邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估

分类号：密级：UDC：编号：河北工业大学硕士学位论文邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估论文作者：方小强学生类别：全日制学科门类：工学硕士学科专业：岩土工程指导教师：刘春原职称：教授万方数据 万方数据 DissertationSubmittedtoHebeiUniversityofTechnologyforTheMasterDegreeofGeotechnicalEngineeringTHESLOPERATEOPTIMIZATIONDESIGNREVIEWOFXINGFENHIGHWAY’SCUTTINGSLOPEbyFangXiaoqiangSupervisor:Prof.LiuChunyuanMay2014万方数据 万方数据 原创性声明本人郑重声明：所呈交的学位论文，是本人在导师指导下，进行研究工作所取得的成果。除文中已经注明引用的内容外，本学位论文不包含任何他人或集体已经发表的作品内容，也不包含本人为获得其他学位而使用过的材料。对本论文所涉及的研究工作做出贡献的其他个人或集体，均已在文中以明确方式标明。本学位论文原创性声明的法律责任由本人承担。学位论文作者签名：日期：关于学位论文版权使用授权的说明本人完全了解河北工业大学关于收集、保存、使用学位论文的以下规定：学校有权采用影印、缩印、扫描、数字化或其它手段保存论文；学校有权提供本学位论文全文或者部分内容的阅览服务；学校有权将学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索、交流；学校有权向国家有关部门或者机构送交论文的复印件和电子版。（保密的学位论文在解密后适用本授权说明）学位论文作者签名：日期：导师签名：日期：万方数据 万方数据 摘要本论文研究依托于河北省高速公路管理局科技项目:“类土质路堑高边坡稳定性分析与支护技术研究。”类土质边坡的特性不同于单纯的均质土边坡及岩质边坡，而是介于两者之间，既有土边坡的特性，也有岩石边坡的特性。高速公路边坡滑塌问题成为近年来影响高速公路安全的主要因素。在邢汾高速公路深路堑一次削坡完成之后，有部分路堑发生了滑塌现象，工程上可能是由于施工过程中对路堑应力产生了较大的扰动，加之一次削坡边坡坡率较大，在暴雨等情况下极易发生滑塌，于是决定对边坡进行二次削坡。为此本课题利用离散元软件UDEC建立不同坡率下的二维离散元数值模型，分析不同坡率下坡体各高程点位移变化，岩体和节理的应力变化以及在渗流条件下高程点位移和节理剪应力变化，得出两次削坡之后以及渗流条件下边坡的安全系数，取得以下结论：一次削坡之后产生较大的水平位移，在坡顶出现局部张拉区域，在坡脚产生剪应力集中带，节理剪应力接近节理抗剪强度，安全系数较低，使边坡处于临界平衡状态；二次削坡之后水平位移减小，坡顶张拉区基本消失或不存在张拉区，坡脚处剪应力集中带减小，节理剪应力有较大程度降低，安全系数有较大提高，增大边坡安全储备，使边坡处于较稳定状态。根据上述对比研究的结果，本文对邢汾高速边坡二次削坡坡率的优化设计做理论上的评估，为其他边坡坡率的优化设计提供参考，对类似工程的施工具有指导意义。关键词：削坡离散元位移应力渗流I万方数据 ABSTRACTThisPaperbaseonhighwayadministrationinhebeiprovincescienceandtechnologyprojects:"theclassofthesoilcuttingslopestabilityanalysisandsupportingtechnologyresearch."Classcharacteristicsofthesoilslopeisdifferentfromasimplehomogeneoussoilslopeandrockslope,butsomewhereinbetween,thecharacteristicsofboththesoilslope,alsohasthecharacteristicsofrockslope.Highwayslopeslidingproblemsbecomethemainfactorsaffectinghighwaysafetyinrecentyears.AfterthecompletionofXingfenhighwaydeepcutting，aslidingphenomenonhappenedamongcuttingslope,engineeringmaybeduetotheconstructionprocesshaslargerdisturbanceonthestressfield,duetothefirstcuttingslope’sratioisalittlelarger,slumpcouldbehappenedinheavyrain,sodecidedtocutslope,inordertoexplorethethemainreasonfortheslumpandwhetherthesecondarycuttingslopeisstable,thisarticleselectstheappropriatediscreteelementanalyzedsoftwaretosimulatetheslope.ThereforethisPaperusingdiscreteelementsoftwaretoestablishtwo.dimensionaldiscreteelementnumericalmodelunderdifferentsloperate,theanalysisofdifferentrateofthedownhillbodychangestheelevationpointdisplacement,stressoftherockmassandthejointandthechangesintheelevationpointdisplacementundertheconditionofseePageandjointshearstresschange,itisconcludedthattwocuttingslopeandthesafetyfactorofslopeunderseePagecondition,finallysumsupthemaincausesofslopesliding.AccordingtotheresultsofthecomParativestudy,thisPaperXingfenhighwayslopequadraticoptimizationdesigntherateofofcuttingslope’schangeinassessment,provideareferenceforotherrateofslope’soptimizationdesign,hasaguidingsignificancetotheconstructionofsimilarprojects.KEYWORDS:cuttingslopediscreteelementdisplacementstressseePageII万方数据 