复合块体（共4篇）
复合块体 篇1
自20世纪60年代加州理工学院Duwez首次报道Au75-Si25非晶合金以来[1],非晶态合金进入了快速发展时期。它由于具有独特的结构,优异的力学性能及良好的抗腐蚀、抗磨损和磁性能[2,3,4,5,6],因而一直是全世界材料科学和工程领域的研究热点和前沿。然而,大量研究结果表明,块体金属玻璃(BMG)承受载荷时极易发生局域剪切破坏,表现出室温宏观脆性[7,8,9]。为克服BMG的室温脆性,国内外学者做了大量研究,各种非晶合金体系、增强相、复合方式和制备方法大量涌现,具有不同性能、微观结构、增塑机理的BMG复合材料被相继开发出来,如Zr基[10,11,12,13,14,15]、Mg基[16,17,18,19]、La基[20,21,22,23]、Cu基[24]、Ti基[25,26]、Pd基[27]、Fe基[28]等复合材料,颗粒增强[29,30,31,32,33]、纤维增强[14,15,34,35,36,37,38,39,40,41,42,43]、三维金属骨架[44,45,46]、韧塑性相[11,47,48,49,50]、脆性相[10,30]、纳米晶[51,52]以及非晶增强相[53,54,55,56]的复合材料。上述众多复合材料可按增强相的添加方式归结为外加和内生两大类。其中内生增强相在基体内部原位生成长大,可有效解决增强相与基体的润湿性问题,降低增强相与基体的界面能。与外加复合相比,内生复合有更强的结合界面[2,47,57],增强相分布更均匀,力学性能更优异,更为重要的是,内生复合已经实现了真实意义上的塑性,即大尺度试样在拉伸条件下,塑性应变大于5%[58]。
本文结合BMG内生复合发展历程,全面阐述内生相及其形貌、尺寸、制备工艺等因素对力学性能的影响,论证半固态顺序凝固(SSPS)是获得大尺度、无缺陷、具有显著拉伸塑性的BMG内生复合材料的有效手段。
1 内生复合改善压缩塑性
BMG在室温下承受载荷时,极易发生局域剪切破坏而脆断,为克服其室温脆性,人们陆续被开发出各种增韧方法。20世纪90年代,通过非晶晶化法制备出纳米晶增韧BMG复合材料[51,52,59,60,61]。Fan等[51]在Zr基BMG中析出部分纳米晶后,发现其不仅压缩塑性应变增大,而且压缩强度也明显提高,对含有体积分数为16%的纳米晶的BMG复合材料进行分析,发现均匀分布着尺寸为2.5 nm的球状纳米晶,这些纳米晶在基体中作为剪切带形核的潜在核心,在加载过程中产生大量的剪切带,使复合材料表现出一定的室温压缩塑性。Dong 等[62]通过铜模铸造法,在Zr62Cu15.4Ni12.6Al10合金中制备出含有2～5 nm的纳米颗粒增韧BMG复合材料,压缩塑性应变达到14.5%,显著的压缩塑性归因于增强相与BMG之间弹性模量的差异,在纳米颗粒附近形成应力集中,诱发多条剪切带的产生。Qiang等[63]采用铜模吸铸法制备名义成分为Zr65Al7.5Cu27.5的纳米晶/BMG复合材料,纳米晶尺寸为5～10 nm,复合材料压缩塑性应变超过50%,是迄今为止报道的纳米晶增韧BMG复合材料中压缩塑性应变最高的。高压缩塑性产生的原因主要是:一方面富含Zr的面心立方塑性纳米相把基体分割成无数的剪切转变区,在这些小的剪切转变区内,局部塞积易于释放,塑性变形就可以继续进行;当试样处于过度挤压状态时,可通过剪切转变区的塑性变形使塞积状态缓解;另一方面,纳米晶的塑性变形给剪切转变区提供有利于变形的取向。在这两种因素的作用下,塑性纳米晶不仅阻止剪切带的扩展,使其偏转变向,而且还引入大量的新生剪切带,使复合材料的压缩塑性大幅度提高。