土壤抗剪强度（共8篇）
土壤抗剪强度 篇1
摘要：紫色土区土壤力学性质独特, 造成土壤侵蚀现象严重, 对水土保持和农田基本建设产生了较大的影响。为此, 以紫色土和水稻土两种代表性土壤为例, 通过液塑限联合测定试验和快速剪切试验, 测定土壤的液限及抗剪强度特征值, 并对其影响因素进行探讨。结果表明:紫色土和水稻土两种土壤的液限值差异较大;紫色土的液限值为13.37%15.75%, 平均值为14.42%, 水稻土液限值为42.61%47.64%, 平均值为45.16%;紫色土为一般性粘土, 而水稻土为高液限粘性土。粘粒和有机质是影响土壤液限值的重要因素, 且土壤液限受有机质影响最为强烈, 三者之间符合多元线性回归分析方程, 相应的VAF和RMSE值分别为92.18, 96.86和0.19, 0.24, R2值分别为0.922和0.969。在100kPa固定压力下, 紫色土和水稻土的抗剪强度差异明显, 水平值分别为61.91kPa和46.76kPa, 水稻土的抗剪强度小于紫色土, 且土壤液性指数与抗剪强度之间具有明显的指数函数关系。
关键词：紫色土,液塑限,抗剪强度,液性指数
0 引言
紫色土作为一种发育时间短的岩性土[1,2], 其母质特性独特, 特别是广泛出露的紫色泥页岩极易风化崩解破碎, 土壤力学性质复杂, 土壤侵蚀严重, 对紫色土区水土保持和农田基本建设产生了极大的影响。因此, 在长江上游紫色土区开展其土壤工程学性质的研究显得十分重要。
土壤的液塑限及抗剪强度是土壤力学性质的直观反映, 与土壤的侵蚀强度、滑坡以及地基的承载力密切相关[3]。一般认为, 土壤中有机质和粘粒的含量对土壤力学性质有着重要的影响。国内外较多的研究集中在高含量有机质, 以及滑坡、泥石流等特殊现象中土壤力学性质的研究, 而对低有机质等一般耕作土壤的力学性质研究相对较少。Holtz and Krizek[4]认为, 低有机质土壤的干密度随着有机质含量的增大而减小, 而最佳含水量却随着有机质含量增加而增大。
此外, 一些学者认为由于粘粒其具有较大比表面积, 致使土壤颗粒表面的物理化学作用十分强烈, 对土壤流变参数、流变特性、整体强度等都具有直接的影响[5]。土壤的抗剪强度是表征土壤力学性质的另一个重要指标, 其大小直接反映了土体在外力作用下发生剪切变形破坏的难易程度。土壤抗剪强度是土壤抗性的量度指标, 其对地基承载力和边坡稳定性也有着重要的影响。土壤抗剪强度大, 则在降雨径流冲刷力的作用下, 土壤抵抗径流的剪切破坏能力也就增加, 从而可以减缓土壤侵蚀及滑坡的发生。国内学者开展了土壤含水率、碱度以及土壤结构对土壤抗剪强度的影响研究, 但该类研究主要集中在干旱区和盐碱土区[6,7,8]。
基于此, 国内外学者开展了较多关于土壤液限及抗剪强度性质的研究, 但主要集中在高有机质土和特殊条件作用下土壤力学性质的研究, 而针对紫色土等低含量有机质土壤液限值及抗剪强度研究相对较少。本文通过液塑限联合测定试验测和快速剪切试验, 测定紫色土和水稻土两种不同类型土壤的液塑限及抗剪强度值, 并进一步分析了其力学特性与土壤有机质和粘粒之间的相关关系, 从而对紫色土区土壤液限、抗剪强度及其影响因素做初步探讨, 旨在为紫色土壤地区农田基础设施建设以及水土环境保护提供一定的理论依据。
1 材料与方法
1.1 研究区概况
研究区位于重庆市合川区大石镇, 距合川主城区约10km, 处于城市与乡村的结合部, 是重庆市基本农田保护示范区和西部生态建设农田整治工程建设区, 也是合川区主要的粮经产区。地理位置介于东经106°10'24″～106°12′45″、北纬30°04′06″～30°06′35″之间。地貌类型为丘陵, 海拔高度在220.9～337.8m, 相对高差20～40m, 属亚热带湿润性季风气候, 四季分明, 年平均气温为18.10°C, 年平均降雨量为1 124.0mm。大地构造区域属四川中台坳, 次级构造单元为大石背斜, 母质类型为侏罗系沙溪庙组紫色砂岩, 土壤类型为紫色土和水稻土。
1.2 样点布设与样品采集
采样点布设采取随机布设的方法, 在紫色土和水稻土耕作区各布设30个采样点, 每个样点选用梅花形采集0～20cm混合土样。
1.3 试验仪器与测定方法
1.3.1 土壤基本性质的测定
土壤的基本理化性质按中国土壤学会提供的基本方法测定[9]。
1.3.2 液塑限的测定
土壤液塑限的测定采用联合测定法[10]。试验时取代表性试样, 加不同数量的纯水, 调成3种不同稠度的试样, 用电磁落锥法分别测定圆锥在自重下沉入试样5s时的下沉深度。以含水量为横坐标, 圆锥沉入深度为纵坐标, 在双对数坐标纸上绘制关系直线。试验方法标准规定沉入深度17mm所对应的含水量为17mm液限, 10mm所对应的含水量为10mm液限, 沉入2mm所对应的含水量为塑限。
1.3.3 特定荷载作用下抗剪强度的测定
