板溪崩塌体滑坡稳定性分析.ppt

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1、武汉大学水利水电学院,水工结构计算仿真研究中心高坝岩基与岩石边坡研究所,三板溪水电站进水口崩塌堆积体滑坡稳定性分析及加固优化研究,目 录,前言边坡稳定性分析及加固方案探讨边坡变形与稳定的二维有限元分析 初步加固方案的三维有限元分析与评价优化加固方案的三维有限元分析与评价结论,一、前 言,工程概况 三板溪崩塌堆积体分布于电站进水口右侧号冲沟上游大支沟内。支沟上游边坡为一顺层坡面，下游边坡上部为一连续的NW向陡崖。崩塌堆积体分布高程为375.0657.0m，平均厚度15.20m，约44万m3。堆积体自然地形坡度3238。崩塌堆积体与上游基岩接触面为一层间错动面。下伏基岩为强风化条带状凝质粉砂岩，接

2、触带为灰黄至黄色角砾夹黄色可塑至软塑状粘土，厚0.5m，底部为粘土夹少量砂粒，砂粒呈次圆状。接触面光滑、未见有明显擦痕。,研究意义 由于该堆积体处于水库大坝右坝肩上游电站进水口附近，为了确保水电站进水口施工和运行期的安全，该崩塌堆积体的稳定问题尤为突出。因此，本课题将根据崩塌堆积体的工程地质特点以及施工期、运行期的关键技术问题展开研究，重点研究其稳定性，并为设计院推荐加固优化措施，研究成果对三板溪水电站进水口崩塌堆积体治理的设计、施工具有较重要的现实意义和经济意义。研究内容总结和分析崩塌堆积体滑坡的形成机制，研究边坡在自然和工程条件（如施工开挖切坡、卸荷、震动及水库运行）下的变形破坏机制，正确

3、模拟其变形破坏过程。考虑崩塌堆积体滑坡的施工和运行过程进行分析，内容有：根据地质条件对崩塌堆积体滑坡进行分区；,考虑施工和运行过程中地下水位和水库水位的变化；采用推力系数法、Sarma法对堆积体材料参数进行敏感性分析，对天然状态、施工期和运行期等工况下边坡的稳定进行分析，探讨并提出了初步的加固方案；采用二维和三维有限单元法对采用初步加固方案的施工过程仿真分析，分析边坡的应力应变、屈服情况和边坡的稳定性，推求变形和安全系数，并对不同的地质参数进行敏感性分析；根据初步加固方案的仿真分析结果并结合实际工程特点和施工条件推荐较优的加固方案，并对优化加固方案进行三维有限元分析，分析边坡的应力应变、屈服情

4、况和稳定性，评价推荐方案的合理性和可行性。,二、边坡的稳定性分析及加固方案探讨,计算原理(略）边坡整体稳定性的分析 边坡的防治措施建议 边坡的稳定性复核 加固后边坡的局部稳定性分析 小 结,计算参数,边坡整体稳定性的分析,计算工况及安全系数取值计算工况 根据设计要求，计算工况包括：天然复核；开挖完建未蓄水；正常蓄水位；正常蓄水位+地震组合(设防裂度按7度考虑)，根据水工建筑物荷载设计规范，水平地震影响系数;水位骤降。安全系数取值 稳定安全系数是判断边坡是否稳定及决定边坡处理投资大小的一项重要指标，直接关系着工程的安全性、,表2-4 三板溪水电站进水口滑坡各工况下的安全系数取值,经济性与合理性。

5、由于目前边坡治理工程设计尚无统一的规程、规范可循，因此，边坡稳定分析及防治工程设计必须根据特定边坡的具体情况，分析影响边坡稳定的各种因素，论证确定边坡防治工程的设计安全系数。本课题研究根据该边坡的具体情况，按以下两种设计标准来考虑：常规设计准则（参考同类规范）；相对设计准则（根据边坡现状及同类工程，如表2-3(Pg11)）。综上考虑并参考几次讨论会议结果，各工况安全系数取值如下：天然复核和开挖完建未蓄水1.05；正常蓄水运行1.15；正常蓄水+地震及水位骤降1.05。（如表2-4）,整体稳定性分析的剖面 为了充分考察边坡的稳定性，共计考虑了1个主滑面，4个辅滑面，如图2-1图2-7所示。,边坡

6、稳定性分析成果天然状况下边坡的稳定性,表2-5 天然工况下的稳定性分析成果,第三组参数计算的边坡安全系数小于1.0，与实际不符。因此，只取第一、二、四组参数进行计算，边坡稳定安全系数为基本都在1.05以上，如考虑地震作用时，边坡稳定性安全系数明显减小；Sarma法计算出的安全系数比RTM的小。究其原因，是因为滑面坡度较陡，在RTM的计算中，出现了土条之间的剪切力超出极限抗剪强度的现象。采用RTM方法进行计算，堆积体内部相应的屈服的状况如表2-6(Pg15)示。从表2-6中可看出，堆积体大部分区域的土体已处于屈服状态。改进的RTM法计算的安全系数与Sarma法比较接近，说明改进的RTM法考虑了条

