萬 征 秋仁東 郭金雪

(中國建筑科學研究院地基基礎研究所，北京100013)

巖土的一種強度準則及其變換應力法1)

萬 征2)秋仁東 郭金雪

(中國建筑科學研究院地基基礎研究所，北京100013)

基于巖土摩擦性，假設巖土破壞是由其物理空間內特征面上的應力比決定，提出了等效應力比的概念，即物理空間特征面上的剪應力合力與正應力合力的比值.在二維條件下，等效應力比可表示為σ-τ坐標系下與摩爾圓相切的直線扣除截距正切值；在三維條件下，假設在XYZ空間內存在一三維物理空間平面，此三維空間特征平面的等效應力比為影響材料強度特性的決定性因素，基于上述三維空間特征面建立了強度準則并稱之為a準則.SMP準則以及廣義Mises準則都是a準則的特例，當二維坐標中的截距為零時，則強度準則退化為SMP(spatially mobilized plane)強度準則，而當正切角為零時，則強度準則退化為廣義Mises準則.而當截距與外切角均不為零時，則強度準則為介于上述兩者之間的一種強度準則,在偏平面上為介于SMP曲邊三角形與廣義Mises圓形之間的曲邊三角形.在子午面上，采用考慮巖土壓剪耦合的屈服準則，破壞準則采用冪函數表達式.在偏平面上提出了基于a準則的形狀函數，并采用真三維應力狀態(tài)表示的破壞強度準則表示在三軸壓縮路徑下以p,q二維應力變量表達的準則公式，推導得到了基于a準則的變換應力公式，可簡單地將一般以p,q為基本變量的二維模型轉變?yōu)槿S應力模型.通過強度以及多種應力路徑的測試對比，驗證了a準則及基于該準則的變換應力公式的合理性.

巖土材料，破壞，強度準則，屈服準則，應力路徑

引言

區(qū)別于混凝土以及金屬等人造材料，巖土材料等天然材料具有更為明顯的弱凝聚力現象.這來源于土的三個基本特性，即摩擦性、壓硬性和剪脹性.摩擦性實際上表明了巖土材料的破壞性質，說明其破壞主要是由應力比來控制;而壓硬性則描述巖土材料模量的變化特點;剪脹性則說明其實質是壓剪耦合材料，表述的是硬化屈服階段下的變形特點.對于土的力學特性認識也始于其強度理論的建立.庫倫創(chuàng)立了庫倫定律，用剪切面法向應力的函數,描述了二維應力條件下砂土剪切強度.此后，隨著金屬材料等其他材料的廣泛運用，涌現出了眾多的強度理論.按照所建立的模型是否具有物理涵義來區(qū)分，可分為物理模型與數學模型，前者包括摩爾--庫倫強度準則[1]、SMP強度準則[23]、雙剪強度準則[4]，后者包括Lade-Duncan準則[5]、Hoek-Brown準則[68].按照數學表達形式來區(qū)分，可分為線性強度準則與非線性強度準則，前者有摩爾--庫倫強度準則、雙剪強度準則，而后者有SMP強度準則、Lade-Duncan強度準則、Willam-Warnke準則[9]以及新近發(fā)展的S準則[10]和廣義非線性強度準則[1112]等.

目前大多數的強度準則一般從幾何空間中的破壞面入手來構建強度理論，如摩爾--庫倫強度準則認為在二維應力空間τ-σ中存在破壞面，且破壞面上剪應力與法向應力之比為常數，是土摩擦角的正切值.由于未能考慮中間主應力的影響，當其用于三維應力狀態(tài)下的破壞時，往往低估了實際材料強度值.俞茂鋐等[13]提出了雙剪應力強度理論，認為作用于某一單元面上的大主剪應力與中間主剪應力的函數達到某一極限值時，材料開始發(fā)生屈服破壞，并利用強度面外凸性得到了強度理論的上限.由于未考慮靜水壓力的影響，材料在不同靜水壓力下偏平面上的破壞面形態(tài)始終不變，這不符合實際.事實上，Randolph[14]通過巖土試驗發(fā)現，在較小的靜水壓力下,偏平面上破壞面形狀為較尖銳的曲邊三角形；當靜水壓力增大時，破壞面形狀逐漸趨向于圓形的曲邊多邊形.這種未考慮應力誘導各向異性的強度準則有很多，比如Zienkiewicz等[15]提出的用于描述偏平面上破壞面的形狀函數，其能描述巖土破壞時的應力狀態(tài)，但無法準確描述屈服狀態(tài)時的應力狀態(tài).Matsuoka[16]提出的SMP強度理論，基于在三維物理空間中存在一假想滑移面的思想(這一滑移面為控制巖土材料破壞的主導因素)，將摩爾--庫倫的主剪應力與法向應力之比用于該滑移面上，該滑移面為兩對相鄰單元面的滑移面組合形式，故也被稱為三維摩爾--庫倫強度準則.根據SMP空間滑移面理論，其每兩個相鄰主應力所確定的滑移面的外法向單位向量為與材料參數無關[17]，對于廣義Mises強度理論，其空間滑移面的外法向單位向量為 /3(i=1,2,3).對于廣義非線性強度理論，其偏平面上表達式為上述兩準則的線性插值公式，因此其滑移面也對應為上述兩個法向向量的線性插值形式，含有反映拉壓強度比的參數α，與材料物性有關.由Mortara[18]提出的MNLD準則在偏平面上的表達式為SMP準則與Lade-Duncan準則的冪函數插值公式，插值參數位于冪次上，造成其偏平面上的廣義偏應力強度無法顯示表達，且由于其屈服準則中的強度線為直線，而強度準則中表達式為冪函數曲線，兩者表述不一致.近來,研究都著重于從滑移面出發(fā)，構建反映滑移面為變量的函數來實現破壞狀態(tài)的描述.張連衛(wèi)等[19]基于SMP準則的滑移面，將沉積面與滑移面之間夾角的線性函數表達為滑移面上摩擦角的正切值，以此反映各向異性對強度的影響.基于試驗結論，當滑移面與沉積面夾角越大，則強度值越大，當兩者平行時最小.羅汀等[20]認為,在三維物理空間中存在 8個滑移面，由其中一個與沉積面夾角最小的面發(fā)揮決定作用，建立了反映各向異性強度準則,可以用來描述橫觀各向同性土壤材料破壞特性.Gao等[21]以廣義非線性準則為各向同性準則，將描述各向異性的組構張量引入其中，建立了能描述各向異性特性的廣義強度準則.上述強度準則都是從破壞面出發(fā)，引入其他影響破壞面的因素，建立反映某一特性的強度準則.

