岳夏冰, 丁同, 黃姣*, 王奕丁, 王學(xué)營, 江黎

(1.長安大學(xué)公路學(xué)院, 西安 710064; 2.內(nèi)蒙古自治區(qū)交通運(yùn)輸科學(xué)發(fā)展研究院, 呼和浩特 010051;3.生態(tài)安全屏障區(qū)交通網(wǎng)設(shè)施管控及循環(huán)修復(fù)技術(shù)交通運(yùn)輸行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 呼和浩特 010051;4.西安公路研究院有限公司, 西安710065)

近年來,中國公路、鐵路發(fā)展快速,越來越多地質(zhì)條件復(fù)雜的高山、丘陵等地區(qū)開始發(fā)展公路、鐵路建設(shè)。由此產(chǎn)生的大量棄渣處置不當(dāng)容易影響沿線生態(tài)環(huán)境和工程安全,同時(shí)公路、鐵路建設(shè)又需要大量的建筑材料,目前將隧道棄渣用于工程的研究已日益有所成效[1-2]。這些棄渣主要應(yīng)用于路基填筑、路基防護(hù)工程、機(jī)制砂以及隧道工程。

研究表明,隧道棄渣破碎加工后的級配碎石作路基的填筑材料能夠有效改善路基承載性能,提高其穩(wěn)定性[3-4]。級配碎石用作路基填料可以為面層提供均勻且穩(wěn)定的支撐,將交通荷載傳遞且減輕給地基土。在凍土地區(qū),碎石路基填料可以通過其孔隙間的空氣對流對路基進(jìn)行降溫更好保護(hù)凍土[5-6],水泥穩(wěn)定碎石填料能有效減小路基的凍脹變形[7]。王青志等[8]進(jìn)行室內(nèi)封閉系統(tǒng)凍脹正交試驗(yàn)研究級配碎石的凍脹特性,發(fā)現(xiàn)影響級配碎石凍脹率的主要因素是含水率。在級配碎石變形特性研究方面,楊志浩等[9]將試驗(yàn)與理論結(jié)合提出考慮應(yīng)力水平及細(xì)粒含量參數(shù)的塑性蠕變動(dòng)力行為累積塑性應(yīng)變預(yù)測模型。黃永發(fā)等[10]利用顆粒流程序構(gòu)建礦區(qū)道路細(xì)觀結(jié)構(gòu)研究了結(jié)構(gòu)內(nèi)部顆粒接觸力、位移變化情況。張欣等[11]研發(fā)智慧集料傳感系統(tǒng)結(jié)合三軸剪切試驗(yàn)進(jìn)行分析驗(yàn)證。Du等[12]進(jìn)行全應(yīng)力-應(yīng)變曲線試驗(yàn),建立再生骨料混凝土(RAC)應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)模型研究其力學(xué)性能。Hu等[13]針對級配碎石材料的組成結(jié)構(gòu),利用顆粒流分析軟件PFC3D構(gòu)建試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑榧壟渌槭?xì)觀力學(xué)狀態(tài)的研究和物理力學(xué)試驗(yàn)提供依據(jù)。劉寶等[14]為研究不同含水狀態(tài)下基床級配碎石填料變形特性開展大型靜動(dòng)三軸試驗(yàn),建立累積應(yīng)變預(yù)測模型。岳愛軍等[15]通過多個(gè)試驗(yàn)研究低摻量水泥對級配碎石力學(xué)性能的影響并建立相關(guān)模型預(yù)測。呂松濤等[16]采用分層鋪筑與反挖的形式研究級配碎石結(jié)構(gòu)層在不同應(yīng)力狀態(tài)下的模量特性,發(fā)現(xiàn)反挖方法與實(shí)際服役條件較為相符。對于顆粒形狀影響的研究,近幾年來主要包括掃描分析、試驗(yàn)以及數(shù)值模擬。孫壯壯等[17]通過掃描、形狀分析和單顆粒壓縮試驗(yàn)分析表明破碎強(qiáng)度均存在明顯的尺寸效應(yīng)。陸瑞等[18]采用激光掃描儀研究高速鐵路路基級配碎石顆粒形態(tài),其成果為從宏、中、細(xì)觀3個(gè)尺度量化評價(jià)顆粒形態(tài)特征提供參考。索智等[19]通過級配檢驗(yàn)、試驗(yàn)路彎沉測試、雷達(dá)掃描和壓實(shí)度檢測,發(fā)現(xiàn)超大粒徑級配碎石構(gòu)成了結(jié)構(gòu)、力學(xué)指標(biāo)優(yōu)于骨架型、連續(xù)型級配碎石,并且其作為瀝青路面基層,具有強(qiáng)度高、連續(xù)性好、密實(shí)均勻的優(yōu)點(diǎn)。周海娟等[20]采用連續(xù)離散耦合分析方法再現(xiàn)了破碎強(qiáng)度隨著顆粒尺寸的增大而逐漸減小。張翀等[21]研究了顆粒形狀對模擬雙軸試驗(yàn)的影響得出不同顆粒試樣宏觀特性與細(xì)觀參數(shù)的變化規(guī)律均比較一致。

