加筋材料改良黄土强度特性的试验研究

何玉琪; 廖红建; 董琪; 牛波; 刘虎

doi:10.11779/CJGE2021S1033

加筋材料改良黄土强度特性的试验研究 English Version

何玉琪^1,,
廖红建^1, ,,
董琪²,
牛波¹,
刘虎¹

1.
西安交通大学人居环境与建筑工程学院,陕西　西安　710049
2.
陕西科技控股集团有限责任公司,陕西　西安　710003

基金项目:

国家自然科学基金项目 51879212

国家自然科学基金项目 41630639

陕西省国际科技合作计划重点项目 2019KWZ-09

详细信息

作者简介:
何玉琪（1993— ）,男,博士研究生,主要从事岩土本构关系及数值模拟研究。E-mail：geotech_hyq@163.com

通讯作者:
廖红建, E-mail：hjliao@xjtu.edu.cn

中图分类号: TU43
计量
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出版历程
- 收稿日期: 2020-12-14
- 网络出版日期: 2022-12-05
- 刊出日期: 2021-06-30

Experimental study on strength characteristics of geogrid-reinforced loess

1.
School of Human Settlement and Civil Engineering, Xi'an Jiaotong University, Xi'an 710049, China
2.
Shaanxi Science and Technology Holding Group, Xi'an 710003, China

摘要

摘要: 对土工格栅加筋重塑黄土进行三轴固结不排水剪切试验,探讨了加筋层数与加筋方式对黄土强度特性的影响。试验结果表明,黄土试样在经过水平加筋后强度提升,倾斜加筋后强度下降。水平加筋时,土样强度会随着加筋层数的增多而增加,存在一个最优加筋层数(间距),当超过这一加筋层数时,土体强度改善效果不明显；倾斜加筋时,加筋角度为0°时,黄土试样的抗剪强度最大,当加筋倾角接近于45°+φ/2时,试样的抗剪强度最小。筋材的作用在黄土试样轴向应变达到3%~5%左右时才体现出来,说明只有当达到足够大的变形条件时,筋材才会发挥其抗拉伸力从而起到提升土体抗剪强度的作用。
- 重塑黄土 /
- 水平加筋 /
- 倾斜加筋 /
- 三轴试验 /
- 抗剪强度
Abstract: A series of consolidated undrained shear tests are carried out on geogrid-reinforced remolded loess samples, the effects of geogrid layers and reinforcement method on the strength characteristics of loess are investigated.The test results show that the loess strength increases under horizontal reinforcement layers, however, it decreases under inclined reinforcement condition.In case of horizontal reinforcement, the strength of the loess will increase as the reinforcement layers increase, moreover, there is an optimal reinforcement layer(reinforcement spacing), when the optimal layer is exceeded, the improvement effect is inconspicuous.The inclined reinforcement tests show that when the reinforcement angle is 0°, the loess sample shows the largest shear strength, however, the smallest strength is observed while the inclination angle of reinforcement reaches 45°+φ/2.The reinforcement effect will only play a role when the axial strain of the loess sample reaches about 3%~5%, indicating that a sufficient deformation condition is required to improve the strength of the soil, in this case, the reinforced material will show its stretchability to improve the shear strength of the soil.
- remolded loess /
- horizontally reinforced loess /
- inclined reinforced loess /
- triaxial test /
- shear strength

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0. 引言

天然状态下的土一般均具有结构性特征,Terzaghi^[1]最早开展了土微观结构的研究,Casagrand^[2]提出了土的书本结构,进一步发展了土的结构性,而Mitchell^[3]认为土的结构性是颗粒间的排列以及胶结作用。谢定义等^[4]认为结构性揭示了土颗粒排列的几何特征以及土颗粒联结的力学特征,起到保持土的原结构不被外力破坏的作用。非饱和原状黄土是一种形成于干旱和半干旱条件下的特殊沉积物,具有垂直裂隙发育、颗粒随机排列、粒间孔隙多样等特性,具有典型的结构性特征。深入研究黄土结构性有助于进一步揭示黄土力学特性和湿陷变形机理,为工程建设提供理论指导。。

