抗剪强度特性

2024-08-05

抗剪强度特性（通用8篇）

抗剪强度特性篇1

随着经济的快速发展，环境问题日益严重，矿区、工业场地重金属污染的加重使污染场地的研究及综合治理在实际工程及环境岩土工程中备受关注。例如Turer[1]对Pb(NO3)2、Zn(NO3)2和Na(OH)2污染作用下的膨胀性进行了分析。董晓强等[2]建立了受酸污染的水泥土电阻率预测公式，能较好地预测污染浓度和龄期对水泥土电阻率的影响;查甫生等[3]论述了土的电阻率理论及研究现状，表明电阻率相关参数可以较好地反映土的工程性质，在污染土中应用广泛;刘松玉等[4]关于土的电阻率室内研究以及陆晓春、孙亚坤等[5,6]关于铬污染土的电阻率研究。说明电阻率法作为一种方便，快捷，有效的测试方法，在环境岩土工程有广泛的前景。

土的抗剪强度是土的基本力学指标之一，试验选用铅作为重金属离子的研究对象，结合电阻率法研究了不同含量铅污染土的抗剪性质以及直剪过程中电阻率的变化，分析了铅含量不同对抗剪强度和电阻率的影响，以及直剪过程中电阻率的变化规律，同时分析了电阻率、抗剪强度、污染含量三者之间的关系，为工程中土体污染程度的判断和土体破坏的监测提供了理论支持和参考价值。

1 材料与方法

1.1 试验材料

试验所取土样来自太原东山某地，属Q3黄土，取土深度约为5 m。原状土的主要基本物理性质指标见表1。试验用水为蒸馏水，污染物采用硝酸铅，硝酸铅是唯一一种可溶于水的铅化物，溶解度高，迅速溶于水形成无色透明溶液[式(1)]。

1.2 试样制备

重塑铅污染土制备:取适量黄土碾碎，烘干(105℃，24 h)后过2 mm筛。并根据原状黄土的干密度和含水率计算所需土，水量。参考场地污染程度，铅离子采用五种含量，最终设计铅离子质量在干土质量中占0.0%、0.000 5%、0.005%、0.05%和0.5%，即0 mg/kg、5 mg/kg、50 mg/kg、500 mg/kg、5 000 mg/kg五种含量，将不同污染含量的硝酸铅按设计值充分溶解于蒸馏水中，得到硝酸铅溶液，将制备好的污染液与相应比例适量烘干黄土充分搅拌并闷放24 h，用压样法制得直剪试验标准样D61.8mm×H20 mm，各污染含量分别制4个平行样，用保鲜膜密封试样装袋后在标准养护室(温度(20±2)℃，相对湿度90%)养护3 d。

1.3 试验方法

固结快剪试验:试验采用应变控制式四联电动直剪仪，直剪试验严格按照《土工试验方法标准》[7](GB/T 50123—1999)进行快剪试验，以8 mm/min的剪切速率对污染土进行剪切破坏，正压力分别为σ1=50 k Pa、σ2=100 k Pa、σ3=200 kPa、σ4=300kPa，直剪仪测力环系数C=248 k Pa/mm。

电阻率测试:试验采用TH2828A精密LCR数字电桥(图1)，选取测试频率为50 Hz和50 kHz对直剪过程中的铅污染土进行实时监测，试验装置如图2。

2 试验结果与分析

2.1 铅污染土抗剪强度的变化

图3(a)为铅污染含量为500 mg/kg时土体剪应力随剪切位移的变化曲线，明显可以看到在不同的正压力下受铅污染土的剪应力在剪切过程中随着位移的增加变化规律相似，位移在4 mm之前剪应力增大较快，随着位移的不断增加，在6 mm左右剪应力趋于平缓，只是在较大的正压力下剪应力增大幅度较大，并无明显的屈服点，属于剪切“硬化”型，即在剪切过程中没有明显的剪应力衰减。其他不同铅污染含量的剪切过程剪应力和位移的变化关系与图3相似，现暂不做分析。在不同正压力下，受污染程度不同的土体剪应力也不同。现给出正压力为300 k Pa时铅污染不同的试样剪应力随位移的变化关系图3(b)，随着铅离子浓度的增加，铅在土体中形成的氢氧化铅沉淀一部分依附于土粒表面，一部分进入土体孔隙中，土颗粒和黏土矿物成分与铅离子发生吸附作用和络合作用，阻塞了土粒间的大孔隙，使土体趋于密实，改变了土体的结构从而影响了土体对外界作用力的反应能力，图3(b)显示铅离子浓度在5 000 mg/kg时，在300 kPa下的剪应力最大，其次受铅污染的土壤剪应力都不同程度比未污染的0 mg/kg试样大，说明铅污染对土体确实产生了影响[8]。

根据土力学原理[9]，在快剪试验中，剪应力出现峰值时以峰值数据作为土体的抗剪强度，未出现峰值时取4 mm时的剪应力作为抗剪强度，但铅污染土在4 mm的剪应力并不稳定，所以现在取较为稳定时6 mm处剪应力为抗剪强度。分别取铅离子含量5 mg/kg、50 mg/kg、500 mg/kg、5 000 mg/kg的对数lg C作为横轴，抗剪强度为纵轴绘出6 mm时抗剪强度和铅污染含量的在不同正压力下的关系如图4，在四种正压力下抗剪强度随污染含量变化规律基本一致，铅离子为5 mg的污染土抗剪强度明显大于未污染的土体，在5～5 000 mg的污染土抗剪强度先略有减小之后增大，上述现象的原因可能为土体加入少量的铅离子可与黏土矿物中的阳离子进行交换性吸附，依附在土颗粒表面，加强的粒子间作用力，黏聚力增加(如图5)，抗剪强度也增加;随着铅离子浓度不断增大，土颗粒与铅离子吸附达到饱和，铅离子与土壤有机质基团—SH,—NH2形成稳定的络合物，化学作用固结效应凸显出来，土颗粒凝聚成了较大的颗粒，颗粒之间相互作用力减小，黏聚力减小(图5)，抗剪强度也略有减小;当铅离子含量过高时，过量的铅离子在土孔隙中形成大量的氢氧化铅沉淀，与土颗粒相互作用增大了黏聚力和内摩擦角[10]，充当了骨架作用，颗粒间的嵌入和联锁作用产生的咬合力明显增大，抗剪强度又随着增大。

2.2 铅污染土直剪过程中电阻率的变化

在剪切的过程中测试了铅污染土在50 Hz和50 kHz的频率下电阻率的变化情况，图6所示为200 kPa下铅污染土剪切过程中电阻率与位移变化关系曲线，总体看来，铅离子含量增加，污染土的电阻率减小，且随铅离子含量增加，电阻率在剪切过程中浮动较小、变化稳定，电阻率随位移的增大呈减小的趋势，这是因为铅离子的增加使土体的导电性加强，随含量增加其导电性在土体中占主导地位，所以含量越大，电阻率越小、越稳定。比较50 Hz和50 kHz下电阻率也可明显发现，在铅离子污染浓度较低时，频率为50 kHz测试所得电阻率要比50 Hz测试值稳定，为方便探讨这一点，绘出图7，其中图7(a)～图7(e)分别表示铅污染含量为0～5 000 mg/kg的土在低频(50 Hz)和高频(50 k Hz)下电阻率变化的双Y轴曲线，其中左纵坐标为50 Hz时的电阻率，右纵坐标为50 kHz时的电阻率。

如图7所示在不同铅离子污染含量下随着剪切位移的增加，电流频率在50 Hz和50 k Hz下的电阻率都呈现先减小，在4mm之后略有增大的趋势，并且位移为4 mm左右时，电阻率最小。这是因为在快剪的过程中，土体不断受到外力的剪切，使土体在剪切面处挤压密实，孔隙水向上下两侧移动，更好的连通了导电路线，增大了土体的导电性能，电阻率随之减小，剪切位移到达4 mm后，“硬化”型的铅污染土剪应力不会立即消散，还会随着剪切位移的增加而增大，但是此时电阻率已在缓慢增加，这说明土体已完成了剪切破坏，结构性能下降，土颗粒间相互作用实际已经减弱[11]。由图可知电流频率为50 Hz的电阻率变化曲线整体趋势与50 k Hz相同但是较为波动，而铅污染土在高频(50 k Hz)下变化曲线较为平滑。据此说明采用电流频率为50 kHz测试其电阻率的变化可以较好地监测土体在剪切破坏中的破坏位移。

2.3 铅污染土抗剪强度和电阻率的关系

为研究抗剪强度与电阻率的关系，寻求一种用电阻率来表示及监测土体抗剪强度的方法，绘出图8，如图所示为铅污染土在6 mm时电流频率为50Hz下的抗剪强度与电阻率关系曲线。可以看出，不同铅污染含量的土其电阻率变化范围也不同，污染含量越高，电阻率越小，变化幅度也越小，土体中重金属的导电性起主要作用;抗剪强度与电阻率呈负相关，即同一铅污染浓度下不同正压力的土体抗剪强度随电阻率的增大迅速减小，污染浓度越大减小的越快，其曲线斜率越大。这是由于垂直压力增大，土体被压紧密实，增加了离子的导电路径与有效导电离子量，所以抗剪强度增加，电阻率减小，当铅离子含量过大，土体导电性能中铅离子的导电性能占据主导作用，会导致电阻率对土体结构变化反映不明显，所以变化幅度较小。结合2.1节及2.2节给出直剪试验汇总(表2)，在一定程度上可以采用电阻率来监测判断土体的污染含量及抗剪强度。

