結(jié)構(gòu)接觸面剪切特性及軟硬化損傷模型*

龍堯 張家生 陳俊樺

(中南大學(xué) 土木工程學(xué)院， 湖南 長(zhǎng)沙 410075)

結(jié)構(gòu)接觸面剪切特性及軟硬化損傷模型*

龍堯 張家生 陳俊樺

(中南大學(xué) 土木工程學(xué)院， 湖南 長(zhǎng)沙 410075)

采用大型直剪儀進(jìn)行了黏性土、砂土兩種土樣與混凝土接觸面的直剪試驗(yàn)，研究了不同法向應(yīng)力條件下，土與混凝土接觸面上的應(yīng)力、應(yīng)變及破壞強(qiáng)度等特征.試驗(yàn)結(jié)果表明：對(duì)于黏性土與混凝土接觸面的剪切加載，剪切過(guò)程表現(xiàn)出應(yīng)變軟化特性，殘余應(yīng)力水平趨于穩(wěn)定狀態(tài)；砂土與混凝土接觸面的剪切過(guò)程主要表現(xiàn)為應(yīng)變硬化，殘余應(yīng)力緩慢增長(zhǎng).針對(duì)土與結(jié)構(gòu)接觸面剪切特性，從損傷力學(xué)理論出發(fā)提出了考慮應(yīng)變硬化和軟化特性的結(jié)構(gòu)接觸面剪切損傷本構(gòu)模型及模型參數(shù)確定的方法.該模型能充分反映土-結(jié)構(gòu)接觸面的應(yīng)變軟化和硬化特性，參數(shù)較少，方便實(shí)用.

接觸面；損傷力學(xué)；應(yīng)變軟化；應(yīng)變硬化；直剪試驗(yàn)

土與結(jié)構(gòu)物相互作用的現(xiàn)象在工程中較為常見，如土與堆石壩、土與擋土墻以及土與樁等.土與結(jié)構(gòu)物接觸相互作用一般僅涉及接觸面附近很薄的一層土，該接觸面力學(xué)性質(zhì)和結(jié)構(gòu)物或土體自身的力學(xué)性質(zhì)不同.因此，針對(duì)土與結(jié)構(gòu)物相互作用的問(wèn)題研究具有較高的實(shí)用價(jià)值.目前對(duì)于土與接觸面相互作用問(wèn)題的研究主要集中在土顆粒沿接觸面滑移時(shí)的力學(xué)行為，相應(yīng)的接觸面剪切力學(xué)模型也是研究的熱點(diǎn).

馮大闊等[1]利用直剪試驗(yàn)研究粗粒土與鋼板接觸面上的剪切力學(xué)性質(zhì).陳俊樺等[2]利用大型直剪儀研究了紅黏土-混凝土接觸面力學(xué)特性.田建渤等[3]采用單剪儀研究砂土-混凝土接觸面剪應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系.目前有關(guān)土與結(jié)構(gòu)物接觸面的力學(xué)性質(zhì)的研究表明[4- 5]，接觸面上的剪應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系一般為非線性，破壞階段還常出現(xiàn)應(yīng)變軟化、應(yīng)變硬化兩種情況.一般采用非線性數(shù)學(xué)模型描述接觸面上的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變關(guān)系.這些力學(xué)模型對(duì)數(shù)值仿真計(jì)算有較大的參考價(jià)值.Duncan-Chang雙曲線模型為非線性彈性模型，該模型不適合描述應(yīng)變軟化特點(diǎn)[6]，因此，一般利用指數(shù)類函數(shù)作為應(yīng)力-應(yīng)變曲線擬合的基礎(chǔ)函數(shù)[7].雖然采用這些指數(shù)類函數(shù)擬合應(yīng)變軟化或應(yīng)變硬化曲線能達(dá)到較高精度的效果，且各物理參數(shù)也具備一定物理意義，但是這些數(shù)學(xué)關(guān)系式的獲得是基于試驗(yàn)唯像描述或者是在總結(jié)歸納基礎(chǔ)上得出的.這種情況下，應(yīng)力-應(yīng)變曲線關(guān)系式的數(shù)學(xué)意義明確，但機(jī)理背景缺乏，不利于深入分析影響機(jī)理.目前，損傷力學(xué)廣泛應(yīng)用于巖土力學(xué)領(lǐng)域[8- 11]，尤其是統(tǒng)計(jì)損傷理論[12- 13].根據(jù)統(tǒng)計(jì)損傷理論得到的巖土應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)學(xué)模型能較好地反映巖土材料應(yīng)變軟化、硬化等特點(diǎn)，而且是在理論分析基礎(chǔ)上得到的關(guān)系式，因此該數(shù)學(xué)模型并不只是純粹具有數(shù)學(xué)意義，還具備一定的理論基礎(chǔ)，故基于統(tǒng)計(jì)損傷理論的剪應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)學(xué)模型適合應(yīng)用于土-結(jié)構(gòu)接觸面剪切研究.