原状黄土微细观结构特征（高国瑞^[5-7]、雷祥义^[8]、Li等^[9]、Deng等^[10]、Wang等^[11]以及Wei等^[12]）对其力学变形特性有着较大影响。国内外学者对土的结构性开展诸多研究。Samoilych^[13]、Ng等^[14-15]、Wang等^[16]及Nan等^[17]分析了微观结构和结构变化对黄土强度和变形特性的影响。Li等^[18]通过试验表明黄土的原状抗拉强度与扰动抗拉强度之间存在较大差异,说明研究其结构的重要性。陈正汉等^[19]依据CT扫描,为定量描述黄土结构性以及相关演化规律提出了途径。蒋明镜等^[20]建立了考虑颗粒间吸引力、胶结尺寸等因素的三维胶结接触模型,反映了非饱和结构性黄土的相关力学特性。姚志华等^[21-22]及王腾等^[23]通过宏观力学试验研究了结构性对非饱和黄土抗剪特性的影响。Leroueil等^[24]认为受结构性影响,原状与重塑在力学特性方面有根本区别。然而以往研究鲜有从微细观与宏观相结合的角度对于原状与重塑黄土的结构性进行比较,未有关于结构性差异对强度特性的影响进行讨论。

本文以非饱和Q₃黄土为研究对象,通过微观和细观两条途径比较原状土和重塑土在颗粒尺寸、骨架、孔隙率等方面的结构特征差异,并由此出发分析原状和重塑土在控制吸力和围压的宏观三轴试验中其抗剪强度之间存在差异的原因,以期为揭示原状黄土结构性对其力学变形特性的影响规律提供一些依据和参考。

1. 试验概况

1.1 宏观力学试验

试样取自陕西西安市北辰大道与凤城八路交汇处,现场人工挖设探井,在地表下5 m取得30 cm×30 cm×30 cm原状土样若干,为防止水分散发用塑料薄膜包裹后运回实验室。试验用土土颗粒相对密度为2.71,初始含水率w为13.45%,干密度 $ρ_{d}$ 为1.35 g/cm³,孔隙比e为1.01,饱和度S_r为36.09%,液限 $w_{L}$ 为27.32%,塑限 $w_{P}$ 为16.94%。

使用削土器制成直径39.1 mm,高度80 mm的原状三轴试样。将原状土样碾碎过1 mm筛处理,保证含水率与原状土相同；控制重塑土样干密度与原状土相同,利用重塑土制样设备,分5层压实制备土样。

试样初始含水率为13.45%,采用水膜转移法统一将试样含水率提高到20%。分若干次将水均匀滴在原状试样上,每次滴水间隔2～3 h。将调整含水率后的试样放置在保湿器中,每12 h翻动一次,并称量试样重量变化,确保达到目标含水率。试样在保湿器中放置时间不低于72 h。

试验采用同时控制吸力和净围压为常数的三轴固结排水剪切试验,控制净围压分别是50,100,200 kPa,控制吸力为50,100,200 kPa。原状样、重塑样各9个,总共18个试样。试样吸力平衡和固结过程稳定标准为2 h内体变和排水量不超过0.01 cm³,三轴剪切速率为0.016 mm/min。轴向应变达到15 %,试样破坏,停止剪切。

1.2 微细观扫描

SEM扫描前,将制备好的三轴原状及重塑土样用小刀削成约2 cm×1.5 cm×1.5 cm的长条状,并在中部刻一圈深约2 mm的凹槽,而后沿凹槽掰开,选取较为平整的断面并用橡皮球吹净扬尘,而后将样品粘在观察室的底座上,运用VEGAⅡXMU型扫描电镜进行扫描,分辨率为40.2 μm。在扫描过程中,将样品在视野中移动,避开奇异点选择有代表性的区域进行拍照,每个区域均从高放大倍数到低放大倍数进行拍照,主要选50,500,5000,10000等倍数。

