羅亞瓊， 張超， 馬婷婷

(1.重慶科創(chuàng)職業(yè)學(xué)院 建筑工程系， 重慶市 402100； 2.湖南科技大學(xué) 巖土工程穩(wěn)定控制與健康檢測湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室； 3.重慶市渝北職業(yè)教育中心)

1 引言

土石混合體作為一種路基填料廣泛應(yīng)用于山區(qū)道路建設(shè)。土石混合體顆粒特征與土體、巖體相比具有復(fù)雜多樣性和分布不均勻性，使填筑路基出現(xiàn)過大變形而發(fā)生剪切破壞，因此，為了使土石混合體填筑路基能夠滿足工程正常使用要求，土石混合體剪切強(qiáng)度特性及剪切變形模擬方法研究具有重要的理論意義和工程價(jià)值。

非連續(xù)非均質(zhì)性使土石混合體剪切強(qiáng)度特性變得非常復(fù)雜，土石混合體含水量、含石量和顆粒級配等參數(shù)確定方法在路基填料設(shè)計(jì)中缺乏相應(yīng)規(guī)范指導(dǎo)。由于直剪試驗(yàn)較貼近工程實(shí)際，具有可操作性強(qiáng)及經(jīng)濟(jì)的特點(diǎn)，被眾多學(xué)者用于土石混合體剪切強(qiáng)度特性研究。為此，很多學(xué)者基于現(xiàn)場原位水平推剪試驗(yàn)和室內(nèi)大型直剪試驗(yàn)對土石混合體剪切強(qiáng)度特性進(jìn)行了研究，這些成果為路基填料設(shè)計(jì)提供了一定的參考依據(jù)。然而，當(dāng)控制單一變量研究各因素對土石混合體剪切強(qiáng)度特性的影響規(guī)律時(shí)，試驗(yàn)次數(shù)呈指數(shù)增長使工作量劇增，同時(shí)，土石混合體與砂土材料在顆粒特征方面存在明顯不同，仍采用黏聚力和內(nèi)摩擦角表述土石混合體剪切強(qiáng)度特性具有一定的缺陷與不足。由于剪應(yīng)力與剪切位移關(guān)系曲線是土石混合體剪切強(qiáng)度特性研究的參考依據(jù)，因此，土石混合體剪切變形模擬方法成為了土力學(xué)中研究的熱點(diǎn)問題之一。G.W.Clough采用類似鄧肯張模型建立能夠反映應(yīng)變硬化的雙曲線剪切本構(gòu)模型；C.S.Desai等和張嘎等基于損傷理論建立了能夠在一定程度上反映應(yīng)變軟化的剪切損傷本構(gòu)模型。然而，上述模型將剪切帶的平均剪應(yīng)變作為剪應(yīng)變的度量方法，而剪切帶厚度尚無可行的計(jì)算方法甚至有些巖土材料在剪切變形時(shí)不存在剪切帶，由此將使剪應(yīng)變數(shù)值出現(xiàn)無窮大的情況，顯然與實(shí)際不符。為此，曹文貴等將剪應(yīng)變替代為剪切相對位移，引入損傷理論建立了能夠反映結(jié)構(gòu)面與接觸面間應(yīng)變軟化的剪切本構(gòu)模型，但該模型是完全依賴應(yīng)變等價(jià)性假設(shè)建立起來的，無法很好地闡釋土石混合體剪切強(qiáng)度特性。

綜上所述，為了研究土石混合體剪切強(qiáng)度特性及剪切變形模擬方法，該文首先考慮含水量、含石量、土性和巖性等因素，采用正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)方法，對受多因素、多水平影響的土石混合體開展大型直剪試驗(yàn)，分析土石混合體剪切強(qiáng)度特性，建立抗剪強(qiáng)度指標(biāo)合理表述方法，然后通過分析土石混合體剪切變形特征及剪切強(qiáng)度特性，引入損傷理論對基于應(yīng)變等價(jià)性假設(shè)建立的損傷模型進(jìn)行修正，進(jìn)而建立能夠反映土石混合體應(yīng)變軟化的剪切損傷本構(gòu)模型，以期完善土石混合體變形力學(xué)性質(zhì)研究的理論與方法。

