動力濕化作用下炭質泥巖路堤填料崩解及強度特性試驗

何忠明，劉正夫，盧逸恒

(長沙理工大學 交通運輸工程學院，湖南 長沙，410114)

炭質泥巖廣泛分布于我國西南多雨地區，一些學者驗證了預崩解炭質泥巖粗粒土用于路堤填筑的可行性[1-2]。炭質泥巖作為一種特殊的軟巖，干燥狀態下力學性能良好，但在水體影響下易發生崩解，其整體性能迅速降低，導致炭質泥巖粗粒土力學性能迅速降低，引起炭質泥巖粗粒土路堤變形超限或失穩，降低路堤服役年限[3-4]。

軟巖崩解機理復雜，崩解過程受多種因素影響[5]。梁冰等[6]研究了干濕循環和凍融循環對泥質巖形態和礦物化學成分的影響，認為孔隙率和吸水率與泥巖崩解之間存在較大相關性。付宏淵等[1]開展崩解試驗和掃描電鏡試驗，歸納總結了炭質泥巖在干濕循環和靜壓荷載作用下的宏觀崩解及微觀演化過程，分析了浸水引起的黏粒流失、溶解對土巖相互作用的影響，并從溶解、膨脹和能量轉移3個方面揭示了干濕循環作用下炭質泥巖崩解機理。軟巖崩解主要引起巖體形態和質量的非線性變化，ZHANG 等[7-8]通過對紫紅色泥巖進行不同組合的濕化、烘干和凍結試驗，將顆粒崩解分為崩解性崩解、剝落性崩解和不可見性崩解3種類型，并指出水是影響巖體崩解的重要因素。巖體內部孔隙分布不均勻和礦物成分差異等因素導致軟巖崩解呈現明顯的各向異性和隨機性。為建立軟巖崩解模型，一些學者從崩解顆粒體積、粒度變化規律出發，基于能量學和統計學定量研究了軟巖崩解過程。MIKLú?OVá等[9]分析了軟巖崩解過程中表面積、體積、粒度的變化，研究了軟巖崩解過程中表面能變化，建立了軟巖崩解過程的能量傳遞及耗散模型。KINCAL等[10-11]研究了軟巖崩解前后粒度和級配變化，引入分形理論，提出了描述軟巖崩解的分形模型。申培武等[12]開展紫紅色泥巖干濕循環崩解試驗，對顆粒的級配、形態和分布分形特征進行了研究，并通過關聯度分析，指出泥巖顆粒分布分形維數可較好地評價顆粒耐崩解性。張宗堂等[13-14]對不同粒徑的膨脹巖進行了干濕循環處理，分析了干濕循環次數對顆粒分形維數的影響，基于weibull 分布提出了顆粒崩解破碎級配曲線和相對崩解比的計算公式。上述學者從多個角度對軟巖崩解模型進行了較深入的研究，但其研究對象均處于靜力狀態，未考慮動力對軟巖崩解的影響。

軟巖浸水導致巖體崩解，在尺寸減小的同時其力學性能也會降低。一些學者研究了軟巖遇水軟化機理和強度軟化規律。柴波等[15-16]通過分析泥巖浸水前后微觀結構和礦物成分變化，發現泥巖遇水后親水物質分子內膨脹和膠結膨脹是導致軟巖結構破壞、強度衰減的基本原因。VáSáRHELYI 等[17-19]開展了紅砂軟巖浸水試驗與點荷載力學試驗，定量研究了含水率對巖體力學特性的影響。已有研究表明，軟巖強度存在明顯的尺寸效應[20]。XU[21]基于分形理論提出了考慮尺寸效應的單顆粒破碎強度計算公式；孟敏強等[22-23]基于單顆粒破碎試驗和數值模擬研究了不同粒徑的巖土體顆粒破碎強度變化規律。上述研究對象多為膨脹泥巖、紅層泥巖，較少有學者同時考慮含水率變化和尺寸效應對顆粒強度的影響。