黏性土和砂土在工程中較為常見，針對(duì)它們與結(jié)構(gòu)物接觸的力學(xué)性質(zhì)的研究有重要的意義.為此，作者開展了這兩種土與混凝土接觸的直剪試驗(yàn)，利用試驗(yàn)研究接觸面力學(xué)特性，然后根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果和統(tǒng)計(jì)損傷理論提出土-結(jié)構(gòu)接觸面剪切損傷模型，并得到模型各參數(shù).

1 土-結(jié)構(gòu)接觸面試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

采用直剪試驗(yàn)作為研究方法.試驗(yàn)儀器設(shè)備為中南大學(xué)高速鐵路建造技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室內(nèi)的TYJ-800大型直剪儀.試驗(yàn)加載和采集數(shù)據(jù)采用全數(shù)字化控制.加載系統(tǒng)主要包括一個(gè)豎向加載軸、兩個(gè)水平向加載軸和上、下剪切盒.加載系統(tǒng)施加的法向最大荷載為800 kN，最大位移為600 mm；可施加的水平向最大荷載為400 kN，最大位移為300 mm.剪切盒外觀為長(zhǎng)方體，其中上、下剪切盒幾何尺寸分別為50 cm×50 cm×15 cm和67 cm×67 cm×15 cm.試驗(yàn)過(guò)程中，通過(guò)施加水平荷載使得上、下剪切盒發(fā)生相對(duì)位移.水平荷載控制分為應(yīng)力控制、位移控制兩種模式.試驗(yàn)采用位移控制模式.

1.2 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)土樣為黏性土和砂土，取樣來(lái)自湖南省長(zhǎng)沙市區(qū).重塑土樣的物理參數(shù)分別見表1、表2.為了盡可能模擬實(shí)際情況，紅黏土在制樣過(guò)程的壓實(shí)度為0.93，土樣含水率為最佳含水率.其中，砂土中粒徑大于0.5 mm的顆粒質(zhì)量為55.7%，超過(guò)50%.即砂土為粗砂，其級(jí)配曲線見圖1.試驗(yàn)中常采用鋼板或者混凝土塊體模擬與土接觸的結(jié)構(gòu)物[14- 15].文中采用C35商品混凝土自制塊體，該塊體為試驗(yàn)中與土接觸的結(jié)構(gòu)物.塊體幾何外觀與下剪切盒相似，幾何尺寸為57 cm×50 cm×17 cm.加載過(guò)程中使用自制塊體替代下剪切盒.加載示意圖見圖2.試驗(yàn)中，在上剪切盒法向施加固定壓力，同時(shí)在水平向施加水平荷載，模擬土-結(jié)構(gòu)接觸面上的剪切行為.水平荷載加載采用位移控制模式，加載速率約為1 mm/min.法向荷載σ采用4個(gè)應(yīng)力等級(jí)，分別為100、200、400、800 kPa.

