趙 彤，朱俊高，孫明輝

（1.河海大學(xué)巖土力學(xué)與堤壩工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210098；2.江蘇省巖土工程技術(shù)工程研究中心，南京 210098；3.華設(shè)設(shè)計(jì)集團(tuán)股份有限公司，南京 210005）

粗粒土的變形及強(qiáng)度特性與初始應(yīng)力狀態(tài)和試驗(yàn)的圍壓等因素有關(guān)［1-3］.常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)的初始應(yīng)力狀態(tài)是各向等壓的，但是在實(shí)際工程項(xiàng)目中，地基覆蓋層粗粒土的初始應(yīng)力狀態(tài)卻是各向不等壓的，豎直向應(yīng)力和水平向應(yīng)力的比值不為1，也就是說靜止側(cè)壓力系數(shù)K0的值不為1［4］.

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)這兩種固結(jié)方法的三軸試驗(yàn)做了大量的研究.Berre等［5］指出在進(jìn)行室內(nèi)試驗(yàn)時(shí)，應(yīng)使土體的固結(jié)狀態(tài)與現(xiàn)場(chǎng)土體的K0固結(jié)狀態(tài)相同，再去測(cè)定土的實(shí)際抗剪強(qiáng)度等參數(shù)指標(biāo).Atkinson等［6］認(rèn)為與等壓固結(jié)相比，K0固結(jié)狀態(tài)對(duì)土體的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系以及抗剪強(qiáng)度有較大的影響.黃浩然等［7］通過軟土重塑樣的等壓固結(jié)與K0固結(jié)三軸試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，試樣在兩種三軸試驗(yàn)方法下破壞時(shí)的偏應(yīng)力差會(huì)隨著圍壓的增大而更加明顯，且K0固結(jié)三軸試驗(yàn)的偏應(yīng)力差更大.龔曉南等［8］指出，K0固結(jié)三軸試驗(yàn)?zāi)鼙鹊葔汗探Y(jié)三軸試驗(yàn)更好地模擬現(xiàn)場(chǎng)天然土體的真實(shí)力學(xué)狀態(tài).由以上研究可以得知，對(duì)于靜止側(cè)壓力系數(shù)K0值不為1的天然地基土來說，常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)很可能會(huì)帶來一定的誤差.

本文對(duì)茨哈峽壩覆蓋層砂卵石料進(jìn)行了同一密度試樣中型三軸試驗(yàn)，試驗(yàn)包括常規(guī)各向等壓固結(jié)的三軸排水剪切試驗(yàn)（CID試驗(yàn)）和各向不等壓固結(jié)的三軸排水剪切試驗(yàn)（CK0D試驗(yàn)），研究了粗粒土的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系以及強(qiáng)度特性，并對(duì)兩種試驗(yàn)條件下的結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析.

1 試驗(yàn)材料與試驗(yàn)方案

本文所用的試驗(yàn)材料為茨哈峽壩覆蓋層砂卵石料，如圖1所示，該砂卵石料大多為渾圓狀顆粒，沒有特別尖銳的棱角，工程特性良好.

經(jīng)過測(cè)量可以發(fā)現(xiàn)茨哈峽壩覆蓋層現(xiàn)場(chǎng)的砂卵石料最大粒徑在100 mm以上，然而中三軸試驗(yàn)規(guī)定試樣的最大粒徑為20 mm，經(jīng)過計(jì)算，得出超徑料的質(zhì)量百分?jǐn)?shù)為50.6%.根據(jù)土工試驗(yàn)規(guī)程［9］中的規(guī)定，應(yīng)對(duì)超徑料進(jìn)行縮尺，從而滿足現(xiàn)有試驗(yàn)儀器的使用要求.根據(jù)龔曉南［10］的研究成果，本文決定采用等量替代法進(jìn)行縮尺，相應(yīng)的級(jí)配曲線如圖2所示.

