0.   引　　言

在我国西南山区、三峡库区，广泛分布残坡积、冲洪积和崩滑堆积等成因的松散堆积体，是一种介于土体、碎裂岩体之间的极端不均匀岩土介质，也称土石混合体。由堆积体组成的坡体通常具有结构松散、透水性强、易变形等特征，在大气降雨或地下水补给时易发生局部或整体的变形破坏^[1-3]。在山区各类崩滑灾害中，因其发育规模大、发生频率高、持续时间长、破坏性强，严重危及重要工程设施安全与山区人民生命财产而备受关注^[4-5]。因此，研究松散堆积体的物理力学特性及变形强度机理，对开展山区工程建设与地质灾害防护具有重要意义。

针对松散堆积体物质组成和结构特征的复杂性和特殊性，许多学者^[6-8]通过室内、现场剪切试验和数值试验等方法对其剪切力学特性开展了深入研究，总结得到了较多与含石量、块石尺寸、块石形状、块石岩性、胶结特征等结构要素相关的堆积体强度影响规律。除此之外，受降雨入渗、地下水位波动等影响，堆积体含水量也一直处于动态变化之中，因此，含水量对堆积体力学强度特性的影响研究显得尤为重要。李维树等^[9]基于大量的试验资料分析了三峡库区土石混合体强度参数随含水量的弱化规律，并建立了相应的定量统计关系。XU等^[10]利用现场大型推剪试验对比研究了土石混合体在天然和浸水条件下的剪切力学特性差异。刘龙旗^[11]、刘先锋^[12]等通过大型直剪试验研究了不同含水量条件下土石混合体剪切过程中的剪胀特征及强度变化规律。刘新荣^[13]、WEI^[14]等则从剪切过程中颗粒破碎程度出发，分析了土石混合体抗剪强度随含水量的变化规律。上述研究成果主要分析了含水量对土石混合的堆积体强度和变形特性的影响，但对不同含水量条件下堆积体剪切变形模式及抗剪强度衰变机理尚不明确。

对于松散堆积体，工程应用中关注的焦点问题是其抗剪强度的取值。文献[15-18]研究表明，土石混合的堆积体表现出明显的应变硬化特性，应力−应变曲线无显著的峰值现象，因此，按照试验规程或经验方法确定堆积体抗剪强度存在较大困难。FU^[16]、魏厚振^[17]等针对应力−应变关系曲线无明显峰值的情况，分别提出以剪应变10%和15%处对应剪应力作为抗剪强度；BAREITHER等^[18]则建议抗剪强度可取应力−应变关系曲线上硬化段起始点对应的剪应力。邓华锋等^[19]通过对直剪试验过程剪应力-剪切位移关系曲线特征及应力“跳跃”现象的分析，提出用临塑抗剪强度和极限抗剪强度的概念来表征土石混合体抗剪强度，但取值方法仍主观性较大。刘世伟等^[20]基于对剪切界面应力的弹性解析分析，提出一种采用应力集中系数进行土体抗剪强度取值的方法，但其实际应用较为复杂。因此，根据试验结果如何合理选取反映土石混合堆积体剪切特性的抗剪强度值至关重要，直接影响实际工程的设计计算与稳定性评判。

基于此，笔者以不同含水量条件下堆积体室内大型直剪试验为基础，对堆积体剪切过程中的应力−应变关系、颗粒破碎行为及剪切变形特征进行综合分析，以期提出更能反映堆积体剪切破坏实质的强度取值方法，为工程设计提供合理的参考依据。

1.   试验概况

1.1   堆积体基本物理力学性质

试样取自三峡库区某大型堆积层滑坡前缘，埋深约2.0 m，主要由粉质黏土和碎块石组成，块石岩性为粉砂质泥岩、粉砂岩，颗粒形状为棱角形，为典型的土石混合体。室内对土样进行了基本物理性质测试分析，天然含水量为9.4%～11.0%，干密度约1.66 g/cm³，筛分后的颗粒级配曲线如图1所示。其不均匀系数C_u=1 160，曲率系数C_v=1.05，属于宽级配土。

图  1  现场试样颗粒级配曲线

Figure  1.  Grain size distribution curves of colluvial deposit

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对于土石混合体，土和石的划分阈值目前尚无明确规定，一般采用5 mm作为土和石的粒径界限，本次试验遂取土石阈值为5 mm，即认为小于5 mm的颗粒为“土”，大于5 mm的颗粒为“石”。因此，现场取回的试样含石量约为41.4%。

