A hydraulic triaxial apparatus for controlled stress path testing
一種用于控制應(yīng)力路徑的液壓三軸實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)
作者：A. W. BISHOP* and L. D. WESLEY*
編譯:陳棟
原文信息：[1] Bishop A W , Wesley L D . A hydraulic triaxial apparatus for controlled stress path testing[J]. G\u00e9otechnique, 1975.（原版論文請點(diǎn)擊“閱讀原文”下載，提取碼6666）
A simple and versatile hydraulically operated triaxial apparatus has been developed for stress path testing. The apparatus is described and the range of tests which can be performed is discussed.These include both stress controlled and strain controlled tests. Some typical test results are presented and are used to illustrate the fact that under undrained conditions the deformation of the sample is a function only of the magnitude and sign of the stress difference, and is not otherwise influenced by the absolute magnitude of the total stress changes. The apparatus can be used with any convenient pressure control and recording system.
A simple adaptation of the self- compensating mercury control system is illustrated.
開發(fā)了一種簡單、通用的液壓三軸儀，用于應(yīng)力路徑測試。描述了該裝置，并討論了可進(jìn)行的測試范圍。
其中包括壓力控制和應(yīng)變控制測試。給出了一些典型的試驗(yàn)結(jié)果，用于說明在不排水條件下，樣品的變形只是應(yīng)力差大小和符號的函數(shù)，而不受總應(yīng)力絕對大小變化的影響。
該設(shè)備可以用與任何方便的壓力控制和記錄系統(tǒng)。舉例說明了對于自補(bǔ)償汞控制系統(tǒng)的簡單改裝。
Bishop和Henkel (1957，1962)詳細(xì)討論了三軸試驗(yàn)在測量土樣強(qiáng)度和變形特性中的作用。盡管平面應(yīng)變測試設(shè)備的發(fā)展仍在繼續(xù) (如Wood, 1958;Cornforth, 1964; Bishop, 1966; Hambly 和Roscoe 1969; Atkinson, 1973)和獨(dú)立應(yīng)力或應(yīng)變控制(Lomize and Kryzhanovsky, 1967; Bishop, 1967; Green, 1969 和1971; Hambly, 1969; Pearce, 1971)，大多數(shù)原狀樣品的三軸試驗(yàn)仍然局限于一個(gè)加載系統(tǒng)，即圓柱形壓縮試驗(yàn)，遵循一種應(yīng)力路徑， σ3(和σ2)恒定和σ1增加。
