塑性混凝土循环剪切与卸荷诱发滑移力学特性试验研究

Experimental Study on Mechanical Characteristics of Cyclic Shear and Unloading Induced Slip of Plastic Concrete

摘要

本文开展塑性混凝土循环剪切与卸荷诱发剪切试验，探究循环剪切与卸荷诱发滑移条件下塑性混凝土的力学特性，揭示复杂加载路径下塑性混凝土的力学响应机制。结果表明：塑性混凝土的剪切力曲线可分为弹性、峰前屈服、峰后失效和残余4个阶段。剪切力曲线的峰后阶段随着法向应力的增加，由应变软化过渡到应变硬化。当剪切速率为1、2 mm/min时，剪切力随剪切位移增大呈台阶状增长，塑性混凝土呈局部软化和再硬化；当剪切速率为3、4 mm/min时，塑性混凝土随剪切位移增大呈现出应变硬化。随着循环次数的增大，剪切力逐渐降低且随着剪切位移的增大而趋于平缓，最后基本保持不变。当法向应力为4.5 MPa、剪切速率为3 mm/min、剪切位移为1、2、4、6、8和10 mm时，循环次数由1增加到5，剪切力分别减小了97.56%、96.03%、56.94%、28.51%、10.21%和1.33%。在卸载试验过程中，锯切的塑性混凝土试样的剪切位移呈台阶式增长，试样结构面在滑动—锁住—滑动之间交替。在开始动态滑移时，塑性混凝土试样的法向应力、剪切应力和剪切位移随着围压的增大而增加，相较于围压为5 MPa的工况，围压为10 MPa的试样开始动态滑移时对应的法向应力、剪切应力和剪切位移分别增加了110.13%、152.76%和79.90%。研究结果能丰富塑性混凝土在复杂应力条件下的力学理论，为工程实践中塑性混凝土结构在复杂应力条件下的设计和安全性评估提供理论依据，并对深入理解塑性混凝土力学性能与损伤特征具有重要意义。

Abstract

Objective The objective of this experimental study is to provide an in-depth understanding of the mechanical characteristics of plastic concrete when it is subjected to cyclic shear and unloading-induced slip conditions. This research is significant because of the unique properties of plastic concrete that make it suitable for a wide range of engineering applications, particularly in the construction of seepage barriers and underground structures. The study aims to identify the mechanical response mechanisms of plastic concrete under complex loading paths, which is essential for the reliable design and safety assessment of structures in engineering practice. Methods The methodology involved the design and execution of a series of cyclic shear-unloading induced shear tests on plastic concrete specimens. The tests were conducted under a range of normal stresses and shear rates to simulate the diverse conditions that can be encountered in real-world applications. The experimental setup included precise control of shear displacement and shear rate, which allowed a detailed examination of the behavior of plastic concrete at each stage of loading. The specimens were prepared using a specific mix design to ensure consistency and repeatability of the test results. Results and Discussions The experimental results revealed that the shear stress curve of plastic concrete can be divided into four distinct stages: the elastic stage, the yielding stage, the failure stage, and the residual stage. A critical observation was the transition in the post-peak stage of the shear stress curve from strain softening to strain hardening with increasing normal stress. At shear rates of 1, 2 mm/min, the shear stress exhibited a stepwise increase with shear displacement, indicating localized softening followed by rehardening of the plastic concrete. In contrast, at shear rates of 3, 4 mm/min, the plastic concrete exhibited strain hardening behavior. As the number of cycles increased, the shear force was observed to gradually decrease and tend toward a plateau with increasing shear displacement, ultimately reaching a relatively constant level. Specifically, under a normal stress of 4.5 MPa and a shear rate of 3 mm/min, the shear force exhibited significant reductions as the number of cycles increased from 1 to 5, corresponding to shear displacements of 1, 2, 4, 6, 8, and 10 mm, respectively. During the unloading test, the shear displacement of the saw-cut plastic concrete specimens exhibited a stepwise increase, with the specimen interface alternating between sliding, locking, and sliding. This behavior indicated the material's capacity to adapt and respond to changing stress conditions. In addition, when the plastic concrete specimen initiated dynamic sliding, the normal stress, shear stress, and shear displacement were found to increase with increasing confinement pressure. Compared to the condition at a confining pressure of 5 MPa, the corresponding normal stress, shear stress, and shear displacement increased by 110.13%, 152.76%, and 79.90%, respectively, under a confining pressure of 10 MPa. Conclusions The findings of this study significantly contribute to the mechanical theory of plastic concrete under complex stress conditions. The detailed experimental data and observations provide a robust theoretical framework that can be utilized for the design and safety assessment of plastic concrete structures in engineering practice. The results highlight the significant effects of shear rate and normal stress on the mechanical properties and damage characteristics of plastic concrete, providing valuable insights for the engineering community. The study also highlights the importance of understanding the material behavior under different loading conditions, which can inform the development of improved construction techniques and structural designs. The insights gained from this research can lead to more reliable and durable structures, particularly in critical applications where plastic concrete is utilized to provide seepage control and structural stability. Significance The significance of this research is multifaceted. It advances the fundamental understanding of the mechanical behavior of plastic concrete while also providing practical implications for the construction industry. The findings can guide engineers in making more informed decisions regarding the application of plastic concrete in various structural systems, enhancing the overall safety, efficiency, and performance of these structures. Prospects The prospects for future research are extensive. This study establishes a foundation for further investigation into the long-term performance of plastic concrete under complex stress conditions. It also opens avenues for exploring the potential use of plastic concrete in emerging applications, such as deep underground engineering and the construction of large-scale infrastructure projects.

