直剪实验实验方案
剪切强度试验
剪切强度试验剪切强度试验是一种用于评估材料抗剪切能力的试验方法。
它是一种常见的力学性能试验，广泛应用于工程领域和科学研究中。
剪切强度试验主要通过施加垂直于材料表面的切割力来测量材料的抗剪切能力。
在试验中，常用的试验样品形状包括圆形、方形和矩形等。
试验过程中，首先将试样固定在试验机上，然后施加垂直于试样表面的力，使试样发生剪切变形。
通过测量施加的力和试样变形，可以得到材料的剪切强度。
剪切强度试验的结果可以用于评估材料的强度和可靠性。
在工程设计中，剪切强度是一种重要的力学参数，它能够指导结构的设计和选材。
例如，在建筑领域中，钢材的剪切强度是设计梁的关键参数之一。
在材料研究中，剪切强度试验可以用于比较不同材料的性能，从而选择最合适的材料用于特定的应用。
剪切强度试验的结果受多种因素的影响，包括材料的组成、结构和处理工艺等。
例如，金属材料的晶粒结构和金属间化合物的分布对剪切强度有着重要影响。
此外，试样的几何形状和试验条件（如应变速率和温度）也会对试验结果产生影响。
剪切强度试验可以通过不同的方法进行，常见的试验方法有直剪试验、双剪试验和圆柱剪切试验等。
这些方法在试样形状和试验过程中的施力方式上存在差异，选择合适的试验方法需要根据具体的试验目的和材料特性进行。
在进行剪切强度试验时，需要注意一些实验细节。
首先，应确保试样的尺寸和几何形状符合标准要求，以保证试验结果的准确性和可比性。
其次，试验过程中应避免应变速率过快或过慢，以免对试验结果产生影响。
此外，试验设备和仪器的选择和校准也是确保试验结果准确可靠的重要因素。
剪切强度试验是一种重要的力学性能试验方法，可以用于评估材料的抗剪切能力。
在工程领域和科学研究中，剪切强度试验的结果对于材料的选择和设计具有重要的指导意义。
通过合理设计试验方案和严格控制试验过程，可以获得准确可靠的试验结果，为工程设计和材料研究提供有力支持。
直剪试验原理
直剪试验原理直剪试验是一种常用的土工试验方法，用于研究土壤的剪切性能。
直剪试验原理主要是通过对土样施加水平剪切力和垂直压力，来研究土壤在剪切过程中的变形和破坏特性。
直剪试验原理的理论基础是摩尔-Coulomb准则，即土壤的剪切强度与正应力之间存在一定的线性关系。
在进行直剪试验时，首先需要采集代表性的土样，并进行标定。
然后将土样放置在直剪试验仪中，施加水平剪切力和垂直压力，观测土样的变形和破坏过程，最终得到土壤的剪切强度参数。
直剪试验原理的关键在于通过施加水平剪切力，来模拟土体内部的剪切应力，从而研究土壤在不同应力状态下的变形和破坏规律。
直剪试验原理的核心在于研究土壤的内部应力分布和变形特性。
在进行试验时，需要控制水平剪切力和垂直压力的施加速度和大小，以保证试验结果的准确性和可靠性。
通过直剪试验，可以得到土壤的剪切强度参数，如内摩擦角和剪切模量，这些参数对于土体的稳定性和工程设计具有重要的意义。
直剪试验原理的应用范围非常广泛，可以用于研究各种类型的土壤和岩石的剪切性能。
在土木工程、岩土工程和地质工程中，直剪试验是一种常用的试验方法，用于评价土体的工程性质和稳定性。
通过对土壤样品进行直剪试验，可以了解土壤在受力作用下的变形和破坏规律，为工程设计和施工提供重要的参考依据。
总的来说，直剪试验原理是通过施加水平剪切力和垂直压力，研究土壤在剪切过程中的变形和破坏规律，得到土壤的剪切强度参数。
这一原理在工程实践中具有重要的应用价值，可以为工程设计和施工提供科学依据，保障工程的安全和稳定性。
通过对直剪试验原理的深入理解和应用，可以更好地认识土壤的力学性质，为工程实践提供有力支持。
土力学实验报告
土力学实验报告一、实验背景土力学是土木工程中的一个重要分支，它主要研究土体的物理力学性质和力学行为。
在工程设计中，土力学实验是非常重要的，它可以帮助我们了解不同土层的力学特性，有助于设计出更加可靠、优化的工程方案。
本次实验是围绕土体的抗剪强度展开的，通过不同试验方法对不同土壤的耐剪强度进行测试。
二、实验目的1. 掌握土体的耐剪强度测试方法；2. 了解不同土体类型的耐剪强度特性；3. 通过实验对比，学习土体在不同载荷条件下的力学行为。
三、实验设备及试样本次实验利用的设备主要包括：直剪仪、剪切试验机等。
试样在实验前应经过充分的取样、干燥、筛分等处理，保证其物理性质符合实验要求。
试样大小应根据实验方法的要求进行制备。
例：大三角形试验方法中，试样大小应为等边三角形且边长为100mm。
四、实验方法1. 直剪试验法直剪试验法是一种比较简单的土体耐剪强度测试方法，它通过单一剪切面的加载来测定土体的结果。
实验中，试样在直剪仪中放置，上下两个板子同时沿一个方向运动，施加相对位移。
在测试中需要控制加载速度、停顿时间等参数，并测定剪切荷载、剪切位移等参数。
2. 大三角形试验法大三角形试验法是一种较为复杂的耐剪强度测试方法，它的理论基础是应力平衡原理。
在试验中需要先利用标准切割口，切割巨型三角形试样，然后对其两侧施加载荷，通过精密仪器测试其强度、变形等参数。
5、实验结果针对不同类型试样的不同测试方法，我们实验得到的结果如下：1. 直剪试验法对于黏土等性质松散的土体，它们的耐剪强度较差，随着剪切位移的增加，失稳现象就会显现出来。
2. 大三角形试验法对于性质坚硬、致密的土体，其耐剪强度较高，大三角形试验法通常比直剪法更适用于这类情况，可以有效地测试土体的耐剪强度。
六、结论与思考通过本次实验，我们了解了不同土体类型的耐剪强度特性、掌握了基本的耐剪强度测试方法。
在实践中，不同类型的土壤应采用不同的测试方法，以求得尽可能准确的数据。
非贯通节理岩体抗剪强度影响因素分析
非贯通节理岩体抗剪强度影响因素分析刘超;刘远明【摘要】基于修正的Lajtai岩桥破坏理论,研究连通率、形貌节理起伏角、法向压力等因素对非贯通节理岩体抗剪强度的影响,利用人工混凝土模拟类岩石材料,并进行直剪实验论证.结果表明:非贯通节理岩体抗剪强度与起伏角大小成正相关关系,与连通率成负相关关系;其他影响因素相同时,法向压力越大,非贯通节理岩体抗剪强度越大.%Based on the modified Lajtai rock bridge failure theory,the influence of connection rate,topo-graphic joint undulation angle,normal pressure et al.on shear strength of non-penetration jointed rock mass is ing artificial concrete to simulate the rock,the direct shear experiment is conducted.The result shows that:the shear strength of non-penetration jointed rock mass is positively correlated with the undulation angle,but is negatively correlated with the connection rate;under the same other factors,the normal pressure is positively correlated with the shear strength of non-penetration jointed rock mass.