土石混填體變形力學特性大型三軸試驗研究

曹文貴　黃文健　王江營　翟友成

摘 要：為了進一步研究土石混填體的變形力學特性，全面考慮含水量、含石量、巖性及土性等因素的影響作用，采用YS30-3型應力路徑三軸剪切試驗機，基于正交試驗方法進行了一系列土石混填體大型三軸壓縮研究.試驗結果表明，在三軸受力條件下，土石混填體在低圍壓下的應變軟化特征不明顯，試樣的粘聚力普遍較低而內摩擦角則比較高，且內摩擦角更容易受其他因素的影響而發生顯著變化.含石量對土石混填體的抗剪強度影響程度最大，隨試樣中的含石量從25%增加到70%，其內摩擦角從34.54°近似線性增長至46.39°.含石量和圍壓分別是影響土石混填體體變特性最主要的內因和外因，即在含水率、巖性、土性相同的情況下，含石量越低試樣高壓剪縮性越明顯，含石量越高其低壓剪脹性越明顯.

關鍵詞：土石混填體；正交試驗設計；大型三軸試驗；含石量；剪切強度；體變特性

中圖分類號：TU411.7 文獻標識碼：A

文章編號：1674-2974（2016）03-0142-07

山區進行大規模基礎設施建設時，出于保護環境和節約投資的需要，土石混填體被廣泛應用于地基和路基填筑[1-2].然而，土石混填體由于顆粒粒徑變化較大且難以控制，致使其變形力學性質較為復雜，從而造成施工困難、施工質量難以保證，甚至可能引發工程事故.因此，更加系統深入地研究土石混填體變形力學特性已成為了中國西南山區基礎建設亟待解決的關鍵問題之一，具有重要的理論與工程實際意義.

目前，對于土石混填體比較常用的試驗方法有大型直剪試驗.油新華等[3]、Li等[4]、Xu等[5]通過開展一系列原位水平推剪對土石混填體的強度特性進行了研究，初步掌握了土石混填體的承載機理與破壞模式，但是原位試驗具有工作量大、操作復雜、精度有限、現場條件不易控制等缺點，致使有關成果無法進一步推廣應用.為此，董云[6]、王江營等[7]先后在室內采用大型直剪儀對土石混填體進行了更為全面深入的試驗研究，有關研究結果揭示了含石量、含水量以及干密度等因素對土石混填體抗剪強度、直剪變形特性等方面的影響，王江營等[7]還得到了土石混填體在不同水作用條件下完整的剪切變形特征曲線，這些試驗成果可更好地指導工程實踐以及有關理論研究.

然而，在大型直剪試驗中土石混填體的受力不均勻現象比較嚴重，試樣的破壞面被人為限定在了上下剪切盒之間，且無法掌握試樣的體變特征.相比之下，通過開展大型三軸剪切試驗可更加合理、全面地對土石混填體的變形力學特性進行研究.因此，武明[8]、柴賀軍等[9]、周勇等[10]、高春玉[11]采用大型三軸儀對土石混填體進行了試驗研究，分析了在三軸條件下含石量、干密度、巖性等因素對土石混填體的抗剪強度及應力應變關系的影響.但是，已有的土石混填體大型三軸試驗多數只考慮某一兩個因素的影響，試驗不夠全面，所得到的結果可能存在一定片面性；此外，在上述試驗中均未重點對土石混填體的體變特性進行研究，這對其工程應用、理論計算及本構模型研究均會造成影響.

由上述可知，已有的研究尚存在一定的不足，因此，需要開展更為全面的大型三軸試驗，綜合考慮含水量、含石量、巖性和土性等因素對土石混填體抗剪強度、應力應變關系以及體變特征的影響，以充分掌握其變形力學特性，為相關的理論研究和工程實踐提供一定參考和依據，而這便正是本文試驗研究的出發點與核心內容.

1 試驗設備及試驗參數設定

1.1 主要試驗設備

試驗設備：搖篩機、臺秤、噴壺、對開制樣筒、乳膠膜和YS30-3型應力路徑大型三軸剪切試驗儀，其中試樣直徑300 mm，高600 mm.

