史宏彦[1]2000年在《无粘性土的应力矢量本构模型》文中提出本文在充分考虑应力的矢量特性基础上，以独特的思路和方法，将应力矢量引入到土的本构关系中，建立了一个全新的、适用于无粘性土在平面应变和三维条件下的非线性本构关系。由于该本构关系不仅可以考虑应力矢量的数量变化对变形的作用效应，而且也可以考虑应力矢量的方向变化对变形的作用效应，因此，既适用于单调静力荷载作用，也适用于往返循环荷载作用。它的正确性得到了二十多种应力路径和排水条件组合情况下试验结果的证明。该本构关系不仅能够很好地反映无粘性土的应力应变非线性、硬化性、剪缩性、剪胀性、与应力路径的相关性以及球应力和偏应力与变形的耦合性等多种主要变形特性，而且也能够自然、合理地考虑主应力轴旋转和中主应力对变形的影响。该模型仅有6～７个土性参数，均可通过常规试验确定。 此外，在建立该本构关系的过程中，本文还得到了以下成果：（1）、利用该本构关系推出了两个无粘性土静止土压力系数的理论计算公式。这两个公式和将亚塑性理论与临界状态土力学相结合推出的另一个无粘性土静土压力系数的理论计算公式，都与常用的Jaky经验公式仅有微小的差异;（2）、建立了一个计算无粘性土中主应力的经验公式。利用该公式，不仅可以非常简便地计算出荷载作用过程中中主应力的变化，而且也为土体强度和变形分析中考虑中主应力的影响提供了一个简捷的方法；(３)、利用前述中主应力的经验公式，结合松岗元的空间滑动面理论，推出了一个平面应变条件下无粘性土的破坏准则。该准则不仅考虑了中主应力对土的强度的增强效应，而且还将三轴条件下土的有效内摩擦角φ与平面应变条件下的有效内摩擦角φ_(ps)联系起来。这样，只要通过三轴试验确定了φ,则平面应变条件下的φ_(ps)和破坏准则也就确定了。φ_(ps)与φ之间的关系表明，平均说来，φ_(ps)比φ约大12%。通过严格的数学证明，平面应变条件下无粘性土的破坏条件就是三维应力条件下等效内摩擦角达到极大值的条件。该破坏准则在适当选择的坐标系中形成的破坏面是一个圆；（４）、通过分析比较饱和砂土在排水和不排水条件下变形和孔压的变化特性，提出了饱和砂土的本构关系与排水条件无关、具有唯一性的观点，以及利用本构关系在满足体变相容条件下反算孔压的方法。（５）、根据饱和砂土的液化机理，推出了饱和砂土的液化应力条件为有效应力为零，或等效于土受均压作用（压力等于液化时的动孔压）。该准则与试验仪器和方法无关，是一个客观、统一的准则。此外，该准则不仅与试验结果一致，也与本文的本构模型计算结果相同。 综上可见，本文提出的应力矢量本构模型实现了力学原理上的严密性、物理描述上的全面性与实际应用上的简明性之间较自然的结合。静、动荷载条件下该模型对土的变形特性的模拟表明，它具有良好的推广前景。
史宏彦, 谢定义[2]2002年在《无粘性土的应力矢量本构模型(Ⅰ)——理论》文中进行了进一步梳理在充分考虑应力的矢量特性基础上 ,通过将应力矢量的作用效应分解为球应力作用效应与应力比矢量 (偏应力矢量与球应力之比 )作用效应的叠加 ,建立了一个全新的、适用于无粘性土在平面应变和三维条件下的非线性本构模型· 该模型可以同时考虑应力的数量和方向变化对变形的影响 ,既适用于单调静荷作用 ,也适用于往返动荷作用·
史宏彦, 谢定义[3]2000年在《用应力矢量本构模型确定无粘性土的静止土压力系数》文中研究说明利用将应力矢量的作用效应分解为球应力作用效应和应力比矢量作用效应叠加而建立的应力矢量本构模型 ,推出了无粘性土静止土压力系数的三个计算公式。验证结果证实了这些公式的适应性
史宏彦, 谢定义, 白琳[4]2002年在《无粘性土的应力矢量本构模型(Ⅱ)——应用》文中研究说明将史宏彦等提出的无粘性土的应力矢量本构模型应用于分析多种复杂应力路径下材料的变形问题· 结果表明 ,此模型不仅能够很好地反映无粘性土的应力应变非线形、硬化性、剪缩剪胀性、与应力路径的相关性、主应力与主应变增量方向之间的非共轴性以及球偏应力与变形的耦合性等主要变形特性 ,而且也能够同时考虑主应力轴的旋转和中主应力对土的变形及强度的影响· 模型预测结果与试验结果之间的良好吻合表明了该模型的广泛适用性·
