破坏机理分析范文（精选10篇）
破坏机理分析 第1篇
桥梁索体钢丝在腐蚀环境下易发生腐蚀, 且腐蚀机理复杂, 常见的腐蚀介质和影响因素主要有酸、盐、温度、湿度和应力等。本文结合桥梁国内外索承式桥梁事故和换索维修工程, 对桥梁缆索病害与破坏机理进行分析。
1 桥梁缆索病害原因
1.1 护套损坏
桥梁施工阶段, 制作、搬运、安装过程中都有可能因保护措施不到位、操作不当造成索体护套的损伤。桥梁运营阶段, PE护套体系在阳光、温度、机械损伤和腐蚀介质以及意外撞击等因素作用下, PE护套体系老化出现大量微孔、裂纹、裂缝甚至破损开裂, 如图1所示。由于PE护套的损伤, 空气、雨水等腐蚀介质易进入索体内部, 在钢丝表面形成水膜, 引起钢丝腐蚀。
调查研究表明, 索体内部钢丝的腐蚀程度与PE护套的破损程度相一致, 腐蚀呈现的规律有:1) 索体上端钢丝腐蚀程度较轻, 索体下端钢丝腐蚀程度相对较重, 分析原因为在重力作用下进入索体内部的雨水等腐蚀介质会沿着钢丝向索体下部流动并积累, 加速下端钢丝的腐蚀;2) PE护套破损严重的部位及该部位以下一定范围钢丝腐蚀较为严重, 分析原因为PE护套破损严重, 雨水、空气和腐蚀介质更易从该部位进入索体, 造成该部位腐蚀介质浓度高于索体其他部位, 加速该部位钢丝的腐蚀。
1.2 锚具原因
拉索与锚具的锚固区需要将一段钢丝索的PE护套剥除以方便锚固, 由于锚具构造特征, 雨水等易进难出, 易造成腐蚀介质在锚具及锚端部位积累引起端部钢丝的锈蚀。由于锚具防护措施不当, 护套长期积水, 易造成锚具严重锈蚀, 引起内部索体钢丝腐蚀严重, 如图2所示。
2 缆索钢丝腐蚀病害机理
金属由于所处环境因素和材料性质等方面的不同, 其腐蚀过程的形式差异很大。影响金属腐蚀的环境因素包括温度、湿度、腐蚀介质的构成、应力状况等。一一般般按按腐腐蚀蚀过过程程中中是是否否有有腐腐蚀蚀电电流产生将桥梁缆索腐蚀分为化学腐蚀和电化学腐蚀两类。
2.1 化学腐蚀
化学腐蚀是介质中的氧化剂直接同金属表面的原子相互作用而形成腐蚀产物的一种氧化还原的纯化学变化过程。桥梁缆索化学腐蚀的介质主要有以下四种:1) 干燥气体:在该介质中腐蚀速率较慢, 危害性较小;2) 高温气体:在该介质中主要发生高温氧化腐蚀, 危害性严重;3) 硫、卤素等氧化剂:在该介质中腐蚀速率与危害性取决于缆索钢丝及氧化剂的性质;4) 非电解质溶液:在该介质中的腐蚀主要是指缆索钢丝在有机溶剂中的腐蚀现象。
对于桥梁缆索而言, 化学腐蚀虽然没有电化学腐蚀那么普遍和严重, 但是钢丝由于氧化、脱碳、氢蚀、硫化等化学腐蚀作用将加剧钢丝延性和力学性能的退化。
2.2 电化学腐蚀
金属在腐蚀溶液中由于发生电化学反应而发生的腐蚀现象。与化学腐蚀不同, 电化学反应过程中会产生腐蚀电流, 且服从电化学动力学规律。电化学腐蚀包括析氢腐蚀和吸氧腐蚀, 缆索钢丝腐蚀损伤主要表现为吸氧腐蚀。
吸氧腐蚀是指阴极过程为氧的还原反应的腐蚀。缆索钢丝在p H>7的溶液、温度、海水、大气、含氧的弱酸中的腐蚀都属于吸氧腐蚀。
3 缆索钢丝腐蚀病害类型
按照腐蚀形态的不同一般将桥梁缆索腐蚀分为均匀腐蚀与局部腐蚀两类。
3.1 均匀腐蚀
均匀腐蚀是较为常见的一种腐蚀形态, 是指钢丝与介质接触的整个表面都发生腐蚀。均匀腐蚀的特征是腐蚀均匀地发生在缆索钢丝整个表面上, 钢丝由于腐蚀直径而普遍地被削弱。一般而言, 均匀腐蚀容易控制、危害性小, 且可以依据腐蚀速率进行腐蚀控制设计和剩余寿命预测。
3.2 局部腐蚀
局部腐蚀是指表面腐蚀速率存在显著差异的一种常见腐蚀形态, 表现为表面局部微小区域的腐蚀速率及腐蚀深度明显大于整个表面平均腐蚀速率和腐蚀深度。对于桥梁缆索而言, 局部腐蚀具有更严重的危害性。局部腐蚀常见形式有:1) 点蚀。点蚀是缆索钢丝最主要的一种局部腐蚀形式, 它分诱发及扩展两个重要阶段。钢丝在腐蚀介质中经过一定时间作用后, 其表面上的个别点和局部微小区域内出现腐蚀小孔, 而其他区域未腐蚀或腐蚀轻微, 且蚀孔随着时间的推移不断向纵深发展, 最后形成小孔状蚀坑。由于闭塞电池作用, 当腐蚀介质中存在氯离子, 氯离子不断向孔内扩散, 随着反应的进行, 蚀孔内金属氯化物浓度上升, 进一步加速金属活化溶解形成自催化作用。点蚀是一种破坏性极大的局部腐蚀形式, 虽然点蚀造成的质量损失很小, 但由于闭塞电池的形成, 阳极的溶解加速且具有自动加速的特点, 极大地削弱钢丝有效截面面积, 甚至发生断丝。2) 缝隙腐蚀。桥梁缆索由若干根钢丝制作组合而成, 钢丝间不可避免存在缝隙, 为缝隙腐蚀的发生提供了客观条件。腐蚀初期, 在缝隙内外的钢丝表面发生氧化还原反应。随着反应的进行, 缝隙内溶解氧不断被消耗, 当缝隙内氧消耗完后, 缝隙内外由氧浓度差异形成宏观腐蚀电池。与点蚀历程相似, 缝隙腐蚀也形成了闭塞电池引起的酸化自催化作用, 加速了缝隙内金属活化溶解。由于缝隙腐蚀可以发生在腐蚀性不强的介质中, 具有一定的隐蔽性, 且发生缝隙腐蚀后单根钢丝强度降低, 导致索体整体力学性能退化, 因此具有很大的危害性。3) 应力腐蚀。桥梁缆索钢丝运营阶段在应力与腐蚀介质的共同作用下发生的腐蚀。应力腐蚀不同于没有应力作用的纯腐蚀, 也不同于没有腐蚀介质的纯力学断裂, 而是腐蚀介质与应力共同作用下相互作用、相互促进的过程。在应力腐蚀作用下, 钢丝在低于屈服强度或抗拉强度时发生脆性断裂。裂纹起源于钢丝表面;裂纹的长宽相差几个数量级不成比例;裂纹扩展方向一般垂直于主拉应力方向。一般来说, 发生应力腐蚀的钢丝基体表面未受到明显破坏, 但少数细小裂纹已贯穿到基体的内部, 在整体腐蚀极小的情况下, 发生突然开裂, 危害性极大。4) 摩振腐蚀。在车辆荷载和风雨振动作用下, 桥梁缆索钢丝与钢丝之间相互接触运动, 导致钢丝表面发生磨损, 在腐蚀环境下磨损部位发生腐蚀。摩振腐蚀不是单纯的振动磨损与腐蚀损伤相互叠加, 而是两者耦合作用的结果。摩振腐蚀严重的部位易发生腐蚀疲劳, 加速钢丝的破坏。
4 结语
结合桥梁国内外事故和换索维修工程, 分析了索承式桥梁缆索病害产生的原因, 讨论了桥梁缆索腐蚀破坏机理。根据缆索腐蚀形态, 对于桥梁缆索钢丝腐蚀病害进行了归类分析。
参考文献
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硫酸盐渍土机场道面破坏机理研究 第2篇
在分析盐渍土道面所处环境的基础上,对盐渍土道面破坏的机理进行了深入分析,通过上述分析指出道面下季节性水盐运动、飞机荷载以及施工质量是造成盐渍土机场破坏的主要因素.
