破碎岩土体具有可塑性和黏结性，泥质黏土附着在大粒径的砾石颗粒周围并填充砾石颗粒中的空隙。岩土体结构通常由大颗粒(即砾石)和细小颗粒(即泥质黏土)2部分组成，岩土体颗粒组成跨越多个粒级，结构分布差异性较大^[1-3]。因此，研究初始孔隙率和砾石粒径效应对其力学特性和结构稳定性具有重要意义。

已有研究人员进行了砾石粒径、粒径分布、级配区间、含水率等不同影响因素下破碎岩土体力学特性和损伤破坏特征的研究^[4-8]。通过开展一系列三轴实验，获得了影响因素对力学性能及表观抗剪强度的影响，表观强度在非饱和条件下产生明显下降^[6]。连续级配能够填充岩土体间隙，更加影响着岩土体的抗剪强度、结构稳定性，同时基于扩展数学模型获得了线性孔隙比关系，并通过实验结果进一步验证准确性^[7-8]。同时，不少学者认为岩土体力学性能与黏结强度之间具有明显关联性，王鹏飞等^[9]分析出不同胶结度和含水量对泥岩黏聚力和内摩擦角的影响均较小，但影响效果具有互异性；将明镜等^[10]借助微观胶结模型系统地分析出胶结含量能够提高砂土试样的应变软化特性和剪胀性，峰值偏应力与交接含量呈线性增长，试样的破坏，胶结含量对砂土样力学残余强度影响程度较小。

此外，研究岩土体损伤破坏机制和力学性能演变过程中的孔隙微观特征和抗压强度特性，有助于揭示岩土体的变形特征和失稳机制^[11-12]。结合微观技术研究能够发现微裂隙分布及发育状态受粒径分布、级配区间以及初始黏结强度影响显著，微裂隙数量和破损程度与粒径分布和级配区间范围呈正相关变化，黏结强度改变了岩土界面间的粗糙度，增加了颗粒间摩擦力，进而提升岩土体试样抗剪强度^[13-14]。学者进一步通过室内试验分析初始弹性模量和切线模量同颗粒含量及分布间的关系，获得岩土体颗粒破碎状态及对应强度特征^[15-16]，或者采用相似材料开展分级蠕变实验研究出长期影响下轴向荷载和黏结强度成为造成岩土体失稳的主控因素，并且建立了准确反应蠕变特征的四元件分数阶蠕变模型^[17-18]。微细观层面上研究了含水率、黏土矿物含量等因素对孔隙结构造成的负面影响，密实度差将加速岩土体应变软化和能量耗散进程^[19-21]。

上述研究成果对研究破碎岩土体力学特性具有极好的指导作用。但从固结荷载和级配Talbol指数方面分析岩土体整体结构稳定性能的报道较少。本文旨在通过室内实验和微观尺度分析级配Talbol指数和固结荷载对岩土体试样的孔隙结构、力学强度、轴向变形特征的影响，揭示上述影响因素对岩土体力学性能和变形特性的影响机制。探讨破碎岩土体的物理性能和力学性能之间的联系，以期理解级配效应及压实能量效应在宏观和微观尺度上的影响规律和作用机制。

1   试样制备与试验方法

1.1   试样材料

制备试样所需材料取自山西某矿X5陷落柱，平面形态在3号煤层为近椭圆哑铃状，长轴300 m，短轴75 m，陷落柱平均发育高度约550 m，上部发育接近地表，下部岩溶主要形成于中奥陶统上马家沟组，巷道揭露的陷落柱及影响带长度约98 m，破碎带内主要为砂岩块体和泥岩块，陷落柱堆积体密实，巷道过陷落柱全程未见淋水、渗水。实验所需陷落柱充填物样品主要为砾石颗粒与泥质黏土矿物。经过破碎筛选分离出砂质黏土及不同粒径的砾石块体，砂质黏土材料为紫红泥质黏土和灰白色泥质黏土的混合物。选取的砂质黏土密度为1.2~2.0 g/cm³，其整体粒度分布范围为0.3~1 000 μm(图1)。砂质黏土矿物组分中石英及黏土矿物含量占主要成分，均达到了40%(图2)，表明泥岩材料内部活性矿物含量较低，性质稳定，黏土矿物含量较高使得砂质黏土具有较好的黏着性和可塑性。