目录第一章绪论....................................................................................................................................11.1课题来源及重要性...............................................................................................................11.2UDEC研究现状......................................................................................................................11.3研究内容...............................................................................................................................5第二章邢汾高速路堑断面参数分析及断面统计.......................................................................72.1岩土体参数分析...................................................................................................................72.2深路堑断面统计...................................................................................................................9第三章离散元基本原理..............................................................................................................173.1UDEC软件介绍..................................................................................................................173.2离散元力学原理.................................................................................................................183.3本章小结.............................................................................................................................23第四章YK57+833～YK57+999断面对比研究.............................................................................274.1工程地质条件.....................................................................................................................274.2边坡模型分析......................................................................................................................274.3路堑边坡数值模拟对比分析............................................................................................294.3.1位移对比分析.....................................................294.3.2岩体X方向应力对比分析...........................................304.3.3岩体Y方向应力对比分析...........................................314.3.4岩体剪应力对比分析...............................................324.3.5顺坡向节理J1和反坡向J2的剪应力对比分析..........................344.3.6路堑边坡抗剪强度验算对比分析.....................................364.3.7路堑安全系数对比分析.............................................384.4渗流场对比分析.................................................................................................................394.4.1断面参数分析.....................................................394.4.2理论分析.........................................................234.4.3数值模拟结果对比分析.............................................404.5本章小结.............................................................................................................................444.5.1位移对比分析.....................................................444.5.2岩体应力对比分析.................................................444.5.3节理剪力对比分析.................................................444.5.4安全系数对比分析.................................................45第五章全路段高边坡的对比研究.............................................................................................465.1K45+200～K45+354断面对比研究...................................................................................465.1.1工程地质条件.....................................................465.1.2边坡模型分析.....................................................46III万方数据 5.1.3断面数值模拟结果对比分析.........................................485.1.4渗流场对比分析...................................................505.1.5本章小结.........................................................525.2K50+357～K50+589断面对比研究..................................................................................535.2.1工程地质条件.....................................................535.2.2边坡模型分析.....................................................535.2.3断面数值模拟结果对比分析.........................................545.2.4渗流场对比分析...................................................575.2.5本章小结.........................................................595.3K52+603～K52+726断面对比研究...................................................................................605.3.1工