作 者：刘小川 赵理球 LIU Xiao-chuan ZHAO Li-qiu 作者单位：刘小川,LIU Xiao-chuan(中国航空港建设第九工程总队,四川新津,611430)
赵理球,ZHAO Li-qiu(湖南省耒阳市95356部队67分队,湖南,耒阳,421800)
破坏机理分析 第3篇
【关键词】炭质板岩；软岩；大变形；处理措施
引言
近十年来，随着铁路建设的快速发展，穿越地质条件复杂的隧道和隧道施工过程中遇到的隧道大变形问题也越来越多，这给隧道的施工安全、掘进效率带来了极大的困难。针对大变形隧道各国学者开展了许多理论和试验研究，并在施工过程中采取了相应的控制技术措施，这些理论在一定程度上为大变形隧道工程建设提供了理论指导，但由于各地区工程地质差异比较大，针对遇到的突发性、复杂难题也有所差异，针对性的开展隧道大变形课题的研究是十分重要的。
本文以新建铁路成都至兰州线红桥关隧道D1K255+794.5～+756段出现的大变形变形破坏为基础，对隧道大变形产生的变形破坏机理进行了分析，并对其采取的控制技术措施进行了总结，为以后的类似的隧道工程施工提供了宝贵的借鉴经验。
1.工程概况及施工情况
1.1 工程概况
新建铁路成都至兰州线CLZQ-13标D2K255+305.335红桥关隧道地处四川省阿坝州松潘县川主寺镇境内，起讫里程D2K253+710～D1K256+890，其中有一段10.67m断链，全长3169.33m，地面高程2950～3510m，最大埋深410m。红桥关隧道设计时速200Km，预留时速250Km，为客货共线双线电气化高速铁路隧道，建成后将是西出通往兰州历史名城和国际旅游胜地九寨沟、黄龙旅游区唯一的高速铁路通道。
红桥关隧道位于岷江活动断裂带北段，历史上曾发生过1748年61/2级地震和1960年63/4级地震。隧址区地质具有“四极三高”的显著特点：地形切割极为强烈、构造条件极为复杂活跃、岩性条件极为软弱破碎、地震效应极为显著；高地应力、高地震烈度、高地质灾害风险。
1.2 施工参数
红桥关隧道D1K255+794.5～+756段预留变形量20cm，拱墙初期支护钢架采用工16工字钢，间距1.2m/榀；钢筋网片采用HPB300Φ6，网格尺寸20cm×20cm；连接筋HRB400Φ22钢筋，环向间距1.0m；系统锚杆拱部采用3.5m长Φ22组合中空锚杆，边墙采用3.5m长Φ22全长粘结型砂浆锚杆，间距1.2×1.2m（环×纵）；锁脚锚管采用4m长Φ42/t=3.5mm热轧无缝钢花管，每拱脚处大、小插角2根；超前支护采用Φ42/t=3.5mm热轧无缝钢花管，每环根数30根，单根长3.5m；该段拱墙初期支护喷射C30耐腐混凝土，最小厚度23cm。
2.变形破坏情况及机理分析
2.1变形破坏情况
D1K255+794.5～+760段初期支护喷射混凝土出现开裂错位、剥离掉块；线路右侧起拱线以上2m左右钢架出现扭曲变形、局部呈“Z”字形；线路左侧拱部初期支护拱墙侵入二衬限界，如图1所示。
图1（a） 初期支护喷射混凝土破坏
图1（b）初期支护钢架扭曲破坏
图1 D1K255+794.5～+760段初期支护变形破坏情况
D1K255+760～+756段上台阶初期支护喷射混凝土出现开裂错位、剥离掉块；线路右侧起拱线以上2m左右钢架出现扭曲变形、局部呈“Z”字形，其中一榀钢架断裂，线路左侧拱部初期支护拱墙侵入二衬限界，如图2所示。
图2（a） 初期支护喷射混凝土破坏
图2（b）初期支护钢架断裂破坏
图2 D1K255+760～+756段初期支护变形破坏情况
D1K255+794.5～+756段采用两台阶法开挖，监控量测采用无接触式测量，测点布设于拱顶和边墙脚以上1m范围内，拱顶下沉及边墙收敛变形监测速率小于5mm/d，拱顶下沉累积为8.35cm，边墙收敛累积小于2cm，后辅以断面扫描仪扫描初期支护断面，断面数据分析线路左侧（进洞右侧）初期支护（主要集中在上台阶钢架A单元）侵入二次衬砌限界5～15cm，根据监控量测数据、隧道断面扫描仪扫描数据以及初期支护的变形破坏形态模拟该段变形破坏特性示意图，如图3所示。
图3 D1K255+794.5～+756段初期支护的变形破坏特性示意图
2.2 变形破坏机理分析
2.2.1 地质构造方面。
红桥关隧道D1K255+794.5～+756段属于岷江活动断裂北段，该段岩性主要为三叠系上统侏倭组灰黑色板岩、砂岩夹炭质板岩，岩石强-弱风化，岩质较软，围岩较破碎，岩层结构面产状N35°E/46°NW，倾向线路左侧（掌子面右侧），倾角与线路交角约60°； D1K255+785～+783段、D1K255+760～+756段线路右侧起拱线以上2m左右有少量裂隙渗水，与钢架扭曲变形、钢架断裂及喷射混凝土开裂错位、剥离掉块严重部位基本吻合。
该段开挖揭示的地质构造，掌子面中部为强风化炭质板岩，因受多期地震作用，岩体极为破碎，劈裂化效应极为明显，岩体强度较低；两侧为弱风化砂岩夹炭质板岩，岩体结构完整性较好，岩体强度较高。如图4所示。
图4 D1K255+794.5～+756段掌子面开挖揭示的实际围岩地质构造
由图4可知，中部围岩较差，两侧围岩较好，地质构造以及地质岩性分界较为明显，围岩地质偏压较为明显，加之围岩有少量裂隙渗水，加剧了中部强风化炭质板岩的恶化，开挖、初期支护施作后，地质偏压引起应力偏压、集中，应力集中于中部初期支护体系上。
通过该段初期支护的变形破坏形态、测量数据综合分析图3和图4可知，钢架扭曲变形、钢架断裂及喷射混凝土开裂错位、剥离掉块严重部位与地质不利构造基本吻合。
2.2.2 地应力方面。
红桥关隧道D1K255+794.5～+756段埋深约325m，岩体的自重应力随着埋深呈线性增长，岩体的自重应力超过了岩体的弹性限度，在初始应力状态下岩体处于弹性状态，开挖后围岩的二次应力分布，应力状态超过了岩体的强度，因岩体少量裂隙渗水恶化，使围岩产生较大的塑性变形。
2.2.3 初期支护施工参数方面。
由于前期隧道施工过程中对地质构造以及地应力的影响程度认识不明，施工中采取Ⅳ级围岩支护参数，钢架采用的是工16工字钢，间距1.2米/榀；系统锚杆拱部采用3.5m长Φ22组合中空锚杆，边墙采用3.5m长Φ22全长粘结型砂浆锚杆，间距1.2×1.2m（环×纵）；喷射混凝土采用C30耐腐蚀混凝土，最小厚度23cm。
工16工字钢承载力偏弱且间距过大，系统锚杆施作长度未达到岩体结构完整、强度较高的岩体中，其支护效果不明显。初期支护体系不足以承载开挖后作用于其上的围岩二次分布应力。
综上分析可知：红桥关隧道D1K255+794.5～+756段因多期地震作用导致围岩极为破碎、岩质较软、地质不利构造导致应力偏压及集中、地下水软化围岩、地应力和初期支护施工参数偏弱等综合不利因素作用下，以围岩松散性变形为主、挤压性变形为辅的变形特性，导致了该段初期支护体系出现钢架扭曲变形、钢架断裂及喷射混凝土开裂错位、剥离掉块等变形破坏。
3.变形破坏控制技术
3.1变形破坏加固控制技术
D1K255+794.5～+756段变形破坏后立即加设工20b工字钢套拱，于既有初期支护钢架间加设，间距1.2m/榀，如图5所示；连接筋HRB400Φ22钢筋，环向间距1.0m；锁脚锚管采用4.0m长Φ42/t=3.5mm热轧无缝钢花管，于每钢架单元拱脚处设置2根，外插角大、小下插角（20°和40°），每榀共8根；施作5m长Φ42/t=3.5mm径向钢花管注浆加固，钢花管间距1.2m×1.0m（纵×环），注浆采用1：1水泥净浆，注浆压力0.5～1.0MPa，固结洞周一定范围的破碎岩体，使其具有一定的自承载能力和承载能力，如图6所示；套拱喷射C30混凝土，厚度不小于15cm。
图5 工20b工字钢套拱
图6 径向钢花管注浆加固
3.2变形监测技术
（1）监控量测点加密至3m布设一组，并于拱顶，钢架A单元、B单元和C单元拱脚以上1m范围内分别布设，即由两台阶开挖法布设两条水平收敛测线增加为三条水平收敛测线。
（2）监控量测采用绝对坐标量测，并与洞内控制点联测，即独立采集各测点的三维变形数据，对各测点X、Y、Z三个方向的变形数据进行独立分析。
（3）辅以隧道断面扫描仪扫描各断面数据，扫描断面同监控量测断面，对未布设监控量测点的断面加密至1m一组。
（4）监测频率：2次/天，待变形趋于稳定后可1次/天。
通过上述变形监测技术手段，可分析、得出初期支护体系的相对准确的变形时态。经监控量测和断面扫面仪的量测数据进行综合分析、评价，加设套拱以及径向注浆加固后3天内的变形速率4～5mm/d；此后变形速率小于1mm/d；累积变形小于5cm。
3.3变形破坏侵限处理技术
待变形稳定后，对初期支护变形破坏侵入二次衬砌限界的初期支护进行拆除换拱处理。
（1）对D1K255+794.5～+780段已施作仰拱段，拆除矮边墙以上部分拱墙既有初期支护，将既有工16工字钢拆换为HW175型钢钢架，间距1.2m/榀；钢筋网采用HPB300Φ8钢筋，网格尺寸20cm×20cm，设置双层；连接筋采用HRB400Φ22钢筋，环向间距0.5m/根；于A、B单元钢架脚以上50cm范围内施作4根6m长Φ42/t=3.5mm锁脚锚花管注浆，C单元（矮边墙处）钢架脚以上50cm范围内施作8根6m长Φ42/t=3.5mm锁脚锚花管注浆，外插角采用大、小下插角（20°和40°）每榀共12根；系统锚杆拱部采用4m长Φ28自进式锚杆注浆，边墙采用8m长Φ28自进式锚杆注浆， 间距1.2m×1.2m（环×纵）；喷射C30耐腐蚀混凝土，拱墙厚度不小于27cm。
（2）D1K255+780～+756段未施作仰拱段，拆除拱墙既有初期支护，将既有工16工字钢拆换为HW175型钢钢架且仰拱初期支护钢架成环，间距0.8m/榀；钢筋网采用HPB300Φ8钢筋，网格尺寸20cm×20cm，设置单层；连接筋采用HRB400Φ22钢筋，环向间距1.0m/根；于A、B、C单元钢架脚施作4根6m长Φ42/t=3.5mm锁脚锚花管注浆，每榀共12根；系统锚杆拱部采用4m长Φ28自进式锚杆注浆，边墙采用8m长Φ28自进式锚杆注浆， 间距1.2m×0.8m（环×纵）；初期支护喷射C30耐腐蚀混凝土，拱墙厚度不小于27cm，仰拱厚度不小于25cm。