土壤的抗剪强度测试采用EDJ一1型二速电动等应变直剪仪, 测定土样的强度指标。采用快剪法测定剪切率为12 r/min, 剪切历时3-5min, 垂直压力为100kPa[10]。
2 结果与分析
2.1 粘粒含量对土壤液限的影响
水稻土粘粒含量最大值为24.96%, 平均值为49.97%, 远大于紫色土粘粒含量的平均值13.18%。相应水稻土的液限最大值为47.64%, 最小值为42.61%, 平均值为45.16%;而紫色土的液限最大值为15.75%, 最小值为13.37%, 平均值仅为14.42%, 见表1和2所示。通过进一步统计分析得出, 紫色土和水稻土两种土壤的粘粒含量与土壤液限之间的关系符合线性规律, 一元线性回归方程可表述如下。
1) 紫色土。
LL=0.523CLay+7.528 5 R2=0.801 7 (1)
2) 水稻土。
LL=0.546 3CLay+33.782 R2=0.797 8 (2)
紫色土和水稻土的液限值均随土壤的粘粒含量增加而增大, 二者之间具有正相关关系, 见图1所示。
2.2 有机质对土壤液限的影响
有机质的含量对土壤的液塑限有很大的影响, 有机质含量过高会引起土的高塑性[11], 见图2所示。从结果中可以得出, 水稻土的有机质含量最大值为2.30%, 最小值为1.61%, 平均值为1.95%;而紫色土有机质含量最大值为1.48%, 最小值为1.16%, 平均值为1.31% (如表1所示) 。通过统计分析可以得出, 土壤的液限值随有机质含量的增加而增大, 二者之间具有明显的线性关系, 一元线性回归方程表示如下。
1) 紫色土。
LL=6.475 4soc+5.907 6 R2=0.722 6 (3)
2) 水稻土。
LL=6.523 7oc+32.465 R2=0.932 3 (4)
2.3 土壤液限值与粘粒和有机质的相关关系
由图1和图2已表明, 有机质和粘粒含量与液限值具有很强的相关性。同时, 通过多元线性回归分析方法分别得出紫色土和水稻土三者之间的关回归方程如下。
1) 紫色土。
2) 水稻土。
为了检验方程的精确性, 可通过方程 (5) 和方程 (6) 计算紫色土与水稻土的预测值结果, 并分别与实际测量值做比较, 比较结果如图3和图4所示。相关系数可反映预测方程是否良好的指标之一[12], 同时通过VAF (解释方差) (方程7) 和RMSE (均方根误差) (方程8) 来检验方程的精确性[13,14]。
式中 y, y′—表示测量值和预测值。
一般认为, VAF越接近100, RMSE值越接近0, 说明预测结果就越好。根据计算结果, 紫色土和水稻土多元线性回归方程的VAF和RMSE值分别为92.18, 96.86和0.19, 0.24, R2值分别为0.922和0.969, 见表3所示。说明回归方程 (7) 和方程 (8) 能够较好地描述土壤液限值与粘粒及有机质含量之间的相关关系。方程还表明, 不论是紫色土还是水稻土, 其液限值受有机质影响最大, 有机质含量越高, 土壤液限值就越大。
2.4 特定荷载强度下液性指数对土壤抗剪强度影响
土壤液性指数为土壤的自然含水量和塑限的差值与塑性指数之间的比值, 是反映土软硬状态的一个物性指标。土的抗剪强度直接反映了土壤在外力作用下发生剪切变形破坏的难易程度。由库仑定律可知, 土壤粘聚力是影响土壤抗剪强度的主要因素[15]。水稻土的液性指数平均值为0.78, 紫色土平均值为0.50, 水稻土的液性指数明显高于紫色土。在特定荷载强度下 (垂直压力为100kPa) , 两种土壤均表现出不同的抗剪强度值, 水稻土的抗剪强度为45.67～53.96kPa, 紫色土的抗剪强度为47.65～85.23kPa, 水稻土的抗剪强度值低于紫色土。同时, 通过统计分析得出液性指数与抗剪强度之间具有很好的指数关系, 见图5所示。回归关系式可表述为
y=101.192e-0.992x
3 讨论
3.1 粘粒与有机质对紫色土区土壤液限的影响
在整个研究区, 紫色土与水稻土的液限平均值分别为14.42%和45.16%, 二者表现出了较大差异, 紫色土为一般性粘土, 而水稻土为高液限粘性土。进一步分析发现, 土壤的液限与粘粒和有机质含量有着重要关系。曹成林等[16]认为, 它们可以有效地改变土壤中的土壤颗粒和水分的分布状况, 粘粒能够通过影响土壤颗粒排列形式来影响土壤的可塑性。粘粒含量不同, 土壤颗粒间的连接形式、排列方式及孔隙大小均会发生较大变化。其次, 粘粒巨大的比表面积使其具有很强的吸附能力, 从而来影响土壤中的水流速度, 细小粘粒对较大孔隙的镶嵌填充也对土壤中的水流通道有阻挡作用, 从而影响土壤的液限性质[17]。粘粒含量较高时, 粗颗粒较均匀地分布在粘粒基质中, 土粒间被粘粒充填, 粗颗粒被隔开, 并有利于颗粒的定向排列, 弱结合水含量升高, 从而增加土壤的液限[18]。有机质主要通过改变土壤颗粒的比表面积和持水率, 来影响土壤的液限性质。有机质的含量越高, 有机胶体也增多, 土壤的持水率越大, 液限值升高[19]。紫色土一般坡度较大, 土壤冲刷扰动较为强烈, 土层浅薄, 有机质和粘粒含量较少, 而水稻土则由于长期水耕或水旱交替作用下, 粘粒的淋溶与淀积过程较为明显, 从而使水稻土的粘粒和有机质含量均高于紫色土。Abdallah等[20]认为, 当土壤有机质的含量均低于10%时, 土壤的液限值与有机质之间具有明显的正相关性。本文与其结果得出了相似的结论。