3 结论

通过对不同含量铅离子污染下的重塑土抗剪强度以及电阻率的研究，分析在直剪过程中电阻率的变化规律，得出结论如下:

(1)铅污染土的剪应力随着剪切位移的增加而增大，且没有明显的屈服点，属“硬化型”。不同铅污染程度的土体抗剪强度比未污染土体抗剪强度大。

(2)在不同正压力下，铅离子为5 mg的污染土抗剪强度明显大于未污染的土体，在5～5 000 m的污染土抗剪强度先略有减小之后增大，黏聚力变化与此相似。铅污染土的抗剪强度与电阻率呈负相关。

(3)铅污染含量越大，污染土电阻率越小，在直剪过程中，电阻率先减小后略有增大，采用电流频率为50 kHz的电阻率能较好的判断铅污染土的剪切破坏位移。

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抗剪强度特性篇2

关键词：沥青混合料;单轴贯入试验;黏聚力;抗剪强度

中图分类号：U414 文献标识码：A

ResearchontheShearStrengthandStandardofGussasphalt

QIANZhendong，JINLei，ZHENGYu

（IntelligentTransportationSystemInstitute，SoutheastUniv，Nanjing，Jiangsu210096，China）

Abstract：Basedonuniaxialpenetrationtestsandunconfinedcompressivestrengthtests，theeffectofloadingrate，asphaltaggregateratio，temperature，gradationtypes，andasphalttypesontheshearstrengthofgussasphaltwasanalyzed.Throughfiniteelementnumericalcalculationforastructureofsteelbridgedeckpaving，theshearstrengthparametersofgussasphaltwereobtainedandstandardcurvesoftheshearstrengthunderdifferentloadsweredrawn，andshearstrengthindexeswereverifiedwithexperiments.Theresultsshowthat，becauseofitsmaterialcompositioncharacteristics，theshearstrengthparametersofgussasphaltpresentacertainspecialvariationlawundertheinfluenceofdifferentfactors.Althoughgussasphaltmeetstheshearstrengthrequirementsunderloadconditions，lackofcohesiveforcewillcauseshearflowdeformationofthemixture.Whentheshearflowdeformationofthemixturecausedbyinsufficientshearstrengthwasanalyzedingussasphaltpavingdesign，parameterssuchascohesiveforceandfrictionangleshouldalsobeconsidered.

Keywords：asphaltmixtures;uniaxialpenetrationtest;cohesiveforce;shearstrength

浇注式沥青以其独特的防水、抗老化性能、抗疲劳性能及对钢桥面板优良的追从性，在国内外被广泛地应用于桥面铺装.然而，车辙变形已成为浇注式沥青铺装主要破坏形式之一，严重影响了行车安全.除交通量的增大，渠化行车，超载现象严重等因素外，混合料自身高温稳定性不足也是车辙形成的主要原因.美国公路战略研究计划（SHRP）等研究结果表明，沥青混凝土的高温稳定性与抗剪强度关系密切，沥青路面的剪应力大小和沥青混合料的抗剪强度决定了车辙的发生[1-2].因此，为了深入评价浇注式沥青混合料的高温稳定性能，对其抗剪强度的研究尤为重要.

抗剪强度作为沥青混合料一项重要指标，国内外研究者围绕沥青混合料抗剪强度参数计算理论[3]、沥青混合料抗剪强度试验方法[4-5]以及沥青混合料抗剪强度影响因素[6-8]等方面进行了大量研究，但这些研究较多是以沥青路面材料中的普通沥青或一般改性沥青混合料为对象来分析混合料的抗剪强度，至于沥青混合料抗剪强度对混合料高温性能的影响很少涉及.《美国加州路面设计规范》虽然提出了抗剪强度指标，但其主要针对基层参数，并未提及对混合料性能影响[9].中国颁布的《城镇道路路面设计规范》[10]中虽然增加了沥青面层的抗剪强度指标，但并无统一的标准.对浇注式沥青混凝土高温性能影响因素的分析，已有研究主要从材料和结构[11]、施工工艺[12]等方面来开展，很少涉及抗剪强度这一因素;此外，铺装工程中广泛采用贯入度及车辙试验来评价浇注式沥青混凝土高温稳定性能，抗剪强度指标往往未引起重视.实际上浇注式沥青混合料孔隙率几乎为零，其抵抗永久变形能力主要由混合料的抗剪强度决定，在浇注式沥青铺装结构设计和混合料设计中，充分考虑混合料抗剪强度并建立抗剪强度标准显得十分迫切.因此，本文采用单轴贯入试验和无侧限抗压强度试验分析了加载速率、油石比、级配类型、温度、沥青种类对浇注式沥青混合料的抗剪强度的影响，从力学机理上更深入地研究浇注式沥青混合料的高温稳定性能，并建立典型的钢桥面铺装有限元模型对浇注式沥青混合料抗剪强度标准进行了探讨，为实际铺装工程中浇注式沥青铺装结构和混合料设计提供指导.

1抗剪强度试验

1.1试验方案

试验中分别采用30#沥青和SBS改性沥青作为基质沥青按不同条件配制浇注式沥青混合料（分别简称30#GA和SBSGA），为了提高混合料高温稳定性，根据已有研究及实际工程情况，混合料配制过程中均以7∶3的质量比掺入特立尼达湖沥青（TLA），混合料采用的两种级配形式如表1所示.试验测定的基质沥青主要技术指标如表2所示.文献[13]指出由三轴试验数据确定抗剪强度参数黏聚力和摩擦角，存在着诸多方法与争议.本文采用单轴贯入试验获取材料的内部剪应力，并补充平行试件进行无侧限抗压强度试验获取加载压应力.通过两者试验结果，结合莫尔库伦理论进行力学分析，可计算出混合料的抗剪强度参数：混合料黏聚力c和混合料摩擦角φ值.

单轴贯入试验与无侧限抗压强度试验均采用直径×高度=100mm×100mm圆柱体浇注式沥青混合料试件，单轴贯入试验、无侧限抗压强度试验分别如图1和图2所示，其中单轴贯入试验采用直径为28.5mm的压头作用于圆柱体试件上.考虑混合料受力的最不利情况，尽量模拟静载作用，除考虑加载速率因素的试验外，本文其他试验均采用1mm/min的加载速率.

1.2抗剪强度参数求解

利用力学分析计算单轴贯入试验强度参数方法[5]，可以对浇注式沥青混合料抗剪强度进行研究.如果能通过有限元求解单位贯入强度（1.0MPa）下的强度参数，则单轴贯入试验中各主应力的大小可通过贯入试验的力乘以相应强度参数求得.利用ABAQUS建立相应的力学模型如图3所示，材料泊松比取0.35，在圆柱体圆心位置施加大小为1.0MPa圆形均布荷载.

有限元计算求解出1.0MPa下的第1主应力为-0.184MPa，第3主应力为-0.857MPa，最大剪应力为0.337MPa.依据莫尔库伦理论，单轴贯入试验和无侧限抗压强度试验得到两组σ1，σ3可以绘出两组莫尔圆，由几何关系求得混合料的摩擦角φ和黏聚力c分别为：

φ=arcsinσ1-σ3-σuσ1+σ3-σu;c=σu21-sinφcosφ.（1）

式中：σ1为贯入试验求得的第1主应力;σ3为贯入试验求得的第3主应力;σu为无侧限抗压强度试验的压应力.

2试验结果分析

2.1加载速率

加载速率是单轴贯入试验和无侧限抗压强度试验的重要试验参数之一，不同的加载速率相当于不同的车速荷载作用，按级配Ⅱ配制油石比为9.0%的SBSGA，在40℃试验温度条件下，分别进行1，2，3，4mm/min4种加载速率的试验，试验结果如图4所示.

随着加载速率的增大，摩擦角是先增大后减小;黏聚力则是先减小后增大，但总体的变化幅度不大.低速加载相当于慢速车载作用，车载作用时间越长，对混合料的损伤也就越大，因此在1mm/min加载速率时，混合料剪切强度最小.随着加载速率逐渐增大，荷载对混合料的冲击逐渐加剧，集料之间的磨挤作用也在加剧，所以摩擦角在逐渐增大，但这种磨挤作用达到一定程度后，集料之间摩阻力难以承受越来越大的荷载所带来的冲击效果，集料就会发生磨碎，导致摩擦角减小.同时，试验过程中发现随着加载速率的增大浇注沥青混合料的剪切强度逐渐增大，试件裂纹的长度和宽度逐渐增加，这是由于在较高加载速率的情况下，虽然其抗剪强度较大，但是由于较快的加载速率能使混合料所受到的剪应力快速增长，达到最大剪切强度后快速滋长裂纹.

2.2油石比

以0.2%的间隔设计了5个油石比类型，按级配Ⅱ配制30#GA，在60℃试验温度条件下进行试验，试验结果如图5所示.