研究表明,顆粒的形狀對于集料整體力學(xué)性質(zhì)有著很大的影響,隨著顆粒形狀的變化,顆粒之間嵌擠和摩擦均會(huì)出現(xiàn)明顯變化,進(jìn)而有不同的整體強(qiáng)度[22-24]。對級配碎石而言,不同的顆粒表面性質(zhì)也會(huì)影響其顆粒接觸力場形狀、大小及梯度,進(jìn)而改變其所受的約束力。然而,目前隧道棄渣制成的級配碎石顆粒細(xì)觀參數(shù)與其顆粒接觸力場及約束力之間的影響關(guān)系尚不明確,各參數(shù)對接觸力場的作用機(jī)理研究較少。鑒于此,借助PFC3D對加州承載比(California bearing ratio,CBR)試驗(yàn)進(jìn)行模擬,研究CBR試驗(yàn)全過程中隧道棄渣制的級配碎石顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡及受力情況,并對試樣中顆粒接觸力的傳遞進(jìn)行分析,確定其作用機(jī)理。

1 CBR試驗(yàn)?zāi)Ｐ统跏荚O(shè)定及構(gòu)建

1.1 CBR試驗(yàn)及模型選擇

依托實(shí)際高速公路隧道洞渣加工再利用項(xiàng)目,對填筑路面基層所使用的級配碎石展開細(xì)觀力學(xué)性能研究。對現(xiàn)場取樣進(jìn)行篩分并參考文獻(xiàn)[25]進(jìn)行級配優(yōu)化,優(yōu)化后的級配如表1所示。隨后進(jìn)行CBR試驗(yàn),為后續(xù)模擬試驗(yàn)提供數(shù)據(jù)支持及參照。

表1 室內(nèi)試驗(yàn)級配Table 1 Test grading indoor

CBR試驗(yàn)具有設(shè)備簡單、操作便捷、數(shù)據(jù)易處理等優(yōu)點(diǎn),通過試驗(yàn)所得的CBR值可直觀表征散體壓實(shí)材料的豎向剛度及抗剪切能力,以此反映路基承載能力。試驗(yàn)CBR值一般取貫入量為2.5 mm時(shí)的單位壓力與標(biāo)準(zhǔn)荷載強(qiáng)度的比值,但同時(shí)應(yīng)對比貫入量為5.0 mm時(shí)的CBR值,參考《公路土工試驗(yàn)規(guī)程》(JTG 3430—2020)[26]最終確定CBR值。

考慮實(shí)際碎石個(gè)體形狀復(fù)雜性,在模型建立過程中考慮調(diào)整了顆粒接觸模型及相關(guān)參數(shù),以實(shí)現(xiàn)顆粒形狀對模擬結(jié)果的影響,同時(shí)利用轉(zhuǎn)動(dòng)阻力線性模型對顆粒接觸中的法向力、切向力、摩擦力以及咬合力的影響進(jìn)行模擬。