1.2 試驗參數設定

由土石混填體定義及已有的研究成果可知，含水量、含石量、巖性、土性等因素均會對土石混填體的變形力學特性產生影響，因此，本文在試驗中將綜合考慮這4個因素，各個因素的水平設定具體如下.

1）巖性與土性.由于實際工程中土石混填體在受外荷載作用下巖石不可能發生破壞，故本文不從母巖強度方面來考慮巖性，而從巖石的顆粒形狀來考慮巖性.土性則參照土力學教材中土的分類，即粘性土和無粘性土.為了達到參照和對比的目的，本文采用與文獻[7]中相同的巖性和土性，即土料分別為無黏性砂土（土性Ⅰ）和南方地區比較常見的紅粘土（土性Ⅱ）；石料分別為磨圓度較好的圓礫（巖性Ⅰ，飽和單軸抗壓強度Rc=34.1 MPa）和由山體破碎而成的角礫（巖性Ⅱ，飽和單軸抗壓強度Rc=47.5 MPa）.

2）含水量.根據文獻[7]中重型擊實試驗結果可知，土石混填體的最優含水量wop大致為4%～7%，為了反映水對土石混填體變形力學特性的影響，本文在試驗中同樣考慮4種不同的含水量：0（不含水），4%，7%，飽和.

3）含石量及相應的級配組成.已有的土石混填體工程實踐和理論研究中，大多是取5 mm作為土石分界粒徑，因此，本文在試驗中亦采用該標準，共設定了4種含石量：25%，40%，55%和70%.考慮到試樣直徑D可達300 mm，試驗中通常要求D/dmax≥5，所以石料的最大粒徑dmax可取60 mm.圖1為不同含石量土石混填體顆粒級配曲線.

2 試驗方案及試驗過程

2.1 正交試驗方案的建立

由1.2節可知，本文擬對含水量和含石量各取4個水平，對土性和巖性各取2個水平，如果在試驗中同時考慮這些因素進行全面試驗的話，則共有42×22=64種組合（試樣），每種試樣分別在4級不同圍壓下進行剪切，即應制作256個試樣進行試驗.對于大型三軸試驗而言，這不僅需要投入大量的時間、人力及物力，而且效率非常低下.因此，亟需一種科學合理的方法來建立出更為高效的試驗方案，而正交試驗設計[12]便是用于多因素、多水平的一種方法，它是按照一定數學規律從全面試驗中選取部分有代表性的方案進行試驗，這些點具有“均勻分散”與“整齊可靠”的特性，有著很高的效率，同時也非常便于對試驗數據進行整理分析.

鑒于此，本文采用正交試驗設計的思想來建立土石混填體大型三軸試驗方案，表2為本文所考慮的試驗因素及相應的水平.

由表2可知，根據正交表選擇方法，應采用L16（42×29），于是便建立了具體的試驗方案，如表3所示，共有16種組合，為全面試驗（64種）的1/4，可顯著減少工作量.

2.2 土石混填體大型三軸試驗過程

1）試樣制作與安裝.根據表3中的每一種方案組成以及圖1中的級配曲線，準備不同粒徑的土石料，將土石料均勻拌和，然后按質量分成6等分，分層裝入制樣桶內并擊實，試樣壓實度控制在92%左右.制樣結束后，將試樣外層的橡皮膜套在試樣帽上，并用橡皮筋扎緊，將試樣帽上的管道與真空泵連接.打開真空機從試樣頂部抽氣，利用負壓，拆除制樣桶.將底座清理干凈，安裝壓力室.

2）試樣飽和與固結.對于需要進行飽和的試樣，采用“水頭壓力+抽真空”的方式使其飽和，當試樣飽和度≥95%后，把圍壓調整到預設值，打開排水閥，試樣開始固結，孔隙水壓力逐漸消散，當排水量與時間的關系曲線逐漸趨于水平，且孔隙水壓力已經消散基本不再變化時，可認為試樣已完成固結.

