动力湿化作用下炭质泥岩路堤填料崩解及强度特性试验

何忠明，刘正夫，卢逸恒

(长沙理工大学 交通运输工程学院，湖南 长沙，410114)

炭质泥岩广泛分布于我国西南多雨地区，一些学者验证了预崩解炭质泥岩粗粒土用于路堤填筑的可行性[1-2]。炭质泥岩作为一种特殊的软岩，干燥状态下力学性能良好，但在水体影响下易发生崩解，其整体性能迅速降低，导致炭质泥岩粗粒土力学性能迅速降低，引起炭质泥岩粗粒土路堤变形超限或失稳，降低路堤服役年限[3-4]。

软岩崩解机理复杂，崩解过程受多种因素影响[5]。梁冰等[6]研究了干湿循环和冻融循环对泥质岩形态和矿物化学成分的影响，认为孔隙率和吸水率与泥岩崩解之间存在较大相关性。付宏渊等[1]开展崩解试验和扫描电镜试验，归纳总结了炭质泥岩在干湿循环和静压荷载作用下的宏观崩解及微观演化过程，分析了浸水引起的黏粒流失、溶解对土岩相互作用的影响，并从溶解、膨胀和能量转移3个方面揭示了干湿循环作用下炭质泥岩崩解机理。软岩崩解主要引起岩体形态和质量的非线性变化，ZHANG 等[7-8]通过对紫红色泥岩进行不同组合的湿化、烘干和冻结试验，将颗粒崩解分为崩解性崩解、剥落性崩解和不可见性崩解3种类型，并指出水是影响岩体崩解的重要因素。岩体内部孔隙分布不均匀和矿物成分差异等因素导致软岩崩解呈现明显的各向异性和随机性。为建立软岩崩解模型，一些学者从崩解颗粒体积、粒度变化规律出发，基于能量学和统计学定量研究了软岩崩解过程。MIKLÚŠOVÁ等[9]分析了软岩崩解过程中表面积、体积、粒度的变化，研究了软岩崩解过程中表面能变化，建立了软岩崩解过程的能量传递及耗散模型。KINCAL等[10-11]研究了软岩崩解前后粒度和级配变化，引入分形理论，提出了描述软岩崩解的分形模型。申培武等[12]开展紫红色泥岩干湿循环崩解试验，对颗粒的级配、形态和分布分形特征进行了研究，并通过关联度分析，指出泥岩颗粒分布分形维数可较好地评价颗粒耐崩解性。张宗堂等[13-14]对不同粒径的膨胀岩进行了干湿循环处理，分析了干湿循环次数对颗粒分形维数的影响，基于weibull 分布提出了颗粒崩解破碎级配曲线和相对崩解比的计算公式。上述学者从多个角度对软岩崩解模型进行了较深入的研究，但其研究对象均处于静力状态，未考虑动力对软岩崩解的影响。

软岩浸水导致岩体崩解，在尺寸减小的同时其力学性能也会降低。一些学者研究了软岩遇水软化机理和强度软化规律。柴波等[15-16]通过分析泥岩浸水前后微观结构和矿物成分变化，发现泥岩遇水后亲水物质分子内膨胀和胶结膨胀是导致软岩结构破坏、强度衰减的基本原因。VÁSÁRHELYI 等[17-19]开展了红砂软岩浸水试验与点荷载力学试验，定量研究了含水率对岩体力学特性的影响。已有研究表明，软岩强度存在明显的尺寸效应[20]。XU[21]基于分形理论提出了考虑尺寸效应的单颗粒破碎强度计算公式；孟敏强等[22-23]基于单颗粒破碎试验和数值模拟研究了不同粒径的岩土体颗粒破碎强度变化规律。上述研究对象多为膨胀泥岩、红层泥岩，较少有学者同时考虑含水率变化和尺寸效应对颗粒强度的影响。

炭质泥岩粗粒土作为路堤填料时，将不可避免地受地下水位和降雨影响，导致其含水率发生周期性变化，同时路堤填料所受动荷载亦不可忽略，目前，人们对动力及湿化条件下炭质泥岩粗粒土的崩解规律及强度特性研究较少。为此，本文自制动力加载装置，开展不同含水率和动荷载作用的炭质泥岩粗粒土加载试验和点荷载试验，分析湿化炭质泥岩颗粒在循环动力作用下的形态变化，并结合崩解、分形理论研究动力湿化条件下炭质泥岩崩解特性及颗粒破碎强度变化规律，以期为炭质泥岩崩解理论及实际工程应用提供参考。