程地质条件.....................................................605.3.2边坡模型分析.....................................................605.3.3断面数值模拟结果与分析...........................................615.3.4渗流场对比分析...................................................645.3.5本章小结.........................................................655.4YK55+963～YK56+092断面对比研究.............................................................................675.4.1工程地质条件.....................................................675.4.2边坡模型分析.....................................................675.4.3断面数值模拟结果对比分析.........................................685.4.4渗流场对比分析...................................................715.4.5本章小结.........................................................725.5YK58+151~YK58+281断面对比研究.............................................................................745.5.1工程地质条件.....................................................745.5.2边坡模型分析.....................................................745.5.3断面数值模拟结果与分析...........................................755.5.4渗流场对比分析...................................................785.5.5本章小结.........................................................805.6YK59+192.5～YK59+357.8断面对比研究...................................................................815.6.1工程地质条件.....................................................815.6.2边坡模型分析.....................................................815.6.3断面数值模拟结果与分析...........................................825.6.4渗流场对比分析...................................................855.6.5本章小结.........................................................875.7YK63+901~K64+024断面对比研究..............................................................................885.7.1工程地质条件.....................................................885.7.2边坡模型分析.....................................................885.7.3断面数值模拟结果与分析...........................................905.7.4渗流场对比分析...................................................925.7.5本章小结.........................................................945.8YK66+036~K66+114断面对比研究..............................................................................955.8.1工程地质条件.....................................................955.8.2边坡模型分析.....................................................96IV万方数据 5.8.3断面数值模拟结果与分析...........................................975.8.4渗流场对比分析...................................................995.8.5本章小结........................................................1015.9YK69+520~YK69+701断面对比研究........................................................................1025.9.1工程地质条件....................................................1025.9.2边坡模型分析....................................................1035.9.3断面数值模拟结果与分析..........................................1045.9.4渗流场对比分析..................................................1065.9.5本章小结........................................................1085.10全路段高边坡对比研究结果......................................................................................1095.10.1位移对比分析结果：.............................................1095.10.2应力对比分析结果：.............................................1105.10.3安全系数对比分析结果：.........................................110第六章结论与展望...................................................................................................................1126.1本文总结...........................................................................................................................1126.2存在的问题及展望..........................................................................................................112参考文献.....................................................................................................................................114致谢..........................................................................................................................................117刘春原教授历届学生硕士学位论文一览表............................................................................118V万方数据 VI万方数据 河北工业大学硕士学位论文第一章绪论1.1课题来源及重要性本课题来源：河北省高速公路管理局科技项目——山区高速公路路基稳定与灾害防治技术研究：类土质路堑高边坡稳定性分析与支护技术研究。