2 土石混合體大型直剪試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)設(shè)備

土石混合體大型直剪試驗(yàn)研究設(shè)備主要包括大型直剪試驗(yàn)機(jī)、臺(tái)秤、自動(dòng)篩分機(jī)、烘箱和噴水壺等。直剪試驗(yàn)采用美國S2450型大型直剪試驗(yàn)機(jī)，儀器主要由水平加載系統(tǒng)、法向加載系統(tǒng)、長寬高為300 mm×300 mm×150 mm的剪切盒(上、下盒各高75 mm)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等組成。通過固定位移計(jì)和上剪切盒并由法向加載系統(tǒng)提供設(shè)定的法向應(yīng)力，然后由液壓缸提供剪切力水平移動(dòng)下剪切盒，采用恒壓微調(diào)閥實(shí)現(xiàn)應(yīng)變率的無級變化，由數(shù)據(jù)采集終端系統(tǒng)實(shí)時(shí)生成土石混合體的剪應(yīng)力與剪切位移關(guān)系曲線。

2.2 試驗(yàn)方案

以湖南省某山區(qū)高速公路土石混合體路基填料為研究對象，現(xiàn)場選取黏性土和角礫，同時(shí)，為了研究土性和礫性對土石混合體剪切強(qiáng)度和變形特性的影響規(guī)律，增加無黏性土和圓礫等摻量。土石混合體填料的不均勻系數(shù)Cu和曲率系數(shù)Cc等參數(shù)均需滿足級配良好要求，因此，試驗(yàn)方案主要考慮含水量w、含石量P5、土性和礫性4種因素對土石混合體剪切強(qiáng)度特性的影響規(guī)律。

含水量(w)因素：考慮山區(qū)路基處在旱澇極端環(huán)境中且路基填料含水量最優(yōu)宜壓實(shí)階段，該文將含水量設(shè)定為4個(gè)水平，即0、4%、7%、飽和。

含石量(P5)因素：大型直剪儀適用最大控制粒徑為40 mm，土石粒徑界限為5 mm，超過40 mm的路基填料采用5～40 mm等質(zhì)量替代。考慮到含石量決定土石混合體骨架結(jié)構(gòu)形式進(jìn)而對剪切強(qiáng)度特性產(chǎn)生重要影響，該文將含石量設(shè)定為4個(gè)水平，即25%、40%、55%、70%。

由此可見，要獲得多因素作用下土石混合體抗剪強(qiáng)度特性所需的全面試驗(yàn)方案為42×22=64種，每種方案又需在至少4種法向應(yīng)力作用下進(jìn)行直剪試驗(yàn)，可以看出試驗(yàn)工作耗時(shí)較長，需對試驗(yàn)方案進(jìn)行科學(xué)合理的設(shè)計(jì)。為此，采用正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)方法可得到受多因素、多水平影響的土石混合體試驗(yàn)方案，如表1所示。由表1可以看出：土石混合體正交試驗(yàn)方案有16種，僅為全面試驗(yàn)方案(64種)的25%，試驗(yàn)次數(shù)明顯縮小。

表1 土石混合體正交試驗(yàn)方案

2.3 試驗(yàn)過程及結(jié)果

根據(jù)各編號(hào)正交試驗(yàn)方案的試驗(yàn)參數(shù)配制重量相等的土石料并充分拌和均勻，分4層裝入上下均墊有5 mm厚透水板的剪切盒中進(jìn)行土石混合體固結(jié)試驗(yàn)，結(jié)束標(biāo)準(zhǔn)為每隔1 h試樣法向變形不超過0.01 mm。設(shè)定法向應(yīng)力分別為150、200、250、300 kPa，控制剪切速率為3 mm/min，對土石混合體試樣進(jìn)行直剪試驗(yàn)，結(jié)束標(biāo)準(zhǔn)為剪切位移36 mm(試樣長度12%)或出現(xiàn)殘余剪應(yīng)力。