1 炭质泥岩性质和试验方案

1.1 炭质泥岩基本性质

本试验中所用炭质泥岩取自广西壮族自治区柳州市柳太路某边坡，通过X 射线衍射试验、能谱分析，测定炭质泥岩矿物成分与质量分数，分别如图1和表1所示，可见炭质泥岩主要矿物成分为石英、伊利石、高岭石、方解石、长石、黄铁矿和云母。

图1 炭质泥岩XRD试验结果Fig.1 XRD test results of carbonaceous mudstone

表1 炭质泥岩矿物成分质量分数Table 1 Mass fraction of mineral composition of carbonaceous mudstone %

将新鲜炭质泥岩置于室外进行洒水浸湿—烘干处理，模拟炭质泥岩在自然条件下的崩解过程，经过10 次浸湿—烘干循环处理后，炭质泥岩级配基本稳定，此时预崩解炭质泥岩级配如图2 所示，图中点a和点c分别对应纵坐标均为0、横坐标为40 mm与0.075 mm的点，点b和点e分别对应纵坐标均为100%、横坐标为40 mm 与0.075 mm 的点。可见颗粒粒径d均在40.00 mm以下，限制粒径d60=3.63 mm，d30=1.82 mm，d10=0.61 mm，对应Cu=5.95，大于5.00，1.00＜Cs=1.49＜3.00，可见崩解稳定后的炭质泥岩级配良好。对该级配的炭质泥岩进行室内试验，测得其基本物理性质如表2 所示，可见其满足泥岩路堤填料路用性能要求[24-25]。

图2 崩解后炭质泥岩粗粒土级配Fig. 2 Gradation of carbonaceous mudstone coarsegrained soil after disintegration

表2 基本物理特性Table 2 Basic physical properties

1.2 试验设备与加载方案

1.2.1 试验设备

为研究预崩解炭质泥岩粗粒土在动荷载作用下的级配变化，本文自制动力加载装置，如图3所示。当横杆与旋转杆之间未接触时，传力杆将加载砝码荷载传递至试样，而在接触状态下，传力杆与试样脱离，砝码荷载由旋转杆承担，此时，试样无荷载作用。试验时，旋转杆在电机驱动下，与横杆周期性地接触、分离，从而实现对试样的加、卸载。动荷载可通过调整砝码质量进行控制，加载次数和加载频率可在动力控制装置中进行设置。

图3 动力加载装置Fig. 3 Dynamic loading device

1.2.2 动力加载试验

ELLIOTT 等[26]通过大量调查发现，稳定后的路基土含水率一般为最佳含水率的100%～120%，综合考虑地下水和降雨对路堤填料含水率的影响，本试验中试样含水率w取7.0%、10.0%、13.5%共3种；动荷载F会随路堤深度增加而衰减，一般路基所受动应力峰值为40 kPa[27]，考虑到实际工程不利条件，本次动力加载的动应力F取30、40、50、60 kPa；交通荷载引起的动应力频率为0.1～10.0 Hz[28]，考虑到加载设备的稳定性，试验中加载频率取0.25 Hz，试样加载次数N分别取1万次、3万次、6万次、10万次。

根据图2 所示级配称取预崩解炭质泥岩粗粒土，每个试样称取2 000 g 进行焖料处理，焖料后选取粒径为5～10 mm 和10～20 mm 的颗粒各5 颗，编号并用薄膜包裹以便观测颗粒崩解形态变化；再将粗粒土分层压实放入加载桶内，并用塑料袋包裹，防止水分蒸发；最后，根据设定的动荷载和加载次数调整加载砝码和动力控制装置，开始动力加载。由于加载试样含水率较大，颗粒间相互黏连，影响级配筛分，故动力加载完毕后，需先将试样置于室内风干，再对其进行筛分和称质量，加载后试样的质量损失率应确保小于3%。动力加载前后试样如图4所示。

图4 动力加载前后泥岩粗粒土试样Fig. 4 Mudstone coarse-grained soil sample before and after dynamic loading

1.2.3 颗粒破碎强度试验

由于炭质泥岩颗粒形状不规则，无法进行压缩试验，故本文采用点荷载试验(见图5)来测定不同含水率和动力作用下的泥岩颗粒破碎强度σf。为研究含水率w对σf的影响，配置w为0、2.0%、4.0%、7.0%、10.0%、13.5%的试样，焖料5 d 后，选取典型颗粒进行点荷载试验。为探讨动荷载对σf的影响，制备w为13.5%的试样，先对其进行动力加载，再开展点荷载试验。