1.2   直剪试验方案

为更准确地对松散堆积体剪切力学特性进行描述，试验时采用THE-1000型电液伺服控制的室内大型直剪试验机。该直剪试验设备主要包括承载框架、刚性剪切盒、水平剪切加载系统、垂直加载系统和数据量测系统等五大组成部分（图2），剪切过程中上、下剪切盒均可移动以实现对推剪切方式。水平和垂直加载系统最大输出荷载为1 000 kN，最大剪切位移为150 mm，剪切盒内部尺寸为500 mm×500 mm×410 mm（长×宽×高），允许最大粒径为60 mm，能够满足较大范围粗颗粒土剪切试验要求。此外，该试验机装还有垂直位移传感器，可自动采集剪切过程中试样的垂直位移变化。

图  2  室内大型直剪试验系统

Figure  2.  Large-scale direct shear apparatus

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本次试验主要考察含水量对堆积体剪切变形特征和抗剪强度的影响，设置4组不同含水量试验：晾晒后的含水量（6.1%）、天然含水量（10.2%）、饱和含水量（18.1%）以及介于天然含水量和饱和含水量之间的1组含水量情况（14.6%）。根据堆积体级配组成和相应含水量配制各粒组质量及加水量，经拌合均匀后闷料24 h使试样水分均匀。按照《土工试验规程》^[21]，将土样分3～5层装入剪切盒内，分层压实并经层间拉毛处理。装样完成后施加法向应力（本次试验法向应力分别设定为100、200、400和800 kPa），固结完成后进行快剪，剪切速率设定为2 mm/min，上、下盒相对剪切位移达到约100 mm后停止剪切。试验结束后，取剪切面上、下各60 mm范围内的试样进行晾晒、烘干，并分批次筛分，获得剪切后的堆积体试样颗粒级配。

1.3   试验分析方法

1.3.1   剪切面应力修正方法

现行的《土工试验规程》^[21]均将剪切过程中试样剪切面积认为是恒定的，没有考虑剪切面积变化对剪切面上实际法向应力及剪应力的影响，由此得到的抗剪强度与真实值往往存在较大的误差^[22]。

为消除直剪试验过程中因试样实际剪切面积动态变化对试验成果的影响，将剪切面简化为平面，对实际剪切面积进行修正，获得剪切面上修正的法向应力及剪应力的计算公式如下：

式中：σ_n为剪切面法向应力，kPa；τ为剪切面剪应力，kPa；P为剪切盒竖向压力，kN；S为剪切面积，m²；F为剪切盒水平推力，kN；W为剪切盒宽度，m；L为剪切盒长度，m；δ为剪切位移，m。由式（1）可见，随剪切位移的不断发展，实际的剪切面积不断减小，从而引起剪切面上法向应力及剪应力均随剪切位移增长而增大。

1.3.2   颗粒破碎量化方法

为分析含水量对堆积体颗粒剪切破碎的影响规律，采用HARDIN^[23]提出的相对破碎率B_r进行量化表征。该方法指出颗粒破碎的可能性随粒径减小而降低，即颗粒粒径越小，其破碎难度越大；当颗粒粒径小于0.075 mm时，即认为颗粒不再发生破碎。为此，初始破碎势B_pi和最终破碎势B_pf可分别定义为直剪试验前、后颗粒级配曲线与粒径0.075 mm的竖线所围成区域的面积，并定义破碎势之差与初始破碎势的比值为相对破碎率B_r，如图3所示。相对破碎率B_r这一量化指标，综合了试验前后整个颗粒级配曲线的相对变化，可克服以往只单独考虑某一粒径或粒径组的缺点，并消除初始状态对颗粒破碎的影响，能够更加真实、准确地反映颗粒破碎程度。

图  3  颗粒相对破碎率B_r示意

Figure  3.  The definition of grain relative breakage rate B_r

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2.   试验结果及分析

2.1   剪应力−剪切位移关系关系

不同含水量及法向应力条件下剪应力−剪切位移关系（τ−δ）如图4所示。由图4可知，不同条件下堆积体的剪应力−剪切位移关系曲线形态基本一致，即随着剪切位移的增大，剪应力不断增长，无明显峰值剪应力出现。总体而言，根据剪应力−剪切位移关系曲线特征，可将剪切过程大致分为3个阶段：

图  4  不同含水量试样剪切应力−剪切位移关系曲线

Figure  4.  Shear stress-displacement curve of the soil-rock aggregate with different water content