炭質泥巖粗粒土作為路堤填料時，將不可避免地受地下水位和降雨影響，導致其含水率發生周期性變化，同時路堤填料所受動荷載亦不可忽略，目前，人們對動力及濕化條件下炭質泥巖粗粒土的崩解規律及強度特性研究較少。為此，本文自制動力加載裝置，開展不同含水率和動荷載作用的炭質泥巖粗粒土加載試驗和點荷載試驗，分析濕化炭質泥巖顆粒在循環動力作用下的形態變化，并結合崩解、分形理論研究動力濕化條件下炭質泥巖崩解特性及顆粒破碎強度變化規律，以期為炭質泥巖崩解理論及實際工程應用提供參考。

1 炭質泥巖性質和試驗方案

1.1 炭質泥巖基本性質

本試驗中所用炭質泥巖取自廣西壯族自治區柳州市柳太路某邊坡，通過X 射線衍射試驗、能譜分析，測定炭質泥巖礦物成分與質量分數，分別如圖1和表1所示，可見炭質泥巖主要礦物成分為石英、伊利石、高嶺石、方解石、長石、黃鐵礦和云母。

圖1 炭質泥巖XRD試驗結果Fig.1 XRD test results of carbonaceous mudstone

表1 炭質泥巖礦物成分質量分數Table 1 Mass fraction of mineral composition of carbonaceous mudstone %

將新鮮炭質泥巖置于室外進行灑水浸濕—烘干處理，模擬炭質泥巖在自然條件下的崩解過程，經過10 次浸濕—烘干循環處理后，炭質泥巖級配基本穩定，此時預崩解炭質泥巖級配如圖2 所示，圖中點a和點c分別對應縱坐標均為0、橫坐標為40 mm與0.075 mm的點，點b和點e分別對應縱坐標均為100%、橫坐標為40 mm 與0.075 mm 的點?？梢婎w粒粒徑d均在40.00 mm以下，限制粒徑d60=3.63 mm，d30=1.82 mm，d10=0.61 mm，對應Cu=5.95，大于5.00，1.00＜Cs=1.49＜3.00，可見崩解穩定后的炭質泥巖級配良好。對該級配的炭質泥巖進行室內試驗，測得其基本物理性質如表2 所示，可見其滿足泥巖路堤填料路用性能要求[24-25]。

圖2 崩解后炭質泥巖粗粒土級配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 試驗設備與加載方案

1.2.1 試驗設備

為研究預崩解炭質泥巖粗粒土在動荷載作用下的級配變化，本文自制動力加載裝置，如圖3所示。當橫桿與旋轉桿之間未接觸時，傳力桿將加載砝碼荷載傳遞至試樣，而在接觸狀態下，傳力桿與試樣脫離，砝碼荷載由旋轉桿承擔，此時，試樣無荷載作用。試驗時，旋轉桿在電機驅動下，與橫桿周期性地接觸、分離，從而實現對試樣的加、卸載。動荷載可通過調整砝碼質量進行控制，加載次數和加載頻率可在動力控制裝置中進行設置。

圖3 動力加載裝置Fig. 3 Dynamic loading device

1.2.2 動力加載試驗

ELLIOTT 等[26]通過大量調查發現，穩定后的路基土含水率一般為最佳含水率的100%～120%，綜合考慮地下水和降雨對路堤填料含水率的影響，本試驗中試樣含水率w取7.0%、10.0%、13.5%共3種；動荷載F會隨路堤深度增加而衰減，一般路基所受動應力峰值為40 kPa[27]，考慮到實際工程不利條件，本次動力加載的動應力F取30、40、50、60 kPa；交通荷載引起的動應力頻率為0.1～10.0 Hz[28]，考慮到加載設備的穩定性，試驗中加載頻率取0.25 Hz，試樣加載次數N分別取1萬次、3萬次、6萬次、10萬次。