7、分面上的极限抗剪条件后与Sarma法是基本一致的。,表2-7 开挖后主滑断面边坡的稳定安全系数,开挖后边坡主滑面S0的稳定性,开挖完建工况下S0滑面的安全系数不考虑地震时均大于1.05，考虑地震时均大于1.02。随着水位上涨安全系数则明显降低，说明蓄水后产生的静水压力和坡脚堆积体及滑面的软化对边坡稳定性影响显著；且安全系数大都小于或接近于1.0，即在工程完建蓄水运行后，边坡将处于极限平衡状态或临界失稳状态。因此，边坡在开挖蓄水之前必须采取适当的加固防护措施，建议施工过程中还应有适时的监测措施。,表2-8 从正常水位475m降低至某高程时的安全系数,水位骤降时主滑面S0的稳定性分析,考察三板溪水

8、库水位可能的骤降情况，偏于保守考虑，按表2-8第一列考虑水位骤降，计算成果如表2-8示。由表中成果可知，水位骤降对于崩滑体稳定性的影响很大，蓄水后水位骤降情况下各安全系数均小于1.0。说明如果不对边坡进行加固处理，边坡在水位骤降时极有可能失稳。,表2-9 开挖完后未蓄水下辅助剖面及潜在滑带的安全系数计算值,辅助剖面的稳定性分析,表2-10 开挖完后正常蓄水位下辅助剖面的安全系数计算值,为了充分考察边坡开挖后崩滑体的稳定性，考虑了四个辅助剖面S1S4进行的稳定性计算分析。另外，根据有限元计算结果，在主滑面顶部拟定了两个局部滑面，划分的条分模型如图2-8所示。根据划分的条分模型采用RTM法，计算成

9、果如表2-9和表2-10。由表2-9可知，开挖完建未蓄水时，辅助剖面S3的安全系数最小，但其安全系数也大于1.05。由表2-10可以看出，蓄水后边坡稳定性安全系数明显降低，对于第四组参数情况，安全系数均小于1.0，则边坡是失稳的。从崩滑体的整体分布来看，边坡开挖前三维效应比较显著，而开挖后这种效应减弱，因此，辅面S3、S4以及局部滑带采用了地质勘测力学参数而不是综合反演参数，未考虑这种三维效应。,边坡的防治措施建议,边坡防治的主要思路是减小下滑力和增加阻滑力。常用的边坡防治工程措施主要有：开挖清除；排水；削坡减载；压脚；抗滑挡墙；抗滑桩；阻滑键；锚固支护；改善岩土性质。三板溪崩塌体边坡的工程情

10、况是，坡体本身为散粒体，容易排水，因此采用排水措施效果不佳；边坡的坡脚部位需要开挖，开挖完毕时边坡即处于失稳状态，也不能采用压脚的方式；边坡体厚度不大，滑面下基岩较为完整。根据这些实际情况，建议以下工程措施以供参考：削坡减载；抗滑桩；坡面支护。,削坡减载 削坡减载可以降低下滑力，提高边坡体的整体稳定性，是一般边坡整治常用而有效的工程措施。削除坡体顶部，根据削坡不同的高程分别计算开挖施工完成后以及正常运行地震作用时的边坡稳定性，计算成果见表2-11(Pg 20)。从表2-11可以发现，削除边坡体后缘部分能够提高边坡的稳定性，且削除越多，稳定性提高越大，但削除方量也迅速增加。在完建工况下，当削坡至

11、高程600.0m时，边坡体可基本恢复到开挖前的稳定状态；但是在正常运行期间受地震作用时，即便削坡至高程580.0m时，边坡体也难以恢复到原始自然条件下的稳定水平。,设置抗滑桩 三板溪崩塌体堆积体的厚度不大，滑面下的基岩整体性较好，地下水情况稳定，且水位较低。上述条件有利于对桩基的嵌固，只要桩有足够的嵌入深度和合理断面，抗滑桩方案，从理论上讲是可行的。因此，我们推荐该边坡加固方案是布置抗滑桩以维持边坡整体稳定性。为了获得整个坡体在设计安全准则下的推力曲线，我们取用了主滑面S0及与主滑面平行的两个断面（即S1、S2），列出三个断面在控制工况（以主滑面安全系数较小的工况来确定）以及设计标准工况下的稳

12、定性分析成果，如表2-12示。,由表2-12可知，在正常运行工况下，各个边坡的稳定性都低于选定的设计标准，因此，应以正常运行工况下设计标准的边坡推力曲线作为依据来设计相应的加固处理措施，而对于其它的设计标准，只需做相应的校核。根据表2-12，第二组、第四组滑面参数进行抗滑桩设计较为恰当。据此计算出的各种工况下条间推力曲线如附图2-1附图2-18所示。并以此作为抗滑桩设计的依据。,附图2-1 开挖完建工况下S0的设计推力曲线（F=1.05，第二组）,附图2-2 开挖完建工况下S1的设计推力曲线（F=1.05，第二组）,附图2-3 开挖完建工况下S2的设计推力曲线（F=1.05，第二组）,附图2-