Hays等[47]通过成分设计,成功制备出Zr基的β-相树枝晶增韧BMG复合材料,其压缩总应变超过8%,这归因于树枝晶为塑性相,其屈服点远低于基体,承受载荷时首先屈服,在附近基体上形成应力集中,诱发形成多条剪切带。 Li等[21]在LaAlCuNi合金中增加La的含量,制备出含有α-La的树枝晶/非晶复合材料,并通过改变La的含量获得不同体积分数的α-La,发现当α-La树枝晶的体积分数超过40%时,韧性大幅度提高,压缩应变达到6%, 塑性提高的主要原因是树枝晶α-La呈网络状分布在基体上,把剪切带限制在许多相对孤立的区域,延迟局部的剪切带贯穿整个试样。Hui等[17]在Mg81Cu9.3Y4.7Zn5合金中制备出含有片状Mg固溶体的Mg基BMG复合材料,其压缩塑性应变达到18%,他们认为材料产生高的压缩塑性是因为Mg固溶体与基体界面处的应力集中诱发多条剪切带,同时内生相阻止剪切带的局域扩展以及内生相自身的塑性变形。姜斐等[12]在Zr41.2Ti13.8-Cu12.5Ni10Be22.5基础上添加Nb元素,通过石英管水淬法制备BMG复合材料,结果表明非晶基体内析出韧性的富Nb树枝晶和颗粒,使复合材料压缩强度和塑性大幅度提高,压缩塑性应变高达23.3%,观察分析压缩后的试样,发现塑性颗粒和枝晶通过自身变形作为新剪切带的形核核心,并阻止剪切带的扩展,形成多条剪切带。
综合上述纳米晶、树枝晶、片状晶体、内生颗粒增韧BMG复合材料的研究成果可以看出,只要在金属玻璃中引入异质点,阻止剪切带局域扩展,形成多条剪切带,就能提高金属玻璃的压缩塑性。同时金属玻璃中存在的缺陷也可能使金属玻璃的压缩塑性提高,图1((b)为(a)中曲线方框处的放大图)、图2为试样底面包含缺陷(气孔)的Zr65Cu15Ni10Al10块体金属玻璃试样的压缩试验结果[64]。因此,BMG复合材料仅仅具有压缩塑性是不够的,与实际应用要求还相差甚远。
2 内生复合提高拉伸塑性
以2008年的文献[50]为标志,BMG复合材料获得拉伸塑性成为复合技术发展的里程碑。Hofmann等制备出室温拉伸总应变高达13.1%的BMG内生复合材料,并提出获得拉伸塑性需要满足的条件:一是在基体中引入软的第二相;二是粗化第二相尺寸,使其匹配裂纹前段塑性区特征尺寸[50]。谈到第二相粗化,就不得不提2006年的文献[49],其报道了采用液固两相区保温的办法,使第二相粗化直至成为球形,开创了BMG内生复合晶体相粗化的先河。
不过,只有软的晶体相才能提高BMG的塑性的观点则是片面甚至不正确的。图3、图4为脆性金属间化合物作为第二相的BMG复合材料的微观结构和室温压缩曲线。据此可认为第二相的尺寸对BMG塑性有重要影响:当尺寸在纳米量级时,能够激发剪切带形核而产生宏观塑性;尺寸不在纳米量级,且没有大到足以有效阻碍剪切带扩展时,不能明显提高宏观塑性;尺寸大到足以阻碍剪切带扩展时,能提高宏观塑性[10]。继而,Wu等[65]采用球状金属间化合物CuZr相增韧BMG,实现了7%的总拉伸塑性应变,并有显著的加工硬化,图5为其研究结果。
一个值得注意的问题是,所有BMG复合材料的拉伸性能都是用小尺寸试样测得的,其最大标距部分直径通常不超过3 mm[25,48,50,65,66]。其原因是复合与制备技术难以获得组织均匀、无缺陷的大尺寸试样,只好选取没有缺陷和组织较理想的区域切取小试样。显然,这远不能满足工程结构材料应用的要求。
3 半固态顺序凝固制备大尺度、高拉伸塑性BMG复合材料