图  1  砂质黏土试样粒度分布

Figure  1.  Particle size distribution of sandy clay specimen

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图  2  砂质黏土试样矿物组成

Figure  2.  Mineral composition of sandy clay specimen

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1.2   试样制备

三轴实验测试所用陷落柱相似固结装置制备试样尺寸约为50 mm×100 mm，结合X5陷落柱地质情况及实际揭露陷落柱充填物分析，相似模拟岩土体试样粒径相似比为15。为了满足GB/T 50123—2019《土工试验方法标准》中试样直径不应小于最大颗粒直径的5倍要求，选择粒径在1~10 mm之间的粗骨料作为试样骨架颗粒，粒径在1 mm以下的泥岩颗粒作为试样填充物^[22-23]。根据现场取样实际情况筛选制备了5种不同粒径的砂岩颗粒，粒径分别为1~2、>2~4、>4~6、>6~8 mm和>8~10 mm(图3)。为了获得最佳的测试效果，本次实验采用Talbol连续级配理论确定5种骨料颗粒的质量比^[24]，级配理论能够适用于各级粒径不以1/2递减的情况，并且根据Talbol的理论分析和实验材料筛分验证，连续级配能够配置密实度较好的岩土体试样。Talbol连续级配公式如下：

图  3  不同粒径岩土体试样骨架颗粒

Figure  3.  Skeleton Particles of rock-soil mass specimens

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式中：d为破碎岩石粒径，mm；d_max为破碎岩石中最大粒径，mm；M_d为岩样中粒径小于等于d的破碎岩石质量，g；M_t为岩样中破碎岩石总质量，g；n为Talbol级配指数。

单个试样所需泥岩颗粒及骨料颗粒约500 g，各粒径的粗骨料颗粒按照Talbol连续级配公式(1)和式(2)进行配比。分别计算了Talbol指数n为0.1，0.3，0.5，0.7，0.9的破碎岩土体各粒径区间[d₁, d₂]所需骨架颗粒的质量(表1)，从表中不难看出，随着Talbol指数n的增大，试样中泥质黏土颗粒(粒径0~1 mm)含量逐渐减少。

表  1  满足Talbol分布的砾石颗粒质量分布

Table  1.  Mass content of rock particles satisfying Talbol distribution

n	不同粒径下的颗粒质量/g
	0~2 mm	>2~4 mm	>4~6 mm	>6~8 mm	>8~10 mm
0.1	425.67	30.55	18.88	13.87	11.03
0.3	308.52	71.31	49.13	38.66	32.38
0.5	223.61	92.62	71.07	59.91	52.79
0.7	162.06	101.21	86.41	78.01	72.31
0.9	117.46	101.73	96.53	93.31	90.97

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本次破碎岩土体试样按照以下原则进行制备：按照固结试验需要将砂质黏土与骨架颗粒材料按照相应质量混合，将混合料与适量水进行混合均匀后密封保存，静置12 h。如图4所示，待混合均匀后置入高140 mm、直径50 mm的固结模具内，用振动压实机进行初始压实，并在伺服高压固结设备上进行不同固结荷载(1、2、3 MPa)下固结试验。根据GB/T 50123—2019《土工试验方法标准》确定加载等级，采用分级荷载进行逐级加载，为保证试样与仪器上下各部之间较好接触，加载过程中固结试样变形每小时变化不大于0.01 mm，即视为稳定状态，然后施加下一级荷载，依次逐级加载至试样制备结束^[25-26]。试样制备后端面应经过整平处理，每个试样的最终尺寸约为直径50 mm、高度100 mm，试样两端面的平整度小于0.02 mm。

图  4  固结试验

Figure  4.  Consolidation test

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1.3   试验设备及方法

三轴实验系统如图5所示，该系统包括加载系统和变形监测系统。可控制最大约束压力为60 MPa，最大轴向力为380 MPa，精度可控制在±0.01 MPa。两个LVDT位移传感器沿轴向放置在设备中，精度为0.001 mm。

图  5  三轴实验系统

Figure  5.  Triaxial testing system

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根据试件的单轴抗压强度及实际赋存条件，固结后的破碎岩土体试样在三轴实验系统上围压设置为2 MPa。实验中，以0.1 MPa/s的速度将约束压力施加到预定值，然后用应变加载法控制轴向力。轴向压力以0.02 mm/min的速度施加，偏应力变化率小于0.005%或达到传感器测量范围时停止实验。

2   实验结果及分析

2.1   岩土体试样应力−应变曲线特征分析

脆性岩石在三轴加载过程中全应力−应变曲线变化特征一般分为4~5个阶段^[27-28]：原生孔隙压密段、线弹性为变形段、裂隙扩展发育段和失稳破坏跌落段(非稳定破坏段和局部过渡段)；岩土结构体一般还表现出类蠕变变化特征^[29]。为研究固结荷载、Talbol指数对破碎岩土体力学强度及变形特性的影响，针对岩土体试样(Talbol指数为0.5，固结荷载为2 MPa)开展三轴压缩实验，以应力−应变曲线以轴向应变为横轴，偏应力为纵轴，偏应力相较于主应力能够较为真实地反映出岩土体试样的变形规律，排除了由于围压作用导致曲线初期出现的下凹状变形特征，获得了试样典型的应力−应变曲线(图6)。