3.2 液性指数与抗剪强度的内在联系
水稻土的液性指数高于紫色土值, 而抗剪强度小于紫色土。总体来说, 研究区内土壤液性指数与抗剪强度之间表现出了较好的指数关系, 土壤的液性指数可以较为有效地影响土壤的抗剪强度。蒋建平等[21]认为, 土壤的液性指数与土壤的自然含水量呈正比关系, 土壤液性指数可以较好地反映出土壤中水分的变化情况。土壤含水量可直接引起土壤的粘聚力和内摩擦角的变化, 从而影响土壤的抗剪强度[22,23]。水稻土的自然含水量远大于紫色土, 从而导致了其抗剪强度的剧烈变化。当土壤含水量较低时, 土壤粘聚力主要通过水膜黏结力的大小影响土壤的力学性质, 但当含水量增大到一定程度后, 由于土颗粒周围的水膜厚度增大, 水膜对土颗粒的黏结力减小, 土颗粒之间的相互移动较为容易, 摩擦力降低, 水分对胶结物质会产生一种楔入作用, 导致土颗粒之间更易于滑动, 从而降低土壤的抗剪强度[6,24]。
4 结论
在紫色土区, 通过对紫和水稻土两种不同类型土壤的理化性测定、液塑限联合测定和快速剪切试验, 得出以下基本结论:
1) 紫色土和水稻土的液限值差异明显, 紫色土的液限值总体为13.37%～15.75%, 而水稻土液限总体值为42.61%～47.64%, 紫色土为一般性粘土, 而水稻土为高液限粘性土。
2) 粘粒和有机质同时影响土壤液塑限值, 且受有机质影响最为强烈, 三者之间可用多元线性回归分析方程进行表述, 即
紫色土LL=0.448Clay+2.062Soc+5.804
水稻土LL=0.311Clay+3.106Soc+22.596
相关系数 (R2) 值分别为0.922和0.967。 VAF与RASE值分别为92.18%, 96.86%和0.19, 0.24。
3) 水稻土的液性指数高于紫色土, 而抗剪强度小于紫色土。水稻土的液性指数平均值为0.78, 紫色土为0.50, 抗剪强度分别为46.76kPa和61.91kPa, 土壤液性指数与抗剪强度之间符合指数方程, 即y=101.192e-0.099 2x。
土壤抗剪强度 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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砼砌体空心抗剪强度 篇3
混凝土, 简称为“砼”:是指由胶凝材料将集料胶结成整体的工程复合材料的统称。通常讲的混凝土一词是指用水泥作胶凝材料, 砂、石作集料;与水 (加或不加外加剂和掺合料) 按一定比例配合, 经搅拌、成型、养护而得的水泥混凝土, 也称普通混凝土, 它广泛应用于土木工程。
砌体工程主要指普通粘土砖而粘土是极耗能源与土地的建材, 而我国建设事业数量规模庞大, 因此用混凝土代替粘土来做砌体是大势所趋。国外对这方面的研究已先于我国多年, 不过国内也做了这方面的大量实验。
砼做空心砌体具有和易性强, 耐久性高, 抗腐蚀强, 节能环保, 质量轻, 强度高的特性。
砌体主要的三类破坏形态是剪磨、剪压、斜压破坏。该文将展示三类破坏曲线, 与三类破坏综合作用曲线, 以及空心砌体抗破坏能力。国内有关教授在大量实验数据上, 基于剪压复合受力影响关系, 用两段曲线模拟砌体剪压双重作用下的动力和静力破坏, 且已被纳入《砌体结构设计规范》。而通过总结归纳实验结果得出了剪压复合作用下砌体抗剪强度设计公式。
【剪压复合作用下砼砌体空心的抗剪强度全曲线】
根据剪压实验表明, 混凝土砌体空心中的水平裂缝存在于明显剪压区, 竖向斜位移裂缝也存在于剪压区, 同时在国际上对剪磨、剪压、斜压也尚未有明确的划分, 尤其是剪摩与剪压。
由此, 砌体的剪压破坏区常采用复合法对待, 随着0.05图1-1独立原则应用实例42 0-0.025的递增, 交叉影响, 划分为两个破坏阶段:剪摩剪压破坏区和剪压斜压破坏区。第一阶段采用库伦的理论公式的结论值与材料力学中主拉应力理论公式计算值并按权重理论分配份额, 叠加结合试验得出。第二阶段也可结合库伦的理论公式结论值与材料力学中主拉应力理论公式计算值并按权重理论分配份额同理得出。综合推导可得出剪压复合受力下砌体全曲线公式。
m, n, l分别为试验统计结果, 混凝土砌体空心的抗剪峰值设计值折减系数为86.67%, 简化混凝土砌体空心抗剪强度设计值为:
由于公式本身是一条光滑曲线, 且连续无波动振幅, 只是力求接近实际情况, 但还需更多试验来支持该公式。