土石混合體大型直剪試驗(yàn)結(jié)束后，根據(jù)數(shù)據(jù)終端采集系統(tǒng)可獲得各編號(hào)試驗(yàn)方案在4種不同法向應(yīng)力作用下土石混合體剪應(yīng)力與剪切位移關(guān)系曲線，限于篇幅該文僅給出方案編號(hào)為1#的試驗(yàn)曲線，如圖1所示。

3 土石混合體剪切強(qiáng)度特性

通過觀察土石混合體剪切破壞面，可知試樣剪切

圖1 剪應(yīng)力與剪切位移關(guān)系曲線(1#方案)

面呈明顯的凹凸起伏狀而非光滑平面狀，顆粒相互交錯(cuò)鑲嵌排列，存在礫石破碎、轉(zhuǎn)動(dòng)和翻轉(zhuǎn)，甚至礫石剪斷的現(xiàn)象。由此可見，土石混合體剪切破壞面并非土石顆粒表面摩擦的理想剪切平面，這顯然與土石混合體含有不同粒徑的礫石有關(guān)，因此，土石混合體剪切強(qiáng)度來源并不僅是顆粒表面內(nèi)摩擦力，還存在顆粒相互交錯(cuò)鑲嵌形成的咬合力，從而使土石混合體剪切強(qiáng)度得到較大提高，這與砂土材料剪切強(qiáng)度來源存在明顯差異。因此，該文建議將土石混合體抗剪強(qiáng)度準(zhǔn)則表述為：

τ=c+σtanφ

(1)

式中：τ和σ分別為剪應(yīng)力和法向應(yīng)力;c和φ分別為結(jié)構(gòu)力和摩阻角。

盡管式(1)與摩爾庫侖強(qiáng)度準(zhǔn)則形式相似，但兩者抗剪強(qiáng)度指標(biāo)在物理含義和數(shù)值特征方面均存在顯著差異，于是，該文分析各因素對結(jié)構(gòu)力和摩阻角的影響規(guī)律。

由SL 237-1999《土工試驗(yàn)規(guī)程》可知：抗剪強(qiáng)度應(yīng)取剪應(yīng)力與剪切位移關(guān)系曲線上的峰值應(yīng)力，若無明顯峰值則取剪切位移為試樣長度10%處的剪應(yīng)力。于是，基于式(1)對土石混合體大型直剪試驗(yàn)曲線進(jìn)行處理，可得各編號(hào)試驗(yàn)方案的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)，如表2所示。

采用正交設(shè)計(jì)分析方法研究各因素對土石混合體抗剪強(qiáng)度指標(biāo)的影響規(guī)律，需對各因素的水平進(jìn)行標(biāo)號(hào)。對于因素為含水量和含石量，其水平均按數(shù)值由小到大依次標(biāo)號(hào)為1、2、3和4；對于因素為土性和礫性，其水平按無黏性和黏性、原狀和角狀均分別標(biāo)號(hào)為1和2。現(xiàn)舉例說明計(jì)算含石量為25%(標(biāo)號(hào)1)下土石混合體的結(jié)構(gòu)力和摩阻角，首先，根據(jù)表1查出含石量為25%的方案編號(hào)，即1#、5#、9#、13#；然后，根據(jù)這些編號(hào)查出表2相應(yīng)的結(jié)構(gòu)力和摩阻角；最后，根據(jù)式(2)、(3)計(jì)算出該因素處于該水平下的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)均值。其余指標(biāo)計(jì)算依此類推。

表2 土石混合體抗剪強(qiáng)度指標(biāo)

c1=(2.41+2.33+5.68+1.68)/4=3.03 kPa

(2)

φ1=(32.19+35.76+27.93+28.44)/4=31.08°

(3)

Rφ=max(φ1,φ2,φ3,φ4)-min(φ1,φ2,φ3,φ4)

(4)

Rc=max(c1,c2,c3,c4)-min(c1,c2,c3,c4)

(5)