图5 点荷载试验Fig. 5 Point loading test

考虑到试验效率和精度，在每个试样中选取200个合适粒径的颗粒进行点荷载试验，颗粒特征粒径de在5.0～20.0 mm之间近似呈均匀分布。泥岩颗粒破碎强度σf按下式进行计算[29]：

式中：Ff为颗粒破碎荷载，由点荷载试验测得；颗粒特征粒径；L和W分别为点荷载中两加载点的间距和两加载点间颗粒最小截面宽度。

2 试验结果与分析

2.1 炭质泥岩颗粒破碎形态分析

典型薄膜包裹颗粒(w=13.5%，F=30 kPa，N=6万次)在动力加载前后形态变化如图6所示，从图6可见：预崩解炭质泥岩颗粒主要发生表面破裂，在动力湿化作用下，泥岩主体表层裂纹发展，泥岩碎片或粉末逐渐从主体表层脱离，最终形成“一大多小”的形态。该现象与炭质泥岩在干湿循环初期崩解形成多个较小颗粒的形态[1]有较大差异，可推测预崩解后炭质泥岩颗粒中遇水易溶物和易膨胀物对颗粒崩解破碎的影响程度降低，而循环荷载作用下颗粒间反复摩擦和颗粒疲劳效应等因素对颗粒破碎的影响逐渐增加。

图6 动力加载前后的颗粒形态对比Fig. 6 Comparison of particle morphology before and after dynamic loading

2.2 炭质泥岩粗粒土级配变化分析

2.2.1 级配演变规律

不同粒径范围的炭质泥岩颗粒质量分数变化分别如图7～10所示。由图7～10可知：1) 粒径d≥2 mm的颗粒质量分数随含水率w、动荷载F和加载次数N增加而降低，2～5 mm 粒径的质量分数下降幅度最显著，d≥5 mm的颗粒质量分数虽然下降，但降幅有限且无明显突变。2)d＜0.5 mm 的颗粒质量分数则随w、F和N增加而有一定提升；当w较低时，0.5～2.0 mm 颗粒质量分数变化规律与d＜0.5 mm 颗粒质量分数变化规律类似，但当w较高时，0.5～2.0 mm 的颗粒质量分数随N增加而略有降低。3)当N较低时，0.5～2.0 mm 的颗粒质量分数增幅比d＜0.5 mm 颗粒的大，但随着N增加，粒径为0.5～2.0 mm 的颗粒质量分数增幅逐渐减低，而d＜0.5 mm颗粒质量分数增加幅度逐渐增大。

图7 不同粒径颗粒质量分数变化曲线(F=30 kPa)Fig.7 Change curves of particle mass fraction with different sizes(F=30 kPa)

图8 不同粒径颗粒质量分数变化曲线(F=40 kPa)Fig.8 Change curves of particle mass fraction with different sizes(F=40 kPa)

结合文献[30-31]提出的崩解比(SDr)对泥岩崩解特性进行量化评定，以粒径为横坐标，大于该粒径的颗粒质量分数为纵坐标，绘制粗粒土粒径变化曲线，通过下式计算SDr：

图9 不同粒径颗粒质量分数变化曲线(F=50 kPa)Fig.9 Change curves of particle size mass fraction with different sizes(F=50 kPa)

图10 不同粒径颗粒质量分数变化曲线(F=60 kPa)Fig.10 Change curves of particle size mass fraction with different sizes(F=60 kPa)

2.2.2 颗粒崩解破碎规律

为进一步分析动力湿化条件下炭质泥岩粗粒土的崩解特性，本文采用崩解率(SDRE)和崩解比(SDr)来描述其崩解状态。崩解率(SDRE)采用下式进行计算[6]：

式中：M1为粒径小于2 mm 的泥岩质量；M2为泥岩总质量。

不同条件下炭质泥岩粗粒土SDRE如图11所示。从图11 可见：SDRE与N、F和w呈正相关，但SDRE增加幅度随N增加而逐渐降低，当N=3 万次时，SDRE增加幅度占总增幅的65.6%～78.4%；w越低，F和N对SDRE的影响越小。以w=7.0%、N=10 万次的试样为例，当动荷载F从30 kPa 增加到60 kPa时，SDRE最大变化量为3.7%，而当w=13.5%时，在同样条件下的SDRE变化量为10.3%。文献[1]中新鲜炭质泥岩在多次干湿循环后的最大崩解率变化幅度高达73.9%，而本文中预崩解泥岩颗粒在动力加载10 万次后SDRE从23.1%上升到30.6%～47.2%，最大变化量为24.1%，可见预崩解后炭质泥岩粗粒土在动力湿化作用下的后续崩解不可忽视。

