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1、分散式半刚性桩加固边坡的理论与实践（有限元分析）,张信贵广西大学设计研究院广西南宁高图设计咨询有限公司2012年11月,一、引言二、分散式半刚性桩加固边坡的相关有限元理论三、全埋式分散式半刚性桩加固边坡的三维分析四、埋入式分散式半刚性桩加固边坡的三维分析五、全埋式与埋入式的二维分析六、结论与展望,目 录,1.1 研究内容及存在的问题,1、利用ABAQUS有限元软件及强度折减法技术，分别对全埋式、埋入式半刚性桩加固边坡的稳定性进行三维有限元模拟。2、将三维模型简化为平面应变问题，分别按桩土复合指标和桩土分算指标进行模拟。,研究内容：,问题：,1、边坡抗滑桩的本构模型大都选视为刚体或弹性体，本构模
2、型为线弹性模拟；而对于半刚性桩该如何选取本构模型？2、边坡中抗滑桩，刚性桩在强度折减法时其强度都不参与折减，半刚性桩在强度折减法中是否其强度也不参与折减？,1.2 几个概念,1、全埋式桩：桩作成全长桩即做到地面。2、埋入式桩：桩作成半长桩即不做到地面。3、桩土抗剪强度复合指标：由复合地基中面积比法公式（下式）算得的加固区复合指标。4、桩土抗剪强度分算指标：桩、土抗剪强度指标分开取值。,2 分散式半刚性桩加固边坡的有限元相关理论,2.1分散式半刚性桩及土体的本构模型选取 均选为mohr-coulomb弹塑性模型。2.2分散式半刚性桩的桩土接触问题,有限元相关理论,2.3 初始地应力的平衡,在进行
3、有限元的模拟计算时，首先为土体定义一个初始应力场，使其与施加重力后相平衡，此时土体单元有应力而无位移，这就是初始地应力平衡。,2.3 强度折减法在边坡中的应用,有限元相关理论,强度折减法的定义：是指通过不断增加折减系数来降低边坡内部岩土体的抗剪强度参数，直到边坡处于极限破坏状态为止，此时的折减系数即为边坡的强度储备安全系数，有限元软件也将自动算得一破坏滑裂面。由于这种方法与由于降雨导致边坡内部土体强度降低非常相似而越来越多地应用在实践中。边坡失稳的三种判断准则：1、以边坡特征部位（如坡顶或坡脚）的位移拐点为评价标准。2、以边坡是否形成连续的贯通区作为评价标准。3、以数值模拟过程中计算是否收敛为
4、评价标准。本文是以特征部位的位移拐点作为边坡失稳的判断准则,3 三维全埋式分析-以高压旋喷桩为例 3.1 建模过程,三维全埋式,工程实例边坡断面图,边坡模型示意图,3.1 建模过程,三维全埋式,模型示意图,网格划分,3.1 建模过程,三维全埋式,单元类型有C3D8和C3D6两种,3.1 建模过程,三维全埋式,3.1 建模过程,三维全埋式,3.1 建模过程,三维全埋式,随场变量变化的摩擦角和粘聚力,3.2 结果分析-滑动面的确定,采用位移等值线对边坡滑动面进行判断时，在滑动面附近，位移等值线最为密集，且越往临空面靠近其位移等值线间距越稀疏值也越大；而滑床处的位移等值线均相同，无其他等值线分布，从
5、而说明该部分相对于滑动体部分处于稳定状态，因此可将两部分之间的分界线定义为滑动面。如图所示为天然边坡的位移等值线及变形图，由于边坡存在在一软弱下卧层，其滑动面经过软弱下卧层并绕过坡脚点，形成一大圆弧面，与极限平衡分析法中的一样。,天然边坡的位移等值线,天然边坡的变形图,三维全埋式,3.2 结果分析-滑动面的确定,上图为高压旋喷桩嵌入全风化花岗岩1m深度时的位移等值线云图及变形图，加固后的边坡滑动面为坡脚处呈圆弧状，中间部分和坡顶处呈折线形，即整个边坡的滑动面为圆弧与折线型的组合。滑动面要比天然边坡的来得大，由图中还可以看出加固区后土体的位移变形最大，加固区前的位移要比加固区后面土体的位移来得小