這種局限的原因之一是實(shí)用方便，自工程應(yīng)用的邏輯研究(Bishop和Henkel，1962，Lambe，1967; Lewin 和Burland, 1970; Lambe 和 Whitman, 1969)以及對土壤特性的基礎(chǔ)研究表明，其他應(yīng)力路徑即使不是更重要，也至少是同等重要的，特別是對于排水試驗(yàn)和考慮變形特性的情況1。因此，需要一種簡單形式的三軸儀，在這種儀器中，所進(jìn)行的應(yīng)力路徑控制比傳統(tǒng)設(shè)備中更容易近似工程實(shí)踐中遇到的應(yīng)力路徑。
本文描述了一種液壓加載三軸壓力室，它滿足了中低強(qiáng)度范圍(參考土木工程實(shí)踐中遇到的應(yīng)力范圍)樣品的簡單性和通用性要求。圓柱形樣品可以在軸向壓縮和軸向拉伸下進(jìn)行測試，遵循大范圍的應(yīng)力路徑，僅受端蓋處總應(yīng)力和有效應(yīng)力保持正值(相對于大氣壓力)的條件限制。測試可以在受控的加載速率或受控的應(yīng)變速率下進(jìn)行。
這個(gè)設(shè)計(jì)是基于在帝國理工學(xué)院通過使用貝洛-蠕變試驗(yàn)中的“滾動隔膜”作為加載裝置2(Lovenbury，1969；Davies，1975年)和平面應(yīng)變測試(Atkinson,，1973年)。早在1934年，吉爾根森Jtirgenson (他將這一設(shè)計(jì)歸功于吉爾博Gilboy))和最近的Atkinson (1973)就使用了這種特殊的結(jié)構(gòu)，即將樣品安裝在加載壓頭的頂部。這種排布的優(yōu)點(diǎn)將在后面的段落中討論。
圖1.設(shè)備的布局圖解
新設(shè)備在圖1中示意顯示出。圖2顯示出了橫截面比例圖，圖3顯示出了照片。上部類似于傳統(tǒng)的三軸荷載傳感器，不同的是，壓縮試驗(yàn)中的垂直荷載是通過從下方向上移動樣品底座并將頂蓋推靠在記錄荷載的固定測力傳感器上來施加的。
底座安裝在加載壓頭的頂部，加載壓頭的底端是活塞和壓力室。Bellofram滾動密封用于保存圍壓液體，壓頭在轉(zhuǎn)子線性軸承中上下移動。軸向荷載通過增加底部壓力室中的壓力施加到樣品上。
圖2. 設(shè)備的橫截面圖用于3 in.×1? in.(76×38mm)樣品
加載壓頭有一個(gè)連接在其上的橫臂，橫臂在連接軸承箱和底部壓力腔的“墊盤”的寬槽中上下移動。橫臂支撐著兩根垂直桿，它們穿過壓力室基座上的間隙孔，并使安裝在壓力室頂部的千分表(或位移傳感器)偏轉(zhuǎn)。因此，這些傳感器記錄了壓頭的運(yùn)動，由此可以確定樣品中的軸向應(yīng)變3。一個(gè)垂直桿實(shí)際上就足夠了，但兩個(gè)用來保持壓頭平衡，同時(shí)安裝百分表和傳感器。
樣品底座的排水和孔隙壓力導(dǎo)管從加載壓頭的中心延伸出，并通過底盤上的槽引出去。如果有需要，從頂蓋引出排水導(dǎo)管。
在達(dá)成這種設(shè)計(jì)之前，考慮了許多替代方案。與傳統(tǒng)測試一樣，從上方對樣品加載似乎更符合邏輯，但從下方加載的布置有幾個(gè)優(yōu)點(diǎn)。與傳統(tǒng)儀器一樣，設(shè)置樣品非常簡單，但加載壓頭重量不需要校正。為安裝或拆卸樣品而移除的壓力室上蓋，得以保正重量輕且易于操作。壓頭和樣品的重量作用在下部滾動隔膜上，并在壓力室中保持正向壓力，這樣就不會有將滾動隔膜翻過來造成損壞的危險(xiǎn)。當(dāng)從上方施加荷載（如早期的蠕變壓力室）時(shí)，由于活塞重量向下拉動滾動隔膜，而不是作用在其上，會有發(fā)生這種情況的危險(xiǎn)。
使用兩個(gè)Bellofram（滾動隔膜）密封件可能需要一些解釋，因?yàn)榭赡苤恍枋褂靡粋€(gè)密封件來將壓力室流體與壓力腔液體分開，就像帝國理工學(xué)院目前使用的蠕變壓力室中所做的那樣。
使用密封件具有以下優(yōu)點(diǎn)。首先，應(yīng)變測量可以通過橫臂裝置在外部進(jìn)行，橫臂裝置連接在密封件之間的壓頭上。第二，拉伸試驗(yàn)(即水平應(yīng)力大于垂直應(yīng)力的試驗(yàn))是可能的，因?yàn)閴毫η恢械膲毫梢孕∮趪鷫?。第三，線性軸承沒有浸沒在壓力室或加載腔液體中，因此在這兩種情況下都不需要使用油來保護(hù)轉(zhuǎn)子軸承。