假設在平面坐標系下，摩擦角為扣除截距之后的有效摩擦角.推廣至三維應力情況，由3個有效滑移面可構成空間有效滑移面.根據三維空間滑移面上主剪應力比為一定值的思想，推導得到了a準則.在偏平面上，其表達式為空間有效滑移面上的主剪應力比為定值的形式，在子午面上，為考慮巖土材料的強度及屈服特性的函數.提出了基于a準則的形狀函數，并建立了基于a準則的變換應力公式，變換應力法能夠反映應力誘導各向異性以及避免屈服面的奇異性，相比g(θ)方法，存在明顯優(yōu)點.基于a準則的變換應力法可有效地用于巖土類材料的本構模型的應力一般化模擬.

1 偏平面上a強度準則公式

在平面坐標系 σ--τ中，假設存在直線型強度線，為考慮凝聚力的摩爾--庫倫模型，其表達式為

當b=0時，上式表示為過原點的直線，即

表示為無凝聚力的庫倫準則.而當k=0時，則

即退化為一水平直線.當b＞0時，表示一般直線.對于大于零的任意值，假定當此直線與莫爾圓相切時，切點表示破壞狀態(tài)，則可由圖1表示.

圖1 強度線與莫爾圓外切圖Fig.1 The circumscribed figur between strength line and Mohr’s circle

由圖1可見，當此直線與莫爾圓相切時，切點為 p(σn0,τn0)，根據外切條件，則有共點的條件.令強度曲線為 τ1=kσ+b，而莫爾圓函數為 τ2=[R2-(σ-σ0)2]0.5.其中，R表示莫爾圓的半徑，而σ0則表示為莫爾圓的圓心橫坐標值.由上述兩條件，可得如下方程

由式(5)可知為關于應力σ的一元二次方程，根據兩函數相切的條件可知解是唯一的，因此可得到關于方程式(5)的根的判別式Δ=0，顯然上述判別方程是關于參數k的一元二次方程，再利用求根公式以及k＞0的條件，通過求解可得到

記此時的切線斜率為等效摩擦角的正切值

其中，φe表示有效內摩擦角

任意一條切線可表示為剪應力與正應力之比的形式.由圖1可見，b的最大值為R，因此可令

其中，參數a介于0～1之間，是控制偏平面上強度線形狀的參數.

圖2中φe13表示由第一、第三主應力所構成的有效摩擦角，余下表示同理.由圖2所示，對于三軸壓縮，在由σ1,σ3組成的一對應力作用下，滑移面與σ1作用面所成的夾角為45?+φe13/2.其中，φe13為直線型強度線與莫爾圓的切點所對應的等效摩擦角.根據SMP空間滑移面的構建思路，在三維物理空間中也相應存在一個等效滑移面(圖3)，其上為等效剪應力τen和等效正應力σen.下面推導該等效剪應力以及等效正應力.

圖2 三軸試樣中的滑移面Fig.2 The slip plane in a sample for triaxial test

圖3 空間坐標系中的滑移面Fig.3 The slip plane in three dimensional space coordinate

令EA=1，根據三角函數關系，線段AB與BE形成的夾角為45?-φe13/2，在直角三角形AEB中，根據三角函數關系可得

對于四面體ABCE，可先確定其斜面的法向，由余弦確定.則該斜面上法向方向線與 3個坐標軸之間夾角的余弦分別表示為 l,m,n. 令 r=

根據正四面體AEBC的力平衡關系，利用上述公式，可得到等效正應力公式

其中，σen,τen分別為三維滑移面上的等效正應力及等效剪應力.推導可得到

其中，φmo為三維空間中有效滑移面的摩擦角.當反映凝聚力的參數a變化時，可得到如下兩種強度準則.

(1)當a=0時，函數退化為過原點的斜線，則此時根據莫爾圓上的幾何關系，可得

根據四面體ABCE的力平衡條件，可推導得到

其中，I1,I2,I3分別為主應力的第一、第二、第三應力不變量，因此，正應力與剪應力均退化為SMP面上的正應力與剪應力.