Graphical abstract

关键词

塑性混凝土 / 剪切强度 / 卸荷滑移 / 损伤特征

Key words

plastic concrete / shear strength / unloading-induced slip / damage characteristics

本刊网刊

塑性混凝土是以膨润土、黏土等掺合材料取代普通混凝土中的部分水泥配制而成一种弹性模量和强度更低的柔性墙体材料^[1‒3]。因其具有极限变形大、弹性模量小、强度较高和抗渗性好等特点，被广泛应用于土石坝、围堰、大坝除险加固、垃圾填埋场及高层建筑基础防渗等工程中^[4‒6]。

目前，针对塑性混凝土的力学特性，国内外研究人员已开展了大量研究工作^[7‒9]。Shepherd^[10]、Pi-sheh^[11]、Shepherd^[12]等从抗压强度发展、劈裂抗拉强度和弹性模量等方面系统研究了塑性混凝土的力学性能，进一步指出配合比对塑性混凝土短期及长期力学性能具有重要影响。塑性混凝土无侧限抗压强度方面，高丹盈等^[13]开展了棱柱体试件的单向受压试验，研究了水胶比和龄期对塑性混凝土单向受压的应力‒应变曲线的影响，并在此基础上提出了拟合的应力‒应变函数曲线。宋帅奇等^[14]针对胶凝材料（水泥用量、黏土用量、膨润土用量）的变化对塑性混凝土轴心抗压强度的影响进行了试验研究，并就其影响机理进行了分析。Hu等^[15]试验研究了养护龄期对不同配合比塑性混凝土抗压强度的影响，发现其强度随着养护龄期的延长而持续增大，并建立了混凝土抗压强度与养护龄期关系的数学模型。多轴承载力方面，Song等^[16]基于真三轴压缩试验研究了不同应力路径下塑性混凝土的力学响应，结果表明，塑性混凝土应力‒应变曲线具有明显的阶段性特征，应力路径对其变形特征和破坏准则具有显著影响。Tang等^[17]从宏观力学特性和微观结构演化角度研究了塑性混凝土的变形破坏机制，进一步揭示了配合比和孔隙结构变化对其强度发展及损伤演化过程的影响。姜彤等^[18]采用真三轴仪对不同配合比下的塑性混凝土材料的强度特征进行了试验研究，并分析了配合比对塑性混凝土的黏聚力及内摩擦角的影响。王四巍等^[19-21]研究了常规三轴应力、真三轴应力下塑性混凝土力学性能和破坏准则，并建立了三轴应力下的本构方程。Shepherd等^[22]研究表明，塑性混凝土在高围压下不仅表现出更高的抗压承载能力和弹性模量，而且表现出更强的塑性和稳定性，破坏阶段呈现出更为显著的塑性变形特征和延性破坏倾向。刘璐璐等^[23]研究了塑性混凝土在循环加载卸载作用下的应力‒应变曲线特征，分析了预压与未预压及循环段的应力‒应变曲线特征。抗拉强度方面，李谈谈等^[24]通过塑性混凝土劈裂抗拉强度、抗折强度等试验，对比研究了红黏土及水泥掺量对塑性混凝土性能的影响。高丹盈等^[25]研究了纤维类型和掺量、硅灰和粉煤灰掺量等对塑性混凝土弯拉强度、挠度和韧性的影响，建立了塑性混凝土的弯拉荷载‒挠度曲线和韧性的计算公式。在抗剪强度方面，张鹏等^[26]采用直接剪切试验研究了水胶比及膨润土的用量对塑性混凝土抗剪强度的影响，结果表明，减小水胶比及黏土和膨润土的用量、增加水泥用量，可以提高塑性混凝土的抗剪强度。宋帅奇等^[27]研究发现，膨润土掺入会降低塑性混凝土的黏聚力，并增加其内摩擦角，主要原因是膨润土的吸水性强和水泥水化作用消耗水分会引起混凝土干缩。

