岩体材料包络型复合弹塑性计算模型

提出了考虑岩体低抗拉性质的三参数屈服准则。将该屈服准则与Ｍｏｈｒ－Ｃｏｕｌｏｍｂ（简称ＭＣ）或Ｄｒｕｃｋｅｒ－Ｐｒａｇｅｒ（简称ＤＰ）屈服准则联合使用时,形成具有包络型的、基于ＭＣ（ＤＰ）的三参数复合弹塑性模型,克服了常规的ＭＣ（ＤＰ）或带截断的ＭＣ（或ＤＰ）屈服准则不能或只能简单考虑岩体低抗拉性质的缺点。同时,提出了岩体材料屈服后的包络型软化曲线,为岩体材料的非线性计算提出了完整的计算模型。此外,还给出了基于ＭＣ（ＤＰ）的三参数包络型模型应力积分“向后欧拉”算法及一致性弹塑性矩阵有关公式,使建立在此基础上的Ｎｅｗｔｏｎ－Ｐａｐｈｓｏｎ解法具有二阶收敛性。     

上海粉砂土弹塑性应力-应变模型的探讨

本文对上海某地粉砂土进行三轴固结排水试验,参照拉德-邓肯（Lade-Duncan）模型,试图确定上海粉砂土弹塑性应力-应变模型及其参数,分析试验参数A,α,β的某些规律性,提出塑性功W_p的计算方法。阐述弹性功W_e和塑性功W_p的关系,竖向弹性应变ε1^е和竖向塑性应变ε₁^р的关系;对竖向应变ε₁的计算值与试验值进行比较,得到满意的结果,为提供计算砂土地基变形研究创造有利条件,至于采用有限单元弹塑性增量分析的具体应用不在本文论述。     

基于M-C弹塑性本构模型的岩土体开挖回弹效应研究

针对数值模拟开挖计算通常出现岩土体回弹现象,基于M-C弹塑性本构模型对基坑开挖过程中回弹效应进行了研究,分析了开挖回弹过程的力学机制和岩土体本构模型回弹力学参数的敏感性,并探讨了数值计算开挖回弹解决办法,研究结果表明：M-C本构模型参数中,岩土重度对一般岩土体开挖回弹的影响较为敏感,且坑底较地表影响更为显著;泊松比对岩土开挖回弹影响也较为明显;折减比例较小时,弹性模量和黏结力的敏感性较为突出,对地表回弹位移和基坑底部回弹位移影响较大;而内摩擦角对基坑底部回弹位移与地表回弹位移基本没有影响。研究结果可为岩土体基坑开挖的设计和回弹预测提供参考。     

对“结构应力分析中的变弹模法”的讨论

<正>读了“结构应力分析中的变弹模法”（以下简称“原文”）后,感到有几个问题值得讨论。 （一）原文的构造变弹模法,可设想为,把一个复连通区域扩展成单连通区域,在空洞处E=0,再对扩展后的区域构造变弹模法,设物体占有的区域是Ω,空洞占有的区域是Ω₁,扩展后的全区域是Ω=Ω+Ω₁。于是,问题可分解为如下两个问题之和（如图1）     

关于塑性势问题的讨论

<正> 本刊所载的论文“硬化规律对土的弹塑性应力-应变模型影响的研究”（载本刊第2卷,第1期）,论述了塑性理论对土的适用性,利用流动规则通过试验在p-q平面上假定ε_r^p轴及r^p轴分别与p轴及q轴重合确定塑性应变增量方向后,连接它们划出一组流线,和这组流线相垂直的一组线就是塑性势线。并提出如果屈服条件与塑性势相适应,计算工作将大为简化。这将是一个很有意义的研究课题。本刊所载的另一篇论文“土的弹塑性应力应变关系的合理形式”（载本刊第2卷第2期）认为塑性势是一个可有可无的概念,指出塑性应变的方向与加荷路径无关的假设已被证明不符合实际情况,并引用了巴拉萨布拉曼兰（Balasubramanian）和Seiki Ohmaki的资料来论证。这两种观点那一种比较正确,或适用于什么类型的土,这是需要用试验来检验的。     