(2)當a=1時，函數退化為與橫坐標軸平行的水平直線.四面體上斜面退化為八面體面，根據對稱性，該面上法線余弦相√等，且由其平方和為1的條件，可知l=m=n=/3，因此得到

其中，p為有效球應力，q為有效廣義偏應力.

當處于三軸壓縮時，式(24)可表達為

此時，大小主應力分別可表示為

其中，qc為三軸壓縮破壞時的有效廣義偏應力.將式(30)代入式(24)中，可得到關于p,qc的函數

其中，采用破壞時應力比的表示方法，M=qc/p,則過程變量可表示為

其中，M表示三軸壓縮時的破壞應力比.設三軸拉伸破壞應力比為Me，三軸拉伸破壞應力比與三軸壓縮破壞應力比之比值為β，則Me=βM.

由于在三軸壓縮路徑下，方程式(24)與式(31)完全相等，因此得到

式(37)為廣義偏應力強度公式.

2 子午面上a強度與屈服準則公式

在子午面上，巖土具有典型的摩擦性和壓剪耦合特性，偏應力增大不僅導致剪切屈服，也會產生一定程度的體積壓縮屈服.純靜水壓力的增減不僅直接導致體積屈服同時也會引發(fā)剪切屈服，屈服準則表達式中暗含的剪切強度線與破壞準則表達式中的剪切強度線一致.為能統(tǒng)一描述子午面上剪切強度以及壓剪耦合屈服特性，可采用開關函數來表達該準則.

子午面上的廣義偏應力qc可以表示為如下統(tǒng)一的表達式

其中，σ0表示三向拉伸強度,pr為參考球應力.反映在此應力值下子午面上破壞曲線的割線斜率,可保證式(38)括號中的比值量綱唯一，使等式左右量綱相同.對于散粒體材料，pr通常取標準大氣壓值.μ為反映壓剪耦合特性的材料參數，由巖土的不排水剪切強度來確定，參數n為子午面上強度曲線的冪次函數,M表示巖土破壞時應力比參數.ˉpc表示屈服面在-面上與軸的右端交點，為狀態(tài)參數，表征加載過程中屈服面的硬化程度，稱為硬化應力.

開關函數為

當μ=1時，則式(38)退化為

當0≤μ＜1時，則式(38)退化為

當μ=1時，a準則在主應力空間為開口曲面，描述的是巖土在剪切破壞模式下的特性，其破壞曲面如圖4所示.而當0≤μ＜1時，則a準則表述的是巖土剪切、等向壓縮耦合特性的屈服面.圖4所示為a準則所描述的巖土在主應力空間中的破壞面.

圖4 主應力空間中的破壞面Fig.4 The failure surface in principal stress space

3 a強度與屈服準則參數

3.1 參數a的涵義及確定

由于參數a介于0與1之間，反映的是材料凝聚性與摩擦性對材料破壞貢獻的權重，具體反映在偏平面上破壞面的形狀變化，金屬屬于典型的凝聚型材料，砂土等散體屬于典型的摩擦性材料.這兩種材料的偏平面破壞形狀分別為圓形和曲邊三角形，三軸拉伸偏應力剪切強度對應的是最小半徑，即三軸拉伸應力路徑所對應的剪切強度值是所有應力路徑中最小的.因此可利用三軸拉伸強度與三軸壓縮強度之比β表示材料參數a，建立兩者的直接函數關系，即可簡單地利用三軸拉伸與三軸壓縮兩種應力路徑下的試驗結果來確定參數a.根據a強度準則表達式(24)，可得到三軸拉伸應力路徑下的方程.

在三軸拉伸路徑下，有如下關系

其中,qe為三軸拉伸破壞時的有效廣義偏應力.將式(43)代入式(10)中，且Me=qe/p=βM，則可得到

采用三軸拉伸與壓縮應力比β可進一步化簡為

將式(43)～式(47)代入式(24)，由于式(24)與式(31)相等，可得

式(48)是隱函數，無法直接解出關于變量β的a函數.如圖5所示，可采用較為簡單的函數來代替上述隱函數關系.形狀參數a與三軸拉伸壓縮強度比β之間的關系見圖5中的虛線，考慮到兩者之間為隱函數關系且形式較為復雜，采用簡單的拋物線函數來描述兩者的關系，其關系表達式為

圖5 采用拋物線代替形狀函數的比較圖Fig.5 Comparison between parabola with shape function

3.2 參數μ的涵義及確定

壓剪耦合參數μ是反映巖土剪切壓縮與體積壓縮相互耦合程度的土性參量.可由三軸壓縮不排水應力路徑下固結不排水抗剪強度來確定.根據屈服面的解析式(42)，可由體變?yōu)榱銞l件導出如下公式來確定參數μ

其中，λ，κ分別為在e-lnp空間中整理得到的壓縮斜率與回彈斜率；e0為土體的初始孔隙比.在不排水條件下當土體處于臨界狀態(tài)時，應力比達到破壞應力比M，此時的剪應力為不排水抗剪強度qu，pc0為初始固結應力.

參數μ對子午面上屈服面形狀的影響如圖6所示.當μ=1時，屈服曲線與 p軸相重合.當μ=0時，屈服面為圖中最高偏應力值最大的封閉曲線，與之相對應的應力比強度線M為曲線，并通過屈服面最高點.