【混凝土空心砌体的抗剪强度在复合作用下的平均值】
根据国内试验相关数学特性, 对 (a) 中的参数n、m、l进行演算:
并参考国内常用的60块不同高度尺寸加载方式的空心混凝土企图的结构实验结果;同时参考相关文献研究成果, 对复合作用下的砼砌体空心抗剪强度曲线参数得出数据并带入 (a) 公式即可得到砼砌体空心的抗剪强度均值公式:
再次对比国内实验数据得出简易的贴近实际的公式:
【混凝土砌体空心抗剪强度设计值与标准值公式】
与试验得出的均值不同的是现行的砌体在国家规范中已经明确给出了剪压的取值范围, 再次根据砌体规范中的列出的砼砌块与砌体类型, 课将r的范围确定在0.013至0.045之间, 均值为0.024, 因此r的值可大致认为在0.024上下波动, 便取0.024, 经过大量实验得出, r的值在0.024附近幅度小于0.002的概率为90%。于是近似的认为r=0.024。
r为砌体结构的材料性能平均分项系数, 通常情况下, 应该按照施工的等级考虑, 即B级取到1.5;s为砌体材料强度的变异系数, 变异系数即是指的, 材料在受到综合三向力时变形的能力系数, 更具工程的性质, 通常情况下取值0.18。
推导过程较为显然, 就不在此处作赘述了, 最终得到了砼砌体空心的抗剪强度设计公式:
经过试验数据计算结果表明了该文提出的砼砌体空心抗剪强度公式, 通常会低于当今国家建筑规定的砼砌体砌块的静力与动力抗剪强度设计值, 实际上是提高了砼砌体空心的抗剪值和抗震值。
砼砌体砌块按照计算公式的抗剪与抗震的强度基本在剪压为f时趋近于0, 简言之, 就是实现了对砼砌体的剪压曲线中的复合破坏形态的再现, 可以有效的避免如今还在使用的规范中抗剪强度不断提高而产生的不安全和不合理。
【结论】
首先砼砌体在复合受剪磨剪压斜压的作用下而产生的破坏区的理论基础上, 利用了重庆教授的动静力双曲线得出了基本公式。再结合了历年来的国内常用建材即60块空心砌体材构试验结果, 完善了公式的系数。与传统的经验法来解决砼砌体空心抗剪强度相比, 该方法科学有依据并且误差小, 复合统计学的观念。而传统的方式无下降段, 该方法有下降段, 并且光滑连续, 无振幅, 无断点。
经过对曲线的断点按f=0.24 fm进行折算已经在始点和末点的处理可得出有意义的设计值公式, 本文推算出来的具有相应的可靠度保证, 成就了砼砌体空心抗剪抗震强度设计值的公式。并且本文提出的砼砌体空心抗震抗剪强度公式是即具有下降段, 并较好的完成了对砌体的剪压综合受力相关曲线中破坏方式给了阶段性公式, 可模拟该状况下的破坏。该公式能直接运用在底层和高层的砌体设计结构中, 有效的避免了国家规范中对抗剪强度的不断增加的不安全和不合理情况。本文成果或结论仅可供研究与设计时参考。
摘要：本文基于力学理论实验结果分析砼砌块空心的抗剪能力, 其中引用了国内的已有60片空心砼砌块的剪压受力实验结果。提出了具有砼砌体空心抗剪强度平均值曲线及公式, 剪压复合作用下的全曲线公式。并根据破坏形态破坏原因如剪摩、剪压、斜压, 提出了合理调整方案。
关键词：混凝土,砌体空心,抗剪,三向破坏
参考文献
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土壤抗剪强度 篇4
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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土壤抗剪强度 篇5
软弱结构面是岩体中的不连续面,由于其物理力学性质差,不论其厚薄,都会给工程建设带来一系列问题。如:它常成为地下洞室、边坡、坝基及坝肩抗滑稳定等工程的控制性软弱面。历史上许多工程的失事、失稳,究其原因,大多是由于沿着软弱夹层或软弱结构面发生位移量很大的滑动而造成的。因此,岩体结构面的力学性质对岩体的稳定性至关重要,对其作出定性、定量分析和评价,无论是对岩体基本力学特性的研究,还是岩体稳定性分析都具有十分重要的意义[1~4]。
边坡岩体中的软弱夹层常成为实际滑坡失稳的主要因素。因此软弱结构面强度参数的确定对边坡稳定性评价至关重要。目前,确定强度参数c值和φ值最常用的方法主要有两种:一是经验估算法;二是室内外岩体力学试验。经验估算法就是根据Barton的JRC-JCS模型来求解,而此法中JRC全凭个人肉眼的观察与判断,其又存在尺寸效应,因此随意性较大,这样难免会造成计算结果与实际情况不符的结果[5,6]。
本文拟根据自制的试验装置对岩体中的软弱结构面进行室内抗剪试验,试验样品取自某特钢厂新建的开坯车间段边坡。勘察中发现该边坡稳定性受软弱夹层控制,为了对边坡稳定性进行准确的评估,并为加固方案提供必要的理论依据和力学参数,需要得到该软弱夹层准确的强度参数。
1 地质概况和试验方法
1.1 地质概况及试样制备