13、4 正常运行工况下S0的设计推力曲线（F=1.15，第二组）,附图2-5 正常运行工况下S1的设计推力曲线（F=1.15，第二组）,附图2-7 正常运行+地震组合工况下S0的设计推力曲线（F=1.05，第二组）,附图2-6 正常运行工况下S2的设计推力曲线（F=1.15，第二组）,附图2-8 正常运行+地震组合工况下S1的设计推力曲线（F=1.05，第二组）,附图2-9 正常运行+地震组合工况下S2的设计推力曲线（F=1.05，第二组）,附图2-11 开挖完建工况下S1的设计推力曲线（F=1.05，第四组）,附图2-10 开挖完建工况下S0的设计推力曲线（F=1.05，第四组）,附图2-12

14、开挖完建工况下S2的设计推力曲线（F=1.05，第四组）,附图2-13 正常运行工况下S0的设计推力曲线（F=1.15，第四组）,附图2-15 正常运行工况下S2的设计推力曲线（F=1.15，第四组）,附图2-14 正常运行工况下S1的设计推力曲线（F=1.15，第四组）,附图2-16 正常运行+地震工况下S0的设计推力曲线（F=1.05，第四组）,附图2-18 正常运行+地震工况下S2的设计推力曲线（F=1.05，第四组）,附图2-17 正常运行+地震工况下S1的设计推力曲线（F=1.05，第四组）,通过三个纵剖面的推力曲线（附图2-1附图2-18），可以确定选定的横剖面上的推力分布。在横剖

15、面上，由于推力和坡体深度分布的不均匀，不宜给出单一的抗滑桩设计形式，而应该采取一种分段均化的形式将抗滑桩的设计标准分段给定，如图2-12图2-13中的AB、CD、EF三段。根据分段形式，采用等效方式确定三段受力区的单宽推力，其主要计算参数如表2-13表2-14示。,图2-12 抗滑桩平面布置示意图,图2-13 抗滑桩布置设计图,抗滑桩以下堆积体支护方案建议 考虑到三板溪崩滑体坡料为碎石材料，坡体下部抗滑段厚度较小，滑面下部基岩较为完整，建议抗滑桩以下堆积体采用坡面钢筋混凝土格构梁加固方案。推力计算：考虑抗滑桩抵抗了部分推力，还有部分推力传递到以下堆积体，根据抗滑桩设计方案，S0、S2剖面需由抗

16、滑桩以下堆积体承受的推力分别为3400kN（正常+地震）、4000kN（正常运行）；370kN（正常+地震）、550kN（正常运行）。由于开挖面在该堆积体坡脚处形成，考虑边坡坡脚开挖后影响边坡的稳定性及可能的滑动趋势，划分了四个断面进行分析计算，如图2-14示。计算结果如图2-15图2-26示。网格梁锚索力确定：根据上述剩余推力计算结果，考虑便于网格梁布置及预应力锚索吨位设计，近似将剩余推力等效均匀化，开挖面上所需单宽锚索力约为1100kN/m。,图2-14 抗滑桩以下堆积体计算断面图,图2-15 S0剖面正常运行+地震工况k=1.05的推力曲线图（不计剩余推力）,图2-17 S2剖面正常运行

17、+地震k=1.05工况的推力曲线图（不计剩余推力）,图2-16 S0剖面正常运行k=1.15工况的推力曲线图（不计剩余推力）,图2-18 S2剖面正常运行k=1.15工况的推力曲线图（不计剩余推力）,）,图2-19 S0剖面正常运行+地震工况k=1.05的推力曲线图（计剩余推力）,图2-20 S0剖面正常运行工况k=1.15的推力曲线图（计剩余推力）,图2-22 S2剖面正常运行工况k=1.15的推力曲线图（计剩余推力）,图2-21 S2剖面正常运行+地震工况k=1.05的推力曲线图（计剩余推力),图2-24 SECT11剖面正常运行工况k=1.15的推力曲线图,图2-23 SECT11剖面正

18、常运行+地震工况k=1.05的推力曲线图,图2-26 SECT22剖面正常运行工况k=1.15的推力曲线图,图2-25 SECT22剖面正常运行+地震工况k=1.05的推力曲线图,Sarma法复核,由前面计算结果可知，Sarma法计算出的安全系数比RTM的小，同理，相同安全系数下Sarma法计算出的推力比RTM的大。本文桩的设计推力是以RTM法计算结果为依据，因此有必要采用Sarma法进行复核，复核的安全系数结果如表2-15所示（P30）。由表2-15可以看出，采用SARMA法复核计算结果是S0滑面的安全系数小于1.0，其余辅助滑面的安全系数均大于1.0。由于本课题的刚体极限平衡法是通过参数等

19、效的方法来考虑空间效应，没有考虑充分的三维效应作用，实际上S0、S1、S2滑面相互具有空间作用关系。因此，综合来看，Sarma法结果表明该边坡开挖设桩后是处于极限平衡状态。,加固后局部滑动分析,该边坡较陡而且堆积体材料松散，强度低（C几乎为0.0kPa）。如果采用本文提出的在边坡中下部设置抗滑桩加固处理措施，虽维持了边坡的整体性稳定，但仍有在抗滑桩以上和以下部分堆积体里形成新的危险滑面的可能性。因此，对加固后的局部稳定性验算是十分必要的。由于预先不知道危险滑动面的位置，本课题采用圆弧滑动面法进行搜索，并求出相应的安全系数。计算结果如图2-27图2-30和表2-16(Pg32)所示。由图2-27

