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。     

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。     

正常压密粘土的本构定律

本文从能量方程出发,根据“正交”条件,算出了与以前（1964年）按照不排水应力路线的试验资料直接得到者完全一致的屈服面方程。然后利用塑性势概念,按照相适应的流动法则,推导出正常压密粘土的弹塑性应力应变关系的一般形式,以及几种特殊情况下的应力应变关系。与少量试验资料的比较结果表明,它们比修正的剑桥粘土模式更接近于实测情况。实际上,后者是本文提出的模式的一种特殊情况。     

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。     

固体三轴高压下红河断裂带周城断层泥力学性质的研究

在固体三轴高压和应变率4.4×10^-5s^-1下研究了红河断裂带周城断层泥的力学性质。研究结果表明,在差应力作用下,断层泥应力-应变曲线表现出与试件压实、屈服和碎裂流动等不同变形机制对应的非线性,线性等阶段性变化特征。干、湿断层泥破坏应力σ_c随围压σ₃的变化关系分别为在较高围压下,σ_c随σ₃呈线性变化。含水量对变形特征和破坏应力水平有重要影响。干、湿断层泥有效弹性模量E_ed和E_em以及（潮）湿断层泥的初始模量E_om均随围压增加而增加,但干断层泥初始弹性模量E_od近似保持常数。同时,E_oded,E_omem,E_em>E_ed。在试件变形过程中有声发射事件显示,但数量少,辐射弹性波能量小。断层泥试件破坏型式表现为渐进式碎裂流动特征,因此,断层泥变形有利于断层活动呈现稳滑。     

一个土体的双屈服面应力-应变模型

<正>一、引言 土体弹塑性应力-应变关系的单屈服面“帽子”模型,如修正剑桥模型、科斯拉和吴模型以及黄文熙模型等,在用于一般加荷情况时,能获得较满意的结果;但对某些加荷情况,可能会出现不合理。譬如,受有一定荷载的三轴试样,如果保持偏应力不变而降低围压,单屈服面“帽子”模型将当作卸荷回弹,因为应力变化落到屈服面以内。而事实上,试验     

关于“沥青混凝土心墙土石坝的应力应变分析”一文的说明

<正> 陈愈炯同志对笔者所写的“沥青混凝土心墙土石坝的应力应变分析”一文（以下简称原文）发表了很好的意见。在讨论中提及根据土样浸水前后的压缩曲线,就“认为在三轴试验中,也只需分别测定干的和湿试样的应力-应变曲线,就可看出浸水的影响”。但我们认为,仅对干态和饱和试样的应力-应变曲线进行比较,是不能反映湿化变形的。湿化变形应从干态土料的应力-应变曲线,在到达某一应力状态后,并控制应力状态不变情况下,浸水饱和所测得的变形值。按照这个思路,我们在10cm直径三轴仪上,进     

“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     

土的清华弹塑性模型及其发展

 土的清华弹塑性模型具有独特的建模方式。在Drucker假说的基础上,无需其他的附加假设,通过试验资料直接确定塑性势面和塑性势函数,选择适当的硬化参数使屈服函数与塑性势函数一致。通过真三轴试验及平面应变试验,利用该模型的建模方法,在π平面上确定了一种双圆弧的屈服轨迹,从而建立了该模型的三维形式,提出了相应的流动规则表达式;在小浪底堆石料的三轴湿化试验基础上,发现湿化应变作为一种塑性应变与通过该点的屈服面正交,因而只需分别确定干土与饱和土的清华弹塑性模型的参数,同时进行各向等压条件下的湿化试验,测量其湿化体应变,就可以计算出在任意应力状态下浸水湿化的应力应变全过程;与湿化的清华模型相似,进行了不同含水率的土的三轴试验,并进行在干土试样中预加冰屑然后在指定应力状态下使其融化均匀增湿的三轴试验,发现屈服函数不变,硬化参数可以表示为塑性应变和含水率的函数,从而绕过了基质吸力这一变量,建立了非饱和土的清华模型,试验表明它可以合理地预测从干试样增湿到其他含水率的应力应变全过程;密实的永定河砂的试验表明,在相同应力状态下,应变硬化段与应变软化段的塑性应变增量的方向是一致的,将硬化参数表示为塑性功的函数,则可以描述土的应变软化,模型试验结果表明了建立的反映应变软化的清华模型可以合理地计算浅基础的荷载沉降关系;将等向硬化改为旋转硬化,就可以计算砂土在减载和循环加载下的应力应变关系。清华弹塑性模型是一个具有很大发展空间的模型。     

三轴应力下塑性混凝土应力应变关系试验研究

通过4组塑性混凝土的单轴和常规三轴压缩应力应变全曲线试验,研究了三轴应力下塑性混凝土应力应变关系.结果表明：在围压作用下,塑性混凝土轴向应力应变曲线与单轴压缩下的曲线差别明显,主要表现为直线上升段很短,曲线上升段较长,无明显峰值点,下降段较平缓.利用割线模量表征塑性混凝土三轴应力下应力应变曲线上升段的主要变形特征,分析了影响割线模量的主要因素,建立了割线模量与围压、单轴抗压强度和弹性模量之间的关系式.研究了塑性混凝土三轴应力下峰值应变随围压、单轴应力下抗压强度及峰值应变的变化规律,并建立了相应的关系式.全面分析了塑性混凝土单轴及三轴作用下应力应变曲线特征,通过归一化处理后,拟合出常规三轴应力下塑性混凝土轴向应力应变关系式.     