圖6 參數μ對屈服曲線形狀的影響Fig.6 Influenc of parameterμon the shape of yield surface

3.3 參數n的涵義及確定

參數n為子午面上強度曲線的冪次，表示子午面上破壞曲線的彎曲程度.如圖7所示，當n=0時，曲線退化為與靜水壓力無關的直線，與靜水壓力軸平行.當n=1時，冪函數曲線退化為一條斜線.當0＜n＜1時，冪函數曲線退化為介于上述兩條直線之間的開口曲線.通過式(41)變形可得到如下的關系式

圖7 子午面上冪參數n對破壞曲線形狀的影響Fig.7 Influenc of parameter n on meridian plane on the shape of failure surface

以等式左右兩端的對數分別為變量，式(51)是關于參數n的一次函數，利用三軸壓縮試驗結果，可將不同靜水壓力下的剪切強度整理在對數坐標系內，擬合出的直線，斜率為n，而截距為ln Mf.

3.4 參數σ0的涵義及確定

σ0為強度曲線與靜水壓力軸的左交點值，其物理意義為材料在拉伸條件下的強度，可反映材料的凝聚力.圖8所示為σ0對破壞曲線形狀的影響.事實上，材料在三向拉伸作用下的強度值，一般很難獲得，對于無黏性土，取為0.對于具有拉伸強度的材料，如混凝土等，可將其取為單軸拉伸強度值的0.9倍.

圖8 子午面上冪參數σ0對破壞曲線形狀的影響Fig.8 Influenc of parameter σ0on meridian plane on the shape of failure surface

3.5 參數pr的涵義及確定

參數pr反映在一定靜水壓力下，將剪切強度q歸一化的特征壓力，也起將靜水壓力無量綱化的作用.對于砂土等散粒體材料，通常取一個大氣壓.由圖9可見，當pr逐漸增大時，剪切強度初始斜率增大，且整體剪切強度增大.參數pr可根據式(51)，將試驗結果整理在對數坐標系內，根據擬合直線來確定.

4 a強度與屈服準則特性

考察a準則中強度與參數a的影響，由圖10可見，當固定強度應力比參數β時，參數a與三軸壓縮應力比強度值M之間呈拋物線關系，且隨著參數β的增大，曲線逐漸左移，向坐標原點靠近，當β=1時，曲線與縱坐標軸重合，a是M的常數型函數，不隨M的變化而變化，值恒定為1.

圖9 子午面上冪參數pr對破壞曲線形狀的影響Fig.9 Influenc of parameter pron meridian plane on the shape of failure surface

圖10 拋物線中隨強度應力比的變化a與M的關系Fig.10 Relationship between a and M in parabola with change of stress ratio

圖11顯示的是參數a的變化對偏平面上強度曲線的影響.從圖11可以看出：當a=0時，強度準則退化為SMP強度準則；當a=1時，強度準則退化為Mises強度準則；當0＜a＜1時，截面形狀介于兩者之間.說明所提a準則能包含或者接近現有常見的準則，當0＜a＜1時，接近于Lade-Duncan準則.當參數a逐漸增大時，曲線形態(tài)由曲邊三角形逐漸向圓形過渡，其對應的應力羅德角對強度的影響逐漸削弱，當退化為Mises準則時，應力羅德角對最終強度值無影響.所提a準則具有很強的物理意義，反映的是材料由摩擦性逐漸向凝聚性過渡，以應力比為控制因素向偏應力破壞因素轉移，而處于中間狀態(tài)的準則則是介于兩者之間的情形.

當固定其他參數時，考察應力比強度對偏平面上強度曲線的影響如圖12所示.從圖12可以看出：當Mf=0時，強度曲線退化為與偏平面的法線，即主應力空間中的等傾線，與p軸相重合；當應力比強度增大，對應的偏平面上廣義偏應力強度逐漸增大；同時，應力比強度對強度曲線偏平面形狀具有顯著影響；當應力比強度值較小時，偏平面上強度曲線接近于圓形；當應力比強度逐漸增大時，強度曲線趨近于曲邊三角形，各向異性顯著增強.

圖11 參數a對破壞曲線形狀的影響Fig.11 Influenc of parameter a on the shape of failure surface

圖12 參數Mf對破壞曲線形狀的影響Fig.12 Influenc of parameter Mfon the shape of failure surface

考察靜水壓力p(p=3I1)對強度曲線的影響，圖13所示為當I1=100，200，400，600，800，1000，1200kPa時的偏平面強度曲線，隨靜水壓力p增大，廣義偏應力強度逐漸增大，強度曲線形狀也由曲邊三角形逐漸向圓形發(fā)展，材料趨于各向同性.所提的a準則能反映靜水壓力對強度非線性影響，也能反映靜水壓力對材料各向異性的影響.

靜水壓力不僅對巖土的強度特性產生影響，對其屈服特性也會產生影響.圖14所示為不同靜水壓力下的偏平面上的屈服特性曲線.球應力為100,200,400，600，800，1000，1200kPa時所對應的屈服曲線包圍的面積由外向內依次減小.隨著球應力的增大，廣義偏應力逐漸減小，并最終趨于p軸的一點.此外，屈服曲線形狀也由比較尖銳的曲邊三角形趨向為近似圓形，應力羅德角與屈服面軌跡的差異性減弱，表明球應力的增大減弱了各向異性.