20、图2-29和表2-16可以看出，边坡加桩支护后，在桩以上坡体仍存在局部滑动面，该滑面深度一般都不大，最大深度约在4-5m以内。,由图2-30和表2-16可以看出，边坡加桩支护后，在桩以下坡体在蓄水以前是各剖面的安全系数均大于1.0,但是蓄水后则存在局部滑动面可能性，其中除SECT11剖面的最小安全系数（K=1.28）大于1.0外，而S0、S2及SECT22剖面的安全系数均小于1.0，说明极有可能失稳，其中SECT22的滑弧深度较小，而S0、S2剖面的滑弧深度较大，最大深度约在15m以上。上述局部稳定性分析计算表明：在抗滑桩以上靠坡顶附近堆积体以及抗滑桩以下部分堆积体均存在局部失稳的可能性。对于

21、坡顶的局部不稳定部位，由于天然情况时是稳定的，开挖和蓄水的影响不大，安全系数不足的可能原因是按整体稳定条件反演的参数与局部稳定分析不匹配。而且该部位即使,蓄水后仍位于蓄水位以上，便于观测和处理，故可暂时不处理，但应在坡顶适当位置设置合理有效的排水系统，并布置一定的监测仪器以便施工期、运行期的跟踪观测，发现问题及时处理。对于抗滑桩以下部分堆积体，受施工和运行扰动很大，且由于工程竣工后处于水下，因此，建议工程施工期就应采取加固补强措施，在开挖面以及往上延伸一定区域布置网格梁，使该部分堆积体具有较好的稳定性。,图2-27图2-29,图2-30 抗滑桩以下堆积体局部圆弧滑面,小 结,综上所述，可以得出

22、如下结论：天然状态下，边坡大致处于稳定安全系数为1.051.10的极限平衡稳定状态，据此反演的力学参数综合反映了滑面及堆积体的特性，并用此来计算分析边坡开挖完建、正常运行等工况的安全系数和设计相应的加固支护措施是合理的。开挖完建后未蓄水时，边坡稳定安全系数均大于1.05，滑动的可能性不大。但是蓄水对边坡稳定性的影响显著，各滑面的稳定安全系数大都小于1.0,边坡可能失稳。通过对开挖完建工况、正常运行、正常运行+地震工况及库水位骤降等几种工况的分析比较，欲保证能够在该工程运行安全可靠，需采取适当的加固支护措施。通过分析，建议在边坡开挖前在边坡中下部设置抗滑桩以维持边坡的整体稳定,在坡脚开挖施工过程

23、中抗滑桩以下部分堆积体是基本稳定的。由于稳定性计算时未考虑开挖施工的扰动影响，因此，为了确保工程在施工过程中的安全性，建议尽可能在坡脚开挖时采取分期开挖分期支护或者边开挖边支护的办法。为了分析研究设置抗滑桩后，在抗滑桩以上及以下堆积体里面形成局部滑动面的可能性，还进行了圆弧滑动面搜索计算，计算结果证实了这种可能性。建议抗滑桩以上部分堆积体可考虑设置排水系统和布置监测系统。对于抗滑桩以下部分堆积体采用布置网格梁的加固支护方案。针对抗滑桩方案，采用RTM法求出各种工况的推力曲线，以此为依据进行抗滑桩的设计，本次研究工作确定了两个桩方案，供设计部门设计时参考。,三 二维有限元法分析,计算参数计算模型

24、计算结果与分析小结,计算参数,计算模型,稳定性分析采用降强度法计算天然情况下坡的稳定安全系数分别为1.01，开挖后边坡的稳定安全系数分别为0.90。有限元的计算结果表明：开挖后边坡将会失稳，也与圆弧滑动面搜索的计算结果是一致的。对比有限元法和刚体极限平衡法的计算结果可以看出，有限元法计算的安全系数比刚体极限平衡法的计算结果小，这是因为极限平衡法主要考虑边坡整体稳定即边坡在滑面上失稳，有限元法中失稳还可能由于材料内发生大范围的屈服引起局部失稳。由于当失稳后，有限元无法继续计算下去。,计算成果与分析,附图3-1 天然状态下开挖引起边坡变形的位移等值线,变形规律,附图3-2 天然状态下开挖引起边坡变

25、形的位移矢量图,从位移图看出，开挖后边坡的变形规律为：开挖面附近岩体的位移指向临空面，这是由于开挖应力释放后，岩体回弹所致。开挖面以上崩塌体近似沿滑面方向向下变形。这是因为开挖降低了滑面的抗滑力，从而导致开挖面以上边坡向下滑动。边坡的最大变形在610m高程处,最大位移约为0.52m，在该处上面岩体位移小，说明该处岩体处于拉应力状态，这与极限平衡分析法计算结果是吻合的。边坡的变形是上面大，下面小，说明该边坡的滑动属于推移式滑动。因此可以通过在崩塌堆积体条件推力最大处附近施加抗滑桩来保证边坡的整体稳定性。,二维计算的最大位移和三维计算的结果数量级是相同的，但是二维计算的结果比三维的大。原因可能有以