该边坡为人工开挖边坡,坡高约30m,临空面倾角达80~90°,根据《建筑边坡工程技术规范》(GB50330-2002)将该边坡划分为“一级”边坡。
场区地貌单元属低山丘陵。地层岩性主要为上古生界寒武系凤山组石灰岩,容重为25kN/m3,层序稳定,局部覆盖薄层第四系残积土,按工程性质共分3层:
(1)坡残积层(Q4dl+el):以土夹碎石为主,属灰岩风化残留物。该层仅在坡上和坡下零星分布,最大厚度1.0m左右;
(2)石灰岩(∈3fa):中风化石灰岩,青灰色,岩层产状10~28°∠15~32°,RQD=40左右,岩石质量差,主要分布于边坡的顶部,厚度约1.0m;微风化石灰岩:岩层产状10~28°∠15~32°,RQD=80左右,岩石质量较好,局部夹灰黄色中风化泥质灰岩薄层;
(3)泥质灰岩夹石灰岩(∈3fb):强风化泥质灰岩,黄灰色,岩体破碎,岩石质量差,局部夹青灰色微风化石灰岩薄层,岩层产状10~28°∠15~32°,该岩层主要分布于边坡下部,厚约49m。
工作区范围内构造不发育,主要为裂隙,个别裂隙有1~30cm的位移,形成小断层,按其走向可分为两组。
A组:产状290°/SW∠70°,走向近平直,略呈舒缓波状,延长可达60m,断面光滑平整,未见擦痕和其他的构造迹象,裂面间隙很小,裂面间偶见泥质充填物,该组断裂分布均匀;
B组:走向0°~20°,倾角80°左右,向东西两向倾者皆有,以向西倾者为主,单条裂隙延伸短,长度3~10m,裂面参差不齐,裂隙间隙较大,最大可达3cm,裂隙间常见方解石脉充填,不同方向的两组裂隙夹角在20°左右。该组裂隙呈集束状分布,每束10余条。
岩体中含强风化泥质灰岩软弱夹层,软弱层产状与地层一致,从开挖断面发现,从上到下共有4条软弱夹层(P1,P2,P3,P4),如图1所示,该软弱层的岩石结构已基本风化蚀变而破坏,部分呈土状,在坡体内广泛分布,厚3~15mm,各软弱层基本性质见表1。
现场勘察发现A组裂隙与软弱面及岩层层面形成边坡分离体,受卸荷影响坡顶沿该组裂隙发育一条延伸长且深的裂缝,可见深度约5~10m,由于坡面高、陡,在重力或卸荷时,会发生平面型滑动或小型崩塌破坏。软弱夹层即成为控制边坡稳定性的滑动面。在进行勘察工作前,边坡西侧坡顶岩体沿P1软弱层发生滑动破坏,滑体方量达数百方。
剪切试验方法、试验装置和操作步骤严格执行交通部颁布的《公路工程岩石试验规程》(JTG E41-2005)。试验时采用方形人工切割试样,外形不规则处采用水泥砂浆找平,加工后的试验样品剪切面尺寸为20cm×20cm,试样高大于15 cm,试验共分4组,每组5个。
1.2 试验方法
已有研究成果表明,岩体在浸水状态下强度明显降低,很多边坡工程也证明,降雨后更易发生滑坡现象,所以本次试验前先把试样放在水中浸泡24h,再把样品放入上下两个剪切盒中,分别利用液压千斤顶对岩块试件施加法向荷载和切向荷载,千斤顶最大荷载可达20 kN,两个方向的荷载大小可任意独立调节。试验时逐级施加法向荷载至设计值,待压力表稳定后再施加剪切力,试验过程中要保持法向压力表读数恒定,以确保试验的准确性。
2 试验结果分析
2.1 软弱面剪切变形特性
特别需要指出的是,当法向应力过大时,如果充填物被挤出,结构面的剪切滑动将受到两侧岩石的影响,从而将可能使试验结果偏高。结构面的破坏方式也将可能由沿着软弱岩体剪切破坏变为沿岩块的粗糙面滑移破坏,测得的力学强度结果将取决于岩块的力学强度。
考虑以上因素,试验时对P1,P2,P3,P4四条软弱结构面分别制样进行试验,法向应力分别取50、100、150、200kPa。试验过程中,法向加载稳定后再施加水平剪切力,结果发现四条软弱面的剪切变形特性基本相同,其中P2结构面的剪应力—变形关系曲线见图2。
试验结果表明,该软弱结构面的抗剪特性具有以下几个特点:(1)剪应力、峰值应力,均随法向应力的增大而增大,剪应力达到峰值前,其增量与水平变形增量的比值随法向应力的增大而增大,剪应力与水平变形近似呈线性变化;(2)剪应力达到峰值后,随着剪切变形的增大其强度稍有降低,此后,随着变形的继续增大,剪应力基本保持稳定而无大的变化,呈较理想的“弹—塑性”破坏型;(3)试验后未发现结构面侧壁上有擦痕,表明整个剪切过程完全发生于软弱夹层内,其试验结果不受两侧较硬岩块的影响。
2.2 软弱面剪切强度结果分析
岩体具有非均质和各向异性,是岩块和不连续面的组合体,其力学性质是多种影响因素的综合反映。而且,岩体力学参数的影响因素也是复杂多样的,例如有:地层岩性、风化程度、结构面(节理)、粗糙度、裂隙发育程度及其组合形式、结构面的数量和形状、尺寸效应、地应力条件及加荷方向等。软弱夹层形成的地质条件非常复杂,另外试样的试验过程、仪器本身都会对夹层试验的成果产生影响,通常称它为随机性,在地质空间上岩体属性发生变异是不可避免的,所以,岩石的力学参数本身包含着随机性和模糊性。根据试验结果,软弱夹层剪切变形可分为三个阶段,如图3所示。