【期刊名称】《华侨大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2018(039)004【总页数】5页(P551-555)【关键词】岩体;非贯通节理;直剪试验;抗剪强度【作者】刘超;刘远明【作者单位】贵州大学土木工程学院,贵州贵阳 550025;贵州大学土木工程学院,贵州贵阳 550025【正文语种】中文【中图分类】TU45在非贯通节理裂隙岩体中，由于岩桥的存在，使岩体受力和变形破坏特性发生改变，预制非贯通节理试件的变形破坏机制比完整的岩体试件复杂得多[1].非贯通节理岩体破坏通常由节理和岩桥破坏共同组成.由于节理间的相互作用使非贯通节理岩体主要处于压剪应力状态，很多情况下，非贯通节理岩体破坏面以剪切破坏为主，所以采用直剪试验方法能很好地研究其抗剪强度特性[2].国内外许多学者采用直剪试验方法研究非贯通节理岩体力学性质.Savilahti等[2]采用含节理的石膏进行模拟试验，研究节理数量和节理倾角对非贯通节理岩体剪切破坏方式的影响.Gehle等[3]采用石膏材料模拟非贯通节理岩体进行直剪试验，研究不同节理长度、节理排列方式、倾角等因素的影响，提出法向压力和节理倾角对节理的剪切强度影响最大，但是没有研究各因素对非贯通节理岩体强度影响关系.Wong等[4-5]对3组平行节理的类岩石材料进行直剪试验，研究节理裂隙的扩展规律和峰值剪切强度，论证了裂隙的发展机制取决于节理的分布及节理面上的摩擦因数.徐亮等[6]根据36组节理岩体直剪实验结果，对基于起伏度和粗糙度等剪切强度公式进行对比.俞缙等[7-8]假定卸载曲线和重加载曲线在法向的起始刚度由前一次加载曲线和卸载曲线决定，从而确定岩体节理循环加载本构方程，并验证了模型的可行性.刘远明等[9]通过对具有不同粗糙程度(以节理面起伏角表示)的共面非贯通人工节理进行不同法向应力水平下的直剪试验，研究形貌节理起伏角对非贯通节理岩体抗剪强度的影响，分析了剪切过程中岩桥力学参数的弱化机制.文献[10-14]采用水泥砂浆模拟类岩石材料，研究非贯通节理岩体直剪贯通模型和岩桥力学性质弱化机制，基于非贯通节理岩体的直剪试验，将非贯通节理岩体破坏模式分为4种，论证了非贯通节理岩体的4种破坏模型和法向压力对抗剪强度的影响，并提出相应的贯通破坏强度.为了进一步研究非贯通节理抗剪强度影响因素，本文基于修正的Lajtai岩桥破坏理论，利用人工混凝土模拟类岩石材料，针对不同连通率、形貌节理起伏角及法向应力的非贯通节理岩体进行直剪试验，以研究连通率、节理起伏角、法向压力对非贯通节理岩体抗剪强度的影响规律.图1 Lajtai岩桥破坏理论抗剪强度曲线Fig.1Shear strength envelope of Lajtai rock bridge failure1 修正的Lajtai岩桥破坏理论Lajtai岩桥破坏理论将岩桥破坏模式分为张拉破坏、剪切破坏和挤压破坏等3种破坏模式，其抗剪强度曲线如图1所示.在低法向压力下，岩桥发生张拉破坏，如图1中AB段曲线所示，其抗剪强度准则计算式为τa=.(1)在中等法向压力下，岩桥发生剪切破坏，如图1中BD段所示，其抗剪强度准则计算式为(2)在高法向压力下，岩桥发生挤压破坏，如图1中DH段所示，其抗剪强度准则计算式为τa=σatanφu.(3)Lajtai岩桥破坏理论的缺陷在于将张拉破坏、剪切破坏及挤压破坏区分开，并没有考虑到2种或3种破坏模式同时存在的情况，使得按照式(1)～(3)破坏准则计算出的抗剪强度偏低[5,9-10].夏才初等[11]对Lajtai岩桥破坏理论进行了修正，提出岩体破坏为拉剪复合破坏模式[14-15]，即考虑岩体抗拉强度、节理、粘结力、法向压力等因素时，岩桥破坏表现为张拉破坏和剪切破坏共同存在的情况.2 非贯通节理岩体实验从天然节理的形态及法向压力的角度出发，设计一系列非贯通节理岩体的直剪实验，用以论证修正的Lajtai岩桥破坏理论的正确性.实验方案设计如下.1) 非贯通节理岩体试样制备方案.选用合适配合比的类岩石材料，进行抗压强度、抗剪强度、泊松比、弹性模量等基本力学性质测试.采用配合比为水泥∶砂∶水=2∶3∶1的水泥砂浆模拟岩石材料.配备的该类岩石材料物理力学性质参数如下:密度为2.65 g·cm-3；抗压强度为39.5 MPa；抗拉强度为3.025 MPa；弹性模量为8.75 GPa；泊松比为0.25；黏聚力为5.25 MPa；摩擦角为46°.设计非贯通节理岩体试样尺寸为200 mm×200mm×200 mm，节理形貌的制作选用起伏角分别为15°,30°,45°的齿形片.将齿形的薄铝片(或防水硬纸片)插入试样预定节理位置，在水泥砂浆凝固前抽出该铝片(或防水硬纸片),即可模拟非贯通节理.连通率为0.5、形貌起伏角为30°齿形的节理岩体效果图，如图2所示.2) 非贯通节理岩体试验方案.采用RMT-301型岩体剪切试验机，通过带伺服循环位移控制加载的方式，将试样放入制定的试验剪切盒内，并对不同的非贯通节理岩体样品进行直剪试验.在试验中，采用高灵敏位移传感器监测试样表面破坏现象，观察剪切曲线变化，记录曲线转折点的时间和试验现象(高压进行剪切试验，位移控制速率为1.0 kN·s-1).非贯通节理岩体剪切试验场景，如图3所示.(a) 现场制作(b) 效果图图3 非贯通节理岩体剪切试验场景图2 非贯通节理岩体效果图Fig.3 Shear test set-up of non-penetration jointed rock massFig.2 Effect of non-penetration jointed rock mass表1 非贯通节理岩体实验方案设计Tab.1 Experiment design of non-penetration jointed rock mass编号φθ/(°)Fy/MPa编号φθ/(°)Fy/MPa10.3151.080.5451.020.5151.090.7451.030.7151.0100.3150.540 .3301.0110.3151.050.5301.0120.3151.560.7301.0130.3152.070.3451.0140.31 53.0研究连通率、形貌起伏角和法向压力对非贯通节理岩体的抗剪强度的影响.选取连通率分别为0.3,0.5,0.7，形貌节理起伏角度分别为15°,30°,45°的非贯通节理岩体作为实验组，法向压力设置5个级别，分别为0.5,1.0,1.5,2.0,3.0 MPa.通过设置14组直剪实验数据分析各因素对非贯通节理岩体抗剪强度的影响，实验方案如表1所示.表1中：φ为连通率；θ为起伏角；Fy为法向压力.3 非贯通节理岩体抗剪强度影响因素分析3.1 直剪试验原始数据图采用RMT-301型岩体剪切试验机，该设备能够通过计算机同步记录剪切实验过程中应力(σ)-应变(ε)曲线关系图.以连通率为连通率0.3、形貌节理起伏角30°、法向压力1.0 MPa为例，直剪试验过程中的抗剪强度曲线图，如图4所示.图4中：τ为剪切应力；ε为切向应变；sy为法向位移.(a) 剪切应力-切向应变(b) 法向压力-法向位移(c) 法向位移-剪切应力图4 直剪试验过程中抗剪强度曲线Fig.4Curve of shear strength during direct shear test3.2 直剪试验抗剪强度分析3.2.1 不同节理形貌起伏角对抗剪强度的影响为研究不同节理形貌起伏角对非贯通节理岩体的抗剪强度的影响，固定法向压力为1.0 MPa，分别设定形貌节理起伏角15°,30°,45°进行直剪试验，得到不同连通率下的峰值剪切应力(τmax)，如图5所示.