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1）弹性变形阶段，剪应力−剪切位移曲线近似为直线，主要以试样骨架压密变形为主。各组试验弹性变形阶段的最大剪切位移介于1～2 mm，且随法向应力增加，弹性变形阶段范围及直线斜率（弹性模量）均不断增大。

2）屈服变形阶段，剪应力随剪切位移呈非线性增长，且曲线斜率（剪切模量）逐渐减小，该阶段产生较大的塑性剪切变形，试样由剪切盒边缘向中间区域发生剪切破坏。

3）滑动变形阶段，试样内已形成贯通的剪切破坏面，抗剪强度主要来源于剪切破坏面的滑动摩擦力，由于法向应力随剪切位移不断增大，导致该阶段剪应力−剪切位移曲线呈线性增长趋势。

从图4还可以看出，各组试样剪切过程中剪应力−剪切位移关系曲线均存在一定程度的“跳跃”现象，特别是在试样屈服变形和滑动变形阶段更加显著。此外，在含水量一定条件下，曲线的最大跳跃幅度总体上随法向压力的增大而增大。究其原因除了加载系统伺服控制特点外，主要还是剪切过程中粗颗粒破碎、错动和翻转引起的。剪切过程中颗粒破碎、错动和翻转导致因咬合而储存的应变能急剧释放，剪应力降低，随后颗粒运动再次被咬合，剪应力回升，导致剪应力一定范围内波动，如此反复使剪应力−剪切位移呈现一系列的“跳跃”现象。

2.2   颗粒剪切破碎特征

采用前述颗粒破碎量化方法计算各试样剪切后的相对破碎率B_r，图5给出了试样颗粒相对破碎率B_r与法向应力σ_n的关系，二者呈良好的指数函数关系：

图  5  颗粒相对破碎率B_r与法向应力σ_n关系曲线

Figure  5.  Relationship curves among grain relative breakage rate B_r and normal stress σ_n

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式中：a₁、b₁、c₁为拟合参数；σ_n为法向应力，kPa；P_a为标准大气压（取101.33 kPa）。

由图5和式（2）可以看出，含水量相同，颗粒相对破碎率B_r随法向应力增加而增大，但增长速率逐渐减小。颗粒破碎本质上是颗粒间接触力达到或超过其强度，接触力越大，越容易发生破碎。法向应力增加，颗粒间接触点应力相应增大，应力集中作用越显著，颗粒越容易发生破碎。同时，法向应力越大，剪切作用下颗粒移动需要克服的颗粒间作用力越大，即对试样内颗粒移动的约束作用越强，颗粒转动、翻越及相对位置调整更不易发生，为颗粒挤压破碎提供了有利条件。另外，破碎率增加，导致细颗粒含量增多，破碎的细颗粒不断填充原有较大颗粒间的孔隙，使颗粒间接触面积增大，造成颗粒进一步破碎所需要的颗粒间接触力更大，因而颗粒相对破碎率B_r随法向压力增加其增长速率逐渐降低。

同理，图6给出了试样颗粒相对破碎率B_r与含水量ω的关系，二者呈良好的线性关系：

图  6  颗粒相对破碎率B_r与含水量ω关系曲线

Figure  6.  Relationship curves among grain relative breakage rate B_r and water content ω

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式中：a₂、b₂为拟合参数；ω为含水量，%。

法向应力相同，随试样含水量的增加，颗粒相对破碎率B_r呈逐渐减小的趋势，即水对颗粒破碎起一定的抑制作用。这主要是由于含水量越高，颗粒表面形成的结合水膜厚度越大，其一方面增大了颗粒间接触面积，缓解了颗粒接触部位应力集中程度，颗粒越不容易破碎；另一方面在颗粒之间也起到一定的润滑作用，减少了剪切作用下颗粒间因摩擦造成的颗粒破碎。此外，由于快剪条件下试样产生一定的孔隙水压力，含水量越高，孔隙水压力越大，相应的颗粒间有效接触应力越小，颗粒破碎量也越小。

2.3   剪胀特性

图7为不同含水量及法向应力下试样垂直位移−剪切位移关系曲线。堆积体试样总体上表现为低压剪胀、高压剪缩的特性，随含水量增加，试样剪缩特性越明显，甚至在高含水量条件下，试样均只发生剪缩变形，且剪缩量随着含水量增加而增大。究其主要原因，低含水量试样在低法向应力下，试样颗粒间约束作用较弱，剪切过程中颗粒以转动和翻越为主导，此时颗粒破碎程度低，颗粒重排列产生的孔隙无法充分填充而整体表现为剪胀；随着法向应力增加，颗粒接触点应力增大，颗粒破碎现象明显，破碎的细颗粒因挤压填充孔隙而使试样逐渐压密，整体表现为剪缩；而高含水量条件下因无法对试样进行充分压密，初始孔隙体积较大，剪切错动过程中颗粒间相互嵌入以填充孔隙，使试样体积减小，导致剪缩量增加。