采用上述方法可得各因素各水平在正交設(shè)計(jì)試驗(yàn)方案中的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)均值，在此基礎(chǔ)上計(jì)算各因素對抗剪強(qiáng)度指標(biāo)影響程度的極差值，如表3所示。

表3 抗剪強(qiáng)度指標(biāo)均值及極差值

由表3可以看出：

(1) 各因素對摩阻角和結(jié)構(gòu)力的影響程度按由高到低的順序分別為含石量>含水量>礫性>土性，礫性>含水量>含石量>土性。土石混合體抗剪強(qiáng)度主要來源于粗顆粒間相互嵌入、咬合以及相互摩擦，因此，在路基填料設(shè)計(jì)中需優(yōu)化含石量和含水量等關(guān)鍵參數(shù)，使土石混合體形成完整土石骨架結(jié)構(gòu)以提高土石混合體抗剪強(qiáng)度。

(2) 土石混合體抗剪強(qiáng)度指標(biāo)由土、石料性質(zhì)共同決定，各因素對土石混合體抗剪強(qiáng)度指標(biāo)的影響規(guī)律存在顯著差異。摩阻角隨著含石量增大而增大，但隨著含水量增大呈先增大后降低的變化規(guī)律；結(jié)構(gòu)力受到各因素的影響程度較弱。

(3) 提高含石量能夠增大粗、細(xì)顆粒間的接觸面從而增大粗、細(xì)顆粒間咬合力和摩擦力。含水量對土石混合體抗剪強(qiáng)度增強(qiáng)效應(yīng)存在最優(yōu)值，含水量過低，不利于土石混合體密實(shí)，含水量過高，水的潤滑效應(yīng)明顯，對土石混合體抗剪強(qiáng)度起弱化作用。

前述已獲得了土石混合體剪應(yīng)力與剪切位移關(guān)系曲線，在此基礎(chǔ)上建立土石混合體抗剪強(qiáng)度準(zhǔn)則并獲得各因素對結(jié)構(gòu)力和摩阻角的影響規(guī)律。下文將在土石混合體大型直剪試驗(yàn)基礎(chǔ)上建立土石混合體剪切變形過程模擬方法。

4 土石混合體剪切變形模擬方法

4.1 土石混合體剪切變形特征

根據(jù)不同法向應(yīng)力作用下土石混合體剪應(yīng)力與剪切位移關(guān)系曲線，可知方案編號(hào)為1#土體混合體剪切破壞模式為應(yīng)變軟化型，概述如下：

(1) 土石混合體剪切過程分別經(jīng)歷線彈性、應(yīng)變硬化、應(yīng)變軟化和殘余強(qiáng)度等變形階段。

(2) 隨著法向應(yīng)力增大，土石混合體剪切剛度不斷增大，屈服應(yīng)力、峰值應(yīng)力和殘余應(yīng)力及其分別對應(yīng)的屈服應(yīng)變、峰值應(yīng)變和殘余應(yīng)變均增大。

土石混合體剪切變形特征與三軸壓縮試驗(yàn)條件下巖石軸向變形特征基本類似，均呈階段性變形特征。巖石統(tǒng)計(jì)損傷本構(gòu)模型研究已取得了顯著成果，該類方法雖然是針對連續(xù)性固體材料提出的，但為該文建立土石混合體剪切損傷模型提供了一條值得借鑒的途徑。為此，該文將在此基礎(chǔ)上探討土石混合體剪切變形破壞全過程模擬方法。

4.2 土石混合體剪切損傷模型

目前，得到廣泛應(yīng)用的損傷模型是基于應(yīng)變等價(jià)性假設(shè)建立的，即：

σi=σ′i(1-D)

(6)