对于CT三维结构重建扫描,首先制备原状和重塑环刀试样各1个,试样直径约61.8 mm,高度约20 mm。为避免金属对CT扫描影响,环刀由具有高强度且易于加工为精密尺寸零部件的Peek材料（聚醚醚酮）制成。本次样品测试所用仪器为nanoVoxel-2000系列具有3 μm（平板探测器）/500 nm（物镜耦合探测器）的空间分辨率工业CT。利用此仪器进行数据采集,基于CT数据结果,定量分析样品内部的孔隙及其连通情况,统计孔隙半径等数据。对样品进行高分辨扫描成像,每0.25°采集一帧图像,图像尺寸为1920×1536,为提高分辨率样品旋转两圈,共采集1440帧图像。

2. 试验结果及分析

2.1 基质吸力对强度的影响

图1为18个试样的应力应变曲线图。由图1可知,吸力相同时,随着净围压 $(σ_{3} - u_{a})$ 的增大,原状和重塑土试样偏应力呈上升趋势,且轴向应变一定时,原状黄土的偏应力要略高于重塑土。原状黄土与重塑黄土的应力-应变曲线均由弱硬化型向强硬化型发展,原状黄土大致在轴应变1%～1.5%时,偏应力增大较快；而重塑黄土在轴应变达到3%,偏应力才增长到较大值。

图 1 同一吸力不同净围压下非饱和Q₃原状和重塑黄土偏应力、体应变和轴应变关系曲线

Figure 1. Curves of deviatoric stress, volume strain and axial strain of unsaturated Q₃ undisturbed and remolded loesses under same suction and different net confining pressures

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原状土在不同净围压下,体应变 $ε_{v}$ 随着轴向应变 $ε_{a}$ 的增大而逐渐增大。在净围压较大时,土颗粒间的结构被破坏,内部微观结构无法承受外部荷载作用导致土样变形增大。重塑土试样变形与原状土主要区别在于吸力较大时,相同条件下重塑土样的体变值要大于原状土样。重塑土样是由原状土样碾碎重组形成的,即使颗粒间重新排列形成新的团粒结构,但颗粒间的联结已被破坏,从而结构强度以及结构稳定性均不如原状土样。

此外,非饱和Q₃原状和重塑黄土三轴剪切试验呈弱硬化和强硬化破环,取轴应变 $ε_{a} = 15 %$ 的偏应力为破环应力。试样破坏时对应的偏应力 $q_{f}$ 和净平均应力 $p_{f}$ 可由下式得到：

$q_{f} = σ_{1f} - σ_{3}$ ,

(1)

$p_{f} = \frac{σ_{1f} + 2 σ_{3}}{3}$ ,

(2)

式中, $σ_{1f}$ 为试样破坏时的大主应力（kPa）, $σ_{3}$ 为试样受到的小主应力,其值等于试验时施加的围压（kPa）。

通过图1得到每个试样的破坏时的偏应力 $q_{f}$ 和净平均应力 $p_{f}$ ,并将两者关系汇于图2中,形成 $p_{f} - q_{f}$ 平面内的强度包线。由图2可知,吸力相同的一组试验点落在一条直线上,可用下式表达：

图 2 非饱和Q₃黄土强度包线

Figure 2. Strength criteria of unsaturated Q₃ loess

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$q_{f} = ζ + p_{f} \tan ω$ ,

(3)

式中, $ζ$ , $\tan ω$ 为直线的截距（kPa）和斜率,其值用最小二乘法确定。

按照莫尔-库仑条件,以压为正,拉为负。土的抗剪强度公式用主应力 $σ_{1f}$ , $σ_{3}$ 表示为

$\frac{1}{2} (σ_{1f} - σ_{3}) = c \cos φ + \frac{1}{2} (σ_{1f} + σ_{3}) \sin φ$ 。