图5 抗剪强度-起伏角曲线Fig.5 Shear strength-undulation angle curve由图5可知：当法向应力为1.0 MPa、形貌节理起伏角为15°时，抗剪强度最小；形貌节理起伏角为30°时，抗剪强度次之；形貌节理起伏角为45°时，抗剪强度最大.因此，可认为非贯通节理岩体抗剪强度与节理形貌起伏角为正比例关系，抗剪强度随着节理形貌起伏角的增大而增大.这种趋势在连通率为0.3时变化最为明显，连通率为0.5时的抗剪强度略低于连通率为0.3时，但二者增长速率相似.与连通率为0.3，0.5时的对照组相似，连通率为0.7时的非贯通节理岩体抗剪强度随形貌节理起伏角的增大而增大，但是增大的速率发生了变化，形貌起伏角为15°～30°时的增长速率明显高于形貌起伏角为30°～45°时.由此可知，随着连通率增大，抗剪强度随节理形貌起伏角的变化幅度也增大.根据修正的Lajtai岩桥破坏理论，在较小连通率和低节理起伏角的情况下，试件发生的破坏模式以张拉破坏为主，并伴有剪切破坏；随着节理起伏角的增加，试件发生剪切破坏的位置及频率增加，破坏模式转为以剪切破坏为主，伴有张拉破坏，进而使岩体发生张拉破坏占总破坏的比率降低，即抗拉强度增加.综上所述，可认为当连通率和法向压力一定时，非贯通岩体节理形貌起伏角越大，非贯通节理岩体抗剪强度越大，且随着连通率的增大，抗剪强度降低.3.2.2 不同连通率对抗剪强度的影响为研究不同连通率对非贯通节理岩体抗剪强度的影响，固定法向压力为1.0 MPa，分别进行连通率为0.3,0.5，0.7时的直剪实验.不同节理形貌起伏角的抗剪强度变化,如图6所示.图6 抗剪强度-连通率曲线Fig.6 Shear strength connection rate curve由图6可知：非贯通节理岩体抗剪强度与节理连通率的大小成负相关关系.当形貌节理起伏角一定时，节理连通率越大，非贯通节理岩体抗剪强度越小.这是因为非贯通节理岩体的岩桥随着连通率的增大而减小，非贯通节理岩体抗剪强度大小随着连通率大小变化明显.当连通率为0.3时，抗剪强度最大；当连通率为0.5时，抗剪强度次之；当连通率为0.7时，抗剪强度最小.当法向压力固定为1.0 MPa，节理形貌起伏角为30°和45°时，抗剪强度随连通率的增大而减小，且二者变化趋势大致相同；节理形貌起伏角为15°时，非贯通节理岩体的抗剪强度变化趋势更加明显.由图6可知：当连通率为0.7、节理形貌起伏角为15°时，抗剪强度约为3.29 MPa，该数值远小于其他参数下的抗剪强度.图7 剪切应力-切向位移曲线Fig.7 Curve of shear stress-tangent displacement形貌节理起伏角会增加剪切过程中节理面的相对接触面积，并使剪切实验中预设节理位置处所受的水平剪切力更小，根据修正的Lajtai岩桥破坏理论，在剪切力较小的情况下，岩体的抗剪强度明显高于抗拉强度，试件的破坏模式为以张拉破坏为主伴有剪切破坏.综上所述，非贯通节理岩体的抗剪强度与节理形貌起伏角和连通率密切相关，具有高节理形貌起伏角、低连通率的岩体具有较大的抗剪强度，不易发生剪切破坏；反之，具有较低节理形貌起伏角和较高连通率的岩体，其抗剪强度则较小，比较容易发生剪切破坏.3.2.3 不同法向压力对抗剪强度的影响为研究不同法向压力对非贯通节理岩体抗剪强度的影响，选取连通率为0.3、形貌节理起伏角度为15°的非贯通节理岩体，分别在法向压力为0.5,1.0,1.5,2.0,3.0 MPa下进行实验，可得对应的剪切应力分别为3.702 75，4.820 50，5.182 75，7.187 25，8.738 25 MPa.非贯通节理岩体剪切试验的剪切应力(τ)-切向位移(sx)曲线，如图7所示.由图7可知:当确定其他变量(连通率，形貌起伏角)不变时，非贯通节理岩体抗剪强度随法向压力变化比较明显.当法向压力为0.5 MPa时,非贯通节理岩的抗剪强度约为3.7 MPa，随着法向压力的增大，岩体的抗剪强度也随之增大；当法向压力为3.0 MPa时，非贯通节理岩体抗剪强度达到8.7 MPa.当法向压力增加时，岩体节理面受到的法向挤压随之增加，由于节理表面是粗糙的，这也增加了节理面间的颗粒相互作用力，由修正的Lajtai岩桥破坏理论可知，岩体的抗挤压破坏能力与受力成正比.综上所述，可以认为当连通率和形貌节理起伏角不变时，随法向压力的增大，非贯通节理岩体抗剪强度不断提高，二者成正比关系.4 结论通过直剪试验，研究了连通率、形貌起伏角及法向压力对非贯通节理岩体剪切强度的影响，并结合Lajtai岩桥破坏理论，得出3个影响非贯通节理岩体抗剪强度规律的结论.1) 非贯通节理岩体抗剪强度与起伏角大小成正相关关系，起伏角越大，抗剪强度越大.2) 非贯通节理岩体抗剪强度与连通率大小成负相关关系，连通率越大，抗剪强度越小.3) 在其他影响因素相同情况下，法向压力越大，非贯通节理岩体抗剪强度越大.参考文献：【相关文献】[1] 刘远明，夏才初.非贯通节理岩体直剪试验研究进展[J].岩土力学，2007，28(8):1719-1724.DOI:10.3969/j.issn.1000-7598.2007.08.036.[2] SAVILAHTI T，NORDLUND E，STEPHANSSON O.Shear box testing and modeling of joint bridges[C]∥Proceedings of the International Symposium on Rock Joints.Norway:International Journal of Rock Mechanicsand Mining Sciences and Geomechanics Abstracts，1990:295-300.[3] GEHLE C，KUTIER H K.Breakage and shear behavior of intermittent rock joints[J].International Journa l of Rock Mechanics and Mining Scienes，2003，40(5):687-700.DOI:10.1016/S1365-1609(03)00060-1.[4] WONG R H C，CHAU K T.Crack coalescence in a rock-like material containing two 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刘远明，夏才初.直剪条件下非贯通节理岩体岩桥力学性质弱化机制及贯通模型初步研究[J].岩土力学，2010，31(3):698-701.DOI：10.3969/j.issn.1000-7598.2010.03.005.[13]LAJTAI E Z.Shear strength of weakness planes in rock[J].International Journal of Rock Mec hanics and Mining Sciences and Geomechanics Abstracts，1969，6(5):509-508.DOI:10.1016/0148-9062(69)90016-3.[14] 刘远明.基于直剪试验的非贯通节理岩体扩展贯通研究[D].上海：同济大学，2007.[15] 刘远明，夏才初.修正Lajtai岩桥破坏模式研究[C]∥第九届全国岩石力学与工程学术大会.沈阳:中国岩石力学与工程学会，2006:747-753.。