图  6  岩土体试样应力−应变曲线

注：$ {\sigma _1} $—主应力；$ {\sigma _3} $—侧向围压；${\sigma _{\rm{d}}}$—试样应力变化率0.05%时对应的偏应力；$ {\varepsilon _1} $—轴向应变。

Figure  6.  Stress-strain curve of rock-soil mass specimen

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由图6可知，岩土体试样的应力应变曲线可以划分为4个阶段：① 孔隙压密段oa，固结岩土体试样的原始空隙及微裂隙在轴向力作用下挤压致密，应力应变曲线在此阶段一般呈略微上凸状。② 稳定变形段ab，岩土体试样内部空隙及微裂隙基本闭合，试样自身应力应变近似保持线性增长关系。③ 变形破坏段bc，岩土体试样中产生的微裂隙逐步发育、扩展，导致试样整体稳定性下降，应力−应变曲线斜率大幅度减小。④ 类蠕变阶段cd，岩土体试样应力变化速率随应变的增大进一步减缓，试样整体呈现类蠕变特性，内部裂隙及空隙结构呈发育扩展→闭合→发育的循环状态，岩土体结构变形特征已显现。

2.2   岩土体应力应变规律

通过三轴加载实验来研究不同Talbol指数级配及不同固结荷载下的岩土体应力−应变关系，并绘制了加载过程中的全应力−应变曲线(图7)。以上所有实验均在相同加载速度下进行，根据实验结果可以看出，在三轴加载条件下，不同岩土体试样的应力−应变曲线基本都满足图6中特定的曲线变化特征，固结荷载越大，曲线变化特征越明显。由图7可知，当级配Talbol指数相同时，岩土体试样偏应力随着固结荷载的增大逐渐增大，出现这种情况的原因主要是随着固结荷载的增加，试样自身的空隙和微裂隙在初始阶段就处于低孔隙率状态，整体密度增加，强度效应增强。固结荷载保持不变，n由0.1增加至0.5时，岩土体试样偏应力显著增加，随着Talbol指数继续增加，偏应力强度整体呈缓慢减小的趋势。主要原因是随着级配Talbol指数的增加，岩土体试样内较大的骨架颗粒质量增加，骨架颗粒提供的抗压承载力增强，颗粒间相互作用力使得试样完整性和稳定性增强，随着指数的持续增大，泥质黏土矿物的减少和缺失导致颗粒间弱胶结效应减弱，抗剪效应变弱，进而导致偏应力到达阈值后无法进一步增大。

图  7  不同固结荷载条件下不同Talbol指数的岩土体试样应力−应变曲线

Figure  7.  Stress-strain curve of rock-soil mass specimens with different Talbol index and consolidation Pressure

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由图7b可知，相同固结荷载状态下，n为0.5时岩土体试样偏应力最大，反映了此状态下试样密实性较好，颗粒分布较好地符合最大密度曲线，同时也验证了Talbol级配最优理论。n为0.1和0.3时的应力−应变曲线相较于较大Talbol指数曲线不够光滑，在局部出现微波动现象，但总体发展趋势明显，这是因为岩土体试样颗粒在三轴加载实验中多以点接触为主，产生局部的接触应力集中，由于骨料粒径较小导致点接触极不稳定，易发生错动引起变形曲线的微波动现象。当轴向应变大于0.04时，多数岩土体试样的偏应力强度变化率逐渐减小，偏应力变化趋于平缓。此时试样进入类蠕变状态，随着加载继续进行，偏应力强度变化率趋于稳定，即岩土体试样达到临界状态。

2.3   岩土体强度与变形特征分析

偏应力 ${\sigma _{\rm{d}}}$ 和轴向应变 ${\varepsilon _{1{\rm{d}}}}$ (偏应力强度变化率为0.05%时对应的应变)是描述岩土体试样性能的主要力学参数。岩土体试样三轴抗压强度的变化规律如图8所示。由图8可知，岩土体试样的偏应力随着Talbol指数的增加而呈先增加后减小的趋势，偏应力的增长率随着固结荷载的增加而减小。当固结荷载为1 MPa，n从0.1增加到0.9时，偏应力由3.12 MPa增加到8.78 MPa，增加了181.5%。同样，固结荷载为2 MPa和3 MPa的岩土体试样，n从0.1增加到0.9时，偏应力分别增加了168.6%和135%。很显然，固结岩土体试样级配Talbol指数变化对其偏应力强度有明显影响，尤其是n小于0.5时。采用2次多项式对岩土体三轴抗压强度与Talbol指数n进行拟合，拟合度均超过92%，根据拟合曲线分析，不同固结荷载下岩土体三轴抗压强度达到峰值的Talbol指数分别为0.71、0.65和0.64。