(4)

将式（1）,（2）解得的 $σ_{1f}$ , $σ_{3}$ 代入抗剪强度公式（4）,与式（3）对比可得土的黏聚力 $c$ 和内摩擦角 $φ$ ：

$\begin{array}{l} c = \frac{3 - \sin φ}{6 \cos φ} ξ ， \\ \sin φ = \frac{3 \tan ω}{6 + \tan ω} 。 \end{array}}$

(5)

由式（5）可计算出土的强度参数c和φ,c-s,φ-s关系分别如图3所示。

图 3 非饱和Q₃黄土c-s,

$φ$ -s关系曲线

Figure 3. Relationship curves of c-s,

$φ$ -s of unsaturated Q₃ loess

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由图3可知,非饱和原状及重塑黄土的黏聚力c随吸力呈线性增加趋势,内摩擦角φ受吸力的影响较小。在吸力为50,100,200 kPa时,原状土与重塑土黏聚力c相差百分数分别为103%,39.55%,12.87%；内摩擦角φ相差百分数分别为7.3%、5.3%,3.2%,由此可知原状土黏聚力、内摩擦角均大于重塑土,而两者内摩擦角差异较黏聚力差异小。

2.2 黄土微观结构特征对强度的影响

由前文三轴剪切试验结果可知,原状黄土的结构较稳定,能够较好地抵抗外力破坏,重塑土样颗粒联结不稳固,抵抗能力较差。由此说明同一试验条件下,原状与重塑土结构性差异导致其强度指标方面的差异,从而需对原状及重塑土的微细观结构特征进行深入研究,进一步揭示结构性对黄土强度的影响机制。

通过电镜扫描,放大50倍时,原状土有明显的大孔洞（图4（a））,而重塑土不具有这一特征（图5（a））。放大倍数为（500～5000）倍时（图4（b）,（c）和图5（b）,（c））,可以观察到十分清晰的黄土颗粒形态,其中原状土的骨架颗粒以细粒状颗粒胶结而成的集粒为主,并且颗粒具有明显的棱角；重塑土由于扰动造成微结构破坏,因此骨架颗粒中集粒较原状土减少,单粒体较多,且颗粒棱角形态接近浑圆。放大倍数为10000（图4（d）和图5（d））时,可以观察到黄土颗粒的排列形式及接触关系,其中原状土的骨架颗粒排列形式主要为架空排列,接触关系主要为点接触、面接触及胶结接触,；重塑土的骨架颗粒排列形式主要为镶嵌排列,接触关系多为点接触及面接触。

图 4 原状土SEM图片

Figure 4. SEM image of undisturbed loess

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图 5 重塑土SEM图片

Figure 5. SEM images of remolded loess

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原状土颗粒之间的胶结物使得颗粒间存在较强的胶结作用,使得试样骨架在三轴剪切过程中能够承受较大的剪切作用。重塑土颗粒形态不具有明显的棱角接近浑圆,骨架稳定性较差,并且由于扰动过程破坏了大部分原始的胶结接触,重塑后的胶结接触表现出了强度下降幅度较大。

2.3 黄土孔隙结构与分布特征对强度的影响

将完整的原状及重塑土试样进行CT扫描并进行三维重建,试样的三视图（俯视、左视、主视图）和三维重建图如图6所示。原状土具有十分明显的裂缝以及大孔隙；而重塑土土样均匀,无裂缝及大孔隙。为进一步比较原状和重塑土样的细观结构,从样品CT扫描结果中截取300×300×300层的立方体CT数据（边长=300 μm×40.2 μm）,并提取孔隙生成如图7所示的三维图像,可以看出原状土试样孔隙多为连通孔隙,且孔隙半径较大；重塑土样无连通孔隙,且孔隙半径普遍较小,这与骨架颗粒的连接方式有关。运用数理统计方法可实现对孔隙形状因子（代表孔隙形状的规则度,形状因子的值越大,代表其形状越规则）、半径等孔隙结构的定量提取,绘制如图8,9所示的概率分布及直方图。

