 MRI spectrum area and its growth rate of interface layer with rock content of 15%

3 冻融作用下土石混合体-混凝土界面宏观力学特征分析

3.1 土石混合体-混凝土界面剪切应力-剪切位移特征分析

根据土石混合体-混凝土界面直剪试验结果，得到不同冻融循环次数、不同含石率试样界面的剪切应力-位移曲线如图7所示。从图7可以看出：试样界面力学行为表现为应变软化型，曲线可明显分为峰值前剪切应力增长阶段I、峰值后软化阶段Ⅱ及残余稳定阶段Ⅲ。

图7 不同冻融次数和含石率下界面剪切应力-剪切位移关系曲线Fig. 7 Interfacial shear stress-shear displacement curves under different freeze-thaw cycles and rock contents

不含石试样在剪切过程中出现土颗粒被压密，土颗粒骨架互锁作用增强使土颗粒之间的基质吸力及毛细吸力作用增强，其与混凝土接触面的胶结作用有所强化。从图7(a)可以看出：在剪切过程中所需的剪切应力呈现增大的趋势并在剪切位移为7 mm时达到应力峰值，试样进一步剪切时内部出现较明显微裂缝，与界面的黏结作用减弱，进而剪切带出现贯通的裂缝试样最终破坏。不同含石率下界面法向位移-剪切位移关系曲线如图8 所示。由图8可看出：当试样最终破坏时，法向位移为-2.1 mm，主要是因为在土颗粒发生相对位移后，胶结力被破坏且不能恢复，加之土体处于欠压密状态，土骨架不稳定，受到剪切扰动破坏了颗粒间的刚性结构联系，土体将在法向应力作用下进一步压密，此时，剪切过程表现出剪缩现象。

图8 不同含石率下界面法向位移-剪切位移关系曲线Fig. 8 Interfacial normal displacement-shear displacement curves under different rock contents

含有碎石的试样在剪切初期土颗粒以及碎石与混凝土紧密联结，由图8可以看出，在剪切位移2 mm之前出现剪缩现象，此时黏聚力主要由土颗粒与混凝土的黏结力、摩擦力及咬合力和碎石与混凝土之间的咬合力及滑动摩擦力提供，其黏聚力足够大，在剪切变形过程中剪切应力快速增大，随后土颗粒及碎石出现滑动和滚动导致界面发生塑性变形直至峰值应力。由于土颗粒和碎石的滚动作用，部分碎石滚动较慢阻碍旁边碎石的翻滚，碎石与碎石之间出现堆积现象，最终导致此处起拱，含石率15%、35%、45%的试样最终破坏时，其竖向位移分别为1.82、3.02 和5.17 mm，不同含石率试样出现不同程度的剪胀现象。不同含石率条件下，界面处剪切应力均在水平位移小于7 mm时到达峰值。在峰值后软化阶段，界面微裂缝急剧增加，试样抗变形能力逐渐减弱，土颗粒和碎石完全开始滑动，界面处土体逐渐脱粘，之后随着位移的增加剪切应力也逐渐下降直至稳定。

为了说明冻融作用对土石混合体-混凝土界面剪切力学行为的影响，选取含石率15%试样在不同冻融次数下的剪切应力-剪切位移特征曲线为例进行分析。由图7(b)可知，当冻融循环次数为0～3次时，随着冻融循环次数的增加，剪切应力峰值呈现降低的趋势，当冻融循环5次时，界面剪切应力有一个较小幅度提升，冻融循环10 次时，剪切应力有较大幅度的降低。

