冻融循环下土石混合体-混凝土界面剪切特性及孔隙结构演化特征试验研究 Experimental study on shear characteristics and pore structure evolution characteristics of soil-rock mixture-concrete interface during freeze-thaw cycles 1 corresp first-author 唐丽云，博士，教授，从事冻土及岩土工程等研究；E-mail：tangly@xust.edu.cn 唐丽云，博士，教授，从事冻土及岩土工程等研究；E-mail：tangly@xust.edu.cn tangly@xust.edu.cn 1 2 3 4 5 6 西安科技大学 建筑与土木工程学院，陕西 西安，710054 西安科技大学 建筑与土木工程学院，陕西 西安，710054 School of Architecture and Civil Engineering, Xi'an University of Science and Technology, Xi'an 710054, China School of Architecture and Civil Engineering, Xi'an University of Science and Technology, Xi'an 710054, China 西安科技大学 机械工程学院，陕西 西安，710054 西安科技大学 机械工程学院，陕西 西安，710054 School of Mechanical Engineering, Xi'an University of Science and Technology, Xi'an 710054, China School of Mechanical Engineering, Xi'an University of Science and Technology, Xi'an 710054, China 中交第一公路勘察设计研究院有限公司，陕西 西安，710075 中交第一公路勘察设计研究院有限公司，陕西 西安，710075 CCCC First Highway Consultants Co. Ltd., Xi'an 710075, China CCCC First Highway Consultants Co. Ltd., Xi'an 710075, China 西安科技大学 地质与环境学院，陕西 西安，710054 西安科技大学 地质与环境学院，陕西 西安，710054 College of Geology and Environment, Xi'an University of Science and Technology, Xi'an 710054, China College of Geology and Environment, Xi'an University of Science and Technology, Xi'an 710054, China 中国科学院西北生态环境资源研究院，甘肃 兰州，730000 中国科学院西北生态环境资源研究院，甘肃 兰州，730000 Northwest Institute of Eco-Environment and Resources, CAS, Lanzhou 730000, China Northwest Institute of Eco-Environment and Resources, CAS, Lanzhou 730000, China 西京学院 陕西省混凝土结构安全与耐久性重点实验室，陕西 西安，710123 西京学院 陕西省混凝土结构安全与耐久性重点实验室，陕西 西安，710123 Shaanxi Key Laboratory of Safety and Durability of Concrete Structures, Xijing University, Xi'an 710123, China Shaanxi Key Laboratory of Safety and Durability of Concrete Structures, Xijing University, Xi'an 710123, China 赵俊 为探明冻融循环下寒区土石混合体-混凝土界面强度劣化机制，首先，通过核磁共振(NMR)分层测试获取界面区孔隙结构演化特征；其次，考虑冻融循环次数、含石率、法向应力的影响开展直剪试验，以探究界面剪切力学特性；同时，基于分形理论定量评价界面区孔隙结构特征；最后，结合界面区孔隙结构演化特征与界面强度劣化规律揭示界面强度劣化机理。研究结果表明：土石混合体层及界面层 T 2 谱分布均有2个峰值，随冻融次数增加向右发生偏移，反映了冻融过程孔隙结构的演化特性；界面剪切应力-位移曲线表现为应变软化型，界面抗剪强度及黏聚力随冻融次数增加呈现急剧下降、反翘、缓慢下降3个阶段；分形维数随冻融次数的增加呈先增大后减小趋势，随含石率的增加而增大；第1次冻融循环后，界面区土颗粒聚集成较大的团聚体，界面层孔隙体积增大，孔隙复杂程度变大，界面整体性下降，经历5次冻融后，团聚的土颗粒逐渐变脆破碎导致骨架塌落、孔隙体积减小，界面处黏结力增大，称第5次冻融循环为骨架结构变形“分水岭”，之后随冻融次数的增加碎石外部的土颗粒逐渐剥落，界面区孔隙体积增大，界面逐渐脱黏劣化。 In order to explore the mechanism of soil-rock mixture (S-RM)-concrete interface strength degradation during freeze-thaw cycles, firstly, the evolution characteristics of the pore structure in the interface area were obtained through the nuclear magnetic resonance(NMR) layered test. Secondly, a direct shear test considering the effects of freeze-thaw cycles, rock content, and normal stress was carried out to explore the mechanical properties of interface shear. At the same time, based on the fractal theory, the pore structure characteristics of the interface area were quantitatively evaluated. Finally, according to the pore structure characteristics of the interface zone and the interface strength degradation law, the interface strength degradation mechanism was revealed. The results show that there are two peaks in the T 2 spectrum distribution of S-RM layer and interface layer, which shift to the right with the increase of freezing and thawing times, reflecting the evolution characteristics of pore structure in the freezing and thawing process. The shear stress-displacement curve of the sample shows a strain-softening type, and the interface shear strength and cohesive force show three stages of sharp decline, reverse warping, and slow decline with the increase of freezing and thawing times. The fractal dimension first increases and then decreases with the increase of the freezing and thawing times, and increases with the increase of the rock content. After the first freeze-thaw cycle of the S-RM in the interface zone, the internal soil particles aggregate into larger aggregates, the pore volume increases, the pore complexity becomes larger, and the integrity of the interface decreases. After 5 freeze-thaw cycles, the agglomerated soil particles gradually become brittle and broken, leading to the collapse of the skeleton, the reduction of pore volume, and the increase of adhesion at the interface. The 5 freeze-thaw cycles are called the "drainage divide " of skeleton structure deformation. Then with the increase of freezing and thawing times, the soil particles outside the gravel gradually peels off, the pore volume of the interface area increases, and the interface gradually debones and deteriorates. 冻融循环 土石混合体-混凝土界面 NMR 孔隙演化特征 剪切特性 freeze-thaw cycle soil-rock mixture-concrete interface NMR pore evolution characteristics shear characteristics 土石混合体作为一种特殊工程地质体主要由块石及细粒土体组成，孔隙结构特征复杂且具有较强的环境依赖性 [ 1 1 - 3 3 1-3 ] 。土石混合体-混凝土界面问题广泛存在于寒区各类工程建设中 [ 4 4 ] ，受冻融作用影响，界面区水热活动频繁，冰晶体反复消融重聚改变颗粒间的排列及联结方式，同时孔隙结构发生剧烈变化甚至出现架空结构，界面区骨架受力重组，诱发土石混合体-混凝土界面强度劣化，进而破坏建(构)筑物原有的稳定性，导致失稳破坏现象频发 [ 5 5 - 7 7 5-7 ] 。因此，有必要对冻融循环下土石混合体-混凝土界面细观孔隙结构演化特征及强度劣化特性进行探究，以期通过细观孔隙结构演化规律揭示界面强度损失的内在机理。 目前，国内外学者对于不同影响因素下土体与混凝土界面宏观力学特性开展了大量的研究工作。ZHAO等 [ 8 8 - 9 9 8-9 ] 对人工冻结粉砂结构接触面进行直接剪切试验，发现在剪切位移为0.7 mm时剪切应力达到最大，同时冻结温度对最大剪应力和最终剪应力都有重大影响；SUN等 [ 10 10 - 11 11 10-11 ] 开展了不同边界条件下冻土与结构接触面的剪切试验，认为冻土与混凝土接触面层受力变形特性受法向应力、含水率、冻土温度等因素影响显著；LIU等 [ 12 12 - 13 13 12-13 ] 进行了冻土-混凝土界面系列直剪试验，研究发现剪应力-位移曲线可分为5个阶段，即弹性变形阶段、塑性变形阶段、整个滑动阶段、应变硬化阶段和稳定残余强度阶段，峰值抗剪强度与法向压力和温度呈线性关系；张国栋等 [ 14 14 ] 开展了土石混合体-混凝土接触面大型直剪试验，发现高法向应力下应力-应变曲线为应变软化型，低法向应力下则为应变硬化型；冯大阔等 [ 15 15 ] 研究表明，在单调和循环剪切过程中，粗粒土与人工粗糙钢板组合体的界面发生明显剪切变形，在循环剪切过程中，界面逐渐剪切硬化，主应力应变曲线形式为理想弹塑性模型；成浩等 [ 16 16 ] 通过碎石料与结构界面的大型直剪试验发现，碎石含量对界面的力学特性有显著影响，界面剪切强度随碎石含量的增大而增大；陈静等 [ 17 17 ] 进行了不同含石量土石混合体与抗滑桩的大型直剪试验，发现随着含石量的增大，界面处抗剪强度及内摩擦角呈现出先减小后增大的抛物线型变化趋势，而黏聚力则逐渐减小；张嘎等 [ 18 18 - 19 19 18-19 ] 对粗粒土与结构界面在单调荷载作用下的力学特性进行试验研究，并从宏观和细观2个角度分析总结了界面的力学特性和受力变形机理；杨忠平等 [ 20 20 ] 通过土石混合体-基岩界面直剪试验发现，随法向应力增大，剪切应力-位移曲线由应变软化向应变硬化转变，抗剪强度随含石率的增加呈先增大后减小的趋势。