通過將一個(gè)小裝置4連接到荷重傳感器上，使拉伸試驗(yàn)成為可能，該荷重傳感器在部分旋轉(zhuǎn)時(shí)將其連接到樣品頂蓋上。然而，只有在施加了圍壓的情況下，才能使用普通頂蓋進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，圍壓的大小是樣品強(qiáng)度的函數(shù)。
應(yīng)該注意的是，該裝置是獨(dú)立的；它不需要加載框架且相當(dāng)便攜。它同樣適用于應(yīng)力控制和應(yīng)變控制荷載。為了操作壓力室，需要兩個(gè)可控壓力源(用于控制應(yīng)力測試)或一個(gè)受控壓力源和一個(gè)恒定流速源(用于軸向應(yīng)變控制的測試)形式的輔助設(shè)備。如后面將要顯示的，自動補(bǔ)償水銀控制(畢Bishop 和 Henkel，1962，圖28和29和Bishop等在，1973，圖1)和螺桿控制缸體(Bishop和Henkel，1962，圖28和35)可以容易地適用于這兩種功能。
測試可以在不排水或固結(jié)不排水的情況下進(jìn)行，帶或不帶孔隙壓力測量；或者排水，到大氣壓中，或者施加恒定或變化的反壓，最后兩種情況需要第三臺壓力控制器。
儀器中的兩個(gè)Bellofram是相同的，有效面積為29*4 cm2，略大于11*4 cm2樣品面積的2-5倍。這種設(shè)計(jì)的優(yōu)點(diǎn)將在下一節(jié)討論。
使用該裝置的操作者通常希望以某種受控的方式改變σa(軸向應(yīng)力)和σr (徑向應(yīng)力)5，并測量樣品的最終變形和孔隙壓力響應(yīng)或體積變化。然而，可以直接控制的兩個(gè)壓力是圍壓σr和底腔中的壓力(p)。σa值依賴于σr和p，設(shè)備運(yùn)行的關(guān)鍵是σr和p之間的關(guān)系。這種關(guān)系是通過考慮加載壓頭的平衡得到的，很容易證明
其中A是樣品截面面積，在試驗(yàn)的相關(guān)階段，A是Bellofram密封截面，W是加載壓頭的重量。
無論大于還是小于σr，等式(1)都是正確的，當(dāng)然，通過將樣品頂蓋連接到荷重傳感器，只能小于。對于任何特定的測試，很容易從方程(1)確定壓力p必須與σr有關(guān)，以產(chǎn)生所需的應(yīng)力路徑。
要做到這一點(diǎn)，如果方程(1)是根據(jù)應(yīng)力變化來的，那就更容易了
Fig.3 設(shè)備的照片
因而很多應(yīng)力路徑可以在這個(gè)形式中方便的表現(xiàn)出來
或者
可以代入等式(2)到等式(3)并獲得
或者在帶恒定反壓施加的排水實(shí)驗(yàn)
測試開始時(shí)，一定的圍壓通常被施加，調(diào)整p的值，以平衡圍壓、加載錘和樣品重量。用于在這個(gè)點(diǎn)控制實(shí)驗(yàn)，關(guān)注壓力變化。我們可以分別考慮三種測試方法:
（a）不同應(yīng)力比下的固結(jié)或膨脹不會導(dǎo)致破壞。
（b）排水的應(yīng)力變化導(dǎo)致破壞并且
（c）排水應(yīng)力變化會導(dǎo)致破壞
不同應(yīng)力比下的固結(jié)或膨脹不會導(dǎo)致破壞
如下文所述，這可以在四個(gè)小標(biāo)題下考慮。
各向壓力相等 這里等式(6)中的K=1和△p=△σr’
如果u是恒定的，
事實(shí)上，△p會自動調(diào)整自身，使其等于△σr，如果圍壓施加時(shí)加載壓力腔體的閥門是關(guān)閉的，樣品蓋不與荷重傳感器接觸。