圖13 靜水壓力對破壞曲線形狀的影響Fig.13 Influenc of hydrostatic pressure on the shape of failure surface

圖14 靜水壓力對屈服曲線形狀的影響Fig.14 Influenc of hydrostatic pressure on the shape of yield surface

5 基于a強度準則的一般化應力變換公式

材料參數a影響偏平面上強度曲線的形狀(圖11)，且都通過三軸壓縮路徑上一點.根據變換應力一般化的思路，可采用圖11中強度曲線上任意一點的應力狀態(tài)來表示三軸壓縮上的應力狀態(tài).在三軸壓縮路徑下，材料達到強度線上的應力狀態(tài)時，根據空間滑移面的物理意義，三軸壓縮路徑下與一般應力路徑下的空間滑移面上的剪應力與正應力之比相等.

類比SMP的形狀函數[22]，a準則表達式也具有更為一般的摩擦法則涵義，因此，其表達式的廣義偏應力可表示為

其中，EB,EC是σ1,σ2,σ3的函數，具體見式(10)～式(13)

其中，θ為應力羅德角，可表示為

對應a準則的偏平面上的形狀函數可表示為

由于已知有基于a準則的形狀函數，因此，可得到在任意一個球應力p下的三軸壓縮路徑下的廣義偏應力qc

由于變換應力是基于每個增量步進行變換，對于當前應力，將其用偏應力分量si來表示，由于在偏平面上偏應力為主要考察因素，因此將每一應力的偏應力分量與三軸壓縮路徑下的偏應力分量做對比，可對每個應力的所有分量成比例放大成與qc相對應的相同值，因此可參考Yao等[23]基于SMP準則的變換應力方法，采用的基于a準則的一般化變換應力公式可表示為

式(55)～式(60)為將普通應力轉換為變換應力空間的變換應力公式，而式(61)～式(90)為將變換應力空間中變換應力應用到具體本構模型中時微分的導函數公式.在將p,q變量轉換為三維應力一般化方法中，g(θ)是應用較為廣泛的一種，然而該方法僅僅是將強度線利用形狀函數法表示出來，而形狀函數法所表示的強度線在偏平面上不隨靜水壓力變化而發(fā)生改變，無法反映巖土的應力誘導各向異性.而采用所提的變換應力法由于實質上在每一增量步都采用隨當前應力產生改變的屈服面，因而能夠避免上述缺陷.

6 強度及屈服準則預測及變換應力法驗證

選用一系列巖土的測試結果對a強度與屈服準則以及變換應力公式進行檢驗，以驗證a準則的正確性及適用性.巖土參數見表1.

表1 巖土參數Table 1 Geomaterial parameters

6.1 強度準則預測

采用多種不同巖土對a強度準則進行驗證.

主應力空間中偏平面上豐浦砂真三軸試驗[24]與預測結果對比如圖15所示，圖中圓圈點為196kPa時有效球應力的試驗結果，此時應力羅德角分別為0?，15?，30?，45?，60?，預測曲線為圖 15中實線.從圖15可以看出，a準則較好地描述了砂土在真三軸路徑下的強度特性.

主應力空間中偏平面上混凝土真三軸試驗[25]與預測結果對比如圖16所示，圖中的方格點為其破壞點，從內到外依次對應的是I1=1,2,3,4,5,6,7MPa時的破壞點軌跡.圖中實線為在上述靜水壓力下的預測結果.在較低靜水壓力(1MPa)下，過低地估計了三軸壓縮下的剪切強度，而在靜水壓力為7MPa時則過高地估計抗剪強度.而介于兩者之間的則吻合較好.

圖15 主應力空間中偏平面上豐浦砂真三軸試驗[24]與預測對比Fig.15 Comparison between test[24]and prediction results for Toyoura sand on deviatoric plane in principal stress space

圖16 主應力空間中偏平面上混凝土真三軸試驗[25]與預測結果對比Fig.16 Comparison between true triaxial test[25]and prediction results for concrete on deviatoric plane in principal stress space

圖17所示為子午面上混凝土三軸壓縮及三軸拉伸路徑下試驗與預測結果[2628]，其中 fc為混凝土的單軸抗壓強度(4MPa).從圖17可以看出，在較低靜水壓力下，三軸壓縮以及三軸拉伸路徑所得到的測試點歸一性較好；當靜水壓力較大時出現了較大的離散性.圖中實線和虛線分別表示對三軸壓縮以及三軸拉伸路徑下的強度預測結果.對比可見，所提a強度準則可對混凝土在這兩種應力路徑下強度特性進行合理的描述.

圖18中試驗點為中科院武漢巖土所對花崗巖開展的真三軸試驗測試結果[29]，圖中實線由內到外依次對應的是靜水壓力p=80，110，130，155，195kPa時的預測結果.由對比可見，在偏平面上，所提的a準則在不同靜水壓力下可以有效地用于花崗巖的強度特性描述.

圖17 子午面上混凝土三軸壓縮及三軸拉伸路徑下試驗[2628]與預測結果對比Fig.17 Comparison between test[2628]and prediction results for concrete under triaxial compression and extension conditions on meridian plane

圖18 偏平面上花崗巖真三軸應力路徑下試驗[29]與預測對比Fig.18 Comparison between true triaxial test[29]and prediction results for grunite on deviatoric plane

由圖19可見，在子午面上顯示的是對應不同應力羅德角下的強度預測對比.在應力羅德角較大(θ=60?)時，預測抗剪強度值偏低；而當應力羅德角逐漸減小到0?時，抗剪強度逐漸增大.這符合偏平面上的曲邊三角形特點.而在試驗結果中，當靜水壓力較大時，對應θ=13.9?時的強度值比三軸壓縮稍大，這可能源于花崗巖本身具有的原生各向異性，巖石內部存在裂隙面，因而會對加載結果產生影響.