经冻融作用后，土体的力学特性变化较常温土体更为复杂，丑亚玲等 [ 21 21 ] 采用不固结不排水直剪试验，开展了冻融次数、基质吸力等因素对非饱和氯盐渍土结构、非饱和黄土结构 [ 22 22 ] 界面力学性能影响的相关研究，结果表明，随着冻融次数增加，界面黏聚力呈现下降趋势；何鹏飞等 [ 23 23 ] 进行了不同冻融次数、法向应力等因素下的冻土-混凝土界面直剪试验，结果表明，冻融循环对界面剪应力与水平位移曲线的影响较小，且峰值剪切强度随冻融循环增加而降低。在冻融循环下，界面处土石混合体孔隙骨架结构变化是界面力学特性劣化的重要原因。孔隙分形特征可用于反映试样孔隙结构的复杂程度，分形维数越高，其孔隙结构越复杂。针对土石混合体这类多孔介质，众多学者基于压汞法 [ 24 24 ] 、电镜扫描 [ 25 25 ] 、NMR [ 26 26 - 28 28 26-28 ] 等技术对其内部孔隙分形特征展开分析，定量评价孔隙结构特征。以上研究主要集中于冻土-混凝土、常温下粗粒土-混凝土以及冻融循环下冻土-混凝土界面力学特性的探讨，目前针对寒区冻融循环下土石混合体-混凝土界面的细观孔隙结构演化特征以及界面宏观力学特性劣化规律方面的研究鲜见报道，尤其尚未通过冻融后界面孔隙结构演化特征来揭示界面宏观力学特性劣化机制。 因此，本文针对寒区冻融循环下土石混合体-混凝土界面宏观力学特性及劣化机制等问题，开展土石混合体-混凝土界面宏细观试验研究。选取含水率为15%，含石量为0、15%、35%、45%的土石合体-混凝土组合体试样为研究对象，利用NMR分层测试技术测定试样界面处不同冻融循环次数后孔隙结构演化特征；开展不同冻融循环次数后试样的直剪试验，探究其宏观剪切力学特性；最后，基于分形理论对冻融循环下土石混合体-混凝土界面孔隙变化进行定量表征，结合冻融循环下孔隙结构演化特征揭示界面强度劣化机制，以期为寒区工程建设及已建工程的针对性防控提供指导。 1 试样的制备及试验方法 1 1.1 　试样材料与试验仪器 2 本试验土样取自青藏冻土区典型土质-粉质黏土，依据《土工试验方法标准》 [ 29 29 ] 将土体烘干、碾碎、过筛、重塑，得到符合试验要求的重塑土样，利用光电式液塑限仪测得其土体塑限为14.5%，液限为31.8%，土石混合体的级配曲线如 图1 图1 所示。试验所用碎石岩性为花岗岩，根据《公路土工试验规程》(JTG E40—2007) [ 30 30 ] 要求，碎石的最大粒径不得超过试样高度的1/4和试样直径的1/8，该大型直剪仪剪切盒的直径为150 mm，高度为100 mm，确定最大碎石尺寸不超过20 mm，采用等量代替法剔除超粒径碎石。为了真实体现实际工程中土石混合体-混凝土界面的接触胶结状态，本文采用现浇混凝土，混凝土配合比如 表1 表1 所示。 混凝土等级 水灰比 水泥、沙土、碎石、防冻剂质量比 C30 0.38 1꞉1.11꞉2.72꞉0.15 使用南京土壤仪器厂生产的应变控制式直剪仪进行土石混合体-混凝土界面抗剪强度试验，剪切速率为0.8 mm/min，试验过程中，利用配套研制的数据采集装置完成应力、位移信号的实时采集。为了充分考虑尺寸效应，本试验对剪切盒进行改装，改装后直剪盒直径150 mm、高100 mm，剪切盒分上下两部分，高度均为50 mm，改装后的大尺寸剪切盒如 图2 图2 (a)所示，土石混合体-混凝土界面正好与剪切盒剪切面重合，直剪仪工作原理如 图2 图2 (b)所示。 (a) 改装后的大尺寸剪切盒；(b) 直剪原理示意图 采用纽迈核磁共振微结构分析系统(MacroMR12-150H-I型)对试样进行核磁共振分层测试，如 图3 图3 所示，其主要包括工控机(含谱议系统)、射频单元、磁体柜及控温系统4个部分。 1.2 　试样制备及试验过程 2 为充分考虑不同影响因素(冻融次数、含石率、法向应力)对界面力学参数的影响，根据对青藏工程走廊风火山站点的土石混合体浅表层取样测试结果，选取含水率为15%，不同含石率(0、15%、35%、45%)的试样，采用5种冻融循环次数(0、1、3、5、10次)，在不同法向应力(100、150和200 kPa)下进行试验，具体试验工况如 表2 表2 所示。 工况 冻融次数 法向应力/kPa 含水率/% 含石率/% Ⅰ 0 100，150，200 15 0，15，35，45 Ⅱ 1 100，150，200 15 0，15，35，45 Ⅲ 3 100，150，200 15 0，15，35，45 Ⅳ 5 100，150，200 15 0，15，35，45 Ⅴ 10 100，150，200 15 0，15，35，45 土石混合体-混凝土界面试样制备过程如下：依据规范要求，试样土石混合体部分采用击实法制备，首先，将天然风干后分级过筛的试验用土按试验方案所需水量加入蒸馏水拌和均匀后密封静置24 h，以保证土样的含水量均匀一致；然后，配置4种含石率的土石混合体，分3层置于直径为150 mm、高度为50 mm的模具中并击实，利用油压千斤顶将土石混合体土样顶出，置于高100 mm的模具内。混凝土部分采用现浇混凝土，将搅拌均匀的混凝土浇筑到模具内，并充分振捣使现浇混凝土与土石混合体充分接触以及保证混凝土充分密实，为防止试样水分蒸发，将制好的试样用保鲜膜包裹并贴上标签装入自封袋中密封，置于养护箱内养护28 d，制得的试样如 图4 图4 所示。 首先，对养护好的试样进行冻融循环试验，试样用密封袋装好后放在环境温度为-25 ℃的低温试验箱里冻结12 h，在常温(15~25 ℃)下融化12 h，即视为一次冻融循环。 其次，利用核磁共振试验仪对不同冻融循环后的试样进行分层测试，通过FID(free induction decay)序列调整射频脉冲频率与固有频率一致，即寻找中心频率测试，确定SE-SPI分层序列参数，该核磁共振检测范围宽度为150 mm。根据前人对不同介质界面试样分层测试的分层结果 [ 31 31 ] ，分层测试将检测区等分为33层，每层宽度为4.55 mm( 图3 图3 )，其中，第6~16层为土石混合体部分，第18~28层为混凝土部分，第17层为试样界面层，第1~5层和第29~33层为试样外侧。通过对 T 2 谱数据反演分析，进而揭示不同冻融次数后土石混合体-混凝土界面处孔隙结构演化特征。 最后，利用改装应变式直剪仪对冻融不同次数后的试样进行直剪试验，试验过程中实时记录剪切应力及剪切位移，演算冻融不同次数后界面抗剪强度及抗剪指标，讨论土石混合体-混凝土界面剪切应力-位移曲线变化特征，明晰冻融循环对不同含石量土石混合体-混凝土界面抗剪强度及抗剪指标的影响。 2 冻融作用下土石混合体-混凝土界面细观孔隙结构演化特征分析 1 土石混合体-混凝土界面通常被认为是相对较弱的区域，冻融循环下，土石混合体-混凝土界面和附近区域的孔隙变化明显。因此，本文开展NMR分层测试试验，对界面区孔隙结构特征进行深入分析和探讨，揭示冻融下界面层和邻近层孔隙差异及其演化过程。为此，分析了不同含石率下土石混合体层、界面层及混凝土层孔隙 T 2 谱分布，并比较了0、1、3、5和10次冻融循环后的 T 2 谱分布特征。 不同层 T 2 谱弛豫时间反映试样内部孔径大小及分布，信号强度反映孔径含量。横向弛豫时间 T 2 与孔径 r 的对应关系如下： <math display="block" id="M1"><mi>r</mi><mo>=</mo><msub><mrow><mi>ρ</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msub><msub><mrow><mi>F</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">s</mi></mrow></msub><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703102&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703086&type= 15.07066536 4.48733330 式中： r 为孔隙半径； <math id="M2"><msub><mrow><mi>ρ</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703137&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703135&type= 3.38666677 4.48733330 为横向表面弛豫强度； F s 为形状几何因子，参照前人研究 [ 32 32 ] ， <math id="M3"><msub><mrow><mi>ρ</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msub><msub><mrow><mi>F</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">s</mi></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703149&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703120&type= 7.11199999 4.48733330 取 0.2 μm/ms。 根据孔径将试样NMR测试孔隙分为3类，即微孔孔径孔隙( T 2 < 10 ms， r < 2 μm)、介孔孔径孔隙(10 ms < T 2 < 100 ms，2 μm < r < 20 μm)、大孔孔径孔隙( T 2 > 100 ms， r > 20 μm) [ 33 33 - 34 34 33-34 ] 。 由于不同含石率试样的核磁结果大致相同，因此，本文仅选取含石率为35%的试样的NMR测试结果进行分析。含石率为35%时土石混合体及界面层孔隙分布如 图5 图5 所示。从 图5 图5 (a)可以看出，在第16层土石混合体部分，孔隙分布呈双峰分布，微孔孔隙的 T 2 谱主要分布在1~20 ms范围内，介孔孔隙主要分布在20~80 ms范围内，且相对于微孔来说峰值较小。随冻融次数的增加，左峰向右移动，微孔孔径增加；右峰有向上、向右移动的趋势，且峰面积变化不显著，总体来说，土石混合体层孔隙率增大，孔隙孔径具有变大的趋势。同时可以看到，微孔与介孔中间的弛豫时间间隔变小，表明界面层微孔孔隙增多的同时原有微孔孔隙向介孔孔隙发育，此时，孔隙之间产生联通效应，导致界面处微裂纹的生成，诱发土石混合体-混凝土界面脱黏。在0~3次冻融循环中，孔隙大小和数量变化幅度相对较小，只有在5次循环时才变得显著；冻融循环5次时，由于土石混合体骨架塌落相对应的微孔隙体积有所减小，介孔孔隙增多。冻融循环10次时，微孔孔隙数量明显增多，相对应的介孔孔隙有所减少。 (a) 土石混合体层；(b) 界面层 从 图5 图5 (b)可以看出，在试样界面层， T 2 谱分布具有2个特征峰值。微孔孔隙 T 2 谱分布在0.6~ 10 ms的范围内，介孔孔隙主要分布在10~100 ms内。 T 2 谱分布范围兼具了土石混合体和混凝土的孔隙孔径分布特点。经过3次冻融循环时，2个峰均向右移动，微孔孔径增大， T 2 谱面积增加相对较小；但经过5次冻融循环时，由于土石骨架塌落，此时界面层微孔孔隙体积减小，介孔孔隙体积稍有增长。当冻融循环10次时，界面处孔隙经多次冻融，微孔逐渐向介孔发展，孔隙间出现联通现象，此时，空隙以介孔孔隙为主，表明土石混合体与混凝土界面处的联结整体性变差，并且存在内部孔隙缺陷，诱发界面脱黏劣化。 试样混凝土部分为同一批材料制作，因此，在不同含石率下，第18层混凝土侧的孔隙演化规律基本一致，只对含石率15%时混凝土层的孔隙结构分布情况进行分析，结果如 图6 图6 所示。从 图 6 图 6 可知：混凝土孔隙分布有2个峰，主要为0.2~ 10 ms范围的微孔和20~100 ms范围的介孔，随着冻融循环次数的增加，微孔的孔体积逐渐增加，右侧长松弛孔隙的 T 2 谱向右上方扩展，意味着介孔的体积增加。