混合料的黏聚力随着油石比的增大而逐渐增大，在9.0%以后，增长趋势有所减缓，与普通沥青混合料相比黏聚力不会在最佳油石比附近出现一个峰值，这是因为浇注式沥青混合料的矿粉和细集料比例大，需要较多的沥青与之相互吸附形成沥青胶浆来加强混合料的黏聚力，但是矿粉和细集料的含量是一定的，当沥青含量大到一定程度，其黏聚力增大的幅度减小.浇注式沥青混合料摩擦角本身就比普通沥青混合料小，不像普通沥青混合料一样随着沥青含量的增大有先增大后减小的过程，因为浇注式沥青混合料是一种悬浮密实结构，粗集料之间的嵌挤作用比普通沥青混合料小得多，靠增大沥青与骨料的黏聚力来提高粗集料结构嵌挤效果的余度几乎没有，较高的沥青含量只会增大粗集料表面的油膜厚度，对集料起到了润滑效果，摩擦角就越来越小.

2.3级配

分别按级配Ⅰ、级配Ⅱ配制油石比9.0%的30#GA，在40℃试验温度条件下进行试验，试验结果如表3所示.

由于Ⅰ级配的粗细比（0.564）小于Ⅱ级配的粗细比（0.725），前者的摩擦角小于后者.Ⅰ级配的粗细比较小，细集料较多容易形成有效的沥青胶浆，因此Ⅰ级配的黏聚力和剪应力均大于Ⅱ级配.

2.4温度

浇注式沥青混合料是一种对温度极其敏感的材料，有研究表明温度对浇注式沥青混合料高温性能影响权重仅次于沥青种类.按级配Ⅱ配制油石比为9.0%的30#GA，分别在20，40，60℃3种温度水平下进行试验，试验结果如表4所示.

黏聚力和摩擦角均随着温度的上升而下降，从20℃至60℃，剪应力下降了64.6%，这说明浇注式沥青混合料是一种温度敏感性很强的材料.常温条件下，浇注式沥青混合料的抗剪强度高达1.869MPa，相比一般的普通沥青混合料高.

2.5沥青种类

沥青种类是浇注式沥青混合料的高温性能影响因素中最主要的因素.按级配Ⅱ配制油石比为9.0%的30#GA和SBSGA.在60℃试验温度条件下进行试验，试验结果如表5所示.

30#GA抗剪指标均优于SBSGA，这是因为浇注式沥青混合料的拌合温度很高（230～240℃），远大于SBS改性沥青的老化温度，SBS改性剂在高温条件下，丧失了其改性的作用.

3抗剪强度标准

沥青混合料的抗剪强度不足是引起混合料剪切流动变形的内在原因，为了研究钢桥面铺装中浇注式沥青混合料的抗剪强度标准，参考文献[14]中正交异性钢桥面板铺装有限元建模方法，建立典型钢桥面铺装复合体系作用有限元模型如图6所示.模型采用下层35mm浇注式沥青混合料+上层25mm环氧沥青混合料的铺装结构，分别计算出0.7，0.9，1.1MPa3种荷载条件下最大剪应力沿厚度方向分布规律如图7所示.

由图7可知，3种荷载条件下的最大剪应力位置均出现在浇注式沥青混合料结构层内，因此在铺装设计中必须对浇注式沥青混合料的抗剪强度予以足够的重视.铺装结构层中的最大剪应力，以及在最大剪应力点的第1主应力、第3主应力计算结果如表6所示.

根据摩尔库伦理论，当材料中某一点处于平衡时，可以推导出材料破坏面上的剪应力、正应力与最大主应力、最小主应力、破坏面与最大主应力的夹角之间的关系，如式（2）所示.

τmaxcosφ=c+12σ1+σ3-σ1-σ3sinφtanφ.（2）

浇注式沥青混合料抗剪强度τ0与式（2）计算出的最大剪应力τmax需满足式（3）的要求：

τmax≤τ0n.（3）

式中：n为安全系数，取1.2.分别在0.7，0.9，1.1MPa3种荷载条件下，对式（2）中选取不同的φ，即可得到不同的c值，绘制出浇注式沥青混合料应满足的抗剪强度标准曲线，如图8所示.

φ/（°）

选取30#GA进行单轴贯入试验和无侧限抗压强度试验，对混合料抗剪强度指标进行验证.依据试验结果分别计算得到混合料黏聚力c和摩擦角φ：c=0.279MPa，φ=26.65°，为避免产生车辙，一般对沥青混合料摩擦角要求不小于25°.从图8中可以看出，该浇注式沥青混合料配合比在考虑1.2的安全系数条件下，能满足0.7MPa，0.9MPa荷载条件下的抗剪强度要求，且该配合比的混合料摩擦角也大于25°，然而在1.1MPa荷载条件下，虽然抗剪强度能满足要求，但是其黏聚力c是不满足要求的.这说明在该荷载条件下，混合料虽然不足以发生一致性剪切破坏，但是由于内部的黏聚力不足，混合料已经开始发生流动变形.由此可见，为了防止浇注式沥青混合料发生剪切流动变形，在铺装结构和混合料设计中考虑抗剪强度的同时还需考虑抗剪强度参数c和φ.

4结论

1）由于自身材料组成特点，浇注式沥青混合料在不同因素影响下抗剪强度参数呈一定特殊的变化规律.随着加载速率的增加而增大，混合料摩擦角先增大后减小，黏聚力先减小后增大;随着油石比的增大，摩擦角减小，黏聚力逐渐增大;较细的级配混合料抗剪强度和黏聚力均较大;混合料抗剪强度随着油石比或温度的升高明显降低;相同条件下，30#GA的抗剪强度指标均优于SBSGA.

2）荷载作用下浇注式沥青混合料的抗剪强度满足要求时，其黏聚力大小可能无法满足要求，混合料虽然不足以发生一致性剪切破坏，但是由于内部的黏聚力不足，混合料已经开始发生流动变形.在铺装结构和混合料设计中考虑抗剪强度的同时还需考虑抗剪强度参数c和φ.

3）本文未针对不同的复合铺装结构形式，提出详细考虑抗剪强度的浇注式沥青铺装结构和混合料设计方法，还有待后续深入研究.

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抗剪强度特性篇3

关键词：红黏土,抗剪强度,含水率,直剪试验

红黏土在我国南方地区分布广泛,其具有高液限、上硬下软等特点,我国《岩土工程勘察规范》等将红黏土划分为特殊土[1]。引起红黏土上硬下软的主要因素是土体含水率沿深度变化大,而土体强度特性与含水率密切相关[2]。研究表明:随土中含水率增大,土体抗剪强度减小。研究不同含水率条件下红黏土的强度特性具有重要意义。

目前,国内外许多学者对不同含水率条件下土体的强度特性进行了研究,如国内党进谦、李靖等曾采用直剪仪对不同含水率条件下黄土的强度特性进行了试验研究[3],试验结果表明,含水率条件对土体粘聚力影响显著,对内摩擦角影响不大。但关于红黏土在不同含水率条件下的强度特性规律研究较少,为此,本文拟对其进行试验研究,以期获取有益的结论。

1 试验方案

1.1 取样与制样

1)在长沙市南部某工程场地中取红黏土50 kg;2)用标准筛筛选5 mm以下土样,等分十份,1号土样保持天然含水率,其余土样按25 mL的水逐级增加注入;3)试验土样加水调匀后,密封静置24 h后采用烘干法测量土样含水率;4)采用环刀制样,环刀高为20 mm,直径为61.8 mm。

1.2 试验过程

1)含水率测试试验[4,5]:首先从土样中选取具有代表性的试样10 g～20 g,分别放入两个称量盒(恒质量、铝制),立即盖上盒盖,称盒加湿土质量,准确至0.01 g。打开盒盖,将试样和盒一起放入烘箱内,在温度105 ℃～110 ℃下烘10 h。将烘干后试样和盒从烘箱中取出,盖上盒盖,放入干燥器内冷却到室温,称盒加干土质量,准确至0.01 g,然后根据式(1)计算含水率:

其中,w为试样含水率,%;m为试样湿质量,g;md为试样干质量,g。

2)直剪试验[6,7]:将制备好的试样装入应变控制式直接剪切仪的剪力盒中,试样上下两面均依次为不透水的薄塑料垫和透水石。由于土样处于非饱和状态,剪切盒上的活塞周围用与试样含水率相近的湿棉布围住,以防止试样水分发生较大变化。试样装好后分别加载,每组试验取4个试样,分别在100 kPa,200 kPa,300 kPa和400 kPa的垂直压力下,以0.8 mm/min～1.2 mm/min的速率进行剪切(4 r/min～6 r/min的均匀速度旋转手轮),使试样在3 min～5 min内剪损,获得每级垂直荷载下的最大剪力。

1.3 试验结果与分析

室内试验的测试数据如表1～表3所示。因含水率对土体内摩擦角影响不大,故表3中仅列出土体粘聚力值的测试结果。由表3中可见,随着红黏土含水率的增大,其抗剪强度减小。根据非饱和土理论可知,这是由于含水率增大导致土体基质吸力减小引起的。

相应于不同法向压力条件,各土样抗剪强度随含水率的变化关系如图1所示。由图1可知,各级法向压力条件下,土样抗剪强度与含水率间线性关系较好,用直线拟合后相关系数均达到0.96以上,可以近似的认为在某一法向应力下,抗剪强度与含水率成正比。这一规律符合非饱和土抗剪强度基本公式。