本文中所有試驗(yàn)的制樣干密度均為2.21 g/cm3，對(duì)應(yīng)的相對(duì)密度為0.8.首先以等壓固結(jié)或者K0固結(jié)至預(yù)定固結(jié)壓力，試驗(yàn)圍壓分別設(shè)置為100、400、1000、1600 kPa，然后開始進(jìn)行剪切，兩種試驗(yàn)的剪切速率均為0.25 mm/min.試驗(yàn)可按照土工試驗(yàn)規(guī)程［9］中的試驗(yàn)步驟進(jìn)行.至于CK0D試驗(yàn)，固結(jié)時(shí)應(yīng)保持側(cè)向應(yīng)力與軸向應(yīng)力的比值為K0.由于本文所用試驗(yàn)土料、試驗(yàn)設(shè)備以及試驗(yàn)方案均與孫明輝［11］的研究相似，因此本文決定采用與其相同的K0值，其值為0.4.

圖1 茨哈峽壩覆蓋層砂卵石料Fig.1 Sand and gravel in overburden layer of Cihaxia Dam

圖2 試驗(yàn)土料的設(shè)計(jì)級(jí)配曲線Fig.2 Design grading curve of test soil material

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

為了比較兩種三軸試驗(yàn)在同一應(yīng)力狀態(tài)下的變形與強(qiáng)度特性，本文將CID試驗(yàn)中的（σ1-σ3）-εa曲線和εv-εa曲線向左移動(dòng)，使其在軸向應(yīng)變?yōu)榱銜r(shí)所對(duì)應(yīng)的偏應(yīng)力值與CK0D試驗(yàn)中的初始偏應(yīng)力值相等.在此基礎(chǔ)上，將CID試驗(yàn)的εv-εa曲線平移，使其軸向應(yīng)變?yōu)榱銜r(shí)所對(duì)應(yīng)的εv為零.

2.1 應(yīng)力應(yīng)變特性分析

將CID試驗(yàn)與CK0D試驗(yàn)的（σ1-σ3）-εa關(guān)系曲線進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果如圖3所示.總體來說，兩種三軸試驗(yàn)的應(yīng)力應(yīng)變曲線的規(guī)律大致相同，但CID試驗(yàn)得到的偏應(yīng)力峰值要比CK0D試驗(yàn)得到的偏應(yīng)力峰值小.在不同圍壓下，試樣的應(yīng)力應(yīng)變曲線均表現(xiàn)出了軟化特征.

表1列出了試樣在不同三軸試驗(yàn)和不同圍壓下的峰值強(qiáng)度與達(dá)到峰值強(qiáng)度時(shí)的軸向應(yīng)變，也就是破壞應(yīng)變.從表1可以看出，在同一種三軸試驗(yàn)中，隨著圍壓的不斷增大，峰值強(qiáng)度和破壞應(yīng)變也在不斷增大；在同一圍壓下，CK0D試驗(yàn)的破壞應(yīng)變均比CID試驗(yàn)的破壞應(yīng)變小，表明在K0固結(jié)條件下，試樣的柔性可能被高估；隨著圍壓的不斷增大，兩種三軸試驗(yàn)的破壞應(yīng)變之差出現(xiàn)了先減小后增大的變化；當(dāng)圍壓為400 kPa時(shí)，兩種三軸試驗(yàn)的破壞應(yīng)變之差最小，僅為0.03%，由此，我們猜測(cè)兩種三軸試驗(yàn)的破壞應(yīng)變之差可能在中間某個(gè)圍壓時(shí)更小.

圖3 不同圍壓下CID試驗(yàn)與C K0D試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.3 Stress-strain relationship curves of CID test and C K0D test under different confining pressures

2.2 體變特性分析

CID試驗(yàn)與CK0D試驗(yàn)的εv-εa關(guān)系曲線如圖4所示.取值標(biāo)準(zhǔn)為最大主應(yīng)力差標(biāo)準(zhǔn)（當(dāng)軸向應(yīng)變剪切到15%，強(qiáng)度仍未出現(xiàn)峰值時(shí)，取軸向應(yīng)變?yōu)?5%時(shí)的強(qiáng)度為土樣強(qiáng)度）.體變曲線以剪脹為負(fù)，剪縮為正.從圖4中看出，兩種三軸試驗(yàn)的εv-εa曲線的規(guī)律大致相同，但是CK0D試驗(yàn)得到的體變曲線大部分在CID試驗(yàn)得到的體變曲線的下方，這表明在CK0D試驗(yàn)中，試樣的體積變形較小，也就是說CK0D試驗(yàn)的剪脹性更加明顯.