（3）套拱及初期支护拆除采用人工辅助破碎头拆除，且拆除一榀支护一榀。
（4）对D1K255+794.5～+780段已施作仰拱段，拆除时应确保该段矮边墙以上50cm范围内工16工字钢钢架不变形，采用破碎头松动喷射混凝土后人工凿除、清理， 清理后焊接与上部HW175型钢钢架同规格、尺寸的连接钢板并确保焊接质量，使之能与上部HW175型钢钢架连接钢板密贴栓接。
（5）拆除过程中对原施作的系统锚杆和径向注浆管进行保护不切割，只拆除原施作的系统锚杆的垫板及螺母，待换拱后重新安装垫板和螺母，使之能与换拱后的初期支护体系共同工作。
（6）监控量测加密至3m布设一组，并于拱顶，钢架A单元、B单元和C单元拱脚以上1m范围内分别布设，采用三条水平收敛测线且采用绝对坐标量测，并辅以隧道断面扫描仪扫面断面，进行综合分析。
4 .变形破坏控制效果
调整、加强初期支护施工参数后，经监控量测数据和断面扫描数据综合分析、评价，该段初期支护体系安全、稳定，未出现较大的变形和喷射混凝土开裂、剥离掉块以及钢架扭曲等情况。
5.结论
通过红桥关隧道D1K255+794.5～+756段大变形变形机理分析和变形破坏后的施工、实践，得出如下结论：
（1）加强超前地质预报综合判释。采用物探（TSP303、红外探水）、钻探（超前水平地质钻探、加深炮孔）和地质法（开挖面地质素描、地表补充地质调查）等综合评价，正确判释前方地质条件，为正确选择开挖方法、支护参数，优化设计及施工方案提拱参考。
（2）加强监控量测工作。结合超前地质预报对地质条件判释，及时调整监测断面间距和监测测线，测量时与洞内控制点联测且采用绝对坐标监测，独立采集各测点的三维变形数据，对各测点X、Y、Z三个方向的变形数据进行独立分析；并结合隧道断面扫描仪扫描数据对监控量测数据进行综合分析，及时调整支护参数、开挖预留变形量。
（3）当遇到不利地质构造时，应采用径向注浆或施作长锚杆，固结洞周破碎岩体使松动圈形成一个固结体，充分利用围岩的自承能力。
（4）对围岩极为破碎、岩质较软、地质偏压段应采取“先强后优化” “以抗为主”的原则，支护一次到位，利用强支护及时封闭围岩，抑制松动圈扩大，避免初期支护体系的变形破坏。
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掘进巷道破坏机理分析及防治 第4篇
煤矿井巷维护的方式通常有锚喷、架棚和砌碹等几种类型。人们根据不同的条件及用途, 通过上述几种方式的单一或联合实施, 大部分能达到预期目的。但在实际工程设计及施工过程中, 由于矿压理论及监控手段尚不完善, 很难精确求得地压的大小及方向, 以致巷道在施工应用中经常发生破坏, 影响生产, 危及安全。因此, 对巷道破坏原因进行特征分析。
二、巷道破坏的显现特征
从整体上说, 巷道破坏的显现特征分两大类:一类是动压区, 巷道上覆岩层正处于剧烈运动和破坏阶段;另一类是静压区, 巷道尚未受采动影响或采动影响已停息, 上覆岩层处于稳定状态。
1.静压区巷道的破坏。
静压区巷道大致有 2种破坏形式: (1) 巷道开掘后产生的周边应力大于围岩强度, 掘进后来不及支护就发生冒落; (2) 巷道开掘后产生的周边应力小于围岩强度, 巷道完整, 但随着时间推移逐渐变形破坏。
2.动压区巷道的破坏。
动压区巷道分动压下正在掘进的巷道和动压下正在使用的巷道。它们不仅受上覆岩层的静压作用, 同时又受支承压力及岩层扰动。其破坏特征为: (1) 巷道围岩 (支护) 强度小于支承应力作用, 随掘进呈层状剥落, 但巷道移近量并不明显; (2) 受掘进影响, 巷道 (支架) 产生大量缩变, 但不冒落; (3) 在掘进过程中, 伴随着移近量增加, 巷道产生大面积冒落。
综上所述 , 巷道破坏的外部特征可归纳为 4种形式: (1) 有明显的移近量、断面缩小但不冒落; (2) 随断面缩变发生冒落; (3) 无移近量而冒落; (4) 表层剥落。
三、破坏机理分析
1.围岩应力的重新分布及作用。
巷道开掘后, 原始的岩体应力平衡状态被破坏, 造成应力重新分布。在双向等压应力场中, 孔的切向应力沿极径方向衰减, 以 r为半径的圆周上各点的应力相等 (等应力圆) 。但煤矿巷道多不是圆形, 加之不均匀应力的作用, 等应力圆将在巷道外接圆及以外的围岩中分布。分布的结果反映到巷道周边, 往往既不均匀也不对称, 有的变大, 有的变小, 有的还改变了性质, 如由压应力变为拉应力等。巷道周边产生了一系列剪切力面, 以致岩石与岩体分离剥落, 并逐渐向纵深发展, 这就是脆性岩石产生层状剥落的原因, 即由拉应力和剪应力引起的。巷道表面凸凹不平, 凸出部分往往发生这种破坏。
2.围岩松动圈的产生和存在。
巷道开掘使岩体三向应力变为二向应力, 不仅岩体抗破坏强度明显降低, 而且产生应力集中。如果这种变化超过了岩石的强度, 将会先在巷道周边应力集中较大的部位发生变形和破坏, 从而导致邻近区受力条件变差, 继而产生破坏。如此循环, 直至围岩应力小于岩石强度, 围岩不再松动和破坏为止这样的一个围岩松动、破裂的范围称之为围岩松动圈, 其半径大小与巷道断面、半径、岩性等有关。岩石越软松动圈越大, 岩石越硬松动圈越小。松动圈大, 巷道的变形量就大, 破坏程度就高。实质上, 松动圈形成和发展的过程就是巷道破坏的过程, 这就是巷道随着时间推移移近量增大的原因。因为巷道的平衡是靠岩石及支护体相互挤压产生摩擦抗力维持的, 当摩擦抗力不足以抵抗某些岩块的应变时, 岩块就要坠落, 继而造成邻近岩块松动冒落。这就是伴随着移近量增加巷道冒落破坏的原因。
3.岩石的变形特性。
岩石具有在载荷作用下, 组成岩石的基本微粒之间相对位置发生变化的特性。当作用的载荷不断增大 (超过围岩强度) , 或者随着某一恒定载荷作用时间的增加, 便会导致岩石破坏。因为岩石的各种应力和应变都与时间有关, 有时尽管围岩应力小于围岩强度, 但随着时间的增加同样会破坏 (蠕变) 。巷道掘进后, 一般都不立即冒落, 而是经过一段时间才发生的;支架上的压力和围岩的位移, 也是在一定时间内随之增加的。在各种变形中, 岩石的蠕变性对巷道的破坏危害最大。蠕变是静压巷道破坏的主要原因。
4.岩层移动、破坏的影响。
随着掘进工作面的继续施工, 顶板岩层逐渐被破坏并发生移动, 在较大范围的岩体内引起了很大的力学扰动。一是巷道附加了较大的支承载荷, 二是巷道围岩连带移近。反映到巷道中, 会使某些地段的顶板岩层局部上升, 出现所谓的“反弹”现象。而另一些地段的顶板岩层则受到附加载荷, 出现“压缩”现象。两种现象随工作面推进相互交替, 时张时驰, 改变了巷道受力状态, 这是采动和掘进施工致使巷道破坏的主要原因。巷道受附加载荷作用, 朝巷道断面内产生变形。既使顶板岩层是完整的, 在上覆岩层变形的影响下, 也会产生弯曲变形, 导致顶底移近速度不均衡, 势必造成邻近岩层相对移动, 并通过这些岩体将支承压力及其扰动传递到巷道中。传递的深度与岩性、倾角有关, 坚硬岩层内传递深度小, 松软岩层内传递深度大, 其强烈影响范围往往在 30 m以上。对于倾斜、急倾斜煤层开采下的巷道, 这种扰动影响可达百米。除此之外, 引起巷道破坏还有埋深、构造、断面、形状、支护及施工等因素, 这里就不一一赘述。
四、防治途径及措施
由上述巷道破坏的主要原因可知, 巷道在使用过程中发生变形和破坏是难免的。为了保证巷道稳定性总体效果最佳, 需从设计开始, 贯穿施工、使用、维护等各个环节, 实行全过程监控和综合治理。
1.选择合理的巷道位置。在巷道设计布置时, 要综合考虑岩层、岩柱等各种因素, 使巷道尽可能地避开应力集中区和采动影响范围。
2.保护围岩完整。只要围岩完整, 巷道就不会破坏。因此, 要从保持围岩完整入手, 采取措施, 减少围岩松动及破碎。如光面爆破、预留保护层掘进等。
3.改善支护结构及性能。支护不仅要阻止围岩的变形及发展, 更要适应一定的变形及发展。对那些难以阻止的或不可阻止的变形, 要具有让压、释能作用, 如采用可缩性金属支架、预留可缩缝等。但在许多情况下, 单独使用一种支护效果欠佳, 而且每种支护都各有利弊。因此, 应采取2种以上的支护相互配合使用, 这样效果才能更好。例如己二轨道下山下车场支护采用锚网支护后进行架U支进行支护, 最后进行喷浆。
4.完善巷道矿压监控手段。巷道使用过程中的矿压监测是十分重要的, 由此可得出其破坏规律, 以便合理地确定加固维修设计, 指导施工与生产。
5.选择合理的维护时间及加固方式。即根据不同的破坏特征, 及时改变支护方式, 调节支护强度。对于静压巷道, 掘出后先行基本支护, 当围岩变形发展将要超过其允许变形时, 及时进行补强加固。对于动压巷道, 在采动和掘进影响来临之前, 应安设阻力较大的支撑性或可缩性支架。
6.加强现场管理, 严格要求施工质量。要严格按规定的程序和要求进行施工, 健全工程质量控制和监测手段, 特别是巷道的工程质量, 必须全过程、全员、全方位地进行监控。
破坏机理分析 第5篇
关键词：急倾斜煤层；回采巷道；破坏机理；支护
中图分类号：TD353 文献标识码：A 文章编号：1006-8937（2015）15-0163-02
1 急倾斜煤层回采巷道破坏机理
根据众多理论研究与工程实践得出，急倾斜煤层回采巷道围岩变形特征表现出非对称性，巷道变形集中区域主要为上顶角、顶帮、底帮以及下底角。当巷道进行掘进开挖时，由于围岩应力平衡状态被打破，导致被开挖区域成为应力释放突破口，围岩变形量急速增加，并造成严重的剪切拉伸破坏。由于煤层倾角较大，导致巷道围岩受载不均匀程度明显大于缓倾斜煤层，使得底板下滑与顶板下沉现象比较明显；受顶底板运动以及围岩应力分布影响，急倾斜煤层回采巷道围岩出现显著的非对称变形。因此，急倾斜煤层回采巷道支护重点在于对关键部位（顶底帮侧上部以及顶板）加强支护，改变此区域受力状态，增强其抗剪切能力。