各向異性固結(jié) 這里，Kfo <k <kfe，其中Kfo和Kfe分別代表軸向壓縮和軸向拉伸破壞時(shí)的有效應(yīng)力比。這些極限狀態(tài)代表在水平地面下采集的垂直試樣的主動和被動情況。在不排水或排水條件下進(jìn)行測試之前，這些應(yīng)力路徑可用于將未擾動樣品重新固結(jié)至假定(或測量)的原位有效應(yīng)力。圖4給出了兩個(gè)例子，分別是W1=54, Wp= 25并且天然含水量為51%的沖積粘土的原狀樣品。
有兩點(diǎn)值得注意。每次試驗(yàn)的起點(diǎn)代表在取樣和樣品制備操作中涉及的應(yīng)力釋放和擾動，未固結(jié)樣品中孔隙水張力us所保持的有效應(yīng)力。在低應(yīng)力和中應(yīng)力下的完全飽和粘土樣品中，σa’和σr’的初始值將接近等于-us。
Ladd和Lambe (1963)將比值-us/σv’，其中σv’是原位垂直有效應(yīng)力——作為擾動指數(shù)(包括土壤中水分含量的重新分布在核狀或塊狀樣品)。Bishop和Henkel (1953年)、Skempton和Sowa (1963年)以及Ladd和拉姆比(1963年)提出的模擬取樣時(shí)剪切應(yīng)力釋放的實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明，在沒有取樣擾動的情況下，正?；蜉p度超固結(jié)樣品的-us/σv’值將在0.35-0.75的范圍內(nèi)。拉德和拉姆比提供的現(xiàn)場數(shù)據(jù)表明，在正常和輕度超固結(jié)土壤中，當(dāng)前取樣程序的典型情況是“完美取樣”值下降80%。因此，范圍將是0.07-0.15，這取決于塑性。
壓力測試在塊狀樣品上進(jìn)行，給出的-us/σv’值為0.50(樣品A)和0.11(樣品B)。因此，較好的區(qū)塊樣本顯然比拉德和拉姆比的“平均樣本”受到的干擾小得多。
“為復(fù)原估算的現(xiàn)場有效應(yīng)力而選擇的應(yīng)力路徑如圖4所示包括在恒定σa’（在本例中為σ1’）的增加，以達(dá)到K0的估計(jì)值，然后在等于K0的恒定K值下進(jìn)一步固結(jié)。
這兩個(gè)應(yīng)力路徑分別由下式給出
和
雖然這個(gè)K值接近于K0的最佳估計(jì)值，但值得注意的是，徑向應(yīng)變(根據(jù)體積變化和軸向應(yīng)變計(jì)算)不完全等于零，因?yàn)闃悠分械膽?yīng)力低于預(yù)固結(jié)應(yīng)力。
對于受控的有效應(yīng)力比固結(jié)，有必要緩慢施加應(yīng)力變化，以避免累積明顯的超孔隙壓力。圖4示出了使用自補(bǔ)償水銀控制的簡單機(jī)械適配可以遵循的應(yīng)力路徑的精度。
圖4. 應(yīng)力路徑遵循固結(jié)試樣的原位有效應(yīng)力
K0—固結(jié) 在這種情況下，徑向應(yīng)變通過體積變化和軸向應(yīng)變間接監(jiān)測，或者通過徑向應(yīng)變指示器直接監(jiān)測，如Bishop和Henkel (1962)所示，圖47和48 然后，在固結(jié)過程中△σa和△σr 的增加比率，或在膨脹過程中的減少比率，被連續(xù)調(diào)整以保持徑向應(yīng)變不變。
在原狀樣品的情況下，應(yīng)力比K0(=σr’/σa’ )將僅接近正常固結(jié)土的應(yīng)力比，此時(shí)預(yù)固結(jié)應(yīng)力已大大超過了，固結(jié)大致沿“原始”p-e曲線進(jìn)行。畢肖普等人繪制的試驗(yàn)結(jié)果說明了倫敦粘土原狀樣品最初的低K0值。(1965).
廣義應(yīng)力路徑 通過使用更復(fù)雜的控制系統(tǒng)，可以使固結(jié)或膨脹過程中的應(yīng)力路徑遵循位于應(yīng)力空間部分內(nèi)的任意兩點(diǎn)之間的任意路徑，該應(yīng)力空間部分一方面由軸向壓縮破壞而另一方面由軸向拉伸破壞所限定，僅受σa’處無負(fù)有效應(yīng)力的限制。與端蓋的接觸以及Bellofram密封和三軸壓力室的安全工作壓力。通過減小圓柱形樣品中心部分的橫截面積，并使用Bishop和Garga (1969)描述的啞鈴形樣品，可以獲得樣品中間部分的負(fù)值σa’。