表1 黏性土物理參數(shù)Table 1 Physical parameters of cohesive soil

表2 砂土物理參數(shù)Table 2 Physical parameters of sandy soil

圖1 砂土級(jí)配曲線Fig.1 Grading curve of sandy soil

圖2 接觸面剪切加載示意圖

Fig.2 Schematic diagram of loads on the soil and concrete interface

1.3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

殷宗澤等[16]通過(guò)接觸面試驗(yàn)證明，對(duì)剪切位移與剪切應(yīng)力之間的關(guān)系是特定尺寸的試驗(yàn)剪切破壞過(guò)程逐步發(fā)展的宏觀反映，不能用來(lái)表示接觸面上剪切變形的普遍規(guī)律，而應(yīng)該用考慮剪切厚度的影響.目前剪切厚度的取值還沒(méi)有定論，有學(xué)者如Desai等[17]曾提出剪切厚度比率的概念，即接觸面剪切厚度與接觸面長(zhǎng)度的比值，認(rèn)為剪切厚度比率為1/100～1/10比較合理，但是此范圍過(guò)大，不利于取值.殷宗澤等[18]提出當(dāng)接觸面長(zhǎng)度小于1 m時(shí)，剪切厚度比率取1/20～1/10比較合理.文中根據(jù)文獻(xiàn)[18]的研究成果，剪切厚度比率取1/10，對(duì)應(yīng)的剪切厚度為5.7 cm.傳統(tǒng)的直剪試驗(yàn)只能得到應(yīng)力-位移曲線，文中通過(guò)剪切相對(duì)位移與剪切厚度之比，即得到相應(yīng)的剪切應(yīng)變，最終得到直剪條件下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線.

對(duì)于黏性土和砂土，不同法向應(yīng)力水平下的剪應(yīng)力-應(yīng)變曲線分別見圖3和4.從圖3可看出，黏性土-結(jié)構(gòu)接觸剪應(yīng)力處于線彈性增長(zhǎng)的范圍較小.剪應(yīng)力超過(guò)彈性極限但未到達(dá)峰值點(diǎn)前，黏性土-結(jié)構(gòu)接觸面上應(yīng)力隨應(yīng)變?cè)黾又饾u增大，但應(yīng)力增大速率逐漸降低，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為遞減硬化.峰值點(diǎn)后，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系呈應(yīng)變軟化趨勢(shì).黏性土-結(jié)構(gòu)接觸面存在殘余剪切強(qiáng)度，且隨著應(yīng)變?cè)黾釉摎堄鄰?qiáng)度基本處于恒定狀態(tài).隨著法向應(yīng)力從100 kPa增大到800 kPa，最大剪應(yīng)力和剪應(yīng)力殘余強(qiáng)度之差從6.24 kPa 增大到92.00 kPa，應(yīng)力跌落現(xiàn)象變得顯著，即隨著法向應(yīng)力的增大，黏性土-結(jié)構(gòu)接觸面剪切應(yīng)變軟化現(xiàn)象變得顯著.

Fig.3 Shear stress-strain relastionship curves of the interface between cohesive soil and structure

Fig.4 Shear stress-strain relastionship curves of the interface between sandy soil and structure

從圖4看出，隨著加載應(yīng)變?cè)龃?，砂?結(jié)構(gòu)接觸面剪應(yīng)力逐漸增大，但應(yīng)力的增大速率逐漸降低，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為遞減硬化.當(dāng)應(yīng)變達(dá)到一定水平時(shí)，應(yīng)力應(yīng)變曲線近似平行，變化很小.比較圖3和4可知，砂土與黏性土不同，在整個(gè)加載過(guò)程中砂土-結(jié)構(gòu)接觸面上剪應(yīng)力-剪應(yīng)變關(guān)系主要表現(xiàn)為應(yīng)變硬化，而峰值點(diǎn)后黏性土-結(jié)構(gòu)接觸面的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為應(yīng)變軟化，峰值點(diǎn)前則與砂土一樣，為應(yīng)變硬化.

從宏觀上看，在剪切過(guò)程中，接觸面附近很薄的一層土體內(nèi)顆粒受到擾動(dòng)，顆粒原有排列結(jié)構(gòu)被破壞.在這一過(guò)程中，砂土中主要有兩種物理過(guò)程，一是顆粒間、顆粒和混凝土表面間的滑動(dòng)摩擦，二是顆粒間的咬合摩擦.摩擦效應(yīng)由這兩部分構(gòu)成.隨著應(yīng)變?cè)黾樱Σ列?yīng)增大，接觸面剪應(yīng)力也越大.當(dāng)顆粒間的排列結(jié)構(gòu)趨近該加載應(yīng)力水平下的最密實(shí)狀態(tài)時(shí)，接觸面上的摩擦效應(yīng)達(dá)趨近穩(wěn)定的狀態(tài)，剪應(yīng)力水平增長(zhǎng)變得緩慢，如圖4中變化趨近穩(wěn)定的應(yīng)力-應(yīng)變曲線.總體來(lái)看，砂土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系主要為遞減硬化.