2 急倾斜煤层回采巷道控制
巷道发生破坏的根本原因在于支护或支护所形成的承载结构的支护强度低于围岩应力，致使围岩出现顶板下沉、两帮变形与底板鼓起。对于急倾斜煤层巷道稳定产生影响的因素主要有三个方面，即巷道围岩强度、围岩应力值及分布状况、支护承载能力。因此，急倾斜煤层巷道控制重点在这三方面进行。
2.1 提高围岩自身承载能力
巷道上覆岩层重量以及围岩变形所造成的压力，大多由围岩结构自行承担，而由巷道支护体所承担的载荷较少，而巷道支护的目的旨在控制围岩变形，保证围岩体的承载能力，因此对于巷道支护设计应充分发挥围岩的自承能力。巷道围岩承载能力提高常见的措施主要有三种：
①围岩注浆，注浆的作用能够胶结破碎围岩成为整体，改变破碎围岩的物理力学特性，并为锚杆、锚索支护提供可靠的着力基础。
②锚网索支护，锚网索支护能够显著提高破碎围岩的残余强度，进而形成主次承载拱结构，共同承载围岩应力，控制围岩变形。
③关键部位补强，煤矿巷道由于受地应力分布的影响，存在严重的非对称变形现象，究其原因，主要是由于区域构造应力集中造成的。
针对此类问题，应有目的地对巷道易变形破坏部位进行补强加固，如增加锚杆锚索打设数量、注浆加固等。
2.2 转移围岩应力，改善围岩应力的分布条件
对急倾斜巷道围岩受力分析可知，巷道附近存在明显的应力集中现象。为维持巷道围岩稳定性，回采巷道布置与支护中应采取措施降低或转移围岩高应力，改善围岩应力分布状况。可行的措施有三种：
①合理留设保护煤柱尺寸，保护煤柱的设计尺寸对于回采巷道围岩应力分布有着显著的影响，足够宽度的煤柱能够使巷道处于应力降低区或原岩应力区，但煤柱留设过宽易造成煤炭资源的损失，对于保护煤柱的留设应综合考虑支护方式、资源回收等方面。
②爆破卸压，爆破过程能够消耗部分围岩弹性能，且爆破形成的大量爆破裂隙能够吸收一定的应力变形，将围岩弹性能转移至深部围岩大结构。
③巷道断面形式的合理选择，合理选择巷道断面形状对改善围岩应力分布、提高围岩承载能力有着重要意义。
2.3 改善支护参数
支护参数选择的不合理性易造成支护效果达不到预期要求，产生剧烈的围岩变形现象。急倾斜煤层回采巷道支护中应用较多的支护方式为锚网支护，以锚网支护为例，支护参数的优化改善内容主要包括锚杆预紧力、直径、长度、安装角度以及间排距等，此外与锚网支护相关的钢筋梯子梁、托盘、树脂药卷等亦对锚网支护参数有着明显的影响。
3 锚梁网联合支护在急倾斜煤层回采巷道支护中的应用
3.1 工程概况
某矿主采煤层为15#煤，煤层平均埋深在430 m，煤层倾角在46 ？觷～49 ？觷，平均为48 ？觷，为急倾斜煤层。15#煤层顶底板结构条件简单，顶板岩性依次为页岩、砂质泥岩，底板为碳质页岩页岩。现阶段正进行15403工作面回采巷道准备阶段，在相邻15402工作面回采过程中，运输顺槽与回风顺槽都出现了不同程度的围岩变形，对工作面正常开采产生影响，需对新工作回采巷道进行重新支护设计。
3.2 支护方案设计
①回采巷道断面优化。为改善急倾斜煤层回采巷道围岩受力条件，设计将15403工作面回采巷道原断面梯形优化巷道断面为三心拱形，新巷道断面尺寸为：
底宽×中高=2 500 mm×2 000 mm。
②底板不支护。考虑回采巷道服务年限较短，且巷道底板为强度较低的软岩，设计巷道底板不采用支护。对特殊地质条件下底鼓量较大的巷道区段，设计采用卧底方式返修。
③高强预拉力锚杆支护技术。巷道原支护采用预紧力螺纹锚杆，锚杆预紧力在50 kN，规格为Φ18 mm×1 800 mm，间距为800 mm×800 mm。设计新巷道支护采用高强预紧力螺纹钢锚杆，锚杆直径为18 mm，长度为1 800 mm，预紧力设计为60 kN，间排距700 mm×800 mm；配套支护设备为钢筋梯梁与金属网，药卷选用Z2350；顶板肩角处锚杆外摆20 ？觷，对关键部位进行加强支护，如图1所示。
3.3 工程支护效果
3.3.1 围岩变形分析
巷道变形曲线如图2所示，分析巷道变形量可知，在距离掘进工作面0～20 m的范围内，巷道围岩变形量逐渐增加，基本上成一定比例正相关关系；掘进工作面20 m之后，工作面变形量增长幅度明显降低，到35 m后变形量不再增加。两帮与顶底板的变形量基本维持在113 mm与86 mm，且两帮变形量始终大于顶底板移近量。
3.3.2 变形速率分析
分析两帮及顶板板变形速率曲线如图3所示，可知，两帮变形速率与顶底板速率变化曲线基本保持一致，变形速率曲线峰值出现在距掘进工作面后方7 m处，两帮与顶底板变形速率峰值分别为10 mm/d与8 mm/d。35 m之后变形速率曲线基本保持一水平直线，符合围岩变形量曲线。
巷道围岩变形表现出底板侧帮变形量大，符合急倾斜煤层回采巷道变形特点。
综上分析可知，巷道整体变形量较小，均在安全变形允许范围之内，掘进工作面后25 m之后，变形量与变形速率均保持在一稳定状态。回采巷道变形稳定后的断面尺寸为：
底宽×中高=2 379 mm×1 920 mm
达到巷道使用条件，表明巷道支护效果良好。
4 结 语
急倾斜煤层回采巷道破坏机理主要为顶板下沉与底板下滑引起巷道的非对称变形，变形区域主要集中在上顶角、顶帮、底帮以及下底角。对于此类巷道的围岩控制应在研究区域围岩运动规律及特征基础上，有针对性地对选择巷道支护方式。工程实践得出，该矿在原先工作面巷道支护经验基础上，进行巷道断面优化与支护参数优化，改善后的围岩支护条件良好，围岩变形得到了有效控制。
参考文献：
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破坏机理分析 第6篇
1 桥面铺装受力规律分析
在研究和实际应用时, 我们常用一块纵向板体结构来代替桥梁的整个上部结构, 一般它由上层的桥面铺装层和下层的主板构成。一般我们认为桥面上部结构是由各个方向上挠度都相等的大挠度弹性薄板连续的支撑在挠度在各个方向上不同的小挠度弹性薄板。在建立桥面微分方程时, 由边界条件可知, 在双层体系中只有接触面上的垂直位移和垂直应力是连续的, 其他都是不连续的, 也就是说, 在双层面板体系分析时, 两层之间粘结良好, 不存在脱空现象。
1.1 铺装层沿纵缝 (弯) 剪切受力分析
在已有工程实践和文献中发现, 沿纵桥向铰缝开裂的现象在中小跨径的板 (梁) 桥中是非常普遍的, 而且也是破坏当中最为严重的。在进行铺装层的分析时, 考虑到主梁 (板) 有较大的抗弯刚度, 使桥梁具有较小的位移, 但是桥梁的横向刚度较小, 由于铰缝可以抗剪, 铺装层也可以传递横向力, 因此铰缝和铺装层成为了板间横向力传递的主要构件。板和板之间的缝隙上的桥面铺装层能够承受弯曲和剪切变形, 但是主要以抗剪为主。在桥梁超载运营时, 由于荷载的加大, 主梁的挠度也就随之增大, 相邻主梁之间由于挠度的增大和相邻主梁下挠程度存在差异, 使得桥面铺装纵向开裂更加严重。由于桥面纵向开裂的影响, 桥梁的横向连接刚度被削弱, 这种削弱很明显, 因此造成了相邻主梁之间不能共同受力, 有时甚至出现单板受力的病害, 是十分不利的。
1.2 桥面铺装层横桥向受力分析
桥面铺装层横向开裂多数发生在距伸缩缝1 m~2 m范围内, 尤其是接近主梁支座中心处和距伸缩缝20 cm~50 cm的地方最多, 当跨径加大时, 桥梁中部也有可能出现裂缝。经过讨论, 认为可能的原因是:车辆在行驶时会对桥梁产生冲击, 铺装层就会产生啃边的现象, 再加上主梁支座处存在比较大的负弯矩, 使得铺装层和之前布置的纵向钢筋的承载力达不到要求, 就会产生横向的裂缝, 随着这些裂缝的发展, 最后就产生了开裂现象。从大量的实际工程中发现, 一般桥梁投入使用5年~8年后, 就有可能出现, 不加以处理的话, 就会形成局部坑槽。
2 桥面铺装的破坏机理
2.1 反复荷载作用下的开裂分析
反复荷载作用下的开裂, 即疲劳开裂, 是桥面铺装中的一个常见病害, 它是指所有使用工况都在安全限值之内, 由行车辆的反复作用造成的开裂。在受力时, 桥面板刚性较大的部位, 如纵向肋、横隔梁等, 与桥面板连接处会产生很大的应力, 特别是在箱梁中, 这种现象更明显, 因此在桥面铺装层中更容易产生裂缝。另外, 在以上部位的铺装层也是负弯矩出现较大值的地方, 因此会有比较大的拉应力 (或拉应变) 。综上所述, 桥面铺装层的上部由于拉应力产生裂缝, 然后再扩展到下部。桥面铺装层的疲劳裂缝通常出现在低温季节, 也有出现在高温季节的例子。
2.2 防水层和粘结层破坏分析
一般, 桥面铺装的防水层和粘结层常常会发生剪切破坏。防水层和粘结层是防止雨水腐蚀主梁和保证它们共同受力的结构层, 它们对于桥梁有很重要的作用。如果粘结层遭到破坏, 桥面铺装层和主梁就相当于两个构件, 分别受力, 这不是我们想要的, 对于它们之间的共同受力必然不利, 因为, 各自受力之后铺装层会产生较大的应力, 原有的设计强度不能满足这种应力幅值, 就会遭到破坏, 这在修复时也是个难题, 并且修复费用也会比较昂贵。这种破坏的主要特征是虽然它们之间的粘结力丧失了, 但是发生剪切破坏时, 铺装面层和桥面板都没有发生严重破坏, 而是各自为一个整体。
2.3 车轮荷载对桥面铺装的影响分析
在车轮荷载不断重复的对桥面铺装层进行挤压下, 铺装层会在车轮行驶的地方产生不可恢复的变形, 这就是车辙。车辙是非常容易辨认的, 它就像路面上开了两条渠, 车辆两侧的轮胎分别在这两个渠之间行驶。我国超载现象比较严重, 车流量比较大, 再加上路面材料的本身特性, 在高温下发生软化, 车辆行驶时很容易变形等, 都会形成车辙。与道路铺装层的车辙相比, 桥面铺装的车辙主要是沥青混凝土铺装层本身的残余变形, 这主要是桥面铺装层的下面是主梁, 主梁下面是空的, 可以认为桥面板总能够在弹性阶段进行工作。以往桥面的铺装的车辙设计指标主要采用两种, 第一种是铺装层厚度的改变量以及它的整体压应变的值, 第二种是铺装层残留下来的应变。