针对现有BMG复合材料制备技术存在的问题,陈光等[58]发明了半固态顺序凝固(SSPS)技术。SSPS技术结合了半固态和顺序凝固技术的优点,在实施第二相粗化的同时消除铸造缺陷。首先将熔体冷却至固液两相区进行等温处理,通过调整保温温度和时间对金属玻璃复合材料中先析出的晶体相尺寸和形态加以控制,从而获得分布均匀的粗大晶体;随后进行顺序凝固,避免缩孔、缩松、气孔等铸造缺陷,从而获得组织均匀、无缺陷的大尺寸金属玻璃复合材料。
采用SSPS技术在1173 K保温40 min,随后在4 mm/s抽拉速率下冷却,图6为制备的直径为11 mm的锆基BMG复合材料的金相图片((a)为试样表面,(b)为试样芯部),图7为其XRD谱和DSC曲线[67]。从图6可以看出,粗化的β-Zr晶体相从试样表面到芯部分布均匀,且没有缩松、气孔等铸造缺陷。XRD谱(图7(a))中只有3个尖锐的晶体衍射峰,分别对应着β-Zr的(110)、(200)和(211)晶面,没有发现其他任何晶体相。DSC曲线(图7(b))显示材料有明显的玻璃转变和晶化行为,进一步证实复合材料基体的非晶特性。图8为直径11 mm的锆基BMG复合材料的拉伸应力-应变曲线,其标距部分直径为6 mm,是迄今为止BMG拉伸试样中最大的[67]。从图8中可以看出,复合材料不仅具有高的拉伸塑性(δ>6%),还展现出显著的加工硬化行为,表明SSPS技术是获得大尺度、无缺陷及高拉伸塑性BMG复合材料的有效手段,对BMG复合材料的工程化应用具有重要意义。
4 结语
随着研究的不断深入,针对块体金属玻璃(BMG)的室温脆性发展了一系列BMG复合技术,其历经压缩小-尺寸试样拉伸-大尺寸试样拉伸,逐步使块体金属玻璃由脆向塑发展。通过复合技术的改进来控制内生相的形貌、尺寸、分布和消除缺陷是块体金属玻璃由脆向塑发展的关键,已有的研究表明,半固态顺序凝固(SSPS)技术是获得具有显著拉伸塑性的大尺度、无缺陷BMG内生复合材料的有效手段。
摘要：针对块体金属玻璃(BMG)的室温脆性问题,结合内生复合技术的发展历程,全面阐述内生相及其形貌、尺寸、制备工艺等因素对力学性能的影响。对块体金属玻璃历经压缩-小尺寸试样拉伸-大尺寸试样拉伸,逐步由脆向塑发展。指出半固态顺序凝固(SSPS)是获得大尺度、无缺陷、具有显著拉伸塑性的BMG内生复合材料的有效手段。
关键词：块体金属玻璃,内生复合,半固态顺序凝固,拉伸塑性
复合块体 篇2
非晶体合金有着高强度、高硬度、耐磨损的优质性能, 成为了结构材料领域研究的热点问题, 从发明以来, 非合金得到了迅速发展, 出现了大量块体非晶合金, 但是一般情况下, 块体非浸提合金都存在剪切破坏失效的问题, 致使其应用受到了一定的限制, 而将钨丝增强块体应用在其中即可很好的解决这一问题。
1 钨丝增强块体非晶复合材料常用的制备方式
1.1 液态浸渗铸造法
该种方式即在液态合金中施加压力, 使其渗透到纤维预制件之中, 促进粒子、纤维以及液态金属的结合, 一般情况下, 增强体是设置在是石英管下方位置的, 为了避免合金熔体在压渗前就接触墙体, 需要在增强体上方位置设置石英管缩颈, 在石英管上端位置, 连接三通阀门, 在加热之前将其中空气抽尽, 待合金融化后即可将纯氩气通入其中。该种方式可以用来制备高体积分数颗粒增强的复合材料, 但是会受到冷却速率因素的影响。
1.2 爆炸压实法
爆炸压实法就是利用炸药在爆炸过程中产生的能量的合成和加工技术, 在爆炸压实时, 冲击波加载速率与压力是非常高的, 且加载时间相对较短, 机体粉末与钨丝会相互接触, 出现挤压、变形以及滑动, 产生摩擦沉积, 让钨丝表面与粉末颗粒熔化结合。其颗粒内部一直保持相对较低的温度, 能够对表层产生淬火作用, 抑制晶化的产生。