经过3次冻融循环，土石混合体内部水分反复冻结再融化，使得土颗粒出现微裂缝并变得酥脆，随着冻融次数的增加，酥脆化现象更加明显，直至粗颗粒破碎成较小土颗粒，这种现象改变了界面处土颗粒及碎石与混凝土的接触形态，土颗粒与混凝土的接触由面-面接触转化为点-面接触以及点-点接触，接触黏结整体性变差，从而胶结力逐渐减弱，导致剪切应力有所下降；另一方面，粗颗粒土破碎后形成的细小颗粒土包裹碎石使碎石表面变得圆润，导致其与混凝土之间的咬合力及摩擦力有所降低。当冻融循环达到5次时，土石混合体骨架发生较小幅度塌落，骨架相对冻融循环5次前较为密实，孔隙有所减少，加上法向应力的作用，界面处的土颗粒及被细小颗粒包裹的碎石与混凝土之间产生较好的黏结、咬合作用，界面处剪切应力有所提高。继续增加冻融循环次数时，土体骨架继续劣化发生错动、位移等行为，界面处的黏结作用也持续减弱，在剪切过程中剪切应力相应的减小。

3.2 土石混合体-混凝土界面抗剪强度分析

土石混合体经过冻融作用内部孔隙结构发生改变，此外冻融作用影响土颗粒及碎石与混凝土表面之间的联结关系进而影响界面的力学行为。图9 所示为冻融循环下不同含石率土石混合体-混凝土界面抗剪强度的变化规律。从图9 可以看出，土石混合体-混凝土界面抗剪强度随着冻融次数的增加整体上呈下降趋势，可以分为3个阶段，即阶段I(冻融循环1～3次)快速下降阶段、阶段Ⅱ(冻融循环3～5 次)上升阶段和阶段Ⅲ(冻融循环5～10 次)缓慢下降阶段。

图9 不同法向应力下抗剪强度与冻融循环次数的关系曲线Fig. 9 Relationship between shear strength and freezethaw cycles under different normal stresses

冻融循环次数小于3 次时，4 种含石率试样的抗剪强度均呈下降趋势，其中，含石率为45%时，试样的抗剪强度下降最为明显。这主要是因为在冻融循环初期，在冻融循环下，土石混合体内部冰水相变循环往复，土石混合体内部孔隙变化使得土与碎石骨架迁移重组，土体结构发生显著劣化，从核磁结果也可看出，随着冻融次数的增加，微孔的特征峰值向右移动，微孔与介孔中间的弛豫时间间隔变小，表明界面层微孔孔隙增多的同时，原有微孔孔隙向介孔孔隙发育，此时，孔隙之间产生联通效应，导致界面处微裂纹生成，界面整体性变差，土石混合体与混凝土界面产生脱黏现象，宏观上表现为冻融循环后界面抗剪强度的下降。

当冻融循环次数为3～5次时，抗剪强度有较明显的上升，产生这种现象的原因归结于：在经过反复冻融时，土石混合体内部孔隙数量增多且孔径增大，土石骨架之间的黏结力减弱，导致骨架发生错动变形，最终在5次冻融循环时土体结构发生塌落，界面层核磁结果也显示总体孔隙体积相对减少，在剪切过程中，由于法向应力的存在使得剪切错动带处土石混合体与混凝土之间的联结关系变得相对紧密，进而提高了界面抗剪强度。在冻融循环5次时，土石混凝土内部结构发生塌落重组，可以把第5 次冻融循环称为骨架结构变形“分水岭”。

当冻融循环次数5～10 时，抗剪强度下降趋势有所减缓，其中含石率45%的试样的抗剪强度趋于稳定，其他含石率试样的抗剪强度仍呈下降趋势。随着冻融次数的增加，土体内部骨架结构损伤劣化持续发生，孔隙不断发育、扩展形成新的微裂缝，界面处劣化脱黏效应逐渐减弱，即抗剪强度表现为缓慢下降趋势。

土石混合体含石率的变化直接影响土石混合体-混凝土界面的抗剪强度。由图9 还可知，在相同的法向应力下，在0次冻融循环时，随着含石量的增加，界面抗剪强度整体上呈现出上升的趋势。在初始冻融循环(0～3 次)时，不含石的界面强度比含石率为15%时的界面强度稍大，但是含石率超过阈值(35%)到达45%时，界面处抗剪强度急剧降低。