2.4 推移、壅包和低温缩裂分析
桥面沥青混凝土铺装层经常会出现推移 (或波浪) 和壅包破坏。当重载车辆驶过桥梁时, 由于沥青混凝土材料的塑性流动特性会在横桥向产生类似波浪形的变形, 或者局部的凸起壅包现象。在车辆行驶的过程中, 会产生对桥梁的垂直力和水平分力, 以及一些动力效应, 这往往会导致结构层中的内力超过了材料的剪切强度, 这会造成桥面铺装层的破坏。
温度在桥梁中的变化是有时间差的, 外部温度要比内部温度变化快, 上部温度要比下部温度变化快, 这就存在桥梁不同部位之间存在温度差的现象。在温度下降时, 上部的温度要快于下部, 因此产生的收缩也相对于上部要小一些, 因此会对面层产生约束拉应力, 刚开始时, 沥青混合料承受拉应力的能力还比较大, 而且刚开始, 温度变化不大的时候, 拉应力数值不会很大, 但是如果温度变化剧烈, 那么混合料的劲度会有变化, 一般是增加, 此时的拉应力也会迅速上升, 当超过材料的最大允许拉应力时, 会破坏铺装层, 形成开裂。我们经常看到的这种裂缝是分布在横向, 而且是一段的相间隔的。这是由于铺装层的横向宽度较小, 而桥梁长度一般要比它的宽大很多, 那么它就会在纵向受到较大的约束力, 而横向受到的就比较小, 如果不是很严重的话, 一般是不会产生纵向开裂的。温度产生的应力引起的开裂与荷载没有关系, 在应用中, 一般要求在低温下铺装层的收缩应力最大不能超过该温度时材料允许的最大拉应力。
3 结语
桥面铺装层与路面的相比有着其特殊的地方所在, 桥梁的受力状态、工作环境等都更加复杂。桥梁中的主梁是位于铺装层的下面, 当荷载作用在铺装层上面时, 主梁势必要发生变形, 由于各主梁的荷载不一样以及各主梁抵抗变形的能力之间存在差异, 主梁之间的变形也会有一些不同, 温度的影响也是不可忽略的, 这些作用的叠加让桥梁的铺装层受力更加困难。可以从纵桥向铰缝剪切受力、横桥向弯曲受力和局部非均匀受力三个方面分析。在分析桥梁的破坏机理时, 可以从反复荷载作用下的开裂、防水层和粘结层破坏、车轮荷载对桥面铺装的影响、推移、壅包和低温缩裂等不同形式来分析。
摘要：指出重载高速公路桥梁铺装层破坏是影响桥梁结构的一项主要原因, 也是影响维修养护费用的主要来源之一, 分析了桥面铺装的受力特点和主要受力分析模式, 总结了几种常见桥面铺装病害, 提出了设计控制因素和指标, 为高速公路桥梁桥面养护提供指导。
关键词：公路桥梁,桥面铺装,受力分析,破坏机理
参考文献
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破坏机理分析 第7篇
关键词：水泥混凝土,路面,开裂机理,破坏
在路面施工建设中, 水泥混凝土铺设的路面凭借强度高、稳定性好、维修费用比较低等优点在实际生活中被越来越广泛地利用。但是, 这些路面在低应力状况下很容易开裂破坏, 极大地限制此路面的推广应用。人们对由水泥混凝土铺设的路面的开裂机理和破坏过程还缺乏深入的了解, 这需要我们不断发现、探索。
1 路面的开裂机理
水泥与混凝土铺成的路面开裂的原因我们从三个方面介绍:损伤力学原理、路面裂缝与路面应力。
1.1 损伤力学原理
损伤力学是建立在一个变量场, 这个变量场是由所用材料的微缺陷组成, 用损伤度衡量材料所受到的伤害程度, 根据材料在损伤过程中宏观性能发生变化部分的规律进一步说明材料内部受到的损伤情况。混凝土本身是一种微孔隙的状态, 水泥混凝土构成的路面是损伤构件, 将损伤度定义为D。S, S*分别为连续介质任何一个单元受到损伤内外法线n的某一截面损伤之前与之后的面积, 可知:D=1-S*/S。E为混凝土损伤前的弹性模量, E*=E (1-D) 。在车辆荷载与温度应力作用下, 路面受到的损伤度将会逐渐变大, 在路板裂纹尖端周围的混凝土损伤会使裂纹加剧, 最终导致路面开裂, 如图1所示。
1.2 路面裂缝
根据混凝土制成的路面内部有杂质、毛细孔、碳化裂缝与干冷裂缝等存在的缺陷的规律发现:杂质、毛细孔与干缩裂缝位于混凝土的内部;碳化裂缝与冷缩裂缝位于混凝土的外部表面。气孔与杂质的分布随着高度的变化呈现出随机性, 干缩裂缝与毛细孔的分布和水灰比的高低有关。一般, 水灰比较高的地方, 颗粒状的水化物比较大, 单位结合面积上大晶体之间的结合将会比小晶体结合的取向单一, 在相同的剪力下将会更易错位。所以, 在水泥与混凝土铺设的路面, 水灰比较高的地方, 微裂缝与毛细孔相对较多, 一些晶体更易错位, 强度较低。
混凝土的损伤本质上是内部很多微小缺陷逐渐扩展、汇集, 最终使路面的承受力的实际有效面积将会减小。路面最初受到损伤是不均匀的, 板底的过渡区最为薄弱。若是路面受到较大的应力下, 最先破坏的是过渡区再到其他部位。随着路面荷载的逐渐增大, 这些细小的裂缝主要分布在过渡层逐渐形成大的裂缝。
1.3 路面应力
根据材料受到损伤之后的有效应力的计算公式σ=σ'/ (1-D) , 如果损伤度发生变化会使材料的有效应力也发生变化。大量的学者做了一些应力试验关于水泥混凝土铺设的路面受到的损伤规律, 如图2a) , 图2b) 所示。
从图2a) 看出, 受到单调荷载的影响, 在应力处于某一个阙值之下, 水泥混凝土本身的弹性模量不会发生变化。根据公式S×σ=S*×σ', 我们可以发现材料受到的损伤度是没变化, 意味着构件受到的应力的有效面积不发生变化, 小裂缝没有扩展。在应力大于某一阙值时, 图中曲线的斜率慢慢变小, 损伤度逐渐在增大。观察图2b) , 我们可以发现在循环拉应力的作用下, 荷载低于某一阙值, 损伤度不变;荷载高于某一阙值图中曲线的斜率将会减小, 损伤度变大。加载次数越多该曲线的起点将会向右移动, 这就意味着在混凝土受到损伤后发生了无法恢复的变形。要分析水泥混凝土铺设的路面受到荷载产生损伤的规律, 必须先分析路板应力的特点。弹性力学指出如果某处出现裂缝将会重新分配应力, 最终使应力集中于裂缝尖端。如果路面出现微小的裂缝, 受到荷载作用, 这些微小裂缝将会扩展。
2 路面的疲劳破坏
在设计水泥混凝土铺设的路面过程中, 疲劳强度是一个很关键指标。从断裂力学的角度出发, 路面出现的疲劳破坏可以看作两个阶段:第一, 路表面完好无损直到板底表面出现明显裂纹这一过程;第二, 裂纹逐渐扩展直到路面完全断裂。一般来说, 第一阶段大约占材料寿命80%。人们通常依据应力—寿命的理论, 对于最初产生裂纹的循环次数与此裂纹扩展至突然破坏的次数不区分。在设计水泥混凝土铺设的路面没有考虑到在已经产生板底裂纹之后, 它的疲劳寿命只是相当阶段二的疲劳次数, 忽略这些导致路面发生断裂。根据疲劳方程:log Nf=f1-f2 (α/fcm) , 其中, Nf为在允许范围之内重复荷载的次数;f1, f2均为设计参数;fcm为设定板的弯拉强度;α为弯拉应力。在实际生活中的路面板需要考虑两个方面, 第一方面, Nf=Nf1+Nf2, Nf1为路面没有损坏到板底形成裂纹的循环次数;Nf2为裂纹扩展到路面板全部完全断裂时的循环次数, Nf1>Nf2。若是实际的路板有裂纹, Nf1=0。第二方面, α=α拉, 板面的损伤大于在板完好对应的拉应力。综合这两个方面, 我们可以发现板面一般受到低水平压力很容易断裂破坏。
3 预防路面开裂的措施
在研究水泥混凝土铺设的路面开裂机理和破坏过程之后, 我们需要针对这些问题提出预防措施, 以下是我们提出的措施。
3.1 做好路面设计
在设计路面时需要考虑设计的尺寸、混凝土铺设的厚度以及路面的宽度等等, 保证在使用年限正常使用。还需要考虑排水系统, 保证地表水与地基水不会侵蚀路面、路基。
3.2 在施工中严格把关
在施工过程中, 相关的部门要把好原材料与施工质量的检测。如果购进质量低劣的材料, 这样的路面的弯拉应力将无法达到设计要求, 这会使路面在施工期间产生断裂, 因此, 要严格按照比例选择原材料, 确保施工质量。在施工过程中要严格把握工程的质量, 这是确保施工顺利进行的保证。在施工过程中必须经常检查原料的杂质与级配、含泥量, 如若发现骨料级配和原试级配不一致时, 及时调整相应的配比。此外, 还要注意控制水灰比, 在使用水泥数量要精确, 控制误差在1%内, 还要控制水量误差低于1%, 控制外加剂误差在2%, 严格控制混合料的配比。在进行路面修筑过程中需要振捣密实、均匀, 在浇捣过程中, 振捣棍慢拔快插, 正确把握振捣力度、时间, 尽量避免漏振、过振, 速度均匀且缓慢, 此过程要连续进行再进行二次振捣, 排出夹杂在混凝土内的水分与气泡。
3.3 控制好基层
如果基层表面处于凹凸不平的状态, 路面和基层之间的摩擦力越来越大, 这样会在摩擦力较大的区域形成开裂, 这就要求基层的压实程度必须达到标准的压实值与弯沉值, 确保路基稳定。
3.4 及时准确切缝
预防裂缝最有效的措施是准确、及时地切缝, 切缝时间必须在产生最高收缩应力前, 水泥混凝土达到1.1 MPa~1.4 MPa的抗压度, 及时切缝, 切缝的深度在板厚的1/4~1/3, 避免太深或是太浅, 避免产生不规则的裂纹。
3.5 养护好混凝土
新浇筑的混凝土必须及时覆盖养护, 定期定时进行洒水养护混凝土, 保证混凝土外部处于湿润的状态, 必须等到混凝土到设计时弯拉强度之后才可允许车辆通过。在施工的过程中要做好细节处理, 根据实际情况做好适当地调整。
影响混凝土路面断裂与破坏的因素有很多而且比较复杂, 目前国内外很多专家对于这方面做了很多研究并提出很多有效的防治措施。本文从理论上介绍混凝土路面开裂的机理, 路面破坏实际上是一些微裂纹产生、扩展、贯穿最终出现宏观裂缝, 这也是路面稳定性被破坏、断裂的过程。随着我们不断研究混凝土的性质, 技术不断提高, 我们相信这些混凝土开裂带来的问题最终会得到圆满解决。
参考文献
[1]王猛, 董海峰.水泥混凝土面层板块裂缝原因及预防措施[J].民营科技, 2010 (6) :296.
