非饱和紫色土三轴试验颗粒流宏细观参数关系研究*

毛海涛 黄海均 严新军 王晓菊

(①重庆三峡学院， 万州 404000， 中国)(②新疆农业大学， 乌鲁木齐 830052， 中国)(③河海大学， 南京 210098， 中国)

0 引 言

紫色土是由白垩纪、侏罗纪紫色泥岩、砂岩时代形成的紫色或紫红色砂岩、页岩发育而来的(慈恩等， 2018； 王朋顺等， 2018)。在我国西南地区分布十分广泛，其母质较为独特，土壤力学性质复杂，且其水敏性强，遇水易发生侵蚀，力学性能等会发生较大的改变，在实际工程建设、土壤结构、水土保持、防灾减灾等方面都存在亟待解决的问题(胡斐南等， 2013； 苏正安等， 2018； 薛乐等， 2019)。

目前，紫色土工程特性方面主要局限于试验研究，多停留在宏观强度指标的获取且效率较低、过程繁琐，也无法获得试样内部颗粒间的应力变化及运移规律。然而，离散元可以有效地弥补室内试验的不足。近年来，随着计算机的发展，离散元方法已成为通过改变颗粒及颗粒间细观参数来研究材料力学行为的有效途径(Wei et al.，2018； Tabarroki et al.，2019； 郑博宁等， 2019)。

离散元从颗粒介质的细观层面来研究岩土体的宏观工程力学性质，不仅可以直观地表现出单个颗粒介质的受力、运动位移情况，而且能够模拟出试样因荷载挤压而产生的应力集中(王颖等， 2018； 韩振华等， 2019； 杨忠平等， 2020)。Shao et al. (2013)在三轴剪切下对堆石料颗粒破碎进行了细观数值模拟，定性确定了三轴剪切下堆石料的微观机理； Zhang(2013)利用颗粒流程序PFC2D对路基砂质土进行分析研究，发现砂质土在循环荷载作用下的弹性模量与室内试验结果基本一致； Park et al. (2015)通过对横向各向同性岩石的力学行为离散元模型的研究，发现数值模型的破坏峰值强度较好地体现了岩石剪切过程中的强度变化； 金磊等(2014)利用CT扫描技术对三维不规则颗粒进行扫描，建立了符合宏观统计规律的土石混合体三维离散元模型，并针对不同含石量的土石混合体进行了大三轴试验数值模拟研究，得到了不同含石量情况下，试样弹性模量、破坏应变、峰值强度和残余强度等参数的变化规律； 焦玉勇等(2015)运用颗粒流程序对土石混合体进行了双轴试验研究，从细观角度揭示了碎石对土体强度提高的原因，得到了混合体的强度随着碎石含量和强度的升高而增大； 陈铖等(2016)在三维颗粒流软件PFC3D自带的Fish语言基础上进行二次开发，生成了一个高铁填方路基粗粒土变形特性的颗粒流模型，对不同级配及围压下粗粒土的变形特性进行了模拟与研究，确定了颗粒级配及围压对粗粒土变形的影响； 周杰等(2017)通过室内试验及颗粒流数值模拟相结合的方法，对重庆地区的砂岩三轴破裂演化规律进行了分析，研究得到，随着围压的增大，在试验中拉裂纹所占比例逐渐增大且开始占据主导地位； 邢炜杰等(2017)基于颗粒流PFC3D软件三轴离散元的原理，建立了黏性土的三轴颗粒流数值试样模型，得到了接触刚度、摩擦系数、黏结强度等细观参数的变化对黏性土宏观力学参数的影响； 赵洲等(2019)采用扫描电镜图像技术对天然状态下黏土颗粒的凹凸度和方向角进行了量化，利用三维颗粒流软件PFC3D，研究了软黏土颗粒形状对其宏观力学及微观特性的影响，分析得到颗粒凹凸度随着计算时间的增加对抗剪强度指标影响作用越加凸显。

不难发现，目前国内外对于三轴颗粒流的数值模拟试验主要集中在无黏性土以及岩石方面，而对黏性材料的研究偏少； 在材料宏细观参数内在关系研究方面仅局限于定性描述，缺乏定量关系的表达； 紫色土作为一种重要的土壤类型，因其独特的物理力学性质，开展其微观颗粒流数值模拟及确定定量的宏细观力学参数关系具有十分重要的意义。