在前5次冻融循环中，孔隙的这种变化相对较慢，当冻融循环5~10次时，这种变化逐渐变得明显。 以含石率15%的土石混合体层及界面层核磁共振谱面积变化情况为例进一步说明冻融循环下界面区孔隙结构演化规律，土石混合体层及界面层谱面积及其增长率分别如 表3 表3 和 表4 表4 所示。从 表3 表3 和 表4 表4 可以看出：随冻融次数增加，试样 T 2 总谱面积在不断增加，总孔隙体积不断增大。在整个冻融循环过程中，土石混合体层及界面层峰1微孔孔隙增长趋势大致相同，其中，与冻融0次时相比，冻融1次时，土石混合体层和界面层的峰1谱面积增长率分别为5.48%和4.42%，与冻融循环1次时相比，冻融循环3次时，土石混合体层和界面层的峰1谱面积增长率分别为8.35%和5.38%；冻融循环5次时，峰的谱面积有所减小，与冻融循环3次时相比，土石混合体层和界面层的峰1的谱面积增长率分别为-2.05%和-2.37%，这和土石混合体因冻融循环造成的骨架塌落有关；与冻融循环5次时相比，冻融循环10次时，土石混合体层和界面层的峰1的谱面积增幅分别为14.51%和11.96%。与冻融循环0次相比，冻融循环5次时，土石混合体层及界面层峰2介孔谱面积增长率分别为50.45%和62.83%。可见，界面层的孔隙增长较多，受冻融影响较大；冻融循环10次时，峰2介孔谱面积都呈减少趋势，与冻融循环5次时相比，土石混合体层和界面层的峰2的谱面积增长率分别为-21.56%和-28.26%，说明冻融对界面区孔隙结构演化影响显著。 2 冻融循环数/次 2 总谱 面积 2 峰1 2 峰2 谱面积 增长率/% 谱面积 增长率% 0 622 511 0 111 0 1 669 539 5.48 130 17.12 3 719 584 8.35 135 3.85 5 739 572 -2.05 167 23.70 10 786 655 14.51 131 -21.56 2 冻融循环数/次 2 总谱 面积 2 峰1 2 峰2 谱面积 增长率/% 谱面积 增长率/% 0 511 498 0 113 0 1 652 520 4.42 132 16.81 3 703 548 5.38 155 17.42 5 719 535 -2.37 184 18.71 10 731 599 11.96 132 -28.26 3 冻融作用下土石混合体-混凝土界面宏观力学特征分析 1 3.1 　土石混合体-混凝土界面剪切应力-剪切位移特征分析 2 根据土石混合体-混凝土界面直剪试验结果，得到不同冻融循环次数、不同含石率试样界面的剪切应力-位移曲线如 图7 图7 所示。从 图7 图7 可以看出：试样界面力学行为表现为应变软化型，曲线可明显分为峰值前剪切应力增长阶段Ⅰ、峰值后软化阶段Ⅱ及残余稳定阶段Ⅲ。 (a) 含石率0；(b) 含石率15%；(c) 含石率35%；(d) 含石率45% 不含石试样在剪切过程中出现土颗粒被压密，土颗粒骨架互锁作用增强使土颗粒之间的基质吸力及毛细吸力作用增强，其与混凝土接触面的胶结作用有所强化。从 图7 图7 (a)可以看出：在剪切过程中所需的剪切应力呈现增大的趋势并在剪切位移为7 mm时达到应力峰值，试样进一步剪切时内部出现较明显微裂缝，与界面的黏结作用减弱，进而剪切带出现贯通的裂缝试样最终破坏。不同含石率下界面法向位移-剪切位移关系曲线如 图8 图8 所示。由 图8 图8 可看出：当试样最终破坏时，法向位移为-2.1 mm，主要是因为在土颗粒发生相对位移后，胶结力被破坏且不能恢复，加之土体处于欠压密状态，土骨架不稳定，受到剪切扰动破坏了颗粒间的刚性结构联系，土体将在法向应力作用下进一步压密，此时，剪切过程表现出剪缩现象。 含有碎石的试样在剪切初期土颗粒以及碎石与混凝土紧密联结，由 图8 图8 可以看出，在剪切位移2 mm之前出现剪缩现象，此时黏聚力主要由土颗粒与混凝土的黏结力、摩擦力及咬合力和碎石与混凝土之间的咬合力及滑动摩擦力提供，其黏聚力足够大，在剪切变形过程中剪切应力快速增大，随后土颗粒及碎石出现滑动和滚动导致界面发生塑性变形直至峰值应力。由于土颗粒和碎石的滚动作用，部分碎石滚动较慢阻碍旁边碎石的翻滚，碎石与碎石之间出现堆积现象，最终导致此处起拱，含石率15%、35%、45%的试样最终破坏时，其竖向位移分别为1.82、3.02和5.17 mm，不同含石率试样出现不同程度的剪胀现象。不同含石率条件下，界面处剪切应力均在水平位移小于7 mm时到达峰值。在峰值后软化阶段，界面微裂缝急剧增加，试样抗变形能力逐渐减弱，土颗粒和碎石完全开始滑动，界面处土体逐渐脱粘，之后随着位移的增加剪切应力也逐渐下降直至稳定。 为了说明冻融作用对土石混合体-混凝土界面剪切力学行为的影响，选取含石率15%试样在不同冻融次数下的剪切应力-剪切位移特征曲线为例进行分析。由 图7 图7 (b)可知，当冻融循环次数为0~3次时，随着冻融循环次数的增加，剪切应力峰值呈现降低的趋势，当冻融循环5次时，界面剪切应力有一个较小幅度提升，冻融循环10次时，剪切应力有较大幅度的降低。 经过3次冻融循环，土石混合体内部水分反复冻结再融化，使得土颗粒出现微裂缝并变得酥脆，随着冻融次数的增加，酥脆化现象更加明显，直至粗颗粒破碎成较小土颗粒，这种现象改变了界面处土颗粒及碎石与混凝土的接触形态，土颗粒与混凝土的接触由面-面接触转化为点-面接触以及点-点接触，接触黏结整体性变差，从而胶结力逐渐减弱，导致剪切应力有所下降；另一方面，粗颗粒土破碎后形成的细小颗粒土包裹碎石使碎石表面变得圆润，导致其与混凝土之间的咬合力及摩擦力有所降低。当冻融循环达到5次时，土石混合体骨架发生较小幅度塌落，骨架相对冻融循环5次前较为密实，孔隙有所减少，加上法向应力的作用，界面处的土颗粒及被细小颗粒包裹的碎石与混凝土之间产生较好的黏结、咬合作用，界面处剪切应力有所提高。继续增加冻融循环次数时，土体骨架继续劣化发生错动、位移等行为，界面处的黏结作用也持续减弱，在剪切过程中剪切应力相应的减小。 3.2 　土石混合体-混凝土界面抗剪强度分析 2 土石混合体经过冻融作用内部孔隙结构发生改变，此外冻融作用影响土颗粒及碎石与混凝土表面之间的联结关系进而影响界面的力学行为。 图9 图9 所示为冻融循环下不同含石率土石混合体-混凝土界面抗剪强度的变化规律。从 图9 图9 可以看出，土石混合体-混凝土界面抗剪强度随着冻融次数的增加整体上呈下降趋势，可以分为3个阶段，即阶段Ⅰ(冻融循环1~3次)快速下降阶段、阶段Ⅱ(冻融循环3~5次)上升阶段和阶段Ⅲ(冻融循环5~10次)缓慢下降阶段。 (a) 法向应力100 kPa；(b) 法向应力150 kPa； (c) 法向应力200 kPa 冻融循环次数小于3次时，4种含石率试样的抗剪强度均呈下降趋势，其中，含石率为45%时，试样的抗剪强度下降最为明显。这主要是因为在冻融循环初期，在冻融循环下，土石混合体内部冰水相变循环往复，土石混合体内部孔隙变化使得土与碎石骨架迁移重组，土体结构发生显著劣化，从核磁结果也可看出，随着冻融次数的增加，微孔的特征峰值向右移动，微孔与介孔中间的弛豫时间间隔变小，表明界面层微孔孔隙增多的同时，原有微孔孔隙向介孔孔隙发育，此时，孔隙之间产生联通效应，导致界面处微裂纹生成，界面整体性变差，土石混合体与混凝土界面产生脱黏现象，宏观上表现为冻融循环后界面抗剪强度的下降。 当冻融循环次数为3~5次时，抗剪强度有较明显的上升，产生这种现象的原因归结于：在经过反复冻融时，土石混合体内部孔隙数量增多且孔径增大，土石骨架之间的黏结力减弱，导致骨架发生错动变形，最终在5次冻融循环时土体结构发生塌落，界面层核磁结果也显示总体孔隙体积相对减少，在剪切过程中，由于法向应力的存在使得剪切错动带处土石混合体与混凝土之间的联结关系变得相对紧密，进而提高了界面抗剪强度。在冻融循环5次时，土石混凝土内部结构发生塌落重组，可以把第5次冻融循环称为骨架结构变形“分水岭”。 当冻融循环次数5~10时，抗剪强度下降趋势有所减缓，其中含石率45%的试样的抗剪强度趋于稳定，其他含石率试样的抗剪强度仍呈下降趋势。随着冻融次数的增加，土体内部骨架结构损伤劣化持续发生，孔隙不断发育、扩展形成新的微裂缝，界面处劣化脱黏效应逐渐减弱，即抗剪强度表现为缓慢下降趋势。 土石混合体含石率的变化直接影响土石混合体-混凝土界面的抗剪强度。由 图9 图9 还可知，在相同的法向应力下，在0次冻融循环时，随着含石量的增加，界面抗剪强度整体上呈现出上升的趋势。在初始冻融循环(0~3次)时，不含石的界面强度比含石率为15%时的界面强度稍大，但是含石率超过阈值(35%)到达45%时，界面处抗剪强度急剧降低。 表5 表5 所示为含石率15%试样在不同法向应力条件下的界面抗剪强度。由 表5 表5 可以看出：界面处的法向应力和抗剪强度呈正相关，即法向应力越大，其界面抗剪强度越大，这是由于法向应力的存在会直接对冻融后骨架松散的土石混合体产生挤压的效果，使得土颗粒间以及土颗粒和碎石之间的孔隙相对减少，增加了颗粒间的联结效应，进而增强土石混合体的骨架效应，且随着法向应力的增大，挤压骨架效果越来越明显，即界面抗剪强度在不断增大。 冻融循环数/次 100 kPa 150 kPa 200 kPa 0 481 552 648 1 351 426 567 3 345 410 534 5 441 532 689 10 312 356 425 抗剪强度/kPa 3.3 　土石混合体-混凝土界面抗剪指标变化规律分析 2 依据摩尔-库仑破坏准则，结合 图9 图9 得出的冻融循环作用下界面抗剪强度变化规律，得到土石混合体-混凝土界面抗剪强度指标，如 图10 图10 所示。 (a) 黏聚力变化曲线；(b) 内摩擦角变化曲线 从 图10 图10 (a)可见，试样黏聚力呈现急速下降后反翘又继续降低的趋势。经过0~3次冻融循环后，黏聚力急剧降低，此时，界面区孔隙数量增多，胶结力减弱；经过5次冻融循环时，黏聚力有所增大，这是因为冰晶体冻结融化一定次数后导致土石混合体骨架发生塌落，土石颗粒间孔隙减少，破碎的土颗粒包裹碎石以及细粒土在法向应力下与混凝土面接触点变多胶结作用增强，黏聚力有所提升；此后，土石混合体在冻融作用下持续劣化脱黏，黏聚力减小并趋于稳定。 此外，在相同冻融次数下，试样的黏聚力随含石量的增加呈现先增大后减小的趋势。值得注意的是，3次冻融循环后，含石率为45%试样的黏聚力降低幅值最大。当含石率低于35%时，界面处土颗粒与混凝土接触形成的胶结力及摩擦力占主导地位，碎石与混凝土之间的咬合力较小，此时，由细土颗粒及碎石共同控制界面处的变形和强度特性。当含石率达45%时，界面处堆积着大量的碎石，这时界面处的抗剪强度主要由碎石与混凝土的摩擦力及咬合力提供，细颗粒土在碎石间起到填充作用，此时碎石骨架与混凝土的咬合力占主导地位。 从 图10 图10 (b)可知：随冻融循环次数的增加，试样的内摩擦角呈先增加后降低再上升最后下降的规律，同时随含石率的增大而增大。在经历1次冻融循环后，内摩擦角出现增大现象，这是因为冻融循环1次时，粗土颗粒就出现微裂缝，导致其与混凝土界面胶结力也相应降低，此时，内摩擦角主要由碎石来承担。冻融循环2~10次时，粗粒土骨架经过冻胀消融发生劣化，粗粒土产生微裂缝甚至破碎分解，分解后细小土颗粒由于骨架变形产生的挤压使其紧紧包裹在碎石表面，此时碎石棱角不再尖锐，进而与混凝土的咬合及嵌固能力减弱，在剪切过程中出现较明显的滑移段，整体上内摩擦角呈现减小趋势，但随着含石率的增大，内摩擦角衰减率明显减小，这是因为界面内摩擦角主要由碎石和混凝土之间咬合作用力提供，冻融作用对其影响较小。其中，冻融循环3~5次时，内摩擦角有小幅度的增大，这是由于土石骨架塌落导致接触面处土颗粒与混凝土的黏结作用增强，即在剪切时两者之间的摩擦作用力增大导致。 4 冻融作用下土石混合体-混凝土界面力学特性劣化机制分析 1 4.1 　冻融下土石混合体-混凝土界面孔隙分形特征 2 为开展冻融循环下土石混合体-混凝土界面处孔隙结构定量化分析，本文引入分形理论，基于NMR分层测试结果，利用核磁分形维数对界面孔隙结构的复杂性进行解释。