本文主要研究引起类土质路堑边坡发生滑坡的原因问题，类土质高边坡的工程特性明显区别于土质边坡跟岩质边坡，但同时具有土质边坡的特性，也兼有岩质边坡的性质，所以说它的工程特性比较复杂，造成边坡滑塌的原因也比较复杂；而从某种程度上说这些结构面以及节理的产状对边坡的稳定性起很大的影响，由于类土质边坡的地质构造、材料的介质特性，周围环境的特殊性，决定了它的失稳机制以及破坏机理明显区别于岩质边坡与土质边坡，从类土质边坡的介质构成上看，其外表属于砂性土或者黏土，但土体内部存在软弱结构面，这使其性质不同于砂土黏土，在力学上表现为各项异性的不连续面；内因包括岩体的介质性质、岩土体类型、边坡的产状、形态以及地下水等，外因包括气候变化，地震作用、风化作用以及人类的生产活动等，其中人类的生产活动是造成边坡破坏的主要外因。边坡破坏模式是边坡破坏的空间分布形态和造成此形态的机理的抽象。对岩体而言，是指边壁（坡）优势面组合与滑动等的型式；对土体而言，是指一定滑动面的型式，它们的内涵是不稳定体的形态特征和破坏机理。边坡破坏模式是边坡稳定性分析的基础和前提，也是边坡预测预警和有效防治的必要条件之一。高速公路边坡是公路建设中重要的组成部分，近年来公路滑坡事故时有发生，严重影响公路运输的发展及人身安全，威胁了公路的正常运行，加剧了地质环境的恶化同时，公路建设中的边坡灾害也制约了公路建设的顺利进行。本文以邢汾高速深路堑为例，系统的总结边坡发生滑塌的主要原因，并且采取相应措施对边坡坡率进行优化设计，防止边坡发生二次滑坡，对其它相似边坡过程具有重要的借鉴意义。1.2UDEC研究现状UDEC自问世以来，主要应用领域都集中在粉体（颗粒散体）工程和岩体工程方面，首先，在岩体力学计算方面，由于离散单元更能接近实际岩体内部情况，真实地表达岩体节理的几何特点，更好地处理所有非线性变形和破坏都集中在岩体节理面上的破坏问题，所以被广泛应用于模拟滑坡、边坡和节理岩体等力学问题。通过对UDEC软件的分1万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估析，我们可以发现，UDE软件是一个离散元程序软件，与有限元软件有很大不同；通常情况下有限元软件比较适用于连续介质的程序，其主要原因是，1）如果模拟的边坡内部有很多相互交集的节理时，就可能打乱有限元系统的逻辑关系；2）有限元程序不会自动考虑新生成的接触面；3）可能有小位移和无转动情况对公式的计算条件造成限制，所以通常用有限元程序模拟连续介质的程序，而UDEC软件采用离散元原理，当模拟边坡的开挖时，允许边坡内的块体发生有限移动或者转动，甚至是完全脱离边坡的情况，并能在计算过程中，识别自动生成的新接触面，研究不连续介质的破坏情况主要用UDEC软件进行模拟。[1]刘振有,王来贵采用离散元软件UDEC模拟边坡失稳状态,探索边坡失稳的新理论和方法。结果表明：边坡的失稳主要受顺坡向的节理面和F1等断层控制。它在将来某种条件下的失稳破坏并会形成前端整体的滑动破坏模式。随着变形块体的下滑破坏，整体坡段也随之逐渐的失稳破坏说明离散单元法模拟的结果与工程地质特征相吻合，采用离散法模拟边坡失稳是完全可行的，为计算露天矿边坡失稳又增加了一种有效的分析方法。[2]罗勇，龚晓南以某公路顺层边坡为研究对象，从地质角度分析了其稳定性和破坏机制。在此基础上，建立了相对软弱层不同坡脚埋深厚度的工况，利用UDEC离散元软件对其进行了计算。经过对安全系数、位移矢量和塑性区计算结果的分析，发现软弱层角砾岩、泥灰岩埋深大于15m坡体才是安全的，否则坡体会直接失稳，且滑体厚度较大，很难治理。[3]张贵庆针对重庆三峡地区易滑地层地质特性，充分收集和分析前人的研究资料及成果，运用通用颗粒离散元程序(UDEC)建立三峡库区顺层三级边坡模型，模拟过程中主要考虑层面倾角、碎落台宽度以及粘聚力等参数对边坡稳定性的影响，分析模拟计算得出的不同参数组合下的安全系数，提出易滑地层三级顺层边坡合理放坡坡形。[4]李良杰，刘旭红等在龙滩工程工程地质条件、地应力测试和试验洞变形高程结果综合分析的基础上,建立了地质概化和边坡施工开挖模型。以高程信息为基础，假定初始地应力近似符合线性分布，采用二维显式有限差分法对龙滩工程左岸进水口边坡1.1剖面进行了自重平衡和开挖施工的模拟。由分析获得了反倾层状岩质高边坡临界节理发展、节理张开度和变形等边坡破坏因素之间的规律。通过对开挖到480m平台和313m平台时情况的对比分析,找出了开挖对边坡破坏的影响，即会使临界节理发育和节理张开尺度增大。通过离散元程序(UDEC2D3.1)对边坡开挖的模拟分析，客观评价了边坡的稳定性及其可能的破坏形式。[5]谭绍富,黄生文,刘丹以前寒武纪浅变质岩——绢云母石英粉砂质板岩边坡工程实例为背景,通过野外地质调查、岩体结构稳定性分析，得出产状为22°∠39°的节理与板理面的交线对边坡稳定不利；在室内岩石物理力学性质试验的基础上，利用离散元软2万方数据 河北工业大学硕士学位论文件UDEC建立边坡的原始地质模型，对该边坡的施工过程进行了数值模拟，分析了每级边坡开挖完成后的质点速度、位移变化趋势，并与实际位移高程资料进行了对比分析，对高边坡开挖和加固过程的安全系数进行计算分析，作出了定量评价。[6]陈亚军，王家臣于2006年引入虚拟节理，应用数值模拟软件(UDEC2D)，对只考虑自重作用下节理岩体边坡渐进破坏规律进行了数值模拟研究，得出了单组节理岩体边坡渐进破坏的规律，其模拟结果对确定节理岩体边坡破坏模式具有指导意义。[7]王水林，李春光等人于2006年针对岩体的结构特性，采用离散元程序UDEC，将离散元方法用于分析节理岩质边坡的稳定性。根据边坡工程地质资料，在计算模型中主要考虑控制性结构面对边坡稳定的影响，滑体范围由边坡处于极限平衡状态的块体速度矢量图和塑性区确定；进一步分析了裂隙流体对边坡的稳定性影响。数值结果说明,与其它数值方法相比，离散元方法在计算节理岩质边坡的安全系数、确定边坡滑动面位置和考虑裂隙渗流对边坡稳定的影响。[8]金解放，赵奎等人于2006年针对地表水和地下水对露天矿边坡的影响问题，结合某一露天矿进行讨论和分析，介绍了某露天矿山的工程地质和水文地质，分析了地表水和地下水对北部边坡的影响方式，利用UDEC离散元数值分析软件，模拟本露天矿北边坡在地表水和地下水的影响下，在整个开挖过程中岩体应力的变化及传播机制。提出了治理地表水和地下水的方法，为矿山的边坡治理提供了理论和实际操作的依据。[9]王艳丽，李新平于2007年采用理论分析、数值模拟、工程应用相结合的方法，对裂隙岩体渗流场与应力的相互作用进行了全面、深入的研究，总结和归纳了裂隙岩体渗流场与应力耦合的数学模型，数值计算方法及耦合理论等方面的研究状况，对裂隙岩体渗流场与应力耦合的等效连续介质模型、离散网络介质模型以及双重介质模型的特点和使用条件做了系统阐述和比较并介绍了裂隙岩体渗流的基本理论。[10]赵洪亮，朱唤春，朱永生于2007年在UDEC在边坡稳定性的分析中，对岩质边坡的稳定性，运用UDEC软件进行了分析，并提出UDEC软件可以有效的模拟分析节理裂隙对边坡稳定性的影响，得出模型破坏情况与实际破坏相类似，证明了UDEC软件在模拟岩体边坡的不连续介质的可行性。