因此，在紫色土室内三轴抗剪试验的基础上，采用PFC3D对含有粉黏粒的紫色土进行颗粒流数值模拟，通过控制变量法与莫尔-库仑破坏准则相结合的方法来进行细观参数的标定，克服了利用传统控制变量法选定细观参数时随机性较大的缺陷。通过对紫色土的细观数值模拟，得出了紫色土宏细观应力-应变曲线以及微观颗粒位移场、应力的变化规律，建立了紫色土宏观抗剪强度参数-含水率-颗粒流细观参数三者之间的定量函数关系。

1 颗粒流基本理论

1.1 颗粒接触本构模型及三轴试验模拟过程

PFC3D中颗粒之间接触黏结模型是利用两颗粒间的接触点使其接合在一起，且在接触点法向和切向上有一对具有强度的弹簧，因此颗粒接触点处就存在2个黏结强度：法向黏结强度和切向黏结强度(刘勇等， 2014)。并通过对接触点处的法向黏结强度和切向黏结强度进行赋值，使其具有抗剪和抗拉/压的能力。基于紫色土的力学特性，综合考虑土颗粒间的黏结力和摩擦力，采用接触黏结模型作为颗粒单元之间的黏结模型。其接触本构关系示意图如图1所示。

三轴试验三维颗粒流数值模拟流程如图2所示：

图2 三轴试验PFC3D模拟过程

1.2 边界伺服机制作用原理

在三轴试验模拟过程中，由于在PFC3D中荷载是不能直接被施加于颗粒约束体(wall)上，为了使试验模型能够产生恒定的周围压力，通过式(1)将作用于模型边界约束上的荷载转化为一定的速度施加于约束体上，以此来产生稳定的围压。作用于约束体上的应力为：

(1)

式中：σ(w)为约束体所受应力(Pa)；Fi(w)为约束体所受力(N)；Nc为在给约束体施加力时，颗粒与约束的接触个数；A为约束体的面积(m2)。

赋予边界约束上的速度为：

u(w)=G(σmeasured-σrequired)=GΔσ

(2)

式中：u(w)为约束体运动速度(m·s-1)；σmeasured为测得颗粒与约束体间应力(Pa)；σrequired为设定目标围压(Pa)；G为当前时步下的伺服参数。

每一时步内因约束体运动而产生的平均应力增量为：

(3)

为了使模型达到稳定的状态，在每一个计算时步中，约束体的平均应力增量绝对值要小于测量应力与目标应力之差的绝对值，即

|Δσ(w)|<α|Δσ|

(4)

式中：α为应力释放因子。

联立式(2)、式(3)、式(4)可获得下一个计算时步的伺服参数：

(5)

而后将式(5)带入式(2)即可求得模型下一计算时步约束体的运动速度(Lian et al.，2011； Zhang et al.，2011； 张学朋等， 2016)。

通过采用PFC3D中内置的伺服控制机制，使得约束体的运动速度随着伺服参数的不断变化而更新，从而使得约束体的平均应力值达到目标值并维持恒定，实现了模型在加载过程中围压保持稳定的目的。

2 紫色土室内三轴试验

2.1 土壤试样采集及制备

试验土样取自于重庆市万州区双河口某紫色土边坡，取样位置如图3所示。通过梅花形采样法，在采样区布设10个采样点，采集距离自然地表10～表30cm的混合土样40kg带回实验室风干，用于抗剪强度测定。按照《土工试验规程》SL1999试验方法，测定土壤样品干密度(φd)、天然含水率(ω)、液限(ωL)、塑限(ωp)、塑性指数(Ip)等主要物理性质指标见表1，试验土样颗粒粒径组成见表2，d为颗粒粒径，w为土样质量分数。

图3 研究区域与取样位置

表1 试验土样的物性指标

表2 紫色土的颗粒粒径组成

将采集的紫色土烘干碾散并按试验要求经孔径2mm筛子过筛，测定风干土含水率，装入保湿袋备用。由于取样地区气候条件以及参考土样的液塑限值，本次试验共设6个不同含水率梯度，即8%、10%、12%、14%、16%、18%。采用喷水法制作不同含水率的试样，试样土样的设计干密度为1.59g·cm-3。根据三瓣模的几何尺寸，由式(6)可求得不同含水率试件所需土样的质量。之后将土样均分5层加入到三瓣模内，分层击实，从而制成直径为39.1mm，高度为80mm的不同含水率试件。

m0=(1+0.01ω0)ρdv

(6)