6、，体现了高压旋喷桩加固边坡稳定性的作用，与实际情况较相符合。,桩嵌入全风化花岗岩1m时边坡位移等值线云图,桩嵌入全风化花岗岩1m时边坡变形图,三维全埋式,边坡处于临界状态时其滑动面不仅可以通过位移等值线来确定，还可通过塑性区域的贯通趋势来判断。从图中可知,由塑性区域确定的天然滑动面与由位移等值线确定的滑动面相似，两者大致相同。,天然边坡破坏时塑性区域,3.2 结果分析-滑动面的确定,天然边坡破坏时变形图,三维全埋式,上图为桩嵌入全风化花岗岩1m时边坡的塑性区与破坏时的变形图,从图中可知,由塑性区域确定的滑动面与由位移等值线确定的滑动面相似，两者大致相同。,桩嵌入全风化花岗岩1m时边坡破坏的塑性
7、区域,桩嵌入全风化花岗岩1m时边坡破坏时变形图,3.2 结果分析-滑动面的确定,三维全埋式,3.2 结果分析-塑性区的发展趋势,不同折减系数下的塑性区贯通情况,三维全埋式,3.2 结果分析-滑动面的确定,通过数值模拟计算，高压旋喷桩加固边坡稳定性其塑性区发展趋势与折减系数的关系如上图所示，其中折减系数增加梯度为0.05。从图中可以看出，随着Fr 的增大，土体的抗剪强度逐渐减小，边坡由自然状态向失稳状态逐渐发展。塑性区域首先从距坡顶处最近的高压旋喷桩桩后土体及该桩体附近的粉质粘土软弱下卧层开始出现，然后沿着软弱下卧层水平向左穿过高压旋喷桩至坡脚处，形成一以坡脚为圆心的圆弧状塑性区域；向右则沿着坡
8、体上缘延伸，塑性区域逐渐增大。当Fr1.25时边坡内的塑性区域迅速扩展并全部贯通；但是Fr在1.25至1.33范围内，计算仍能满足边坡的平衡要求而达到收敛，只是求解过程中迭代次数逐渐增大；直到Fr=1.33时，滑体的不平衡力明显增大，边坡已不能满足平衡要求，其求解无法达到计算精度，计算不再收敛宣告中断。,三维全埋式,由图中可以看出坡顶、坡中及坡脚的位移曲线图重叠在一起，说明以坡顶、坡中或坡脚为边坡的特征部位判断得出的安全系数是相同的，可见边坡失稳时滑体是呈现整体滑动。随着土体材料折减系数的增加，滑体水平位移呈线性逐渐增加，当材料折减系数达到1.13时，边坡处于临界破坏状态，过了临界状态后，折减
9、系数不再增大而水平位移却发生急剧增加，此时宣告边坡失稳破坏，从位移曲线图中可以明显地看到一明显拐点，此拐点对应边坡处于临界破坏状态。,天然边坡安全系数Fr与U1的关系曲线,3.2 结果分析-安全系数,三维全埋式,由图中可以看出在相同的折减系数下坡脚的水平位移比坡中及坡顶的水平位移来得小，但不管由边坡滑体上的哪个特征点确定的位移，都是随着折减系数的增大首先呈线性增加，经历弹性阶段后进入塑性阶段，至材料折减系数为1.27时边坡处于临界破坏状态，过了临界状态后，特征点上的水平位移和塑性应变发生突变，此时位移图曲线上可以看到一曲率最大的拐点，此拐点对应的折减系数即为边坡的安全系数为1.27。,3.2
10、结果分析-安全系数,加固后安全系数Fr与U1的关系曲线,三维全埋式,3.2 结果分析-安全系数,由图可以看出天然边坡的变形阶段有弹性阶段和破坏阶段而没有一明显的屈服阶段，此时边坡的破坏是突然的、毫无征兆的，类似铸铁等脆性材料的破坏，这在工程上是危险的。而加固后的边坡其变形阶段除了有弹性阶段和破坏阶段外，还具有一定的塑性屈服阶段，类似钢材等韧性材料的破坏过程，也就说明边坡在临界失稳状态时是有明显的征兆的，在工程上就可以采取加固措施来防止边坡的失稳破坏。,天然边坡与加固后边坡的安全系数比较,三维全埋式,3.2 结果分析-桩身变形图,如上图所示，高压旋喷桩嵌入全风化花岗岩深度为5m时和1m时的桩身变