1.2 CBR模型設(shè)計(jì)

1.2.1 細(xì)觀參數(shù)標(biāo)定

考慮線性接觸模型需確定的細(xì)觀試驗(yàn)參數(shù)有孔隙率n、顆粒粒徑區(qū)間比[Rmin,Rmax](Rmin、Rmax分別為最小、大顆粒粒徑)、顆粒法向剛度kn、切向剛度ks、顆粒摩擦系數(shù)μ、法向臨界阻尼比βn、切向臨界阻尼比βs、法向黏結(jié)強(qiáng)度Tσ及切向黏結(jié)強(qiáng)度Sσ等,考慮轉(zhuǎn)動(dòng)阻力模型還需確定動(dòng)阻力系數(shù)μr等轉(zhuǎn)動(dòng)相關(guān)參數(shù),綜合文獻(xiàn)[24]以及CBR試驗(yàn)結(jié)果等最終確定顆粒細(xì)觀參數(shù),如表2所示。

表2 顆粒細(xì)觀參數(shù)Table 2 Particle mesoscopic parameters

1.2.2 CBR模型構(gòu)建

參照表2顆粒細(xì)觀參數(shù)設(shè)置CBR模型參數(shù),根據(jù)室內(nèi)CBR試驗(yàn)中試樣的邊界條件構(gòu)建模型。壓實(shí)前后的試樣如圖1所示。在設(shè)定范圍內(nèi)生成級配碎石顆粒,考慮重力作用下沉,其力鏈網(wǎng)絡(luò)自上而下逐漸密集。自頂面墻體向下施加壓力,當(dāng)整個(gè)試件豎向被力鏈整體貫穿即為固結(jié)完畢。

相鄰顆粒圓心的連線表示接觸力鏈,其顏色及粗細(xì)表示大小不同的接觸力圖1 CBR試樣模型固結(jié)前后對比Fig.1 Comparison of CBR sample model before and after consolidation

刪除頂面墻體,設(shè)立1、2、3號墻體共同組成模擬壓頭,模擬壓頭即模擬CBR試驗(yàn)中的貫入桿,在其左右兩側(cè)的試樣頂面各設(shè)置一荷載板,其寬度均為50 mm,如圖2所示。實(shí)際試驗(yàn)中需要壓載4塊單塊質(zhì)量1.25 kg的荷載板,則4、5號墻體各需要對試樣施加25 N的力。試驗(yàn)開始前在貫入桿上施加45 N荷載作為初始值。試驗(yàn)過程中4、5號墻體所受應(yīng)力均保持不變,故需要利用伺服機(jī)制控制。

在試樣邊界加載情況達(dá)到試驗(yàn)要求后,對模擬壓頭賦予一恒定速度使其壓入試樣,選用1.25 mm/min作為貫入速度,貫入量增長至6 mm時(shí)停止加載。

為驗(yàn)證數(shù)值模擬的有效性,利用室內(nèi)試驗(yàn)所得貫入力-貫入量曲線與模擬試驗(yàn)曲線進(jìn)行對比,如圖3所示?？梢钥闯?兩曲線的發(fā)展趨勢較為吻合,表明通過選取合理的接觸模型及細(xì)觀參數(shù),可利用顆粒流模型較好地對CBR試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬。由表3可知,室內(nèi)試驗(yàn)與數(shù)值試驗(yàn)兩者結(jié)果的偏差為5.33%,說明模擬試驗(yàn)的試驗(yàn)結(jié)果與真實(shí)情況相差不大,因此在此基礎(chǔ)上開展的顆粒接觸力場形狀影響因素研究結(jié)果有效。

圖3 室內(nèi)試驗(yàn)及數(shù)值試驗(yàn)所得CBR曲線對比Fig.3 Comparison of CBR curves obtained from indoor test and numerical test

表3 室內(nèi)試驗(yàn)及數(shù)值試驗(yàn)所得CBR值對比Table 3 Comparison of CBR values obtained from indoor test and numerical test

2 試樣顆粒接觸力場形狀影響因素分析

2.1 CBR試驗(yàn)與谷倉效應(yīng)

谷倉效應(yīng)指谷倉中儲(chǔ)存的谷物增加到一定高度后,谷倉底部受力便維持在一恒定值的現(xiàn)象。其原理為在側(cè)向約束條件下,谷物間的摩擦力發(fā)生側(cè)向擴(kuò)散,其豎向分力與谷物所受重力達(dá)到平衡。該現(xiàn)象與顆粒及墻體的表面性質(zhì)密切相關(guān)。