根據圖2 所示級配稱取預崩解炭質泥巖粗粒土，每個試樣稱取2 000 g 進行燜料處理，燜料后選取粒徑為5～10 mm 和10～20 mm 的顆粒各5 顆，編號并用薄膜包裹以便觀測顆粒崩解形態變化；再將粗粒土分層壓實放入加載桶內，并用塑料袋包裹，防止水分蒸發；最后，根據設定的動荷載和加載次數調整加載砝碼和動力控制裝置，開始動力加載。由于加載試樣含水率較大，顆粒間相互黏連，影響級配篩分，故動力加載完畢后，需先將試樣置于室內風干，再對其進行篩分和稱質量，加載后試樣的質量損失率應確保小于3%。動力加載前后試樣如圖4所示。

圖4 動力加載前后泥巖粗粒土試樣Fig. 4 Mudstone coarse-grained soil sample before and after dynamic loading

1.2.3 顆粒破碎強度試驗

由于炭質泥巖顆粒形狀不規則，無法進行壓縮試驗，故本文采用點荷載試驗(見圖5)來測定不同含水率和動力作用下的泥巖顆粒破碎強度σf。為研究含水率w對σf的影響，配置w為0、2.0%、4.0%、7.0%、10.0%、13.5%的試樣，燜料5 d 后，選取典型顆粒進行點荷載試驗。為探討動荷載對σf的影響，制備w為13.5%的試樣，先對其進行動力加載，再開展點荷載試驗。

圖5 點荷載試驗Fig. 5 Point loading test

考慮到試驗效率和精度，在每個試樣中選取200個合適粒徑的顆粒進行點荷載試驗，顆粒特征粒徑de在5.0～20.0 mm之間近似呈均勻分布。泥巖顆粒破碎強度σf按下式進行計算[29]：

式中：Ff為顆粒破碎荷載，由點荷載試驗測得；顆粒特征粒徑；L和W分別為點荷載中兩加載點的間距和兩加載點間顆粒最小截面寬度。

2 試驗結果與分析

2.1 炭質泥巖顆粒破碎形態分析

典型薄膜包裹顆粒(w=13.5%，F=30 kPa，N=6萬次)在動力加載前后形態變化如圖6所示，從圖6可見：預崩解炭質泥巖顆粒主要發生表面破裂，在動力濕化作用下，泥巖主體表層裂紋發展，泥巖碎片或粉末逐漸從主體表層脫離，最終形成“一大多小”的形態。該現象與炭質泥巖在干濕循環初期崩解形成多個較小顆粒的形態[1]有較大差異，可推測預崩解后炭質泥巖顆粒中遇水易溶物和易膨脹物對顆粒崩解破碎的影響程度降低，而循環荷載作用下顆粒間反復摩擦和顆粒疲勞效應等因素對顆粒破碎的影響逐漸增加。

圖6 動力加載前后的顆粒形態對比Fig. 6 Comparison of particle morphology before and after dynamic loading

2.2 炭質泥巖粗粒土級配變化分析

2.2.1 級配演變規律

不同粒徑范圍的炭質泥巖顆粒質量分數變化分別如圖7～10所示。由圖7～10可知：1) 粒徑d≥2 mm的顆粒質量分數隨含水率w、動荷載F和加載次數N增加而降低，2～5 mm 粒徑的質量分數下降幅度最顯著，d≥5 mm的顆粒質量分數雖然下降，但降幅有限且無明顯突變。2)d＜0.5 mm 的顆粒質量分數則隨w、F和N增加而有一定提升；當w較低時，0.5～2.0 mm 顆粒質量分數變化規律與d＜0.5 mm 顆粒質量分數變化規律類似，但當w較高時，0.5～2.0 mm 的顆粒質量分數隨N增加而略有降低。3)當N較低時，0.5～2.0 mm 的顆粒質量分數增幅比d＜0.5 mm 顆粒的大，但隨著N增加，粒徑為0.5～2.0 mm 的顆粒質量分數增幅逐漸減低，而d＜0.5 mm顆粒質量分數增加幅度逐漸增大。

