高边坡稳定性分析

高边坡稳定性分析

1项目总结1.1高边坡岩体结构工程区（图1）位于大巴山以北、鄂西山脚下的附近。4号公路d区的高坡度是在4号公路和2号公路之间挖掘的斜坡。坡度为91，呈顺坡，坡度高度为19.726.0m，坡度角为40-55。这是岩石的坡度。斜坡的岩性主要为细至中层状粘土岩，夹细泥灰岩。场区岩体裂隙较发育,据现场调察,该高边坡岩体发育三组裂隙,其中控制裂隙为:90°～120°∠35°～50°,面较平直～平直,宽0.1～2.5cm,最宽达5cm,内有方解石及灰绿色泥钙质物充填.间距0.1～0.3m,延伸长3～12m。目前边坡坡度大于裂隙倾角,坡高超过15m,边坡不稳定,最不利结构面为1-1′剖面ZK2孔9.7m处发育的35°裂隙。1.2层序地层填土为新堆填材料本构模型区内地层岩性分三类:第四系人工填土层、泥岩及泥灰岩,且以薄～中层状泥岩为主,夹薄层泥灰岩。第四系人工填土为新近堆填,分布不均,力学性差,工程意义小,且场区泥灰岩呈薄层状夹于泥岩中,厚度薄,1.8～4.8m,工程意义不大,故未对它们进行试验。本次勘察取中风化泥岩若干组,按《岩土工程勘察规范》(以下简称《报告》)计算成果见表1。2模型分析2.1超静定问题的计算方法对于边坡稳定分析,目前国内采用的方法主要是条分法,它们的共同点是:假定土体为理想塑性材料,并把土条作为一个刚体,按极限平衡的原则进行受力分析,完全不考虑土体本身的应力～应变关系。各种方法最大的不同之处仅仅在于相邻土条间的内力如何假定,即如何将超静定问题化为静定问题。而有限元法与传统的条分法相比,它不用假定条间力就能使土体内各部份满足平衡条件,边坡失稳自然地发生在土体抗剪强度低于实际剪应力的区域。本工程是个静力平面应变问题,采用非线性分析。分析的重点是如何在模型中反映节理裂隙的影响,这方面的文献较多,但总的来看,没有公认一致的计算方法。众所周知,坡体失稳主要原因是因为土体抗剪强度低于滑动力而发生的剪切破坏。影响抗剪强度的因素很多,对于岩体,主要是岩体本身物理力学指标、排水条件及节理面的发育等。根据现场调查及钻探揭示的裂隙情况综合分析判定,该高边坡最不利结构面已经确定(图2),因此我们可以认为岩体中存在一个位置已知的软弱结构面(软弱结构面的土性参数与其它区域不同),它是由于节理裂隙的存在而产生。2.2分析单元和方法根据工程地质勘察报告提供的数据,有利用Ansys有限元计算程序,建立了计算模型。有限元模型如图3所示。坡体倾角为50°,坡高为26m,均按工程地质剖面图1-1′取,横向宽度向两边分别延伸高度的1.5倍,以减少模型左右边界的约束(只约束水平方向)对坡体位移的影响,底部约束为固定支座。软弱结构面倾角为35°,共取五条,间距1m,其宽取控制裂隙的中间值10mm。只考虑重力的作用,由于场区内无地下水,故本次分析不考虑孔隙水压力。分析目标是确定以软弱结构面为滑动面在载荷作用下的安全系数。单元选择二维结构实体单元PLANE42,PLANE42单元由四个节点定义,每个结点有两个自由度:节点坐标系X,Y方向的平动。该单元有塑性功能,可用于模拟岩体。岩体本构模型选取了Drucker-Prager准则,即假定岩体为理想塑性材料,不产生硬化,同时,假定岩体的膨胀角为零,即在变形过程中岩体不发生体积改变,也即采用非关联流动法则。为了减少迭代次数,此处采用修正Newton-Raphson法求解。其收敛准则是以各节点处力的不平衡量的范数(各节点力矢量各项平方和的平方根SRSS)是否等于各节点(等效)加载力的范数的10-3,10-3也称为容差。2.3滑移表面土体抗剪强度验算本次试算共采用了两组参数,一组由设计单位地质勘察报告提供,由于这组参数过小,试算时发现安全系数很小,坡体很不稳定,而现场坡体并未出现失稳征兆,可能是参数取的过于保守,因此拟选用另一组为调整后参数,如表2所示。以过坡角的软弱结构面为假定滑移面。由于弹性模量的大小对安全系数的求解影响不大,所以此处非节理区的弹性模量取设计指标的约一半,软弱结构面弹模取非节理区的一半。求解可能滑移面的安全系数时用到Mohr-Coulomb准则(图4),即滑移面上土体抗剪强度与实际剪力的比值。