[2]陈瑶.高等级公路水泥混凝土路面早期破坏处治技术研究[J].科技创新导报, 2011 (29) :55.
[3]刘涛.水泥混凝土路面破坏原因分析及应对措施[J].科技风, 2010 (1) :160.
破坏机理分析 第8篇
从混凝土结构出现裂损的原因来看, 除了物理、力学方面的作用 (如荷载作用、温度作用、碰撞作用) 引起的混凝土裂损外, 还有钢筋腐蚀胀裂、混凝土碱骨料反应裂缝、混凝土碳化收缩裂缝等化学反应裂缝引起的裂损。[1]最近二十年内对混凝土结构的实际调查发现, 混凝土结构因化学裂损而引起的损坏或失效更加严重, 应该引起关注。
建筑结构中使用的混凝土、钢材、砖石等, 在试用期间常常受到腐蚀性介质的腐蚀。如果建筑物在建造时对结构材料未采取防腐措施, 或虽采取了防腐措施, 但工程质量不佳、维护使用不当, 使防腐措施失效, 则腐蚀性介质就可能损坏建筑结构, 甚至使其破坏, 失去使用价值。
在工业建构筑物中, 在海岸工程中, 在盐渍土与矿化水地区的建构筑物中, 建筑结构直接与气态、液态等外部腐蚀性介质接触, 或者被产品和生产中排放的腐蚀性物质所污染, 造成建筑结构的损伤或破坏。[2]
在冶金、化工、造纸、食品及其他工业部门中, 有20%~70%的建筑物常常受到各种腐蚀性介质的作用, 引起结构材料的腐蚀。据一些国外专家的估计, 由于混凝土和钢筋混凝土的腐蚀造成的经济损失约占国民收入的1.25%。这些经济损失中包括了修复或重建建筑物的工程造价及修复或重建期间生产所造成的经济损失。
鉴于混凝土及钢筋混凝土建筑结构的广泛性及重要性, 本文将着重讨论这类结构。腐蚀性介质对建筑结构的损伤实质上就是对构成结构的材料的损伤, 所以我们集中讨论腐蚀性介质对水泥石及钢筋的腐蚀问题。
1 腐蚀分类及材料损伤机理
世界上有许多建筑构物已存在了几百年依然健在, 而许多建筑物却仅仅使用几年后就遭到破坏, 这样的事例不胜枚举。例如:
某一人造纤维厂的钢筋混凝土结构的酸泵房, 在使用四年后就遭破坏[3];
某一大型石油化工联合企业, 其用于安装设备的露天框架结构, 投入使用几年就遭到破坏;
某海上建造的钢筋混凝土护堤, 在使用4~5年后, 因遭受海水作用而损坏;
一些桥墩混凝土因遭受含1.8~2.3g/L硫酸盐离子和0.3~0.5g/L镁离子的水浸蚀, 很快就破坏;
在一座横跨盐渍土地带的桥梁附近, 因盐水周而复始地浸蚀铁路路堤护坡混凝土护板, 干、湿循环, 结果使盐类在混凝土孔隙内结晶, 造成护板的破坏;
兰州某化肥厂硝酸铵 (氮肥) 造粒塔周围的基座顶层混凝土, 因硝酸铵颗粒吸收空气中水分潮解, 渗入混凝土孔隙中, 干燥后又结晶, 将混凝土胀坏;
某一输水管道铺设在由矿化水所饱和的土壤中, 矿化水中含有硫酸根离子5~10g/L, 氧化物2~6g/L, 镁0.2~0.4g/L。输水管由混凝土制成, 因矿化水渗入管子的混凝土, 使用不久, 管子即遭受严重破坏;
某出租汽车停车场, 在使用10~12年时, 因受到氯化物的腐蚀, 其肋型楼板中的φ20钢筋的点腐蚀深度达2.4mm, 其极限强度比未受腐蚀部分的平均值低14.8%。
由此可见, 环境介质与建构筑物材料之间的关系十分复杂。为研究方便起见, 作者在前苏联学者B.M.莫斯科文将混凝土及钢筋的腐蚀分为三种基本类型的基础上, 略作修改, 补充细分为六种基本类型。
第一类:流动有压软水溶出性侵蚀。
水泥在水化过程中产生大量Ca (OH) 2。密实性较差、渗透性较大的混凝土, 在一定压力的流动软水作用下, Ca (OH) 2会不断溶出并流失。这一方面使水泥石变得孔隙增多, 变得酥松;另一方面使水泥石的碱度降低。而水泥水化物如水化硅酸钙、水化铝酸钙等只有在一定的碱度环境中才能稳定存在。所以, Ca (OH) 2的不断溶出又导致其他水化物的分解熔融, 最终使水泥石被破坏。
随着Ca (OH) 2的不断流失, 混凝土的抗压强度不断下降。当以Ca O计的Ca (OH) 2溶出量为25%时, 抗压强度将下降35.8%, 溶出量更大, 抗拉强度下降更大, 最大达66.4%。
雨水、雪水、蒸馏水、工厂冷凝水及含重碳酸盐甚少的河水与湖水都属于软水。在流动及压力水作用下的软水才会引起水溶性侵蚀, 这种腐蚀在多种建构筑物中都能看到。
在水与混凝土中水泥石接触后的干燥部位, 如水渗透进混凝土或沿混凝土表面流动后并随之干燥, 溶解在水中的Ca (OH) 2与空气中的CO2作用碳化后生成Ca CO3沉积下来, 在混凝土表面生成白色沉淀物, 引起腐蚀, 这种现象是颇为常见的。
美国有一座堤坝建于1900年, 被水强烈渗透。1939年修复该堤时, 发现混凝土外部厚12~75mm的外壳尚好, 内部混凝土却已受到严重破坏, 破坏层厚度达1.5m。看起来, 水泥石几乎已全部被水淘空。因为施工时模板附近的混凝土捣得比较密实, 而且表层混凝土受到碳化作用, 减小了Ca (OH) 2的溶蚀, 所以保存了较好的一层外壳。内部却遭到破坏, 这种隐蔽的破坏尤应注意。
如果由于温度变化造成裂缝或施工缝开裂、接缝质量低劣、沉降缝和温度缝有缺陷等原因造成了水在缝中的渗流, 就容易产生水溶性侵蚀。
第二类:溶解性化学腐蚀。
溶解性化学腐蚀是指水泥石组成成分和酸或碱溶液发生化学反应引起的腐蚀。此种化学反应所生成的反应产物或是由于扩散原因易于溶解, 或是被渗流水从水泥石结构中冲刷出, 或是以非结晶体形式聚集, 这种非结晶体无胶黏性, 不会影响腐蚀破坏过程的进一步发展。换句话说, 溶解于水中的酸类或盐类与水泥石中的Ca (OH) 2起置换反应[4], 生成易溶盐或无胶结性能的物质, 使水泥石结构被破坏, 混凝土结构也就毁了。
最常见的这类腐蚀性酸性介质是碳酸、盐酸、硫酸、硝酸等无机酸及醋酸、甲酸、乳酸等有机酸。当环境水的p H值小于6.5时就会对混凝土造成酸腐蚀。最常见的碱性腐蚀介质是镁盐、苛性碱等。当碱的水溶液浓度大于15%, 温度高于50℃时, 熔融状的碱会对混凝土造成碱腐蚀。要注意的是, 苛性碱Na OH、KOH与水泥石中的组成成分发生化学反应后, 在一种条件下可生成胶黏性差、易于溶解的产物, 发生溶解性化学腐蚀;在另一种条件下, 则可产生结晶性的膨胀破坏, 属下面要讲的第三类腐蚀。
兰州化学工业公司所属的兰州化肥厂及兰州橡胶厂是苏联援建的两个项目, 于1955年开工, 分别于1958年及1960年先后建成投产。投产后没几年, 对各有侵蚀性介质的工业建筑物进行了调查, 发现建筑物的围护结构如墙壁、屋盖等遭受腐蚀的程度一般都较严重。这是因为围护结构处于许多不利因素作用下的缘故。建筑物内生产装置的腐蚀物质可以不同的状态排出:气态、液态、雾状、固体粉尘。液态的腐蚀性物就有工厂所泼洒出的酸、碱、盐溶液及含酸、碱、盐的污水, 它们落在建筑结构上后, 对不同材料就会造成不同程度的腐蚀。
例如, 兰州化肥厂的稀硝酸车间, 在投产两年后, 于1960年接受检查, 车间的钢筋混凝土屋面板已经遭受腐蚀。生产装置排出的氧化氮气体与车间空气中的水分结合后, 由于车间温度低及屋面的隔热性能差, 在屋面板内表面形成氧化氮气体的冷凝液腐蚀了混凝土。
第三类:膨胀性化学腐蚀。
当水泥石与含硫酸或硫酸盐的水接触时, 可以产生体积增大许多倍的结晶体, 将混凝土胀坏, 产生膨胀性化学腐蚀;水泥的水化物遇到氢氧化钠溶液浸透又在空气中干燥时, 氢氧化钠被空气中的CO2碳化, 生成具有膨胀性的碳酸钠结晶, 可胀裂水泥石。[5]
第二类及第三类腐蚀有代表性的化学反应式, 在作为大学本科土木建筑工程必修课的“建筑材料”或“工程材料”教材中都有较详细的表达, 这里不再赘述。