圖7 不同粒徑顆粒質量分數變化曲線(F=30 kPa)Fig.7 Change curves of particle mass fraction with different sizes(F=30 kPa)

圖8 不同粒徑顆粒質量分數變化曲線(F=40 kPa)Fig.8 Change curves of particle mass fraction with different sizes(F=40 kPa)

結合文獻[30-31]提出的崩解比(SDr)對泥巖崩解特性進行量化評定，以粒徑為橫坐標，大于該粒徑的顆粒質量分數為縱坐標，繪制粗粒土粒徑變化曲線，通過下式計算SDr：

圖9 不同粒徑顆粒質量分數變化曲線(F=50 kPa)Fig.9 Change curves of particle size mass fraction with different sizes(F=50 kPa)

圖10 不同粒徑顆粒質量分數變化曲線(F=60 kPa)Fig.10 Change curves of particle size mass fraction with different sizes(F=60 kPa)

2.2.2 顆粒崩解破碎規律

為進一步分析動力濕化條件下炭質泥巖粗粒土的崩解特性，本文采用崩解率(SDRE)和崩解比(SDr)來描述其崩解狀態。崩解率(SDRE)采用下式進行計算[6]：

式中：M1為粒徑小于2 mm 的泥巖質量；M2為泥巖總質量。

不同條件下炭質泥巖粗粒土SDRE如圖11所示。從圖11 可見：SDRE與N、F和w呈正相關，但SDRE增加幅度隨N增加而逐漸降低，當N=3 萬次時，SDRE增加幅度占總增幅的65.6%～78.4%；w越低，F和N對SDRE的影響越小。以w=7.0%、N=10 萬次的試樣為例，當動荷載F從30 kPa 增加到60 kPa時，SDRE最大變化量為3.7%，而當w=13.5%時，在同樣條件下的SDRE變化量為10.3%。文獻[1]中新鮮炭質泥巖在多次干濕循環后的最大崩解率變化幅度高達73.9%，而本文中預崩解泥巖顆粒在動力加載10 萬次后SDRE從23.1%上升到30.6%～47.2%，最大變化量為24.1%，可見預崩解后炭質泥巖粗粒土在動力濕化作用下的后續崩解不可忽視。

圖11 炭質泥巖粗粒土崩解率SDRE變化曲線Fig.11 SDRE variation curves of carbonaceous mudstone coarse-grained soil

式中：S1為粒徑變化曲線與縱坐標圍成的面積，如圖2 中ace圍成的面積；S2為整體面積，如圖2中abce圍成的面積。

由圖12 可知：SDr隨著N增加而降低，尤其在N＜3萬次時降幅明顯，其后SDr降幅逐漸趨緩；F和w越大，SDr降幅越明顯；在不同動荷載作用下，w=7.0%的試樣SDr由初始值53.5%降至加載10萬次時的51.3%～52.2%；而w=13.5% 時，SDr降低至48.8%～51.1%。

圖12 炭質泥巖粗粒土崩解比SDr變化曲線Fig.12 SDr variation curves of carbonaceous mudstone coarse-grained soil

結合圖11 和圖12 對SDRE和SDr進行極差分析，計算不同條件下SDRE和SDr的平均值(Y1，Y2，Y3，Y4)及極差(Ra)，如表3 所示，可見含水率w、加載次數N和動荷載F均會對顆粒崩解產生較大影響，按影響程度從大至小依次排序為含水率w、加載次數N、動荷載F。

表3 極差分析Table 3 Range analysis

2.2.3 分形維數變化規律

分形理論是描述自相似性物體的重要工具，炭質泥巖崩解具有分形特征，假設崩解后炭質泥巖顆粒的質量和粒徑服從weibull分布[1,32]，則考慮分形的顆粒質量-粒徑模型表達式如下：