11、形图是一样的，而且桩顶的最大水平位移也是非常接近的，这说明了提高高压旋喷桩在滑床以下的嵌入深度对提高边坡的稳定性没有明显的作用。这是由于高压旋喷桩桩身强度不高，在不同土层处的抗剪强度又有突变，使得高压旋喷桩在边坡中发生的是剪切破坏或拉弯破坏。,三维全埋式,桩嵌入全风化花岗岩1m的变形图,桩嵌入全风化花岗岩5m的变形图,3.2 结果分析-桩身变形图,再者从图中可以看出在全风化花岗岩中桩的水平位移接近为零，而过了粉质粘土软弱层后其水平位移发生突变，随着距离桩底高度的增加，桩身水平位移在粉质粘土软弱层及粘土层中快速增加，至素填土层后水平位移增加缓慢接近于0.33m，由此也可以判断高压旋喷桩在加固边坡
12、稳定性中剪切破坏、拉弯破坏是发生在上部，而不像刚性抗滑桩那样，弯曲或倾覆破坏发生在底部。,桩身位移曲线图,三维全埋式,3.2 结果分析-桩身土压力,如图所示为12#桩的桩身曲线图，桩前后土压力分布呈三角形分布，在不同土层交界处桩身土压力发生突变，这是由于不同土层的内摩擦角不同导致其土压力系数不同，故在不同土层处其桩身土压力发生突变。桩前土压力与桩后土压力在滑裂面以上及以下两者都非常的接近，只在滑裂面附近即塑性区域处有所不同，这也说明高压旋喷桩在破坏后与桩间土成整体滑动。,12#桩身土压力曲线,三维全埋式,3.3 小结,本章主要研究了高压旋喷桩加固边坡稳定性的三维有限元分析，模拟结果表明：1、高
13、压旋喷桩处理后的边坡滑裂面呈圆弧状与折线的组合。2、高压旋喷桩发生剪切破坏或弯曲破坏，而不是发生倾覆破坏。3、加长高压旋喷桩在滑裂面以下的嵌入深度并不能提高边坡的安全系数。,三维全埋式,4 三维埋入式分析-以高压旋喷桩为例 4.1 建模过程,如图所示为埋入式高压旋喷桩加固边坡潜在滑裂面附近一定范围的边坡模型示意图，高压旋喷桩只对粘土层、粉质粘土层及全风化花岗岩层这三层土进行加固，而未对素填土层加固，桩体在这三层土的加固深度依次为6 m、3m、1m共10 m，边坡土层及桩体物理力学参数如第三章所述。,三维埋入式,埋入式边坡模型示意图,4.2 结果分析-塑性区发展趋势,三维埋入式,埋入式高压旋喷桩
14、的塑性发展趋势,4.2 结果分析-滑动面的确定,如图所示由位移等值线确定的滑裂面只有一个，为圆弧与折线的组合；而由塑性区域确定的滑裂面有两个，一是通过软弱层的主滑裂面，为圆弧与折线的组合；二是通过坡脚的次生滑裂面，为一大的圆弧面。,三维埋入式,埋入式桩的边坡位移等值线,埋入式桩的边坡塑性区域,4.2 结果分析-安全系数,由图可知，埋入式高压旋喷桩加固后的边坡稳定性安全系数为1.26，与全长式的安全系数1.27略小，说明了对存在软弱下卧层的边坡中，若只对潜在滑裂带进行注浆加固的方法来改变滑带土的性质，提高其抗剪强度，增加边坡的稳定性是可行的，能为其他类似工程提供一定的借鉴意义。,三维埋入式,折减
15、系数Fr与U1的关系曲线,二维全埋式,桩土复合指标模型示意图,桩土分算指标模型示意图,5 全埋式与埋入式的二维分析 5.1 全埋式计算模型,在进行二维分析时，分别按桩土复合指标和桩土分算指标进行计算，左图为基于面积法算得的桩土复合指标模型示意图；右图为桩土分算指标模型示意图，桩、土抗剪强度参数下表所示，本构模型均采用Mohr-Coulomb弹塑性模型。,二维全埋式,5.1 全埋式计算模型,5.2 全埋式结果分析-滑动面的确定,如图所示由桩土复合指标算得的边坡失稳破坏时的塑性区域确定的滑裂面为一大圆弧面；由桩土分算指标算得的边坡失稳破坏时的塑性区域确定的滑裂面为圆弧面与折线的组合，与三维模型确定