图  7  不同含水量试样垂直位移−剪切位移关系曲线

Figure  7.  Relationship curves between shear displacement and vertical displacement under different stone contents

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2.4   剪切带变形特征

基于文献[7]打孔−埋线−灌砂监测试样剪切过程中内部变形情况，试样剪切完成后的典型剖面如图8所示。针对试样剪切过程中监测孔的变形特征，定义水平位移l与剪切带厚度h两个特征参量，其中水平位移l为钻孔上、下起弯点水平间距，剪切带厚度h为上、下起弯点竖向间距。

图  8  典型剖面剪切变形示意

Figure  8.  Sketch of typical section shear deformation

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为进一步揭示剪切过程中试样内部剪切形态，将试样的不同监测孔起弯点空间位置绘于图9。根据监测孔变形特征可知，上、下起弯点围成的范围即为试样剪切过程中变形影响区域，从图中可以看出，试样并非简单地沿着剪切宽缝平直剪切，而具有更为复杂的剪切形态。低含水量时，上剪切面逐渐呈“凸形”，下剪切面逐渐呈“凹形”，整体呈现一种“啃掘式”破坏；随着含水量增加，剪切面形态逐渐趋于平整，且上下盒形态较为对称，剪切破坏面与上下盒剪切缝成一定夹角，呈现一种“错动式”破坏。此外，相同含水量条件下，法向应力越大，试样剪切带形态越趋于平整，错动破坏形式越明显。

图  9  不同含水量试样监测孔起弯点位置

Figure  9.  Point position of monitoring hole of sample under different water content

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基于此，可将试样剪切变形概化为“错动式”和“啃掘式”2种类型，如图10所示。对于低含水量试样，法向应力较小时，由于对应的剪应力不足以使剪切带内颗粒破碎，剪切过程中主要以颗粒间翻越、转动为主，导致剪切面形态凹凸不平，表现为“啃掘式”破坏；法向应力较大时，剪切带内颗粒间接触应力增大，剪切过程中颗粒破碎程度较高，剪切带内块石可发生直接剪断，所形成的剪切面表现较为平整，整体呈“错动式”破坏。随着试样含水量增加，颗粒间的水膜越厚，其不仅增大粒间接触面积使有效接触应力减小，还通过降低颗粒间摩擦力对颗粒起一定的润滑作用，这2方面作用造成剪切过程中颗粒滑移性和定向性进一步增强，主要发生“错动式”剪切破坏，使得剪切面形态更加平整。

图  10  试样剪切变形模式

Figure  10.  Shear deformation mode of sample

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3.   堆积体抗剪强度性质分析

3.1   堆积体抗剪强度取值方法

上述试验结果分析表明，直剪条件下，堆积体均表现出明显的应变硬化特性，应力−应变曲线无显著的峰值现象，这使得堆积体抗剪强度取值较为困难。《土工试验规程》^[21]规定粗粒土的抗剪强度取值原则：取应力−应变关系曲线上峰值或稳定值作为抗剪强度；如无明显峰值，则取剪切位移达到（1/15～1/10）试样直径或长度时的剪应力作为抗剪强度。FU等^[16]、魏厚振等^[17]针对应力−应变关系曲线无明显峰值的情况，也提出取剪应变10%或15%处对应剪应力作为抗剪强度。但采用上述规定或经验方法取值，没有考虑试样剪切变形与应力变化发展的内在关联性，确定抗剪强度的主观性较大。因此，根据试验结果如何选取反映土石混合堆积体剪切特性的抗剪强度显得尤为关键。

图11为剪切试验过程中剪切面上的法向应力和剪切应力之间的变化关系。由图11可知，在初始剪切过程中剪切面上法向应力和剪切应力同时增加，随后，剪切应力的增幅逐渐变缓或略有降低；当剪切变形发展到一定程度后，法向应力和剪切应力基本保持线性关系。为此，定义剪切应力与法向应力的比值为应力比（τ/σ_n），应力比随剪切位移的变化可以反映堆积体的剪切特征。不同含水量条件下应力比-剪切位移关系曲线如图12所示。