根据分形理论 [ 35 35 - 36 36 35-36 ] ，若试样界面层内部孔隙符合分形特征，则大于 r 的孔隙数目 N (r)与 r 满足如下关系： <math display="block" id="M4"><mi>N</mi><mo stretchy="false">(</mo><mo>></mo><mi>r</mi><mo stretchy="false">)</mo><mo>=</mo><msubsup><mo>∫</mo><mrow><mi>r</mi></mrow><mrow><mi>r</mi><mi>m</mi><mi>a</mi><mi>x</mi></mrow></msubsup><mrow><mi>P</mi><mo stretchy="false">(</mo><mi>r</mi><mo stretchy="false">)</mo></mrow><mi mathvariant="normal">d</mi><mi>r</mi><mo>=</mo><mi>a</mi><msup><mrow><mi>r</mi></mrow><mrow><mo>-</mo><mi>D</mi></mrow></msup></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703254&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703234&type= 40.97866440 7.95866632 式中， r max 为试样界面层中最大孔隙半径； P ( r )为孔径分布的密度； a 为与内部孔隙形状相关的系数； D 为孔隙的分形维数。 对 式(2) 式(2) 中 r 进行求导可得到界面区孔径分布密度函数 P ( r )： <math display="block" id="M5"><mi>P</mi><mo stretchy="false">(</mo><mi>r</mi><mo stretchy="false">)</mo><mo>=</mo><mfrac><mrow><mi mathvariant="normal">d</mi><mi>N</mi><mo stretchy="false">(</mo><mo>></mo><mi>r</mi><mo stretchy="false">)</mo></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">d</mi><mi>r</mi></mrow></mfrac><mo>=</mo><msup><mrow><mi>a</mi></mrow><mrow><mi>'</mi></mrow></msup><msup><mrow><mi>r</mi></mrow><mrow><mo>-</mo><mi>D</mi><mo>-</mo><mn mathvariant="normal">1</mn></mrow></msup></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703256&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703255&type= 36.74533463 7.28133297 式中： <math id="M6"><msup><mrow><mi>a</mi></mrow><mrow><mi>'</mi></mrow></msup><mo>=</mo><mo>-</mo><mi>D</mi><mi>a</mi></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703269&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703247&type= 12.36133385 2.96333337 。 试样内部孔隙累计体积可表示为： <math display="block" id="M7"><mi>V</mi><mo stretchy="false">(</mo><mo><</mo><mi>r</mi><mo stretchy="false">)</mo><mo>=</mo><msubsup><mo>∫</mo><mrow><mi>r</mi><mi>m</mi><mi>i</mi><mi>n</mi></mrow><mrow><mi>r</mi></mrow></msubsup><mrow><mi>P</mi><mo stretchy="false">(</mo><mi>r</mi><mo stretchy="false">)</mo></mrow><mi>a</mi><msup><mrow><mi>r</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn></mrow></msup><mi mathvariant="normal">d</mi><mi>r</mi></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703249&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703271&type= 35.64466476 7.95866632 式中： r min 为界面区中最小孔隙半径。 将 式(3) 式(3) 代入 式(4) 式(4) 可得： <math display="block" id="M8"><mi>V</mi><mo stretchy="false">(</mo><mo><</mo><mi>r</mi><mo stretchy="false">)</mo><mo>=</mo><mi>a</mi><mo>″</mo><mo stretchy="false">(</mo><msup><mrow><mi>r</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn><mo>-</mo><mi>D</mi></mrow></msup><mo>-</mo><msubsup><mrow><mi>r</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">m</mi><mi mathvariant="normal">i</mi><mi mathvariant="normal">n</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn><mo>-</mo><mi>D</mi></mrow></msubsup><mo stretchy="false">)</mo></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703261&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703273&type= 35.13666534 4.82600021 进而得出试样总孔隙体积求解公式为： <math display="block" id="M9"><msub><mrow><mi>V</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">T</mi></mrow></msub><mo>=</mo><mi>V</mi><mo stretchy="false">(</mo><mo><</mo><msub><mrow><mi>r</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">m</mi><mi mathvariant="normal">a</mi><mi mathvariant="normal">x</mi></mrow></msub><mo stretchy="false">)</mo><mo>=</mo><mi>a</mi><mo>″</mo><mfenced separators="|"><mrow><msubsup><mrow><mi>r</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">m</mi><mi mathvariant="normal">a</mi><mi mathvariant="normal">x</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn><mo>-</mo><mi>D</mi></mrow></msubsup><mo>-</mo><msubsup><mrow><mi>r</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">m</mi><mi mathvariant="normal">i</mi><mi mathvariant="normal">n</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn><mo>-</mo><mi>D</mi></mrow></msubsup></mrow></mfenced></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703264&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703274&type= 47.83666611 4.74133301 通过 式(5) 式(5) 和 式(6) 式(6) 则可求得孔隙的体积分数为： <math display="block" id="M10"><msub><mrow><mi>S</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">v</mi></mrow></msub><mo>=</mo><mfrac><mrow><mi>V</mi><mo stretchy="false">(</mo><mo><</mo><mi>r</mi><mo stretchy="false">)</mo></mrow><mrow><msub><mrow><mi>V</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">s</mi></mrow></msub></mrow></mfrac><mo>=</mo><mfrac><mrow><msup><mrow><mi>r</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn><mo>-</mo><mi>D</mi></mrow></msup><mo>-</mo><msubsup><mrow><mi>r</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">m</mi><mi mathvariant="normal">i</mi><mi mathvariant="normal">n</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn><mo>-</mo><mi>D</mi></mrow></msubsup></mrow><mrow><msubsup><mrow><mi>r</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">m</mi><mi mathvariant="normal">a</mi><mi mathvariant="normal">x</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn><mo>-</mo><mi>D</mi></mrow></msubsup><mo>-</mo><msubsup><mrow><mi>r</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">m</mi><mi mathvariant="normal">i</mi><mi mathvariant="normal">n</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn><mo>-</mo><mi>D</mi></mrow></msubsup></mrow></mfrac></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703285&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703284&type= 39.36999893 9.14400005 式中： r min <math id="M11"><mo>≪</mo></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703266&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703278&type= 2.96333337 2.03200006 r max ，因而， 式(7) 式(7) 进一步简化为： <math