黏性土-接觸面剪切過(guò)程中，除了克服上述的摩擦效應(yīng)，還要克服顆粒間的粘聚效應(yīng).顆粒間的粘聚力和顆粒的空間組合結(jié)構(gòu)密切相關(guān).當(dāng)顆粒空間組合結(jié)構(gòu)的變動(dòng)使得土體達(dá)到其保持穩(wěn)定的臨界狀態(tài)時(shí)，粘聚力幾乎喪失.該臨界狀態(tài)點(diǎn)對(duì)應(yīng)圖3中的峰值應(yīng)力點(diǎn).此后，粘聚效應(yīng)發(fā)生破壞，土體從失穩(wěn)狀態(tài)重新達(dá)到穩(wěn)定的過(guò)程中，粘聚力會(huì)恢復(fù)一部分，但比未破壞前的小，表現(xiàn)為應(yīng)變軟化.恢復(fù)的粘聚力越小，應(yīng)力跌落現(xiàn)象越明顯，即應(yīng)變軟化越顯著.根據(jù)圖3，法向應(yīng)力越大，應(yīng)力跌落現(xiàn)象越顯著，因此，法向應(yīng)力越大，恢復(fù)的黏聚力越小.綜合以上分析可知，對(duì)于黏性土-接觸面剪切，在達(dá)到臨界狀態(tài)前，摩擦效應(yīng)和粘聚效應(yīng)一起發(fā)揮作用.達(dá)到臨界狀態(tài)后，摩擦效應(yīng)依然發(fā)揮作用，粘聚效應(yīng)則減小.法向應(yīng)力水平對(duì)黏性土結(jié)構(gòu)失穩(wěn)破壞后的黏聚效應(yīng)恢復(fù)有重要影響.由于黏聚效應(yīng)影響，使得黏性土和砂土在破壞階段應(yīng)力變化存在差異.

2 土-結(jié)構(gòu)接觸面剪切損傷模型

經(jīng)典的損傷力學(xué)是在研究金屬材料拉伸變形、破壞的基礎(chǔ)上發(fā)展起來(lái)的.根據(jù)金屬損傷理論，損傷部位材質(zhì)無(wú)法承受應(yīng)力，有效應(yīng)力由無(wú)損材料承擔(dān).當(dāng)有效應(yīng)力趨近極限值時(shí)發(fā)生破壞.工程中土的受力一般為壓剪應(yīng)力狀態(tài).經(jīng)典的損傷理論并不完全適用于土.如果把土體受力擾動(dòng)過(guò)程看作損傷過(guò)程，壓剪狀態(tài)下，土體在擾動(dòng)損傷之后仍然能承受一部分壓剪應(yīng)力.土-結(jié)構(gòu)接觸面剪切過(guò)程中受擾動(dòng)的土體主要為接觸面附近較薄的一層土體.從該薄層土中取微元，微元土的單向剪切損傷示意圖見圖5.圖4中A為接觸面表觀面積；A″為接觸面上損傷部位所占的面積，該部位土體已達(dá)到剪切強(qiáng)度；A′為接觸面上無(wú)損部位所占面積.根據(jù)圖5，剪切擾動(dòng)損傷變量定義及剪切過(guò)程力學(xué)關(guān)系為[13]

(1)

A=A′+A″

(2)

(3)

式中：D為損傷變量，表征接觸面土體微元的破壞程度.0≤D≤1，D=0和D=1分別表示無(wú)破壞和完全破壞；為接觸面上的表觀剪應(yīng)力；′為接觸面上無(wú)損部位承受的剪應(yīng)力;″為接觸面上傷損部位承受的剪應(yīng)力.

圖5 單向剪切加載土體的損傷平面示意圖

Fig.5 Schematic diagram of soil damage face under shear load in one direction

由式(1)、(3)得到如下的應(yīng)力關(guān)系式：

(4)

對(duì)于無(wú)損土體微元，剪應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為線彈性關(guān)系，滿足下式：

(5)式中，G′為無(wú)損材料剪切模量，γ′為無(wú)損材料剪切應(yīng)變.