式中：σi和σ′i分別為巖土材料所受的名義應(yīng)力和有效應(yīng)力；D為損傷變量。

該損傷模型雖然在反映巖土材料應(yīng)變軟化特征方面具有明顯優(yōu)勢，但它認(rèn)為損傷意味著巖土材料內(nèi)部將形成不具有任何承載能力的空隙，這使該損傷模型無法反映巖土材料殘余強(qiáng)度變形階段特征。為此，許多學(xué)者延續(xù)采用應(yīng)變等價(jià)性假設(shè)建立損傷模型的思路不斷進(jìn)行改進(jìn)，建立了能夠反映巖土材料殘余強(qiáng)度變形階段特征的損傷模型。然而，應(yīng)變等價(jià)性假設(shè)尚未完全得到科學(xué)合理的驗(yàn)證，也無法從微觀力學(xué)角度分析巖土材料的損傷破壞機(jī)制，使這些損傷模型存在一定缺陷與不足。為此，該文引入損傷力學(xué)理論對土石混合體剪切損傷破壞機(jī)制進(jìn)行分析以修正應(yīng)變等價(jià)性假設(shè)，進(jìn)而建立能夠反映土石混合體剪切變形特征的剪切損傷模型。

根據(jù)損傷力學(xué)理論可推知基于應(yīng)變等價(jià)性假設(shè)的土石混合體剪切損傷模型，即：

τ=τ′(1-D)

(7)

式中：τ和τ′分別為土石混合體名義剪應(yīng)力和有效剪應(yīng)力。有效剪應(yīng)力τ′與剪切相對位移u可認(rèn)為服從線彈性變形關(guān)系，即：

τ′=ksu

(8)

式中：ks為土石混合體剪切剛度。

將式(8)代入式(7)可得：

τ=ksu(1-D)

(9)

由式(8)可以看出：當(dāng)土石混合體完全發(fā)生損傷(D=1)時(shí)，名義剪應(yīng)力τ等于0，這顯然與試驗(yàn)結(jié)果不符，因此需對式(9)進(jìn)行修正。

事實(shí)上，土石混合體抗剪強(qiáng)度由結(jié)構(gòu)力強(qiáng)度和摩阻強(qiáng)度兩部分組成。特定法向應(yīng)力作用下土石混合體在剪切變形初期，剪切微元強(qiáng)度未發(fā)生破壞，D等于0，宏觀剪切過程表現(xiàn)為線彈性變形，但是，當(dāng)剪應(yīng)力不斷增大至剪切屈服應(yīng)力時(shí)，土石混合體剪切微元強(qiáng)度開始發(fā)生破壞，D由0遞增，結(jié)構(gòu)力強(qiáng)度逐漸破壞，初始裂隙萌生并不斷擴(kuò)展為局部貫通的剪切帶，這些剪切帶局部發(fā)生相對滑動(dòng)，剪切表面形狀不規(guī)則，隨著剪切損傷進(jìn)一步增大，局部剪切帶不斷擴(kuò)展、貫通直至形成宏觀剪切面，出現(xiàn)明顯的滑動(dòng)剪切位移，產(chǎn)生滑動(dòng)摩阻，此時(shí)土石混合體抗剪強(qiáng)度主要表現(xiàn)為摩阻強(qiáng)度，D等于1。由此可見，土石混合體抗剪強(qiáng)度成因機(jī)制非常復(fù)雜，土石混合體處于殘余強(qiáng)度變形階段時(shí)摩阻強(qiáng)度可視為剪切殘余強(qiáng)度τr。因此，對式(9)進(jìn)行修正可得土石混合體剪切損傷模型，即:

τ=ksu(1-D)+Dτr

(10)

可以看出，式(10)在考慮剪切變形特征基礎(chǔ)上認(rèn)為土石混合體剪切強(qiáng)度主要來源于結(jié)構(gòu)力強(qiáng)度和摩阻強(qiáng)度，在宏觀剪切面形成過程中土石混合體抗剪強(qiáng)度主要表現(xiàn)形式不斷發(fā)生變化，從微觀力學(xué)角度合理闡釋了土石混合體剪切變形破壞后的殘余強(qiáng)度變形特征，盡管該模型與巖石類材料損傷模型形式上一致，但兩者力學(xué)本質(zhì)具有明顯的差異。