display="block" id="M12"><msub><mrow><mi>S</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">v</mi></mrow></msub><mo>=</mo><mfrac><mrow><msup><mrow><mi>r</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn><mo>-</mo><mi>D</mi></mrow></msup></mrow><mrow><msubsup><mrow><mi>r</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">m</mi><mi mathvariant="normal">a</mi><mi mathvariant="normal">x</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">3</mn><mo>-</mo><mi>D</mi></mrow></msubsup></mrow></mfrac></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703280&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703287&type= 14.47799969 9.14400005 根据式 <math id="M13"><mi>r</mi><mo>=</mo><msub><mrow><mi>ρ</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msub><msub><mrow><mi>F</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">s</mi></mrow></msub><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703282&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703281&type= 15.07066536 4.48733330 中孔隙半径 r 和弛豫时间 T 2 的关系，可得： <math display="block" id="M14"><msub><mrow><mi>S</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">v</mi></mrow></msub><mo>=</mo><msup><mrow><mo stretchy="false">(</mo><mfrac><mrow><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn><mo>,</mo><mi mathvariant="normal">m</mi><mi mathvariant="normal">a</mi><mi mathvariant="normal">x</mi></mrow></msub></mrow><mrow><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msub></mrow></mfrac><mo stretchy="false">)</mo></mrow><mrow><mi>D</mi><mo>-</mo><mn mathvariant="normal">3</mn></mrow></msup></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703304&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703289&type= 22.77533340 8.46666718 对 式(9) 式(9) 左右两边取对数，则 <math display="block" id="M15"><mi mathvariant="normal">l</mi><mi mathvariant="normal">g</mi><msub><mrow><mi>S</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">v</mi></mrow></msub><mo>=</mo><mo stretchy="false">(</mo><mi>D</mi><mo>-</mo><mn mathvariant="normal">3</mn><mo stretchy="false">)</mo><mi mathvariant="normal">l</mi><mi mathvariant="normal">g</mi><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn><mo>,</mo><mi mathvariant="normal">m</mi><mi mathvariant="normal">a</mi><mi mathvariant="normal">x</mi></mrow></msub><mo>+</mo><mo stretchy="false">(</mo><mn mathvariant="normal">3</mn><mo>-</mo><mi>D</mi><mo stretchy="false">)</mo><mi mathvariant="normal">l</mi><mi mathvariant="normal">g</mi><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703292&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703315&type= 51.56200027 4.48733330 由 式(10) 式(10) 可以看出，若试样界面区内部孔隙结构具有分形特征，则认为 <math id="M16"><mi mathvariant="normal">l</mi><mi mathvariant="normal">g</mi><msub><mrow><mi>S</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">v</mi></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703317&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703293&type= 6.68866634 4.48733330 和 <math id="M17"><mi mathvariant="normal">l</mi><mi mathvariant="normal">g</mi><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703308&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703307&type= 6.85799980 4.48733330 具有线性关系。可通过线性相关系数来判断试样内部孔隙符合分形结构的程度。若线性相关性较高，则可通过NMR分形维数表征组合体界面处内部结构的复杂程度。根据NMR测试结果可知： T 2 谱存在2个特征峰值，将第1个波峰截止处所对应的 T 2 值设为 T 2a ，将第2个波峰开始处对应的 T 2 值设为 T 2b 。通过对2个波峰所对应的 <math id="M18"><mi mathvariant="normal">l</mi><mi mathvariant="normal">g</mi><msub><mrow><mi>S</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">v</mi></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703323&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703322&type= 6.68866634 4.48733330 和 <math id="M19"><mi mathvariant="normal">l</mi><mi mathvariant="normal">g</mi><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703329&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703324&type= 6.85799980 4.48733330 进行拟合求得分形维数 D ，结果如 表6 表6 所示，其中 K 为拟合曲线的斜率， R 2 为相关系数。根据相关系数 R 2 可以认为 <math id="M20"><mi mathvariant="normal">l</mi><mi mathvariant="normal">g</mi><msub><mrow><mi>S</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">v</mi></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703323&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703322&type= 6.68866634 4.48733330 和 <math id="M21"><mi mathvariant="normal">l</mi><mi mathvariant="normal">g</mi><msub><mrow><mi>T</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703329&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=44703324&type= 6.85799980 4.48733330 具有较好的线性关系，即土石混合体-混凝土界面区内部孔隙结构具有较强的分形特性。 2 含石率/% 2 冻融次数 2 T 2a /ms 2 T 2b /ms 3 T 2 < T 2a 3 T 2 > T 2b K D R 2 K D R 2 5 0 0 12.328 5 16.297 5 0.745 9 2.254 1 0.846 5 0.740 6 2.259 4 0.941 8 1 9.326 0 18.738 2 0.740 3 2.259 7 0.854 4 0.738 2 2.261 8 0.947 6 3 12.328 5 18.738 2 0.736 8 2.263 2 0.852 8 0.733 1 2.276 9 0.956 6 5 10.722 7 18.738 2 0.730 2 2.259 8 0.847 4 0.723 5 2.261 0 0.941 2 10 14.174 7 21.544 4 0.848 8 2.151 2 0.851 6 0.831 8 2.158 2 0.935 9 5 15 0 7.054 8 12.328 4 0.732 2 2.267 8 0.903 1 0.730 5 2.269 5 0.962 2 1 8.111 3 14.174 7 0.730 6 2.269 4 0.895 1 0.728 2 2.271 8 0.966 4 3 9.326 0 14.174 7 0.726 6 2.271 4 0.877 0 0.721 8 2.278 2 0.970 1 5 10.722 6 14.174 7 0.721 5 2.246 5 0.865 5 0.720 6 2.262 4 0.946 9 10 10.722 6 12.328 4 0.838 1 2.231 9 0.887 1 0.823 5 2.151 5 0.934 9 5 35 0 8.111 3 14.174 7 0.720 5 2.279 5 0.863 5 0.708 7 2.291 3 0.968 1 1 6.135 9 18.738 1 0.718 4 2.281 6 0.870 0 0.706 1 2.293 9 0.969 3 3 9.326 0 18.738 1 0.712 7 2.285 3 0.856 6 0.700 9 2.299 1 0.971 2 5 10.722 6 16.297 5 0.710 6 2.261 4 0.860 7 0.698 8 2.289 3 0.958 9 10 14.174 7 14.174 7 0.822 2 2.255 8 0.865 6 0.801 1 2.281 0 0.950 3 5 45 0 6.135 9 16.297 5 0.708 4 2.291 6 0.856 4 0.695 8 2.304 2 0.964 9 1 7.054 8 14.174 7 0.702 1 2.297 9 0.879 8 0.691 6 2.308 4 0.969 5 3 8.111 3 14.174 7 0.696 3 2.303 7 0.878 0 0.684 4 2.315 6 0.975 2 5 9.326 0 12.328 4 0.691 8 2.285 2 0.880 0 0.682 2 2.308 8 0.943 1 10 9.326 0 12.328 4 0.712 6 2.283 9 0.874 9 0.704 4 2.291 6 0.940 4 从 表6 表6 可以看出：随着冻融次数增加，界面孔隙分形维数呈现先增大后减小的趋势，界面层孔隙分布多样且复杂。