式中：ρd为试样的干密度(g·cm-3)；v为试样体积(cm3)。

2.2 试验仪器与方法

试验设备采用南京土壤仪器厂生产的TSZ型全自动应力-应变控制式三轴仪，试验中采取控制中主应力σ2=0的固结不排水(CU)常规三轴试验，剪切应变加载速率设定为0.4mm·min-1。为降低试验误差，得到准确的抗剪强度指标，本试验共做了4组20个试件的三轴不排水剪切试验，各组试验的含水率被设置为6个不同梯度(8%、10%、12%、14%、16%、18%)，而每组试验的径向围压(σ3)分别处理为4个水平(100kPa、200kPa、300kPa、400kPa)。试验剪切过程中，主应力差出现峰值，取此峰值点作为破坏峰值，但试验应继续进行，直到轴向应变超过15%的为止； 若无峰值出现时，取轴向应变15%时对应的主应力差作为破坏峰值，试验进行到轴向应变为20%时停止。三轴试验数据采用土工试验微机数据采集处理系统进行采集、整理和分析。

2.3 紫色土的破坏峰值

破坏峰值即最大主应力差，不同围压及含水率下最大主应力差值见表3，同时，为了比较直观地表现紫色土的最大主应力差(偏应力)与含水率及围压之间的关系，本文采用高斯插值法对围压及含水率进行插值(倪九派等， 2012)，设定围压、含水率的变化步长分别为50kPa、1%，绘制不同围压条件下重塑紫色土最大主应力差与含水率关系曲面图(图4)，ω表示含水率。

表3 不同围压及含水率下的最大主应力差值

图4 不同围压下含水率与最大主应力差的关系

从图4可以看出，紫色土的最大主应力差随着试样围压的降低而逐渐降低，随着试样含水率的降低而逐渐升高。从表3可知，在围压为σ3=400kPa，σ3=100kPa，土样含水率从8%增加至18%时，相应偏应力峰值分别从790.3kPa降低至165.9kPa，下降幅度达79%。这表明，土体承受竖向荷载的能力随着围压的降低及含水率的增加而降低，从而导致土样更轻易的被破坏。这是由于随着围压降低，试样所受握裹力降低，土体侧向变形受到约束越小，间接导致土颗粒之间摩阻力的降低； 而含水率的增加，紫色土颗粒表面水膜就越厚，如同在土颗粒表面起到了润滑剂的作用，致使颗粒与颗粒之间的滑动摩擦力和咬合摩擦力(摩阻力)降低； 此外，在水及压力的作用下，土颗粒越易崩解、破碎，从而强度进一步降低。

2.4 紫色土抗剪强度特性

2.4.1 含水率对抗剪强度包线的影响

根据试验结果，绘制不同含水率下重塑紫色土抗剪强度包络线如图5所示。

图5 紫色土抗剪强度包络线

从图5可看出，重塑紫色土的抗剪强度与含水率之间存在一定的关系。当法向压力大于325kPa，土样的抗剪强度随着含水率的增大而减小，当含水率从8%变化至12%时，抗剪强度下降趋势较为缓慢，当含水率从12%变化至18%时，可以看出，此时的抗剪强度的下降趋势较为迅速； 当轴向压力小于325kPa时，含水率从8%增加至14%时，抗剪强度与含水率之间并没有呈现出线性的相关性，这表明土体的黏聚力及内摩擦角受到含水率的影响程度是不同的，且此时抗剪强度增减趋势随含水率的变化较为缓慢，这说明在含水率处于8%～14%时，将会出现一个临界含水率。

2.4.2 含水率对非饱和紫色土黏聚力的影响

非饱和紫色土黏聚力c与含水率ω变化的关系曲线如图6所示。

图6 含水率与黏聚力的关系

从图6可以看出，在整个c-ω曲线的变化过程中，非饱和紫色土的黏聚力随含水率变化先增大后减小，且具有明显的峰值。c-ω关系曲线可分为2段，第1段：当8%<ω<12%时，随着含水率增加，黏聚力急剧上升。第2段：当12%≤ω<18%时，黏聚力随着含水率的增加而逐渐下降，近似一条直线。根据紫色土黏聚力随含水率的变化特点，以含水率12%作为界限含水率，对紫色土黏聚力与含水率关系进行线性拟合可得式(7)、 式(8)：