3）試樣剪切.每組試樣均在剪力分別為200，400，600及800 kPa下進行剪切，剪切過程采用應變控制，剪切速率設為1 mm/min，當出現穩定的殘余應力或豎向應變達到15%時，停止試驗.圖2為土石混填體試樣經三軸試驗破壞后典型的照片，從中可以看出，試樣破壞后中間部位鼓脹比較明顯.

3 試驗成果整理與分析

3.1 土石混填體剪切強度指標

根據每種試樣在不同圍壓下的應力應變曲線便可求得其到相應的剪切強度指標，不同方案下土石混填體的粘聚力c與內摩擦角φ如表4所示.

由表4可知，土石混填體在三軸試驗條件下其內摩擦角普遍較高，而粘聚力相對較低，這種現象與采用相同土石料的文獻[7]中直剪試驗的結果是一致的，即土石混填體的抗剪強度主要源于不同粒徑顆粒之間的相互嵌入、咬合及摩擦等效應.但是，表4中的c和φ值卻明顯高于文獻[7]中c1和φ1，這可能由以下幾方面原因引起：

1）試樣的最大粒徑不同.大型三軸試驗中試樣的最大粒徑dmax=60 mm，而在文獻[7]中由于剪切盒的限制dmax=40 mm，柴賀軍等[9]通過試驗發現，顆粒最大粒徑對土石混填體的抗剪強度特性及應力應變關系均存在一定的影響；

2）試驗條件不同.大型三軸試驗由于配有專門的制樣筒，試樣壓實度達到了約92%，且圍壓σ3在200～800 kPa之間；直剪試驗中試樣的壓實度約為90%，而且由于儀器限制其最大法向應力σn只有300 kPa；

3）試驗方法不同.三軸試驗和直剪試驗的原理是不一樣的，這在一定程度上也會造成所求得的抗剪強度指標不盡相同.

3.2 各個因素對土石混填體抗剪強度的影響

通過對表4中試樣的抗剪強度指標c和φ值進行分析可知：當試樣不含水時，其粘聚力并不為零，這表明在外界壓力作用下顆粒之間存在一定的咬合粘聚力；隨著試樣含水量或含石量等參數的改變，其粘聚力亦會隨之有所變化，但是考慮到粘聚力變化的“絕對值”很低，且規律性不明顯.考慮到試樣的抗剪強度主要源于內摩擦角，因此，接下來將各個因素對土石混填體的內摩擦角有何影響展開具體的分析.

根據表4中的結果，參照正交試驗設計的數據處理方法，可求得各個因素在不同水平下的內摩擦角平均值（Ⅰ，Ⅱ，…，Ⅳ），以及相應的極差R，由于各因素的水平數不相同，需對極差R進行修正，R′即為修正后的結果，具體如表5所示.

由表5中修正后的極差R′值大小可知，大型三軸試驗中各個因素對土石混填體內摩擦角影響的主次順序是：含石量→含水量→巖性→土性.同時，為了更加直觀地了解各個因素的影響趨勢，根據表5畫出各因素與試樣內摩擦角平均值的關系圖，如圖3所示，于是可知：

1）不同因素對土石混填體的內摩擦角的影響趨勢存在較大的差別，含石量同樣是最主要的影響因素，隨含石量從25%增加到70%，其內摩擦角近似呈線性增長，內摩擦角增量Δφ與含石量P5之間的關系可大致表示為：

2）隨試樣的飽和度從0變為1，其內摩擦角首先略有升高然后又有較大幅度的降低，而飽和后試樣的內摩擦角最大降低約13%.

3）角礫試樣的內摩擦角普遍大于圓礫試樣；無黏性土下試樣的內摩擦角雖然略高于黏性土，但這兩個因素的影響程度均非常有限.