采用爆炸压实法密度高、压力大, 可以有效抑制晶体的晶化, 避免出现性能不均匀的情况, 可以制造出高密度、大尺度、高强度的材料, 此外, 该种方式不仅可以应用在增强块体非晶体复合材料的制作中, 还可以制备颗粒材料, 但是, 就现阶段来看, 国外对于此的研究还不够深入。
2 钨丝增强块体非晶复合材料的界面特性分析
复合材料中集体接触面与增强体之间有一个界面相, 这种微结构十分重要, 其性能与结构对于材料的性能有着重要的影响, 在制备的过程中, 首先必须保障钨丝与块体非晶合金熔体之间的浸润。基体与钨丝在高温的影响下会出现不同的界面反应, 该种界面反应可以促进两者之间的结合, 如果界面反应过强, 也会损伤钨丝, 致使集体成分出现改变, 降低基体玻璃形成能力。为了得到理想的材料, 要充分考虑到复合材料的界面反应情况、界面湿润度以及界面残余应力几个问题。
3 钨丝增强块体非晶复合材料的力学性能分析
力学性能与钨丝体积分数、界面强度、热力因素、加载速率等因素密切相关, 因此, 很多学者也针对这一问题进行了深入的研究, 有学者针对渗流铸造法制备的钢丝以及钨丝复合材料进行了分析, 并分别在压缩条件与拉伸环境下开展力学性能试验, 试验结果显示, 与未复合材料相比, 该种材料压缩应变性能得到了有效的提升。之所以产生该种效果, 是由于钨丝纤维限制了剪切带的扩张, 出现了非晶黏性流动问题。
4 钨丝增强块体非晶复合材料变形行为分析
分析钨丝增强块体非晶复合材料的变形行为可以深入了解其材料损伤机制与抗浸彻性能, 关于这一问题, 国内外已进行了深入的分析。有学者在准静态与动态压缩加载环境下分析复合材料的变形问题, 在准静态加载环境下, 其破坏方式属于钨丝失稳弯曲折断型, 随着时间的推移, 钨丝与钨丝之间就会出现剥离。在动态压缩变形时, 材料会出现两种不同的破坏方式, 第一种就是钨丝的剪切断裂, 第二种是材料的S型弯曲, 这就显示, 复合材料在压杆试验中, 会出现动态弯曲变形的问题。一般情况下, 复合材料沿纤维的轴向开裂发生在纤维内部, 而不是基体与纤维的界面处, 界面保持完好, 钨纤维的扭曲撕裂不应该受界面控制, 而由自身性能所决定。当复合材料中W纤维的体积分数为70%时, 复合材料试样出现塑性材料压缩时典型的鼓状, 断裂方式不再受基体控制, 材料沿钨纤维轴向劈开。这几种观点在不同体积分数钨丝对材料的变形影响的总体趋势上的论述是一致的, 但仍然存在细微的差别, 因此还需不断地深入探索这方面的规律。
5 结语
虽然目前钨丝增强块体非晶合金基复合材料的穿甲性能还不及贫铀合金优越, 但随着对其制备方法、界面特性、力学性能及变形行为研究的逐步深入, 相信钨丝增强块体非晶合金基复合材料有可能完全取代贫铀合金, 而成为穿甲弹芯的主要材料。虽然国内外已经报道了不少有关钨丝增强块体非晶合金复合材料的研究成果, 但是无论从研究内容还是从研究方法上都有待进一步完善。
摘要：钨丝增强块体非晶复合材料属于一种新型材料, 有着高强度、高硬度、耐磨损的性能, 从发明以来, 非合金得到了迅速发展, 主要分析钨丝增强块体非晶复合材料的研究进展。
关键词：钨丝,增强块体,非晶复合材料,研究进展,分析
参考文献
[1]许福, 龙志林, 彭建, 等.块体非晶合金剪切带的原子力纳米压痕行为[J].中国有色金属学报, 2011 (6) .
[2]闫晓鹏, 牛卫晶, 王志华, 等.基于均匀化理论的混凝土等效弹性模量的数值模拟[J].太原理工大学学报, 2011 (2) .