[11]熊传治，孙晓然等人于2009年结合可可托海露天矿岩石边坡中存在三组构造断裂的实际情况，用二维离散元UDEC程序研究了边坡在自重及地下水作用下的受力状态，构造断裂带中的孔隙水压大小及分布，同时针对该矿处于亚寒带大陆性气候地区年温差高达80℃，冬季温度最低为.58℃的情况，采用ANSYS有限元软件研究了边坡围岩热应力大小及分布。研究结果表明，边坡中部的断层裂隙中的孔隙水压力最大；对于年温差大的可可托海露天矿，热应力是影响边坡稳定性的一个最主要的因素。[12]孙玉杰，邬爱清等人于2009年采用UDEC离散单元法中关于裂隙岩体开挖模拟及水力全耦合分析模型，分析裂隙岩体洞室开挖后，围岩应力与水力耦合作用导致的裂3万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估隙隙宽变化及渗流变化的过程。结果表明：洞室开挖完成后，在围岩渗流与应力耦合作用下，围岩中裂隙隙宽、裂隙中水压及其渗透流量的变化是一个动态过程，且相互作用与相互依赖。研究成果初步表明了所采用方法的有效性，并为研究裂隙岩体中开挖洞室引起的突水问题提供了潜在的研究方向。[13]唐浩，夏元友于2009年从顺层岩质边坡的边坡类型和变形破坏机理出发，运用离散元程序UDEC对顺层岩质边坡常见的几种破坏模式进行了模拟，计算了不同的稳定性影响因素条件下边坡稳定性安全系数的大小及其变化的一般规律，首先介绍了边坡工程研究以及边坡工程治理技术发展情况，其次介绍了边坡稳定性分析方法的发展过程及研究现状；最后介绍了顺层岩质边坡的研究现状，总结了进行边坡稳定性分析的主要方法，然后结合参考文献详细分析了顺层岩质边坡的稳定性影响因素，主要包括岩层倾角、地层岩性及其组合特征、结构面、水的作用、地震作用、开挖卸荷作用以及其它因素对边坡的作用，并简单介绍了顺层岩质边坡类型的划分标准。[14]蒋坤，夏才初于2009年利用离散元对节理岩体工程进行稳定性分析时，节理的本构关系对分析结果有重要的影响。详细介绍了基于离散元UDEC软件，利用Barton.Bandis(BB)和Mohr.Coulomb(MC)本构模型分析节理岩体边坡稳定性的主要区别。在BB模型中，由于膨胀角随剪切运动呈非线性变化，节理岩体边坡分析所得到的运动规律与现场高程数据所反映的边坡运动规律一致，而MC模型分析结果则与现场高程数据所反映的边坡运动规律相差甚大，因此，离散元中BB模型更适合于用来分析节理岩体工程。根据BB模型模拟分析的结果，对依托工程边坡采取了喷射厚度10cm混凝土进行加固的措施，模拟结果表明，喷射10cm混凝土对边坡稳定性起到了良好的加固作用，依托工程正是按此加固方案进行施工。[15]王晓明，黄生文于2010年依托山西省阳泉市泉中花园拟建高层建筑物基坑，对区域内地下水的补给、排泄和裂隙水的渗流特征进行了研究。首先,基于对场地地质规律的综合分析，概化出裂隙水赋存、运移的复合岩体结构模型—地质结构模型；基于多种营力作用下形成的各级各类结构面空间组合规律和研究区域地形特征构建出具有特定边界条件的水文地质结构模型，基坑实际是一个地下水多级次流动系统的人工排泄处。其次，基于对场地各类结构面渗流特征分析，确定了有效渗流结构面，并用不同方法对结构面进行了分组和对比，运用数理统计方法，确定了结构面参数的概率分布形式和数字特征值，建立了结构面的概率模型。[16]郭春颖，李云龙，刘军于2010年利用UDEC在特厚煤层开采深陷进行了研究，通过UDEC软件，在离散元方法的基础上，对饮开采煤矿引起的地表覆盖层的破坏规律进行了总结并根据模拟运算结果，对地表覆盖层的充填进行了说明。[17]张国庆，黄霆于2010年运用UDEC对某煤矿进行了数值模拟研究，通过模拟发现UDEC能比较真实的反映在开采过程中，表层覆岩的移动及岩体内部裂隙的发育情4万方数据 河北工业大学硕士学位论文况，证明了UDEC软件在模拟煤矿开挖过程中，岩体内部变化的可行性。[18]贺续文，刘忠，廖彪于2011年在离散元法的节理岩体边坡稳定性分析中，提出节理的强度及其在边坡内部的分布形式，在很大程度上影响边坡的稳定性，鉴于节理岩体边坡的失稳破坏的特点，主要表现为具有大变形和不连续，因此离散元软件进行数值模拟是最有效的方法，文中讨论了节理产状的变化对边坡稳定性的影响。[19]张国玉，田晶莹等人于2011年采用Monte.Carlo方法建立二维离散裂隙网络，并将其导入UDEC软件中的岩体结构离散裂隙网络介质模型(DFN),依据此模型，采用离散单元法对裂隙岩体渗流特性、裂隙岩体洞室开挖力学特性以及裂隙岩体渗流应力耦合机制进行研究。结合具体实例,对不考虑水力耦合和考虑水力耦合情况下在裂隙岩体中开挖洞室的洞周围岩的力学特性做了对比。[20]陶连金，沈小辉等人于2012年初在已查明某公路滑坡工程地质条件、滑动面、滑带位置的基础上，分析评价了该滑坡体的稳定性现状；根据钻孔资料提供的岩土体和滑面的参数，并结合参数的反算，得到了滑面的c、φ值,最后计算得到非正常工况下(暴雨)的滑坡稳定安全系数为0.91，说明当遇到长时间暴雨时，滑坡会进一步发展，需要及时治理。他们提出了相应的治理设计措施,即在对滑坡体进行削方减载后，在边坡的一级平台位置设置预应力锚索抗滑桩。在对该边坡破坏过程和机制定性分析的基础上，采用离散元程序UDEC进行了滑坡治理效果的数值模拟。根据已确定的滑面,采用UDEC模拟边坡开挖，通过对治理前后边坡位移图的比较分析，表明采用预应力锚索抗滑桩的治理措施安全有效。通过抗滑桩与预应力锚索抗滑桩的对比，揭示了预应力锚索抗滑桩改变了传统抗滑桩的受力状态，变悬臂梁为类简支梁,变被动支护为施加预应力，具有诸多优点。1.3研究内容UDEC软件在以上研究中，主要应用在岩质边坡跟采矿工程中，本文将离散元软件UDEC应用到深路堑高边坡中，对不同坡率下的边坡进行详细的数值模拟对比研究，由于类土质边坡具有不同于土和岩石的特性，从外观看可以说是具有结构面效应的土质边坡，类土质边坡表面岩体受风化程度比较强烈，性质类似于土体，边坡内部风化程度较弱，呈现出岩石的特点，在运用UDEC软件模拟时主要需要克服以下几个问题：1）不同土层的节理参数取值不同；本文运用UDEC软件，在邢汾高速勘察资料的基础上，对类土质边坡进行分析，由于边坡表层受风化程度比较严重，所以将表层全风化的土层中的节理弱化处理，降低其强度参数，在处理内部节理裂隙时，不能一概而论，采取相同的数值，应针对不同土层遭受风化程度的不同，采用不同的5万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估强度参数值，对与内部遭受风化较弱的岩层，其节理的强度参数应随岩体强度参数的增大而增大。2）节理的产状不同，投影到同一平面时，真假倾角的计算；考虑到三维土体内部节理产状的不同，UDEC二维软件在模拟时需要考虑，不同产状的节理在同一平面的角度与倾向的投影等问题，也就是真假倾角的计算，将不同产状的节理投影到同一平面边坡上，通过几何三角关系，计算出真倾角的公式为tanarctantancosarctantan式中αγ表示节理的倾向，αθ表示节理的倾角。3）模型中的节理密度，在实际勘查中，节理分布比较杂乱，并没有规律，节理与节理之间的水平距离和垂直距离，变化多样，本文在邢汾高速地质勘查报告的基础上，对节理产状进行整理分析，取其简化情况来进行数值模拟。4）边坡内部不同土体间的分界面，这是边坡的软弱结构面，容易沿着此处发生破坏，本文在模拟时，把不同土层的分界面看作节理面来进行处理。本文研究主要工作有如下几点：1、根据邢汾高速的地质勘查报告的资料，总结边坡发生滑塌的原因；2、通过UDEC离散元数值模拟，模拟两次削坡之后边坡的位移、应力变化情况，并且计算边坡开挖完之后以及渗流条件下的安全系数，将数值模拟的结果进行对比分析，总结边坡发生滑塌的主要原因以及二次削坡之后边坡的稳定性评价。6万方数据 河北工业大学硕士学位论文第二章邢汾高速路堑断面参数分析及断面统计2.1岩土体参数分析根据地质勘查报告，以及查询相关文献中的专家值，邢汾高速边坡土体的参数值如图2.1-2.12所示：图2.1全风化片麻岩比重柱状图图2.2全风化片麻岩c值柱状图图2.3全风化片麻岩φ值柱状图图2.4强风化片麻岩比重柱状图7万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估图2.5强风化片麻岩c值柱状图图2.6强风化片麻岩φ值柱状图图2.7中风化片麻岩比重柱状图图2.8强风化片麻岩c值柱状图图2.9中风化片麻岩φ值柱状图图2.10微风化片麻岩比重柱状图8万方数据 河北工业大学硕士学位论文图2.11微风化片麻岩c值柱状图图2.12微风化片麻岩φ值柱状图2.2深路堑断面统计邢汾高速总线中位于河北省境的山区边坡断面为8~13标段，断面统计如下所示：1）第8标：K45+200~K45+354深挖路堑a边坡特征性质:场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高316.102～337.064m，相对高差为20.962m，微地貌处于山体斜坡地带，右侧高，开挖形成路堑，全风化黑云斜长片麻岩(Ar3f)：风化十分剧烈，岩体十分破碎，岩芯呈颗粒状。