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非饱和土的三剪统一屈服准则作为破坏准则能够反映应力状态的变化,以及基质吸力的影响。本文运用此破坏准则通过坐标平移法建立单应力变量法的非饱和土三剪统一本构模型和双应力变量法的非饱和土三剪统一本构模型。这两个模型都能够反映应力状态的变化且都考虑了基质吸力的影响。此外,在ABAQUS有限元分析软件材料库中没有非饱和土三剪统一弹塑性模型,本文将在ABAQUS二次开发的平台上通过非饱和土三剪统一本构模型开发出UMAT子程序,最后建立三维重力式挡土墙模型并将子程序应用到该模型当中。对于ABAQUS材料库也是一种扩充。本文主要内容以及结论如下:(1)利用坐标平移法分别对单应力变量下的三剪统一弹塑性模型和双应力变量下的三剪统一弹塑性本构模型进行推导,由于所采用的三剪统一强度准则考虑了中间主应力影响系数,所以在弹塑性理论下所推导出的非饱和土本构模型能够反映拉压差效应和应力区间效应并且能够反映应力状态的变化以及考虑了基质吸力的影响,使非饱和土力学特性更加符合。最后基于本构模型推导出相应的弹塑性刚度矩阵,这也为之后UMAT子程序的编写提供理论依据。(2)简单介绍ABAQUS有限元分析软件以及UMAT子程序的二次开发过程。本文通过显示积分算法将非饱和土三剪统一弹塑性模型编译成UMAT子程序。(3)以南昌地区重塑土作为实验样本,分别在基质吸力s为0kPa、20kPa、50kPa、80kPa及不同围压下进行GDS非饱和土三轴试验;分别在基质吸力s为0kPa、100kPa、200kPa、300kPa、400kPa及不同围压下进行直剪实验。通过所编译的单应力变量法的UMAT子程序和双应力变量法的UMAT子程序分别与FORTRAN语言编写的子程序所模拟的真三轴排水试验数值结果进行对比,验证子程序的正确性,并对单应力变量下真三轴模拟和双应力变量下真三轴模拟作进一步分析,得出:随着中间主应力影响系数b增大,单应力变量和双应力变量下的剪应力和体应变也会随之增大;在一定中间主应力影响系数的条件下,轴向应变一定时,基质吸力越大,剪应力也越大;在一定中间主应力影响系数的条件下,轴向应变一定时,基质吸力越大,体应变越小。相比较单应力变量法,在基质吸力和中间主应力影响系数以及轴向应变一定时,双应力变量下的剪应力比单应力变量下的剪应力要大,双应力变量下的体应变比单应力变量下的体应变要更大一些。通过非饱和土的三轴排水试验的试验值与单应力变量法UMAT子程序的模拟值和双应力变量法UMAT子程序的模拟值进行对比,并与基于等量代换法的正常固结非饱和黏性土三剪统一弹塑性本构模型进行对比。数据表明:单应力变量法的模拟值和双应力变量法的模拟值与其试验值的变化规律大致相同,能够反映土体的应变硬化特性。在围压较大时,试验值一般都大于单应力变量和双应力变量下的模拟值,而其他条件一定时,单应力变量和双应力变量下的模拟值随着基质吸力的增大而增大,当基质吸力的较大时,单应力变量和双应力变量下的模拟值,无论是采用等量代换法还是坐标平移法与试验值相差都较大,但整体趋势大致相同。反映UMAT子程序能够反映非饱和土特性。(4)最后本文在ABAQUS有限元软件中建立了一个高3米,宽1米的三维重力式挡土墙模型,将所编译的UMAT子程序分别应用在重力式挡土墙模型中。在中间主应力影响系数b为0、0.25、0.5、0.75、1以及基质吸力s分别为20kPa、50kPa、80kPa下模拟挡土墙墙后土体的水平和竖向位移分布情况以及在中间主应力b为1时,基质吸力分别为20kPa、50kPa、80kPa下对单应力变量法和双应力变量下的模型位移分布情况进行对比。结果表明:墙后土体位移会由于中间主应力影响系数b值的增大而位移逐渐减小;随着基质吸力s的增大,位移量也随之减小;将单应力变量法与双应力变量法的结果进行横向对比,结果显示双应力变量法在基质吸力与中间主应力影响系数一定的情况下,双应力变量法下墙后土体位移量更小一些,这也反映出中间主应力影响系数b越大,土体强度也逐渐增大,土体特性也更好;基质吸力越大,抗剪强度越大,土体位移量也越小;相较于单应力变量法,双应力变量法本构模型下的土体更稳定些。与理论分析结果一致。