2 结语

1)进行了不同含水率条件下红黏土抗剪强度试验。试验结果表明,非饱和土的抗剪强度随含水率的增大而减小。2)随着红黏土含水率的增大,其粘聚力呈减小的趋势。3)各级法向应力作用下,土体的抗剪强度与含水率之间可近似用直线关系描述。

参考文献

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论多孔砖砌体抗剪强度原位检测篇4

1 原位双剪法检测的方法与特点

国家标准《砌体工程现场检测技术标准》[2]推荐了两种砌体抗剪强度检测方法:原位单剪法和原位单砖双剪法。原位单剪法检测结果的可靠性较好, 但测点必须布置在窗台位置;因荷载对中要求较高, 需现场浇筑混凝土传力件且养护, 检测周期很长;另外, 检测结果受割槽时振动影响较大, 故对现场检测的适用性较差。对于原位单砖双剪法, 由于实际工程中竖向灰缝饱满度差异很大, 检测结果的精度大受影响;试件尺寸仅为标准试件的1/3, 尺寸效应的影响较大;虽然该方法测点布置的范围较大, 但试件上部不通过开槽等方法卸荷时, 检测结果受垂直压应力的影响很大, 对低强度砂浆特别如此, 故原位单砖双剪法的检测结果可靠性相对较差, 砂浆强度低于5MPa时误差较大, 且该方法仅适用于检测普通砖砌体的抗剪强度。

原位双砖双剪仪是专为研究多孔砖砌体抗剪强度原位检测技术设计的实验仪器, 已获得了国家专利 (ZL200320109749.7) [3]。原位双砖双剪仪为液压便携式结构, 其主机为一个附有活动承压钢板的“小型千斤顶”, 主要技术指标:额定负荷为75k N;最大行程为25mm;测力允许误差为±3%, 适用于240mm厚的多孔砖墙体抗剪强度现场原位检测。试验前首先在墙体上和测点水平相邻处开凿出一砖的位置孔洞, 清除孔洞四周灰缝, 并且掏空测点另一端的竖向灰缝。开凿清理过程中应尽量避免扰动试件。原位双砖双剪仪主机放入孔洞中, 应使其承压板与试件砖块的受压面重合, 且其轴线与砖墙的中轴线吻合。

试验加载时, 首先进行试加载试验, 试加载取值为预估破坏荷载的10%, 用来测试加载系统的灵活性和可靠性, 以及原位双砖双剪仪的承压板和试件砌体受压面接触是否紧密。经试加荷载测试系统正常后卸载, 开始正式测试。正式测试时, 匀速连续施加水平荷载, 直至试件和上下砌块之间产生相对位移, 试件达到破坏状态, 测得极限抗剪强度。加荷的全过程宜为1~3min。整个试验中的加载方法, 完全按照现行标准《砌体工程现场检测技术标准》进行, 以求得到标准试验条件下的试验结果。砌体标准抗剪试件的抗剪强度试验在压力机上进行。

2 抗剪强度原位检测试验现象描述[4]

试验加载开始后, 能够听到原位双砖双剪仪承压板与砌块受压面之间, 以及原位双砖双剪仪后面的木垫块由于受压变形后发出的声音。随着荷载均匀稳定地增加, 油压表指针稳步增加, 当荷载达到极限荷载时, 听到嘣的一声, 被推试件砌块与相邻砌块之间沿砂浆面有明显错位移动, 此时油压表指针几乎完全回落, 说明完全卸载。破坏发生前没有明显的预兆, 几乎是突然发生的。

3 分析

在抗剪测试点上部均压σ0为零时, 原位检测试件的抗剪强度试验实测数据比较离散, 反映出抗剪强度受施工工艺影响的自身特性。分别求平均值可以看出, M5和M10等级砂浆的原位抗剪强度未有较大的差异, 取两者的平均值为0.316MPa。M5和M10等级砂浆砌筑的标准抗剪试件检测的数据比较接近, 取两者的平均值为0.217MPa。

原位抗剪试验结果与标准试件抗剪试验结果进行对比, 原位双剪试件的抗剪强度高于标准试件的抗剪强度[5]。这可归结为尺寸效应的影响, 实际上标准试件的剪切面积为240mm×370mm, 在受剪面上需通过一条竖缝传递剪应力, 由于竖缝往往不密实, 剪切面上的剪应力分布趋于更不均匀。原位剪切时的剪切面积为240mm×240mm, 两个顺砖上下剪切面上的剪力无需竖缝传递, 剪应力相对均匀, 这是双砖双剪抗剪强度高于标准试件抗剪强度的原因。

砌体的剪切强度与测试点上部均压Σ0有关, 本次试验试图在σ0不全为零的情况下进行, 但由于多孔砖端面的局部承压强度不能满足千斤顶的压力而破坏, 使得在有σ0的作用下抗剪极限强度的准确值很难真实测到。建立试验墙体抗剪有限元模型, 通过对整个加载历程的分析, 可以得到在不同荷载子步下剪切面上的应力分布。由于标准试件和原位试验中的试件剪应力分布不同, 使得两者有不同的剪切强度, 无论是标准试件剪切还是原位抗剪试验中试件剪切, 剪应力在试件两端远大于试件中部, 由于标准试件在中部大范围内的剪应力很小, 而原位剪切试验试件在中部大范围内的剪应力很大, 因此原位剪切试验试件的剪切强度高于标准试件的剪切强度。标准试件和原位剪切破坏面上的剪应力分别对其作用面进行积分, 然后将它们相比较, 得到标准试件剪切强度和原位剪切强度的比值为0.691, 与其试验的统计值0.687比较接近。

4 结论

均压σ0为零情况下的原位双砖双剪的抗剪强度试验, 破坏面沿着砂浆面错动, 破坏突然发生, 没有明显的预兆, 由于剪力的传递路线相对于标准试件抗剪强度试验单一, 其剪应力分布较均匀, 抗剪强度高于标准试件的抗剪强度。σ0不为零时的原位抗剪试验, 由于σ0的影响, 抗剪试件的破坏强度大于多孔砖端面的局部承压力, 使得多孔砖端面的局部承压强度不能满足千斤顶的压力而破坏, 使得在有σ0的作用下抗剪极限强度的准确值很难真实测到。本次抗剪试验给出σ0为零情况下的试验值和标准抗剪试验值之间的对比值为0.687。而σ0对于抗剪强度的影响在没有充分试验数据情况下, 仍采用现行砌体工程现场检测技术标准的给定值0.7, 则砌体原位双砖双剪的抗剪强度与标准试件的抗剪强度两者之间的换算公式为:

考虑在σ0较大时砖端面的局压破坏先于砌体灰缝的抗剪破坏, 可采用释放σ0的方案, 则两者之间的换算公式为:

式中:fvi为标准试件的抗剪强度 (MPa) ;Vi为墙体抗剪实测值 (N) ;Avi为墙体单面抗剪面积 (mm2) ;σ0为抗剪测试点上部均压 (MPa) 。

在原位试件抗剪强度试验及标准试件抗剪强度试验的有限元模拟计算中, 两者都是沿砂浆面的剪切滑移破坏, 但是滑移面上的剪应力分布不同, 相比较而言标准试件在中部大范围内剪应力很小, 而原位剪切试验在中部大范围内剪应力很大, 使得原位剪切强度高于标准试件剪切强度。砌体的抗剪强度性能是进行结构可靠性及抗震性能鉴定的重要力学参数, 若采用测试砂浆强度进而推算抗剪强度的检测方法, 难以计入施工质量的因素, 因而采用现场原位直接在砌体上检测抗剪强度的方法更为准确、可靠。原位双砖双剪检测方法填补了我国测定多空砖砌体抗剪强度方法的空白, 已作为科研成果通过评审鉴定为国内领先水平, 并将作为《砌体工程现场检测技术标准》 (GB/T50315-2000) 的补充条文。它与现行所采用的原位单砖双剪检测方法相比, 排除了竖向灰缝的干扰, 使测量结果更符合实际情况, 且因剪切面积为240mm×240mm, 更好地消除了尺寸效应。该检测方法在数十项工程上进行了砌体抗剪强度的实测工作, 表明能综合反映材料性能及工程砌筑质量, 具有结果直观可靠, 适用性强和易于推广的优点, 无论在已有建筑物的质量鉴定或工程质量事故处理上, 以及新建工程的施工质量验收方面都将具有较好的应用前景。

原位双剪法适用范围广泛, 是一种检测砌体抗剪强度的可靠方法, 检测的试件约束条件明显好于标准砌体抗剪试件, 故其检测的抗剪强度也明显高于砌体抗剪强度标准试验结果。原位双剪法克服了原位单剪法及原位单砖双剪法的一些缺点, 其检测结果的可靠性甚至可超过砌体抗剪强度标准试验结果。

参考文献

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抗剪强度特性篇5

随着建设资源节约型社会工作的逐渐深入,实心黏土砖逐渐退出建材市场,具有节地、利废、施工方便、综合造价较低等显著优势的混凝土空心砌块得到了规模化生产和广泛应用,但其易开裂、易破损、保温节能效果差等问题也受到了普遍关注。针对普通混凝土空心砌块的一系列缺陷,山东农业大学自主研发了系列新型节能承重混凝土空心砌块,该砌块在普通混凝土空心砌块的基础上对孔洞结构形式进行了优化,在减少热桥路径的同时又延长了单条热桥路径的长度,使其热阻增大,保温效果明显[1]。该砌块已列入住房城乡建设部和科技部联合推荐的《村镇宜居型住宅技术推广目录》和《既有建筑节能改造技术推广目录》。