當(dāng)圍壓為100 kPa時(shí)，兩種三軸試驗(yàn)中試樣的變形均以剪脹體變?yōu)橹?，剪脹體變的最大值為8.8%；當(dāng)圍壓為400 kPa時(shí)，兩種三軸試驗(yàn)的εv-εa曲線均出現(xiàn)了比較明顯的先上升后下降的趨勢(shì)，體積應(yīng)變?chǔ)舦從正值減小到負(fù)值，表明剪切開始階段試樣發(fā)生了剪縮體變，之后才發(fā)生了剪脹體變，且剪脹體變減小到4%左右；當(dāng)圍壓為1000 kPa時(shí)，兩種三軸試驗(yàn)的剪脹體變?cè)谶M(jìn)一步地減小，剪脹體變的最大值不到2%；當(dāng)圍壓為1600 kPa時(shí)，兩種三軸試驗(yàn)的體積應(yīng)變?chǔ)舦的值幾乎都為正值，試樣基本不發(fā)生剪脹體變.由以上分析可得：在不同圍壓下，兩種三軸試驗(yàn)中的試樣均表現(xiàn)出了一定程度的剪脹性；在同一種三軸試驗(yàn)中，圍壓越小，試樣越容易發(fā)生剪脹體變，圍壓越大，試樣越容易發(fā)生剪縮體變.

為了建立能合理反映剪脹性的本構(gòu)模型，需要對(duì)剪脹性進(jìn)行更加準(zhǔn)確的描述，因此需要進(jìn)一步研究粗粒土試樣的剪脹性.表2整理出了試樣從剪縮變成剪脹（本文中稱作“相變”，對(duì)應(yīng)的時(shí)間點(diǎn)稱作“相變點(diǎn)”）時(shí)的體積應(yīng)變?chǔ)舦0和相應(yīng)的軸向應(yīng)變?chǔ)臿.從表2可以看出，在同一種三軸試驗(yàn)中，隨著圍壓的不斷增大，相變時(shí)的體積應(yīng)變?chǔ)舦0與軸向應(yīng)變?chǔ)臿也在不斷增大；在相同圍壓下，CID試驗(yàn)的體積應(yīng)變?chǔ)舦0和軸向應(yīng)變?chǔ)臿均比CK0D試驗(yàn)的體積應(yīng)變和軸向應(yīng)變大.

表1 不同圍壓下兩種三軸試驗(yàn)的峰值強(qiáng)度及破壞應(yīng)變Tab.1 Peak strength and failure strain of two triaxial tests under different confining pressures

圖4 不同圍壓下CID試驗(yàn)與C K0D試驗(yàn)的體變特性曲線Fig.4 Volume variation characteristic curves of CID test and C K0D test under different confining pressures

將表1和表2進(jìn)行對(duì)比發(fā)現(xiàn)，破壞應(yīng)變與相變點(diǎn)對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變不一樣，前者比后者要大，偏應(yīng)力峰值出現(xiàn)在相變點(diǎn)之后，表明試樣在發(fā)生相變時(shí)還未達(dá)到峰值強(qiáng)度，這就是說試樣在剪切過程中，一部分土顆粒將要翻越另一部分土顆粒時(shí)，顆粒之間仍然存在著比較強(qiáng)的咬合力.陳希哲等［12］認(rèn)為試樣的強(qiáng)度因?yàn)橐Ш狭Φ拇嬖诙軌蚶^續(xù)增大，顆粒翻越完成后，試樣的強(qiáng)度也達(dá)到了最大值.

表2 不同圍壓下相變點(diǎn)的體積應(yīng)變及對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變Tab.2 Volume strain and corresponding axial strain of phase transition point under different confining pressures

2.3 強(qiáng)度特性分析

表3給出了兩種三軸試驗(yàn)得到的偏應(yīng)力峰值與四個(gè)不同圍壓下破壞摩爾圓對(duì)應(yīng)的內(nèi)摩擦角，也就是過原點(diǎn)的摩爾圓的切線傾角.表3中的增幅指的是CK0D試驗(yàn)結(jié)果（這里指偏應(yīng)力峰值和內(nèi)摩擦角）相對(duì)于CID試驗(yàn)結(jié)果的增加幅值.