3.3 應力應變關系曲線特征分析

通過對土石混填體的應力應變關系曲線進行歸納分析后發現，在三軸試驗條件下，即使試樣的組成或試驗條件存在較大差別，但它們變形關系曲線之間的差異性卻沒有直剪試驗條件下那么顯著，圖4為3組具有代表性的應力應變關系曲線，對其分析后可知：

1）當試樣處于低圍壓（σ3=200 kPa）下時，其應力應變關系曲線在峰值之后呈現出應變軟化的趨勢，強度略有降低，但不是很明顯，這表明土石混填體具有在峰后依然能承受較大荷載作用的強度特性.

2）當試樣的圍壓逐漸增加到800 kPa后，其應力應變關系曲線不再具有應變軟化的趨勢，進而轉變為應變硬化的特征，但是強度同樣增加得非常緩慢.不過可以預測，如果圍壓進一步增大（如σ3=2 MPa），那么土石混填體的應變硬化特性將會變得更為顯著.

3）在其他因素相同時，相同圍壓下，試樣的含石量越高其變形模量便會越大，且隨軸向應變e1的發展，亦會較快地由線彈性變形階段進入到彈塑性變形階段.可見，含石量不僅對土石混填體的強度特性存在較大影響，同樣還會影響其變形特性.

2）隨著試樣中的含石量由25%（試樣a）增加到70%（試樣c），當σ3=200 kPa時，試樣雖然都表現出剪脹性，但試樣a的體變約為1.5%，而試樣c的體變則接近3%，且體變速率高于試樣a；當 σ3=400～600 kPa時，試樣c在ε1超過5%之后體變均出現了明顯的負增長，而試樣a僅在σ3=400 kPa時才有這種現象，且負增長的速率略低于試樣c；當σ3=800 kPa時，試樣雖然都表現出剪縮性，但試樣c的剪縮量及體變速率均小于試樣a.

可知，試樣含石量越高，其低壓剪脹性越明顯；而含石量越低，則高壓剪縮性更為顯著.

土石混填體在圍壓和含石量影響下，之所以會表現出上述特性，是因為在試驗初始階段試樣內部的石料仍未完全接觸，在圍壓作用下試樣體積減小使石料逐漸充分接觸，其強度特性亦隨之發揮出來；而隨著剪切繼續進行，粗顆粒需要相互跨越、翻轉，于是便會造成試樣體積膨脹，當圍壓較低時難以有效約束這種膨脹性，故表現為低壓剪脹高壓剪縮.

當試樣中含石量增加后，會顯著提高粗顆粒之間相互接觸的概率，更利于土石混填體結構性的發揮，其低壓剪脹性也因此而更加顯著；如果含石比較低，那么在剪切過程中粗顆粒相互跨越或翻轉的情況將會減少，隨細顆粒發生整體移動的情況會有所增加，故其剪脹性會被削弱，剪縮性則變得更為明顯.相比之下，含水量、巖性與土性等因素對試樣的體變特性影響大不.

4 結 論

本文通過進行土石混填體大型三軸試驗，綜合考慮了含水量、含石量、巖性與土性等因素對其變形力學特性的影響，得到如下結論：

1）此次試驗中試樣存在一定的咬合粘聚力，但是其粘聚力普遍較低，在其他因素影響下變化幅度不大且規律性不明顯；而試樣的內摩擦角則相對比較高，且含水量和含石量對其有較大影響.即土石混填體的強度特性與其所處環境、級配組成等因素密切相關.

2）不同因素對土石混填體的抗剪強度有著不同的影響：含石量是影響程度最大的一個因素，試樣的內摩擦角和變形模量均會隨含石量的增加而顯著增加；隨試樣的飽和度由0增加到1，其內摩擦角會先略有增加然后又明顯降低；而巖性和土性對土石混填體的強度特性影響不大.

3）根據試樣的應力應變關系曲線可知，其應變軟化特性不明顯，這表明土石混填體在峰值之后依然能承受較大的荷載作用.

4）土石混填體具有低壓剪脹性和高壓剪縮性，含石量和圍壓是影響其體變特性的主要因素；試樣中含石量越高，其低壓剪脹性越明顯，而含石量越低，則高壓剪縮性更為顯著.

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