塑性混凝土通常作为土石坝、围堰、基坑的防渗墙材料，其不仅需要承受上部坝体重力引起的土压力，在坝体填筑、水库蓄水、基坑开挖等作用下，还会受到水库水位变化、大坝固结和地震等复杂荷载的影响^[28‒30]。当防渗墙受到上述复杂应力的扰动时，塑性混凝土内部应力状态发生变化，可能发生剪切破坏或滑移失稳，这将对施工安全及工程质量带来严重隐患。针对塑性混凝土力学特性的相关研究，大多停留在其基本力学性能上，而对于上述复杂应力条件下塑性混凝土力学特性的研究还非常匮乏。

为此，本文针对塑性混凝土在实际长期复杂受力条件下剪切力学特性与破裂损伤特征，开展了塑性混凝土循环剪切与卸荷诱发剪切试验，系统分析了法向应力、剪切速率、剪切位移、循环次数、围压条件及裂隙倾角等对塑性混凝土剪切强度和磨损特性的影响，揭示了复杂加载路径下塑性混凝土的力学响应机制，为塑性混凝土结构在复杂受力条件下的设计和施工提供重要依据。

1 试 验

1.1 原材料及配合比

试验采用华润水泥（鹤岗）有限公司生产的P·O 42.5普通硅酸盐水泥；膨润土为呈贡富顺建筑材料经营部的未处理级膨润土；粗骨料为上登村砂石料厂的小石，最大粒径尺寸不超过40 mm；细骨料为上登村砂石料厂的人工砂；外加剂采用凯里市鼎坚混凝土外加剂有限公司的DJ‒6型缓凝型高效减水剂，掺量为2.0%。

研究结合实际工程需求，通过工程类比法设计了塑性混凝土配合比。水胶比为0.85，砂率为0.5。具体塑性混凝土配合比见表1。塑性混凝土基本力学特性指标见表2。

1.2 试样制备

制备尺寸为200 mm（长）×100 mm（宽）×100 mm（高）的塑性混凝土长方体试样，以开展不同法向应力和剪切速率条件下循环剪切试验。所有的塑性混凝土试样制作流程如下：首先，按照设计的配合比精确称取水泥、膨润土、人工砂、骨料、减水剂和水等原材料。然后，将水泥、膨润土、人工砂和小石倒入搅拌桶，进行手工搅拌，搅拌均匀后再进行加水搅拌，随即采用搅拌器进行搅拌，在搅拌过程中加入减水剂。塑性混凝土浇筑前，在模具表面涂上脱模剂，将搅拌均匀的塑性混凝土拌合料倾倒入模具盒中。随后，将模具盒放置在振动台上进行振捣，以确保试样充填密实。振捣完成后，将模具盒移至平整的台面上，用刮刀将试样表面整平，确保表面平整、光滑。待塑性混凝土试样初凝后，将其置于养护箱中进行养护，养护箱的温度维持在25 ℃，相对湿度维持在95%。在塑性混凝土养护3 d后拆模，确保试样形状完整。将试样放置在养护箱中，进行龄期养护，制备好的塑性混凝土剪切试样如图1所示。

用于卸荷诱发剪切滑移试验的塑性混凝土试样的制备过程与上述剪切试验的试样制备过程相类似。圆柱形试样直径为50.00 mm、高度为100.00 mm，直径误差不大于0.30 mm，两端面不平整度偏差不超过0.05 mm，端面应垂直试件轴线，偏差不大于0.25°。在试样制备完成后，采用锯切方法将试样加工成含35°和40°倾角结构面的塑性混凝土试样，锯切后的试样如图2所示。