在第一类和第二类腐蚀中, 水泥石的破坏与水泥石的组成成分和水泥石组成成分与腐蚀性介质的反应产物的溶解性有关。而第三类腐蚀的初始阶段, 由于结晶盐在混凝土孔隙中逐渐积聚而使混凝土更加密实。如果这个过程发展缓慢, 则混凝土的空隙及孔洞会慢慢地被生成的结晶物所填充, 似乎混凝土变得更密实, 会让人产生一种错觉:混凝土的强度还会提高, 更能使人迷惑。所以, 第三类腐蚀的初始形式有时很难察觉, 只有当持续发展下去, 最后使混凝土开裂、破坏, 人们才易发现。
在实际工程中, 常常是第二种或第三种腐蚀情况会同时出现, 但各种形式的破坏程度和性状并不相同。重要的是弄清哪一种类型的腐蚀起主导作用。
第四类:盐类潮解、渗透、干燥、结晶膨胀的物理破坏作用。有些盐类如硝酸铵、氯化钠 (食盐) 等, 很容易吸收空气中的水分或周围的水分而溶解, 溶解后渗入混凝土、砖等材料的孔隙中, 干燥后盐会再结晶, 膨胀压力可把材料胀裂, 使材料酥松。
第五类:钢材的电化学腐蚀。
钢筋混凝土中的钢筋及钢结构的钢构件的化学腐蚀, 是由于金属表面形成了原电池而产生的腐蚀。两种不同的金属置于电解质溶液中, 由于电极电位不同, 电子从易于失去电子的低电位金属流向难于失去电子的高电位金属, 这样产生电流的装置叫做原电池。钢材属铁碳合金, 其中还含有很多其他杂质元素, 就合金而言, 包括铁素体、渗碳体、珠光体等, 这些不同的元素或组织的电极电位不同, 电位低的失去电子, 电位高的得到电子, 此种化学反应的进行, 就使金属产生腐蚀。阴极或负电位值小的部分得到保护, 阳极或负电位值大的部分受到腐蚀。[6]
当钢材处于潮湿空气中时, 钢材表面会吸附一层薄水膜。当水中溶有SO3、CO2、灰尘等时, 即成为电解质溶液, 这样就在钢材表面形成无数微小原电池。如铁素体和渗碳体在电解质溶液中变成原电池的两极, 铁素体活泼, 易于失去电子, 成为阳极;渗碳体成为阴极。在阳极区, 铁被氧化成铁离子进入水膜。因为水中溶有来自空气中的氧, 故在阴极区氧被还原成为OH-离子。两者结合, 形成不溶于水的Fe (OH) 2, 并进一步氧化成疏松易剥落的红棕色铁锈Fe (OH) 3。
电化学腐蚀是最重要的钢材腐蚀形式。钢材表面污染、粗糙、凹凸不平、应力分布不均, 元素或金属组织之间的电极电位差别较大, 以及温度和湿度变化均会加速电化学腐蚀。
第六类:钢材的化学腐蚀。
钢材的化学腐蚀是由于大气中的氧或工业废气中的硫酸气体、碳酸气体等与钢材表面作用引起的。化学腐蚀多发生在干燥空气中, 可直接形成锈蚀产物, 如疏松的氧化铁等, 并无电流产生。氧化铁的体积大于母金属, 所以, 当钢筋混凝土构件中的钢筋生锈后, 体积增大很多, 在混凝土中产生内应力。此内应力大到可将钢筋混凝土顶裂, 然后, 钢筋与混凝土分离, 钢筋与混凝土之间黏结破坏[7], 对钢筋混凝土来说, 这是致命的破坏。
钢筋混凝土构件因钢筋锈蚀而开裂, 破坏的四个阶段, 如图一所示。
钢筋混凝土中的钢筋由于受到水泥水化后所产生Ca (OH) 2碱性薄膜的保护及保护层的保护, 理应不受到化学腐蚀。但是由于混凝土碳化深入钢筋表面, 由于混凝土质量低劣, 由于环境恶劣或由于构件受力裂缝达到钢筋表面[8], 钢筋受腐蚀在许多情况下仍是不可避免的。
实验表明, 应力钢筋在电化学反应方面比无应力钢筋更活跃, 所以腐蚀也就更强烈。
摘要：本文对建筑结构腐蚀破坏进行了分类, 探讨了材料的损伤机理, 特别对钢材的腐蚀机理进行了分析。
关键词：结构腐蚀,破损,机理
参考文献
[1]李昌木, 孙淑林.联碱生产中厂房建筑的腐蚀与防护[J].纯碱工业, 1983.
[2]郭院成.化工环境下的结构腐蚀控制策略初探[J]河南科学, 1999 (, 03) .
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[5]刘继成.长期利用钢筋混凝土结构自身保护方法的探讨[J].中州建筑, 1994.
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[7]贾勇.钢结构腐蚀机理及影响因素初探[J].科技之友, 2009 (, 05) .
破坏机理分析 第9篇
1 剥离、震塌破坏
装药爆炸以后, 爆炸应力波以球面波的形式向洞室传播, 球面波传至拱顶时, 与拱顶发生相互作用, 拱顶处产生反射拉伸波, 当拉伸波的强度超过围岩的抗拉强度时, 洞室拱顶围岩内表面出现剥离、震塌。
剥离、震塌破坏是动载作用下特有的现象, 所以又把剥离破坏叫做动力破坏。应力波在脆性材料介质 (抗拉强度远低于抗压强度) 中传播时, 当传播遇到临空自由面时会发生反射, 若反射拉伸波强度超过岩石抗拉强度, 自由面处就会出现震塌或剥离。
产生剥离震塌的机理一般用平面一维条件下爆炸应力波在固体自由面上的反射过程来解释。
2 挤压剪切破坏
某花岗岩洞室, 跨度8.8m, 高5.75m, 洞室轴线走向为北西, 采用了通常的喷锚支护并设置了预应力锚索, 有一条断层F (走向, 倾向SE, 倾角) 从坑道的右侧向左倾斜切过去, 大型条状装药在洞室的右侧以外一定距离爆炸, 上盘的岩体因挤压而滑动, 在左侧的下盘岩层表面上有1.2m长的擦痕, 错动影响所及的喷锚支护都遭到破坏。为离壁式衬砌试验段, 显示了断面上部的严重破坏, 喷锚支护长锚索被拉断和坑道的大量落石。
爆炸应力波作用于坑道时, 会在坑道被覆中引起应力重分布, 当应力 (应变) 强度大于岩石的抗压强度或抗剪强度时, 围岩将产生不同程度的剪切错动裂缝, 且这些裂缝在洞室周围基本呈“八”字型分布, 并一直延长到洞室边墙部位。
洞室拱脚以及加固区外剪切错动裂缝产生的机理是:当炸药在拱顶上方爆炸时, 拱顶介质内沿水平方向上的压力分布不均匀, 拱顶正上方较大, 洞室两侧较小。在拱顶下方是自由面, 没有支撑, 在同样的压力下容易产生较大的位移, 而在洞室两侧、拱角部位不仅压力较小, 而且下部还有边墙介质的支撑, 因而产生的位移小, 这样, 就在拱顶上方介质内, 洞室拱部与边墙之间产生位移差, 造成变形不协调, 从而产生了剪切错动裂缝。当锚杆间距较大时, 岩土介质的抗剪强度小于爆炸引起的剪切应力, 所以剪切裂缝便能在锚固区内发展。当锚杆布置较密时, 岩土介质的抗剪强度得到较大提高, 当抗剪强度大于由爆炸引起的剪应力时, 锚固区裂缝就能被阻止, 裂缝只能在锚固区域外发展。
3 劈裂拉伸破坏
地下坑道受到来自顶部的爆炸荷载作用时, 在边墙和底板上, 沿主应力方向产生拉伸破坏, 类似混凝土试样的抗压试验, 当夹具和受力端面间摩擦力很小时, 试验侧壁出现劈裂破坏形态。
由于挤压剪切破坏和劈裂拉伸破坏通常发生在应力波峰值过后的卸载阶段, 相对于动力破坏的剥离而言, 又称静力破坏。
4 锚固段破坏
岩土锚固技术最基本的要求就是可以提供足够的锚固力。而锚固力的大小主要取决于锚固段的失效形式。锚固段的失效形式, 主要有以下几种类型:锚杆 (索) 的变形断裂 (图1) 、锚杆 (索) 与灌浆体之间产生滑脱、灌浆体与岩土体之间产生滑脱、岩土体破坏。
5 围岩结构体的动力失稳
在爆炸荷载作用下, 当地质结构面从几个方向切割洞室、洞侧壁或顶部形成具有临空面的大块结构体时, 即使应力波强度不高, 洞室侧壁或顶板也可能发生滑塌、塌落、结构失稳等。
摘要：精确制导钻地武器对地下机库、仓库、指挥所等防护工程构成了严重的威胁。开展地下防护工程围岩在钻地武器打击下的动力性能研究, 具有重要的现实意义和战略意义。本文对洞室在爆炸情况下的破坏进行了分析。
关键词：防护,爆炸,破坏形态
参考文献
[1]朱如玉, 王承树.某观察坑道在爆炸荷载作用下破坏情况的宏观调查分析.爆炸与冲击, 1982.
[2]王承树.爆炸荷载作用下坑道喷锚支护的破坏形态.岩石力学与工程学报, 1989.