图  8  岩土体试样偏应力变化规律

Figure  8.  Change chart of compressive strength of rock-soil mass specimen

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由图8可知，岩土体试样三轴抗压强度随着固结荷载的增加而增加，满足线性拟合关系，拟合度平均值超过92%，偏应力的增长率随着Talbol指数的增加基本呈逐渐减小的趋势。n为0.1时，固结荷载由1 MPa增加至3 MPa时，偏应力由3.12 MPa增加到4.97 MPa，增加了59.27%。n由0.3变化至0.9时，偏应力分别增加了54.17%、43.61%、31.76%和33.24%。由此可以看出，增加固结荷载和级配Talbol指数均可以提高岩土体的偏应力强度，固结荷载和Talbol指数均通过减小试样的孔隙率进而增加密度来改变岩土体的结构特性，将提高岩土体内部颗粒应力集中状态，两者对岩土体的偏应力影响均比较显著。

图9给出了岩土体试样的轴向应变的变化规律。峰值应变的变化过程都不具有明显的递增或递减规律。由图9a可知，当固结荷载为1 MPa时，级配Talbol指数从0.1变化为0.9过程中，岩土体试样的轴向应变分别从5.892%变化至5.108%，应变变化率为15.36%，同样，对于固结荷载为2 MPa和3 MPa的岩土体试样，轴向应变分别从5.927%和5.987%变化至5.324%和4.753%，应变变化率为11.32%和25.96%；由图9b可知，当Talbol指数相同时，固结荷载从1 MPa增加到3 MPa时，n由0.1变化到0.9的轴向应变分别从5.336%、5.927%、5.72%、5.987%和5.497%变化到4.753%、5.48%、5.171%、5.793%和5.108%，应变变化率为12.27%、8.14%、10.62%、3.35%和7.61%。与三轴抗压强度的变化规律相对比，级配Talbol指数和固结荷载对岩土体试样的轴向应变影响更加具有无序性。

图  9  岩土体轴向应变变化规律

Figure  9.  Change chart of axial strain of rock-soil mass

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2.4   不同Talbol指数和固结荷载对岩土体试样孔隙结构特征的影响

通过压汞实验数据计算了岩土体试样在不同级配Talbol指数和固结荷载下的平均孔隙结构特征参数(图10)。由图10可知，Talbol指数的变化对岩土体试样的孔隙率和孔隙体积有显著的影响。孔隙率与孔隙体积的变化整体呈相同趋势。当固结荷载从1 MPa增加至3 MPa，不同级配Talbol指数的岩土体试样孔隙率和孔隙体积呈逐渐减小的趋势，不同的是两个特征参数的下降幅度有明显差异。n由0.1变化至0.9时，随着固结荷载的增加，孔隙率分别降低了为0.8301%、2.3979%、4.4197%、3.5263%和4.1721%；孔隙体积分别减小了0.0307 、0.0138、0.0211 、0.023 mL/g和0.0119 mL/g。进一步分析可知，相同固结荷载下，随着Talbol指数的增加，岩土体试样的孔隙率和孔隙体积整体呈先增大后减小的趋势。然而，当固结荷载2 MPa时，n为0.1和0.3时的岩土体试样孔隙率和孔隙体积的变化幅度与0.5~0.9下的不同。Talbol指数小于0.5的岩土体试样的孔隙率和孔隙体积持续增大。而在大于0.5的Talbol指数下，孔隙率和孔隙体积变化不明显。

图  10  岩土体试样孔隙特征参数

Figure  10.  Pore structure characteristic parameters of rock-soil mass specimen

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以上结果表明，由于固结荷载的增加，压实程度逐渐充分，岩土体结构性和完整性效果较好，更多的水化黏土矿物填充到骨架颗粒间的空隙及微裂隙中，导致岩土体试样的孔隙率和孔隙体积减小。但是，随着级配Talbol指数的增大，施加固结荷载压实过程中会在较大骨架颗粒周围中产生新的空隙及微裂隙，导致后期在较大的Talbol指数下岩土体试样的孔隙率和孔隙体积变化不明显或者小幅减小。