松散颗粒材料剪切BoxLucas1应力传递修正模型
138㊀㊀Industrial Construction Vol.51,No.6,2021工业建筑㊀2021年第51卷第6期松散颗粒材料剪切BoxLucas1应力传递修正模型∗董㊀晨1,2㊀王贵荣1,2㊀段㊀钊1,2㊀朱艳艳3(1.西安科技大学地质与环境学院,西安㊀710054;2.陕西省煤炭绿色开发地质保障重点实验室,西安㊀710054;3.河北省高速公路张-承承德管理处,河北承德㊀067000)㊀㊀摘㊀要:为了解松散颗粒材料中颗粒粒径级配变化对材料力学性质的影响,开展了不同粗砂颗粒含量砂样的直剪试验,得到了不同法向应力条件下的应力-应变曲线和剪切强度㊂根据BoxLucas1应力传递模型曲线模型对试验结果进行拟合,模型中考虑了粗砂含量的变量因素,建立了适用于松散颗粒材料强度的力学修正模型,模型参数均可通过试验获得㊂该模型可同时考虑粗砂含量和法向应力变化对试验结果的影响,模型最终计算结果与试验结果具有较好的一致性,可较好地适用于松散颗粒剪切强度的计算㊂㊀㊀关键词:松散材料;级配;直剪试验;模型修正;剪切强度㊀㊀DOI :10.13204/j.gyjz G2*******A MODIFIED MODEL OF BOXLUCAS1STRESS TRANSFER FOR LOOSEGRANULAR MATERIALSDONG Chen 1,2㊀WANG Guirong 1,2㊀DUAN Zhao 1,2㊀ZHU Yanyan 3(1.College of Geology and Environment,Xi an University of Science and Technology,Xi an 710054,China;2.Shaanxi Provincial Key Laboratory of Geological Support for Coal Green Exploitation,Xi an 710054,China;3.Chengde Management Office of Zhangjiakuo-Chengde Section of Hebei Province Expressway,Chengde 067000,China)Abstract :To understand the effect of particle size gradations on mechanical properties of loose granular materials,direct shear tests of specimens with different coarse particle fractions were conducted.The stress-strain curves andshear strength were obtained in the conditions of different normal stress.The results were fitted according to themodel of the BoxLucas1stress transfer.The changes of coarse sand fractions were introduced into the model as aparameter,and a modified model suitable for the strength of loose granular materials was developed.The model could take into account influences of coarse sand fractions and normal stress,and the final calculation results werein good agreements with the experimental results,which could be used to calculate shear strength of loose granular materials.Keywords :loose granular material;grading;direct shear test;model modification;shear strength∗国家自然科学基金项目(41702298,41790442)㊂第一作者:董晨,男,1995年出生,硕士研究生㊂通信作者:段钊,男,1985年出生,博士,副教授,landsliders @㊂收稿日期:2020-07-13㊀㊀广泛存在于自然界中的砂土,由于其良好的工程性能,越来越多地被应用于公路㊁水利等建设工程中,但散体材料的离散性导致其具有复杂的力学性质㊂为了能够准确快速地预测其抗剪强度,需要了解颗粒材料的力学特性㊂由于其颗粒间的离散性,松散颗粒材料常表现出复杂的力学行为和性质[1-3],诸多学者通过室内试验和软件模拟,研究了颗粒材料的剪切力学行为,并建立了力学本构模型[4-5]㊂Simonl 等通过大型直剪试验,分析了材料粒度特征与抗剪性能之间的关系,建立了经验算式[6]㊂Clough 等发现砂土与混凝土接触面的剪切应力-应变呈双曲线关系,因此提出了接触面非线性双曲线模型[7]㊂高登辉等通过引入含水量对Clough 等提出的双曲线模型进行了修正,提出水-力耦合双曲线模型并进行了验证,并采用改进的直剪试验仪,试验并分析了非饱和重塑黄土与混凝土接触面的力学性状,并提出了剪切接触面刚-塑性模型[8]㊂张冬霁等通过对直剪试验结果的分析,建立了一种反映接触面剪切破坏和变形的数学模型用于有限元计算[9]㊂路德春等通过将滑动面与单元体的三维应力状态对应,分析了土体与接触面的变形特征,建立了土体接触面本构模松散颗粒材料剪切BoxLucas1应力传递修正模型 董㊀晨,等139㊀型[10]㊂徐舜华等基于临界状态土力学框架,建立了一个剑桥类砂土本构模型,通过与三轴等p (p 为平均主应力)路径㊁三轴试验等结果的对比表明,该模型合理有效[11]㊂戴北冰等利用玻璃珠进行了一系列的室内直剪试验,研究颗粒大小对颗粒材料力学行为的影响,结果表明颗粒大小对颗粒材料的力学行为有显著的影响[12]㊂采用室内试验与数值模拟试验相结合的方法,田世雄等对不同粗粒含量砂卵石土宏观及细观力学特性进行研究,其研究成果可为砂卵石地层进行工程精细化设计及施工提供理论支撑[13]㊂张帅等针对反映砂土小应变刚度的Hardin -Richar 算式不符合天然土体的情况,开展了非等向固结试验,表明HEL 模型对土体非等向固结状态下的刚度规律趋势的变化预测有较好的效果,虽受其参数取值的影响,但总体与试验结果一致[14]㊂谢新宇等采用BoxLucas1应力传递模型对超长桩的非线性沉降进行预测,计算结果与工程实测结果吻合较好[15]㊂本研究以干燥松散砂为研究对象,进行了室内直剪试验,研究级配砂粗砂颗粒含量及法向应力对剪切试验结果的影响㊂通过试验结果分析,选用BoxLucas1应力传递模型,通过引入粗颗粒砂含量对模型进行修正㊂通过该修正模型能够计算不同粗砂含量及法向应力变化条件下的砂体剪切应力-应变关系,以期能对砂土类材料的应用起一定的参考㊂1㊀试验材料和方案设计1.1㊀试验材料试验用试样基质取干燥中细粒砂(粒径不大于0.5mm),用0.5mm 网筛对中国IOS 