表5所示为含石率15%试样在不同法向应力条件下的界面抗剪强度。由表5可以看出：界面处的法向应力和抗剪强度呈正相关，即法向应力越大，其界面抗剪强度越大，这是由于法向应力的存在会直接对冻融后骨架松散的土石混合体产生挤压的效果，使得土颗粒间以及土颗粒和碎石之间的孔隙相对减少，增加了颗粒间的联结效应，进而增强土石混合体的骨架效应，且随着法向应力的增大，挤压骨架效果越来越明显，即界面抗剪强度在不断增大。

表5 不同法向应力下界面抗剪强度Table 5 Interfacial shear strength under different normal stresses 抗剪强度/kPa

3.3 土石混合体-混凝土界面抗剪指标变化规律分析

依据摩尔-库仑破坏准则，结合图9 得出的冻融循环作用下界面抗剪强度变化规律，得到土石混合体-混凝土界面抗剪强度指标，如图10所示。

图10 抗剪强度指标和冻融循环次数的关系曲线Fig. 10 Relationship between shear strength index and freeze-thaw cycles

从图10(a)可见，试样黏聚力呈现急速下降后反翘又继续降低的趋势。经过0～3 次冻融循环后，黏聚力急剧降低，此时，界面区孔隙数量增多，胶结力减弱；经过5次冻融循环时，黏聚力有所增大，这是因为冰晶体冻结融化一定次数后导致土石混合体骨架发生塌落，土石颗粒间孔隙减少，破碎的土颗粒包裹碎石以及细粒土在法向应力下与混凝土面接触点变多胶结作用增强，黏聚力有所提升；此后，土石混合体在冻融作用下持续劣化脱黏，黏聚力减小并趋于稳定。

此外，在相同冻融次数下，试样的黏聚力随含石量的增加呈现先增大后减小的趋势。值得注意的是，3次冻融循环后，含石率为45%试样的黏聚力降低幅值最大。当含石率低于35%时，界面处土颗粒与混凝土接触形成的胶结力及摩擦力占主导地位，碎石与混凝土之间的咬合力较小，此时，由细土颗粒及碎石共同控制界面处的变形和强度特性。当含石率达45%时，界面处堆积着大量的碎石，这时界面处的抗剪强度主要由碎石与混凝土的摩擦力及咬合力提供，细颗粒土在碎石间起到填充作用，此时碎石骨架与混凝土的咬合力占主导地位。

从图10(b)可知：随冻融循环次数的增加，试样的内摩擦角呈先增加后降低再上升最后下降的规律，同时随含石率的增大而增大。在经历1次冻融循环后，内摩擦角出现增大现象，这是因为冻融循环1次时，粗土颗粒就出现微裂缝，导致其与混凝土界面胶结力也相应降低，此时，内摩擦角主要由碎石来承担。冻融循环2～10 次时，粗粒土骨架经过冻胀消融发生劣化，粗粒土产生微裂缝甚至破碎分解，分解后细小土颗粒由于骨架变形产生的挤压使其紧紧包裹在碎石表面，此时碎石棱角不再尖锐，进而与混凝土的咬合及嵌固能力减弱，在剪切过程中出现较明显的滑移段，整体上内摩擦角呈现减小趋势，但随着含石率的增大，内摩擦角衰减率明显减小，这是因为界面内摩擦角主要由碎石和混凝土之间咬合作用力提供，冻融作用对其影响较小。其中，冻融循环3～5 次时，内摩擦角有小幅度的增大，这是由于土石骨架塌落导致接触面处土颗粒与混凝土的黏结作用增强，即在剪切时两者之间的摩擦作用力增大导致。