熊保林[5]2007年在《无粘性土亚塑性本构模型研究》文中研究表明基于亚塑性理论研究了无粘性土的力学特性。在对亚塑性理论最新研究成果及最新进展进行总结评述的基础上，介绍了亚塑性理论的基本原理，同时对两类亚塑性模型——Wu-Bauer亚塑性模型和Gudehus-Bauer亚塑性模型进行了深入研究。重点研究了Gudehus-Bauer亚塑性模型在复杂应力状况下的模拟情况以及所作的改进工作。具体研究工作如下：(1)介绍了亚塑性理论的基本概念，探讨了亚塑性模型和传统弹塑性模型的不同点，研究了亚塑性理论的分类，分析了亚塑性本构理论从无粘性土到粘性土演化进程。归纳了亚塑性理论在剪切带、砂土液化、地基承载力确定方面的应用情况，提出了亚塑性理论有待进一步研究的如干问题。(2)介绍了Wu-Bauer亚塑性模型和Gudehus-Bauer亚塑性模型本构参数的实验确定方法。探讨了Wu-Bauer亚塑性模型参数确定方法存在的问题。根据单形调优法，对模型参数确定方法进行了改进，并通过三轴固结排水实验、侧限压缩实验和加卸载实验进行了验证。分析表明，该方法可有效确定模型参数。同时分析了Wu-Bauer亚塑性模型的优点和不足之处。(3)无粘性土的应力-应变关系可以用Gudehus-Bauer亚塑性本构模型来模拟，该模型强调应力增量的大小和方向不仅与当前应力状态有关，而且还取决于当前应变增量的大小和方向。为分析其与传统弹塑性理论的不同之处，对Gudehus-Bauer理论的线性项和非线性项进行了研究。并对不同初始孔隙比下Gudehus-Bauer亚塑性模型的应力-应变关系进行了探讨。结果表明Gudehus-Bauer亚塑性模型不用把应变分为弹性和塑性部分就能考虑不可逆变形，并能体现密砂的剪胀特性和应变软化特性以及松砂的剪缩特性和应变硬化特性。Gudehus-Bauer亚塑性模型还能够考虑一些砂土的应力路径和应变路径的影响。(4)借助于Gudehus提出的响应包络线理论，对Gudehus-Bauer亚塑性模型不能考虑中主应力影响进行了分析。针对不能考虑中主应力这一缺点，提出了三种简单的改进方法，其中前两种是在Duncan-Zhang模型考虑中主应力影响的修正方法的基础上提出的，后一种是在模型的非线性项乘以一个考虑中主应力的因子进行改进。这三种改进都增加了土的强度，改变了土的变形。同时将改进后的模型与中主应力参数为常量的真三轴实验进行了比较。结果表明改进后的三种模型可以一定程度的模拟中主应力对砂土强度和变形特性的影响，能够近似预测由于中主应力影响产生的体积应变。(5)基于非线性连续介质力学的基本原理，提出了一个考虑主应力轴旋转的改进的Gudehus-Bauer亚塑性模型。新改进的Gudehus-Bauer亚塑性模型强调应力增量的大小和方向不仅与当前主应力大小有关，而且还取决于主应力旋转增量的方向。同时通过算例把改进后模型数值模拟结果与有关实验资料作了比较，结果表明改进的Gudehus-Bauer亚塑性模型可以考虑主应力轴旋转对砂土强度和变形特性的影响。(6)针对Gudehus-Bauer亚塑性模型不能考虑砂土的横观各向同性效应，提出了在模型中引入一个考虑横观各向同性的矩阵进行改进。改进的Gudehus-Bauer亚塑性模型以沉积方向角来区分砂的横观各向同性，以当前孔隙比来控制密实度的变化。同时用改进的Gudehus-Bauer亚塑性模型模拟计算了三轴固结排水情况下砂土的横观各向同性，并与相关实验进行了比较。结果表明改进的Gudehus-Bauer亚塑性模型能够模拟砂土的横观各向同性，能够定量区分初始孔隙比对横观各向同性砂土的强度特性和变形特性的影响。(7)对于亚塑性模型在模拟考虑循环荷载作用产生伪造的棘轮效应，引入了考虑颗粒之间接触变形的粒间应变张量的进行改进。相比原亚塑性模型而言，改进的亚塑性模型能够反映循环荷载下砂土的力学特性，包括变形的累积效应，孔隙水压力的累积效应以及有效应力的降低等。
陈芳, 王新刚, 吴永风[6]2014年在《改进的邓肯-张本构模型在碎石土边坡稳定性分析中的应用》文中认为在Visual Studio环境中,以FLAC中的Mohr-Coulomb本构模型为框架,进行邓肯-张本构模型的二次开发。对某碎石边坡分别调用Mohr-Coulomb模型、邓肯-张模型、二次开发的改进邓肯-张模型进行稳定性分析。由于改进邓肯-张本构模型能较好地描述碎石土的非线性,反应土的剪胀性,且不受土体剪应变较大的影响,评价结果更为合理。
参考文献：
[1]. 无粘性土的应力矢量本构模型[D]. 史宏彦. 西安理工大学. 2000
[2]. 无粘性土的应力矢量本构模型(Ⅰ)——理论[J]. 史宏彦, 谢定义. 应用数学和力学. 2002
[3]. 用应力矢量本构模型确定无粘性土的静止土压力系数[J]. 史宏彦, 谢定义. 岩石力学与工程学报. 2000
[4]. 无粘性土的应力矢量本构模型(Ⅱ)——应用[J]. 史宏彦, 谢定义, 白琳. 应用数学和力学. 2002
[5]. 无粘性土亚塑性本构模型研究[D]. 熊保林. 大连理工大学. 2007
[6]. 改进的邓肯-张本构模型在碎石土边坡稳定性分析中的应用[J]. 陈芳, 王新刚, 吴永风. 水力发电. 2014
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