图 6 环刀试样三维重建及其三视图

Figure 6. Three-dimensional reconstruction of ring cutter specimen and its three views

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图 7 试样截取数据孔隙三维图

Figure 7. Three-dimensional diagram of interception data pores of specimen

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图 8 试样孔隙形状因子概率分布图

Figure 8. Probability distribution diagram of pore shape factor of specimen

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图 9 试样孔隙半径统计分布直方图

Figure 9. Statistical distribution histogram of pore radius of specimen

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从图8中可得原状和重塑土试样孔隙形状因子分布均为正态分布,其中原状土试样孔隙形状因子分布值主要集中在0.024～0.050,重塑土试样形状因子分布值为0.022～0.044。原状土样与重塑土的孔隙形状规则程度较为相近。

从图9中可看出原状和重塑土试样孔隙半径大小均成正态分布,其中原状土试样中小于50 μm的孔隙数量较小,仅占22.7%；孔径在50～120 μm的数量占比可达59.1%；120～200 μm的孔隙数量占比为11.9%；大于200 μm的孔隙数量则显著降低,占总体积的6.3%。重塑土试样中小于50 μm的孔径含量较小,仅占16.3%；大于50 μm后孔隙数量明显增加,孔径在50～120 μm的数量占比可达83.7%；重塑土中没有大于200 μm的孔隙。

根据王永焱等^[25]孔隙类型及孔径划分方法：微孔隙（小于等于50 μm）,中孔隙（50～500 μm）及大孔隙（大于等于500 μm）,可以看出原状和重塑黄土存在孔隙差异,具体表现为原状土样中存在少量微孔隙、大孔隙和大量中孔隙,重塑土中存在少量微孔隙和大量中孔隙。由此可见,原状黄土内部存在较大的孔洞和孔隙,原生结构不均匀性很明显。经历人工压实后重新成型的黄土,原生结构被逐渐破坏,其土骨架之间的架空孔隙明显减少,结构重塑的过程中土体趋于致密均匀,以中、微孔隙为主。

与前文宏观剪切试验对比可知,架空结构和大孔隙在剪切变形破坏过程中并没有为原状土提供更大的变形空间。由于原状土样与重塑土样孔隙形状因子较为相近,使得孔隙周围颗粒间排列具有相似的散乱程度,因此颗粒间的内摩擦角差异不大。此外,在天然状态下,土颗粒间接触的骨架位置存在胶结物,使得原状土样具有稳定的结构性,抵抗外界破坏能力比较强。重塑土由于颗粒结构被破坏,胶结物质也随着骨架颗粒的滑动而分解,并分布在颗粒孔隙之间,土颗粒间的连接相对松散,抵抗外界破坏的能力较差,从而使得原状土的结构强度高于重塑土。

3. 结论

本文通过比较同一物理力学条件下的非饱和Q₃原状和重塑黄土结构差异,结合非饱和三轴剪切试验、电镜扫描以及CT扫描试验,从微细观结构和宏观力学等方面,旨在探讨结构性对黄土力学变形特征的作用机理。主要得到4点结论。

（1）非饱和Q₃原状和重塑土试样基质吸力对强度参数影响存在差异。两者黏聚力c随吸力呈线性增加趋势,内摩擦角φ受吸力的影响较小。在吸力分别为50,100,200 kPa时,原状土与重塑土黏聚力c相差百分数分别为103%,39.55%,12.87%,内摩擦角φ相差百分数分别为7.3%,5.3%,3.2%,由此可知原状土黏聚力、内摩擦角均大于重塑土,而两者内摩擦角差异较黏聚力差异小。