图11 炭质泥岩粗粒土崩解率SDRE变化曲线Fig.11 SDRE variation curves of carbonaceous mudstone coarse-grained soil

式中：S1为粒径变化曲线与纵坐标围成的面积，如图2 中ace围成的面积；S2为整体面积，如图2中abce围成的面积。

由图12 可知：SDr随着N增加而降低，尤其在N＜3万次时降幅明显，其后SDr降幅逐渐趋缓；F和w越大，SDr降幅越明显；在不同动荷载作用下，w=7.0%的试样SDr由初始值53.5%降至加载10万次时的51.3%～52.2%；而w=13.5% 时，SDr降低至48.8%～51.1%。

图12 炭质泥岩粗粒土崩解比SDr变化曲线Fig.12 SDr variation curves of carbonaceous mudstone coarse-grained soil

结合图11 和图12 对SDRE和SDr进行极差分析，计算不同条件下SDRE和SDr的平均值(Y1，Y2，Y3，Y4)及极差(Ra)，如表3 所示，可见含水率w、加载次数N和动荷载F均会对颗粒崩解产生较大影响，按影响程度从大至小依次排序为含水率w、加载次数N、动荷载F。

表3 极差分析Table 3 Range analysis

2.2.3 分形维数变化规律

分形理论是描述自相似性物体的重要工具，炭质泥岩崩解具有分形特征，假设崩解后炭质泥岩颗粒的质量和粒径服从weibull分布[1,32]，则考虑分形的颗粒质量-粒径模型表达式如下：

式中：M(R)为粒径小于R的颗粒质量，可通过筛分试验得到；M0为颗粒总质量；R0为颗粒平均粒径；θ为常数。根据试验数据计算不同粒径对应的颗粒质量，将其绘制于X轴为lg(R/R0)、Y轴为的坐标系后进行线性拟合，将拟合直线斜率θ代入式(5)，即可得到级配分形维数D。

不同条件下的级配分形维数D如图13 所示，从图13 可见：w、N和F对D的影响与SDRE对D的影响类似：w、N和F与D呈正相关；不同动荷载作用10万次后，w分别为7.0%、10.0%和13.5%的试样的分形维数由初始分形维数D0=2.198 分别增加到2.34～2.39、2.39～2.48、2.46～2.55。分形维数变化反映了炭质泥岩粗粒土颗粒崩解速率，加载初期，炭质泥岩粗粒土分形维数增加幅度最大，表明此时颗粒崩解较强烈；而后其增加幅度降低，说明此时颗粒崩解减缓并趋于稳定。

图13 炭质泥岩粗粒土分形维数D变化曲线Fig.13 Variation curves of fractal dimension of carbonaceous mudstone coarse-grained soil

基于双曲线函数拟合得到炭质泥岩崩解分形维数D与含水率w、动力加载次数N和动荷载F之间的数学模型，如式(6)所示，决定系数R2=0.92。拟合值与试验值对比如图13 所示，可见拟合值能较好地反映试验数据变化规律。

分形维数D能较好地反映泥岩崩解程度，而炭质泥岩路堤在长期运营中，动力作用次数不断增加，炭质泥岩路堤填料后续崩解导致其物理力学性能劣化，因此，确定极限状态下炭质泥岩路堤填料崩解程度对于实际工程设计和施工是很有必要的。分形维数D分布如图14 所示。根据式(6)，当N趋于无穷大时，不同w和F所对应的级配极限分形维数Dult为2.58；而当N=10万次时，不同条件下的(D-D0)/(Dult-D0)均大于0.85，可认为此时泥岩路堤填料崩解已稳定。因此，可将N=10万次时泥岩路堤填料D近似作为其极限分形维数。

图14 分形维数D分布Fig. 14 Distribution of fractal dimension D

2.3 颗粒破碎强度分析

岩体破碎具有明显的尺寸效应，泥岩破碎强度会随粒径增加而降低。XU[21]基于分形理论提出了颗粒破碎强度σf与特征粒径de之间的关系式：

式中：σc为颗粒固有破碎强度，σc与颗粒粒径和内部孔隙无关，仅与颗粒组成材料强度有关；Dp为颗粒破碎分维数(2＜Dp≤3)，可表征颗粒内部孔隙率。当Dp=3 时，颗粒内部完全密实，此时σf与σc等价；Dp越接近2，则表示颗粒内部孔隙率越大。