应用于岩石强度的双剪准则

<正> 有关岩石强度的理论和实验研究已有许多报道。目前在岩石力学中应用较多的是莫尔-库仑理论。但这一理论只考虑了最大剪应力τ₁₃及其相应面上正应力σ₁₃的作用,而未考虑中间主剪应力τ₁₂或τ₂₃的作用,即没有考虑中主应力σ₂的影响,所以莫尔-库仑理论也可称之为单剪理论。有些实验表明这与实际不符,例如茂木清夫（Mogi,K.）经过多年研究认为σ₂对岩石破坏的影响是相当大的,因此曾建议采用修正的八面体剪应力条件,并提出了如下形式的破坏准则,τ₈=f（σ₁+σ₃+ασ₂）;此外,文献[5]给出了一个岩石的三维破坏准则,该准则以第一和第三应力不变量表达,但这似乎只是一种数学上的组合,缺乏物理意义。另外,还有许多半经验形式的准则等。     

基于Burgers模型的温拌胶粉沥青胶浆低温流变特性

为了研究热氧老化作用对SDYK表面活性剂型温拌胶粉改性沥青胶浆（SWCRM）和EM降黏剂型温拌胶粉改性沥青胶浆（EWCRM）低温流变特性的影响,对热氧老化后的SWCRM、EWCRM以及热拌胶粉改性沥青胶浆（HCRM）进行弯曲梁流变（BBR）试验.以劲度模量（S）与蠕变速率敏感指数（m）的比值S/m及基于Burgers模型的松弛时间（λ）和低温综合柔量参数（J_c）为指标,分析老化作用对3种沥青胶浆低温流变特性的影响.结果表明：3种沥青胶浆热氧老化后的低温流变性能均减弱;采用Burgers模型研究沥青胶浆的低温流变性能是合理的;J_c能很好地描述沥青胶浆的低温流变性能;在-18 ℃时, EWCRM的S/m值和J_c值相较于HCRM分别下降了12.72%、8.58%,SWCRM的S/m值和J_c值相较于HCRM分别下降了30.09%、20.71%,说明温拌剂的加入会改善沥青胶浆的低温流变性能,且SDYK的改善效果优于EM.     

双剪统一弹塑性本构模型及其工程应用

本文提出了基于俞茂宏统一强度理论的双剪统一相关和非相关流动的弹塑性本构模型，并给出了该统一弹塑性本构模型的有限元实施方法。重点讨论了所谓“奇异屈服面”奇异性的处理方法，定义了两类不同类型的奇异形式，给出了它们的不同处理方法。该方法既直观、简单又便于有限元的实施，它对于其它类型“奇异屈服面”角点奇异性的处理同样适用。应用基于该统一弹塑性本构模型的有限元程序ＵＥＰＰ（ＵｎｉｆｉｅｄＥｌａｓｔｏ－ＰｌａｓｔｉｃｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔＰｒｏｇｒａｍ），验证了作者提出的双剪统一弹塑性本构模型及其实施方法的正确性。统一强度理论和双剪统一弹塑性本构模型可以广泛应用于各种土木、机械、航空和岩土工程的结构分析。     

软粘土的有效应力剪阻角

本文提出一种方法,用来对固结不排水试验中的预应力效应进行校正,其原理如下:按照“真强度”概念,粘土的抗剪强度可分为两部分。一部分是真凝聚力C_e,它是土的含水量或孔隙比的函数;另一部分是真内摩阻力σ_nf＇tgФ_e,其中Ф_e为真内摩阻角,它是不随含水景而变的常数。在固结不排水试验中,试样在固结压力下固结到一定的含水量,然后不排水剪切。因此,在破坏时,破坏面将有相应于该面上法向有效应力的真内摩阻力,以及相应于固结压力的真凝聚力,而该固结压力由于剪切过程中孔隙压力的产生将大于破坏面上的法向有效应力。而在排水试验中,则这两部分强度均对应于破坏时的有效应力。这样,为了比较上述两种试验得出的结果,应该将固结不排水试验中的真凝聚力也校正到对应于破坏而上法向有效应力下的数值。利用本文提出的方法可以证明,在正常压密的软粘土中tgφ_d′=ξ+tgφ_e和tgφ_d′=（（cosφ_e+（2A_f-1+sinφ_e）tgφ_e））/（（cosφ_e+（2A_f-1+sinφ_e）tgφ′））-tgφ′其中 A_f是孔隙压力系数;ξ是真凝聚系数;Ф_d＇是对固结不排水试验结果进行校正后得出的有效应力剪阻角,它与由排水试验得出的Ф_d完全等同。     