高速远程滑坡块体碰撞动量分析 篇3
1 理论分析
将滑体分割成块体进行研究, 特别是滑体在下滑冲击碰撞过程中破碎后, 其颗粒间紧密联系又相互碰撞的过程, 在滑面上符合动量守恒定律。其简化的模型为两颗球间的碰撞, 球i与i+1的质量分别是与, 球颗粒撞击前的速度为与, 撞击后速度改变为与。
由于球颗粒之间的碰撞模式不是完全的弹性碰撞, 也不是完全的非弹性碰撞, 特别是高速远程滑坡现实或模拟中, 颗粒球的变形模量不只有弹性模量, 而且碰撞过程中颗粒间存在一定的粘滞阻尼, 因此, 这种碰撞介于完全弹性碰撞与完全非弹性碰撞之间。碰撞存在恢复系数, 当=1时, 颗粒间实现了完全的能量传递, 速度发生了置换, 符合完全弹性碰撞;当=0时, 颗粒在碰撞后, 速度一致, 可以理解为两颗粒黏合到一起, 共同运动, 为完全非弹性碰撞。
高速远程滑坡滑坡体在破碎运动过程中, 作为滑体主体物质组成的岩石体之间的碰撞, 很明显不能够达到完全弹性碰撞的理想状态, 也不会像粘土质滑坡一样, 滑体完整性很好, 因此高速远程滑坡滑体运动过程块体间的碰撞形式一定介于完全弹性碰撞与完全非弹性碰撞之间。
2 PFC3D数值模拟分析
PFC3D (Particle Flow Code in 3 Dimensions) 也称之为二维的颗粒流程序[4], 它的核心就是离散颗粒离散单元法。通过对颗粒单元的运动过程以及相互之间的接触作用力研究, 来得到颗粒的特性。PFC3D的应用十分广泛, 起初主要应用于散体介质, 在研究散体介质细观力学特征基础之上, 将散体介质的力学响应从物理问题上面转化到数学问题上。这样的话, 一个真实的物理问题就简单的被数学领域中抽象的数值代替。通过设计单元的几何形状, 用合适的接触本构模型替代颗粒间相互作用力, 确定相应的边界条件和应力平衡状态, 就可以得到与颗粒宏观力学特性一致的细观参数[5]。
将上述动量理论模型代入到PFC3D进行数值模拟, 数值模型以ID=1与ID=2的球体ball来模拟碰撞球体i与i+1, 滑面通过墙体wall来模拟。所用模拟参数如下:球颗粒半径为1m, 球1初速度为V1=1m/s, 球2为V2=0m/s, 法向及切向刚度为1e8MPa, 球间的摩擦系数为0, 法向临界阻尼为0.36。
当球1与球2处于碰撞的临界点, 此时的速度曲线显示的是设置的初速度, 分别为V1=1m/s, V2=0m/s。两颗球体发生碰撞后, 由于球2的速度大于球1, , 此时球2已经与球1拉开了一定距离, 此时速度曲线显示球1的速度为U1=0.4m/s, 球2的速度为U2=0.6m/s。V1、V2、U1、U2之间的关系符合公式 (1) , 即V1+V2=U1+U2。将各数值代入到公式 (2) 中, 则此时碰撞的恢复系数K=0.2。
数值模拟实验能够模拟完全弹性碰撞模式, 模拟实验中得出的恢复系数K并不是等于1, 而是0.2, 是因为在模拟参数中将法向阻尼系数赋值为0.36, 。PFC3D软件, 通过切向和法向的粘性阻尼系数来表现粘滞阻尼, 粘滞阻尼主要用以模拟颗粒和颗粒之间或颗粒和墙体之间, 因塑性碰撞而损失的能量。在本次模拟实验中, 由于只有两个球体碰撞, 而且是法向碰撞, 因此球体只被赋值了法向临界阻尼系数, 从能量上分析, 刚体碰撞的阻尼能等于碰撞前后损失的动能, 因此阻尼系数与恢复系数有一定的关系。为了验证阻尼系数与恢复系数之间的关系, 只有一组数据显然是不够的, 现设置十组法向阻尼系数进行模拟实验, 其他参数不变, 以获取相对应的恢复系数。