導(dǎo)致破壞的不排水應(yīng)力變化
機(jī)械角度來說，這些試驗(yàn)分為兩個(gè)簡單的類別，如下: σr (圍壓)保持不變的實(shí)驗(yàn)，σa增加或減少導(dǎo)致破壞；這些是壓縮和拉伸試驗(yàn)的常規(guī)形式，只涉及增加或減少p，p通過表達(dá)式與σa相關(guān)
圖5.不排水壓縮和拉伸試驗(yàn)的有效和總應(yīng)力路徑
實(shí)驗(yàn)時(shí)σa保持恒定，σr分別減小或增大，分別在壓縮或拉伸達(dá)到破壞；在這種情況下，p和σr之間的關(guān)系由以下表達(dá)式給出
因此，為了保持σa恒定，P的值必須以幾乎固定的比例變化，這種變化是隨著試驗(yàn)的進(jìn)行，橫截面積A隨軸向應(yīng)變而變化。這些在小軸向應(yīng)變下破壞的未擾動樣品中很小，但如果需要精確的應(yīng)力路徑，則要涉及dp/dσr比值的系統(tǒng)調(diào)整。
雖然更廣義的應(yīng)力路徑可能更接近于現(xiàn)場遇到的應(yīng)力路徑，但理論上可以表明，對于B幾乎等于1的飽和土6，只有分量σa—σr的符號和大小決定了有效應(yīng)力路徑，從而決定了樣品的變形和破壞。不排水條件下總應(yīng)力路徑的形狀在其他方面無關(guān)緊要。
這由圖5中給出的總應(yīng)力和有效應(yīng)力路徑以及圖6中給出的應(yīng)力-應(yīng)變曲線來證明。將從同一塊土切下的四個(gè)樣品a-d固結(jié)成估算的相同的原位有效應(yīng)力值，對應(yīng)于0.56的K0值。然后樣品a和b在壓縮過程中破壞，a試樣是σr恒定和σa增加，b試樣是σa恒定σr減小。試樣c和d是拉伸破壞，c試樣保持σr恒定σa減少，d試樣保持σa恒定σr增加。
可以看出，不排水壓縮試驗(yàn)a和b (σa—σr正向)幾乎相同的有效應(yīng)力路徑和應(yīng)力-應(yīng)變曲線。不排水拉伸試驗(yàn)c和d
圖6. 來源于現(xiàn)場有效應(yīng)力的正常固結(jié)粘土不排水壓縮和拉伸試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線
(σa—σr破壞時(shí)為負(fù)值)同樣具有幾乎相同的有效應(yīng)力路徑和應(yīng)力-應(yīng)變曲線，而每對試驗(yàn)的總應(yīng)力路徑完全不同。
值得注意的是，強(qiáng)度不是唯一與孔隙比相關(guān)的，孔隙比對于每個(gè)樣品來說應(yīng)該是相同的，但是在拉伸中，強(qiáng)度只是壓縮強(qiáng)度的60%。Berre和Bjerrum (1973)報(bào)告的的Drammen粘土的相應(yīng)值為40%。
排水應(yīng)力變化導(dǎo)致破壞
與不排水條件下的行為相反，在排水條件下，三個(gè)主應(yīng)力的相同增量確實(shí)會導(dǎo)致顯著的應(yīng)變。如果土壤樣品形成了各向異性結(jié)構(gòu)(如未擾動樣品的一般情況)，這些應(yīng)變不一定相等，如果應(yīng)力變化的主軸與各向異性所指的軸不一致，那么即使在小應(yīng)變下也不能期望應(yīng)力和應(yīng)變方向一致。
因此，有效應(yīng)力路徑和樣品取向的最真實(shí)模擬是在預(yù)測變形、體積變化或強(qiáng)度時(shí)是理想的。
當(dāng)處理缺乏軸對稱性的問題時(shí)，圓柱形壓縮或拉伸試驗(yàn)的局限性當(dāng)然是顯而易見的，但是可以有效地檢查一些極限情況的相對大小。就目前的儀器而言，△σr和△（σa—σr）的任何組合都可能導(dǎo)致破壞
作為這類試驗(yàn)的一個(gè)簡單例子，在平均主有效應(yīng)力保持不變的情況下，樣品可能會破壞。
圖7. 差異液壓應(yīng)力路徑控制
因此
等式(4)中的K值是-?，等式(6)變?yōu)?