关于塑性图的探讨

<正> 水电部土工试验规程SDS01-79（以下简称规程）已将土塑性图定为细粒土分类的标准,并有专文介绍。塑性图首先由美国卡萨格兰德（A.Casagrande）提出,是目前许多国家进行细粒土分类的依据。 卡氏塑性图是在以塑性指数I_P为纵坐标,以液限ω_L为横坐标的直角坐标图上,绘上两条直线:A线I_P=0.73（ω_L-20）,B线ω_L=50％,将图划为四个区域,分出六大类土:A线以上为高液限和低液限粘质土（CH、CL）,A线以下为高液限和低液限粉质土（MH、ML）与有机粘土和有机粉土（OH、OL）。卡氏塑性图是根据试验成果的统计而制订的,A线和B线是从实践中总结出来的经验分界线。由于塑性图考虑了土中有机质含量与土的塑性指数和液限等决定细粒土性质的基本因素的影响,能较全面地反映细粒土的分类原则,使用塑性图,可避免单纯考虑粒度成分或塑性指数进行分类的缺点。     

基于PSO-BPNN模型的氯氧镁水泥混凝土耐水性预测

为快速准确地获得具有优异耐水性氯氧镁水泥混凝土（MOCC）的配合比,设计了拓扑结构为4-10-2的粒子群优化（PSO）算法-反向传播（BP）神经网络（PSO-BPNN）模型.该模型的输入层参数为n（MgO）/n（MgCl₂）、粉煤灰掺量、磷酸掺量和磷肥掺量,输出层参数为MOCC的抗压强度和软化系数;模型数据集为144组,其中训练集数据为100组,验证集数据为22组,测试集数据为22组.结果表明：PSO-BPNN模型在MOCC抗压强度预测中的评价参数——决定系数R²=0.99、平均绝对误差S_MAE=0.52、平均绝对误差百分比S_MAPE=1.11、均方根误差S_RMSE=0.73;其在软化系数预测中的评价参数——R²=0.99、S_MAE=0.44、S_MAPE=1.29、S_RMSE=0.62;与BP神经网络（BPNN）模型相比,PSO-BPNN模型具有更强的双参数预测能力,可用于MOCC配合比的正向设计和反向指导.     

对“用土的现场原始压缩曲线计算土的变形模量”的讨论

<正> 土的变形模量E_ο与压缩模量E_s的关系是众所关注而又尚未得到很好解决的问题。“用土的现场原始压缩曲线计算土的变形模量”一文（以下简称原文）对此问题做了有益的探讨。原文在其前言及结语中指出其文中所提出的计算变形模量E_ο的方法可克服以理论公式E_ο=βE_s推求E_ο能考虑土的受荷历史等缺点。文中还通过具体算例（例1及例2）说明按原文中方法求得的E_ο与E_s之比可大于1.0。原文所建议的方法无论在理论概念上还是在具体应用上均值得商榷,故本文简要讨论如下。     

中间主应力对球形孔扩张的影响

基于Mohr—Coulomb理论推导的球形孔扩张问题的弹塑性解没有考虑中间主应力的影响。因而与实际结果有误差。为此，本文利用双剪强度理论建立了球形孔扩张问题时的弹塑性解。通过算例表明：基于双剪强度理论所求的球形孔扩张的塑性区半径小于M—C准则。据此可充分发挥材料自身的承载能力，减少支护，对实际工程具有重要的理论和实际意义。     