从实验结果可以明显的看出, 颗粒间的法向阻尼系数与颗粒间碰撞的恢复系数具有明显的非线性反比例关系, 并且当法向阻尼系数达到0.6时, 恢复系数K开始趋近于0。从颗粒间的碰撞模式分析, 当法向阻尼系数为0时, 恢复系数K为1, 碰撞形式为完全弹性碰撞;当法向阻尼系数为0.6时, 恢复系数K值趋近0, 碰撞形式无限接近于完全非弹性碰撞, 到0.7时已完全成为完全非弹性碰撞模式。颗粒的法向阻尼系数与碰撞模式有着明显的对应。对于岩石恢复系数测量, 章广成等[6]通过高速摄像机和ANSYS软件做出了较为精确的测定, 并指出当地面为基岩裸露面时, 法向碰撞恢复系数为0.6~0.8, 切向碰撞恢复系数为0.0~0.3;为碎屑堆积层时, 法向碰撞恢复系数为0.4~0.6, 切向碰撞恢复系数约为0.6。且切向恢复系数与随着入射角的降低而升高。从法向阻尼系数对应的法向恢复系数分析, 以岩石为主要物质组成的高速远程滑坡, 其运动过程中, 颗粒块石间的法向阻尼系数在0.1-0.2之间, 而这一区间上的其岩石块体之间的碰撞模式很接近完全弹性碰撞, 是处于对块体间碰撞速度传递非常有利的区间。正是这种块石体之间良好的碰撞模式, 使速度的衰减过程变慢, 可以看做是滑体在一定的速度范围运动时间T的延长, 由速度与距离的基本公式S=VT可知, 滑体的运动距离S更长。由此通过块体间动量守恒理论, 可以作为解释高速远程滑坡远距离运动的动力原因。
3 结论
动量理论解释了岩石块体之间碰撞后速度分配更利于滑坡体保持高速度运动的原因, 根据动量理论得出的恢复系数与法向粘滞阻尼系数的关系, 有恢复系数与法向粘滞阻尼系数的曲线关系图, 再结合岩石固有的恢复系数, 得出岩石体碰撞时具有较小的粘滞阻尼, 物体间碰撞时粘滞阻尼越小, 则碰撞形式越接近完全弹性碰撞, 物体碰撞后传递速度越彻底, 越有利于物体的运动速度保持。
参考文献
[1]张明, 殷跃平, 吴树仁, 等.高速远程滑坡-碎屑流运动机制研究发展现状与展望[J].工程地质学报, 2010.
[2]廖小平, 徐峻龄, 郑静.高速远程滑坡的动力分析和运动模拟[J].中国地质灾害与防治学报, 1993.
[3]刘忠玉, 马崇武, 苗天德, 等.高速滑坡远程预测的块体运动模型[J].岩石力学与工程学报, 2000.
[4]Ghabouss.J, Pecknold.D.A (1984) , Incremental finite analysis of geometrically altered structure.International Journal for numerical methods in engineering.vol.20:2051—2064.
[5]曾远.土体破坏细观机理及颗粒流数值[D].同济大学, 2006.
危岩楔形块体变形破坏机理研究 篇4
1 分析危岩形成的条件和影响因素
危岩楔形块体的发育是一个漫长过程, 受诸多因素影响, 本文通过对危岩楔形块体发育影响因素的分析, 将危岩的影响因素归纳为内部因素和外部因素, 内部因素包括:重力、岩性组合和水文地质条件等;外部因素包括:地震影响、气候因素和人类相关活动等[1~4]。
那么, 内部因素中对危岩楔形块体稳定性影响最大的是重力。重力是危岩楔形块体失稳的主动力, 以重力为主要外营力引发危岩的崩塌、滑塌、坠落、倾倒等屡见不鲜, 主要形式有蠕动、泻溜、崩塌和滑坡等。外部因素中地震对危岩楔形块体失稳影响最大。地震以及不适当的大爆破施工是引起危岩崩塌失稳的强烈触发因素。调查统计表明:山区的地震往往引起大规模的危岩破坏失稳, 造成严重的地质灾害。地震作用时, 产生垂直和水平向地震力作用, 使边坡岩体中结构面强度降低, 应力释放, 产生的结构面和已有的结构面更加发育。对于破碎岩体, 尤其产生的水平的地震力易使其失去稳定性。岩体中裂隙水压力对危岩的稳定具有重要的影响, 岩体中的应力对裂隙的影响较为敏感, 应力变化将导致岩体裂隙的张开或闭合, 那么在地震的作用下形成动水压力, 给危岩造成不利影响。
2 工程实例
某天然岩质边坡, 坡高9m, 坡面倾角53°, 密度2400kg/m3, 剪切模量3.58GPa, 体积模量4.07 GPa, 粘结力为1700KPa, 内摩擦角为34°, 剪胀角为5°, 抗拉强度为516KPa, 泊松比为0.16。危岩楔形块体高4m, 楔形块体两平面法线方向分别为 (6, 4, -9) , (-6, 4, -9) , 两平面交线倾角24°, 危岩体后主控结构面粘聚力70 KPa, 内摩擦角为25°, 法向刚度为200 KPa, 切向刚度60KPa。