表3 不同圍壓下兩種三軸試驗(yàn)的偏應(yīng)力峰值及內(nèi)摩擦角對(duì)比Tab.3 Comparison of deviatoric stress peak and internal friction angle of the two triaxial tests under different confining pressures

從表3可以發(fā)現(xiàn)，CK0D試驗(yàn)的偏應(yīng)力峰值一般要比CID試驗(yàn)的偏應(yīng)力峰值大.在四個(gè)不同圍壓下，相比于CID試驗(yàn)的偏應(yīng)力峰值，CK0D試驗(yàn)的偏應(yīng)力峰值的平均增幅為5.4%，差異比較明顯，尤其是在圍壓為100 kPa時(shí)，CK0D試驗(yàn)的偏應(yīng)力峰值比CID試驗(yàn)的偏應(yīng)力峰值高11%，這種差異的產(chǎn)生可能是因?yàn)樵嚇釉贙0固結(jié)和各向等壓固結(jié)時(shí)的應(yīng)力路徑不同，導(dǎo)致試樣在剪切時(shí)的密度與顆粒破碎程度不同.朱俊高等［13］經(jīng)過研究指出了兩種三軸試驗(yàn)方法在固結(jié)時(shí)應(yīng)力路徑的區(qū)別.在相同圍壓下，CK0D試驗(yàn)的內(nèi)摩擦角均比CID試驗(yàn)的內(nèi)摩擦角大.在四個(gè)不同圍壓下，CK0D試驗(yàn)得到的內(nèi)摩擦角的值分別比CID試驗(yàn)得到的內(nèi)摩擦角的值大1.7°、0.7°、0°、0.5°.

圖5為兩種三軸試驗(yàn)中試樣在不同圍壓下發(fā)生相變時(shí)對(duì)應(yīng)的偏應(yīng)力qpt和球應(yīng)力p的關(guān)系曲線.從圖5中可知，兩種三軸試驗(yàn)得到的偏應(yīng)力qpt與球應(yīng)力p均具有良好的線性關(guān)系，相關(guān)系數(shù)R2均大于0.99，在偏應(yīng)力qpt與球應(yīng)力p關(guān)系曲線上的點(diǎn)就說明土體在受剪時(shí)達(dá)到了相變狀態(tài)，我們可以根據(jù)偏應(yīng)力qpt與球應(yīng)力p的關(guān)系曲線來判斷土體在剪切過程中是否達(dá)到了相變狀態(tài).關(guān)系式可用以下公式來表示：

圖5 不同圍壓下兩種三軸試驗(yàn)的qpt與p的關(guān)系曲線Fig.5 Relationship curves between qpt and p in the two triaxial tests under different confining pressures

式中k為試驗(yàn)所得參數(shù).

圖6繪出了兩種三軸試驗(yàn)在四個(gè)不同圍壓下的相變摩擦角（這里指試樣發(fā)生相變時(shí)的內(nèi)摩擦角，用φpt表示）與破壞摩擦角（用φf表示）的對(duì)比圖.φpt用以下關(guān)系式表示：

圖6 不同圍壓下兩種三軸試驗(yàn)的相變摩擦角與破壞摩擦角Fig.6 Phase change friction angle and failure friction angle of the two triaxial tests under different confining pressures

圖7 不同圍壓下φf-φpt與σ3/pa的關(guān)系曲線Fig.7 The relationship curve ofφf-φpt andσ3/pa under different confining pressures

從圖6中可以看出，隨著圍壓的不斷增大，兩種三軸試驗(yàn)的相變摩擦角與破壞摩擦角的差值均在不斷減小.當(dāng)圍壓為100 kPa時(shí)，兩種三軸試驗(yàn)的相變摩擦角與破壞摩擦角之間的差異均比較大，相變摩擦角均最小，破壞摩擦角均最大.當(dāng)圍壓為1600 kPa時(shí)，兩種三軸試驗(yàn)的相變摩擦角與破壞摩擦角的差異不大.除此之外，在相同圍壓的條件下，CID試驗(yàn)中相變摩擦角與破壞摩擦角的差異比CK0D試驗(yàn)中兩者的差異略大.在四個(gè)不同圍壓下，CID試驗(yàn)中φf與φpt的差值分別為15.6°、4.7°、3.5°、1.9°，CK0D試驗(yàn)中φf與φpt的差值則分別為14.3°、4.4°、2.2°、1.9°.