圖19 子午面上花崗巖真三軸應力路徑下試驗與預測結果對比Fig.19 Comparison between true triaxial test and prediction results for grunite on meridian plane

6.2 屈服特性準則預測

黏土具有典型的壓剪耦合特性，研究其硬化過程的主要對象是其體積屈服規(guī)律.王靖濤等[30]曾針對黏土開展了等塑性體應變的屈服軌跡試驗，試驗結果如圖20所示，見圖中等向壓縮路徑下固結壓力為128～354kPa時對應的等塑性體應變的屈服點.由圖20可見，采用考慮壓剪耦合特性的屈服準則可有效地用于預測黏土的屈服軌跡.

圖20 子午面上黏土體積屈服特性試驗[30]與預測結果對比Fig.20 Comparison between test[30]and prediction results of volume yield behavior for clay on meridian plane

圖21中試驗點為黃文熙等[31]針對承德砂土開展的等塑性體應變的屈服軌跡試驗.由預測對比可見，所提的屈服準則也可較好地描述砂土的體積屈服軌跡.

圖21 子午面上砂土體積屈服特性試驗[31]與預測結果對比Fig.21 Comparison between test[31]and prediction results of volume yield behavior for sand on meridian plane

6.3 變換應力法驗證

Lade等[32]針對grunnite黏土進行了真三軸應力路徑試驗，試驗約束條件是不排水，中主應力系數b=0，0.21，0.4，0.7，0.95.初始固結壓力為147kPa.采用DUH模型[33]對上述應力路徑進行模擬，所得對比結果如圖22～圖25所示.其中，圖22為大小主應力比與大主應變的關系對比.從圖22可以看出，采用所提準則進行應力一般化后的修正DUH模型可較好地描述真三軸應力路徑下黏土的應力應變關系特性.圖23為相應的孔壓固結壓力比與大主應變的關系對比，當b值較大時，預測的孔壓稍大.圖24和圖25分別為對應的中間主應變與小主應變與大主應變的關系，由圖可見，除了b=0.21時對應的應力路徑偏差稍大外，其余預測結果與試驗結果吻合較好.

圖22 應力比與大主應變關系試驗[32]與預測結果對比Fig.22 Comparison between test[32]and prediction results of stress ratio and principal strain for grunnite clay

圖23 孔壓特性試驗[32]與預測結果對比Fig.23 Comparison between test[32]and prediction results of pore water pressure behavior for grunnite clay

圖24 大主應變與中間主應變關系試驗[32]與預測結果對比Fig.24 Comparison between test[32]and prediction results of principal strain and middle principal strain for grunnite clay

圖25 大主應變與小主應變關系試驗[32]與預測結果對比Fig.25 Comparison between test[32]and prediction results of principal strain and small principal strain for grunnite clay

圖26所示為Dakoulas等[34]關于Ottawa松砂的三種應力路徑試驗結果，分別對應b=0，0.5，1.球應力為300kPa時的真三軸應力路徑.大小主應力差半值與軸應變以及八面體偏應變的結果對比較好，八面體偏應變對應的是b=0.5應力路徑.由對比可見，采用所提變換應力法修正后的DUH模型也可用于砂土的真三軸的應力--應變關系模擬.

圖26 應力差與軸應變關系試驗[34]與預測結果對比Fig.26 Comparison between test and prediction results of relationship between di ff erential stress and axial strain for grunnite clay

7 結論

通過假定三維空間中存在一有效滑移面，且滑移面上的主剪應力比為定值，建立了三維空間中的破壞準則，在子午面上強度曲線族可由冪函數來表示，針對巖土的壓剪耦合特性引入了屈服準則表達式.基于a強度準則建立了從二維到三維模型的變換應力公式.所提a強度與屈服準則及其變換應力公式具有如下特點.

(1)所建立的 a強度準則，由于引入了可以考慮黏聚性以及摩擦性兩者對于破壞貢獻的權重系數a，因而其強度上限為廣義Mises強度準則，其強度下限為SMP強度準則.通過改變系數a，可得到介于上述兩者之間的任一強度線，該準則可用于預測土壤、混凝土、巖石等工程材料的破壞行為.

(2)基于a強度準則所提出的屈服準則，由于考慮了巖土在剪切過程中偏應力對于剪應變、體應變的影響，等向壓縮過程中球應力對于剪應變、體應變的交叉耦合影響，因而能夠反映黏土以及砂土等材料的壓剪耦合屈服特性.

(3)基于a準則所提的變換應力公式可以方便地將傳統(tǒng)二維本構模型方便地轉換為三維模型，且由于在轉換過程中完全采用了a屈服準則，因而可以反映靜水壓力變化對于屈服面形狀變化的影響，完全避免了屈服面的應力點奇異性以及屈服面非外凸等問題.

對比砂土、黏土、混凝土、花崗巖等材料的試驗結果與預測值，證明所提a強度與屈服準則以及變換應力公式可簡單、明確地運用到傳統(tǒng)模型中，具有較強的適用性.