由式(4)可知，當(dāng)D→1時(shí)，→″，即損傷區(qū)土體微元受力反映了土體宏觀破環(huán)階段的力學(xué)特性.由前面試驗(yàn)結(jié)果可知，對(duì)于黏性土應(yīng)變軟化階段，峰值破壞點(diǎn)后存在較為穩(wěn)定的摩擦殘余強(qiáng)度；對(duì)于砂土硬化階段，摩擦效應(yīng)導(dǎo)致剪應(yīng)力仍然在緩慢增大，接近破壞時(shí)的曲線形態(tài)與Duncan-Chang 雙曲線模型較為類似.因此，結(jié)合試驗(yàn)曲線特征等，假設(shè)″滿足下式：

(6)

根據(jù)應(yīng)變等效假設(shè)[16]以及土體無(wú)損、受損材料的應(yīng)變和土體表觀應(yīng)變相等假設(shè)，有如下關(guān)系：

γ′=γ″=γ

(7)

由式(4)-(7)，推導(dǎo)得到下式：

(8)

式(8)為接觸面剪切損傷計(jì)算數(shù)學(xué)模型.

根據(jù)統(tǒng)計(jì)強(qiáng)度理論[19- 20]，設(shè)接觸面土體微元發(fā)生破壞滿足韋布概率分布，有如下關(guān)系式：

pf=1-exp[-n(γ)m],γ≥0

(9)

式中：pf為接觸面上土體微元發(fā)生破壞的概率，當(dāng)γ趨近無(wú)窮大時(shí)，破壞概率pf趨近1；n和m為韋布分布參數(shù).

根據(jù)統(tǒng)計(jì)強(qiáng)度理論，微元破壞概率即為微元可能產(chǎn)生的破壞程度，而損傷模型中破壞程度使用損傷變量判定，因此，有如下關(guān)系式成立[12- 13]：

D=pf=1-exp[-n(γ)m],γ≥0

(10)

由式(8)和(10)得到基于統(tǒng)計(jì)損傷理論的土-結(jié)構(gòu)接觸面剪切損傷本構(gòu)關(guān)系.由以上關(guān)系式可知，接觸面力學(xué)性質(zhì)是土內(nèi)無(wú)損部分和損傷部分力學(xué)性質(zhì)的宏觀體現(xiàn)，應(yīng)力-應(yīng)變非線性關(guān)系由損傷發(fā)展導(dǎo)致.

3 損傷本構(gòu)模型參數(shù)意義及確定

當(dāng)γ→∞時(shí)，有下式成立：

(11)

根據(jù)式(8)，求導(dǎo)后得到下式：

(12)

式中,Gt為加載過(guò)程中接觸面切線剪切模量.

由式(12)，加載初始的切線剪切模量Gt0為

(13)

結(jié)合式(8)、(13)得到，G′對(duì)應(yīng)的曲線參數(shù)為初始切線剪切模量Gt0.

對(duì)于應(yīng)變軟化模型，需滿足應(yīng)力-應(yīng)變曲線存在峰值點(diǎn)的條件，由式(8)、(12)得到應(yīng)變軟化在峰值點(diǎn)(max,γs)滿足的條件關(guān)系式如下：

(14)

(15)

式中：γs為應(yīng)變軟化曲線中與峰值剪應(yīng)力max對(duì)應(yīng)的剪應(yīng)變；Ds為γs對(duì)應(yīng)的損傷變量，Ds=1-exp[-n(γs)m].

根據(jù)式 (11)、(15)可確定應(yīng)變軟化模型中的韋布參數(shù)n和m.

對(duì)于應(yīng)變硬化模型，當(dāng)γ→∞時(shí)，有如下關(guān)系：

(16)

根據(jù)式(11)-(13)以及式 (16)，對(duì)應(yīng)力-應(yīng)變硬化曲線進(jìn)行擬合，得到韋布參數(shù)n和m.

表3 不同法向應(yīng)力下砂土-結(jié)構(gòu)的接觸面特征強(qiáng)度參數(shù)

Table 3 Characteristics strength parameters of sandy soil and structure interface under diffirent normal stress

法向應(yīng)力/kPamax/kPa試驗(yàn)值理論值100102.24100.58200143.24141.86400250.84249.23800539.00535.48

表4 不同法向應(yīng)力下黏性土-結(jié)構(gòu)的接觸面特征強(qiáng)度參數(shù)Table 4 Characteristics strength parameters of cohesive soil and structure interface under different normal stresses

圖6 黏性土-結(jié)構(gòu)接觸面試驗(yàn)曲線和理論曲線對(duì)比

Fig.6 Comparison between experimental and theoretical curves of cohesive soil and structure interface