1.3 试验设备

采用岩石节理剪切设备对塑性混凝土试样进行不同法向应力和剪切速率条件下的循环剪切试验。该设备可提供最大500 kN的剪切力和500 kN的法向力。试样的剪切面积为0.02 m²，因此，施加的最大剪切应力和最大法向应力分别为25 MPa，可实现切向和法向静态剪切试验、动态剪切试验；设置恒定应力、恒定位移、恒定刚度3类可控法向边界条件；位移加载速率为0.01～100.00 mm/min，剪切位移范围为0～30 mm；在剪切盒垂直方向的4个角和水平方向的左右两边分别安装1个位移计，用于监测试样在剪切破裂过程中的法向位移和剪切位移。

卸荷诱发剪切滑移失稳试验采用TAW‒2000岩石三轴试验系统。该试验系统包括主机、三轴压力室、测控系统、压力控制系统和油压系统等部分。其最大轴向试验力为2 000 kN，精度为±0.1%；最大围压为100 MPa，精度为±0.1%；轴向活塞行程为0～150 mm；轴向变形测量范围为0～5 mm，精度为±0.05%；径向变形测量范围为0～5 mm，精度为±0.1%。

1.4 试验方法

1.4.1 循环剪切试验

在循环剪切试验过程中，固定试样上半部分，对下半部分进行循环剪切错动。循环剪切试验考虑不同法向应力和剪切速率对完整试样剪切破裂的影响，分别在1.5、3.0、4.5和6.0 MPa这4个不同水平的法向应力和1、2、3和4 mm/min这4个不同水平的剪切速率条件下开展塑性混凝土循环剪切试验研究。试验步骤如下：

首先，将完整试样放入剪切盒中，保证试样的表面在剪切方向和垂直方向上与剪切盒紧密接触（图3）；然后，打开控制面板，检查系统是否正常运行并对位移和应力等参数进行清零；接着，调用编好的剪切程序进行循环剪切试验，其中，法向应力按1 MPa/min加载至设定值后，剪切方向按设定速率进行循环剪切；试验过程中，位移和应力数据按10 Hz的频率进行采集，应力和位移曲线在控制面板的图形显示区域进行检查；试验完成后，依次卸除剪切荷载和法向荷载，随后拆卸剪切盒。试样拆卸后，对剪切破裂面进行拍照记录。

循环剪切试验的加载路径如图4所示。在循环剪切过程中，首先将剪切位移按设定的剪切速率，从0增加到10 mm，然后从10 mm减小到0，将这一过程视为一个剪切循环，每个试样进行5次剪切循环。

1.4.2 卸荷诱发剪切滑移失稳试验

在卸荷诱发剪切滑移失稳试验中，选取含35°和40°倾角结构面的塑性混凝土试样，分别在5和10 MPa围压条件下开展加载‒卸荷试验。首先，以2 MPa/min的速率施加围压至预定值，同时以1 MPa/min的速率加载轴向压力至5 MPa，建立初始受力状态。为避免试样在初始加载阶段提前失稳，轴向压力加载速率控制为低于围压加载速率。随后，在保持围压恒定的条件下，采用位移控制方式继续加载，使塑性混凝土结构面逐渐进入屈服阶段；当试样达到峰值剪切强度后，通过应力控制方式将剪切应力卸载至峰值剪切应力的85%，使结构面处于临界稳定状态。最后，保持轴向压力不变，以0.5 MPa/min的速率逐级降低围压，每级卸载1 MPa，并在各级卸载后保持2 min，直至塑性混凝土结构面发生动态滑移失稳，试验结束。

2 结果与分析

2.1 塑性混凝土循环剪切力学特性

2.1.1 剪切力‒剪切位移曲线

对16个完整塑性混凝土试样进行循环剪切试验，分别在1.5、3.0、4.0和6.0 Mpa这4个不同水平的法向应力以及1、2、3和4 mm/min这4个不同水平的剪切速率条件下进行，每个试样进行了5次循环。典型试样的剪切力‒剪切位移关系如图5所示，附录A图A1为所有试样的剪切力‒剪切位移曲线。

由图5可知，在第一次循环剪切过程中，剪切力随着剪切位移的增加而逐渐增加，达到峰值后逐渐降低。当剪切位移为10 mm时，剪切力随反向剪切位移的增加逐渐衰减并接近于0，然后在相反方向逐渐增大。对比该过程中不同法向应力的试样发现，法向应力越大，剪切力‒剪切位移曲线的峰值强度特性越不明显，而峰值剪切力随着法向应力的增加而增加。