第一阶段:在剪应力达到比例极限之前,曲线近似呈直线型,剪应力—剪切变形近似呈线性关系,软弱夹层剪切变形呈“弹性”特性;
第二阶段:剪应力达到比例极限后,软弱夹层有塑性剪切变形产生并发生屈服;
第三阶段:当剪应力达到峰值后,剪应力不变,试样剪切变形变为沿软弱面滑移,位移不断加大。
通常情况下,岩石的强度参数是根据抗剪强度试验结果采用最小二乘回归分析法求取的[7]。
根据以上分析,分别取比例极限、屈服点和峰值点的剪应力计算软弱夹层不同阶段的强度参数,根据强度参数计算边坡稳定性系数(K),结果见表2所示,由表可见,c值变化较大。
根据现场部分地段岩体已经发生滑动破坏的现状,可认为该边坡稳定性基本接近临界状态,即边坡实际的稳定系数应为1.0左右,而根据表2的计算结果可看出,强度值取屈服值时计算的边坡稳定性系数与实际情况较为吻合,其稳定性系数即接近于1.00。
对建筑边坡工程来说,应避免其达到临界状态,保证其有足够的安全系数,故软弱夹层强度参数应取其低值。
从分析结果看出,该边坡岩体中软弱夹层强度低,不利于边坡稳定。实际上,在进行勘察工作之前,该边坡西侧沿距坡顶最近的软弱面已发生过滑动破坏,而计算结果也表明,边坡处于临界状态或基本稳定状态,说明试验和分析结果比较可靠。另外,虽然边坡基本稳定,但不满足《建筑边坡工程技术规范》(GB50330-2002)规定的一级边坡安全系数≥1.35的要求,因此,需要采取加固措施。
3 结论
(1)对常见小型岩质边坡,岩体软弱结构面控制边坡稳定性,需要准确地测试其强度参数,采用室内抗剪试验是一种实用的方法。
(2)通过对该边坡取样进行试验来看,灰岩中的软弱结构面剪切变形呈较理想的“弹—塑性”破坏型。
(3)根据试验结果计算得到的边稳定性系数与实际情况较吻合,说明该试验方法可靠,试验结果可为边坡加固方案的设计提供可行的和准确的强度参数。
摘要：通过对灰岩边坡中的软弱结构面进行室内抗剪试验,发现灰岩中的软弱结构面剪切变形呈较理想的“弹塑性”破坏型,剪切变形过程可分为3个阶段,根据剪应力—变形关系曲线上的比例极限、屈服点和峰值点计算得出软弱结构面不同阶段的强度参数值,由c和tgφ试验结果计算得到的边坡稳定性系数与实际情况吻合,说明试验结果是准确的。室内试验方法克服了现场大型剪切试验周期长、耗资多的缺点,对于边坡工程是经济而适用的。
关键词：灰岩岩体,软弱结构面,抗剪强度
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土壤抗剪强度 篇6
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
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土壤抗剪强度 篇7
岩体强度主要取决于岩石块体和结构面这两部分的强度;工程实践和理论研究表明, 在大多数情况结构面力学特性对岩体强度起着控制性作用, 使得岩体强度因结构面的存在而大大削弱。
目前在工程岩体稳定性的分析评价工作中, 其重点及难点之一就是如何合理地确定岩体结构面的抗剪强度参数。现阶段, 确定控稳结构面抗剪强度参数的主要方法可以归纳为试验法、公式法、经验法和反算法四大类, 每一大类又分别包含几种不同的具体方法。
本文在大量查阅文献的基础上, 对这些取值方法进行一番综述。主要针对其中应用成熟的方法。
1 试验法参数取值
1.1 室内剪切试验
室内剪切试验的基本原理、数据处理方法与土体直剪试验类似。其试验设备、方法相对简单, 操作步骤规范、方便, 因此应用最广。该方法的主要问题是试样的代表性、原状性、尺寸效应等。
试样的代表性问题主要由于结构面性质的复杂性与变异性, 当试样数量不足, 会导致试验数据的随机性和离散性过大, 从而使数理统计得到的参数取值具有较大偏差。李克钢等[1]研究表明, 在进行试验时应尽可能的多选几组试件进行试验, 这样可以比较容易地排除异常值的影响, 从而选取正常值进行统计, 使得统计的结果更加准确。
试样的原状性问题体现在岩体试样在开挖过程中会不可避免地受到一定的扰动, 导致结构面的闭合程度有所变化, 因此会不同程度地影响试验结果。当取样扰动特别显著、结构面质量很差时, 这样的试验还不如不做, 按经验采用类似工程的试验资料或许更为可靠。
试样的尺寸效应表现为试样的结构面强度通常随其尺寸的增大而减小, 但当结构面尺寸增大到一定程度时则趋于稳定;但是这种尺寸界限会随着岩体及其结构面的性质发生变化。常规室内剪切试验的结构面尺寸较小, 存在尺寸效应。
1.2 原位大型剪切试验
原位大型剪切试验的原理与室内试验相同, 主要差别体现在试样制备和具体仪器设备上。由于其试验过程在原位进行且剪切断面较大, 因此在很大程度上克服了试样的原状性和尺寸效应等问题, 所得结果较为可靠。但因其设备笨重、操作复杂, 故成本高、周期长, 一般只应用于重大工程。