当含水率8%<ω<12%时(R2=0.91)

c(ω)=6.87ω×100-22.14

(7)

当含水率12%≤ω<18%时(R2=0.97)

c(ω)=-3.38ω×100+98.86

(8)

式中：c(ω)为黏聚力(kPa)。

2.4.3 含水率对非饱和紫色土内摩擦角的影响

图7给出了不同含水率下非饱和重塑紫色土的内摩擦角的变化曲线，从图7中可以清晰的看出，含水率的增加对土体内摩擦角的影响十分显著，表现为紫色土内摩擦角随着含水率的增加而逐渐减小，当含水率从8%增加至18%时，随之内摩擦角从27.80°下降至16.09°，下降幅度达42.12%。且内摩擦角与含水率之间呈现出良好的线性负相关。通过分析对非饱和紫色土内摩擦角与含水率关系进行线性回归可得式(9)：

图7 含水率与内摩擦角的关系

φ(ω)=-1.22ω×100+37.71

(9)

式中：φ(ω)为内摩擦角(°)。

3 紫色土三轴试验数值模拟

3.1 数值试样的生成

紫色土三轴试验数值模拟建立主要分成以下两个步骤： (1)根据室内三轴试件实际大小，生成初始尺寸高为80mm，直径为39.1mm的三轴数值模型圆柱体，在圆柱体上下各设置一块加载板(图8a)。(2)在圆柱体内生成各向同性的颗粒体试件，首先按紫色土实际级配生成数值试件颗粒集合体，生成的颗粒数目高达6万之多，极其耗时。事实上，当颗粒平均粒径小于模型整体尺寸的1/30时(刘海涛等， 2009； 蔡国庆等， 2018)，即可忽略尺寸效应的影响，因此在生成此数值模型颗粒体试件时，将颗粒粒径设置在0.75～3.0mm之间，并呈均匀分布，生成的颗粒数目为10127个，建立数值模型颗粒体试件(图8b)。

图8 三轴试验数值模型试件

3.2 细观参数的标定

采用的黏结模型为接触黏结模型(Olsson et al.，2018)，其关系示意图如图9所示。

图9 接触黏结模型关系示意图

从图9可知，颗粒细观参数主要有以下几部分组成： (1)颗粒的细观参数：法向刚度kn、切向刚度ks、弹性模量Eb、颗粒半径R； (2)颗粒间接触的细观参数：法向黏结强度nbond(简称bn)、切向黏结强度sbond(简称bs)、摩擦系数μ； 此外还有其余参数：抗拉强度TF、抗剪强度SF、间距gs。事实上，国内外研究表明，土体的抗剪强度参数主要受到细观参数bn、bs、μ的影响(Yoon， 2007； 尹成薇等， 2011； 周博等， 2012)。而高效精确的找到bn、bs、μ等细观参数与颗粒材料的宏观力学特性之间的联系，目前常用的方法是采用“反演模拟”(Itasca， 2008)，但是这种方式选取细观参数具有较大的随机性，这导致要选取正确的细观参数成了一个即困难、又费时费力的过程。鉴于此，本文将宏观的莫尔-库仑强度准与控制变量法相结合，通过PFC3D内嵌fish语言进行大量的数值三轴试验，从而得出颗粒细观参数与宏观强度参数之间的定量关系。

基于室内试验材料的物理几何特性，在数值模拟中，选用的具体参数详见表4，其中，Ew=1/5Eb，以模拟室内试件外的橡胶膜，细观颗粒孔隙率n与室内试样保持一致，上下加载板的加载速度为0.4mm·s-1。

表4 PFC3D颗粒流细观参数

3.3 土体宏、细观力学参数关系分析

3.3.1 法向黏结强度与抗剪强度之间关系

通过改变颗粒间细观参数黏结强度和摩擦系数来找到试样的抗剪强度指标c、φ值与细观参数之间的定量关系。因黏结强度分为法向黏结强度bn和切向黏结强度bs，以莫尔-库仑为破坏准则，采用控制变量法，取定bs=110kPa，μ=0.1，通过改变bn/bs(1～13共13组)的大小来分析bn对抗剪强度参数c、φ值的影响，其结果如图10、图11所示。