16、的滑裂面相近。,桩土复合指标时边坡的塑性区域,桩土分算指标时边坡的塑性区域,二维全埋式,5.2 全埋式结果分析-安全系数,上图为桩土复合指标和桩土分算指标算得的边坡坡顶节点的折减系数Fr与U1的关系曲线图，由图中可知不同指标算得的安全系数一样，都是1.37，比三维模拟的安全系数1.27略大，说明可以将三维模型简化为二维模型是可行的。,二维全埋式,折减系数Fr与U1的关系曲线,5.3 埋入式计算模型,左图为基于面积法算得的桩土复合指标模型示意图，右图为桩土分算指标模型示意图，桩、土抗剪强度参数如表5-15所示，本构模型均采用Mohr-Coulomb弹塑性模型。,二维埋入式,桩土复合指标模型示意图
17、,桩土分算指标模型示意图,5.4 埋入式结果分析-滑动面的确定,左图为由桩土复合指标算得的边坡失稳破坏时的塑性区域，由塑性区域确定的滑裂面为一通过坡脚的大圆弧面；右图为桩土分算指标下算得的边坡失稳破坏时的塑性区域，由塑性区域确定的滑裂面有两个，一是通过软弱层的主滑裂面，二是通过坡脚的次生滑裂面。,二维埋入式,桩土复合指标时边坡的塑性区域,桩土分算指标时边坡的塑性区域,5.4 埋入式结果分析-安全系数,上图为桩土复合指标和桩土分算指标求得的边坡坡顶节点折减系数Fr与U1的关系曲线图，由图中可知两者的安全系数都为1.32，比三维模拟的安全系数1.26略大。,折减系数Fr与U1的关系曲线,二维埋入式
18、,5.5 小结,1、不同嵌入深度的全埋式高压旋喷桩，其安全系数是相同的。2、采用埋入式高压旋喷桩与采用全埋式高压旋喷桩其边坡安全系数并未明显的降低。3、二维模型中采用桩土复合指标和桩土分算指标算得的边坡安全系数是一样的。4、二维有限元模拟的边坡安全系数要比三维模型安全系数来得大，全埋式的大8%，而埋入式的大3%，故可以将三维问题转化为二维问题进行分析，可简化模型的计算难度和节省计算时间。,二维埋入式,不同加固措施边坡的安全系数表,5.5 小结,二维分析,5.5 小结,二维分析,5.5 小结,1、在三维分析中，天然边坡的滑裂面为一大圆弧面，而全埋式及埋入式高压旋喷桩则为圆弧与折线型的组合面。2、
19、三维分析中，全埋式高压旋喷桩嵌入深度不同时，其滑裂面位置却是相同的；埋入式高压旋喷桩的边坡滑裂面与全埋式的滑裂面相似，但会生成另一次生滑裂面。3、二维分析中，桩土复合指标与桩土分算指标算得的位移等值线及塑性区域差异较大。桩土复合指标的滑裂面与天然边坡的滑裂面较接近，而桩土分算指标与三维高压旋喷桩加固边坡模型的滑裂面较接近。,二维分析,6 总结,结论与展望,1、不同嵌入深度的全埋式高压旋喷桩加固边坡，其边坡安全系数相同。2、采用埋入式高压旋喷桩对潜在滑动带上一定范围的土体进行加固，边坡稳定性并没有明显的降低，能为工程节省一定的工程造价。3、二维稳定分析中，由桩土复合指标和桩土分算指标算得的安全系
20、数是一样的，但二维的安全系数要比三维的来得大。4、二维稳定分析中，桩土复合指标算得的边坡滑裂面形状为大圆弧面，而桩土分算指标算得的滑裂面为圆弧与折线的组合，形状与三维模型相似。,6.2 存在问题,1、本文结合工程实例研究了高压旋喷桩在加固边坡稳定性方面的研究，是基于无限长的土质边坡假设，与实际边坡的边界条件有差异。下一步研究工作可以按边坡的实际尺寸进行模拟，以便真实的模拟边坡的稳定性。2、渗流对边坡的稳定性有着重要的影响，没有考虑边坡的渗流影响。3、是在桩径及桩间距不变即置换率不变的基础上进行研究，若保持置换率不变而改变桩径及桩间距对边坡的稳定性又有何影响也是非常有研究意义的。4、埋入式桩只是对局部软弱土层进行研究了加固，若扩大软弱土层的加固区域范围对边坡的安全系数产生多大影响都是有待研究。,Thank You!,