根據(jù)以上結(jié)果得出了兩種三軸試驗(yàn)在不同圍壓下φf-φpt的差值與σ3/pa的關(guān)系曲線，如圖7所示.

從圖7中可以發(fā)現(xiàn)，兩種三軸試驗(yàn)的φf-φpt的差值與σ3/pa均呈良好的冪函數(shù)關(guān)系，曲線的變化趨勢(shì)大致相同，經(jīng)過擬合軟件的計(jì)算，相關(guān)系數(shù)R2也都在0.99以上，由此得到：

CID試驗(yàn)擬合公式

CK0D試驗(yàn)擬合公式

公式（3）和公式（4）中建立了相變摩擦角φpt、破壞摩擦角φf與圍壓σ3之間的關(guān)系，以上兩個(gè)公式可以用以下公式來表示：

式中：A、B分別為試驗(yàn)所得參數(shù)；σ3為試驗(yàn)圍壓，kPa；pa為大氣壓力，kPa.

對(duì)于公式（5）的合理性，孫明輝等［14］和郭慶國(guó)等［15］分別通過三軸試驗(yàn)進(jìn)行了研究，并根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果繪出了相變摩擦角、破壞摩擦角、圍壓和大氣壓力之間的關(guān)系曲線，結(jié)果發(fā)現(xiàn)試驗(yàn)得到的φf-φpt與σ3/pa均呈良好的冪函數(shù)關(guān)系，相關(guān)系數(shù)R2也都在0.99以上，滿足公式（5）的形式，由此可以證明φf-φpt與σ3/pa的關(guān)系用公式（5）來表示是比較合理的，這對(duì)研究反映剪脹性的本構(gòu)模型具有一定的參考價(jià)值.

表4列出了兩種三軸試驗(yàn)在不同圍壓下的初始切線模量Ei和切線體積模量Bt的相關(guān)數(shù)值，表中的增幅指的是CK0D試驗(yàn)結(jié)果（這里指初始切線模量和切線體積模量）相對(duì)于CID試驗(yàn)結(jié)果的增幅值.

表4 不同圍壓下兩種三軸試驗(yàn)的初始切線模量和切線體積模量Tab.4 Initial tangent modulus and tangent bulk modulus for two triaxial tests under different confining pressures

從表4中可以發(fā)現(xiàn)，在同一種三軸試驗(yàn)中，隨著圍壓的不斷增大，初始切線模量Ei與切線體積模量Bt均不斷增大.在相同圍壓下，CID試驗(yàn)所得的初始切線模量Ei與切線體積模量Bt均比CK0D試驗(yàn)所得的初始切線模量Ei與切線體積模量Bt小.兩種三軸試驗(yàn)中，Ei和Bt的增幅均隨著圍壓的增大而不斷減小.

3 鄧肯-張模型參數(shù)比較

鄧肯-張模型比較簡(jiǎn)單，模型參數(shù)的物理意義明確，應(yīng)用十分廣泛.但是，鄧肯-張模型不能反映土體的剪脹性.而在本文的試驗(yàn)中，茨哈峽壩覆蓋層砂卵石料的剪脹性比較明顯，因此本文只整理了兩種三軸試驗(yàn)的破壞比Rf、模量數(shù)K和模量指數(shù)n，其他模型參數(shù)不做整理.

根據(jù)兩種三軸試驗(yàn)的結(jié)果，本文選擇最優(yōu)方法［16］來確定鄧肯-張模型參數(shù).因?yàn)猷嚳?張模型不能反映土體的軟化特性，所以本文只取峰值強(qiáng)度之前的試驗(yàn)數(shù)據(jù)用于計(jì)算鄧肯-張模型參數(shù)，并將其結(jié)果整理在表5中.

從表5中可以發(fā)現(xiàn)，在兩種三軸試驗(yàn)中，根據(jù)計(jì)算程序計(jì)算出的模型參數(shù)的差異比較明顯.整理出來的Rf、K和n的數(shù)值均在土工原理［17］模型參數(shù)的變化范圍內(nèi).其中，CID試驗(yàn)的Rf值和K值均比CK0D試驗(yàn)的小，CID試驗(yàn)的n值則比CK0D試驗(yàn)的大.根據(jù)這幾個(gè)模型參數(shù)的定義可以發(fā)現(xiàn)，Rf受試驗(yàn)數(shù)據(jù)整理方法的影響不大，但K和n往往會(huì)因整理方法和曲線擬合的不同而出現(xiàn)較大差異，K和n的變化又是有關(guān)聯(lián)的，如果整理得到的K值偏小，那么整理得到的n值往往會(huì)偏大.