式中：M(R)為粒徑小于R的顆粒質量，可通過篩分試驗得到；M0為顆?？傎|量；R0為顆粒平均粒徑；θ為常數。根據試驗數據計算不同粒徑對應的顆粒質量，將其繪制于X軸為lg(R/R0)、Y軸為的坐標系后進行線性擬合，將擬合直線斜率θ代入式(5)，即可得到級配分形維數D。

不同條件下的級配分形維數D如圖13 所示，從圖13 可見：w、N和F對D的影響與SDRE對D的影響類似：w、N和F與D呈正相關；不同動荷載作用10萬次后，w分別為7.0%、10.0%和13.5%的試樣的分形維數由初始分形維數D0=2.198 分別增加到2.34～2.39、2.39～2.48、2.46～2.55。分形維數變化反映了炭質泥巖粗粒土顆粒崩解速率，加載初期，炭質泥巖粗粒土分形維數增加幅度最大，表明此時顆粒崩解較強烈；而后其增加幅度降低，說明此時顆粒崩解減緩并趨于穩定。

圖13 炭質泥巖粗粒土分形維數D變化曲線Fig.13 Variation curves of fractal dimension of carbonaceous mudstone coarse-grained soil

基于雙曲線函數擬合得到炭質泥巖崩解分形維數D與含水率w、動力加載次數N和動荷載F之間的數學模型，如式(6)所示，決定系數R2=0.92。擬合值與試驗值對比如圖13 所示，可見擬合值能較好地反映試驗數據變化規律。

分形維數D能較好地反映泥巖崩解程度，而炭質泥巖路堤在長期運營中，動力作用次數不斷增加，炭質泥巖路堤填料后續崩解導致其物理力學性能劣化，因此，確定極限狀態下炭質泥巖路堤填料崩解程度對于實際工程設計和施工是很有必要的。分形維數D分布如圖14 所示。根據式(6)，當N趨于無窮大時，不同w和F所對應的級配極限分形維數Dult為2.58；而當N=10萬次時，不同條件下的(D-D0)/(Dult-D0)均大于0.85，可認為此時泥巖路堤填料崩解已穩定。因此，可將N=10萬次時泥巖路堤填料D近似作為其極限分形維數。

圖14 分形維數D分布Fig. 14 Distribution of fractal dimension D

2.3 顆粒破碎強度分析

巖體破碎具有明顯的尺寸效應，泥巖破碎強度會隨粒徑增加而降低。XU[21]基于分形理論提出了顆粒破碎強度σf與特征粒徑de之間的關系式：

式中：σc為顆粒固有破碎強度，σc與顆粒粒徑和內部孔隙無關，僅與顆粒組成材料強度有關；Dp為顆粒破碎分維數(2＜Dp≤3)，可表征顆粒內部孔隙率。當Dp=3 時，顆粒內部完全密實，此時σf與σc等價；Dp越接近2，則表示顆粒內部孔隙率越大。

根據試驗數據繪制lgσf-lgde散點圖并進行線性擬合，其斜率為Dp-3，不同w下試樣的lgσf-lgde散點圖見圖15。

圖15 不同含水率試樣的lgσf-lgde散點圖Fig.15 lgσf-lgde scatter plot of samples with different water content

w對σc和Dp的影響曲線如圖16所示。從圖16可見：隨著w增加，Dp和σc均呈減小趨勢；不同w對應的Dp在2.54～2.48范圍內波動，降低幅度小于5%；而w對σc的影響呈先增大后減小的趨勢，當w從0 增加到7%時，σc從14.10 MPa 降至6.05 MPa，降幅高達57.1%，而當w從7.0%增加到13.5%時，σc降幅僅為8.1%。