CBR試驗(yàn)中,試樣所受到的約束環(huán)境與谷倉類似,但其上部并不靠增加試樣高度來提升試樣中顆粒豎向受力,而是借助貫入桿與加載板的豎向活動(dòng)。加載板保證了試樣上表面保持平整,而貫入行為可理解為不斷增加高度的級配碎石對下部試樣施加的重量。由于試樣尺寸固定,顆粒與墻體接觸面積有限。且調(diào)整墻體相關(guān)參數(shù)進(jìn)行試驗(yàn),經(jīng)驗(yàn)證,墻體表面性質(zhì)對CBR試驗(yàn)結(jié)果的影響不明顯。故主要研究顆粒細(xì)觀參數(shù)與谷倉效應(yīng)的相關(guān)性。研究由側(cè)板及底板所受法向力的演化過程展開,并對其比值變化進(jìn)行分析。

試驗(yàn)過程中側(cè)板與底板受力之比如圖4所示,其中側(cè)板接觸力取兩側(cè)板受力的平均值。結(jié)合圖3中的CBR曲線進(jìn)行分析。貫入量達(dá)到0.2 mm前試樣處于壓實(shí)階段,此時(shí)貫入導(dǎo)致的顆粒接觸力場未觸及試樣邊界,故側(cè)板與底板受力之比無明顯改變。在貫入進(jìn)行至0.5 mm,側(cè)板受力迅速提升,使曲線達(dá)到一明顯峰值,試樣此時(shí)處于彈性階段。該峰值反映了貫入行為使試樣顆粒明顯向兩側(cè)排擠的現(xiàn)象,水平向力鏈由此在試樣上部擴(kuò)展。而后由于貫入行為的持續(xù)進(jìn)行,顆粒接觸鍵開始大量發(fā)生切向破壞,顆粒產(chǎn)生向下的位移,試樣豎向被力鏈貫穿,使貫入力直接傳導(dǎo)至底板,故峰值迅速回落。而后曲線呈拋物線形狀上升,表示側(cè)向約束受力的增長速度較大。由于側(cè)板與底板受力比值始終小于1,故試樣整體仍以豎向擠壓為主。

圖4 試樣筒側(cè)板與底板所受法向力比值演變Fig.4 Evolution of normal force ratio between side plate and bottom plate of sample cylinder

2.2 顆粒剛度比

同調(diào)整剛度比所得到的CBR值無明顯變化類似,顆粒剛度比對試樣邊界受力的影響并不顯著,如圖5所示。各受力曲線離散性較小,進(jìn)一步表明顆粒法向剛度對接觸力場的形狀無明顯調(diào)節(jié)作用。

圖5 不同kn/ks對應(yīng)試樣邊界所受法向力的演變Fig.5 Evolution of normal force on sample boundary corresponding to different kn/ks

圖6展示了側(cè)板與底板受力比值隨剛度比的變化趨勢。隨著kn/ks的增大,比值先減小后增大。在kn/ks<6時(shí),貫入力在試件豎向作用較大,底板接觸力隨法向剛度增加發(fā)生正向增長,側(cè)板受力的增速明顯小于底板。而kn/ks>6時(shí),側(cè)板受力增速擴(kuò)大,試樣中接觸力場的側(cè)向范圍和梯度增長速度明顯增大。隨法向剛度增長,試樣整體顆粒的法向可壓縮量明顯減小,導(dǎo)致側(cè)板受力隨kn/ks增大而增大。kn/ks<6時(shí),試樣底部壓實(shí)體的豎向承載力隨kn/ks的增大不斷增長,試樣的剪脹效應(yīng)愈加不明顯。kn/ks>6時(shí),試樣豎向壓實(shí)已到達(dá)極限,試樣徑向尺寸增大的趨勢愈加明顯。此時(shí)顆粒法向?qū)佑|力作用的敏感性減弱,即應(yīng)變量減小,導(dǎo)致顆粒接觸鍵更傾向于發(fā)生切向破壞;與顆粒法向難以變形相互疊加,使得試樣底部的錐狀壓實(shí)體與試樣上部之間形成明顯滑移面。隨法向剛度增大該現(xiàn)象愈加明顯,其起到了分流豎向力以將部分豎向力轉(zhuǎn)化為水平向力的作用,由此側(cè)板與底板受力的比值得以迅速增長。