当含石率为35%，未经冻融时，微孔孔隙分形维数为2.279 5，3次冻融循环后，增加了0.005 8，5次冻融循环后，为2.261 4，减小了0.018 1，10次冻融循环后，孔隙分形维数下降为2.255 8，同时可以看出，未经历冻融的介孔孔隙分形维数为2.291 3，3次冻融后增加了0.007 8，经5次冻融循环后，为2.289 3，减小了0.009 8，10次冻融循环后，减小到2.281 0。由此可见，界面孔隙特征受冻融循环影响剧烈。界面处的孔隙复杂程度主要由内部土颗粒的团聚程度决定，当土以细颗粒形式填充于块石间时，试样的密实度高，内部孔隙复杂程度较低，相应的分形维数较小。而当土颗粒受外界环境影响形成团聚大颗粒后，内部变得松散，孔隙复杂度高，分形维数较大。 由 表6 表6 还可以看出，随着含石率的增大，分形维数逐渐增大。当含石率小于15%时，细颗粒土占主导地位，并完全包裹了碎石，碎石之间没有形成有效的接触，几乎悬浮在细粒土中，碎石骨架效应不明显，孔隙复杂程度低，分形维数 D 较小。当含石量较大时，界面处堆积较多的碎石，形成碎石骨架效应，界面处有碎石与混凝土的点-点接触及点-面接触，细颗粒土填充于碎石之间，形成碎石包裹体，孔隙复杂度高，分形维数变大。 4.2 　土石混合体-混凝土界面力学特性劣化机制分析 2 土石混合体主要由碎石及粗粒土组成，两者相互胶结、咬合构成了土石混合体的主要骨架结构，细颗粒土则填充在骨架之中起到一定的联结作用。冻融作用下，冰晶体消融、迁移、再冻结改变其内部孔隙结构特征致使土石混合体骨架发生多次重组，由界面核磁 T 2 谱可知，界面层孔隙结构特征受冻融作用影响显著，基于不同冻融次数后界面细观孔隙结构演化特征、谱面积以及孔隙分形特性绘制出界面劣化机理图，如 图11 图11 所示。 试验所选用青藏高原典型粉质黏土的结构性对冻融循环敏感度较高，在冻融循环0~1次时，土体内部的冰、水反复相变，冻结时，体积膨胀对周围的土颗粒产生挤压效果，土石颗粒的有序排列被打乱，在这一过程中，细颗粒土聚集会出现不同程度的团聚体 [ 37 37 ] ，界面层孔隙体积和分形维数均发生了增大。低含石试样界面处主要由土体起主导作用，较少的碎石被细颗粒土所包裹，由于孔隙体积的增多界面产生较大损伤，土体整体性变差，在剪切过程中，土体与混凝土黏结力减小，最终宏观上体现为抗剪强度降低；高含石试样界面处主要通过碎石与混凝土的摩擦、咬合提供剪切力，由于冻融作用界面层孔隙体积变多，土石混合体整体变得松散，碎石与土颗粒的联结作用减弱，在剪切时，碎石与混凝土的咬合力变小，抗剪强度表现为降低。在冻融循环3~5次时，界面处微孔孔隙数量有较大幅度减少，究其原因是大多数块状颗粒土微裂纹急剧增多彻底变脆，受冻胀力挤压颗粒破碎后成为细土颗粒，使得土石混合体内部骨架结构发生错位移动及塌落，孔隙结构复杂程度减小，相应的分形维数相对减小。此时界面层整体结构性相对3次冻融循环时有所增强，即在冻融循环5次时，界面抗剪强度出现较小幅度反翘现象。在冻融循环5~10次时，土石混合体骨架没有明显变化，附着在块石外部的土颗粒逐渐剥落，而剥落后细小土颗粒松散分布于碎石间使微孔孔隙体积减小，介孔孔隙体积增大而分形维数减小，由于冻融损伤持续叠加使得其界面宏观力学性能均出现不同程度的劣化。 5 结论 1 1) 基于NMR分层测试获取了冻融循环下界面区孔隙结构演化特征。土石混合体层及界面层 T 2 谱均有2个峰值，随冻融次数增加向右发生偏移，整体孔隙体积呈现增大趋势，反映了冻融过程孔隙结构的演化特性。 2) 通过对土石混合体-混凝土试样进行界面直剪试验，获得了冻融循环下界面力学特性的演化规律。剪切应力-位移曲线表现出应变软化型，曲线明显分为峰值前剪切应力增长阶段、峰值后软化阶段及残余稳定阶段。界面抗剪强度和黏聚力变化趋势一致，随冻融循环次数增加呈现出急剧下降、反翘、缓慢下降的趋势。随着冻融循环次数的增加，内摩擦角呈现上升、下降再上升后下降的趋势，受含石率的影响较大，含石率越高，内摩擦角越大。 3) 界面层孔隙结构具有较好的分形特性，通过分形维数的变化可以认为，界面层孔隙复杂程度随冻融循环次数的增加先增大后减小，随含石率的增加而增大。结合界面孔隙结构演化特征及分形特性揭示了界面强度劣化机制。在第1次冻融循环后，土石混合体内部土颗粒聚集成较大的团聚体，孔隙体积增大，孔隙结构复杂程度变大，界面处整体性下降；在冻融循环1~5次时，团聚的土颗粒逐渐变脆破碎导致骨架塌落、孔隙收缩，孔隙复杂程度变小，界面处黏结性变好，把冻融循环5次称为骨架结构变形的“分水岭”；之后，随冻融循环次数的增加，碎石外部的土颗粒逐渐剥落，使试样孔隙体积增大，界面逐渐脱黏劣化。 参考文献 徐文杰 , 胡瑞林 . 土石混合体概念、分类及意义 [J]. 水文地质工程地质 , 2009 , 36 ( 4 ): 50 - 56 . 土石混合体概念、分类及意义 XU Wenjie , HU Ruilin . Conception, classification and significations of soil-rock mixture [J]. Hydrogeology & Engineering Geology , 2009 , 36 ( 4 ): 50 - 56 . Conception, classification and significations of soil-rock mixture QI Changqing , LI Liuyang , WEI Jihong , et al . Shear behavior of frozen rock-soil mixture [J]. Advances in Materials Science and Engineering , 2016 , 2016 : 1 - 8 . Shear behavior of frozen rock-soil mixture 王宇 , 李晓 , 赫建明 , 等 . 土石混合体细观特性研究现状及展望 [J]. 工程地质学报 , 2014 , 22 ( 1 ): 112 - 123 . 土石混合体细观特性研究现状及展望 WANG Yu , LI Xiao , HE Jianming , et al . Research status and prospect of rock and soil aggregate [J]. Journal of Engineering Geology , 2014 , 22 ( 1 ): 112 - 123 . Research status and prospect of rock and soil aggregate 李鹏 , 苏生瑞 , 马驰 , 等 . 堆积层-基岩接触面滑坡的形成机理: 以祖师庙滑坡为例 [J]. 吉林大学学报(地球科学版) , 2017 , 47 ( 5 ): 1471 - 1479 . 堆积层-基岩接触面滑坡的形成机理: 以祖师庙滑坡为例 LI Peng , SU Shengrui , MA Chi , et al . Formation mechanism of landslides with accumulation layer-bedrock contact surface: taking Zushimiao landslide as an example [J]. Journal of Jilin University(Earth Science Edition) , 2017 , 47 ( 5 ): 1471 - 1479 . Formation mechanism of landslides with accumulation layer-bedrock contact surface: taking Zushimiao landslide as an example 陈建兵 , 熊治华 , 李军 , 等 . 青藏高原冻土区桥梁使用状况调研及对新建工程的启示 [J]. 公路交通科技(应用技术版) , 2018 , 14 ( 2 ): 255 - 258 . 青藏高原冻土区桥梁使用状况调研及对新建工程的启示 CHEN Jianbing , XIONG Zhihua , LI Jun , et al . Investigation on the use of bridges in permafrost regions of Qinghai—Tibet Plateau and its enlightenment to new projects [J]. Highway and Transportation Science and Technology(Applied Technology Edition) , 2018 , 14 ( 2 ): 255 - 258 . Investigation on the use of bridges in permafrost regions of Qinghai—Tibet Plateau and its enlightenment to new projects 穆彦虎 , 马巍 , 牛富俊 , 等 . 多年冻土区道路工程病害类型及特征研究 [J]. 防灾减灾工程学报 , 2014 , 34 ( 3 ): 259 - 267 . 多年冻土区道路工程病害类型及特征研究 MU Yanhu , MA Wei , NIU Fujun , et al . Study on geotechnical hazards to roadway engineering in permafrost regions [J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering , 2014 , 34 ( 3 ): 259 - 267 . Study on geotechnical hazards to roadway engineering in permafrost regions 米维军 , 李勇 , 石刚强 , 等 . 青藏铁路多年冻土桥梁桩基稳定性探讨 [J]. 铁道工程学报 , 2010 , 27 ( 9 ): 15 - 19 . 