完整的塑性混凝土试样在经历第一个循环后试样形成了一条贯穿试样的剪切断裂面，此后的4次循环沿着这条剪切断裂面进行循环剪切。区别于第一次循环加载，第2～5次循环时，剪切力并不会随着剪切位移的增大而迅速上升，循环剪切作用导致剪切力变化模式发生改变。第一次循环以剪断为主，完整试样沿着中间发生剪断，经过峰值剪切力后，呈现应变软化的特征。第2～5次剪切循环呈现应变硬化的特征，剪切循环开始后，剪切力保持不变，经过2～3 mm剪切位移后，剪切力随着剪切位移的增大而增大，进入应变硬化阶段。在第2～5次剪切循环过程中出现了黏滑事件，而在剪切位移第一次达到10 mm时，剪切力‒剪切位移曲线并没有出现黏滑事件。此外，剪切速率同样影响着黏滑事件发生时的剪切力‒剪切位移曲线的变化特征。

2.1.2 塑性混凝土剪切破裂损伤特征

塑性混凝土试样在剪切速率为1 mm/min，法向应力分别为1.5和6.0 MPa条件下的表面损伤特征如图6所示。在低法向应力条件下，试样的剪切破裂带较窄，破裂带边缘未出现塑性混凝土剥落，磨损面积较小，细骨料呈积聚状态（图6（a））。与高法向应力条件相比，低法向应力条件下试样内部骨料结构更加松散，被剪切破裂的时候，试样基质有更大的变形空间，使试样整体受力较均匀，破裂面相对平整。而在高法向应力条件下，较大的法向压力导致内部骨料被压实，发生剪切破裂时，能量释放得更加剧烈。因此，高法向应力条件下塑性混凝土试样的剪切破裂带宽度和面积更大，破裂带边缘出现塑性混凝土剥落现象（图6（b））。剪切断裂面上的细骨料与粗骨料之间的排列与结构发生明显变化，导致出现局部应力集中现象。由图6（c）和（d）可知：在低法向应力条件下，经历多次循环剪切后，膨润土、沙子等细骨料呈积聚状态，没有包裹在破裂面的骨料上，以一种断层泥的形式存在于剪切破裂面中；而在高法向应力下，试样内部的细骨料和粗骨料受到了持续的压实作用，循环剪切作用使塑性混凝土碎屑经历了反复的碾压和变形。这种持续的压实作用导致细骨料和粗骨料之间的排列结构发生了明显变化，形成饼状。

2.1.3 法向应力对剪切破裂的影响

图7为第一次循环剪切过程中，试样在0～10 mm剪切位移范围内，不同法向应力下剪切力随剪切位移变化曲线。在低法向应力条件下，塑性混凝土剪切力曲线经历了4个阶段的演化。1）弹性阶段：剪切力随着剪切位移的增加近似线性增加。2）峰前屈服：完整的塑性混凝土试样开始沿着剪切破裂面发生塑性变形，剪切力曲线逐渐从线性变为弯曲，直到剪切力达到峰值。3）峰后失效阶段：在达到峰值应力后，完整的塑性混凝土试样被剪断，并且剪切力快速降低，直至达到残余值。4）残余阶段：试样沿着剪切断裂面发生稳定滑动，剪切力保持相对恒定。在不同法向应力条件下，峰前阶段剪切力的变化规律较为相似，具体表现为以线性趋势快速上升至峰值剪切力。然而，在峰后阶段，不同法向应力条件下剪切力随剪切位移的变化趋势表现出明显的差异，随着法向应力值的增加，剪应力从应变软化过渡到应变硬化，法向应力对完整塑性混凝土剪切力‒剪切位移曲线的影响如图8所示。

图9为不同剪切速率下第2次循环时剪切力与剪切位移关系。随着法向应力的增加，塑性混凝土应变硬化过程中剪切力的增长速率也随之增大。以剪切速率为1 mm/min为例，当剪切位移从7 mm增加到10 mm时，法向应力为1.5、3.0、4.5和6.0 MPa的剪切力分别增加了0.81%、36.84%、29.87%、79.20%。法向应力增强了塑性混凝土内部骨料间的相互作用力，在高法向应力的作用下，骨料间的接触变得更紧密，这种压实作用提高了剪切力的增长速率。