26、下3个方面：二维计算中没有三维结构的锁口效应；二维计算没有支护，三维计算中是边开挖边支护，有支护效应；二维计算时，坡顶崩塌堆积体采用最初提供的力学参数。由于设计院重新勘探，三维计算时坡顶的力学参数提高到和坡底一致。,附图3-3天然条件下开挖后主应力矢量图,应力分布规律,附图3-5 天然条件下开挖后第二主应力矢量等值线图,附图5-36 开挖坡脚时边坡内主滑面上的第三主应力等值线图（单位:Pa),应力随覆盖层厚度的增加而增加，第二主应力最大为-9.27MPa在坡面主应力基本上与坡面平行，与坡面垂直方向主应力值很小。在远离坡面的部位，主应力方向近似铅垂和水平。这与实际是吻合的。从数量和分布规律上看，

27、二维计算的第二主应力和三维计算结果的第三主应力十分吻合。,附图3-6天然条件下开挖后屈服区分布图,屈服区分布规律,从屈服区的分布图可以看出，从最上部到开挖面，滑面和附近崩塌体沿滑面方向塑性区完全贯通，说明崩塌堆积体处于一种失稳或临界稳定状态。在592m高程处崩塌堆积体内塑性区已发展到地表，这说明崩塌体在592m高程以上存在局部失稳的可能。由于该处塑性区较大，因此变形也应该比较大，这与变形分析的结果也是一致的。,开挖完成后，边坡的稳定安全系数约为0.90,即边坡将处于失稳状态。该边坡的滑动属于推移式滑动，即坡顶变形大，坡底变形小。从变形规律上，在约610m高程处岩体处于拉破坏状态。在约592m高

28、程，崩塌体的屈服区从滑面延伸到地表，而且该高程以上崩塌体内出现大面积的屈服区，该部位存在局部失稳的可能。,小 结,四 初步加固方案的三维有限元分析与评价,计算条件及有限元模型计算方案计算结果与分析小结,计算参数,有限元模型,几何模型和有限元网格,计算工况及加载方案 分析该边坡在施工期、运行期的变形稳定性，考虑如下几种计算工况及相应的荷载。工况一（天然工况）：自重荷载；工况二（施工期）：桩基坑开挖荷载桩体混凝土自重锚索的锚固力进水口边坡开挖荷载 工况三（运行期）：正常运行工况(蓄水软化+浮托力)；工况四（运行期）：正常运行+地震工况(蓄水软化+浮托力+地震力)。计算上述各工况时，工况一的应力结果

29、作为工况二的初始应力状态，工况二的应力状态作为工况三和工况四的初始应力状态。,计算方案,计算步骤 按下述步骤进行：1）计算自重作用下边坡的初始应力状态；2）计算开挖桩基坑后边坡的应力状态及变形；3）考虑桩混凝土自重，计算边坡的应力状态及变形；4）计算施加预应力锚索的锚固力后边坡的应力状态及变形；5）进水口开挖，计算出开挖引起边坡的位移变化、应力分 布变化等；6）考虑正常蓄水，蓄水位以下堆积体的软化及浮托作用，计算边坡的位移变化、应力分布变化等；7）考虑正常蓄水和地震作用，计算边坡的位移变化、应力分布变化等；,为了便于整理计算结果，共取了9个剖面，分别是主滑面、6个横剖面、2个辅助剖面。各剖面的

30、位置如图所示。,计算结果与分析,位移分布规律开挖桩孔时崩塌堆积体的变形规律,开挖桩孔削弱了滑面的抗滑能力，引起桩孔上侧的崩塌堆积体下滑移，从而推动下面的堆积体向下滑移。开挖桩孔引起崩塌堆积体的变形规律为：由于在桩孔上侧的堆积体受下游侧的地势高于上游侧因素的影响，桩孔上侧崩塌堆积体的增量位移方向为沿坡面向下且偏向上游侧。桩孔下侧崩塌堆积体的增量位移方向为沿坡面指向坡底。该边坡的滑移变形属于推移式，由开挖桩孔引起的最大合位移增量在崩塌堆积体靠近陡崖的部位，最大合位移增量约为17.00cm。其中x方向的位移增量约为9.46cm，y方向的位移增量为-13.75cm，z方向的位移增量约为-3.25cm。

31、可见，全部桩孔同时开挖时，边坡的变形较大，可能引起局部失稳,开挖坡脚时崩塌堆积体的变形规律,开挖坡脚削弱了滑面的抗滑能力，开挖面附近岩体向临空面方向变形，崩塌堆积体有明显的变形。开挖引起边坡变形规律是：崩塌堆积体主要表现为沿滑床向下滑移变形。抗滑桩上侧堆积体的增量位移方向为向下且偏向上游侧。由于坡脚的开挖卸荷，在堆积体和基岩开挖面上的增量位移指向开挖临空面方向。最大合成位移增量在靠近下游侧堆积体靠近陡崖的部位，最大位移增量约为5.88cm，方向沿坡面背离开挖面向下，其中x方向的位移增量约为3.89cm,y方向的位移增量约为-4.22cm,z方向的位移增量约为-1.29cm。开挖面上崩塌堆积体的

32、最大合成位移增量为为3.59cm，增量位移指向临空面，其中x方向的位移增量为0.79cm,y方向的位移增量约为3.2cm,z方向的位移增量为为1.42cm。,正常蓄水时崩塌堆积体的变形规律,蓄水的强度软化和浮托作用，降低了滑面的抗滑能力，导致边坡滑移变形。蓄水引起的崩塌堆积体变形规律为：抗滑桩上侧崩塌堆积体的增量位移方向为向下且偏向上游侧。由于水浮托作用，正常蓄水位以下的堆积体的位移方向表现为斜向上。最大合位移增量在正常蓄水位以下接近正常蓄水位处表面，最大位移增量约为10.00cm。其中x方向的位移增量为-1.83cm，y方向的位移增量为9.82cm，z方向的位移增量为0.43cm。正常蓄水位