因此，除非a/A大于3，否則軸向壓縮試驗(yàn)將在σr’減小和p增加的情況下進(jìn)行，而在本裝置中并非如此。對于恒定平均主有效應(yīng)力的拉伸試驗(yàn)，△σr’為正，△p為負(fù)，條件相同。
該裝置被設(shè)計(jì)成適用于任何可用的壓力控制系統(tǒng)，該系統(tǒng)能夠以預(yù)定的方式動態(tài)地改變壓力。目前在帝國理工學(xué)院，變速差速驅(qū)動已經(jīng)連接到標(biāo)準(zhǔn)的自動補(bǔ)償水銀控制單元中(Bishop和Henkel，1962，圖28和29)。畢肖普已經(jīng)描述了這個(gè)系統(tǒng)(1973)并且在圖7中示出。
表1：
圖8 在“恒定應(yīng)變率”試驗(yàn)中，應(yīng)變速率和荷載與偏轉(zhuǎn)的關(guān)系圖
一個(gè)通過“Kopp”變速器和微型齒輪箱驅(qū)動的小型電動機(jī)連接到兩個(gè)水銀控制系統(tǒng)的絞車滾筒上，該系統(tǒng)的軸裝有萬向連接件。Kopp變速器A允許平滑地整體控制兩個(gè)應(yīng)力增量的時(shí)間速率。隨著測試的進(jìn)行，Kopp變速器B可用于對dp/dσr值進(jìn)行微調(diào)，以校正橫截面積A的變化或以其他方式修改應(yīng)力路徑。
當(dāng)從不排水試驗(yàn)轉(zhuǎn)變?yōu)榕潘囼?yàn)時(shí)，或者當(dāng)從一種應(yīng)力路徑轉(zhuǎn)變?yōu)榱硪环N應(yīng)力路徑時(shí)，通過選擇合適的齒輪箱和變速輪，可以獲得必要的荷載率的主要變化。
一個(gè)更靈活的計(jì)算機(jī)控制系統(tǒng)正在被引入，但是僅僅是為了研究目的或是否可以同時(shí)控制和記錄大量單位。
應(yīng)變控制試驗(yàn)
具有恒定軸向應(yīng)變率的圓柱形壓縮試驗(yàn)可能會繼續(xù)形成常規(guī)試驗(yàn)中最常用的三軸試驗(yàn)類型。通過將加載壓力室連接到帶有螺紋控制活塞的標(biāo)準(zhǔn)控制缸上，可以方便地進(jìn)行這種類型的測試(Bishop和Eldin于1950年首次引入，用于在不排水孔隙壓力測量中操作零點(diǎn)指示器)。然后，螺桿由前面描述的控制單元的驅(qū)動軸之一旋轉(zhuǎn)。
如圖8所示，該系統(tǒng)在變化的荷載下給出了非常恒定的應(yīng)變率。需要進(jìn)行一些初始護(hù)理，以使流體系統(tǒng)沒有氣泡。Bishop和Henkel (1962)給出了控制缸的機(jī)械細(xì)節(jié)，圖3J。
儀器的范圍和性能
該裝置主要設(shè)計(jì)用于低應(yīng)力和中應(yīng)力范圍內(nèi)的低強(qiáng)度和中等強(qiáng)度土壤的試驗(yàn)。即使如此，該設(shè)備也可以處理相當(dāng)寬范圍的應(yīng)力路徑和應(yīng)力觀測值的精度，這主要取決于所使用的控制和測量系統(tǒng)。
從等式(1)中可以看出，σa的值取決于p，底腔壓力越低，面積比a/A，其中a是滾動隔膜的有效面積
圖9. 液壓操作三軸元件的應(yīng)力極限
A .樣品的橫截面積，取決于σr值，并在較小程度上取決于加載壓頭和樣品(ID)的重量。在目前的設(shè)計(jì)中，這些參數(shù)的值如表1所示。
在圖9中，這些值給出了σa的上限AB，以及位于所有σr值的拉伸應(yīng)力范圍內(nèi)的下限EF。由此可以看出，該裝置原則上可以使無側(cè)限抗壓強(qiáng)度超過800lb/in.2(5516kN/m2)的樣品破壞。或限制應(yīng)力差達(dá)到500 lb/in.2(3448 kN/m2)。在150 lb/in.2的圍壓下 (1034 kN/m2)。
如果可能施加拉伸最大應(yīng)力差(σr-σa)為150lb/in.2 ，使用了最大的圍壓，并假設(shè)端蓋處的粘附力為零。當(dāng)然，如果使用合適的端部夾具，該裝置能夠具有相當(dāng)大的負(fù)的σa值，但是這些值與代表該裝置極限的線EF的正值σr相關(guān)聯(lián)。
就有效應(yīng)力而言20°，30°，40°的φ’值的極限狀態(tài)線都在壓縮壓力室的容量之內(nèi)(圖9)，除非φ’= 40°，值較高的為σr ’(或值較大的為c ’,值稍低的為σr ’).