本文通过静力解析法, 赤平极射投影法和FLAC3D数值模拟法分析该危岩楔形块体的稳定性和变形失稳机理。
2.1 静力解析法
裂隙水压力和地震力计算公式为:
式中, FW为危岩体贯通裂隙高度1/3处的裂隙水压力, 单位为KN;γW为水的容重, 单位为KN/m3;P为水平地震力μy为地震力系数, μy的取值与地震震级有关;W为危岩体自重力。
危岩楔形块体静力解析法计算模型见 (图1) , 图中AB为主控结构面长度。
其倾角为β、等效强度参数c、φ。针对主控结构面进行分解如下:
假定主控结构面上的法向分量和切向分量沿着主控面均匀分布, 则分别得到主控结构面的平均法向应力和平均剪应力分别由下列公式计算:
进而可得到主控结构面的抗剪强度τf进而确定危岩的稳定系数FS
根据式静力解析公式1~7, 取0.05, 计算结果如下:W=5644800;P=282240;Q=52811;N=5043655;T=2550485;FS=1.14根据三峡库区地质灾害防治工作指挥部提出危岩稳定状态判别标准, 此危岩楔形块体处于欠稳定状态。
2.2 赤平极射投影图
根据工程实例经计算得表1的危岩楔形块体的结构面参数, 然后采用赤平极射投影法[2]危岩楔形块体的赤平极射投影投影图如图2。
从图2可以看出, 两组结构面交线OP的倾向与坡面一致, 但倾角小于边坡倾角, 危岩楔形块体属不稳定结构。
2.3 FLAC3D数值模拟
本文应用FLAC3D对工程实例的危岩楔形块体进行变形失稳机理分析。通过FLAC3D软件模拟, 监测危岩楔形块体的变形的位移云图见图3, 监测接触面状态通过统计计算有91%的网格节点发生破坏。
通过软件模拟可以得出如下结论:a.通过危岩楔形块体变形的位移云图可见, 变形最大出现在危岩楔形块体和岩质边坡接触面附近。b.通过监测接触面状态, 有91%的节点发生破坏, 说明危岩楔形块体变形最大的位置也是危岩楔形块体发生破坏的位置。c.那么, 通过结论1和结论2可以判定, 如果危岩楔形块体发生变形失稳一定沿着危岩楔形块体和岩质边坡接触面发生。
3 结论
在危岩楔形块体变形失稳发育中, 重力、地震力和裂隙水压力起主导作用。对某工程实例采用静力解析法和赤平极射投影法判定某危岩楔形块体处于欠稳定状态, 再应用FLAC3D软件分析此危岩楔形块体变形失稳机制, 得出如下结论:a.危岩楔形块体变形最大出现在危岩楔形块体和岩质边坡接触面附近;b.危岩楔形块体变形最大的位置也是危岩楔形块体发生破坏的位置;c.如果危岩楔形块体发生变形失稳一定沿着危岩楔形块体和岩质边坡接触面发生。静力解析法 (定量) 、赤平极射法 (定性) 和数值模拟法三种模拟方法有机结合在一起, 从而有效的明确危岩楔形块体体的变形破坏机理。
摘要：本文从影响危岩楔形块体发育的因素着手, 首先应用静力解析法、赤平极射投影法分析某危岩楔形块体在重力、地震力和裂隙水压力作用下的动力稳定性, 然后再应用FLAC3D对此危岩楔形块体变形破坏机理分析, 通过分析得出如下结论:1、危岩楔形块体变形最大出现在危岩楔形块体和岩质边坡接触面附近;2、危岩楔形块体发生破坏的位置也是危岩楔形块体变形最大的位置;3、如果危岩楔形块体发生变形失稳一定沿着危岩楔形块体和岩质边坡接触面发生。静力解析法 (定量) 、赤平极射法 (定性) 和数值模拟法三种模拟方法有机结合在一起, 从而有效的明确危岩楔形块体体的变形破坏机理。
关键词：动力稳定性,变形失稳,危岩楔形块体,静力解析法,赤平极射投影FLAC3D
参考文献
[1]王亮.危岩变形失稳机理及防治技术研究[D].重庆交通大学, 2008.
[2]窦明健.公路工程地质[M].人民交通出版社, 2003.
[3]王鹏.水麻路危岩危险性风险评价及防治[D].重庆交通大学, 2008.