标准砂进行筛分,取其中粒径大于0.5mm 部分与中细粒砂(性能指标见表1)进行混合㊂通过质量控制配置粗颗粒砂质量占比分别为5%㊁10%㊁20%和40%的四组粗颗粒含量砂试样,通过筛分试验对试样进行粒度分析,得到粒径级配曲线(图1),试样各项物理指标见表2㊂表1㊀中细砂物理力学性质指标Table 1㊀Physico-mechanical propertyindexes of medium-fine sand不均匀系数C u 曲率系数C c 干密度/(g ㊃cm -3)摩擦角/(ʎ)不同竖向压力下的抗剪强度/kPa25kPa 50kPa 100kPa 200kPa2.391.191.539.132.5652.8071.85140.421 5%粗砂;2 10%粗砂;3 20%粗砂;4 40%粗砂㊂图1㊀砂体颗粒级配曲线Fig.1㊀Particle gradation curves of test sands表2㊀试样物理性质指标Table 2㊀Physico-mechanical property indexes of test sands粗砂含量ω/%小于该粒径颗粒占总质量百分量的粒径/mm d 10d 30d 50d 60不均匀系数C u曲率系数C c干密度/(g ㊃cm -3)相对密实度D r50.0630.0980.130.15 2.38 1.02 1.480.44100.0730.110.150.18 2.470.92 1.510.37200.0760.110.160.20 2.630.80 1.540.34400.0770.120.210.374.810.511.770.561.2㊀试验方案为研究粗颗粒含量对试样剪切性能的影响,采用ZLB -1型三联直剪仪,试样截面积为30cm 2,厚为2cm㊂通过控制装样质量控制试样干密度,采用一次压实装样㊂设计在四个不同法向应力下(σ=25,50,100,200kPa)对试样进行直剪试验,剪切速率为0.8mm /min,剪切应变到达12%时试验终止㊂2㊀试验结果和分析2.1㊀剪切应力-应变关系曲线特征图2为4组粗砂含量试样在不同法向应力下的应力-应变试验数据拟合曲线(τ-γ曲线)㊂可见:剪切强度随法向应力的增大而增大,4组粗砂含量试样τ-γ曲线均出现一定程度的应变软化现象,尤其随着粗砂含量增大,试样软化增强㊂此外,在低法向应力下砂土试样只出现软化,而在高法向应力下砂土软化增强且在剪切试验后期出现硬化㊂在直剪过程中砂体颗粒被迫移动,颗粒间结构不断发生重新排列组合,直至原生结构被完全破坏并形成新的结构,可用土体结构势理论[16]进行解释㊂1)在剪切初始阶段,砂体颗粒间原生结构逐渐变形,试样抗剪强度主要由颗粒间原生结构提供㊂与此同时,次生结构在逐渐生成,剪切强度取决于原140㊀工业建筑㊀2021年第51卷第6期a ω=5%;b ω=10%;c ω=20%;d ω=40%㊂ʻ试验数据; 拟合曲线㊂图2㊀不同粗砂含量试样τ-γ试验数据及拟合曲线Fig.2㊀Test data and fitted curves of τ-γin different fractions of coarse sand生结构与次生结构的耦合作用,τ-γ表现出线性关系㊂2)随剪切作用的持续进行,原生结构被逐渐破坏,次生结构开始初现雏形,τ-γ曲线表现出增长减弱的趋势,在剪切应变发展到约2%~4%时,剪切应力到达峰值,此时试样内部原生结构被完全破坏㊂3)在剪切应力到达峰值后,砂体内部次生结构完全生成,残余强度由试样次生结构提供,逐渐趋于稳定㊂4)剪切后期在试样剪切面位置处形成贯通的断裂面,砂体体积增大,剪切应力曲线表现为硬化㊂此外,为了解粗砂含量变化对τ-γ曲线的影响,查明粗砂含量对砂体剪切力学特性的影响程度,定义不同粗颗粒含量砂体强度折减因子k 的表达式为:k =τf iτf0(1)式中:τf i 为不同粗砂试样剪切峰值抗剪强度;τf0为纯中细砂剪切峰值抗剪强度㊂k 值的变化直接表明了粗颗粒含量变化对试样抗剪强度的影响,k 值大于1.0表明在此条件下的试样抗剪强度得到增强,小于1.0则说明在此条件下试样抗剪强度发生衰减㊂从图3可以看出:在粗砂含量小于40%时,随着粗砂含量ω的增大,砂体强度表现出先降低后增大的趋势;粗砂含量为5%的试样的k 值随法向应力的增大呈现出缓慢增长的趋势,但未能达到1.0,表明粗砂含量为5%时,粗砂对中细砂抗剪强度起到削弱的作用,说明低含量粗砂试样对中细砂剪切强度有一定的削弱作用;粗砂含量为10%㊁20%㊁40%时,k 值随法向应力均表现出明显的先增大后减小的变化趋势,且在100kPa 时达到最大,当法向应力增大到200kPa 时,各粗砂含量试样k 值逐渐趋于一致,但粗砂含量为20%时的k 值整体低于粗砂含量为10%和40%时的试样㊂Ѳ ω=5%; ʻ ω=10%; ә ω=20%; Җ ω=40%㊂图3㊀k -σ关系曲线Fig.3㊀Relation curves of k-σ2.2㊀直剪τ-γ曲线模型参数根据应力-应变关系,采用指数函数BoxLucas1荷载传递模型对试样直剪τ-γ曲线进行拟合(图2),曲线模型应用如下:τ=τf (1-e -bγ)(2)式中:τ为试样剪切应力;τf 为试样剪切峰值强度;γ为剪切应变;b 为拟合参数㊂通过模型拟合得到b 值,且各拟合曲线相关系数均大于0.9,将τf 和b 列于表3㊂利用表3中τ数值拟合试样抗剪强度包络线,给出线性拟合表达式:τf =c +σm(3)式中:c 为拟合直线的截距;m 为拟合直线斜率,拟松散颗粒材料剪切BoxLucas1应力传递修正模型 董㊀晨,等141㊀合直线见图4㊂表3㊀拟合的τf 和b 值Table 3㊀Fitted values of τf and bσ/kPa ω=5%ω=10%ω=20%ω=40%τf /kPa bτf /kPa b τf /kPa b τf /kPa b2530.491.01228.150.7826.681.0230.491.485051.330.9347.500.9046.931.1754.270.8810070.380.9273.310.8671.550.9780.650.94200139.590.71137.820.74140.760.79148.690.98Ѳ5%粗砂;ә10%粗砂;Җ20%粗砂;ʻ40%粗砂; 拟合曲线㊂图4㊀试样剪切强度包络线Fig.4㊀Envelop curves of shear strength for sands㊀㊀表4为图4中线性拟合参数值㊂可以看到试验中各试样均有黏聚力c ,与干燥砂土无黏聚力理论不符,这是因为在一般遇到的砂体中都含有粒径小于0.075mm 的粉粒,而这些粉粒在力学形态上会产生黏聚力[17],且干燥试样黏聚力的主要影响因素为相对密实度D r ,并随密实度的增大而增大㊂表4中c 值先下降后上升的趋势,与表1中密实度变化的规律一致㊂表4㊀τ-σ线性关系参数拟合值Table 4㊀Fitted parameter values of linear τf -σrelationsω/%c /kPam515.920.611013.840.622011.420.644016.790.662.3㊀粗砂含量变化对模型参数的影响分析从表3㊁表4可以看出:随着粗砂含量ω的变化,b 值变化范围较小且无明显规律,黏聚力c 值表现出先降后升的趋势,m 值则表现出线性增长的规律㊂因此在计算时b 值可采用均值b 代替,对c 和m 这两组数据进行曲线分析,结果分别如图5㊁图6所示㊂图5曲线表明,约在25%粗砂含量时砂样黏聚力c 