4 冻融作用下土石混合体-混凝土界面力学特性劣化机制分析

4.1 冻融下土石混合体-混凝土界面孔隙分形特征

为开展冻融循环下土石混合体-混凝土界面处孔隙结构定量化分析，本文引入分形理论，基于NMR 分层测试结果，利用核磁分形维数对界面孔隙结构的复杂性进行解释。根据分形理论[35-36]，若试样界面层内部孔隙符合分形特征，则大于r的孔隙数目N(r)与r满足如下关系：

式中，rmax为试样界面层中最大孔隙半径；P(r)为孔径分布的密度；a为与内部孔隙形状相关的系数；D为孔隙的分形维数。

对式(2)中r进行求导可得到界面区孔径分布密度函数P(r)：

式中：a'=-Da。

试样内部孔隙累计体积可表示为：

式中：rmin为界面区中最小孔隙半径。

将式(3)代入式(4)可得：

进而得出试样总孔隙体积求解公式为：

通过式(5)和式(6)则可求得孔隙的体积分数为：

式中：rmin≪rmax，因而，式(7)进一步简化为：

根据式r=ρ2FsT2中孔隙半径r和弛豫时间T2的关系，可得：

对式(9)左右两边取对数，则

由式(10)可以看出，若试样界面区内部孔隙结构具有分形特征，则认为lgSv和lgT2具有线性关系。可通过线性相关系数来判断试样内部孔隙符合分形结构的程度。若线性相关性较高，则可通过NMR分形维数表征组合体界面处内部结构的复杂程度。根据NMR 测试结果可知：T2谱存在2 个特征峰值，将第1个波峰截止处所对应的T2值设为T2a，将第2 个波峰开始处对应的T2值设为T2b。通过对2个波峰所对应的lgSv和lgT2进行拟合求得分形维数D，结果如表6所示，其中K为拟合曲线的斜率，R2为相关系数。根据相关系数R2可以认为lgSv和lgT2具有较好的线性关系，即土石混合体-混凝土界面区内部孔隙结构具有较强的分形特性。

表6 不同工况下界面层孔隙分形维数Table 6 Pore fractal dimensions of interface layer under different conditions

从表6可以看出：随着冻融次数增加，界面孔隙分形维数呈现先增大后减小的趋势，界面层孔隙分布多样且复杂。当含石率为35%，未经冻融时，微孔孔隙分形维数为2.279 5，3 次冻融循环后，增加了0.005 8，5 次冻融循环后，为2.261 4，减小了0.018 1，10 次冻融循环后，孔隙分形维数下降为2.255 8，同时可以看出，未经历冻融的介孔孔隙分形维数为2.291 3，3 次冻融后增加了0.007 8，经5 次冻融循环后，为2.289 3，减小了0.009 8，10 次冻融循环后，减小到2.281 0。由此可见，界面孔隙特征受冻融循环影响剧烈。界面处的孔隙复杂程度主要由内部土颗粒的团聚程度决定，当土以细颗粒形式填充于块石间时，试样的密实度高，内部孔隙复杂程度较低，相应的分形维数较小。而当土颗粒受外界环境影响形成团聚大颗粒后，内部变得松散，孔隙复杂度高，分形维数较大。

由表6还可以看出，随着含石率的增大，分形维数逐渐增大。当含石率小于15%时，细颗粒土占主导地位，并完全包裹了碎石，碎石之间没有形成有效的接触，几乎悬浮在细粒土中，碎石骨架效应不明显，孔隙复杂程度低，分形维数D较小。当含石量较大时，界面处堆积较多的碎石，形成碎石骨架效应，界面处有碎石与混凝土的点-点接触及点-面接触，细颗粒土填充于碎石之间，形成碎石包裹体，孔隙复杂度高，分形维数变大。

4.2 土石混合体-混凝土界面力学特性劣化机制分析

土石混合体主要由碎石及粗粒土组成，两者相互胶结、咬合构成了土石混合体的主要骨架结构，细颗粒土则填充在骨架之中起到一定的联结作用。冻融作用下，冰晶体消融、迁移、再冻结改变其内部孔隙结构特征致使土石混合体骨架发生多次重组，由界面核磁T2谱可知，界面层孔隙结构特征受冻融作用影响显著，基于不同冻融次数后界面细观孔隙结构演化特征、谱面积以及孔隙分形特性绘制出界面劣化机理图，如图11所示。