圖6 試樣筒側(cè)板與底板所受法向力比值隨kn/ks的變化Fig.6 Change of the ratio of normal force on the side plate and bottom plate of the sample cylinder with kn/ks

2.3 顆粒摩擦系數(shù)

由圖7可知,不同摩擦系數(shù)μ對應(yīng)的底板及側(cè)板受力曲線變化較為明顯,各曲線斜率絕對值隨摩擦系數(shù)正向增長。且側(cè)板受力曲線按斜率可分為兩組,摩擦系數(shù)0和0.2所對應(yīng)曲線較為接近,其他變量組走勢較為相似,應(yīng)為此區(qū)間內(nèi)摩擦系數(shù)對側(cè)板受力影響為非線性關(guān)系導(dǎo)致。

圖7 不同μ對應(yīng)試樣邊界受力的演變Fig.7 Evolution of stress on the boundary of samples corresponding to different μ

由墻體受力比值曲線(圖8)可知,其可用斜率為負(fù)的線性函數(shù)擬合,表明μ對試件約束墻體受力影響較大,且兩者呈線性相關(guān)。其原因?yàn)棣虒佑|鍵切向力學(xué)行為起阻礙作用,該作用強(qiáng)度與μ呈線性正相關(guān),且μ的有效作用范圍較廣。該曲線展示出,隨μ增加,試樣接觸力場的形狀偏向豎直發(fā)展,豎向長細(xì)比線性增長。細(xì)觀層面上,μ增大會(huì)使貫入力對顆粒所做的功更大地?fù)p耗于動(dòng)摩擦行為中,從而改變接觸力場的影響范圍及梯度值。μ=0時(shí),顆粒發(fā)生動(dòng)摩擦不消耗其動(dòng)能,顆粒發(fā)生位移后可將其全部動(dòng)能施加在相接觸顆粒上,由此生成力鏈的傳導(dǎo)效率處于理想狀態(tài)。試樣底部壓實(shí)體與其余部分發(fā)生滑移時(shí),上部顆?？蓪⑵鋭?dòng)能沿滑移面向側(cè)板傳遞,μ=0時(shí)顆粒動(dòng)能最大,此時(shí)側(cè)板與底板接觸力之比最為接近1。而當(dāng)μ較大時(shí),顆粒間動(dòng)摩擦階段需消耗動(dòng)能,由于摩擦力作用產(chǎn)生的顆粒轉(zhuǎn)動(dòng)也會(huì)消耗部分能量,致使貫入力在顆粒運(yùn)動(dòng)過程所做的功相對增加,進(jìn)一步增大相同貫入量對試樣發(fā)生變形所施加的能量。故隨著μ的增大,試樣趨于在豎向加強(qiáng)整體性,而逐漸弱于發(fā)生需進(jìn)行大規(guī)模動(dòng)摩擦行為才可形成的試樣剪脹。

圖8 試樣筒側(cè)板與底板所受法向力比值隨μ的變化Fig.8 Change of normal force ratio between side plate and bottom plate of sample cylinder withμ

2.4 顆粒黏結(jié)強(qiáng)度

設(shè)定Tσ/Sσ=1,顆粒黏結(jié)強(qiáng)度對底部邊界與側(cè)面邊界接觸力的影響如圖9所示,受力曲線斜率絕對值隨黏結(jié)強(qiáng)度正向增長,而對側(cè)板接觸力,黏結(jié)強(qiáng)度較大時(shí)相應(yīng)曲線出現(xiàn)了較大波動(dòng),不再以恒定斜率均勻增長,其斜率也出現(xiàn)下降趨勢。此時(shí)試樣展現(xiàn)出較大黏性,對顆粒接觸鍵的破裂起阻礙作用,為顆粒發(fā)生側(cè)向位移增加了難度。

圖9 不同Tσ對應(yīng)試樣邊界受力的演變Fig.9 Evolution of stress on the boundary of samples corresponding to different Tσ

與摩擦系數(shù)類似,黏結(jié)強(qiáng)度影響下的受力比值曲線可描述為一斜率為負(fù)的直線段,如圖10所示。表明Tσ/Sσ=1時(shí),隨黏結(jié)強(qiáng)度增大,接觸力場范圍的長細(xì)比線性增大。黏結(jié)強(qiáng)度較小時(shí),接觸鍵受到較