2.5   岩土体试样微观结构特征分析

通过电镜扫描实验对实验后的岩土体进行微观结构研究(图11)。由图11可知，固结荷载为1、2 MPa的岩土体内部结构整体呈堆砌固结状态，试样在较大骨架颗粒作用下整体结构逐渐变得疏松且局部分布着大小不一的孔隙、微裂隙和空隙。在三轴加载过程中由于受围压作用，骨架颗粒之间的摩擦力和黏聚力增大使得试样的偏应力强度逐渐增大，由于泥质黏土矿物自身独特的膨胀性和可塑性，岩土体内部孔隙及裂隙在黏土矿物填充下经历发育扩展→闭合→发育的循环状态，最终使得偏应力趋于稳定的类蠕变阶段。这一点也证实了本文2.2节和2.3节中关于固结荷载对试样强度及轴向应变影响讨论的正确性。同时随着固结荷载的增大，试样整体结构密实度随之增大，可以观察到泥质黏土在水化作用下包裹在岩土体中骨架颗粒表面。随着固结荷载的增加，岩土体试样的整体结构呈现密实的堆砌特征，表现出骨架颗粒结合界面作用力，即泥质黏土和骨架颗粒表面间的土壤粘结力和摩擦力，进而有效地限制了骨架颗粒与泥质黏土的相对滑移，较好提升了岩土体试样的偏应力强度和整体稳定性。

图  11  岩土体试样变形微观结构特征

Figure  11.  Microstructure characteristics of deformed rock-soil mass specimen

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3   岩土体变形机制分析

通过实验分析结果可知，级配Talbol指数及固结荷载对岩土体的力学强度、结构变形特征以及孔隙结构有显著的影响。岩土体试样在固结荷载作用下，空隙和微裂隙被进一步压实，导致岩土体的孔隙率降低，颗粒间黏聚力和摩擦力增加，岩土体密实性和结构稳定性增强。

岩土体在与水混合制备固结试样过程中，相互作用的基本因素是初始状态下的水化及泥化作用。在水化过程中，自由水通过溶解泥质黏土中的一些矿物成分填充骨架颗粒并进入较大的孔隙结构内部，从而增强颗粒间的胶结性。同时，泥质黏土中含有大量的高岭土、蒙脱石等黏土矿物，当水渗透到黏土矿物中，由于其自身的膨胀和结块特性。使得黏土矿物在膨胀作用下微裂纹扩展以及新的孔隙。在固结荷载作用下，黏土矿物的粘结作用将重新填充孔隙和微裂纹，固结荷载越大，岩土体试样的致密性越高，结构越稳定。同样，固结荷载改变了岩土体原生孔隙结构特征，随着固结压力的增加，泥质黏土矿物进一步减少了孔隙和孔喉的数量，降低了岩土体的孔隙率及孔隙体积，使得试样密实性增强。孔隙结构的变化使得岩土体试样承载能力的增加，从而承载强度得到提升。较小的孔隙率减弱了试样变形扩展的能力，而这正是岩土体试样保持结构稳定性所需要的。

基于上述固结荷载及级配Talbol指数对陷落柱充填物力学特征实验结果的分析，能够全面提升陷落柱充填体力学强度及变形特性的分析能力。陷落柱或断层此类复杂地质工况中，针对性分析内部破碎岩土体级配特性以及其赋存条件，更有利于判断其结构稳定性。

4   结 论

a. 岩土体应力−应变曲线可以划分为孔隙压密段、稳定变形段、变形破坏段和类蠕变阶段4个阶段，并且固结荷载和Talbol指数越大，曲线变化特征越明显；岩土体偏应力随着Talbol指数n呈先增加后减小的趋势，随着固结荷载呈线性增加。

b. 采用二次多项式对岩土体偏应力强度与Talbol指数n进行拟合，拟合度均超过92%，根据拟合曲线分析，不同固结荷载下岩土体三轴抗压强度达到峰值的Talbol指数分别为0.71、0.65和0.64。试样密实度与固结荷载和Talbol指数呈正相关，密实度越高抗压效果逐渐明显，黏土矿物水化后填充岩土体内部孔隙及微裂隙，导致岩土体试样的孔隙率和孔隙体积下降，骨架颗粒间的接触由点接触逐渐转为点-面接触，颗粒间相互作用逐渐增强，骨架结构效应越来越显著。

c. 研究固结荷载和颗粒级配对陷落柱岩土体力学特性及孔隙结构特征能够为分析陷落柱发育状态，判断其结构稳定性提供数据支撑，但岩溶陷落柱内部结构复杂，底部岩溶承压水同样威胁着陷落柱的结构稳定性。因此，仍需优化级配方式对陷落柱岩土体耦合效应进行深入研究。