法向应力的大小显著影响了黏滑时应力的降幅。高法向应力作用下，在应变硬化过程中，剪切力会出现更为明显的应力下降。以剪切速率为4 mm/min为例，当法向应力为1.5 MPa时，沿剪切位移增大方向依次发生的5次黏滑事件对应的剪切力分别下降1.69、2.17、2.70、3.04和2.79 kN；当法向应力为6.0 MPa时，对应位置处依次发生的5次黏滑事件的剪切力降幅分别为17.60、14.66、19.14、7.33和9.62 kN。这种现象反映了塑性混凝土剪切破裂带在剪切过程中表面微凸体在剪断破裂时的突然失稳，其中高法向应力加剧了骨料间的破裂和整体力学性能的陡降。

法向应力的增加导致第2次循环剪切过程中开始应变硬化时的起始点位移增加。如：当剪切速率为1 mm/min、法向应力为1.5 MPa时，开始应变硬化时的起始点位移为1.9 mm；当剪切速率为1 mm/min、法向应力为6.0 MPa时，开始应变硬化时的起始点位移为5.1 mm。在高法向应力条件下，试样在进入应变硬化阶段之前，能够经历更大的剪切位移。这一现象表明塑性混凝土试样在经历第一次循环剪切后，再次进行剪切时具有较好应变积累能力。高法向应力下剪切破裂带的延展性增加，原因可能是骨料间的强烈嵌挤作用，使得在破裂面形成一层粉质断层泥。因此，剪切初期，剪切力没有明显增长，增大了应变硬化时起始点的剪切位移。

2.1.4 剪切速率对剪切破裂的影响

不同剪切速率条件下第2次循环剪切时剪切力与剪切位移关系，如图10所示。由图10可知：当剪切速率为3、4 mm/min时，塑性混凝土的第2次剪切呈现出应变硬化特征；而当剪切速率为1、2 mm/min时，剪切力呈台阶状增长，这对应着材料的局部软化和再硬化过程。

法向应力为1.5和6.0 MPa时应变硬化阶段曲线的局部放大，如图11所示。

由图11可知：当剪切速率为1、2 mm/min时，在剪切力在呈台阶状变化的过程中，试样发生了频繁的黏滑事件；而当剪切速率为3、4 mm/min时，试样在剪切过程中发生间歇性的黏滑事件。

较高的剪切速率条件下，塑性混凝土内部微观结构无法充分适应，导致塑性混凝土在受力时表现出一定的脆性特征，剪切带的形成更为迅速，难以形成充分的应变软化区域。与之相反，在较低的剪切速率条件下，塑性混凝土的变形更为充分，能够形成应变软化区域，从而表现出台阶式的应力增长特征。值得注意的是，这种变化在法向应力为1.5、3.0、4.5和6.0 MPa条件下均被观察到，说明与法向应力无关。

2.1.5 循环次数对剪切破裂的影响

通过分析塑性混凝土试样在循环剪切过程中剪切力随循环剪切次数的变化规律，以揭示塑性混凝土试样在循环剪切条件下的复杂力学响应。图12为法向应力为6.0 MPa时，不同剪切速率条件下第2～5次循环期间剪切力随剪切位移的变化曲线。在第2次剪切循环之前，塑性混凝土试样已经形成贯穿的剪断破裂面。第2次剪切循环开始时，由于剪切方向发生改变，剪切力首先从负值逐渐增加到0。当剪切力达到0时，剪切位移不断增加，但剪切力基本保持不变。随着剪切方向的改变对应力变化的影响逐渐减小，剪切力开始随剪切位移的增大而增大，进入应变硬化阶段。由于试样被剪断的破碎面内有沙土颗粒和骨料碎石的存在，试样在剪切过程中发生了黏滑事件，不断出现应力降。剪切速率影响着黏滑时剪切力水平的大小。剪切速率为1 mm/min时，黏滑时剪切力水平基本保持不变，而剪切速率为4 mm/min时，在剪切力增大的过程中发生黏滑事件，如图12（a）和（d）所示。

随着循环次数的增加，应变硬化时的剪切位移增大（图12（c））。第2次循环时，应变硬化时的剪切位移为4.95 mm；而第5次循环时，应变硬化时的剪切位移为5.21 mm。在循环剪切作用下，塑性混凝土剪切带的内部微观结构发生了变化，使被剪断后的塑性混凝土试样在进行位移加载时，需更大的位移才能进入应变硬化阶段。在微观层面上，随着循环剪切的进行，剪切破裂带内部被剪断的粗细骨料形成了一层断层泥，填充了剪切断裂面上凹凸不平的表面形态，使试样需更大的剪切位移才能进入应变硬化。