根据试验数据绘制lgσf-lgde散点图并进行线性拟合，其斜率为Dp-3，不同w下试样的lgσf-lgde散点图见图15。

图15 不同含水率试样的lgσf-lgde散点图Fig.15 lgσf-lgde scatter plot of samples with different water content

w对σc和Dp的影响曲线如图16所示。从图16可见：随着w增加，Dp和σc均呈减小趋势；不同w对应的Dp在2.54～2.48范围内波动，降低幅度小于5%；而w对σc的影响呈先增大后减小的趋势，当w从0 增加到7%时，σc从14.10 MPa 降至6.05 MPa，降幅高达57.1%，而当w从7.0%增加到13.5%时，σc降幅仅为8.1%。

图16 含水率w对σc和Dp的影响曲线Fig.16 Influence curves of w on σc and Dp

当含水率w为13.5%时，不同作用次数N和动荷载F对σc和Dp的影响如图17 所示。由图17 可见：虽然Dp和σc存在一定离散性，但整体而言，Dp和σc均随N和F增加而出现较小幅度的降低，在不同条件下，σc的最大降幅为7.6%，明显小于w对σc的影响；而Dp在2.47～2.52之间波动，最大降幅为2.1%。Dp变化幅度较小，一方面是因为炭质泥岩预崩解过程中亲水黏粒流失、溶解较多，预崩解后泥岩中水理作用强烈的物质相对较少，结构孔隙相对稳定；另一方面，动力湿化作用对泥岩结构的改变不均匀，主要集中于颗粒表层，而外部扰动加剧了泥岩表层碎片沿孔隙集中的薄弱处剥离，里层泥岩主体结构及孔隙受动力湿化影响相对较小。

图17 动力作用对Dp和σc的影响曲线Fig. 17 Influence curves of dynamic action on Dp and σc

由以上分析可知炭质泥岩σc主要受w影响，而w、F和N对Dp的影响不显著。结合σc和Dp的变化趋势，分别采用幂函数和线性函数拟合得到σc和Dp与w之间的关系式，分别如式(9)和式(10)所示，决定系数R2分别为0.963 和0.909，说明拟合函数能较好地描述Dp和σc与w之间的关系。将式(9)和式(10)代入式(8)，则考虑w影响的颗粒破碎强度σf随de的变化规律如式(11)所示。

为研究含水率和尺寸效应对σf的影响，基于式(11)绘制不同条件下的σf，如图18所示。由图18可见：泥岩颗粒最小σf为0.82 MPa，远大于路堤填料所受动荷载。w和de对σf的影响呈明显非线性负相关，w越小，σf受de影响越大，炭质泥岩颗粒的尺寸效应越显著；而随着de增大，w增加引起σf降低的幅度逐渐减小；当w=7%时，de从20 mm增加至40 mm所对应的σf降幅占总降幅的25.1%，当de=20 mm的泥岩w从7%增加到饱和状态时，σf降幅占总降幅的24.7%，因此，可认为当w≥7%，de≥20 mm时，炭质泥岩σf处于w和de的非敏感区，而当w＜7% 或de＜20 mm 时，σf受w和de的 影 响较大。

图18 颗粒破碎强度σf分布Fig. 18 Distribution of particle crushing strength σf

3 结论

1) 预崩解炭质泥岩在动力湿化条件下的崩解形式主要为表面破裂，细小颗粒或粉末逐渐从主体表层脱离，最终形成“一大多小”的形态。粒径d≥2 mm 的颗粒质量分数随含水率w、动荷载F和加载次数N增加而降低，d为2～5 mm 的颗粒质量分数下降幅度最显著；粒径d＜0.5 mm 的颗粒质量分数则随w、F和N增加而有一定提升。

2) 崩解率SDRE与w、F和N呈正相关；w越低，F和N对SDRE的影响越小；本文中SDRE最大变化量为24.1%，预崩解炭质泥岩粗粒土在动力湿化作用下的后续崩解不可忽视；影响颗粒崩解的参数主次顺序为含水率w、加载次数N、动荷载F。

3) 级配分形维数D与N、F和w成正比。加载初期，颗粒崩解较强烈，分形维数D的增加幅度最大，之后增加幅度减缓并趋于稳定。根据试验结果建立了考虑N、F和w影响的级配分形维数D拟合公式，并根据该公式计算极限分形维数Dult为2.58，可将N=10 万次时泥岩路堤填料D近似作为其极限分形维数。

4) 基于分形理论，拟合得到考虑w影响的颗粒破碎强度σf随特征粒径de变化的数学函数。w越小，de对炭质泥岩σf的影响越大，而w对σf的影响随de增加而逐渐降低；当w≥7%，de≥20 mm时，w和de对σf的影响不大。