ZK1、ZK2均揭露该层，揭露层厚1.20～1.70米。强风化黑云斜长片麻岩(Ar3f)：变晶结构，片麻状构造。节理裂隙发育，岩体破碎，岩芯呈柱状及碎块状，柱长10cm左右。分布于整个路堑区域内，ZK1、ZK2均揭露此层，揭露层厚2.30～4.80米。中风化黑云斜长片麻岩(Ar3f)：浅灰色，变晶结构，片麻状构造。岩体较破碎，岩芯呈柱状，局部破碎，呈碎块状。岩石干燥抗压强度标准值为65.46MPa,饱和抗压强度标准值为45.72MPa，软化系数0.8，为非软化岩，布于整个路堑区。b边坡特征参数:表2.1k45边坡特征参数表调查指标坡体高度坡面倾角岩层产状钻孔深度（m）风化土层数单位H(m)θ（。）θ（。）ZK1ZK2x（个）指标值22206.5°∠60°37°∠7°31.632.53土层厚度岩性土层代号密度（g/cm3）内摩擦角φ（°）粘聚力C(MPa)（m）全风化①1.715～120.04～0.02强风化②4.826～180.08～0.05中风化③2.7324.635～270.13～0.092)第9标：K50+357~K50+589深挖路堑9万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估a边坡特征性质:场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高377.61～408.62m，相对高差为31.01m，微地貌处于山体斜坡地带，右侧高，开挖形成路堑。全风化黑云片麻岩(Ar3f)：浅黄色，岩体风化剧烈，原岩结构构造已破坏，岩芯主要成角砾状、砂状。此层分布于整个路堑区，钻孔揭露层厚0.80米。强风化黑云片麻岩(Ar3f)：浅黄色，变晶结构，片麻状构造。节理裂隙发育，岩体破碎，岩芯呈碎块状。分布于整个路堑区，揭露层厚12.20.17.20米，中风化黑云片麻岩(Ar3f)：浅灰色，变晶结构，片麻状构造。节理裂隙较发育，岩体较破碎，岩芯呈柱状，局部破碎，呈碎块状。分布于整个路堑区，ZK1、ZK2均揭露此层，本次勘察未揭穿此层，揭露最大厚度15.00米。b边坡特征参数:表2.2k50边坡特征参数表调查指标坡体高度坡面倾角岩层产状钻孔深度（m）风化土层数单位H(m)θ（。）θ（。）ZK1ZK2x（个）指标值28.8168°∠45°10°∠11°3326.53岩性土层代号密度（g/cm3）土层厚度（m）内摩擦角φ（°）粘聚力C(MPa)全风化①0.813～110.02～0.03强风化②17.222～160.04～0.06中风化③2.731532～230.08～0.113)第9标：K52+603.8~K52+726.0深挖路堑a边坡特征性质:场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高421.86～434.15m，相对高差为12.30m，该段路堑地处于山体斜坡地带。全风化黑云二长片麻岩(Ar3f)：棕黄色，原岩结构构造已基本破坏，所取岩芯呈粗砂~角砾状。钻孔揭露层厚2.0m。强风化黑云二长片麻岩(Ar3f)：红褐~灰黑色，变晶结构，片麻状构造，节理裂隙很发育，岩体破碎，矿物成分以黑云母、长石为主。钻探揭露层厚12.5~14.0m。中风化黑云二长片麻岩(Ar3f)：变晶结构，片麻状构造，节理裂隙发育，岩体较完整。钻孔揭露最大层厚9.8m。b边坡特征参数:表2.3k52边坡特征参数表调查指标坡体高度坡面倾角岩层产状钻孔深度（m）风化土层数单位H(m)θ（。）θ（。）ZK1ZK2x（个）指标值37.6189°∠60°121°∠15°21.225.83岩性土层代号密度（g/cm3）土层厚度（m）内摩擦角φ（°）粘聚力C(MPa)全风化①12.515～120.04～0.0210万方数据 河北工业大学硕士学位论文强风化②1426～180.08～0.05中风化③2.739.835～270.13～0.094)第10标：YK55+963.68~YK56+092深挖路堑a边坡特征性质:场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高476.06～498.26m，相对高差为22.20m。该段路堑地处山体斜坡地带。根据工程地质测绘及钻探资料，场地出露上太古界阜平群红鹤组(Ar3h)黑云二长片麻岩，岩层工程地质特征由上而下叙述如下：强风化黑云二长片麻岩(Ar3h)：灰白~灰黄色，变晶结构，片麻状构造，节理裂隙很发育，岩体破碎，矿物成分以黑云母、角闪石、长石为主。钻探揭露层厚21.7—25.2m。中风化黑云二长片麻岩(Ar3h)：灰白~灰黄色，变晶结构，片麻状构造，节理裂隙发育，岩芯以短柱状为主。钻孔揭露最大层厚6.5m。b边坡特征参数:表2.4k55边坡特征参数表调查指标坡体高度坡面倾角岩层产状钻孔深度（m）风化土层数单位H(m)θ（。）θ（。）ZK1ZK2x（个）左侧12°∠60指标值36.7335°∠15°31.226.32右侧192°∠60岩性土层代号密度（g/cm3）土层厚度（m）内摩擦角φ（°）粘聚力C(MPa)强风化①526～180.08～0.05中风化②2.7326.235～270.13～0.095)第10标：YK57+833.8~YK57+999深挖路堑a边坡特征性质:场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高471.96～494.06m，相对高差为22.10m。该段路堑地处山体斜坡地带。根据工程地质测绘及钻探资料，场地出露上太古界阜平群红鹤组(Ar3h)黑云二长片麻岩，岩层工程地质特征由上而下叙述如下：强风化黑云二长片麻岩：灰白～灰黄色，变晶结构，片麻状构造，节理裂隙很发育，岩芯呈碎块状为主，底部呈短柱状，锤击易碎。表层０～０．５ｍ为碎石土；风化黑云二长片麻岩：灰白～灰黄色，变晶结构，片麻状构造，节理裂隙发育，岩芯以短柱状为主，岩质较坚硬。b边坡特征参数:表2.5k57边坡特征参数表调查指标坡体高度坡面倾角岩层产状钻孔深度（m）风化土层数单位H(m)θ（。）θ（。）ZK1ZK2x（个）指标值68.7180°∠60°2°∠10°32.731.2211万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估岩性土层代号密度（g/cm3）土层厚度（m）内摩擦角φ（°）粘聚力C(MPa)强风化①26.826～180.08～0.05中风化②2.734.4035～270.13～0.096)第10标：YK58+151.7~YK58+281.1深挖路堑a边坡特征性质:场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高476.06～498.26m，相对高差为22.20m。该段路堑地处山体斜坡地带。根据工程地质测绘及钻探资料，场地出露上太古界阜平群红鹤组(Ar3h)黑云二长片麻岩，岩层工程地质特征由上而下叙述如下：强风化黑云二长片麻岩(Ar3h)：灰白~灰黄色，变晶结构，片麻状构造，节理裂隙很发育，岩体破碎，矿物成分以黑云母、角闪石、长石为主。钻探揭露层厚21.7—25.2m。中风化黑云二长片麻岩(Ar3h)：灰白~灰黄色，变晶结构，片麻状构造，节理裂隙发育，岩芯以短柱状为主。钻孔揭露最大层厚6.5m。b边坡特征参数:表2.6k58边坡特征参数表调查指标坡体高度坡面倾角岩层产状钻孔深度（m）风化土层数单位H(m)θ（。）θ（。）ZK1ZK2（个）左侧坡向：7°指标值31.23310°∠10°31.721.72右侧坡向：187°岩性土层代号密度（g/cm3）土层厚度（m）内摩擦角φ（°）粘聚力C(MPa)强风化①25.226～180.08～0.05中风化②2.736.535～270.13～0.097)第11标：YK59+192.5~YK59+357.8路堑a边坡特征性质:场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高484.5～502.4m，相对高差为17.9m。