图10 试样黏聚力与bn/bs值的关系

图11 试验内摩擦角与bn/bs值的关系

从图10中可以看出，当1

同时，在数值模拟试件破坏之后，通过PFC3D内置的切片工具对试件中心轴处进行切片，观察试件模型的破坏形态，如图12所示，从图中可以看出，当1

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图12 试件的破坏形态

基于上述原理，试样的抗剪强度主要体现在两方面：黏结性和摩擦性。在颗粒程序中，黏结性和摩擦性分别以细观参数bs和μ来表征。针对在不同围压(σ3=100kPa、200kPa、300kPa)条件下的数值试件，通过改变细观参数切向黏聚强度bs(80kPa、110kPa、140kPa、170kPa、200kPa)和摩擦系数μ(0.05、0.1、0.15、0.2、0.25)来进行75组数值模拟试验，得到数值试件的破坏峰值(最大主应力差)如表5所示。

表5 数值试件破坏峰值

3.3.2 黏聚力与细观参数之间的关系

利用莫尔-库仑破坏准则来对不同围压、切线黏结强度、摩擦系数条件下的数值模拟试件的数据进行处理，以期得到数值模型试件的抗剪强度参数与相应细观参数之间的定量关系，图13为数值试件在不同围压，不同摩擦系数，bs=80kPa和bs=200kPa条件下的抗剪强度包络线图，图14为不同切向黏结强度bs及摩擦系数μ与黏聚力c之间的三维关系曲线。

图13 不同摩擦系数下的抗剪强度包线

图14 不同摩擦系数μ及切向黏结强度bs与黏聚力c的关系

如图13所示，在bs=80kPa和bs=200kPa时，不同摩擦系数的数值试件其强度包线几乎都交于一点，可以认为摩擦系数对试件的抗剪强度没有影响。从图14可以更加直观印证这一点，当切向黏结强度不变时，在不同摩擦系数下，试件的黏聚力近似一直线，其值可视为一定值。此外，图中也可看出，当摩擦系数不变时，黏聚力与切向黏结强度呈线性正相关。基于此，取不同摩擦系数下黏聚力的均值，绘制黏聚力与切向黏结强度的关系曲线图，如图15所示。

图15 黏聚力c与切向黏结强度bs的关系曲线

从上图可以看出，试件的宏观黏聚力与切向黏结强度呈高度线性相关，相关系数达0.998，对两者关系进行线性拟合，可得式(10)：

c(bs)=0.5536bs-10.3631

(10)

式中：c为黏聚力(kPa)，bs为切向黏结强度(kPa)。

3.3.3 内摩擦角与细观参数之间的关系

数值试件在不同切向黏结强度条件下的摩擦系数与内摩擦角关系曲线图如图16所示。

图16 不同摩擦系数μ下内摩擦角φ与切向黏结强度bs之间的关系

φ=35.4134μ-0.0007bs+0.3384

(11)

式中：φ为内摩擦角(°)；μ为摩擦系数。

4 紫色土室内试验与数值模拟对比

4.1 含水率与细观参数的关系

从紫色土的室内试验可知，以含水率12%为界限，紫色土的黏聚力与含水率之间呈先增后减的线性关系。而从数值试验可知，试样宏观黏聚力c与微观参数切向黏结强度bs之间也呈线性关系，联立式(7)、式(8)、式(10)，由此可以推出紫色土含水率与切向黏结强度之间的关系表达式：

当含水率8%<ω<12%时(R2=0.91)

bs(ω)=12.48ω×100-21.27

(12)

当含水率12%≤ω<18%时(R2=0.97)

bs(ω)=-6.10ω×100+197.29

(13)

同理，在室内试验中，因紫色土的内摩擦角与含水率呈线性关系，而在数值试验中，试样的宏观内摩擦角与微观参数切向黏结强度及摩擦系数之间也存在联系，联立式(9)、式(11)，可以推出摩擦系数μ与切向黏结强度bs及含水率w之间的关系表达式：

(14)

在确定微观参数bs及μ的过程中，先根据试样的含水率，由式(12)、 式(13)先确定切向黏结强度bs，然后由式(14)确定摩擦系数μ的值，本次试验试样含水率从8%～18%的过程中，其微观参数bs及μ的取值如表6所示：