（2）非饱和Q₃原状与重塑土试样微观结构特征存在明显差异,主要表现在颗粒形态和颗粒接触两方面。原状土颗粒棱角较明显,颗粒间为架空接触并存在较强的胶结作用；重塑土颗粒形态接近浑圆,颗粒间为镶嵌接触形式并胶结接触被破坏,宏观表现在原状土所能承受的极限破坏力较大。

（3）非饱和Q₃原状与重塑土试样细观结构特征存在明显差异,主要表现在孔隙半径方面。原状土和重塑土中小于50 μm的孔隙占比分别为22.7%,16.3%,50～120 μm的占比分别为59.1%,83.7%。此外,原状土中还存在120～200 μm和大于200 μm的孔隙,占比分别为11.9%,6.3%。由此可见,重塑土中的架空孔隙明显减小,但由于原状土中架空孔隙数量较少且组成的架空结构没有提供较大的变形空间。

（4）原状土和重塑土孔隙形状因子分布范围分别为0.024～0.050,0.022～0.044,相近的孔隙形状因子使得孔隙周围颗粒间排列具有相似的散乱程度,因此颗粒间的内摩擦角差异相对较小,而原状土颗粒间完好的胶结物使其比胶结物破损的重塑土颗粒间具有更好的黏聚力,从而使得原状土结构强度高于重塑土。

图 1 试验黄土粒径级配曲线

Figure 1. Grain-size distribution curve of test loess

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图 2 水平加筋示意图

Figure 2. Diagram of horizontally reinforced loess

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图 3 不同倾角制样模具

Figure 3. Sample moulds with different inclination angles

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图 4 倾斜加筋示意图

Figure 4. Diagram of inclined reinforced loess

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图 5 素黄土偏应力-轴向应变曲线

Figure 5. Deviator stress-axial strain curves of remolded loess

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图 6 水平加筋黄土的偏应力-轴向应变曲线

Figure 6. Deviator stress-axial strain curves of horizontally reinforced loess

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图 7 加筋应力比与加筋间距关系

Figure 7. Relationship between stress ratio and reinforcement spaceing

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图 8 水平加筋土样的轴向破坏应力

Figure 8. Axial failure stresses of horizontally reinforced loess

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图 9 倾斜加筋黄土的偏应力-轴向应变曲线

Figure 9. Deviator stress-axial strain curves of inclined reinforced loess

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图 10 轴向破坏应力与加筋角度关系

Figure 10. Relationship between axial failure stress and reinforcement angle

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图 11 倾斜加筋土样的轴向破坏应力

Figure 11. Axial failure stress of inclined reinforced loess

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图 12 黏聚力与加筋角度关系

Figure 12. Relationship between cohesion and reinforcement angle

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图 13 剪切破坏后的素土与水平加筋土试样

Figure 13. Failure samples of remolded loess and horizontally reinforced loess

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图 14 剪切破坏后的素土与50°倾斜加筋土试样

Figure 14. Failure samples of remolded loess and 50°inclined reinforced loess

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表 1 黄土物理性质指标

Table 1 Physical properties of test loess

天然密度/(g·cm^-3) 天然含水率/% 塑性指数塑限/% 液限/% 相对密度

1.52 16.6 19.5 16.2 35.7 2.695

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表 2 水平加筋土样的抗剪强度指标

Table 2 Shear strength indexes of horizontally reinforced loess

加筋层数n 黏聚力/(kPa) 内摩擦角φ/(°)

0 38.5 12.8
1 37.0 16.7
2 38.5 21.0
3 39.7 21.1

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表 3 倾斜加筋土样的抗剪强度指标

Table 3 Shear strength indexes of inclined reinforced loess

加筋角度/(°) 黏聚力c/kPa 内摩擦角φ/(°)

0 38.0 16.7
20 35.9 16.2
35 30.8 15.0
50 27.0 14.5
65 33.1 15.7
80 35.6 15.0

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