基于强度折减法的桩板墙加固边坡稳定性影响研究

2017-10-13，，，3

湖南交通科技 2017年3期

关键词：板墙抗滑桩云图

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(1.长沙理工大学，湖南长沙 410076； 2.中设设计集团股份有限公司，江苏南京 210014；3.湖南理大交通科技发展有限公司，湖南长沙 410014)

基于强度折减法的桩板墙加固边坡稳定性影响研究

倪号叶1,2，郭昕1，李镖飞1，3

(1.长沙理工大学，湖南长沙 410076； 2.中设设计集团股份有限公司，江苏南京 210014；3.湖南理大交通科技发展有限公司，湖南长沙 410014)

为验证海南某边坡加固方案设计的合理性，基于强度折减法，利用ABAQUS软件对经桩板墙加固后的边坡进行数值模拟分析，分析加固方案设计桩间距情况下的边坡稳定性和变形特性。结果表明：当桩间距为5 m时，桩顶位移为6 cm，安全系数为1.87，这一桩间距时的桩板墙加固边坡依然有着良好的稳定性，且经济、合理，可为最终设计方案的最终确定提供计算参考。

边坡加固；桩板墙；数值模拟；方案设计

0 引言

边坡设计中常会通过各种手段对设计方案进行验算以确保方案的合理性。较传统计算方法而言，目前常采用的有限元计算方法可以既快捷地计算出边坡的稳定性系数及位移等传统方法所得的结果，也能更直观地了解整体和局部的应力、应变分布规律；同时也能便捷地通过变换某一参数条件来假设更多的最不利情况，为更全面地评估设计方案服务。如程展林[1]等基于有限元并结合膨胀模型和折减分析法对膨胀土边坡进行了分析，认为水分入渗引起的不均匀膨胀变形从而导致应力场重新分布和强度折减是其破坏的主要原因。宋焱勋[2]等人基于可视化思路和有限元模型，研发了可视化边坡稳定性分析程序，能够提高实际工程中复杂边坡稳定性的判别水平。

1 依托工程概况

海南省万宁市石梅湾至大花角旅游公路K6+402～K6+502左侧边坡位于南燕湾丘陵区，由原道路开挖路堑修筑后形成高陡边坡，该处边坡在雨季已发生过多次大规模坍塌，局部小规模滑坡现象也时有发生。为防止边坡再次垮塌并保障旅游公路修建的安全，拟采用桩板墙对边坡进行加固处治。通常情况下，桩间距越小则加固效果越好，考虑到该边坡的实际情况和经济效益并参考了海南省同类型加固方案，初步确定桩间距为5 m，并拟采用数值模拟软件对加固后的边坡稳定性系数进行计算和应力应变分布情况分析以验证设计方案的科学性。加固设计初步方案如下：

坡体中部采用桩板墙加固，加固位置以下土体采用1∶4的削坡处理。桩板墙以上土体边坡坡度为1∶3.5，桩位置距离坡脚26.5 m，桩长17 m，其中嵌固深度10 m，桩身截面为2 m×3 m的矩形截面，桩间距5 m(2.5D)，桩端距离土体底部10 m，抗滑桩间采用厚度0.4 m的挡土板刚性连接。

2 模型建立及分析

本构模型采用Mohr-Coulomb理想弹塑性模型，采用的破坏准则为摩尔库伦准则和最大拉应力准则，3个主应力为σ1≤σ2≤σ3。屈服准则为Mohr-Coulomb准则：

ccosφ=0

(1)

式中：φ为内摩擦角；c为内聚力；I1、J2为应力张量参数；ω0为应力罗德角。

岩体材料采用线弹性本构模型，其应力应变表达式为：

(2)

式中：E和v分别为弹性模量和泊松比。

桩板墙加固边坡的模拟计算中，在进行边坡模型简化时将岩土体看作各向同性的问题来考虑，由于常规的极限平衡法不能提前确定潜在滑动面位置和形状，因此在模型建立时对材料接触、边界等问题进行了假设和简化，主要建模过程如下。

2.1 接触问题分析

对桩土表面、板土表面、桩板表面等不同材料间的接触问题进行单独设置：土体与混凝土结构间的切相接触行为采用罚函数进行计算，法相接触采用“硬”接触并且允许接触后分离；由于抗滑桩的存在，桩板墙结构模型不能简化为平面应变问题，依托工程实际，按照贴近边坡真实尺寸建模，模型的宽度采用单桩取半方案，利用对称性，选取典型边坡断面，加固后的平面示意图如图1所示，模型示意图取阴影部分进行分析。

图1 模型简化示意图(单位： m)

2.2 数值模型与参数的设置

按前文所述的初步桩板墙加固方案对模型进行三维有限元数值模拟，模型尺寸为：坡高25 m(考虑地应力的影响，模型高设为39 m)，坡脚距土体底部14 m，桩板墙等尺寸与加固方案一致，模型网格图如图2所示。模型计算相关参数见表1。