對具有顯著值c ’ 的樣品進(jìn)行拉伸試驗(yàn)可能意味著σa ’值為負(fù)值，而σa ’值幾乎為-100 lb/in.2 (690 kN/m2)可以通過樣品中的σr和反壓的適當(dāng)組合獲得，這將涉及使用端部夾具將其傳遞給樣品。關(guān)于土壤拉伸特性的有限數(shù)據(jù)(康倫，1966；Bishop和Garga，1969)建議由未擾動的土壤試樣支撐的最大拉伸應(yīng)力可能相對較小。
這可以通過使用啞鈴形樣品更容易地獲得，該樣品實(shí)際上通過圍壓的一個(gè)分量保持在端蓋上。在中心部分的負(fù)值(橫截面積減小的地方)與σa'的正值相關(guān)，它們的相關(guān)值在極限情況下取決于為樣本選擇的面積比(Bishop和Garga，1969)。
迄今為止，該裝置僅應(yīng)用于有限數(shù)量的可能應(yīng)力路徑。對于簡單的控制系統(tǒng)(沒有反饋)，典型路徑(圖5中的b和d)可能漂移約1kN/m2。當(dāng)然，測量的精度也受當(dāng)前使用的荷重傳感器、壓力計(jì)和傳感器的靈敏度限制。
值得注意的是，校準(zhǔn)測試表明，移動Rotlin軸承以及展開和卷起兩個(gè)滾動隔膜所涉及的摩擦力約為2N。這是根據(jù)壓頭向上移動和向下移動時(shí)校準(zhǔn)獲得的差異估算的，該差異相當(dāng)于平均0.9lb(4.2N)的力。這相當(dāng)于0.54lb/in.2(3.7kN/m2)的軸向應(yīng)力差，如果不使用荷重傳感器的反饋，在規(guī)劃壓力路徑時(shí)必須考慮到這一點(diǎn)。
致 謝
該儀器是由科學(xué)研究委員會資助的應(yīng)力路徑對土壤特性影響研究項(xiàng)目的一部分。H.T.洛夫恩伯里博士、J.阿特金森博士和P .戴維斯博士（Dr H. T. Lovenbury, Dr J. Atkinson 和 Dr P. Davies）利用了滾動隔膜和Rotlin軸承的早期經(jīng)驗(yàn)。荷重傳感器由斯金納博士設(shè)計(jì)。
目前使用的三個(gè)原型是科林·加格先生（Mr Collin Gagg.）在帝國理工學(xué)院建造的。哈里斯先生（Mr E. V. Harris）協(xié)助準(zhǔn)備圖表。
* 倫敦帝國理工學(xué)院。
1.畢肖普和漢高(1957年，第20頁)提出請注意這一點(diǎn)。
2.其作為裝載錘的密封件的用途由Warlam(1960)描述，由Ko和Scott (1967)描述為壓力產(chǎn)生裝置。
3.必須對荷重傳感器的變形進(jìn)行小的修正。
4.原則上類似于Bishop和Henkel (1962)所描述的卡口式鎖扣，圖109。
5.這種命名法是為了避免在過程中主應(yīng)力方向互換時(shí)出現(xiàn)混淆測試的結(jié)果。
6其中B=△u/△σ 表示在不排水條件下所有三個(gè)主應(yīng)力的相等變化。
參 考
Atkinson, J.H. (1973). The deformation of undisturbed London Clay. PhD thesis, University of London. Berre, T. & Bjerrum, L. (1973). Shear strength of normally consolidated clays. Proc. 8th Int. Conj. Soil
Mech., Moscow 1.1, 39-49.
Bishop, A. W. & Eldin, A. K. G. (1950). Undrained triaxial tests on saturated sands and their significance in the general theory of shear strength. Giotechnique 2, No. 4, 13-32.
Bishop, A. W. & Henkel, D. J. (1953). Pore pressure changes during shear in two undisturbed clays. Proc.