计算公式如下:滑动面上某一点的应力状态沿坡向的分量:σi=σix+σiy2+σix−σiy2cos2α−τixysin2ατi=σix−σiy2sin2α+τixycos2α(1)Fs=τfτs=∑i=1n(c+σitgφ)Δli∑i=1nτiΔli(2)σi=σix+σiy2+σix-σiy2cos2α-τixysin2ατi=σix-σiy2sin2α+τixycos2α(1)Fs=τfτs=∑i=1n(c+σitgφ)Δli∑i=1nτiΔli(2)σix,σiy,τixy为直角坐标系下一点的应力状态α为斜面法线与水平轴的逆时针夹角σi,τi为滑面上第i段的平均法向应力和剪应力Δli为滑移面段长,此处滑移面为直线τs,τf分别为坡体滑动面上实际剪应力与抗剪强度Fs安全系数作为对比,同时按极限平衡算法的平面破坏模式计算安全系数(图5):Fs=cL+Wcosα⋅tgφWsinα(3)W=area×rarea=−a⋅h2+h1+h22lcosα−(hl22+hl⋅h2)cotβFs=cL+Wcosα⋅tgφWsinα(3)W=area×rarea=-a⋅h2+h1+h22lcosα-(hl22+hl⋅h2)cotβarea滑块面积W变形体重力(kN/m)α=35°结构面倾角β=50°斜坡坡角α两坡间平台宽10mh1一坡高度26mh2二坡高度6mC、φ结构面(节理弱化区)内聚力与磨擦角r岩体的重度26.6kN/m3计算结果如表3所示。3强度折减法ft5.2我们知道,为了将超静定问题化为静定问题,极限平衡法首先假定了各条块相互作用关系,并在此基础上建立了各条块的平衡方程,然后才能求出滑动面上的平均应力分量。这样计算出来的安全系数与坡体所在区域的变形、地质情况等无关,当然所求出的应力也不可能是真实应力。而采用有限元计算,滑移面上抗剪强度与法向应力都对应于坡体的真实受力状态,所以用两种方法所得到的计算结果完全不同。由表3可知,按《报告》参数计算,极限平衡法计算所得安全系数大于1,而有限元结果不收敛。这说明假定滑移面的安全系数不是最小。为了求得坡体最小安全系数,这里我们采用了强度“折减”法。它是将土体参数C、φ值除以一系例的折减系数Ftrial,得到一组新的C′、φ′值,然后进行试算,从中选出一个Ftrial,使计算正好收敛,也即Ftrial再稍大一些(数量级一般为10-2),计算便不收敛。此时对应的Ftrial即是坡体的最小安全系数。c′=1Ftrialc(4)φ′=arctan(1Ftrialtanφ)(5)c′=1Ftrialc(4)φ′=arctan(1Ftrialtanφ)(5)根据以上原则,对于《报告》弱面岩体参数,c=50kPa,φ=16°,已知该参数下计算不收敛,可知Ftrial<1,以Ftrial=0.99开始计算,并以很小的步长递减,我们注意到当试算参数Ftrial=0.934时,计算收敛,即如满足前述收敛准则,力的不平衡量范数容差小于10-3,而当Ftrial=0.933时计算便不收敛,力不平衡量范数大于10-3,并且随着的递减,力的不平衡范数呈线性递增。强度折减法给出的安全系数Ftrial在0.933～0.934之间。同样我们可以得到修正参数c=69kPa,φ=22°时的最小安全系数Ftrial=1.28,这与假定滑移面Fs=1.56不同。有限元计算结果偏小的原因与节理裂隙的影响有关,同时有限元计算出的临界滑动面为自然滑移面,形状并未确定,对于均质岩体一般呈圆弧形,用极限平衡法假定滑移面时要注意此差别,该领域还有待进一步研究。最小滑动面可结合极限平衡理论试算求得,我们可以假定滑动面为直线。当c=69kPa,φ=22°时,如图6所示。可以得到最小安全系数为1.50。当c=50kPa,φ=16°时,最小安全系数为1.08。两种情况对应坡角相差不大,为31°。由于岩体节理的作用,该方向的滑移面不一定存在,从中我们也可发现用极限平衡法求解最小安全系数的局限性。4有限元模型分析在高边坡稳定分析中的应用(1)本文结合现场勘探资料,根据岩体节理裂隙的发育状况,确定了坡体的最可能滑移面,并在有限元模型中设置软弱结构面来反映这一影响因素。(2)利用有限单元法,考虑到土的非线性应力～应变关系,可求得每一个计算单元的应力及变形,然后利用力的平衡关系来计算假定滑动面的安全系数,这种方法是可行的。(3)有限单元法是土坡稳定分析的一个有力工具,它不仅准确,而且与其它破坏机理相比不需要多少假设。采用折减系数法,当土体的抗