当剪切速率为1 mm/min时，不同循环次数下应变硬化阶段曲线局部放大如图13所示。由图13可知，随着循环次数的增加，应变硬化时剪切力的上升速率逐渐增大。这是由于在循环剪切过程中，试样内部的微观损伤逐渐积累，断裂面在压剪作用下被压实，变得更加紧密，使得应变硬化时单位位移增加所需的剪切力也随之增加。剪切位移为10 mm时的剪切力的大小并不随着循环剪切次数的增加而发生明显变化，这是由于经过多次的循环剪切，塑性混凝土断裂面的界面性质逐渐稳定，断裂面内被剪断的骨料颗粒已基本完成排列和调整。

附录A图A2为塑性混凝土试样在不同法向应力和剪切速率下正向剪切过程中，剪切力随剪切循环次数的变化趋势。可知：随着循环次数的增大，剪切力逐渐降低，且随着剪切位移的增加而变化趋于平缓，最后剪切力基本保持不变；在相同剪切位移下，剪切力随循环次数的增加而降低。然而，当塑性混凝土试样剪切位移达到8～10 mm时，剪切力的大小随着循环次数的增加几乎不发生变化。

当法向应力为4.5 MPa时，不同循环次数下剪切力随循环次数变化，如图14所示。

由图14可知，当剪切速率为3 mm/min，剪切位移为1、2、4、6、8和10 mm时，循环次数由1增加到5，剪切力分别减小了97.56%、96.03%、56.94%、28.51%、10.21%和1.33%。结果表明，随着循环次数的增加，正向剪切到相同剪切位移时对应的剪切力逐渐降低。这是因为在多次循环剪切过程中，剪切断裂面上的微凸体不断被剪断和磨平，断裂面形貌逐渐趋于平整，界面性质逐步稳定，使相同剪切位移下剪切力的降幅逐渐减小，最终基本保持稳定。

2.2 塑性混凝土卸载滑移力学特性

2.2.1 剪切滑移失稳试验结果

针对35°和40°两种锯切角度以及5和10 MPa两种围压条件下的4个塑性混凝土试样进行了卸载诱发剪切滑移失稳试验，得到的应力、位移和摩擦系数的变化曲线分别如图15和16所示。图15、16中，摩擦系数被定义为塑性混凝土结构面的剪切应力和法向应力之比。

锯切的塑性混凝土试样在加载到临界应力状态后，剪切应力保持不变，通过法向应力逐级卸载的方式诱发塑性混凝土结构面的滑移失稳（图15（a））。开始卸载法向应力前，将塑性混凝土结构面试样驱动到临界应力状态。在法向应力逐级卸载期间，剪切响应中出现间断性黏滑事件；结构面的剪切位移呈台阶式增长，即试样结构面在滑动—锁住—再滑动之间交替（图16（a））。同时，摩擦系数随剪切位移增大而逐步升高，呈现位移强化特征；当动态失稳发生时，剪切应力和法向应力迅速降低，剪切位移突增（图16（b））。

上述现象表明，卸载过程中结构面接触状态不断调整，微裂纹扩展、粗糙体嵌挤及局部破坏相互作用，共同控制了塑性混凝土试样的非均匀变形和滑移失稳过程。

2.2.2 塑性混凝土结构面磨损特征

塑性混凝土结构面的表面磨损特征是研究剪切滑移失稳行为的关键因素。图17和18为不同围压和不同角度条件下，塑性混凝土试样经历剪切滑移后结构面的磨损特征。试样在围压为5 MPa，锯切角为35°条件下，剪切滑移失稳后，沿着剪切方向出现了明显的磨损特征（图17（a）），试样结构面出现的磨损擦痕呈现出层状特征。

细骨料凝结而成的表面受到了磨损较为严重，而被锯切开的粗骨料则没有观测到明显的擦痕，这与粗骨料较高的硬度和强度有关。随着围压增加至10 MPa，并将锯切角调整为40°，在结构面剪切滑移后，被锯切的粗骨料表面也出现了擦痕，这表明在高围压条件下，试样结构面的磨损程度增加。研究结果表明，塑性混凝土试样结构面的磨损特征与骨料的分布、材料的特性以及试样外部加载条件等因素密切相关。