达到最小㊂由图5㊁图6分析结果可分别得出c ㊁m的关系Җc 值; 拟合关系,c =18.11exp(-0.035ω)+0.4743exp(0.08ω)㊂图5㊀c -ω拟合曲线Fig.5㊀Fitted curves of c-ωҖm 值; 拟合关系㊂图6㊀m -ω拟合直线Fig.6㊀Fitted curves of m-ω曲线,并得出如下关系:c =f e gω+h e iω(4a)m =j +lω(4b)式中:f ㊁g ㊁h ㊁i ㊁j ㊁l 分别为拟合式中材料参数㊂2.4㊀τ-γ模型修正及验证通过前面对试验数据的分析,得到各参数变化规律,将式(4)代入式(3)可得出τf 与σ㊁ω的关系:τf =f e gω+h e iω+σ(j +lω)(5)㊀㊀将式(5)代入式(2),可对BoxLucas1曲线模型整理得出适合级配砂体直剪应力曲线模型的表达式:τ=[f e gω+h e iω+σ(j +lω)](1-e -bγ)(6)㊀㊀式(6)可作为级配砂体粗砂含量及法向应力作用下砂体直剪力学特征修正曲线模型,该模型共包含7个试验参数㊂由前两节的计算可得出:f =18.11,g =-0.035,h =0.47,i =0.08,j =0.604,l =0.0015,b =0.96㊂根据试验计算参数,按照式(6)的计算模型进行计算,得出不同粗砂含量砂样直剪试验数据,并与试验结果对比,如图7所示㊂由图7的模型计算曲线与试验结果对比可见:在不同法向应力作用下的不同粗砂含量砂样的剪切模型计算结果与试验结果较接近,证明修正应力传递模型在一定程度上能反映出该试验条件下的力学特征㊂142㊀工业建筑㊀2021年第51卷第6期a ω=5%;b ω=10%;c ω=20%;d ω=40%㊂ʻ试验数据;---模型计算曲线㊂图7㊀模型计算曲线与试验数据对比Fig.7㊀Comparisons between calculation results by the modeland test results3㊀结束语1)干燥砂体的直剪τ-γ曲线可分为弹性变形㊁塑性变形和破坏变形三个阶段,受到砂体颗粒间的运移变化的影响㊂法向应力与粗砂颗粒含量对砂体直剪力学性质有一定的影响,法向应力越大,在同一剪切应变下的砂体剪切应力越大,且在高法向应力下试样表现出明显的软化现象;随粗砂含量的增大,砂体软化现象增强㊂2)试样中粗砂含量由0%增长到40%,砂体抗剪强度表现出先减小后增大的变化趋势,分析结果表明约25%粗砂含量时,砂体黏聚力最小㊂3)通过直剪试验结果对试验τ-γ曲线进行拟合,结合法向应力与粗砂含量变化,根据拟合结果得出参数对BoxLucas1应力传递模型曲线进行修正,结果表明修正模型计算结果与试验结果较吻合,表明了修正模型的适用性㊂参考文献[1]㊀ISHIHARA K.Liquefaction and Flow Failure During Earthquakes[J].G otechchinque,1993,43(3):351-415.[2]㊀YANG J.Non-Uniqueness of Flow Liquefaction Line for LooseSand[J].G otechchinque,2002,52(10):757-760.[3]㊀YANG J,LI X S.Sate-Dependent Strength of Sands from thePerspective of Unified Modeling[J].Journal of Geotechnical andGeonvironmental Engineering,2004,130(2):186-198.[4]㊀沈珠江.土体结构性的数学模型:21世纪土力学的核心问题[J].岩土工程学报,1996,18(1):95-97.[5]㊀王瑞,郭聚坤,寇海磊,等.钢-粉质黏土界面剪切特性及本构模型研究[J].工业建筑,2019,49(10):123-128,150.[6]㊀SIMONL A,HOULSBY G T.The Direct Shear Strength andDilatancy of Sand-Gravel Mixture [J ].Geotechnical andGeological Engineering,2006,24(3):523-549.[7]㊀CLOUGH G W,DUNCAN J M.Finite Element Analysis ofRetaining Wall Behavior [J ].Journal of Soil Mechanics andFoundation Engineering Division,ASCE,1971,97(12):1657-1673.[8]㊀高登辉,邢义川,郭敏霞,等.非饱和重塑黄土-混凝土接触面修正双曲线模型[J].吉林大学学报,2020,50(1):156-164.[9]㊀张冬霁,卢廷浩.一种土与结构接触面模型的建立及其应用[J].岩土工程学报,1998,20(6):62-66.[10]路德春,罗磊,王欣,等.土与结构接触面土体软/硬化本构模型及数值实现[J].工程力学,2017,34(7):41-49.[11]徐舜华,郑光,徐光黎.考虑剪切硬化的砂土临界状态的本构模型[J].岩土工程学报,2009,31(6):953-958.[12]戴北冰,杨峻,周翠英.颗粒大小对颗粒材料力学行为影响初探[J].岩土力学,2014,35(7):1878-1884.[13]田世雄,路军富,连鹏,等.粗粒含量对砂卵石土宏细观力学特性影响分析[J].科学技术与工程,2019,19(2):186-191.[14]张帅,程晓辉,王天麟.非等向固结砂土极小应变刚度的超弹性模型[J].工程力学,2020,37(1):145-151.[15]谢新宇,王忠瑾,王金昌,等.考虑桩土非线性的超长桩沉降计算方法[J].中南大学学报,2013,44(11):4664-4671.[16]张玉,邵生俊,佘方涛,等.Q 3结构性黄土的压缩和剪切结构势演化特性研究[J].工业建筑,2018,48(6):85-90,141.[17]北方交通大学铁道建筑系隧道教学组.用于隧道工程的地质材料分类[J].隧道译丛,1972,16(4):32-44.。
含水率和冻融循环对筋土界面剪切特性的影响
第 55 卷第 2 期2024 年 2 月中南大学学报(自然科学版)Journal of Central South University (Science and Technology)V ol.55 No.2Feb. 2024含水率和冻融循环对筋土界面剪切特性的影响孟亚1，徐超1, 2，贾斌3，左彬澧1(1. 同济大学 地下建筑与工程系，上海，200092；2. 同济大学 岩土及地下工程教育部重点实验室，上海，200092；3. 中国电力工程顾问集团华东电力设计院有限公司，上海，200063)摘要：制作了一套可实现温度控制的筋土界面直剪试验设备。
为了研究含水率、界面温度、冻融循环次数对筋土界面剪切特性的影响，开展11组土工格栅−砂土界面直剪试验。
研究结果表明，筋土界面的黏聚力和摩擦角均随含水率的增加而减小，当含水率提高时，筋土间的抗剪强度减弱。
加筋可显著提高冻土的抗剪强度，当界面温度为−10 ℃时，土工格栅−砂土界面剪应力峰值较冻结后砂土的剪应力增加了约20%。
筋土界面剪应力随着界面温度的降低而增大，当界面温度在0 ℃以下时，剪应力较大且剪应力−剪切位移曲线会出现峰值强度和残余强度，而在无冻结情况下，筋土界面剪应力稳定值基本相同。