1 Matsuoka H,Nakai T.Relationship among Tresca,Mises,Mohr Coulomb and Matsuoka-Naka failure criteria.Soil sand Foundatiens,1985,25(4)：123-128

2 Nakai T,Matsuoka H.Shear behaviors of sand and clay under threedimensional stress condition.Soils and Foundations,1983,23(2)：26-42

3 Matsuoka H.On the significanc ofthe spatial mobilized plane.Soil and Foundations,1976,16(1)：91-100

4俞茂鋐.巖土類材料的統(tǒng)一強度理論及其應用.巖土工程學報,1994,16(2)：1-10(Yu Maohong.Unifie strength theory for geomaterials and its applications.Chinese Journal of Geotechnical Engineering,1994,16(2)：1-10(in Chinese))

5 LadePV,DuncanJM.Elastoplasticstress-straintheoryforcohesionless soil.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering Division,1975,101(1)：1037-1053

6 Hoek E,Brown ET.Practical estimates of rock mass strength.International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences,1997,34(8)：1165-1186

7姜華.一種簡便的巖石三維Hoek-Brown強度準則.巖石力學與工程學報,2015,34(S1)：2996-3004(Jiang Hua.A simple convenient three-dimnesional Hoek-Brown criterion for rocks.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2015,34(S1)：2996-3004(in Chinese))

8昝月穩(wěn),俞茂宏.巖石廣義非線性統(tǒng)一強度理論.西南交通大學學報,2013,48(4)：616-624(Zan Yuewen,Yu Maohong.Generalized nonlinear unifie strength theory of rock.Journal of Southwest Jiaotong University,2013,48(4)：616-624(in Chinese))

9王懷亮,宋玉普.多軸應力狀態(tài)下混凝土的動態(tài)強度準則.哈爾濱工業(yè)大學學報,2014,46(4)：93-97(Wang Huailiang,Song Yupu.A dynamic strength criterion of concrete under multiaxial stress state.Journal of Harbin Institute of Technology,2014,46(4)：93-97(in Chinese))

10王國盛,路德春,杜修力等.基于S準則發(fā)展的混凝土動態(tài)多軸強度準則.力學學報,2016，48(3)：636-653(Wang Guosheng,Lu Dechun,Du Xiuli,et al.Dynamic multiaxial strength criterion for concretedevelopedbasedontheScriterion.ChineseJournalofTheoretical and Applied Mechanics,2016,48(3)：636-653(in Chinese))

11姚仰平,路德春,周安楠等.廣義非線性強度理論及其變換應力空間.中國科學E輯,2004,34(11)：1283-1299(Yao Yangping,Lu Dechun,Zhou Annan,et al.Generalized non-linear strength theory and transformed stress space.Science China Technological Sci-ences,2004,47(6)：691-709(in Chinese))

12萬征,姚仰平.考慮壓剪耦合特性的巖土材料廣義非線性屈服準則.巖石力學與工程學報,2014,33(2)：376-389(Wan Zheng,YaoYangping.A new generalized nonlinear yield criterion for geomaterials considering coupling behavior or shearing and compression.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2014,33(2)：376-389(in Chinese))

13俞茂宏,何麗南,宋凌宇.廣義雙剪應力強度理論及其推廣.中國科學A輯,1985,28(10)：1113-1121(Yu Maohong,He Linan,Song Lingyu.Twin shear stress theory and its generalization.Science in China,Series A,1985,28(10)：1174-1183(in Chinese))

14 Randolph H.Generalising the Cam-clay models//Proceedings of Symposium on the Implementation of Critical State Soil Mechanics in FE Computations.Cambridge：Cambridge University Press,1982：1-5

15 Zienkiewicz OC,Pande GN.Some useful forms of isotropic yieldsurface for soil and rock mechanics//Pande GW.Finite Elements in Geomechnaics.London：Wiley,1977：179-190

16 Matsuoka H.On the significanc of the “spatialmobilized plane”.Soils and Foundations,1976,16(1)：91-100

17杜修力,馬超,路德春.巖土材料的非線性統(tǒng)一強度模型.力學學報,2014,46(3)：389-397(Du Xiuli,Ma Chao,Lu Dechun.Nonlinear unifie strength model of geomaterials.Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics,2014,46(3)：389-397(in Chinese))

18 Mortara G.A new yield and failure criterion for geomaterials.Geotechnique,2008,58(2)：125-132

19張連衛(wèi),張建民,張嘎.基于SMP的粒狀材料各向異性強度準則.巖土工程學報,2008,30(8)：1107-1111(Zhang Lianwei,Zhang Jianmin,ZhangGa.SMP-basedanisotropicstrengthcriteriaofgranular materials.Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2008,30(8)：1107-1111(in Chinese))

20羅汀,李萌,孔玉俠等.基于SMP的巖土各向異性強度準則.巖土力學,2009,30(S2)：127-131(Luo Ting,Li Meng,Kong Yuxia,et al.Failure criterion based on SMP for anisotropic geomaterials.Rock and Soil Mechanics,2009,30(S2)：127-131(in Chinese))

21 Gao ZW,Zhao JD,Yao YP.A generalized anisotropic failure criterion for geomaterials.International Journal of Solids and Structures,2010,47(22-23)：3166-3185

22 Matsuoka H,Yao YP,Sun DA.The Cam-clay models revised by the SMP criterion.Soils and Foundations,1999,39(1)：81-95

23 Yao YP,Wang ND.Transformed stress method for generalizing soil constitutive models.Journal of Engineering Mechanics,2014,140(3)：614-629