该段路堑地处山体斜坡地带。根据工程地质测绘及钻探资料，场地出露上太古界阜平群红鹤组(Ar3h)黑云二长片麻岩，现将岩层工程地质特征由上而下叙述如下：强风化黑云二长片麻岩(Ar3h)：灰白~灰黄色，变晶结构，片麻状构造，节理裂隙很发育，岩体很破碎，矿物成分以黑云母、角闪石、长石为主。钻探揭露最大层厚30.0m。b边坡特征参数:表2.7k59边坡特征参数表调查指标坡体高度坡面倾角岩层产状钻孔深度（m）风化土层数单位H(m)θ（。）θ（。）ZK1ZK2x（个）左侧坡向：18°指标值2827°∠26°30211右侧坡向：198°岩性土层代号密度（g/cm3）土层厚度（m）内摩擦角φ（°）粘聚力C(MPa)12万方数据 河北工业大学硕士学位论文强风化①25.226～180.08～0.058)第12标：YK63+901~K64+024深挖路堑a边坡特征性质:场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高579.62～602.42m，相对高差为32.80m，微地貌处于山体的山脊地带，两侧高，开挖形成后两侧形成路堑。根据工程地质测绘及物探资料，场地出露上太元古界五台群石家栏组(Ar3sh)黑云片麻岩，现将岩层工程地质特征由上而下叙述如下：全风化黑云片麻岩(Ar3sh)：岩体风化剧烈，原岩结构构造基本已破坏，岩芯呈砂状，局部碎块状，表层含少量植物根系。分布于整个路堑区，揭露层厚4.90～8.00米。强风化黑云片麻岩(Ar3sh)：节理裂隙发育，岩体破碎，岩芯呈碎块状，局部呈柱状。分布于整个路堑区，揭露层厚8.00～15.00米。中风化黑云片麻岩(Ar3sh)：节理裂隙较发育，岩体较破碎，岩芯呈短柱状，局部呈碎块状。该层分布于整个路堑区，本次勘察未揭穿此层，揭露最大厚度10.50米。b边坡特征参数:表2.8k63边坡特征参数表调查指标坡体高度坡面倾角岩层产状钻孔深度（m）风化土层数单位H(m)θ（。）θ（。）ZK1ZK2x（个）指标值10146°∠45°34°∠9°30211岩性土层代号密度（g/cm3）土层厚度（m）内摩擦角φ（°）粘聚力C(MPa)全风化①812～100.03～0.02强风化②824～160.06～0.03中风化③2.7310.530.～250.11～0.089)第12标：YK66+036~K66+114深挖路堑a边坡特征性质:场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高624.24～650.78m，相对高差为26.54m，微地貌处于山体的山脊地带，右侧高，开挖形成后右侧形成路堑。根据工程地质测绘及物探资料，场地出露上太元古界五台群石家栏组黑云片麻岩，其中：全风化黑云片麻岩原岩结构构造基本已破坏，岩芯呈砂状和角砾状，表层含少量植物根系。分布于整个路堑区，揭露层厚1.00～1.50米；强风化黑云片麻岩风化严重，岩芯大部分呈碎块状。分布于整个路堑区，揭露层厚1.50米；中风化黑云片麻岩节理裂隙较发育，岩体较破碎，岩芯呈短柱状，局部呈碎块状。该层分布于整个路堑区，本次勘察未揭穿此层，揭露最大厚度38.50米。b边坡特征参数:表2.9k66边坡特征参数表调查指标坡体高度坡面倾角岩层产状钻孔深度（m）风化土层数单位H(m)θ（。）θ（。）ZK1ZK2x（个）13万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估指标值74.5228°∠45°313°∠8°30413岩性土层代号密度（g/cm3）土层厚度（m）内摩擦角φ（°）粘聚力C(MPa)全风化①1.512～100.03～0.02强风化②1.524～160.06～0.03中风化③2.732730.～250.11～0.0810)第13标：K69+520~K69+701深挖路堑a边坡特征性质:场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高710.87～746.89m，相对高差为36.01m，微地貌处于山体的鞍部地带，两侧高，开挖形成后两侧形成路堑。根据工程地质测绘及物探资料，场地出露上太元古界五台群石家栏组(Ar3sh)角闪斜长片麻岩，其中，全风化角闪斜长片麻岩岩体风化十分剧烈，节理裂隙十分发育，岩体十分破碎，岩芯呈颗粒状。分布于整个路堑区，揭露层厚3.80～20.00米；强风化角闪斜长片麻岩节理裂隙发育，岩体破碎，岩芯呈碎块状，局部呈柱状。分布于整个路堑区，揭露层厚3.50～19.30米；中风化角闪斜长片麻岩节理裂隙较发育，岩体较破碎，岩芯呈短柱状。该层在路堑局部缺失，本次勘察未揭穿此层，揭露最大厚度3.80米。b边坡特征参数:表2.10k69边坡特征参数表调查指标坡体高度坡面倾角岩层产状钻孔深度（m）风化土层数单位H(m)θ（。）θ（。）ZK1ZK2x（个）左：61°∠45°指标值8.545°∠9°32.527.33右：241°∠45°岩性土层代号密度（g/cm3）土层厚度（m）内摩擦角φ（°）粘聚力C(MPa)全风化①18.315～120.04～0.02强风化②11.726～180.08～0.05中风化③2.732.535～270.13～0.0911)第8-13标深挖路堑边坡素描图：14万方数据 河北工业大学硕士学位论文图2.13K45深挖路堑边坡素描图图2.14K50深挖路堑边坡素描图图2.15K52深挖路堑边坡素描图图2.16K55深挖路堑边坡素描图图2.17K57深挖路堑边坡素描图图2.18K58深挖路堑边坡素描图图2.19K59深挖路堑边坡素描图图2.20K63深挖路堑边坡素描图15万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估图2.21K66深挖路堑边坡素描图图2.22K69深挖路堑边坡素描图16万方数据 河北工业大学硕士学位论文第三章离散元基本原理3.1UDEC软件介绍通用离散元程序（UDEC，UniversalDistinctElementCode）是一个处理不连续介质的二维离散元程序。UDEC用于模拟非连续介质（如岩体中的节理裂隙等）承受静载或动载作用下的响应。非连续介质是通过离散的块体集合体加以表示。不连续面处理为块体间的边界面，允许块体沿不连续面发生较大位移和转动。块体可以是刚体或变形体。变形块体被划分成有限个单元网格，且每一单元根据给定的“应力－应变”准则，表现为线性或非线性特性。不连续面发生法向和切向的相对运动也由线性或非线性“力－位移”的关系控制。在UDEC中，为完整块体和不连续面开发了几种材料特性模型，用来模拟不连续地质界面可能显现的典型特性。UDEC是基于“拉格朗日”算法很好地模拟块体系统的变形和大位移。UDEC是在离散单元法理论上用来进行数值模拟的岩土分析软件，比较适用于模拟非连续介质（比如岩体中的软弱夹层、风化接触带、岩层交界面以及节理等），岩体承受静荷载或动荷载作用下的破坏情况，在UDEC软件中可以很好的模拟出来，软件通过离散的块体来表示不连续的介质，不连续介质之间的交界处可以作为虚拟节理来描述，并且这些离散的块体可以看作是刚体，也可以看作是变形体，并可以在不连续面上发生位移或者转角，模型被网格划分成有限个单元网格，在给定的应力应变准则条件下，每一个网格单元表现出不同的特性，可能是线性的也可能不是线性的，线性或者非线性的力-位移的关系，可以控制不连续面的相对运动，包括法向或者切向方向的相对运动；为了可以更接近实际的描述模型中岩石的特性，向边坡的开挖、边坡内部的一些不连续面等地质或者人工活动现象，在UDEC中，我们可以通过选择不同的材料特性模型来实现。开挖模型代表从模型中移去的材料，各向同性弹性模型用来表示对表现为线性应变特征的均质、各向同性的连续材料是有效的，Drucker.Prager塑性模简称D－P塑性模型，是一种比较简单的破坏准则，材料屈服是独立应力的函数，Mohr.Coulomb塑性模型假定材料是受剪切屈服破坏，但屈服应力仅依赖于最大和最小主应力，堆砌节理模型与Mohr.Coulomb模型一致，但比较适用于各向异性特性较强的材料；应变软化模型的基础是Mohr.Coulomb模型，但适合于当剪切加载超越其极限状态，表现出剪切弱化的材料，双屈服模型是应变弱化模型的扩展模型，用于模拟不可逆压缩以及剪切屈服破坏的材料，我们应该注意到，当摩擦角等于零时，Mohr.Coulomb模型将变成Tresca模型，而17万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估D－P模型则变为Mises模型。