3rd Int. Conj. Soil Mech. Ziirich 1, 302-308.
Bishop, A. W. & Henkel, D. J. (1957 & 1962). The measurement of soil properties in the triaxial test.
London: Edward Arnold.
Bishop, A. W., Webb, D. L. & Skinner, A. E. (1965). Triaxial tests on soils at elevated cell pressures. Proc.6th Int. Con/. Soil Mech. 1, 170-174.
Bishop, A. W. (1966). Sixth Rankine Lecture: The strength of soils as engineering materials. Giotechnique 16, No. 2, 91-128.
Bishop, A. W. (1967). Discussion. Proc. Geotech. Conj., Oslo, 2, 201-204.
Bishop, A. W. & Garga, V. K. (1969). Drained tension tests on London Clay. Giotechnique 19, No. 2, 309-313.
Bishop, A. W., Green, G. E. & Skinner, A. E. (1973). Strength and deformation measurements on soils.
8th Int. Conj. Soil Mech., Moscow 1.1, 57-64.
Conlon, R. J. (1966). Landslide on the Toulnustouc River, Quebec. Can. Geotech. Jnl 3, No. 3, 113-114. Cornforth, D. H. (1964). Some experiments on the influence of strain conditions on the strength of sand.
Giotechnique 14, No. 2, 143-167.
Davies, P. (1975). Creep characteristics of three undisturbed clays. PhD thesis, University of London. Green, G. E. (1969). Strength and compressibility of granular materials under generalised strain conditions.
PhD thesis, University of London.
Green, G. E. (1971). Strength and deformation of sand measured in an independent stress control cell.
Proc. Roscoe Memorial Symp., 285-323.
Hambly, E. C. (1969). A new true triaxial apparatus. Giotechnique 19, No. 2, 307-309.670
A. W. BISHOP AND L. D. WESLEY
Hambly, E. C. & Roscoe, K. H. (1969). Observations and predictions of stresses and strains during plane strain of'wet'clay. Proc. 7th Int. Conj. Soil Mech., Mexico 1, 173-181.
Jurgenson, L. (1934). The shearing resistance of soils. Jn/ Boston Soc. Civ. Engrs 21, 242-275. Ko, H. Y. & Scott, R. F. (1967). A new soil testing apparatus. G如 technique 17, No. 1, 40-57.
Ladd, C. C. & Lambe, T. W. (1963). The strength of'undisturbed'clay determined from undrained tests.
Proc. Symp. on Laboratory Shear Testing of Soils, Ottawa, 342-373.
Lambe, T. W. (1967). Stress path method. Jn/ Soil Mech. Fdn Div. Am. Soc. Civ. Engrs 93, SM6, 309-331. Lambe, T. W. & Whitman, R. V. (1969). Soil mechanics. New York: John Wiley and Sons.
Lewin, P. I. & Burland, J. B. (1970). Stress-probe experiments on a saturated normally consolidated clay.
G的 technique 20, No. 1, 38-56.
Lomize, G. M. & Kryzhanovsky, A. L. (1967). On the strength of sand. Proc. Geotech. Conj., Oslo 1, 215-219. Lovenbury, H. T. (1969). Creep characteristics of London Clay. PhD thesis, University of London.
Pearce, J. A. (1971). The behaviour of soft clay in a new true triaxial apparatus. PhD dissertation, University of Cambridge.
Skempton, A. W. & Sowa, V. A. (1963). Behaviour of saturated clays during sampling and testing. G如technique 13, No. 4, 269-290.
Warlam, A. A. (1960). Recent progress in triaxial apparatus design. Proc. Research Conf on Shear Strength of Cohesive Soils, Boulder, 858-876.
Wood, C. C. (1958). Shear strength and volume characteristics of compacted soil under conditions of plane strain. PhD thesis, University of London.
* 倫敦帝國理工學(xué)院。
1.畢肖普和漢高(1957年，第20頁)提出請注意這一點(diǎn)。
2.其作為裝載錘的密封件的用途由Warlam(1960)描述，由Ko和Scott (1967)描述為壓力產(chǎn)生裝置。
3.必須對荷重傳感器的變形進(jìn)行小的修正。
6其中B=△u/△σ 表示在不排水條件下所有三個(gè)主應(yīng)力的相等變化。