节能承重混凝土空心砌块作为一种新型多排孔砌块,国内规范对于多排孔混凝土砌块抗剪强度计算给出统一规定, 但节能承重砌块其肋壁较薄、内部空洞不连续,内置秸秆压缩块及灌注芯柱等因素对抗剪强度影响仍需探讨。此外,砌体的抗剪强度是砌体抗震验算的重要指标,其取值合理与否直接影响结构的可靠度,因此,开展抗剪性能试验研究具有重要的现实意义。

1 试验概况

本试验依照GB/T 50129—2011《砌体基本力学性能试验方法标准》[2],利用新型节能承重混凝土空心砌块中的基本型和半角型(如图1),制作了三组18 个抗剪(试件)(如图2)。

1.1 试验材料

(1)新型节能承重混凝土空心砌块

试验所采用的新型节能承重混凝土空心砌块( 如图1) 的基本结构构造如下: 基本型尺寸为390mm×240mm×190mm(长×宽×高),半角型尺寸为190mm×240mm×190mm(长×宽×高);孔洞分为三排,即两侧的条形孔洞及中间的矩形孔洞,三排孔洞可内置相应尺寸的秸秆压缩块,其中矩形孔洞也可灌注芯柱,形成有效的构造措施。

(2)秸秆压缩块

秸秆压缩块为山东农业大学自主研发的内置保温材料,由粉碎的小麦秸秆、石灰、洁净水按照最优的配比,经混合搅拌均匀,经秸秆块压缩成型机冷压而成。秸秆压缩块填充到混凝土空心砌块内部,对混凝土空心砌块保温性能的提高具有突出作用,且能加强混凝土空心砌块传热性能的稳定性[3]。

1.2 试验方案

本试验主要考虑秸秆压缩块、灌注芯柱两个因素,设计抗剪试件三组,每组6 个,分别为WG系列(未灌芯、未内置秸秆块)、FJ系列(未灌芯、内置秸秆块)、GX系列(灌芯、内置秸秆块),抗剪试件基本情况见表1。通过对三组试件开展抗剪性能试验研究,对比分析三组砌体的破坏特征、开裂荷载及极限荷载,总结砌体抗剪强度影响因素及剪切破坏机理;对试验值进行回归分析,对抗剪强度公式进行回归分析。

1.3 试件制作

由于三皮砌块砌体试件能够反映实际墙体受力状态[3],因此,试件采用三皮砌块砌体形式。试件制作过程严格按照GB/T 50129—2011 及JGJ/T14—2011《混凝土小型空心砌块建筑技术规程》[4]进行。试件砌筑完毕时,在顶部放置一皮砌块,平压时间不少于14d。并将构件的受剪承压面用1:3 的砌筑砂浆找平, 保证加载时试件的上下面互相平行,试件示意图如图3 所示。

2 试验加载及破坏形态分析

抗剪试件加载装置采用上海申克试验机有限公司生产的电液式万能试验机,型号WA-1000B,最大试验力1000k N,示值准确度1 级,加载过程按照GB/T 50129—2011 相关规定进行,试验时将试件翻转90°放置在试验机承压板上, 试件的中心线与试验机轴线重合;试验采用匀速连续加荷方法,避免冲击,试件按照在1~3min内破坏进行控制,当有一个受剪面被剪坏即认为试件破坏。

三组试件的破坏形态有明显的相似之处,加载过程中砌体外壁均没有明显的开裂及裂纹发展,破坏形式有单面破坏(如图4)和双面破坏(如图5)两种,且大部分为双面破坏。

其中,WG系列(未灌芯、未填放秸秆块)、FJ系列(未灌芯、填放秸秆块)从灰缝开裂到试件破坏,荷载几乎不增加, 表现出明显的脆性破坏特征,破坏是瞬间出现的,具有突然性,这主要是因为砌块砌体的抗剪强度由受剪面即灰缝提供,灰缝的厚度比较薄, 砌体灰缝开裂后试件抗剪承载力迅速下降,砌块脱离,试件即刻被破坏。但后者相比前者,加载时间有所延长,分析其原因是填放秸秆块增加了受剪面的面积,提高了砌体的抗剪承载力。

GX系列(灌芯、填放秸秆块)试验加载过程中,灌芯试件的破坏过程出现良好的延性,这点也可以从表4 中初裂荷载与破坏荷载的比值Pcr/Pμ的平均值为0.804 看出。破坏过程中,灰缝处首先开裂,逐渐可以观察到灰缝和砌块发生了分离,灰缝随之退出工作,继而由芯柱承担主要荷载,随着加载的继续,最终达到极限荷载,芯柱被剪断,砌块脱离,试件完全破坏。

3 砌块砌体抗剪强度平均值计算公式回归分析

根据GB/T 50129—2011,砌体沿通缝截面抗剪强度试验值按公式(1)计算:

式中: fv,i为试件沿通缝截面的抗剪强度,MPa;NV为试件的抗剪破坏荷载值,N;A为试件一个受剪面的面积,mm2。

根据GB 50003—2011《砌体结构设计规范》[6]相关规定, 空心砌体抗剪强度平均值的计算公式(2)和单排孔灌孔砌体抗剪强度设计值计算公式(3)分别如下:

式中: fv,m为试件抗剪强度平均值,MPa;k5为与砌体种类有关的参数, 对于混凝土砌块砌体取0.069;f2为砂浆抗压强度平均值,MPa。

式中: fvg为灌孔砌体抗剪强度设计值,MPa; fg为灌孔砌体的抗压强度设计值,MPa。

3.1 WG系列抗剪强度平均值计算公式回归分析

通过公式(1)计算得到WG系列砌块砌体抗剪强度试验值fv,i列于表2 中,从表中可以得到试验值fv,i的平均值为0.173MPa,变异系数为0.131,说明试验值的离散性较大。通过公式(2)计算得到FG系列砌块砌体抗剪强度平均值fv,m为0.190MPa列于表2中。然后得到规范值fv,m与试验值fv,i的比值即:fv,m/fv,i列于表2 中,经数据回归分析,将公式(2)中的系数k5修正为k5-1=0.063, 利用修正后的系数k5-1,再次计算抗剪强度平均值记为调整值fv,m1, 并计算调整值fv,m1与试验值fv,i的比值即, 得到变异系数为0.014, 相比变异系数0.131 大大减小, 说明与试验值吻合良好,因此,将k5修正为0.063。

3.2 FJ系列抗剪强度平均值计算公式回归分析

同样,对FJ系列砌块砌体的抗剪平均强度计算公式进行回归分析, 计算结果列于表3 中, 通过对fv,m1/fv,i与fv,m/fv,i变异系数进行比较,0.094 较0.097相差不大,综合考虑了混凝土空心砌块砌体受剪强度的离散性、试验方法以及砌筑施工操作水平等因素影响,仍保留规范建议值0.069。

3.3 GX系列抗剪强度设计值计算公式分析

规范规定对于单排孔砌块灌孔砌体利用公式(3)计算其抗剪强度设计值,而对于多排孔砌块灌孔砌体则没有明确规定,为分析得出新型混凝土砌块灌孔砌体抗剪强度设计值计算公式,现仍利用公式(3) 计算GX系列抗剪强度设计值fvg列于表4中,通过计算fvg/fv,i的平均值为0.832,说明公式(3)得出的抗剪强度设计值小于试验值。将公式(3)及试验值绘于图6 中, 可以看出试验值大于设计值,试验值均位于图线的上方,说明试验值位于抗剪强度安全一侧,所以仍可沿用公式(3)计算新型混凝土砌块灌孔砌体抗剪强度设计值。

4 抗剪性能机理分析

(1)由抗剪性能计算(如表2~表4)得出各组砌块砌体的平均抗剪强度为0.173MPa(WG系列)<0.191MPa(FJ系列)<0.852MPa(GX系列),呈现递增的趋势,说明灌注芯柱和内置秸秆压缩块可有效提高抗剪性能。

(2)由表2 及表3 可得试验实测抗剪强度平均值分别为0.173MPa (WG系列)、0.191MPa (FJ系列), 内置秸秆块后的砌体抗剪强度提高约10.4%,说明内置秸秆块可一定程度上提高砌体抗剪强度。

分析其主要原因是因为内置秸秆块使得受剪面接触面积较空心砌块大大增加,致使在砌筑过程中灰缝的饱满度得到有效保证,并且秸秆块处也可以相对黏结,对周围的砂浆得以约束,从而使得砌体的抗剪强度得以提高。

(3) 抗剪强度虽然有所增强但并没有大幅提高,分析原因是因为秸秆压缩块是一种纤维复合材料,弹性模量较小,与砂浆并没有良好的黏结性,致使砌块和砂浆的有效接触面积主要还是由砌块壁肋提供,即砌块与砂浆之间的切向黏合力与砌块和砂浆之间的有效黏合面积成正比, 砂浆强度一定,砌块与砂浆黏合有效黏合面越大,则切向黏合力也越大[7]。