图11 冻融循环下界面强度劣化机理Fig. 11 Mechanism of deterioration of interface strength under the freeze-thaw cycle

试验所选用青藏高原典型粉质黏土的结构性对冻融循环敏感度较高，在冻融循环0～1次时，土体内部的冰、水反复相变，冻结时，体积膨胀对周围的土颗粒产生挤压效果，土石颗粒的有序排列被打乱，在这一过程中，细颗粒土聚集会出现不同程度的团聚体[37]，界面层孔隙体积和分形维数均发生了增大。低含石试样界面处主要由土体起主导作用，较少的碎石被细颗粒土所包裹，由于孔隙体积的增多界面产生较大损伤，土体整体性变差，在剪切过程中，土体与混凝土黏结力减小，最终宏观上体现为抗剪强度降低；高含石试样界面处主要通过碎石与混凝土的摩擦、咬合提供剪切力，由于冻融作用界面层孔隙体积变多，土石混合体整体变得松散，碎石与土颗粒的联结作用减弱，在剪切时，碎石与混凝土的咬合力变小，抗剪强度表现为降低。在冻融循环3～5 次时，界面处微孔孔隙数量有较大幅度减少，究其原因是大多数块状颗粒土微裂纹急剧增多彻底变脆，受冻胀力挤压颗粒破碎后成为细土颗粒，使得土石混合体内部骨架结构发生错位移动及塌落，孔隙结构复杂程度减小，相应的分形维数相对减小。此时界面层整体结构性相对3次冻融循环时有所增强，即在冻融循环5次时，界面抗剪强度出现较小幅度反翘现象。在冻融循环5～10 次时，土石混合体骨架没有明显变化，附着在块石外部的土颗粒逐渐剥落，而剥落后细小土颗粒松散分布于碎石间使微孔孔隙体积减小，介孔孔隙体积增大而分形维数减小，由于冻融损伤持续叠加使得其界面宏观力学性能均出现不同程度的劣化。

5 结论

1) 基于NMR分层测试获取了冻融循环下界面区孔隙结构演化特征。土石混合体层及界面层T2谱均有2 个峰值，随冻融次数增加向右发生偏移，整体孔隙体积呈现增大趋势，反映了冻融过程孔隙结构的演化特性。

2) 通过对土石混合体-混凝土试样进行界面直剪试验，获得了冻融循环下界面力学特性的演化规律。剪切应力-位移曲线表现出应变软化型，曲线明显分为峰值前剪切应力增长阶段、峰值后软化阶段及残余稳定阶段。界面抗剪强度和黏聚力变化趋势一致，随冻融循环次数增加呈现出急剧下降、反翘、缓慢下降的趋势。随着冻融循环次数的增加，内摩擦角呈现上升、下降再上升后下降的趋势，受含石率的影响较大，含石率越高，内摩擦角越大。

3) 界面层孔隙结构具有较好的分形特性，通过分形维数的变化可以认为，界面层孔隙复杂程度随冻融循环次数的增加先增大后减小，随含石率的增加而增大。结合界面孔隙结构演化特征及分形特性揭示了界面强度劣化机制。在第1次冻融循环后，土石混合体内部土颗粒聚集成较大的团聚体，孔隙体积增大，孔隙结构复杂程度变大，界面处整体性下降；在冻融循环1～5次时，团聚的土颗粒逐渐变脆破碎导致骨架塌落、孔隙收缩，孔隙复杂程度变小，界面处黏结性变好，把冻融循环5 次称为骨架结构变形的“分水岭”；之后，随冻融循环次数的增加，碎石外部的土颗粒逐渐剥落，使试样孔隙体积增大，界面逐渐脱黏劣化。