该试验的最大不足是试验组数受成本制约, 且相对于它所应用工程的规模而言样本数量显得偏少, 存在以点代面、代表性不强的问题。
针对其成本高、操作难、应用受限的情况, 刘明维、郑颖人[2]提出原位抗切试验结合规范取值的参数确定方法。他们认为:对于坡高不大于25 m的岩质边坡, 可采用原位抗切试验较为准确地确定比较敏感的c值, 并结合规范取值法确定不敏感的φ值;这样既保证了一定的工程精度, 又克服了采用原位大型剪切试验的麻烦, 经济、实用。
2 公式法参数取值
通过对大量室内外试验及数值模拟研究成果的归纳总结, 提出适用于估算结构面强度的经验公式, 可以很大程度地减轻复杂的试验工作。。
目前为止, 比较公认的经验公式主要有Patton剪胀公式及双线性公式、Jeager负指数剪切强度公式、Barton公式、Ladanyi公式和Gerrard剪切公式。这些公式中, 前三者适用条件过于理想化, 后两者参数过于复杂、求取困难, 因此在工程中主要应用的是Barton的JRC—JCS模型。
杜时贵等[3]研究表明:采用Barton公式估算获取的结构面强度参数与室内剪切试验所得结果基本一致, 有时可能偏高。
3 经验法参数取值
3.1 工程类比法
工程类比法是工程地质研究的传统方法之一, 是指根据大量已有的同类工程数据和实践经验, 结合具体工程的地质条件、周边环境条件等, 通过类比、分析、判断来获得设计参数的取值。
该方法的最大缺点就是具有人为的经验性、随意性, 应用不当, 往往可靠性不高。要保证其可靠性, 则要求具有丰富的工程实践经验、掌握丰富的工程资料, 而且需要进行多方面因素的综合类比, 同时还应根据工程实际进展情况和出现的问题———特别是现场监测结果和地质体揭露情况, 对现有设计参数进行必要的调整和修改。
张勤[4]建议, 应用模糊相似优先比原理进行结构面抗剪强度参数的研究, 有利于克服工程类比法中人为影响、不定量性等缺点, 从而在一定程度上提高参数取值的可靠性。
3.2 规范取值法
规范取值法是在结构面分级的基础上, 参照规范、手册等的建议范围值, 结合实际工程的具体条件, 确定参数取值, 必要时再进行适当地折减。因此, 它本质上是一种规范化的工程类比法, 在一定程度上减少了人为因素的影响, 但仍然不可避免地存在着经验性、地区性等问题。
刘明维、郑颖人在广泛调研、有针对性的进行现场试验和室内试验的基础上, 通过对大量试验成果的分析整理, 对《建筑边坡工程技术规范》中结构面抗剪强度取值方法进行了探讨, 并补充、完善和细化了结构面的分类及其考虑因素, 提出了相对更实用、更合理的参数取值表。对此, 该规范的最新修订版对其取值方法进行了部分修善。
4 反算法参数取值
4.1 基于极限平衡的反演法
根据所处的稳定状态, 选取相应的极限平衡方法建立参数反演的方程, 获取结构面强度参数。因此理想的条件是滑动破坏前的极限平衡状态, 此时可假定稳定系数为1.00, 然后根据选用的极限平衡公式, 采用单值法或联立剖面进行参数反演。
当采用单值法反算时, 需要先假定其中的一个参数c或φ。通常采用敏感性分析, 确定其中变化幅度不大或者容易掌握范围的那个值。
当联立剖面进行反算时, 联立方程的相容性是能够求解的决定因素。一般情况下, 由于岩土体的复杂性和变异性, 不同剖面的稳定状态是不同的, 两者联立以后往往难以求解。对于单一结构面, 且形状变化不大时, 采用剖面联立法反算获得的结构面参数可与室内试验结果相近。
4.2 位移反分析法
应用数值分析方法, 在已有位移观测资料的基础上, 通过求解控制方程组, 即可反演求得结构面强度参数, 克服了极限平衡反算方法局限于强度极限状态的不足。该方法自20世纪70年代以来, 得到了工程界的重视和研究[5]:
孙钧等提出了对岩体诸参数 (包括其抗剪强度指标c, φ值) 进行弹塑性反演分析的一种全面优化方法, 实践上得出了非线性逆问题的唯一解。
杜景灿等在直接位移反分析的基础上, 引入加权系数, 提出了加权位移反分析方法。
吉林等将岩体宏观应变引入, 构造新目标函数对结构面力学参数进行反演。
由于岩体参数位移反分析法实质为一个高度复杂的非线性函数问题, 其反分析解的存在性、稳定性值得研究, 且具有依赖初值、易失败等缺点。应用难度较大, 尚处于优化阶段。
5 结语
目前用于确定岩体结构面抗剪强度参数的几类主要方法中, 或多或少地存在一些局限和不足, 影响着参数取值的精度。它们又各有其适用条件, 大致来说:当能获取试样时, 一般采用试验法确定参数, 而公式法 (主要是Barton经验公式) 能在一定程度上减少复杂的试验工作;当不能获得试验参数时, 则采用反算法或经验法确定参数;同时根据工程规模和重要性等级不同, 选用其中具体不同的取值方法。
参考文献
[1]李克钢, 许江, 李树春.三峡库区岩体天然结构面抗剪性能试验研究[J].岩土力学, 2005, 26 (7) :1063-1067.