冻融循环后筋土界面的抗剪强度减小，筋土界面的黏聚力和摩擦角均随着冻融循环次数的增加而减小，但在4次冻融循环后趋于稳定。
研究成果可为冻土地区土工格栅加筋土结构的设计和应用提供理论依据。
关键词：土工格栅；直剪试验；筋土界面；剪切特性；冻融循环中图分类号：TU445 文献标志码：A 文章编号：1672-7207（2024）02-0586-09Influence of water contents and freeze-thaw cycles on shearbehavior of geogrid-soil interfaceMENG Ya 1, XU Chao 1, 2, JIA Bin 3, ZUO Binli 1(1. Department of Geotechnical Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China;2. Key Laboratory of Geotechnical and Underground Engineering of Ministry of Education,Tongji University, Shanghai 200092, China;3. East China Electric Power Design Institute Co. Ltd., China Power Engineering Consulting Group,Shanghai 200063, China)收稿日期： 2023 −07 −19； 修回日期： 2023 −09 −26基金项目(Foundation item)：国家自然科学基金资助项目(41772284)；安徽省交通运输行业重点科技项目(2022-KJQD-008)；中国电力工程顾问集团华东电力设计院有限公司科研项目(30-K2023-G01) (Project(41772284) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2022-KJQD-008) supported by the Key Technology Program in the Transportation Industry of Anhui Province; Project(30-K2023-G01) supported by the Scientific Research Program of the East China Electric Power Design Institute Co. Ltd. of China Power Engineering Consulting Group)通信作者：孟亚，博士研究生，从事土工合成材料加筋土结构的研究与应用；E-mail ：******************.cnDOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2024.02.012引用格式： 孟亚, 徐超, 贾斌, 等. 含水率和冻融循环对筋土界面剪切特性的影响[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2024, 55(2): 586−594.Citation: MENG Ya, XU Chao, JIA Bin, et al. Influence of water contents and freeze-thaw cycles on shear behavior of geogrid-soil interface[J]. Journal of Central South University(Science and Technology), 2024, 55(2): 586−594.第 2 期孟亚，等：含水率和冻融循环对筋土界面剪切特性的影响Abstract:A set of temperature-controlled direct shear test apparatus for the interface of reinforced soil was developed. Eleven groups of direct shear tests were conducted to study the influence of water contents, interface temperatures, and freeze-thaw cycles on the shear behavior of the geogrid-soil interface. The results show that the cohesion and friction angle of the geogrid-soil interface both decrease with the increase of water contents, as does the shear strength at the geogrid-soil interface. The reinforcement can obviously improve the shear strength of the frozen soil. When the interface temperature is −10 ℃, the peak shear stress at the geogrid-soil interface increases by about 20% relative to the unreinforced soil. The reinforcement provided by the geogrid increaes as the interface temperature drops. The shear stress is higher and the shear stress-shear displacement will show the peak strength and residual strength when the interface temperature drops below 0 ℃, whereas in a non-frozen state, the interface exhibits lower shear stress with a consistent stable value. The shear strength of the geogrid-soil interface decreases after freeze-thawing. Furthermore, both the cohesion and friction angle of the geogrid-soil interface decrease with the increase of freeze-thaw cycles number but tend to stabilize after four freeze-thaw cycles. The research results have reference for the design and application of geogrid reinforced soil structures in permafrost and seasonal frozen regions.Key words: geogrid; direct shear test; geogrid-soil interface; shear behavior; freeze-thaw cycle加筋土结构具有抗震性能好、施工快、减碳环保等特点，被广泛应用于公路、铁路等工程中[1−3]。