圖16 含水率w對σc和Dp的影響曲線Fig.16 Influence curves of w on σc and Dp

當含水率w為13.5%時，不同作用次數N和動荷載F對σc和Dp的影響如圖17 所示。由圖17 可見：雖然Dp和σc存在一定離散性，但整體而言，Dp和σc均隨N和F增加而出現較小幅度的降低，在不同條件下，σc的最大降幅為7.6%，明顯小于w對σc的影響；而Dp在2.47～2.52之間波動，最大降幅為2.1%。Dp變化幅度較小，一方面是因為炭質泥巖預崩解過程中親水黏粒流失、溶解較多，預崩解后泥巖中水理作用強烈的物質相對較少，結構孔隙相對穩定；另一方面，動力濕化作用對泥巖結構的改變不均勻，主要集中于顆粒表層，而外部擾動加劇了泥巖表層碎片沿孔隙集中的薄弱處剝離，里層泥巖主體結構及孔隙受動力濕化影響相對較小。

圖17 動力作用對Dp和σc的影響曲線Fig. 17 Influence curves of dynamic action on Dp and σc

由以上分析可知炭質泥巖σc主要受w影響，而w、F和N對Dp的影響不顯著。結合σc和Dp的變化趨勢，分別采用冪函數和線性函數擬合得到σc和Dp與w之間的關系式，分別如式(9)和式(10)所示，決定系數R2分別為0.963 和0.909，說明擬合函數能較好地描述Dp和σc與w之間的關系。將式(9)和式(10)代入式(8)，則考慮w影響的顆粒破碎強度σf隨de的變化規律如式(11)所示。

為研究含水率和尺寸效應對σf的影響，基于式(11)繪制不同條件下的σf，如圖18所示。由圖18可見：泥巖顆粒最小σf為0.82 MPa，遠大于路堤填料所受動荷載。w和de對σf的影響呈明顯非線性負相關，w越小，σf受de影響越大，炭質泥巖顆粒的尺寸效應越顯著；而隨著de增大，w增加引起σf降低的幅度逐漸減??；當w=7%時，de從20 mm增加至40 mm所對應的σf降幅占總降幅的25.1%，當de=20 mm的泥巖w從7%增加到飽和狀態時，σf降幅占總降幅的24.7%，因此，可認為當w≥7%，de≥20 mm時，炭質泥巖σf處于w和de的非敏感區，而當w＜7% 或de＜20 mm 時，σf受w和de的 影 響較大。

圖18 顆粒破碎強度σf分布Fig. 18 Distribution of particle crushing strength σf

3 結論

1) 預崩解炭質泥巖在動力濕化條件下的崩解形式主要為表面破裂，細小顆?；蚍勰┲饾u從主體表層脫離，最終形成“一大多小”的形態。粒徑d≥2 mm 的顆粒質量分數隨含水率w、動荷載F和加載次數N增加而降低，d為2～5 mm 的顆粒質量分數下降幅度最顯著；粒徑d＜0.5 mm 的顆粒質量分數則隨w、F和N增加而有一定提升。

2) 崩解率SDRE與w、F和N呈正相關；w越低，F和N對SDRE的影響越??；本文中SDRE最大變化量為24.1%，預崩解炭質泥巖粗粒土在動力濕化作用下的后續崩解不可忽視；影響顆粒崩解的參數主次順序為含水率w、加載次數N、動荷載F。

3) 級配分形維數D與N、F和w成正比。加載初期，顆粒崩解較強烈，分形維數D的增加幅度最大，之后增加幅度減緩并趨于穩定。根據試驗結果建立了考慮N、F和w影響的級配分形維數D擬合公式，并根據該公式計算極限分形維數Dult為2.58，可將N=10 萬次時泥巖路堤填料D近似作為其極限分形維數。

4) 基于分形理論，擬合得到考慮w影響的顆粒破碎強度σf隨特征粒徑de變化的數學函數。w越小，de對炭質泥巖σf的影響越大，而w對σf的影響隨de增加而逐漸降低；當w≥7%，de≥20 mm時，w和de對σf的影響不大。