图2 桩板墙加固边坡网格划分图

表1 模型计算相关参数及信息表材料名称密度/(kg·m-3)弹性(压缩)模量/107Pa桩24003000挡土板24003000土19005岩石2300300泊松比粘聚力/Pa内摩擦角/(°)材料界面尺寸/m本构模型02矩形2×3Elastic02厚04Elastic0251000013M-C0255000056M-C

边坡土体的抗剪强度参数由室内试验得到，具体如表2所示。

表2 土体的抗剪强度参数值土体容重R/(kN·m-3)天然饱和抗剪强度参数天然饱和c/kPaφ/(°)c/kPaφ/(°)19201013810

2.3 初始应力状态与边界条件分析

整个过程包含2个分析步，第1分析步是施加重力荷载后获得初始应力状态，第2分析步是进行强度折减计算。在实际施工中是先浇筑桩板结构再回填墙后土体，鉴于回填土的方量小且高度不大，在模拟计算时可视为与地基土的沉降与变形同一时间完成。即当墙后土体与桩板结构同高时，开始计算地基土的自重应力，此时为初始应力平衡；然后将此计算结果的位移值清零，但保留计算所得的应力值作为下一步计算的初始条件。

边界条件在第1个分析步中设置，针对三维模型需固定3个方向上的移动，以图2所示为方向标准，限定左右两个面x方向位移，限定前后两面y方向上的位移以及限定模型底部x、y、z三个方向位移。

3 边坡加固稳定性分析

强度折减法中当材料的强度参数с和φ逐渐降低会导致某单元的应力与强度不能对应，超过应力允许的残余应力转移至周围土体单元中，当出现连续滑动面(也称为塑性贯通面)之后，土体就将失稳。通过模拟软件对边坡进行计算分析，并获取其应力、应变、位移等模拟计算数值并进行处理，所得有限元模拟计算结果及相关规律分析如下。

3.1 滑动面分析

采用强度折减法判断边坡失稳的依据之一就是滑动面是否发生了塑性贯通。图3所示为加固后状态下计算终止时的增量位移等值线云图，对比图4边坡未进行桩板墙加固时的云图可知，经桩板墙加固后的边坡挡墙未出现如图4中所示的坡脚附近的塑性滑动带，且位移值明显变小(约为未加固时的1/2)，可见经加固后的边坡下部土体稳定性明显增强；但结合图5及图6可知，桩前土体仍然产生了向下的失稳滑动现象，该部分土体和桩之间已发生了部分分离，该现象在桩顶位置处尤为明显。

图3 加固后增量位移等值线云图

图4 未加固边坡增量位移等值线云图

图5 桩身总体位移云图

图6 桩板与土接触面位移云图

3.2 抗滑桩性状分析

抵抗坡体下滑产生的作用力主要由抗滑桩承担，图5所示，坡体发生塑性贯通时的桩身位移云图中桩体位移由上至下呈逐渐减小趋势，最上段向外位移最大，而下部由于嵌固在岩土中，依然显示出了较好的锚固状态，位移量小。图7所示的桩身位移随深度变化规律表明：随桩深度的增大，位移逐渐减小。

图7 不同桩身深度下的位移变化曲线

由图8、图9可知：抗滑桩的桩后主动土压力比桩前的主动土压力分布情况更为复杂，桩前顶部至桩体锚固端之间土压力较小，而在锚固端以下，桩前土压力主要集中在锚固端下方且要大于桩后的数值。沿桩身中线方向选取不同深度的点进行土压力分析，得到桩身前后土压力大小随深度的变化情况如图10所示，该图显示，桩前与桩后主动土压力发生明显变化的位置一致，均为嵌入岩体处。本模型中的桩体被认为是刚性桩，刚性桩的变形跟桩周同样为刚性岩体的刚度有密切联系，计算发现岩体的刚度和抗滑桩的刚度对桩体位移的影响量纲基本一致。

图8 桩身应力分布云图

图9 桩身最大应力矢量分布位移云图

图10 桩身前后土压力大小随深度的变化趋势图

3.3 安全系数

通过ABAQUS软件对岩土体材料的с和φ值进行逐步折减，场变量个数为1个(稳定性系数Fr)，为防止迭代计算中由于连续的计算收敛导致过早的计算终止，将折减系数的变化范围从1递增至5，递增间隔为0.25。除了с和φ值按照折减系数变化外，其余参数严格按照表2中的取值。绘制稳定性系数Fr与桩顶附近处水平位移U1的关系曲线图，以图11中所示的关系曲线位移拐点值作为加固后的安全系数。计算结果显示：安全系数由加固前的1.12提高到加固后的1.87，加固效果显著。