(4)由表3 及表4 可得试验实测抗剪强度平均值分别为0.191MPa (FJ系列)、0.852MPa (GX系列),GX系列相对FJ系列抗剪强度提高约77.6%,说明内置秸秆块并灌芯后可明显提高抗剪强度,这是因为灌注芯柱后抗剪强度主要由芯柱提供,而水平灰缝的抗剪强度相对芯柱而言较弱, 这也是GX系列表现出良好延性的原因,水平灰缝开裂后,芯柱继续承担荷载直至芯柱被完全被剪断。

5 结论

(1)抗剪试件的破坏形态均表现为沿水平灰缝处的单面破坏或双面破坏,并没有出现砌块先破坏的情况。其中非灌芯抗剪试件破坏均属于典型的脆性破坏,没有明显的破坏征兆和裂缝开展现象,当加载到极限荷载值时,受剪面突然丧失承载力而失效,而灌芯抗剪试件则表现出良好的延性。

(2)对于新型混凝土砌块砌体抗剪强度试验数据的回归分析,通过调整后的公式得到的抗剪强度计算值与试验值吻合良好。

(3)砌块砌体中内置秸秆压缩块, 增加了砌块和砂浆的有效黏结面积,可以有效提高砌块砌体的抗剪强度。

摘要：通过对三组(18个试件)新型节能承重混凝土空心砌块砌体进行了抗剪试验研究,分析了该种新型混凝土砌块砌体的变形特征、开裂荷载及极限荷载;揭示了该种新型混凝土砌块砌体抗剪强度影响因素及剪切破坏机理;对现行规范中的抗剪强度计算公式进行了回归分析,得到的计算值与试验值吻合良好,为工程实践提出了参考。

关键词：抗剪强度,变形特征,剪切破坏机理,抗剪计算公式

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分析土的抗剪强度试验的荷重设定篇6

土是由零散的土粒所组成的集合体, 其抗剪强度取决于土粒间的粘滞力和摩擦力, 而施加了荷载之后会使摩擦力增加, 其抗剪强度将会发生变化。土的抗剪强度是工程设计时所需要的一个重要参数, 直接关系着工程造价、安全性等从多问题, 被应用于工程土坡稳定、地基承载力、土压力等相关计算之中。如何通过试验精确的获取土的抗剪强度, 对于相关计算结果是否可信、设计是否合理等均有着决定性的影响。但是, 土的抗剪强度是由多个因素决定的, 包括如土壤结构、矿物成分、密实度以及含水率等, 而这些都取决于土形成的环境和应力历史以及当前所承受的应力状态。这使得土的抗剪强度和垂直压力并不完全符合库仑方程的直线关系, 还与其它诸多影响因素有关。因此, 在室内试验检测土的抗剪强度时, 应当从多个方面, 包括土的形成环境、应力历史以及当前应力状态等入手, 尽可能的模拟出符合其实际受力状况的荷重条件, 使试验所得抗剪强度数据能更符合土的实际情况, 避免产生过大误差造成安全隐患。

二、土体抗剪强度的影响因素与表达式之间的契合问题

土的抗剪强度受土的摩擦力和粘聚力两个因素的影响, 其中摩擦力来源于剪切面土粒间表面的摩擦和土粒间互相嵌入所产生的咬合力;粘聚力则来源于土粒间胶结作用和电分子引力等作用。但是, 土体并非是连性续性的结构, 呈现出多相性不均匀的特性, 其强度性质和结构机理极为复杂, 而以库仑定律为基础所建立的土的抗剪强度表达式 () 都过于简单, 很难依据这一公式来指导工程中土的剪强度试验时所应当选用的和两个参数。实际上, 对摩擦力和粘聚力这两个因素会造成影响的条件还有很多, 最主要的还有应力历史和土体排水条件, 应力历史条件和土体排水条件, 会对摩擦力和粘聚力两个因素的影响因子形成影响。总的来说, 抗剪强度受剪切面法向总应力、土的初始密度、土粒级配、土粒形状、土粒表面粗糙度、矿物成分、粘粒含量、含水量、土体结构等的影响

因此, 当前我们在进行土体抗剪强度试验时, 不考虑工程实际情况和取土深度, 直接设定竖向压力为100kPa, 200kPa, 300kPa和400kPa进行测试, 再对四次测试结果按平均值计算确定指标的方法, 存在着极大的离散性和可靠性隐患。在测试时, 应当考虑土的应力历史, 尽量使试验现场的应力条件同应力历史条件相同, 对不同应力历史下的数据进行分别处理, 使所得数据可靠性更高。比如从天然土层深处取出的土样, 由于在取出前土样在土层自重应力下具有了一定的强度, 在取出后周围压力卸除, 卸除的应力由土孔隙中水的表面张力所代替, 孔隙中的水受到负压一部分从溶解在水中的气体逸出, 使得土样残余有效应力降低, 体积膨胀, 变为超固结土, 如果不考虑其应力历史条件直接设定竖向压力按四次结果取平均值计算确定指标, 所得数据必然会与实际不符, 甚至产生极大的误差。

三、土的抗剪强度的荷重设定

目前常用的土体抗剪强度试验方法主要有直接剪切试验、三轴剪切试验、十字板剪切试验和大型直剪试验。其中, 直接剪切试验和三轴剪切试验属于室内试验常用的方法, 十字板剪切试验和大型直剪试验属于现场原位常用测试方法, 几种方法中, 进行室内试验时尤其要注意土的应力历史影响问题。实际上, 土的应力历史就是指土体历史上曾受到过的应力状态和应力状态变化, 其本质上也就是应力状态发生了变化。先期固结压力和超固结比, 先期固结压力是指土层在历史上所经受过的最大固结压力, 也就是土体在固结过程中所受的最大有效压。先期固结压力与现有自重压力的比值, 即称为超固结比OCR。对于正常固结土, 也就是天然土层在逐渐沉积到现在地面后, 经历漫长的地质年代, 在土自重作用下达到固结稳定状态的土, 这类正常固结土的先期固结压力等于现有土自重应力, 这类土体称为正常固结土, 其超固结比OCR为1。超固结土是正常固结土在流水、冰川、人为开挖作用下所获取的土体, 这类土体前期固结压力与获取前的地面深度有关, 其前期固结压力超过了现有土体自重压力, 这类历史上所受压力大于了土体现有自重压力的土体称为超固结土。新近从沉积粘性土、人工填土、地下水位下降后水位以下的粘性土, 由于在自重作用下还没有完全固结, 土体孔隙水压力还在消散, 其固结压力小于土自重应力, 称为欠固结土。

基于应力历史对土体抗剪强度试验离散性和可靠性的影响, 我们在进行抗剪试验荷重设定时, 应当首先弄明白土样的应力历史, 再确定试验方法和荷重设定。进行剪切试验时, 每组试验均应取4个试样, 用4种不同荷重, 一个相当于现场预期最大荷重, 一个要大于最大荷重, 另两个要小于最大荷重。在采用三轴试验时, 对试验施加的周围荷重, 则应尽可能和土体现场实际压力一致, 这都是考虑应力历史的原因。

实际上, 从土壤深处取出的软粘土、砂质粘土等不加水也会产生膨胀, 在雨中取样时, 吸水膨胀的可能性很大, 此时试验时的有效应力肯定要比在取土位置更小, 因此如果不考虑应力历史, 即是采用现场测试也不可能准确的得到土体的抗剪强度参数, 在抗剪强度试验时所得结果比较零乱的原因, 这不仅是因为土体自身的不均匀性, 更多的是因为土体的应力历史条件难以把握的问题。因此, 在进行荷重设定时, 一定要将应力历史条件考虑进去, 设定切合应力历史条件的荷重进行试验, 使试验数据更为准确可靠。

摘要：土的抗剪强度是工程设计中的一个重要参数, 但由于土体的不均匀特性使得土的抗剪强度与垂直压力并不完全符合库仑方程直线关系。本文就此进行研究, 发现合理的荷重设定应当与土的应力历史相符合, 充分考虑土壤结构、矿物成分、密实度以及含水率等因素, 才能获得最准确的数据。

关键词：抗剪强度试验,荷重设定,应力历史,土壤结构

参考文献

[1]张求书、宋志伟:《浅谈公路工程中土的抗剪强度试验》, 《中国水运 (下半月) 》, 2010 (02) 。

[2]姚攀峰:《再论非饱和土的抗剪强度》, 《岩土力学》, 2009 (08) 。

[3]刘佩琳、朱红雷:《土的抗剪强度试验的荷重设定》, 《山西建筑》, 2007 (15) 。

抗剪强度特性篇7

目前,在我国多层住宅结构体系中,砌体结构应用最为广泛,在今后相当长的时期内仍将处于主导地位。砌体结构房屋在水平地震作用和风荷载等横向荷载作用下,砌体墙除承受横向荷载作用外,还要承受重力荷载产生的竖向压应力,从而使墙体处于剪-压复合受力状态,破坏形式主要有沿墙体对角线方向的阶梯形破坏和沿水平灰缝方向的滑移错动,严重者引起房屋的倒塌。因此对于在剪-压复合受力状态下砌体抗剪强度的研究就变得尤为重要。