图  11  不同含水量剪切面上法向应力与剪应力关系曲线

Figure  11.  Relationship curves between normal stress and shear stress of shear surface under different stone contents

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从图12中可以看出，堆积体在剪切过程中会出现应力比随着剪切位移增加而迅速增长的现象，达到峰值后随着剪切位移继续增加应力比略有降低或小范围波动，并最终趋于稳定；在应力比达到峰值前，随着剪切位移的增加迅速提高，主要是因为试样中剪切面开始形成，土颗粒逐渐脱离原来位置，导致摩阻力较大；达到峰值后，应力比基本保持不变，这是由于剪切面已经逐渐形成，颗粒逐渐定向排列并达到稳定状态。可见，直剪条件下堆积体应力比变化特征表现为：初始剪切变形阶段，应力比快速增长；接近破坏时，应力比增长速率减小并逐渐达到峰值；破坏后，应力比基本保持不变或略有降低。

图  12  不同含水量条件下应力比−剪切位移关系曲线

Figure  12.  Relationship curves between stress ratio and shear displacement under different water contents

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基于此，对于应力比−剪切位移曲线存在峰值的情况，抗剪强度取峰值处剪切位移对应的剪应力，当无明显峰值的情况，则取应力比稳定值对应的最小剪切位移时的剪应力；此方法不仅减少取值过程中的人为主观因素，且更能反映其堆积体剪切破坏实质。

基于上述分析，不同含水量不同法向应力条件下采用上述方法与按照规程方法抗剪强度的取值结果见表1。由表1可知，采用本文方法得出的抗剪强度数值基本介于规程方法上限与下限结果之间，一定程度上反映了本方法抗剪强度取值的准确性。

表  1  不同含水量条件下堆积体抗剪强度取值结果

Table  1.  Shear strength of colluvial deposit under different water content

含水量/%	初始法向应力/kPa	法向应力/kPa				抗剪强度/kPa
		本文方法	规程上限(1/15)L	规程下限(1/10)L		本文方法	规程上限(1/15)L	规程下限(1/10)L
6.0	100	105.2	107.1	111.1		180.4	173.1	179.2
	200	217.9	214.2	222.2		242.6	234.5	258.2
	400	422.8	428.8	444.3		387.0	393.8	428.1
	800	860.4	856.6	889.0		626.1	605.8	648.8
10.2	100	107.0	107.2	111.1		135.6	132.5	143.3
	200	218.2	214.2	222.3		195.2	188.0	202.2
	400	430.5	428.5	444.4		279.5	273.7	291.4
	800	872.4	856.6	888.8		514.3	486.0	535.8
14.6	100	104.4	107.1	111.2		85.0	82.4	90.9
	200	210.5	214.1	222.3		132.0	132.1	145.4
	400	441.1	428.2	444.5		238.6	222.4	251.4
	800	882.5	856.5	888.8		383.1	344.1	396.1
18.1	100	110.2	107.1	111.1		77.6	69.5	81.4
	200	228.4	214.3	222.7		114.1	90.4	110.5
	400	434.5	428.4	444.8		157.1	149.8	178.8
	800	866.7	857.1	889.2		313.3	290.4	326.5

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3.2   含水量对堆积体抗剪强度的影响

3.2.1   抗剪强度的变化规律

堆积体试样的抗剪强度随含水量的变化如图13所示。可以看出，含水量增加，试样抗剪强度大幅降低，以垂直压力100 kPa为例，含水量从6%增长至18.1%时，试样强度由179.8 kPa降至74.6 kPa，降幅达58.5%，可见，水对堆积体强度具有明显的软化作用，这种水致劣化特性对于解释库区松散堆积体多在蓄水初期发生大变形及失稳具有一定研究意义。

图  13  不同含水量和法向应力下的堆积体抗剪强度

Figure  13.  Shear strength of colluvial deposit under different water content and different normal pressures

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作为一种散体颗粒材料，土石混合堆积体的抗剪强度必然与颗粒的相互作用和破坏模式相关。对于低含水量试样，外荷载作用下颗粒间机械咬合与摩擦作用强，粒间接触应力大，剪切过程中颗粒容易产生破碎或剪断，导致剪应力−位移曲线局部波动幅度较大，呈V型“跳跃”；而且，由于颗粒间的咬合力和摩阻力较大，剪切过程中相互约束作用强，颗粒间的变形趋于协调，呈现出整体“啃掘式”的破坏模式，并形成更大范围内形态不规则的剪切影响带，致使其抗剪强度较大。