土的弹塑性应力应变关系的合理形式

土与金属材料不同的一个基本特性是平均压应力对偏应变以及偏应力对体应变之间的交叉影响。另外还有不少试验资料证明,土的塑性应变方向不是唯一的,而与加荷方向有关。为了考虑土的这些基本特性,文中提出了部分屈服面的新概念,并把传统意义上的屈服面称为整体屈服面。按照这一概念,体应变屈服面的屈服只引起塑性体应变,偏应变屈服面的屈服只引起塑性偏应变。基于这一概念建立起来的模式除了能反映塑性应变方向与加荷方向之间的依存关系外,还能说明土的剪胀-剪缩和硬化-软化现象,而且也符合依留辛的塑性假设和满足弹塑性边值问题的解的唯一性要求。文末针对正常压密粘土提出了一个具体的计算模式。     

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）     

堆石料加载与流变过程中塑性应变方向研究

确定塑性应变增量方向是建立土体弹塑性本构模型的核心之一,弹塑性理论中通常假定塑性应变增量方向仅与应力状态有关,与应力增量无关。流变试验是一种应力状态恒定的特殊试验,应力增量为零,所有应变均为塑性变形。研究流变过程中塑性应变方向与应力状态的关系及其与加载过程中塑性应变方向的差异,对于建立土体弹塑性本构模型具有重要价值。通过对某抽水蓄能电站筑坝堆石料的大型三轴压缩试验和三轴流变试验,分别研究了加载和流变过程中剪胀比与应力比之间的关系。结果表明,三轴压缩和三轴流变过程中,堆石料的剪胀比均随着应力比的增加而减小,且相同三轴压缩应力状态下,堆石料的流变剪胀比明显大于加载剪胀比,即流变过程中堆石料剪缩性比三轴压缩过程中的剪缩性更为强烈。因此,采用相同的塑性势函数同时确定加载塑性应变方向和流变黏塑性应变方向是不恰当的,建立考虑堆石料流变的弹塑性模型时应该选用不同的应力剪胀方程或塑性势函数。     

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。     

不同应力路径对砂土应力-应变关系影响

<正> 一、前言 目前广泛应用于土坝和地基应力-变形分析中的本构关系数学模型,多建立在常规三轴试验的基础上,并认为模型参数与应力路径无关。实际工程中填方工程和一些地基中的土体常经历等主应力比的应力路径,地基中的固结情况则更符合于K₀固结应力状态。工程中应力条件千差万别,而建立在常规三轴试验基础上的数学模型对工程的适用性如何,即如何验证模型的问题,越来越被重视。国外已有许多人对不同应力路径的应力-应变关系进行了研究,如     

土样扰动影响的评价及其先期固结压力的确定

本文在引进扰动特征量的基础上,建议一种评价受扰动土样的性质的分析方法。根据土样扰动对土的e-logp压缩曲线的影响,提出了一个能描述受到不同程度扰动土的压缩曲线的数学模型,并据此建立了利用扰动和重塑样压缩试验的结果来估算“不扰动土”（即理想土样）先期固结压力p_c的方法。通过四个场地土的试验结果验证,它对于大多数粘性土是适用的,估算的p_c值及修正后的压缩曲线可以为分析其它土工问题提供有用的数据。     

砂土的双硬化特性与弹塑性本构模型

 基于高精度的丰浦砂三轴等向加卸载试验与多应力路径平面应变压缩试验结果,提出平面应变条件下的修正塑性功体积硬化函数,得到双硬化框架下的修正塑性功剪切硬化函数,建立应力路径不相关的丰浦砂修正塑性功剪切–体积双硬化函数。在该双硬化函数基础上,推导基于修正塑性功的增量型剪切–体积双硬化弹塑性刚度矩阵,构建可以考虑多种变形强度影响因素的丰浦砂本构模型。数值计算与室内试验结果的比较表明,该砂土双硬化弹塑性本构模型可以合理地模拟砂土材料的变形强度特性。     

硬化规律对土的弹塑性应力-应变模型影响的研究

在建立士的弹塑性本构关系时,时常应用不同的硬化规律。本文研究了不同硬化规律对土的弹塑性模量矩阵[D]ep。的影响;建议了探求屈服面与塑性势面的方法;也推导了三元、平面应变与轴对称情况下[D]ep的普遍表达式,供有限元法分析之用.     

基于耦合应力建立土本构模型的方法

土的平均应力与广义剪应力在引起塑性应变时会相互交叉影响,为此从反映该交叉影响的剪胀试验规律出发,构造了一个能综合考虑平均应力与广义剪应力交叉作用的耦合应力。在对已有的黏土应力应变试验规律分析的基础上,引用微积分学中曲线积分路径无关的充分必要条件,推导确立了黏土塑性体积应变与耦合应力的一维化本构关系。将该推导方法应用于砂土,又建立了砂土的类似一维化弹塑性本构关系。通过耦合应力的建立以及耦合应力与塑性体积应变一维化本构关系的推导,从全新的视角介绍了一种理解和建立土本构模型的方法。     

对“应力重塑方法及其工程实现”讨论的答复

<正> 笔者的文稿“应力重塑方法及其工程实现”(《岩土工程学报》2003年第25卷第6期),得到同行的关注与讨论,笔者感到十分欣慰。现对王子辉、张雪东同志所提出的“对该原理与方法的理解有所不同”和相关问题作如下答复。