33、以上堆积体局部最大位移增量靠近陡崖的部位，约为4.81cm.其中x方向的位移增量为3.27cm，y方向的位移增量为-3.37cm，z方向的位移增量为-1.05cm。,地震作用时崩塌堆积体的变形规律,由于考虑地震作用是采用的拟静力法，即施加水平方向的体力。水平方向的体力引起边坡滑移变形。地震作用引起的边坡变形规律为：抗滑桩上侧崩塌堆积体的增量位移方向为沿坡面向下且偏向上游侧。抗滑桩下侧的崩塌堆积体的增量位移指向坡底。由于抗滑桩的加固作用，抗滑桩上侧崩塌堆积体的向坡底变形受到约束，崩塌堆积体的变形被分成两个区域。抗滑桩以上堆积体的局部最大合位移增量在靠近陡崖的部位，最大位移增量约为5.04cm。其

34、中x方向的位移增量为3.67cm，y方向的位移增量为-3.38cm，z方向的位移增量为-0.70cm。在抗滑桩以下的堆积体变形局部最大位移增量为1.38cm。其中x方向的位移增量为1.18cm，y方向的位移增量为-0.41cm，z方向的位移增量为-0.58cm。,屈服情况,天然状态下边坡表面和底滑面的屈服区,天然状态下边坡主滑面的屈服区分布,天然状态下边坡横剖面的屈服区分布,挖桩孔后边坡主滑面的屈服区分布,比较不同工况下边坡的屈服区分布图可以看出，崩塌堆积体的屈服区分布位置基本一致。即在坡顶部崩塌体屈服区较大，宽度和深度方向基本上贯通，坡的中部和坡底屈服区较小，且主要分布在崩塌体两侧；崩塌体靠

35、开挖面一侧屈服区较另侧屈服区大，靠开挖面一侧屈服区深度和屈服程度均大于另一侧；崩塌体与基岩的接触面大部分处于屈服状态；开挖面上有较大的屈服区；基岩没有屈服区；底滑面上的最大塑性应变在上游面的接近坡顶处，在坡面上最大塑性应变在靠近开挖面一侧的陡崖下面，同一个横断面上，最大塑性在底滑面上，但根据随底滑面地形的变化，最大塑性应变的位置有变化。从整体上看，最大塑性应变在底滑面上；,考虑开挖、蓄水和地震作用，由于采用桩加固后开挖坡脚，崩塌堆积体底滑面的屈服区范围增加不大，但同一点处的塑性变形均增加较大。尽管计算表明加固后开挖、蓄水和地震作用下边坡整体处于稳定状态，但是从屈服区分布看，在开挖面附近堆积体屈

36、服区较大，存在局部失稳的可能性，尤其是蓄水后。可以考虑在开挖面施加网格梁进行坡面支护，且尽可能采用跳挖施工。此外还要注意的是，崩塌体的坡顶有较大的屈服区，开挖、蓄水和地震作用时，塑性变形较大导致崩塌体变形较大，容易诱发局部失稳。,天然状态下主滑面上的第一主应力等值线图(单位：Pa),边坡的应力分布规律,天然状态下主滑面上的第三主应力等值线图(单位：Pa),开挖桩孔时主滑面上的第三主应力等值线图(单位：Pa),开挖坡脚时主滑面上的第三主应力等值线图(单位：Pa),(a)第一主应力（b）第三主应力开挖坡脚时辅助剖面1的主应力等值线图(单位：Pa),应力分布规律为：边坡应力水平随着埋深的增加而增大；

37、天然状态下堆积体内最大压应力为0.5690MPa，最大拉应力为0.0153MPa，最大拉应力在堆积体上游侧接近坡顶处。由于桩孔处堆积体地应力水平不高，而且桩孔开挖量也不多，因此开挖桩孔对边坡整体的应力分布规律影响不大，只影响桩孔附近应力，在桩孔底部出现应力集中现象，但应力水平仍然也较低，应力集中最大压应力为0.5290 MPa。由于坡脚处开挖体为地表部分，其应力水平本身不高，开挖对边坡整体的应力分布规律影响很小。只是对开挖面附近影响较明显，坡脚开挖后，在坡脚压应力略有减小，减少的最大量为0.0419 MPa.。,模拟蓄水过程，采用的是降低强度参数和加浮托力的方法，处于水位线以下的崩塌堆积体及附

38、近岩体的主应力水平略有降低。模拟地震作用采用的拟静力法，即采用加水平方向体力的办法，对整体应力分布有一定影响，使全场的第一主应力水平略有增加。,开挖+正常蓄水+地震作用下1#14#桩的变形示意图（单位：m）（变形放大1000倍）,桩的变形与应力分布情况,开挖、开挖+正常蓄水、开挖+正常蓄水+地震作用下7#和8#桩在x方向上的变形示意图。,开挖+正常蓄水作用下，安全系数设定为1.15时，所有桩的变形示意图（单位：m）（变形放大1000倍）,桩体变形主要表现弯扭变形，即向x和z两个方向产生变形，但以x方向的变形为主。在开挖+正常蓄水+地震作用下，桩的最大变形为1.1776cm(其中x方向的位移约为