在本文中，對(duì)兩種三軸試驗(yàn)的（σ1-σ3）-εa曲線用鄧肯-張模型進(jìn)行模擬，結(jié)果如圖8所示.將試驗(yàn)曲線與模擬曲線進(jìn)行對(duì)比分析以探討鄧肯-張模型對(duì)本文所用的茨哈峽壩覆蓋層砂卵石料的適用性.從圖8中可以發(fā)現(xiàn)，鄧肯-張模型的（σ1-σ3）-εa模擬曲線與兩種三軸試驗(yàn)的（σ1-σ3）-εa試驗(yàn)曲線的規(guī)律和趨勢(shì)大致相同，但在數(shù)值上有一定的差異，這表明模擬情況總體較好，兩種三軸試驗(yàn)得到的模型參數(shù)可以用于有限元計(jì)算.

表5 鄧肯-張模型參數(shù)對(duì)比Tab.5 Comparison of Duncan-Chang model parameters

圖8 不同圍壓下（σ1-σ3）-εa的試驗(yàn)曲線與鄧肯-張模型模擬曲線的對(duì)比圖Fig.8 Comparison between the test curves of（σ1-σ3）-εa and the simulation curves of Duncan-Chang model under different confining pressures

4 結(jié)論

本文主要對(duì)茨哈峽壩覆蓋層砂卵石料進(jìn)行了不同圍壓下的CID試驗(yàn)以及CK0D試驗(yàn)，對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行整理分析，可以得出以下結(jié)論：

1）兩種三軸試驗(yàn)得到的應(yīng)力應(yīng)變曲線規(guī)律在總體上比較相似，但CK0D試驗(yàn)得到的偏應(yīng)力峰值要比CID試驗(yàn)得到的偏應(yīng)力峰值大；在不同圍壓下，應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線表現(xiàn)出了一定的軟化特性；隨著圍壓的不斷增加，抗剪強(qiáng)度也在不斷增加，軟化特性也更加明顯.

2）試樣在不同圍壓下表現(xiàn)出了不同程度的剪脹性，其中CK0D試驗(yàn)的剪脹性要比CID試驗(yàn)的剪脹性更加明顯；圍壓越小，試樣越容易發(fā)生剪脹體變，圍壓越大，試樣越容易發(fā)生剪縮體變.

3）CK0D試驗(yàn)的偏應(yīng)力峰值平均比CID試驗(yàn)的偏應(yīng)力峰值大5.4%，CK0D試驗(yàn)的內(nèi)摩擦角值平均比CID試驗(yàn)的內(nèi)摩擦角值大0.48°；CK0D試驗(yàn)的非線性抗剪強(qiáng)度指標(biāo)（初始切線模量Ei與切線體積模量Bt）均比CID試驗(yàn)的非線性抗剪強(qiáng)度指標(biāo)大，且兩個(gè)非線性抗剪強(qiáng)度指標(biāo)的增幅均隨著圍壓的增大而減小.

4）兩種三軸試驗(yàn)得到的偏應(yīng)力qpt與球應(yīng)力p的關(guān)系曲線均具有良好的線性關(guān)系，可以根據(jù)偏應(yīng)力qpt與球應(yīng)力p的關(guān)系曲線判斷土體在剪切過程中是否達(dá)到了相變狀態(tài).

5）兩種三軸試驗(yàn)的破壞摩擦角與相變摩擦角的差值均隨著圍壓的增大而不斷減小，破壞摩擦角與相變摩擦角的差值與圍壓的關(guān)系可用公式φf-φpt=A(σ3/pa)B來表示，也通過相關(guān)文獻(xiàn)驗(yàn)證了此公式的合理性，這對(duì)研究反映剪脹性的本構(gòu)模型具有一定的參考價(jià)值.

6）總的來說，對(duì)本文中所用的茨哈峽壩覆蓋層砂卵石料而言，兩種三軸試驗(yàn)的試驗(yàn)結(jié)果差異較小.