4.3 土石混合體剪切損傷演化模型

根據(jù)損傷力學(xué)理論可將土石混合體剪切變形破壞全過程視為連續(xù)損傷的過程。假定剪切破壞面是由無數(shù)抗剪切微元體組成，設(shè)在某一級荷載作用下土石混合體損傷變量D為已發(fā)生剪切破壞的微元體數(shù)Nd與總微元體數(shù)N之比，即：

D=Nd/N

(11)

當(dāng)微元體應(yīng)力水平S達(dá)到抗剪強(qiáng)度F時(shí)，微元體發(fā)生剪切破壞。假設(shè)微元體發(fā)生剪切破壞具有隨機(jī)性，抗剪強(qiáng)度F服從Weibull概率分布，即：

p(S)=(m/F0)·(S/F0)m-1·exp[-(S/F0)m]

(12)

式中：m和F0為分布參數(shù)。

于是，任意應(yīng)力水平區(qū)間[S，S+dS]內(nèi)發(fā)生剪切破壞的微元體數(shù)目dNd為：

dNd=N·p(S)dS

(13)

當(dāng)加載F時(shí)，發(fā)生剪切破壞的微元體數(shù)目Nd為：

(14)

于是，結(jié)合式(11)～(14)可得：

D=1-exp[-(F/F0)m]

(15)

為了反映微元體強(qiáng)度受到應(yīng)力狀態(tài)和損傷閾值的影響，根據(jù)土石混合體剪切強(qiáng)度特性將微元體強(qiáng)度F的度量方法表示為：

F=τ′-(c+σtanφ)

(16)

于是，將式(8)代入式(16)可得微元體強(qiáng)度F的另一表達(dá)方法，即：

F=ksu-(c+σtanφ)

(17)

隨著發(fā)生剪切破壞的微元體數(shù)量不斷增加，D由0遞增，直至形成宏觀剪切破壞面，D等于1。于是，土石混合體剪切損傷演化模型可表示為：

(18)

可以看出：土石混合體在剪切變形過程中，微元體強(qiáng)度F的度量有3種取值：未發(fā)生剪切損傷時(shí)，F(xiàn)小于零；恰好發(fā)生剪切損傷時(shí)，F(xiàn)等于零；發(fā)生剪切損傷時(shí)，F(xiàn)大于零。因此，土石混合體承受剪應(yīng)力作用并不意味著發(fā)生了剪切損傷，而是當(dāng)剪應(yīng)力達(dá)到剪切損傷閾值時(shí)，微元體發(fā)生剪切破壞，土石混合體產(chǎn)生剪切損傷，這顯然符合土石混合體剪切強(qiáng)度特性。

4.4 土石混合體剪切損傷本構(gòu)模型及參數(shù)確定

將式(18)代入式(10)，可得土石混合體剪切損傷本構(gòu)模型為：

(19)

可以看出：要使式(19)能夠反映土石混合體剪切變形破壞全過程，還需給出m和F0的確定方法。

由土石混合體剪切試驗(yàn)可知土石混合體剪切變形具有應(yīng)變軟化特性，因此，根據(jù)剪切試驗(yàn)曲線在峰值點(diǎn)具有極值特性，建立m和F0的確定方法，即：

(20)

式中：τf和uf分別為剪切試驗(yàn)曲線峰值點(diǎn)處的剪應(yīng)力和剪切位移。

同時(shí)，剪切試驗(yàn)曲線峰值點(diǎn)也須滿足式(19)中的第二式，于是，將其與式(20)聯(lián)立可得m和F0的確定方法分別為：

(21)

(22)

Ff=ksuf-(c+σtanφ)

(23)

由于m和F0的確定方法是基于特定法向應(yīng)力下剪切試驗(yàn)曲線進(jìn)行推導(dǎo)建立的，式(21)及(22)含有與法向應(yīng)力有關(guān)的剪應(yīng)力τf及其剪切位移uf，對于不同的法向應(yīng)力，τf和uf是不同的，因而m和F0也發(fā)生變化。為了建立能夠反映不同法向應(yīng)力下土石混合體剪切變形破壞全過程的剪切損傷本構(gòu)模型，還需給出不同法向應(yīng)力下τf和uf的確定方法。