圖7 砂土-結(jié)構(gòu)接觸面試驗(yàn)曲線和理論曲線對(duì)比

Fig.7 Comparison between experimental and theoretical curves of sandy soil and structure interface

目前，對(duì)巖土材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系及相關(guān)參數(shù)的研究一般基于試驗(yàn)結(jié)果.一般的方法為構(gòu)造能反映曲線變化特征的數(shù)學(xué)關(guān)系式，通過(guò)曲線擬合得到數(shù)學(xué)模型中相關(guān)參數(shù).這種方法帶來(lái)的問(wèn)題是一些數(shù)學(xué)模型僅有數(shù)學(xué)意義，缺乏物理機(jī)制背景，不便于深入分析影響機(jī)理.從文中提出的損傷模型可知，損傷模型的相關(guān)參數(shù)的獲取較容易，參數(shù)物理意義明確.此外，本構(gòu)關(guān)系式以損傷力學(xué)為基礎(chǔ)，故模型具備一定的理論基礎(chǔ).

4 結(jié)論

文中以黏性土、砂土為試驗(yàn)土樣，以混凝土塊體為土的接觸物，利用大型直剪試驗(yàn)研究土-結(jié)構(gòu)接觸面剪切力學(xué)性質(zhì)，并提出接觸面剪切損傷模型，得到以下結(jié)論：

(1)達(dá)到峰值強(qiáng)度前，黏性土-結(jié)構(gòu)接觸面剪切過(guò)程主要表現(xiàn)為應(yīng)變硬化，峰值強(qiáng)度后則表現(xiàn)為應(yīng)變軟化，并存在趨于穩(wěn)定的殘余強(qiáng)度.砂土-結(jié)構(gòu)接觸面整個(gè)剪切過(guò)程的變形主要為應(yīng)變硬化，接近破壞階段的應(yīng)力水平增長(zhǎng)緩慢，趨于穩(wěn)定.

(2)對(duì)于黏性土-接觸面剪切，在達(dá)到峰值應(yīng)力點(diǎn)前，摩擦力和粘聚力共同發(fā)揮作用.峰值應(yīng)力點(diǎn)后，摩擦效應(yīng)依然發(fā)揮作用，粘聚效應(yīng)則減小.法向應(yīng)力水平對(duì)土體結(jié)構(gòu)失穩(wěn)破壞后的黏聚效應(yīng)恢復(fù)有重要影響.砂土-接觸面剪切過(guò)程主要體現(xiàn)摩擦效應(yīng).

(3)提出的土-結(jié)構(gòu)接觸面損傷模型適合反映土體應(yīng)變軟化或應(yīng)變硬化的特點(diǎn)，且其參數(shù)物理意義明確，便于從機(jī)理上分析應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系.采用通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果反演分析得到的模型參數(shù)后，根據(jù)理論模型得的曲線與試驗(yàn)曲線較為吻合，因此，文中提出的接觸面剪切損傷模型較為合理.

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Shear Characteristics of Structure Interface and Its Strain-Softening and Hardening Damage Model

LONGYaoZHANGJia-shengCHENJun-hua

(School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, Hunan, China)

The direct shear tests of the interfaces between the concrete and the cohesive soil as well as the sandy soil were conducted by using a large direct shear apparatus, and the stress, strain and failure strength of the interfaces were investigated under different normal stresses. The results show that the cohesive soil and concrete interface has a strain-softening characteristic during the shear, and the residual stress tends to be a constant, and that the sandy soil and concrete interface has a strain-hardening characteristic during the shear, and the residual stress slowly increases. In order to investigate the shear characteristics of the soil and structure interface, by introducing the damage mechanics theory, a constitutive model of shear damage, which considers the strain-hardening and softening characteristics, is constructed, and a method of determining the model parameters is proposed. The constructed damage model can reflect the strain-softening and hardening characteristics of the soil and structure interface with less model parameters, and it is both convenient and practical.

interface; damage mechanics; strain softening; strain hardening; direct shear test

2016- 03- 16

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51378514) Foundation item: Supported by the National Natural Science Foundation of China(51378514)

龍堯(1983-)，男，博士生，主要從事巖土工程研究.E-mail：ly_dylan@163.com

1000- 565X(2016)12- 0128- 07

TU 411

10.3969/j.issn.1000-565X.2016.12.018