24 Nakai T,Matsuoka H.Shear behaviors of sand and clay under threedimensional stress condition.Soils and Foundations,1983,23(2)：26-42

25 Launay P,Gachon H.Strain and ultimate strength of concrete under triaxial stresses.Revista Brasileira De Educac¨ao,1970,11(32)：340-345

26 Ottosen NS,A failure criterion for concrete.Journal of Engineering Mechanics,1977,103(4)：527-535

27 Mills LL,Zimmerman RM.Compressive strength of plain concrete under multiaxial loading conditions.Journal of the American Concrete Institute,1970,66

28 Cedolin L,Crutzen YRJ,Poli SD.Triaxial stress-strain relationship for concrete.Journal of Engineering Mechanics,1977,103(3)：423-439

29李小春，許東俊，劉世煜等.真三軸應力狀態(tài)下拉西瓦花崗巖的強度、變形及破裂特性試驗研究//中國巖石力學與工程學會編.中國巖石力學與工程學會第三次大會論文集,北京,1994.北京：中國科學技術出版社,1994：153-159(Li Xiaochun,Xu Dongjun,Liu Shiyu et al.The experimental research of the strength,deformation and failure properties of Laxiwa granite under the status of true triaxial stresses//Chinese Society of Rock Mechanics and Engineering eds.Proceedings of the Third Conference of Chinese Society of Rock Mechanics and Engineering.Beijing,1994.Beijing：China Science and Technology Press,1994：153-159(in Chinese))

30王靖濤，李國成.巖土材料屈服軌跡的彎曲及相關問題.華中科技大學學報(自然科學版),2015,43(10)：92-95(Wang Jingtao,Li Guocheng.Yielding loci curving and related problems of geotechnical materials.Journal of Huazhong University of Science and Technology(Nature Science Edition),2015,43(10)：92-95(in Chinese))

31黃文熙,濮家騮,陳愈炯.土的硬化規(guī)律和屈服函數.巖土工程學報,1981,3(3)：19-26(Huang Wenxi,Pu Jialiu,Chen Yujong.Hardening rule and yield function for soils.Chinese Journal of Geotechnical Engineering,1981,3(3)：19-26(in Chinese))

32 Lade PV,Musante HM.Three-dimensional behavior of remolded clay.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering Division,1978,104(2)：193-209

33 Wan Z.A cyclic UH model for sand.Earthquake Engineering and Engineering Vibration,2015,14(2)：229-238

34 Dakoulas P,Sun Y.Fine Ottawa sand：Experimental behavior and theoretica predictions.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,1992,118(10)：1906-1923

A KIND OF STRENGTH AND YIELD CRITERION FOR GEOMATERIALS AND ITS TRANSFORMATION STRESS METHOD1)

Wan Zheng2)Qiu Rendong Guo Jinxue
(Research Institute of Base and Foundation，China Academy of Building Research，Beijing 100013，China)

It is assumed that the failure of geomaterials is determined by stress ratio between shear stress and normal stress on the characteristic surface based on its friction behavior.The concept of e ff ective stress ratio is proposed and it is expressed by the ratio between shear stress and normal stress on characteristic surface.The stress ratio on characteristic surface can be expressed as the tangent value of straight line deducted by the intercept circumscribing the mohr’s circle in σ-τ coordinates in two-dimensional condition.It is assumed that there is a three-dimensional physical space plane in XYZ space considering every two adjacent physical coordinate plane under three-dimensional space.The shear stress ratio on characteristic surface in three-dimensional space is the determinant factor influencin the failure behavior of material and the proposed criterion can be signed as a criterion.SMP(spatially mobilized plane)criterion and generalized Misescriterion are two special cases of the a criterion.When the value of intercept in two-coordinates is zero,the proposed criterion is degenerated to SMP criterion.When the value of tangent is zero,the proposed criterion is degenerated to generalized Mises criterion.When the intercept and angle of circumscribing line are not zero,the proposed criterion in deviatoric plane is between the above those.The curved triangular form is exhibited between the curves of SMP criterion and generalized Mises criterion in deviatoric plane.A coupling of compression and shear behavior yield criterion is adopted and a power function is adopted as failure criterion.A shape function is proposed based on the proposed criterion in deviatoric plane.The criterion expressed by p and q is substituted by the proposed criterion expressed by three dimensional stresses and the transformation stress equations are deduced based on proposed criterion.In general a constitutive model expressed by p and q can be converted as a three-dimensional model simply.Through yield and strength behaviors and a variety of stress paths test contrast,the rationality of the proposed criterion and transformation method are verified

geomaterials，failure，strength criterion，yield criterion，stress path

TU43

：A

10.6052/0459-1879-16-297

2016–10–26 收稿，2017–03–16 錄用,2017–03–16 網絡版發(fā)表.

1)國家自然科學青年基金(11402260)、中國建筑科學研究院應用技術研究基金(20141602330730038)、住建部科技計劃研究基金(20161602420730011)資助項目.

2)萬征，副研究員，主要研究方向：地下結構與土相互作用，混凝土及土的本構關系.E-mail：zhengw111@126.com

萬征,秋仁東,郭金雪.巖土的一種強度準則及其變換應力法.力學學報,2017,49(3)：726-740

Wan Zheng,Qiu Rendong,Guo Jinxue.A kind of strength and yield criterion for geomaterials and its transformation stress method.Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics,2017,49(3)：726-740