圖10 試樣筒側(cè)板與底板所受法向力比值隨Tσ的變化Fig.10 Change of normal force ratio between side plate and bottom plate of sample cylinder with Tσ

小的力或力矩便可發(fā)生破壞,試樣整體接近散體狀態(tài),此時(shí)試樣接觸力場的形狀最為接近圓形,表現(xiàn)為側(cè)板與底板受力比值最為接近1。隨著黏結(jié)強(qiáng)度的增長,顆粒接觸鍵的法向及切向的黏滯性逐漸增加,大量形成的黏結(jié)基團(tuán)提高了試樣的整體性,加強(qiáng)了力鏈豎向分量的發(fā)展。

2.5 顆粒黏結(jié)強(qiáng)度比

由于黏結(jié)強(qiáng)度比中法向及切向參數(shù)在顆粒相對運(yùn)動(dòng)中所起的作用不同,故分別分析。切向參數(shù)不變,僅改變法向黏結(jié)強(qiáng)度的各Tσ/Sσ對應(yīng)的邊界所受接觸力曲線如圖11所示?？梢钥闯?各曲線斜率基本相同,且各曲線的離散程度較小。表明法向黏結(jié)強(qiáng)度對試樣接觸力場形狀的影響較小。

圖11 不同Tσ/Sσ(Sσ不變)對應(yīng)試樣邊界受力的演變Fig.11 Evolution of stress on the boundary of samples corresponding to different Tσ/Sσ (Sσ unchanged)

法向黏結(jié)強(qiáng)度為變量下的邊界受力比值曲線以Tσ/Sσ=4為界,以先減后增的趨勢發(fā)展,如圖12所示。Tσ/Sσ<4時(shí),隨法向黏結(jié)強(qiáng)度增大,試樣中接觸力場在豎向增速較大。法向黏結(jié)強(qiáng)度對顆粒間發(fā)生法向拉裂提供了一定阻尼,增強(qiáng)了顆粒間的黏附力,從而阻止顆粒發(fā)生側(cè)向擠出,宏觀即表現(xiàn)為側(cè)面墻體受力增速隨法向黏結(jié)強(qiáng)度增大而減小。Tσ/Sσ>4時(shí),側(cè)板受力增速開始提升,且比底板受力增速大。法向黏結(jié)強(qiáng)度過大時(shí),顆粒接觸鍵在法向上的黏附性進(jìn)一步得到加強(qiáng),但在切向力學(xué)性質(zhì)保持不變的情況下,試樣力學(xué)性質(zhì)轉(zhuǎn)為受切向指標(biāo)控制,其整體性并不能進(jìn)一步加強(qiáng)或得到維持。

圖12 試樣筒側(cè)板與底板所受法向力比值隨Tσ/Sσ(Sσ不變)的變化Fig.12 Change of normal force ratio between side plate and bottom plate of sample cylinder with Tσ/Sσ (Sσ unchanged)

維持法向黏結(jié)強(qiáng)度不變,切向黏結(jié)強(qiáng)度作為自變量的不同Tσ/Sσ對應(yīng)墻體受力曲線如圖13所示。

圖13 不同Tσ/Sσ(Tσ 不變)對應(yīng)試樣邊界受力的演變Fig.13 Evolution of stress on the boundary of samples corresponding to different Tσ/Sσ (Tσ unchanged)

可以看出,各曲線離散性較好,側(cè)板受力曲線的斜率隨切向黏結(jié)強(qiáng)度增大相應(yīng)增長,底板受力曲線斜率則較為一致,表明切向黏結(jié)強(qiáng)度對接觸力場形狀的形成與發(fā)展具有重要作用。