39、1.1216cm，z方向的位移约为-0.2897cm)。在开挖+正常蓄水作用下，安全系数设定为1.15时，桩的最大变形为0.9495cm(其中x方向的位移0.8522cm z方向的位移约为-0.3681cm)。开挖、开挖+正常蓄水、开挖+正常蓄水+地震作用下，8#桩产生的变形最大，最大合位移分别为：0.3109cm、0.4154cm和1.1776cm。,开挖+正常蓄水作用下，安全系数设定为1.15时 桩内屈服区的分布图,7#桩中的s y的分布情况(单位：Pa),9#桩的s y的分布情况(单位：Pa),x方向（即主滑面方向）的推力在7#桩上产生的剪力和弯矩图,z方向（即垂直于主滑面方向）的推力在

40、7#桩上产生的剪力和弯矩图,x方向（即主滑面方向）的推力在9#桩上产生的剪力和弯矩图,z方向（即垂直于主滑面方向）的推力在9#桩上产生的剪力和弯矩图,桩的屈服区均在滑面所处的位置，最大屈服区深度小于桩厚度的1/2且处于拉应力状态，属于拉屈服。7#桩内sy最大拉应力值约为2.10MPa,最大压应力约为3.80Mpa，位于桩与滑面交界处，具体位置见附图2-90。9#桩内sy最大值约为2.68MPa，最大压应力约为7.73MPa，位于桩与滑面交界处，具体位置见附图2-90。x方向的推力在7#桩上产生的总推力约为8126KN，桩底剪力为4526KN。在桩下侧最大弯矩为15948KN.m，在靠近推力一侧

41、桩底的最大弯矩为12926KN.m。z方向的推力7#桩上产生的总推力约为1105KN，桩底剪力为1105KN。在靠近推力一侧桩底的最大弯矩为10113KN,x方向的推力在9#桩上产生的总推力约为5914KN，桩底剪力为4114KN。在桩背离推力一侧最大弯矩为4112KN.m，在靠近推力一侧桩底的最大弯矩为17385KN。z方向的推力在9#桩上产生的总推力约为384KN，桩底剪力为384KN。在靠近推力一侧桩底的最大弯矩为3327KN.m。综上所述，桩满足抵抗边坡下滑力和变形的要求，但桩内拉应力较大，切出现了拉屈服。这是由于进行有限元计算时未考虑桩的配筋作用，虽然配筋不能阻止桩体受拉区混凝土的开

42、裂，但可以有效地限制裂缝的宽度和延伸，从而大大提高桩的承载能力。因此，在桩的设计中必须重视配筋计算。由于抗滑桩有扭转效应，需配置抗扭钢筋，必要时适当加大桩的截面尺寸。,小 结,采用加抗滑桩的加固方案，坡脚开挖后边坡整体上基本是稳定的，但在坡脚开挖面处存在局部失稳的可能性，尤其是蓄水后。此外坡顶也存在局部失稳的可能性。开挖桩孔后，边坡的最大合位移增量在崩塌堆积体顶部靠近陡崖处，最大合位移增量约为17.00cm，方向沿坡面向下且偏向上游侧。开挖坡脚后，崩塌堆积体的开挖面最大合位移增量约为3.59cm，方向指向临空面。抗滑桩以上堆积体最大合位移约为5.88cm，方向向下且偏向下游侧。蓄水后，处于水位

43、面以下的崩塌堆积体最大位移增量约为10.00cm，方向向上且偏向坡顶。抗滑桩上侧堆积体最大合位移增量约为4.81cm，方向沿坡面向下且偏向上游侧。,地震作用下，抗滑桩上侧的堆积体最大合位移增量约为5.04cm，方向沿坡面向下且偏向上游侧。抗滑桩下侧的堆积体最大合位移增量约为1.38cm，方向指向坡脚。与天然状态相比，开挖、蓄水和地震作用时边坡内的屈服区扩展不显著，但屈服程度（即塑性应变）有所增大。坡顶附近堆积体和开挖面附近堆积体的屈服区较大，堆积体中部和下部屈服区较小且主要分布在崩塌堆积体两侧。挖桩孔、挖坡脚、蓄水和地震作用对边坡整体应力分布和应力水平影响不大。桩内的拉应力较大，而且出现了明显

44、的拉屈服区。建议根据实际情况采取配筋和增大桩的截面面积来改善桩的拉应力状况；,由于布桩较多而且比较密集，桩孔开挖引起边坡的变形较大，可能在成孔时诱发边坡失稳，建议间隔开挖成孔或分期开挖成孔。尽管加桩后边坡整体上基本稳定，但是从屈服区和变形上可以看出，在坡顶屈服区较大在宽度和深度方向基本贯通，而且下部稍有扰动，坡顶变形都有较大的变形。因此，抗滑桩以上的堆积体存在局部失稳的可能。在开挖面上屈服区较大，堆积体又是松散结构，因此在开挖面也很容易出现局部失稳。,五、优化加固方案的三维有限元分析与评价,优化后的加固方案几何模型及有限元网格计算方案计算结果与分析小 结,优化加固方案,几何模型及有限元网格,计