破坏机理分析 第10篇
国家重点公路工程杭州至兰州高速公路是连接我国东部、中部和西部的重要交通枢纽, 是加强长江经济带一体化发展的需要, 是实施“西部大开发”战略的需要。杭兰线巫山至奉节段广泛分布着坡残坡积红土, 基岩主要为三叠系中统巴东组第一至第五段岩层。由于沿线地形起伏变化大, 地貌复杂多变, 因此, 对边坡的开挖施工难以避免。挖方工程改变了坡体结构, 原始应力状态随之改变, 边坡的稳定性受之影响而降低。加之研究区连续最大降雨量和平均降雨量比较大, 坡体所受的孔隙水压力、静水压力和浮托力都明显增大;含水量增加导致自重变大, 增加了下滑力, 同时红土体受到水的软化作用, 削弱了土粒间的摩擦阻力, 进而引起边坡的变形破坏。在线路段的施工过程中及施工结束后已有部分路堑边坡产生了不同程度和规模的变形、滑塌。
2 红土路堑边坡工程概况
大水田边坡位于重庆地区巫山县龙井乡白泉村境内, 地处砂岩、泥岩构造剥蚀和沟谷深切斜坡地貌区, 地势总体为南高北低。开挖的路堑边坡的起止桩号为YK33+600~K33+800, 坡高17~21m, 坡长约为200m。开挖坡体范围对应的这段线路设计为分离式道路, 因此需要对附近影响公路建设施工的原始边坡进行开挖改造, 以满足线路及路面的设计要求, 该红土路堑边坡因此而形成。边坡工程地质平面图如图1所示。
区内褶皱主要为齐耀山背斜和巫山向斜, 轴迹走向为近东西向, 大水田开挖边坡位于齐耀山背斜的南翼。覆盖层以紫红色残坡积亚粘土 (Qel+dl) 为主, 出露下伏地层为三叠系中统巴东组第二段 (T2b2) 粉砂质泥岩, 倾角为23°~28°, 倾向西~北西, 地层与坡面呈大角度相交。局部地段的粉砂质泥岩节理裂隙较发育, 节理无充填或充填泥钙质, 对边坡稳定性的影响较小。所选典型边坡开挖前和开挖后的工程地质剖面见图2 (a) 、 (b) 所示。
区内地表水不发育, 无常年性地表水体, 也未见明显大的冲沟, 只在坡体西侧表面有一条季节性冲沟近垂直于线路走向由坡脚通过。在降雨条件下, 一部分雨水转化为坡面径流从坡体表面流出, 还有一部分则是下渗补给地下水。
3 数值模拟方法
采用Geo-Studio2007软件中的SIGMA/W、SEEP/W和SLOPE/W三个模块对典型红土边坡的滑动机理及稳定性情况进行模拟计算分析, 以明确边坡滑动机理的演变过程及稳定性的变化情况。
先在SEEP/W模块里面建立地质模型, 分析初始水位下的孔隙水压力与应力, 在此基础上运用SIGMA/W程序进行边坡开挖的有限元计算, 模拟典型实例边坡的分级开过程。开挖涉及的红土质边坡材料, 其本构关系服从邓肯-张模型, 其剪切破坏服从摩尔-库伦准则。所用程序选取修正的中点增量法 (Runge-Kutta) , 采用迭代法求解线性方程组。
开挖后的边坡在降雨诱发作用下发生滑动破坏, 采用SEEP/W模块对降雨情况进行进行渗流场和应力场的耦合分析。该模块认为土体体积含水量和渗透系数均为孔隙水压力的函数, 可以通过实验结果或者采用经验方程给出这两个函数。采用渗流有限元计算分析边坡在非饱和条件下的瞬态孔隙水压力, 得出不同时刻不同点的孔隙水压力分布情况, 从而研究边坡变形与时间的关系。该模块可以解决降雨渗流、瞬时渗流和超孔隙水压力等相关问题。
将上述上述模块的分析结果导入到SLOPE/W模块进行稳定性分析, 采用极限平衡方法 (Bishop、Janbu、Morgenstern-Price等) 对边坡稳定性与时间的关系等问题进行分析。
4 边坡的变形破坏数值模拟及分析
4.1 建立模型
根据大水田边坡的工程地质条件, 选取典型剖面 (图2) 作为分析计算剖面, 该剖面与主滑方向一致, 约为12°。计算剖面的地质模型的边界选取在对滑坡分析影响可以忽略不计的地方。建立地质模型及网格的剖分见图3。
4.2 计算参数的选取
室内直剪试验试验获取岩土抗剪强度参数简便直观, 在工程中应用较广。试验结果对比表明, 按直剪试验得出的土体强度偏低, 这样对边坡稳定性力学验算较安全;而对于三轴试验, 在平面应变状态下土体的强度约为三轴状态强度的1.08倍, 说明按三轴试验确定的土体强度会低估边坡的稳定性。也可通过野外大型剪切试验、工程地质类比法、数值反分析法综合求得边坡稳定性分析所需的力学参数指标。
综上所述, 滑坡计算分析所需选用的参数见下表1。
4.3 建立模型
对于模型的模拟需要在给定的边界加上适当的边界条件:对于应力应变分析时, 模型左侧和右侧边界规定不能产生水平向位移, 不用限定其竖直方向的位移;底部边界限定不能产生任何方向的位移, 坡体临空面无需施加约束, 为自由边界。降雨是在边坡开挖完成后产生的, 对于降雨前的渗流边界条件, 模型的左、右侧为定水头边界条件, 水位高程分别定为436.0m和417.1m;对于降雨模拟可以将坡面及临空面设定为流量边界, 底部边界设为不透水边界。随着降雨持时的增加, 当坡面表层土体达到饱和后, 坡面及临空面边界可处理为定水头边界。根据当地的气象资料确定, 开始时连续2天的降雨强度为 (1.1E-06) m/s, 第三天至第五天再连续降雨3天, 降雨强度降低为 (7.6E-07) m/s, 停止降雨之后, 坡体发生滑动破坏。
4.4 数值模拟结果分析
4.4.1 边坡渗流场与应力场模拟及分析
降雨是在边坡开挖完成后产生的, 根据当地的气象资料确定, 开始时连续2天的降雨强度为1.1E-06m/s, 第三天至第五天再连续降雨3天, 降雨强度降低为7.6E-07m/s, 之后停止降雨, 坡体即发生滑动破坏。
(1) 孔隙水压力的变化。
边坡开挖完成后的坡体, 初始的孔隙水压力受地下水位的控制, 其等值线图与初始水位迹线近乎平行, 受岩土体分布和自身性质的影响。靠近坡顶的最大负孔隙水压力为88.44kPa。
降雨引发的非饱和土体的孔隙水压力的变化为在第一种雨强的第二天, 坡体表面明显出现暂态饱和区, 部分雨水的入渗, 使得坡体内负孔隙水压力分布范围明显缩小;另一部分雨水的形成坡表径流而流向坡脚然后足部补充地下水。孔隙水压力的增加, 土体的基质吸力减少或丧失, 导致非饱和土的抗剪强度降低, 从而影响边坡的稳定性。随着降雨强度的变小, 降雨持时的增加, 降雨入渗量增加, 坡体内的负孔隙水压力范围进一步缩小, 坡内土体局部形成上层滞水, 雨水入渗缓慢, 大部分流向坡脚, 使得地下水位局部抬升明显。降雨入渗量的增加和坡脚积水会给坡体带来不利影响:入渗量增加导致坡体含水量增大, 增加了坡体的自重, 整个潜在滑体的下滑力也相应增加;坡脚积水及水位的变化会导致坡脚岩土体的抗剪强度降低并且受到动水压力的扰动作用, 对坡体前缘起到软化作用。这两方面均对坡体的稳定性带来不利影响。
(2) 位移的变化。
降雨使得坡体表面附近局部水平负位移减小, 这是由于降雨使得自重增大和基质吸力的减小导致正向位移的增加, 中和了开挖时导致的卸荷位移。值得注意的是, 随着降雨持续到第五天, 坡顶和特别是坡下靠近坡脚位置的水平位移不断增大, 表现出向坡外的变形位移, 均是由于坡体的含水量增加、结构破坏、自重应力增大和基质吸力减小而导致土体趋于向外变形的特性。停雨一天, 水平位移在前一天的基础上减小, 可能的情况是, 之前土体所含的水分迁移继续下渗或者是流出坡外, 使得应力减小, 变形相应减少, 但坡脚位置的水平位移量较大, 不容忽视。
竖直方向位移变化比水平方向位移变化量小, 降雨使得含水量增加, 自重增大, 与开挖卸荷位移叠加抵消一部分变形。相比之下, 开挖后降雨作用对坡体水平位移的影响较竖直位移大, 应综合考虑靠近坡脚附近坡面的变形量。
(3) 应力的变化。
降雨的入渗过程中, 坡体的应力不断调整, 坡体表层形成局部饱和区, 致使抗剪强度减小和主应力的集中, 特别是最小主应力在坡脚位置变化较大, 对坡体的稳定性产生不利影响。
4.4.2 红土边坡塑性区的变化
红土边坡的局部变形最终对坡体的稳定性有一定影响:坡体的局部变形是从坡体下部开始的, 这样会诱发坡体上部土体逐步向下运动, 进而慢慢形成滑动面, 对坡体的稳定性产生不利影响。
由上图4~图6的变形及塑性区分布可以看出, 开挖后坡体变形主要集中在下部及坡脚附近。受降雨综合作用影响, 坡体自降雨后, 坡体下部及坡脚附近变形量随着时间的增加而明显加剧, 坡体下滑变形及坡脚土体明显隆起。塑性区分布变化与变形规律一致, 随着降雨时间增加, 坡脚附近的塑性屈服区逐渐变大。第六天停止降雨, 塑性区扩展到最大, 这是因为在降雨结束时刻, 入渗的雨水并没有充分下渗, 而是多集中在土坡表层。在停止降雨后水在土坡体中继续下渗, 扩大了雨水影响范围, 增大了土体强度降低的范围。当下滑所需的应力超过土体的极限强度时, 坡体内部就会产生塑性破坏, 一般由坡脚向上延伸扩大塑性破坏区, 最终导致整体破坏。
4.4.3 边坡稳定性评价
受降雨的影响, 边坡的渗流场和应力场都发生了变化, 最终的结果也会导致边坡稳定性相应发生变化, 在对上一节模拟分析的基础上, 将SEEP/W与SIGMA/W模块分析的水头、孔隙水压力和应力应变分布情况借助于SLOPE/W模块, 选择非饱和土的M-P法对边坡进行稳定性计算分析。坡体稳定性系数随时间变化图, 见图7。
由以上计算结果可看出, 在降雨之前的红土边坡, 开挖使得坡体稳定性系数较小, 已处于极限平衡状态。降雨使得红土路堑边坡安全系数随着降雨时间的增加而明显减小。在降雨结束时刻, 边坡的安全系数并没有达到最小值, 而是在降雨结束一天之后达到最低而坡体发生破坏, 这一点阐明边坡的破坏往往发生在雨后的规律性。
5 结论
在降雨过程中, 随着降雨持时的增加, 边坡的稳定性系数应是逐渐减小;在降雨结束时刻, 入渗的雨水并没有充分下渗, 而是多集中分布在土坡表层, 此时的稳定系数并不是最低;在降雨结束之后短时间内 (一般为1到2天) , 雨水在土坡体中继续下渗, 扩大了雨水影响范围, 此段时间边坡的稳定性系数会进一步降低。应力集中超过岩土体极限强度时, 屈服面逐步向上延伸直至全部贯通, 边坡发生整体滑动破坏。
摘要：以杭州至兰州高速公路巫山至奉节段沿线的大水田残坡积红土路堑边坡为研究对象, 在详细研究其地质资料的基础上, 通过Geo-Studio模拟边坡在开挖及降雨作用下边坡的变形及稳定性变化的过程。模拟结论认为:①开挖导致坡体产生卸荷回弹和应力迁移, 导致坡体稳定性降低。②在降雨过程中, 随着降雨持时的增加, 边坡的稳定性系数应是逐渐减小。③在降雨结束时刻, 入渗的雨水没有充分下渗, 多集中分布在土坡表层, 此时的稳定系数不是最低;在降雨结束后的短时间内 (一般为1到2天) , 雨水在土坡体中继续下渗, 扩大了雨水影响范围, 边坡的稳定性系数进一步降低。应力集中超过岩土体极限强度时, 屈服面逐步向上延伸直至全部贯通, 边坡发生整体滑动破坏。
关键词：红土路堑边坡,变形破坏机理,稳定性,降雨入渗作用,数值模拟
参考文献
[1]王兰生, 张倬元.斜坡变形的地质工程模式[A].水文地质工程地质论丛, 1983.
[2]曾志姣.非饱和红粘土抗剪强度特性研究及其应用[D].中南大学, 2008.