随试样内含水量增加，细观上颗粒间的水膜使其表面光滑度提高，颗粒间的机械咬合及接触摩擦作用相应减小，颗粒间越不容易发生剪切破碎，以沿颗粒边缘的相对滚动、滑动为主导，剪应力−位移曲线整体的波动现象更为显著；同时，由于在变形破坏过程中需要克服的摩阻力相应较小，颗粒主要发生局部变形并形成狭长的剪切带，表现为整体“错动式”的破坏模式，材料的变形协调作用和整体力学性能难以发挥，使得随含水量增加试样抗剪强度相应地降低。

3.2.2   强度指标的变化规律

基于Mohr-Coulomb强度准则，对图13中试样在4组剪切试验结果数据进行拟合分析，结果表明线性拟合决定系数R²都超过0.98，说明本文所研究的堆积体基本遵循Mohr-Coulomb强度准则的线性增长规律。根据不同含水量条件下堆积体抗剪强度参数c、φ值的变化规律，利用回归分析方法可以建立c、φ值的劣化公式，分析发现，堆积体抗剪强度参数的劣化趋势可以用线性函数较好地拟合，拟合曲线如图14所示。

图  14  不同含水量堆积体抗剪强度指标变化规律

Figure  14.  Variation of strength parameters of colluvial deposit with different rock contents

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由图14可知，随着堆积体含水量增加，表观黏聚力c、内摩擦角φ值均逐渐降低，且含水量变化对表观黏聚力的影响程度比对内摩擦角大。

通常粗粒土的黏聚力被认定为0，但堆积体因其特殊的结构性，往往表现出一定的表观黏聚力，主要为颗粒机械咬合和毛细吸力引起的强度。土体内含水量增大，颗粒间的结合水膜增厚，毛细作用减弱，颗粒间基质吸力减小；同时，水的润滑及软化作用使颗粒间咬合效果较难发挥，颗粒间咬合力亦减小，共同造成堆积体表观黏聚力随含水量增加而逐渐降低。

内摩擦角反映堆积体的摩擦特性，主要包括滑动摩擦力、咬合摩擦力和破碎力。由上述分析可知，含水量增加，水的润滑作用降低颗粒间的滑动摩擦力和咬合摩擦力。此外，颗粒的破碎和重排列均需要外力额外做功，这将会增加剪切面上的内摩擦角，而含水量增加，颗粒相对破碎率降低，由颗粒破碎引起的内摩擦角分量减小，从而引起内摩擦角随含水量降低的效果。

4.   结　　论

1）直剪试验中，堆积体呈明显的应变硬化特征，剪应力−位移曲线无显著的峰值；同时，剪切过程主要可分为弹性变形、屈服变形及滑动变形3个阶段。同时，剪切过程中堆积体总体上表现为低压剪胀、高压剪缩的特性，随含水量增加，试样剪缩特性越明显，甚至在高含水量条件下，试样只发生剪缩变形。

2）堆积体剪切过程的块石破碎较明显，体现在剪切过程中剪应力−位移曲线开始出现幅度不一的V型“跳跃”现象，剪切后颗粒级配发生较大变化。颗粒破碎本质上是颗粒间接触力达到或超过其强度，接触力越大，越容易发生破碎；因此，法向压力σ_n越大或含水量ω越低时，颗粒间接触力越大，颗粒相对破碎率B_r越高。

3）堆积体剪切面形态并非理想的平面，其与颗粒的相互作用和破坏模式密切相关。随含水量增加，颗粒间的机械咬合及接触摩擦作用相应减小，颗粒间越不容易发生破碎或剪断，以沿颗粒边缘的相对滚动、滑动为主导，颗粒间的变形协调作用减弱，整体破坏模式由“啃掘式”向“错动式”转变，剪切面形态逐渐由上凸下凹的不规则状趋于平直状。

4）结合剪切面应力修正得到的剪切过程中剪切面上法向应力、剪切应力和应力比特征分析，提出了基于应力比的土石混合堆积体抗剪强度取值方法，并验证了该方法的合理性。与以往分析方法，该方法不仅操作简便、人为干扰小，且更能反映堆积体剪切破坏实质。

5）水对堆积体强度具有明显的软化作用。堆积体随含水量增加，表观黏聚力c和内摩擦角φ均逐渐降低，其中，c、φ与ω大致呈线性关系，而且，含水量变化对表观黏聚力的影响程度比对内摩擦角大。