青藏铁路多年冻土桥梁桩基稳定性探讨 MI Weijun , LI Yong , SHI Gangqiang , et al . Study on stability of bridge pile foundation in permafrost area along Qinghai—Tibet railway [J]. Journal of Railway Engineering Society , 2010 , 27 ( 9 ): 15 - 19 . Study on stability of bridge pile foundation in permafrost area along Qinghai—Tibet railway ZHAO Lianzhen , YANG Ping , WANG J G , et al . Impacts of surface roughness and loading conditions on cyclic direct shear behaviors of an artificial frozen silt–structure interface [J]. Cold Regions Science and Technology , 2014 , 106/107 : 183 - 193 . Impacts of surface roughness and loading conditions on cyclic direct shear behaviors of an artificial frozen silt–structure interface ZHAO Lianzhen , YANG Ping , ZHANG Laichang , et al . Cyclic direct shear behaviors of an artificial frozen soil-structure interface under constant normal stress and sub-zero temperature [J]. Cold Regions Science and Technology , 2017 , 133 : 70 - 81 . Cyclic direct shear behaviors of an artificial frozen soil-structure interface under constant normal stress and sub-zero temperature SUN H , YANG P . Monotonic shear mechanical characteristics of interface layers between frozen soil and structure [J]. Electronic Journal of Geotechnical Engineering , 2015 , 20 ( 3 ): 1053 - 1066 . Monotonic shear mechanical characteristics of interface layers between frozen soil and structure SUN Wei , WU Aixiang , HOU Kepeng , et al . Real-time observation of meso-fracture process in backfill body during mine subsidence using X-ray CT under uniaxial compressive conditions [J]. Construction and Building Materials , 2016 , 113 : 153 - 162 . Real-time observation of meso-fracture process in backfill body during mine subsidence using X-ray CT under uniaxial compressive conditions LIU Jiankun , LÜ Peng , CUI Yinghui , et al . Experimental study on direct shear behavior of frozen soil-concrete interface [J]. Cold Regions Science and Technology , 2014 , 104/105 : 1 - 6 . Experimental study on direct shear behavior of frozen soil-concrete interface LIU Jiankun , CUI Yinghui , WANG Pengcheng , et al . Design and validation of a new dynamic direct shear apparatus for frozen soil [J]. Cold Regions Science and Technology , 2014 , 106/107 : 207 - 215 . Design and validation of a new dynamic direct shear apparatus for frozen soil 张国栋 , 罗雯 , 杜鹏 . 三峡库区典型土石混合体与混凝土接触面大型剪切试验研究 [J]. 水利水电技术 , 2014 , 45 ( 8 ): 149 - 152 . 三峡库区典型土石混合体与混凝土接触面大型剪切试验研究 ZHANG Guodong , LUO Wen , DU Peng . Large shearing test on interface between typical earth-rock aggregate and concrete in Three Gorges Reservoir Area [J]. Water Resources and Hydropower Engineering , 2014 , 45 ( 8 ): 149 - 152 . Large shearing test on interface between typical earth-rock aggregate and concrete in Three Gorges Reservoir Area 冯大阔 , 侯文峻 , 张建民 . 粗粒土与结构接触面三维力学特性的直剪试验研究 [J]. 土木工程学报 , 2012 , 45 ( 5 ): 169 - 175 . 粗粒土与结构接触面三维力学特性的直剪试验研究 FENG Dakuo , HOU Wenjun , ZHANG Jianmin . Large-scale direct shear test investigation of the 3D behavior of a gravel-structure interfaces [J]. China Civil Engineering Journal , 2012 , 45 ( 5 ): 169 - 175 . Large-scale direct shear test investigation of the 3D behavior of a gravel-structure interfaces 成浩 , 王晅 , 张家生 , 等 . 颗粒粒度与级配对碎石料与结构接触面剪切特性的影响 [J]. 中南大学学报(自然科学版) , 2018 , 49 ( 4 ): 925 - 932 . 颗粒粒度与级配对碎石料与结构接触面剪切特性的影响 CHENG Hao , WANG Xuan , ZHANG Jiasheng , et al . Effects of particle size and gradation on shear behavior of interface between crushed stone and structure [J]. Journal of Central South University(Science and Technology) , 2018 , 49 ( 4 ): 925 - 932 . Effects of particle size and gradation on shear behavior of interface between crushed stone and structure 陈静 , 李邵军 , 孟凡震 , 等 . 三峡库区滑坡土石混合体与桩的接触面力学特性试验研究 [J]. 岩石力学与工程学报 , 2011 , 30 ( S1 ): 2888 - 2895 . 三峡库区滑坡土石混合体与桩的接触面力学特性试验研究 CHEN Jing , LI Shaojun , MENG Fanzhen , et al . Experimental study of mechanical properties of interface between pile and macadam soil in accumulative landslide in Three Gorges Reservoir area [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering , 2011 , 30 ( S1 ): 2888 - 2895 . Experimental study of mechanical properties of interface between pile and macadam soil in accumulative landslide in Three Gorges Reservoir area 张嘎 , 张建民 . 粗粒土与结构接触面单调力学特性的试验研究 [J]. 岩土工程学报 , 2004 , 26 ( 1 ): 21 - 25 . 粗粒土与结构接触面单调力学特性的试验研究 ZHANG Ga , ZHANG Jianmin . Experimental study on monotonic behavior of interface between soil and structure [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering , 2004 , 26 ( 1 ): 21 - 25 . Experimental study on monotonic behavior of interface between soil and structure 张嘎 , 张建民 . 大型土与结构接触面循环加载剪切仪的研制及应用 [J]. 岩土工程学报 , 2003 , 25 ( 2 ): 149 - 153 . 大型土与结构接触面循环加载剪切仪的研制及应用 ZHANG Ga , ZHANG Jianmin . Development and application of cyclic shear apparatus for soil-structure interface [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering , 2003 , 25 ( 2 ): 149 - 153 . Development and application of cyclic shear apparatus for soil-structure interface 杨忠平 , 李进 , 蒋源文 , 等 . 含石率对土石混合体-基岩界面剪切力学特性的影响 [J]. 岩土工程学报 , 2021 , 43 ( 8 ): 1443 - 1452 . 含石率对土石混合体-基岩界面剪切力学特性的影响 YANG Zhongping , LI Jin , JIANG Yuanwen , et al . Influences of stone content on shear mechanical properties of soil-rock mixture-bedrock interface [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering , 2021 , 43 ( 8 ): 1443 - 1452 . Influences of stone content on shear mechanical properties of soil-rock mixture-bedrock interface 丑亚玲 , 黄守洋 , 孙丽源 , 等 . 基于冻融作用的氯盐渍土-钢块界面力学模型 [J]. 岩土力学 , 2019 , 40 ( S1 ): 41 - 52 . 基于冻融作用的氯盐渍土-钢块界面力学模型 CHOU Yaling , HUANG Shouyang , SUN Liyuan , et al . Mechanical model of chlorine salinized soil-steel block interface based on freezing and thawing [J]. Rock and Soil Mechanics , 2019 , 40 ( S1 ): 41 - 52 . Mechanical model of chlorine salinized soil-steel block interface based on freezing and thawing 丑亚玲 , 郏书胜 , 张庆海 . 基于冻融作用的非饱和黄土-混凝土界面力学模型 [J]. 工程地质学报 , 2018 , 26 ( 4 ): 825 - 834 . 