第5章 岩体原位测试 直剪
(五)成果整理
• (3)绘制法向应力与比例极限、屈服强度、
峰值强度及残余强度关系曲线，并按库仑表
达式确定相应的c、Ф值。
• 在工程岩体稳定性分析中，可根据岩体性质、
工程特点，并结合地区经验等对试验成果进
行综合分析，选取适当的岩体抗剪强度参数。
(2)传力系统。
①传力柱，水平与垂直各一套，需有足够的刚度、强度和长度。 ②钢垫板一套，尺寸与试件加压面积相同。 ③滚轴排，钢质，尺 寸与试件面积配套，应有足够ห้องสมุดไป่ตู้刚度与强度。
(3)量测系统。①测表支架2根，钢质，应有足够的刚度和长度。②百 分表4～8只。 ③磁性表架或万能表架4～8个。
2．仪器设备安装调试(参见图5-10)
3、剪切试验布置方法：
直剪试验一般在平硐中和试坑进行，如大口径钻 孔内进行，则需设置反力装置。 直剪试验布置方案图5-9： • 当剪切面水平或近水平时，采用平推法(a)、(b)、 (c)、 和斜推法(d) ， • 当剪切面为陡倾时采用(e)、(f)方案。
二、试件制备与地质描述
(1)试件制备：
在选定的试验部位，切割出方柱形试件，要求如下：
岩体原位测试分类
按试验目的分为:
岩体变形试验
静载荷试验(承压板法); 狭缝法(刻槽法)
岩体强度试验
直剪试验;三轴试验;单轴试验
点荷载强度试验 回弹捶击试验
岩体应力试验
应力解除法;应力解除法;水压致裂法
岩体声波测试
• 直剪试验
• 岩体的强度参数是工程岩体破坏机理分析及稳定 性计算不可缺少的参数，目前主要依据场岩体力 学试验求得。 • 在一些大型工程的详勘阶段，大型岩体力学试验 占有很重要的位，是主要的勘察手段。 • 目的：测定岩体抗剪强度的两个参数即内摩擦角 和粘聚力c，Ф。
建筑垃圾土循环剪切有限元数值模拟
第27期2021年9月No.27September ，2021建筑垃圾土循环剪切有限元数值模拟曹文哲，方亚男，刘帅帅（湖北工业大学土木建筑与环境学院，湖北武汉430068）摘要：文章利用有限元数值模拟软件对建筑垃圾混合土的直剪、循环剪切与循环后直剪试验进行模拟。
结果表明：建筑垃圾混合土的数值模拟直剪结果并没有表现出剪切软化，曲线在越过峰值点后发展较为平缓。
模拟曲线均呈现明显的剪胀，且到达曲线拐点所需的剪切位移比实际结果所需的剪切位移更小。
在经历循环剪切之后土体的黏聚力与内摩擦角均有比实际结果更大幅度的上升。
关键词：建筑垃圾；单调直剪试验；循环剪切试验；有限元数值模拟中图分类号：TU443文献标志码：A 江苏科技信息Jiangsu Science &Technology Information作者简介：曹文哲（1996—），男，湖北鄂州人，硕士研究生；研究方向：加筋土。
引言随着我国经济发展和城市化进程的推进，建筑行业得到快速发展，由此产生的建筑垃圾日益增多。
如何有效利用建筑垃圾成为城市建设中迫在眉睫的问题。
国内研究者对于建筑垃圾的工程性能研究已经有了许多成果。
唐娴等［1］对高速公路试验段进行研究，分析多种级配的建筑垃圾作为路面基层的路用性能，并对路用性能变化规律进行总结，结果表明，建筑垃圾混合料性能较好，可作为路基填料。
李丽华等［2-3］通过直剪、三轴与拉拔试验研究不同比例建筑垃圾与砂土混合物作为路基填料的加筋剪切性能，发现当混合土中建筑垃圾填料比例为60%时，其抗剪强度达到最大。
PLAXIS 软件最初是由荷兰的管理机构提出的，并在1987年开发成功。
其最初的设计思想是开发一款用于岩土工程模拟的2D 有限元模拟软件，以在荷兰国境内建造一座水坝。
如今PLAXIS 已经演变成一种广泛应用于岩土工程领域的有限元数值模拟软件。
许多学者都用各种有限元软件对加筋土结构的工程性能进行了计算分析［4-7］，但并没有利用PLAXIS 2D 软件对循环剪切试验进行模拟。
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直剪实验
一、实验目的
通过直剪实验测定土样在不同正压力下的抗剪强度。
二、实验原理
分别在不同的垂直压力P下，施加水平剪切力进行剪切，测得剪切破坏时的剪应力τ，即为抗剪强度。
采用应变控制式直剪仪，如图1所示，该仪器的主要部件由固定的上盒和活动的下盒组成，试样放在上下盒内上下两块透水石之间。
工作原理为：控制试样产生一定位移，如量力环中量表指针不再前进，表示试样已剪损，借助与上盒接触的量力环的变形值可以测定其相应的水平剪应力，表征土的抗剪强度。
1-轮轴2-底座3-透水石4-垂直位移计5-活塞
6-上盒7-土样8-量力环量表9-量力环10-下盒
图1 应变控制式直剪仪
三、实验设备
1.本实验采用应变控制式直剪仪，如上图1所示。
由剪切盒、垂直加压设备、剪切传动装置、测力计、位移量测系统构成。
2.垂直加压设备：用砝码通过杠杆、加压框架、刚球、传力板施加于试样。
3.剪切传动装置：转动手轮推动下盒给试样施加剪切力，剪切力的大小由与土样上盒
连接的测力环测量。
4.切土环刀：内径61.8mm，高20mm，截面积30cm2。
5.铜质剪切盒：分上下两块，用两个销钉连接对齐，剪切前必须拔出销钉。
6.盒内有上下两块透水石，使水可以渗出，但土粒会进入透水石的空隙，所以透水石
表面应衬滤纸，快剪可衬蜡纸或塑料薄膜。
7.测力计：由测力环和百分表构成，测力环的受力与变形成比例，用百分表测得变形
再乘以一个变换系数C就得到土试样所受的剪应力。
8.其它：秒表、修土刀、凡士林等。
四、实验步骤
1.用环刀取土样，两面削平，放在桌上待用。
2.将压盖和上透水石从盒中取出，这时一般应该将剪切盒取下，除去上块和可以取下的其他部件。
3.放回剪切盒上块时注意上下不要放反，上块上面盒口是有环形缺口可放入环刀的，将剪切盒上下块对齐，插入销钉，此时下透水石应留在剪切盒底，在下透水石上面放一张蜡纸或塑料膜。
4.将装有土样的环刀刃口向上放在剪切盒口的缺口上，应该刚好放进，即与剪切盒对齐。
5.土样上放一张蜡纸或塑料膜，再放上上透水石。
两手拇指在透水石上用力向下按，使土样从环刀平稳滑入剪切盒，用拇指按一下确认土样已经到底，此时上下两块的分界面应该正好通过土样正中部，取下空环刀。
放上铜质压盖，在铜质压盖上部凹槽里放入大滚珠。
6.将适当的砝码加上吊盘，将载荷通过大滚珠压在铜质压盖上对土样加荷，本次实验三个法向应力分别为50、100、200KPa，响应的砝码应分别为1.275、2.55、5.099Kg。
7.转动摇柄使剪切盒前曲板与测力钢环接触，注意测力钢环中的百分表指针稍有转动即停止摇动摇柄。
8.确认已经拔出两个销钉，准备实验。
9.一人均匀摇动手柄使剪切以0.8mm/min（每15秒一周）的速度进行，一人观察时间，另一人记录，手轮每转一圈（15秒）记一次测力计百分表的读数。
10.当测力计百分表来回摆动或者开始后退（即测力计读数出现峰值），说明此时试样已经剪损，剪切变形达到4mm，停止实验。
若剪切过程中测力计读数无峰值出现时，量力环
读数继续增加，则剪切变形应达到6mm为止，停止实验。
11.根据仪器的C值，与所记录得到的测微表读数与初始读数的最大差值相乘就得到该土样的抗剪强度实测值。
12.剪切结束后，倒转手轮，移开砝码、加压框架、传压板等，取出试样。
五、数据处理。