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土壤抗剪强度 篇8
本人在设计砌体结构的写字楼时, 规划采用210mm的中型烧结页岩砌体, 后来由于没有这种材料可供应改为230mm混凝土空心砖砌体, 砂浆强度等级是相同的。把两次设计的计算结果比较起来, 发现个别墙肢对混凝土抗震承载力是满足要求的, 而普通的砌体无法满足抗震承载力, 针对这种空心率已经超过50%, 而且墙后小的混凝土空心砌块抗震承载力反而更大, 与我们正常的思维恰恰相反, 这才注意到了混凝土空心砌块砌体会得到非常广泛的运用。
一、试验方法与设计方案
进行抗震设计计算的基本性能指标是通过其砌体砌块的抗剪强度来体现的, 其抗剪强度的体现方式可以分为截面为梯形的抗剪强度和截面为根据通道缝隙的抗剪强度, 但由于实际工程中的具体情况, 进行合理的分析, 所以此方案根据我们国家近年来, 已有的混凝土砌体砌块剪压的结果分析, 并运用砌体砌块的破坏区理论, 提出了剪压复合抗剪强度的混凝土空心砌块砌体的方案。由于主拉理论的单一性, 很明显的其计算方式存在缺陷, 使得其不能对所有形态都适用, 还可能引起安全的问题。所以选用复合型作用下的混凝土砌体砌块的剪压方式是可行的, 符合实际的。
二、剪压复合作用下的抗剪强度曲线
(一) 剪压破坏理论
实际砌体剪压实验表明, 具有斜压破坏特性的竖向斜裂缝破坏特征中也存在具有明显剪摩破坏特征的砂浆层水平裂缝;而且在剪摩和斜压破坏特征中也同样存在明显的剪压破坏特征, 破坏的程度稍有不同, 此外, 至今还没有彻底的精确划分, 尤其是剪压和剪破之间的破坏划分, 这样对于砌体的实际操作性要经过试验后方可进行。
因此, 在砌体剪压的破坏区理论中, 可以划分两个破坏区域, 分别是剪摩剪压破坏区域和剪压斜压破坏区域, 这两个破坏区域之间随着Y的逐步增大, 彼此间互相渗透的更快。所以, 在剪摩剪压破坏区域中, 用库仑公式计算砌体抗剪强度, 用主拉理论计算砌体抗磨, 并且按照一定的比例分配的权值进行叠加, 从而得到准确的数据。同理, 在剪压斜压破坏区域中用主拉应用理论公式计算出砌体抗剪强度, 用主压应用理论公式计算出砌体的抗压强度, 并按照一定的比例分配权值进行叠加, 从而得到对应的数据。为此, 经上述推导, 砌体抗剪强度在剪压复合作用下的全曲线公式:
式中, A、B可以按照通过实验统计得出的均值结果。直接可以简单的把混凝土砌块体抗剪强度的最高值折减85%, 然后混凝土空心砌块的抗剪强度设计的表
达式可以直接按照下面式子计算:
尽管计算得到的是一条光滑而且连续的曲线, 但是还缺少试验作为有力支持。
(二) 平均值的计算
由图1曲线的数学特性, 式 (1) 参数可进行推导, 过程如下:
根据国家现有的58片不同加载方式、不用尺寸的空心混凝土砌块砌体试验结果, 与此同时参考文献中有实时的研究成果表明, 混凝土空心砌块砌体在剪压复合作用下的抗剪强度曲线中重要参考取值如下:
(1) 曲线峰值点坐标
曲线最高点的坐标 (b, ymax) 取值应该针对于坐标为x=σy/fm、y=fv E, m/fm的剪压相关曲线, 而相关文献中b的取值都不一样 (应该是混凝土中参加了其他的成分所导致, 但是差距不算太大, 可以算在误差范围内, 对其结果无明显影响) ;重庆建筑大学的教授, 骆万康先生通过试验得出, 对于普通粘土的砌体结构回归曲线的峰值点取0.503;湖南大学的刘桂秋教授把所有砌体结构都统一取0.67;而官方相对应的混凝土相关曲线峰值取0.6, 综合上述的取值, 考虑到地域环境影响和动力试验相对于取值应该偏低一些, 所以本文建议的取值为0.55。而纵坐标ymax的取值都统一按照参考文献给出的取值结果为0.20。
(2) 参数γ=fv0, m/fm的取值
在每次试验中, 因为存在较大的差异, 所以在混凝土砌块砌体的抗剪实验中, γ值均不一样, 本文的推导如下:
1. 由此可以分析出数据分布情况, 峰值最大的横坐标可以取8, 即σy, m/fv0, =8
2. 对于混凝土空心砌块砌体的相关剪压曲线, 坐标系统为x=σy/fm、y=fv, m/fm, 峰值坐标b=0.55.
由图中峰点坐标带入公式可以解得:a=2.81, A=1.40
代入式 (1) 中得到混凝土空心砌块体在剪压复合作用下的抗剪抗震强度的均值公式为:
为了对比方便, 将γ=fv0, m/fm=0.07代入即:
三、混凝土空心砌块砌体抗震抗剪强度设计值公式
(一) γ的取值
与试验时的取值不同, 在进行砌体实际中fV0和f的取值都已经明确的标明, 根据砌体规范表当中所给出的混凝土砌块砌体实际类型, 由此可得出γ的取值范围在0.015~0.050之间, 平均值应为0.026, 所以γ取其近似值0.03.
(二) 设计时抗震抗剪强度公式的确定
根据实际的理论分析, 砌体的强度平均值与强度设计值之间的关系是:
公式中, γf为砌体结构中其材料的性能分项系数, 一般而言, 应当按施工的控制等级选为B级, 最为合理, 取为1.6, σf为强度的变异系数, 计算时一般取0.2。
将其各个值带入到上述公式当中, 从而可以得出f=0.42fm。
考虑到设计的公式应该符合混凝土砌块砌体结构在剪压复合条件的破坏条件, 需要满足式 (3) -式 (5) , 所以做以下处理:
1) 把曲线的原点向下平移, 即fv0=0.03f0。
2) b值仍然取0.55。
3) 剪压相关曲线在解式 (3) -式 (5) 中可以解得曲线在x=1时, y=0。
由上述条件求得A=0.38, B=0.41 a=2.92
综上所述把结果代入式 (1) 中, 得出混凝土空心砌块砌体在剪压复合条件下的抗震抗剪强度设计公式为:
结束语:
通过实际的数据分析与验证得出:与之前的砌体砌块剪压试验得出的曲线相比较, 剪压复合型的曲线不但拥有下降断, 而且还具有连续光滑的特点;实现砌体对剪压相关曲线中保持抗震抗剪的破坏形态模拟, 可直接运用高层建筑结构设计, 在单调递增的抗剪强度规范中避免了不安全和不合理的因素。
摘要：随着社会的不断发展, 人们生活水平的提高, 人们对身边的一切都越来越关注, 近些年来环境在不断的恶化, 地震、雾霾等环境污染逐渐的加剧, 人们对其也越来越重视, 使得我们对抗震的措施也不断的重视。所以混凝土空心砌块砌体抗震抗剪强度的研究, 也就显得尤为的重要。
关键词：混凝土,空心砌块砌砖,抗震抗剪
参考文献
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