45、算参数（略）计算工况及加载方案 分析在天然状态下、施工期、运行期等情况下该边坡的变形与稳定性，考虑如下几种计算工况及相应的荷载。工况一（天然工况）：自重荷载；工况二（施工工况）：进水口边坡开挖荷载施加网格梁(施加均匀的面力)下面一排桩基坑开挖荷载下面一排桩体的形成上面一排桩基坑开挖荷载上面一排桩体的形成 工况三（运行期）：正常运行工况(蓄水软化+浮托力)；计算上述各工况时，工况一的应力结果作为工况二的初始应力状态，工况二的应力状态作为工况三的初始应力状态。,计算方案,计算步骤 考虑合理地模拟施工过程及上述计算工况要求，进行有限元计算时，按下述步骤进行：1)计算自重作用下边坡的初始应力状态；2)

46、进水口开挖，开挖面施加网格梁，计算出开挖引起边坡的位移变化、应力分布变化等；3)计算开挖下面一排桩基坑后边坡的应力状态及变形；4)考虑下面一排桩混凝土自重，计算边坡的应力状态及变形；5)计算开挖上面一排桩基坑后边坡的应力状态及变形；6)考虑上面一排桩混凝土自重，计算边坡的应力状态及变形；7)考虑正常蓄水，蓄水位以下堆积体的软化及浮托作用，计算边坡的位移变化、应力分布变化等；,计算结果与分析位移分析开挖坡脚时崩塌堆积体的变形规律,由于开挖坡脚削弱了堆积体的抗滑稳定能力，开挖面附近岩体向临空面方向变形，崩塌堆积体有明显的变形。从附图5-15-9可以看出，由坡脚开挖引起的崩塌堆积体变形规律为：坡脚开

47、挖后，崩塌堆积体主要表现为沿滑床向下滑移变形。抗滑桩上侧堆积体的增量位移方向为向坡下且偏向上游侧。由于坡脚的开挖卸荷，在堆积体和基岩开挖面上的增量位移均指向开挖临空面方向。最大合成位移增量在靠近下游侧堆积体靠近陡崖的部位，最大合成位移增量约为17.46cm，其中x方向的位移增量约为9.69cm,y方向的位移增量约为-14.15cm,z方向的位移增量约为-3.28cm。开挖面上崩塌堆积体的最大合成位移增量为为3.95cm，增量位移指向临空面，其中x方向的位移增量为1.50cm,y方向的位移增量约为-2.76cm,z方向的位移增量为为-2.40cm。,开挖桩孔时崩塌堆积体的变形规律,由于开挖桩孔削

48、弱了滑面的抗滑能力，引起桩孔上侧的崩塌堆积体下滑移，从而推动堆积体向下滑移。从附图5-105-25可以看出，由于开挖桩孔引起崩塌堆积体的变形规律为：由于在桩孔上侧的堆积体受下游侧的地势高于上游侧因素的影响，桩孔上侧崩塌堆积体的增量位移方向为沿坡面向下且偏向上游侧。桩孔下侧崩塌堆积体的增量位移方向为沿坡面指向坡底。该边坡的滑移变形属于推移式，开挖下面一排桩的桩基坑时，由开挖桩孔引起的最大合位移增量在崩塌堆积体靠近陡崖的部位，最大合位移增量约为11.24cm。其中x方向的位移增量约为7.03cm，y方向的位移增量为-8.50cm，z方向的位移增量约为-2.14cm。,开挖上面一排桩的桩基坑时，由开

49、挖桩孔引起的最大合位移增量在崩塌堆积体靠近陡崖的部位，最大合位移增量约为6.20cm。其中x方向的位移增量约为4.11cm，y方向的位移增量为-4.44cm，z方向的位移增量约为-1.37cm。由于开挖上面一排桩基坑时，下面的抗滑桩已经浇筑形成，在开挖上面一排桩孔时已起抗滑作用，因此尽管两次开挖桩基坑的开挖量相差不大，但第二次开挖引起的崩塌体变形明显变小。此外，我们还计算两排桩同时开挖的模拟分析，同时开挖的位移为21.32cm，比分两次开挖的累积位移大3.684cm，因此分排开挖桩基坑施工较为合理，同时建议开挖同一排桩孔时还应考虑间隔施工。,正常蓄水时崩塌堆积体的变形规律,由于水库正常蓄水后对

50、正常水位以下岩体强度软化和浮托作用，降低了滑面的抗滑能力，导致边坡滑移变形。从附图5-2634可以看出，蓄水引起的崩塌堆积体变形规律为：与前面工况相似，抗滑桩上侧崩塌堆积体的增量位移方向为向下且偏向上游侧。由于水浮托作用，正常蓄水位以下的堆积体的位移方向表现为斜向上。最大合位移增量在正常蓄水位以下接近正常蓄水位处表面，最大合成位移增量约为8.82cm。其中x方向的位移增量为0.34cm，y方向的位移增量为8.81cm，z方向的位移增量为-0.11cm。正常蓄水位以上堆积体局部最大位移增量靠近陡崖的部位，约为7.90cm.其中x方向的位移增量为6.65cm，y方向的位移增量为-4.00cm，z方