由于土石混合體剪切變形時(shí)剪應(yīng)力達(dá)到峰值即認(rèn)為是強(qiáng)度發(fā)生破壞，因而根據(jù)土石混合體抗剪強(qiáng)度準(zhǔn)則可得：

τf=cf+σtanφf

(24)

式中：cf和φf分別為土石混合體處于峰值剪應(yīng)力時(shí)的結(jié)構(gòu)力和摩阻角。

不同法向應(yīng)力作用下土石混合體直剪試驗(yàn)表明，峰值點(diǎn)處剪切位移uf與法向應(yīng)力σ表現(xiàn)為近乎線性關(guān)系，即：

uf=ρσ+u0

(25)

式中：ρ和u0為試驗(yàn)參數(shù)。

將式(24)和(25)代入式(19)和(20)可得不同法向應(yīng)力作用下土石混合體剪切損傷本構(gòu)模型參數(shù)的確定方法。至此，該文已獲得土石混合體剪切損傷本構(gòu)模型及其模型參數(shù)的確定方法。

4.5 土石混合體剪切損傷本構(gòu)模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證土石混合體剪切損傷本構(gòu)模型的可行性與合理性，基于試驗(yàn)方案編號(hào)為1#試驗(yàn)曲線進(jìn)行分析。通過分析不同法向應(yīng)力下土石混合體剪應(yīng)力與剪切位移關(guān)系曲線可得cf=2.41 kPa和φf=32.19°，試驗(yàn)參數(shù)ρ=4.5×10-3mm/kPa，u0=9.33 mm，其余模型參數(shù)見表4。

表4 不同法向應(yīng)力下的模型參數(shù)

將上述模型參數(shù)代入該文模型可得土石混合體剪應(yīng)力與剪切位移關(guān)系理論曲線，并將其與試驗(yàn)曲線進(jìn)行比較，如圖2所示。

圖2 試驗(yàn)與理論曲線的比較

由圖2可以看出：

(1) 該文模型不僅能夠反映土石混合體剪切過程的階段性變形特征，即線彈性、應(yīng)變硬化、應(yīng)變軟化和殘余強(qiáng)度等，也能夠反映隨著法向應(yīng)力的增大，屈服應(yīng)力、峰值應(yīng)力和殘余應(yīng)力及其分別對應(yīng)的屈服應(yīng)變、峰值應(yīng)變和殘余應(yīng)變均會(huì)增大的特點(diǎn)。

(2) 不包含非常規(guī)力學(xué)參數(shù)的該文模型能夠很好地模擬土石混合體剪切變形破壞全過程，與試驗(yàn)曲線吻合情況良好，驗(yàn)證了該文模型具有一定的可行性和合理性。

5 結(jié)論

針對土石混合體剪切強(qiáng)度特性存在的問題與不足，開展對多因素、多水平影響的土石混合體大型直剪試驗(yàn)研究，通過探討剪切變形特征與機(jī)理，引入損傷力學(xué)理論，對土石混合體剪切變形破壞全過程模擬方法進(jìn)行了研究，可得如下結(jié)論：

(1) 含石量和含水量是影響土石混合體剪切強(qiáng)度特性的關(guān)鍵因素，含石量增大能夠促進(jìn)土石混合體形成完整土石骨架，含水量過低或過高均對土石混合體剪切強(qiáng)度特性起弱化作用。

(2) 建立了土石混合體抗剪強(qiáng)度準(zhǔn)則，其抗剪強(qiáng)度指標(biāo)表述具有合理性，獲得了各因素對結(jié)構(gòu)力和摩阻角的影響規(guī)律。

(3) 建立了土石混合體剪切損傷模型和剪切損傷本構(gòu)模型，給出了模型參數(shù)的確定方法，該模型能夠很好地反映不同法向應(yīng)力作用下土石混合體剪切變形破壞全過程，表明該文模型和方法具有一定的合理性與可行性。