2 砌体抗剪强度影响因素的分析

在确定剪-压复合受力状态下砌体抗剪强度计算公式时,首先需要充分考虑各因素对砌体抗剪强度的影响,然后通过理论和试验研究,从而建立合理的计算公式。

从砌体内部来看它既不是一个连续的整体,也不是一个完全的弹性材料,砌体本身具有明显的各向异性性质,因此砌体抗剪强度的影响因素也较多,其中主要有:竖向压应力、块体和砂浆的强度、砌筑质量、试验方法及水平灰缝厚度等。

2.1 竖向压应力

国内外大量研究结果表明,由于竖向压应力的不同,砌体将会产生三种不同破坏形态,即剪摩破坏、剪压破坏和斜压破坏[1]。

剪摩破坏是由于砂浆与砌体间的粘结强度不能满足抗剪强度要求而发生的剪切滑移破坏,砌体的抗剪强度随竖向压应力的增加而增加。剪压破坏则是由于砌体单元所受的主拉应力大于砌体的抗拉强度而发生的剪切破坏,试验中常出现的阶梯形斜裂缝就属于这类破坏,砌体的抗剪强度随着竖向压应力的增加而趋于平稳。斜压破坏是随着竖向压应力的增加,砌体的破坏具有受压破坏的性质,砌体的抗剪强度随着竖向压应力的增加而急剧降低。

2.2 块体和砂浆的强度

对于不同的破坏形态,块体的强度对抗剪强度的影响程度不同。对于剪摩和剪压破坏,块体的强度对砌体的抗剪强度影响并不大;但对于斜压破坏,由于砌体基本上沿压应力作用方向开裂,此时块体强度的增大可显著提高砌体抗斜压破坏的能力。

而砂浆强度无论针对哪一种破坏形态对砌体抗剪强度均有直接影响,随着砂浆强度的增大,三种破坏形态下砌体的抗剪强度均有明显的提高。尤其是对于剪摩和剪压破坏的情况,提高作用更为明显。

2.3 砌筑质量

砌体的抗剪强度主要取决于灰缝砂浆与块体的粘结能力,故砌体的砌筑质量对抗剪强度有直接的影响,其中尤以灰缝中砂浆的饱满度及块体在砌筑时的含水率的影响最为突出。

灰缝中砂浆饱满度越高,其抗剪能力越强。成都市建工局科学研究所试验研究表明:(1)水平灰缝砂浆饱满度大于92%,竖缝内不灌砂浆;(2)水平灰缝砂浆饱满度大于62%,竖缝内砂浆饱满;(3)水平灰缝砂浆饱满度大于80%,竖缝内砂浆饱满度大于40%。当灰缝中砂浆饱满度满足其中一条时,砌体抗剪强度可达现行规范规定值。

含水率对砌体抗剪强度的影响规律一般有两种认识:一是随着含水率的增大其抗剪强度提高;二是随着含水率的增大其抗剪强度先提高后降低。从理论上看,第二种情况更为合理。综合砖砌筑时的含水率对砌体抗压和抗剪强度的影响,对施工时浇水湿润的要求,应使砖砌筑时的含水率控制为8%～10%[1],这是比较合理的。

2.4 试验方法

试验时所采用的试件的形式、尺寸及加载方式对砌体抗剪强度的影响也是不容忽视的。目前国内外测定砖砌体抗剪强度的试验方法主要有图1所示4种[2]。

我国《砌体基本力学性能试验方法标准》(GBJ129-90)[3]中,采用图1(d)所示双剪试件测定砖砌体沿通缝截面的抗剪强度(即纯剪强度)。该方法的优点是试件放置稳定,施加荷载方便,也消除了一些弯曲应力的影响,但试件在试验时常常发生单剪面破坏,很少能发生预期的双剪面破坏。

为解决上述问题,文献[4]采用钢垫板取代传统砂浆垫层,并在钢板下两侧放置钢垫条,从而改变试验装置对块体作用的传力路径,使荷载传递集中在剪切面处。通过这种改进的加载方式,最终大部分试件都发生了双剪面破坏,使得试验结果更接近理想受剪状态,试验数据的真实性提高。

2.5 水平灰缝厚度

我国现行规范《砌体工程施工质量验收规范》(GB 50203-2002)[5]规定,砖砌体、混凝土砌块砌体的灰缝应横平竖直、厚薄均匀,水平灰缝厚度和竖向灰缝宽度宜为10 mm,但不应小于8 mm,也不应大于12 mm。

水平灰缝厚度取10 mm主要是我国块材尺寸所决定。如规定尺寸为240 mm×115 mm×53 mm的烧结普通砖,当灰缝厚度为10mm时,将在平面尺寸上构成250 mm的整数尺寸,而对于190 mm×190 mm×90 mm和240 mm×115 mm×90 mm的多孔砖,以及390 mm×190 mm×190 mm的混凝土小型空心砌块,在平面上或高度尺寸上均能构成呈整数的模数尺寸,从而能与设计上要求的尺寸相吻合。

目前水平灰缝厚度对抗剪强度的影响各学者看法不尽一致,主要有下列三种认识[6,7]:(1)砌体的抗剪强度随着砂浆灰缝厚度的增大而减小;(2)随着灰缝厚度的减小,其抗剪强度也随之减小;(3)薄灰缝和厚灰缝砌筑的砌体抗剪强度相差不大。

随着砌块制作精细化程度的提高,砌块形状规则平整度大大提升,从而使得薄灰缝在现代砌体结构中有了很大的应用前景,那么水平灰缝厚度对抗剪强度的影响,就需要大量的理论与试验研究,得出正确的影响规律,这对于现代砌体结构理论研究和设计有着重大的意义。

3 两种规范建立的抗剪强度

我国现行规范《建筑抗震设计规范》(GB 50011-2010)[8](以下简称抗震规范)与《砌体结构设计规范》(GB 50003-2001)[9](以下简称砌体规范)在试验研究的基础上,分别依据不同的破坏理论建立了不同的抗剪强度计算公式。两种规范对于抗剪强度的计算存在不尽一致的地方,主要表现在:

3.1 计算理论的不同

抗震规范在确定砌体抗震抗剪强度时,对于砖砌体一直采用主拉应力破坏理论,该理论认为当主拉应力超过砌体抗主拉应力强度,即S13≥fv0时,砌体发生剪切破坏;而对于混凝土小砌块砌体,则是基于剪摩破坏理论。

a.抗震规范中规定各类砌体沿阶梯形截面破坏的抗震抗剪强度设计值,应按下式确定:

其中,ZN为砌体抗震抗剪强度的正应力影响系数,对于砖砌体,采用在震害统计基础上的主拉公式求得,其表达式为:

对于混凝土小砌块砌体,其较低,相对较大,震害经验又较少,根据试验资料,该正应力影响系数由剪摩公式得到:

当S0/fv0>16时,小砌块砌体的正应力影响系数都按S0/fv0=16时取3.92。

b.我国砌体规范的剪切破坏模式系基于剪压复合受力相关性的两次静力试验,包括M2.5、M5.0、M7.5和M10等四种砂浆与MU10页岩砖共231个数据统计回归而得,此相关性亦为动力试验所证实。砌体抗剪强度并非如主拉应力破坏和剪摩破坏两种理论随σ0/fm的增大而持续增大,而是在σ0/fm=0～0.6区间增长逐步减慢;而当σ0/fm>0.6后,抗剪强度迅速下降,以致σ0/fm=1.0时为零。整个过程包括了剪摩、剪压和斜压等三个破坏阶段与破坏形态。

采用复合受力影响系数的剪摩破坏理论确定砌体抗剪强度表达式为:

式中m—摩擦系数,当γG=1.2时,m=0.26-0.082S0/fv0;γG=1.35时,m=0.23-0.06 S0/fv0,上式适用范围为S0/fv0=0～0.8。

3.2 影响参数及正应力的含义不同

两种规范的抗剪强度计算公式分别依据不同的破坏模式建立,不仅计算理论不同,在参数取值及含义上还存在差别。

a.影响参数不同

抗震规范中砌体抗震抗剪强度正应力影响系数ZN的大小与S0/fv0有关,砌体规范的剪摩型抗剪强度与轴压比S0/f有关。影响参数中除S0外,抗震规范考虑抗剪强度fv0的影响,砌体规范考虑抗压强度f的影响。而大量试验研究表明,抗剪强度fv0主要取决于水平灰缝砂浆与块体的粘结强度,而抗压强度f则受到块体强度、砂浆强度、块体种类和施工质量等多种因素影响。

b.正应力的含义不同

两种规范中均显示了正应力对砌体抗剪强度的重要影响,但两种规范对正应力的取值却存在差异。抗震规范中,正应力S0为对应于重力荷载代表值的砌体截面平均压应力,计算重力荷载代表值时,结构自重取标准值,可变荷载取组合值。而砌体规范中,正应力S0为永久荷载设计值产生的水平截面平均压应力。

由于两种规范是基于不同的破坏理论建立的抗剪强度计算公式,以及公式中参数的不同,那么在工程设计中很容易给设计人员带来误解或疏忽,从而造成计算的误差,因此尽快统一两种规范的理论及抗剪强度计算公式是非常必要的。