圖14為切向黏結(jié)強(qiáng)度對墻體接觸力比值的變化,可見其同樣以Tσ/Sσ=4為界,將曲線分為變化率方向不同的兩段,從變化幅度來看,切向黏結(jié)強(qiáng)度對接觸力場長細(xì)比的影響明顯要比法向黏結(jié)強(qiáng)度大。Tσ/Sσ<4時(shí),隨切向黏結(jié)強(qiáng)度減小,側(cè)板受力的增速明顯大于底板受力。切向黏結(jié)強(qiáng)度較大時(shí),接觸鍵切向可傳遞一定的力和力矩,使相鄰顆粒發(fā)生同方向運(yùn)動(dòng)的概率提高,可視為現(xiàn)實(shí)巖土體中的咬合力。咬合力過大時(shí),顆粒切向相互鎖止,阻礙顆粒的側(cè)向位移,對發(fā)生剪脹現(xiàn)象不利,故此時(shí)側(cè)板與底板接觸力比值較小。隨咬合力減小,顆粒側(cè)向力鏈的發(fā)展愈加順暢,整體力鏈網(wǎng)絡(luò)以原先的豎向?yàn)橹鬓D(zhuǎn)變?yōu)榻咏鼒A形擴(kuò)散,則側(cè)板受力的擴(kuò)張速率大于底板。Tσ/Sσ>4時(shí),切向黏結(jié)強(qiáng)度較小,顆粒表面切向主要由動(dòng)摩擦阻礙切向力做功,力鏈整體傳導(dǎo)方向基本固定,且由于試樣的剪脹效應(yīng)已到達(dá)極限,側(cè)板與底板的受力比曲線趨于平緩下降。

圖14 試樣筒側(cè)板與底板所受法向力比值隨Tσ/Sσ(Tσ不變)的變化Fig.14 Change of the ratio of normal force on the side plate and bottom plate of the sample cylinder with Tσ/Sσ (Tσ unchanged)

3 結(jié)論

借助PFC3D對CBR試驗(yàn)進(jìn)行模擬,研究了級配碎石顆粒在CBR試驗(yàn)全過程中的運(yùn)動(dòng)軌跡及受力情況,結(jié)合力鏈模型對試樣中顆粒接觸力的傳遞進(jìn)行分析,確定線性接觸鍵模型中各參數(shù)對接觸力場的作用機(jī)理,得出如下結(jié)論。

(1)由側(cè)板及底板所受法向力演化,分析其比值變化得出:隨貫入量增加,側(cè)板受力過程經(jīng)歷了急速增加與衰退及繼續(xù)較快增加3個(gè)階段,依次反映試樣顆粒向兩側(cè)排擠、水平向力鏈在試樣上部擴(kuò)展,顆粒接觸鍵開始切向破壞、試樣豎向被力鏈貫穿,試樣在法向力作用下側(cè)向約束增長速度較大。并且在整個(gè)過程試樣整體仍以豎向擠壓為主。

(2) 通過分析不同剛度比kn/ks、摩擦系數(shù)μ與黏結(jié)強(qiáng)度Tσ(設(shè)定Tσ/Sσ=1)對試樣接觸力場形狀的作用機(jī)理,發(fā)現(xiàn):以kn/ks=6為界,隨法向剛度的增大,接觸力場長細(xì)比先增加后減小;摩擦系數(shù)及黏結(jié)強(qiáng)度的影響邏輯較為清晰,都是通過改變接觸鍵切向抵抗強(qiáng)度及接觸鍵破壞所需外力做功。隨摩擦系數(shù)或黏結(jié)強(qiáng)度增大,接觸力場長細(xì)比相應(yīng)減小。μ可顯著改變接觸力場形狀,其與接觸力場長細(xì)比呈線性正相關(guān)。

(3) 在顆粒相對運(yùn)動(dòng)中黏結(jié)強(qiáng)度比中法向及切向參數(shù)所起的作用不同,分開研究。切向參數(shù)不變時(shí),發(fā)現(xiàn)法向黏結(jié)強(qiáng)度對試樣接觸力場形狀的影響較小;法向參數(shù)不變時(shí),發(fā)現(xiàn)切向黏結(jié)強(qiáng)度對接觸力場形狀的形成與發(fā)展具有重要作用。進(jìn)一步根據(jù)接觸力比值與黏結(jié)強(qiáng)度比的變化,以Tσ/Sσ=4為界,隨法向黏結(jié)強(qiáng)度增大,其接觸力場長細(xì)比先增加后減小;隨切向黏結(jié)強(qiáng)度增大,所得接觸力場長細(xì)比變化趨勢則為先減小后增加。