基于冻融作用的非饱和黄土-混凝土界面力学模型 CHOU Yaling , JIA Shusheng , ZHANG Qinghai . Mechanical model of unsaturated loess-concrete interface due to freeze-thaw action [J]. Journal of Engineering Geology , 2018 , 26 ( 4 ): 825 - 834 . Mechanical model of unsaturated loess-concrete interface due to freeze-thaw action 何鹏飞 , 马巍 , 穆彦虎 , 等 . 冻融循环对冻土–混凝土界面冻结强度影响的试验研究 [J]. 岩土工程学报 , 2020 , 42 ( 2 ): 299 - 307 . 冻融循环对冻土–混凝土界面冻结强度影响的试验研究 HE Pengfei , MA Wei , MU Yanhu , et al . Experiment study on effects of freeze-thaw cycles on freezing strength at frozen soil-concrete interface [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering , 2020 , 42 ( 2 ): 299 - 307 . Experiment study on effects of freeze-thaw cycles on freezing strength at frozen soil-concrete interface JIN Shanshan , ZHENG Guiping , YU Jing . A micro freeze-thaw damage model of concrete with fractal dimension [J]. Construction and Building Materials , 2020 , 257 : 119434 . A micro freeze-thaw damage model of concrete with fractal dimension KROHN C E , THOMPSON A H . Fractal sandstone pores: automated measurements using scanning-electron-microscope images [J]. Physical Review B , Condensed Matter, 1986 , 33 ( 9 ): 6366 - 6374 . Fractal sandstone pores: automated measurements using scanning-electron-microscope images STALLMACH F , VOGT C , KÄRGER J , et al . Fractal geometry of surface areas of sand grains probed by pulsed field gradient NMR [J]. Physical Review Letters , 2002 , 88 ( 10 ): 105505 . Fractal geometry of surface areas of sand grains probed by pulsed field gradient NMR YUAN Yujie , REZAEE R . Fractal analysis of the pore structure for clay bound water and potential gas storage in shales based on NMR and N 2 gas adsorption [J]. Journal of Petroleum Science and Engineering , 2019 , 177 : 756 - 765 . Fractal analysis of the pore structure for clay bound water and potential gas storage in shales based on NMR and N2 gas adsorption TANG Liyun , LI Gang , LI Zhen , et al . Shear properties and pore structure characteristics of soil-rock mixture under freeze-thaw cycles [J]. Bulletin of Engineering Geology and the Environment , 2021 , 80 ( 4 ): 3233 - 3249 . Shear properties and pore structure characteristics of soil-rock mixture under freeze-thaw cycles GB/T 50123—1999 . 土工试验方法标准 [S]. GB/T 50123—1999 . Standard for soil test method [S]. JTG E40—2007 . 公路土工试验规程 [S]. JTG E40—2007 . Test methods of soils for highway engineering [S]. PERFECT E . Fractal models for the fragmentation of rocks and soils: a review [J]. Engineering Geology , 1997 , 48 ( 3/4 ): 185 - 198 . Fractal models for the fragmentation of rocks and soils: a review 冯上鑫 , 柴军瑞 , 许增光 , 等 . 基于核磁共振技术研究渗流作用下土石混体细观结构的变化 [J]. 岩土力学 , 2018 , 39 ( 8 ): 2886 - 2894 . 基于核磁共振技术研究渗流作用下土石混体细观结构的变化 FENG Shangxin , CHAI Junrui , XU Zengguang , et al . Mesostructural change of soil-rock mixtures based on NMR technology [J]. Rock and Soil Mechanics , 2018 , 39 ( 8 ): 2886 - 2894 . Mesostructural change of soil-rock mixtures based on NMR technology HARMER J , CALLCOTT T , MAEDER M , et al . A novel approach for coal characterization by NMR spectroscopy: global analysis of proton T 1 and T 2 relaxations [J]. Fuel , 2001 , 80 ( 3 ): 417 - 425 . A novel approach for coal characterization by NMR spectroscopy: global analysis of proton T1 and T2 relaxations LI Jielin , KAUNDA R B , ZHOU Keping . Experimental investigations on the effects of ambient freeze-thaw cycling on dynamic properties and rock pore structure deterioration of sandstone [J]. Cold Regions Science and Technology , 2018 , 154 : 133 - 141 . Experimental investigations on the effects of ambient freeze-thaw cycling on dynamic properties and rock pore structure deterioration of sandstone PORTENEUVE C , KORB J P , PETIT D , et al . Structure-texture correlation in ultra-high-performance concrete [J]. Cement and Concrete Research , 2002 , 32 ( 1 ): 97 - 101 . Structure-texture correlation in ultra-high-performance concrete AL-MAHROOQI S H , GRATTONI C A , MOSS A K , et al . An investigation of the effect of wettability on NMR characteristics of sandstone rock and fluid systems [J]. Journal of Petroleum Science and Engineering , 2003 , 39 ( 3 / 4 ): 389 - 398 . An investigation of the effect of wettability on NMR characteristics of sandstone rock and fluid systems QI Jilin , VERMEER P A , CHENG Guodong . A review of the influence of freeze-thaw cycles on soil geotechnical properties [J]. Permafrost and Periglacial Processes , 2006 , 17 ( 3 ): 245 - 252 . A review of the influence of freeze-thaw cycles on soil geotechnical properties 10.11817/j.issn.1672-7207.2023.05.028 TU445 A 1672-7207（2023）05-1954-16 唐丽云, 黄涛, 汪卫兵, 等. 冻融循环下土石混合体-混凝土界面剪切特性及孔隙结构演化特征试验研究[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2023, 54(5): 1954-1969. 唐丽云, 黄涛, 汪卫兵, 等. 冻融循环下土石混合体-混凝土界面剪切特性及孔隙结构演化特征试验研究[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2023, 54(5): 1954-1969. TANG Liyun, HUANG Tao, WANG Weibing, et al. Experimental study on shear characteristics and pore structure evolution characteristics of soil-rock mixture-concrete interface during freeze-thaw cycles[J]. Journal of Central South University(Science and Technology), 2023, 54(5): 1954-1969. TANG Liyun, HUANG Tao, WANG Weibing, et al. Experimental study on shear characteristics and pore structure evolution characteristics of soil-rock mixture-concrete interface during freeze-thaw cycles[J]. Journal of Central South University(Science and Technology), 2023, 54(5): 1954-1969. 国家自然科学基金资助项目(42071100) Project(42071100) supported by the National Natural Science Foundation of China 2021-12-26 2022-03-22 2023-05-26 2023-06-20 38909469 中南大学学报(自然科学版) 5 54