2.2.3 塑性混凝土剪切滑移失稳特征

当围压为10和5 MPa时，两种倾角（35°、40°）试样的剪切应力、法向应力、摩擦系数和剪切位移随时间的变化关系，图19所示。由图19可知，塑性混凝土结构面试样的剪切滑移失稳特征与倾角和围压密切相关。具体而言：在倾角为35°和40°、围压为10 MPa的工况下，试样都发生了4次黏滑事件；在倾角为35°、围压为5 MPa的工况下，观测到了1次黏滑事件的发生；在倾角为40°、围压5 MPa的工况下，连续出现了3次间隔时间很短的黏滑事件。可以发现，随着塑性混凝土试样的锯切角度增大，黏滑事件的发生频率也增加，在较高锯切角度下，试样更容易发生滑移失稳。此外，随着围压的增大，试样发生黏滑的次数也增多，这表明在高围压下，试样结构面更容易建立自锁状态。综上所述，试样的倾角和围压条件对剪切滑移失稳特征具有重要影响，在不同的倾角和围压条件下，试样的黏滑事件次数、滑移失稳的发生方式和过程都呈现出不同的特征。

不同倾角和围压下，试样在开始动态滑移时，法向应力、剪切应力和剪切位移随着围压的增大而增大。当塑性混凝土试样锯切面倾角为35°、围压为5 MPa时，开始动态滑移时对应的法向应力为8.79 MPa，剪切应力为6.35 MPa，剪切位移为2.09 mm；在倾角为35°、围压为10 MPa条件下，试样开始动态滑移时对应的法向应力为18.47 MPa，剪切应力为16.05 MPa，剪切位移为3.76 mm，分别增加了110.13%、152.76%和79.90%，表明在高围压下，试样更容易发生动态滑移。

此外，试样开始动态滑移失稳时的法向应力、剪切应力和剪切位移也随着锯切倾角的增大而增加。不同围压和倾角条件下，剪切应力峰值与试样开始动态滑移失稳时对应的力学参数如表3和4所示。

3 结 论

本文开展了塑性混凝土循环剪切与卸荷诱发剪切试验，探究了法向应力、剪切速率、剪切位移、循环次数、围压条件及倾角等对塑性混凝土剪切强度和磨损特性的影响，揭示了复杂加载路径下塑性混凝土的力学响应机制。具体结论如下：

1）在低法向应力条件下，剪切力曲线可分为弹性阶段、峰前屈服、峰后失效阶段和残余阶段；而在高法向应力条件下，峰前的剪切力演变与低法向应力条件相似，但峰后阶段受到法向应力的影响，由应变软化过渡到应变硬化。随着法向应力的增加，剪切力在应变硬化过程中的增加速率越大，应变硬化时的位移越大。当剪切速率为1 mm/min、法向应力为1.5、3.0、4.5和6.0 MPa时，剪切位移从7 mm增加到10 mm，剪切力分别增加了0.81%、36.84%、29.87%、79.20%。

2）剪切速率对塑性混凝土的力学行为有显著影响。当剪切速率为1、2 mm/min时，剪切力随剪切位移出现台阶状增长的现象，塑性混凝土呈现局部软化和再硬化；当剪切速率为3、4 mm/min时，塑性混凝土随剪切位移呈现出应变硬化。此外，剪切速率的增大导致塑性混凝土在剪切过程中的黏滑事件减少。

3）循环剪切次数的增加导致剪切力逐渐降低，并随着剪切位移的增加变化趋于平缓。循环剪切次数从第一次增加到第5次，剪切力分别为78.19、54.83、52.81、51.82和51.49 MPa；剪切力经过5次循环后降低了34.15%。此外，随着循环剪切次数的增加，应变硬化时的剪切位移增大，应变硬化时剪切应力的上升速率变大。

4）卸荷诱发剪切滑移试验显示，随着围压的增加，塑性混凝土试样的剪切位移呈台阶式增长，即试样结构面在滑动—锁住—滑动过程中交替。倾角和围压条件对塑性混凝土剪切滑移失稳特征有重要影响。具体而言，试样在开始动态滑移时，法向应力、剪切应力和剪切位移随着围压的增大而增大。相较于围压为5 MPa的工况，围压为10 MPa条件下，试样开始动态滑移时对应的法向应力、剪切应力和剪切位移分别增加了110.13%、152.76%和79.90%。

5）塑性混凝土结构面的磨损特征与围压和锯切角度密切相关，高围压条件下，结构面磨损程度增加，且在剪切滑移后沿剪切方向出现明显的磨损特征。塑性混凝土试样结构面的磨损特征与骨料的分布、材料的特性及加载条件等因素密切相关。

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基金资助

国家自然科学基金项目(51979272)