应力路径对填土应力应变关系的影响及其应用

本文对若干砂性土和粘性土进行了多种应力路径条件下的三轴试验,以揭示应力路径对填土的应力-应变特性的影响。并针对土坝实际应力变化情况,着重探讨了等应力比（σ₁/σ₃比值为常数）应力路径条件下土的应力-应变关系的规律性。提出了较接近于等应力比试验实测成果的指数模型,并用之于研究土坝在施工期的应力及变位分布,得出应力路径对土坝变位分布计算成果有重大影响的结论。本文还将考虑应力路径的指数模型与邓肯-张不考虑应力路径的双曲线模型在土坝有限元计算中的应用作了对比。     

关于“基于M-C准则的D-P系列准则在岩土工程中的应用研究”的讨论

《岩土工程学报》2006年第6期发表的“基于M-C准则的D-P系列准则在岩土工程中的应用研究”一文（以下简称“原文”），基于数值手段对D-P系列准则的相互关系、参数转换等进行了广泛、深入的探讨，促进了D-P系列准则在数值分析中的运用与发展。原文注重于各类准则在数学上的对比与转换，较少涉及到数学转换过程中是否存在物理意义。笔者有如下不同认识，提出来与原文作者讨论。     

基于GM（1，1）-Markov模型盐雾侵蚀对纤维混凝土耐久性能的影响

以玄武岩-聚乙烯醇（PVA）纤维体积分数为变化参数,对纤维混凝土进行室内盐雾侵蚀加速试验,通过抗压耐蚀系数K_f、相对质量评价参数ξ₁、相对动弹性模量评价参数ξ₂以及扫描电镜（SEM）照片,分别从宏观、微观层面对纤维混凝土耐久性损伤劣化进行评价分析,并基于GM（1,1）-Markov模型对其寿命进行预测.结果表明：在盐雾环境下,纤维混凝土的K_f先上升后下降,ξ₁波动性较大,ξ₂可作为评价纤维混凝土损伤劣化的决定性因素;GM（1,1）-Markov模型与实测数据吻合较好,纤维混凝土的最佳玄武岩、PVA纤维体积分数分别为0.10%、0.05%,其在盐雾环境下的服役时间最长,达到680 d.     

堆石体修正Rowe剪胀方程与南水模型

在分析堆石体三轴试验成果的基础上,探讨了堆石体的体积变形特性,提出了形式简洁的堆石体修正Rowe剪胀方程。将所建立的修正Rowe剪胀方程引入到沈珠江院士提出的"南水模型",克服了该模型由于采用体变–轴向应变抛物线假设所带来的一些缺陷。应用堆石体常规三轴试验和典型复杂应力路径三轴试验成果对修正后模型的合理性进行了验证。     

“不对称荷载作用下圆洞围岩塑性区的估算方法”再讨论

<正> 众所周知,在二向不等拉平面变形情况下,满足米赛斯屈服条件的无限平面内的圆孔周围的弹塑性应力场（k为一物理常数）,早已有了精确的理论解,即加林解。其圆孔周围的弹塑性分界线为一椭圆形。但是,文献[2]直接将上述理论解答应用于满足莫尔-库仑强度准则的岩体介质中。该文说:“因为是平面应变,故σ_x+σ_y=pv+pH”（其中pv,pH是岩体的初始应力）,从而得出     

中冶京诚与欧特克、华思维签署战略合作备忘录

2010年4月22日,欧特克有限公司（以下简称欧特克）与中冶京诚工程技术有限公司（以下简称中冶京诚）、北京华思维泰克科技有限公司（以下简称华思维）在京签署战略合作备忘录。欧特克与华思维协助中冶京诚建设可持续发展的数字化工程协同创新平台,包括：基于二维、三维、可视化模型技术的工程设计一体化软件解决方案;     

正常压密土在偏压固结、等应力比加荷条件下的变形特性

<正> 在充分固结的地基上修建建筑物所产生的附加应力和变形是人们所关心的基本课题之一。工程师们常常采用的一个有效的手段是,通过室内试验,并模拟地基的受力过程,探寻土单元的附加应力和附加应变的基本规律,并由试验得到的本构关系和现有的计算方法求解地基的应力和变形。七十年代初,邓肯（Duncan）等人由常规三轴试验结果建立了主应力差（σ₁-σ₃）与轴应变ε₁,轴应变ε₁与侧应变ε₃均为双曲线关系的双曲线模型。