3.3 两种规范的不足之处

抗震规范中砖砌体抗震抗剪强度是基于主拉应力破坏理论,采用主拉应力破坏理论虽然可以很好的解释阶梯形交叉斜裂缝的破坏机制,但对于工程结构中的墙体在斜裂缝出现后乃至裂通以后仍能继续整体受力,仍具有一定的抗剪能力,难以用该理论进行诠释。而混凝土砌块砌体抗震抗剪强度是基于剪摩破坏理论,在方法上互不协调,且取值不够合理,如低轴压比时取值偏低,高轴压比时取值较高偏不安全,这些都是砌体结构房屋抗震设计中有待解决的问题。砖砌体和混凝土砌块砌体强度值随竖向正应力S0的增加而单调增加,与试验结果不符合,尤其是混凝土砌块砌体抗震抗剪强度随竖向正应力S0的增加而取值过高,偏于不安全[10]。

而砌体规范中砌体静力抗剪强度是基于复合受力影响系数的剪摩理论的,虽然将砌体破坏的整个过程很好的划分为剪摩、剪压和斜压等三个破坏阶段与破坏形态,并且可以很好的解释墙体裂通后仍能继续工作,但建立该计算公式的理论基础仍是单一的库仑破坏理论,无法解释水平地震作用下墙体出现阶梯形交叉斜裂缝,且该理论并未在确定砌体抗震抗剪强度中得到应用。

另外,砂浆强度的高低直接影响砌体的抗剪强度,但在以往的试验研究中,砌体砂浆等级一般不超过M10。砌体规范中对砌体抗剪强度的计算也注明,当砂浆强度≥M10时按M10计算。此项规定不利于高强砂浆在工程中的应用,也会给设计人员带来高强度砂浆不能提高砌体抗剪强度的误解。试验表明,高强砂浆可有效提高砌体抗剪强度[11]。

4 结论

对剪-压复合受力状态下的抗剪强度研究时,应充分考虑各因素对砌体抗剪强度的影响,建立合理的计算公式。建议对现有试验和理论进行总结,提出更为合理的砌体剪切破坏机理。尽快建立砌体静力抗剪强度与抗震抗剪强度的统一公式,使得两种规范在抗剪强度设计上协调一致。高强砂浆可有效提高砌体抗剪强度,建议各种试验研究中尽量多地采用高强砂浆,获取更多的研究数据,从而促进高强砂浆在工程中的应用。

参考文献

[1]施楚贤.砌体结构理论与设计(第二版)[M].中国建筑工业出版社,2003.

[2]陶秋旺.多孔砖砌体基本力学性能研究及有限元分析[D].湖南大学硕士学位论文,2005.

[3]GBJ129-90,砌体基本力学性能试验方法标准[S].

[4]何淅淅,易国辉,杨智.试验方法对保温复合混凝土空心砌块砌体抗剪强度的影响[J].建筑技术,2010(4).

[5]GB50203-2002,砌体工程施工质量验收规范[S].

[6]杨伟军,郏思文.薄灰缝砌筑加气混凝土砌体力学性能试验研究[J].新型建筑材料,2011(1).

[7]赵成文,乔辉,高连玉.蒸压粉煤灰实心砖砌体力学性能试验研究[J].新型建筑材料,2009(12).

[8]GB50011-2010,建筑抗震设计规范[S].

[9]GB50003-2001,砌体结构设计规范[S].

[10]蔡勇.砌体在剪-压复合作用下抗震抗剪强度分析[J].建筑结构,2011(2).

抗剪强度特性篇8

蒸压加气混凝土砌块是利用水泥、石灰和砂制成的新型墙体材料,具有轻质环保、防火性能好和导热系数低等诸多优点,在国外得到了广泛的应用。国外在材料本身性能试验及理论分析方面做了大量研究。在国内,随着蒸压灰砂加气混凝土的推广应用,对其各方面性能的研究也逐步深入[1]。但对蒸压灰砂加气混凝土砌体在应用专用砂浆方面的力学性能研究较少,专用砂浆对蒸压灰砂加气混凝土砌体的抗剪强度能否提高以及能提高多少需要进一步研究。

对于承重砌体,特别是地震区的承重砌体,其抗剪强度是验算结构抗震性能的重要指标,对结构的安全性有重大影响。笔者对9组蒸压加气混凝土砌体沿通缝截面的抗剪强度进行了试验研究,分析了其破坏特征,讨论了影响抗剪强度的主要因素。验证了蒸压加气混凝土专用砂浆能大幅提高结构构件的抗剪强度,为蒸压加气混凝土砌块的推广应用和进行更深入的研究奠定了基础。

2 试件设计和制作

2.1 材料性能

本试验采用浙江南通蒸压加气混凝土厂生产的砌块,砌块尺寸为600 mm×300 mm×200 mm,强度等级为MU5。

试验采用M5的专用砂浆,其材料用量为:325号水泥:0.204 t;专用砂浆附加剂:0.0204 t;白灰:0.055 t;中砂:1.015 m3;水:0.4 m3.

2.2 试件制作

试件由水泥、石灰和砂为主要原材料的蒸压灰砂加气混凝土砌块及专用砂浆砌筑而成,砂浆厚度为8 mm~12 mm。共设计制作了9个试件,试件几何尺寸如表1所示。试件砌筑时砌筑面需为切割面。每个试件共有4个受剪面,由2大2小砌块在水平方向砌筑而成,中皮2小砌块间的竖缝留空,且左右水平灰缝不得相连,见图1。试件砌筑完毕后,顶部压两皮砌块,直至实验前取下。在砌筑试件的同时准备3组砂浆试件。

2.3 加载方法及设备

待试件养护28 d后,直接在试验机上加载。加载方式如图2所示,试验前分别在试件两个宽侧面的上部、中部和底部量测试件的宽度,在两个宽侧面的竖向中心线的位置量测试件的高度,以确定剪切面的实际大小。同时进行砂浆试块抗压试验,专用砂浆试块强度测试如表2。采用250 k N千斤顶手动加载,配套压力传感器及数显测力计,测量、记录极限荷载值。试验时采用等速分级加载,加载过程力求缓慢、均匀。当试件出现滑移(如图3)并开始卸载时,即认为达到极限状态,记下最大荷载值P,其中应包括试件上的全部附加重量。

试验后记录破坏荷载值,并确定砌体水平通缝的抗剪试验强度。按下式计算砌体水平通缝的抗剪试验强度:

式中fv—砌体水平通缝抗剪强度,N/mm;

b—砌体试件的宽度,mm;

h—试件的剪切面长度,mm;

P—试验的破坏荷载,k N。

3 试验结果及分析

3.1 试验结果

在试验中观察到,通缝抗剪试件的破坏是突然发生的,有明显的脆性破坏特征.加载过程较短,破坏前观察不到任何异常现象,观测不到裂缝。随着荷载逐渐增加,砌体的上半个砌块沿灰缝出现裂缝,紧接着裂缝贯通,该砌块被剪掉,砌体破坏。此破坏是突然的、脆性的。整个试验加载过程时间较为短暂,在加载初期,试件既未开裂也未发生滑移,但随着荷载的增加试件很快便达到其抗剪承载力,有2个或3个剪切面同时被剪坏,试验结果如表3所示。

表4为《蒸压加气混凝土建筑应用技术规程》(JGJ/T17-2008)给出的抗剪强度设计值,试验平均值与规范设计值的比值:

由此可见使用专用砂浆砌筑的蒸压加气混凝土砌体通缝抗剪强度比《蒸压加气混凝土建筑应用技术规程》规定的抗剪强度高出很多,所以用专用砂浆砌筑的结构和构件有较大的安全储备。

3.2 试验现象及分析

从破坏形态来看,砌筑试件的破坏发生在砌块与砂浆的粘结面,且大部分砂浆保留在抹浆面上,但是部分试件侧面砌块也有弯断的现象,说明砂浆与砌块之间的粘结强度较高。

试验结果表明,蒸压灰砂加气混凝土砌体的破坏可以分为剪切破坏和粘结破坏两种形态。

a.剪切破坏:试件大多发生此类破坏,破坏发生在砂浆层,见图4。从受力分析可知,砂浆层受正应力和剪应力的共同作用,当其受到的剪应力达到抗剪强度时,试件破坏。

b.粘结破坏:试件发生此类破坏主要在于砌筑的质量,在粘结面处砂浆与砌块接触面积小或粘结较差,在荷载较小时便发生破坏,破坏表面较光滑,见图5。

c.其他破坏:破坏发生在砌筑砌块的侧面,试件侧面砌块有弯断的现象,说明砂浆与砌块之间的粘结强度较高,见图6。

4 结论

砌体通缝抗剪破坏可分为剪切破坏和粘结破坏两种形态,在保证砌筑质量的前提下,大多发生剪切破坏。

专用砂浆砌筑的蒸压加气混凝土砌体通缝抗剪强度比《蒸压加气混凝土建筑应用技术规程》规定的抗剪强度高出很多,所以用专用砂浆砌筑的结构和构件有较大的安全储备。

摘要：通过对9组相同的蒸压加气混凝土砌体抗剪试件沿通缝截面的抗剪试验,分析研究加气混凝土专用砂浆对蒸压加气混凝土砌体抗剪强度的影响及试件的破坏机理,结论是加气混凝土专用砂浆比普通砂浆更能提高砌体的抗剪强度,使用专用砂浆砌筑试件有较大的安全储备。