表6 紫色土微观参数取值

4.2 应力-应变关系

根据表6所示的参数，以临界含水率12%的紫色土试样为例，采用PFC3D进行数值模拟，数值模拟与室内试验的应力-应变曲线如图17所示。

图17 不同围压下数值模拟与室内试验应力-应变曲线

从图17可以看出，室内试验的应力-应变曲线呈弱应变硬化型，而数值试验的应力-应变曲线有较明显的峰值。当围压σ3=100kPa、300kPa，室内试验和数值模拟的主应力差分别为313kPa、564.70kPa与311.73kPa、559.86kPa，可以看出数值试验的结果与室内试验的结果在数值上大体一致，但两者的主应力差略有偏差，并且这种偏差随着围压的增加有逐渐变大的趋势。而造成这种偏差的主要原因是由于在进行数值模拟的试验过程中，生成的颗粒为刚性球状，其形状太过单一，与实际的土颗粒形状有一定的差异，这就造成颗粒表面摩擦力以及颗粒与颗粒之间的相互嵌入及咬合力的减弱，虽然通过接触间的黏结强度来间接补偿颗粒间摩擦强度的减弱，但随着轴向压力的不断增大，颗粒间接触的断裂，导致这种补偿的减弱及消失且这种补偿与实际土颗粒的强度特性存在一定的差异，即刚性球形颗粒无法很好的模拟紫色土片层结构的变形和强度机制。

4.3 颗粒位移运动及应力场变化规律

从数值试件轴心处进行切片，得到此切平面上颗粒在围压及轴向压力作用下的运动速度、方向及接触应力的变化情况(图18、图19)，并与室内试样的破坏形态进行对比，室内三轴试样均呈塑性破坏(图20)。

图18 含水率为12%试样位移场分布

图19 含水率为12%的颗粒间接触力分布

图20 三轴压实前后试样

从图18a可以看出，数值试件在围压缓慢施加的过程中，试件外围颗粒逐渐向试件内部运动，此时试件内部颗粒几乎没有运动，颗粒间的接触应力较为集中(图19a)，试件处于固结状态。随着轴向应力的增加，试件两端颗粒不断向试件中部运动，试件中部颗粒因受到挤压而逐渐向外部运动，试件中间开始膨胀，且随着轴压的增大，试件中部变形逐渐变大(图18b)，此时，试件内部颗粒间接触在轴压作用下逐渐断裂导致颗粒间接触应力变稀疏(图19b)。图18c表示试件破坏后颗粒的运动状态，可以从图中清晰的看出试件破坏后的剪切带，此时颗粒的运动速度基本一致，颗粒间的接触应力更加稀疏(图19c)。

5 结 论

本文在紫色土室内三轴试验的基础上，以PFC3D为工具，从介质微观角度出发，根据室内三轴试样的基本物理几何特性来建立相应的数值模型，并以室内试验结果为依据，探讨紫色土宏观参数(c、φ、w)与微观参数(bs、μ)之间的定量关系，得出以下结论：

(1)开展了紫色土室内三轴固结不排水试验，得到紫色土抗剪强度参数与含水率之间的关系：黏聚力随含水率增加呈先增后减的趋势，且存在临界含水率12%； 内摩擦角与含水率呈一阶线性负相关。

(2)通过大量的数值运算，发现土体宏观强度参数(c，φ)主要受到细观参数(bs、μ)的影响，建立了土体宏观强度参数(c，φ)与细观参数(bs、u)的定量关系式c(bs)=0.5536bs-10.3631，得到黏聚力c与切向黏结强度bs呈线性正相关，而内摩擦角φ由切向黏结强度bs及摩擦系数μ共同决定。

(3)以紫色土室内三轴试验结果为依据，分析并建立了紫色土含水率ω与颗粒切向黏结强度bs、摩擦系数μ间的定量关系式，根据该式选择不同含水率试样对应的细观参数，经PFC3D模拟确定试样的破坏峰值。并通过数值模拟的应力-应变曲线与室内试验曲线的对比，验证了该式的正确性，需注重的是，刚性球形颗粒无法很好的模拟紫色土片层结构的变形和强度机制。

(4)通过对含水率为12%，围压为200kPa的试件进行剖切，可以较好的观察到紫色土三轴微观颗粒的运动情况及颗粒间接触力的分布特征，为深入探究紫色土的抗剪强度特性及应力-应变性状提供参考。

(5)在PFC3D细观参数标定时，采用控制变量法与莫尔-库仑准则相结合来进行细观参数的标定，有效的减小了传统标定法的试算工作量，为后继的三维颗粒流数值模拟中细观参数的标定提供了一定的参考。