与有限元方法比较UDEC计算优势UDEC是一个命令驱动（而不是菜单驱动）的计算程序。尽管菜单驱动程序易于初次学习，但在UDEC中所提供的命令驱动结构具有如下优点：1、输入的“语言”是基于可识别的文字命令，使你易于识别每一个命令的作用（例如BOUNDARY命令，是指施加模型的边界条件）。2、工程模拟通常是按照系列施工顺序构成――即，构造原岩应力，施加作用的荷载、开挖隧道、安装支护等。一系列（从文件或键盘上）输入命令完全对应于实际的施工顺序。3、根据文本编辑器，很容易对UDEC数据文件进行编辑和修改。几个数据文件能相互连接，进行多个问题求解，这对于进行参数的灵敏度分析是十分有用的。4、命令驱动结构允许用户开发前后处理程序，控制UDEC必要的输入/输出。用户可以为一系列UDEC的模拟，编写节理模拟函数，产生特定的节理结构。可采用FISH程序语言，并插入到输入的文件中，使计算很容易实现。与其他方法的比较对于UDEC程序，一个共同的问题是，UDEC是一个有限元程序还是离散元程序？他们的主要区别是什么？UDEC程序与其他程序有何关系？为回答上述问题，下面将给予解释。许多有限元、边界单元和拉格朗日有限差分程序都具有“界面单元”或“节理单元”，使程序能够模拟问题中的不连续面，扩大程序的应用范围。然而，他们的公式在一个或多个方面通常受到限制：首先，当考虑很多相互切割的节理就可能打乱系统的逻辑关系；其次，不可能自动识别新的接触面进行自动考虑；第三，计算公式可能有小位移和无转动条件限制，所以通常适用连续介质的程序。术语“离散单元法”（Discreteelementmethod）意味着：（a）允许离散块体发生有限的位移和转动，包括完全脱离；（b）在计算过程中，自动识别新的接触面。在不连续介质中，如果没有第一个属性，程序不可能产生某些重要的机理。如果没有第二个特性，程序将限制在事先已知的相互作用的有限块体数。离散元法（Distinctelementmethod）是由Cundall和Strack（1979）采用变形接触和显式、时间域的初始运动方程（而不是变换，块体方程）提出的特殊的离散单元法程序。3.2离散元力学原理[24-27]离散元法（DistinctElementMethod，DEM），是由cundall提出的用来处理非连续介质问题的数值模拟方法，其基本思想是把岩体材料简化成具有一定质量和形状的18万方数据 河北工业大学硕士学位论文颗粒的集合，定义接触颗粒间，以及颗粒与接触边界之间某种接触力学模型，并将模型赋予相应的参数，以考虑颗粒之间，颗粒与边界之间的接触作用，以及颗粒材料与边界之间不同的物理力学性质；离散元法采用动态松弛法求解方程，其理论基础是牛顿第二定律，当采用不同的本构模型时,可以分析颗粒块体，颗粒块整体的破坏过程(如开挖和粉碎等)，正是由于这些优点，使得离散元法已成为研究不连续介质的一种通用的方法，并在岩土工程(如边坡的滑动)和风沙流动(如雪崩,风化)领域得到较多应用。离散元法将所研究的区域划分成单元，在离散元中这种单元称为块体，我们可以理解为，模型由有限个单元块体组合而成的，块体的运动受不连续面的控制，不连续面包括节理、风化接触带、岩层分界面等，在进行软件模拟实际工程情况时，软件允许块体之间可以连续在一起，也可以做分离运动（比如边坡的模拟开挖），这点优于有限元方法，块体之间的相互作用力，可以根据牛顿第二定律，力-位移之间的关系求出，而个别块体的变形运动，则根据各自单元的受力情况以及力矩来确定；块体之间的位移主要表现为块体之间的位移叠合值U，其大小与块体之间的作用力有关，其法向力Fn和切向力增量ΔFs分别为下式：FnKnUn（3.1）FSKsUs（3.2）式中：Kn、Ks分别表示法向刚度系数和切向刚度系数；Un、Us分别表示块体在法向跟切向方向的每一时步的位移叠合值。FsFS(原)Fs（3.3）当单元法向分离时：Fn0（3.4）当单元之间产生相对滑动时：FSCtan（3.5）我们可以利用上式对岩体是否分离，或者剪切破坏进行分析，由于块体之前不会承受拉力，所以当岩块分离时（比如岩体发生坍塌、滑动破坏等），作用在岩块上的法向力和切向力等于零，即（1.4）式成立；对于岩体在塑性范围内的破坏情况，需要计算切向力Fs有没有超过其剪切强度标准值，因此，根据库仑定律有下式成立。FCtan（3.6）S由于离散单元更能接近实际岩体内部情况，真实地表达岩体节理的几何特点，更好地处理所有非线性变形和破坏都集中在岩体节理面上的破坏问题，所以被广泛应用于模19万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估拟滑坡、边坡和节理岩体地下水渗流等力学问题。在用UDEC软件对模型进行数据模拟之前，必须对模型进行定义分析，产生一个物理系统的概念图，组合准备一系列的模型数据。UDEC程序产生几何模型的方式，不同于与传统的数值分析程序产生模型的方式，首先产生计算范围的单一块体，然后将这个块体切割成小的块体。模型中的块体边界是工程结构面（如开挖体边界）或地质结构面，这种切割处理方式称为节理生产的几何体，物理模型中的“节理”代表实际地质节理和人造结构边界，以及在以后连续的计算步中改变或将被移去材料，对于后者来说，节理是虚拟的，其存在不应影响模型最终的计算结果，其计算流程如下所示：一、建造模型第一步：生成块体UDEC模型通过切割初始块体成小的块体，代表模型的实际边界，采用下述命令建立模型块体：Blockx1,y1x2,y2x3,y3（x1，y1），（x2，y2），（x3，y3）…是定义块体角点的坐标对，各角点坐标对必须按顺时针方向排列，并与物理模型的边界条件一致。第二步：产生物理模型的几何体UDEC有几个命令用于产生物理模型的几何体，生成地质结构（即节理）的两个主要命令如下：Crack或者JsetCrack命令主要是产生块体中单一直线特征的裂缝，由（x1，y1）和（x2，y2）两组端点坐标确定，Jset命令是自动节理组生成器，在创建时输入特征参数值（即倾角、迹长、岩桥长度、间距和空间位置），则会自动产生一组节理，下面的例子说明用Crack和Jset命令切割块体：Example3.1产生简单的UDEC模型round0.1block(0,0)(0,20)(20,20)(20,0)Crack(0,10)(20,10)通过这些命令，就产生了一个20×20m单位的块体，然后劈裂成两个块体，Crack命令产生一个水平、连续的贯通模型的裂缝。第三步：划分网格和制定材料特性最常用的三种模型如下：开挖模型（null）changecons=0;nullmodel各向同性弹性模型changecons=1;elasticmodelMohr-Coulomb塑性模型changecons=3;Mohr-coulombmodel20万方数据 河北工业大学硕士学位论文PROPERTYmat命令来给块体赋予材料参数值，性质参数不要赋给特定的块体，而是赋给块体的材料号，材料号可以通过Plotblocknumber命令查询。对于弹性模型，需要的性质参数为：（1）密度（2）体积模量（3）剪切模量注意：体积模量K、杨氏模量E、剪切模量G与泊松比之间的关系如下：EEK＝，G＝(3.7)（31－2）（21）或9KG3K－2GE＝，＝(3.8)3K＋G（23K＋G）对于摩尔－库仑塑性模型，需要的性质参数为：（1）密度（2）剪切模量（3）体积模量（4）粘聚力（5）内摩擦角（6）抗拉强度（7）剪胀角在UDEC程序中，如果上述参数没有赋值，系统自动赋为零值，对于上述两个模型，密度、体积模量和剪切模量的值必须赋予正值。节理材料模型也可以通过PROPERTYmat命令赋予材料性质参数，如同块体，参数并不是直接赋给不连续面，而是赋给材料号，材料号是通过CHANGEmat命令赋给节理的，对于库仑滑动模型，所需要的参数是：（1）切向刚度（2）法向刚度（3）粘聚力（4）内摩擦角（5）抗拉强度（6）剪胀角第四步：施加边界条件和初始条件。边界条件的施加见下表3.3所示，边界条件命令总结：21万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估表3.1边界条件命令总结命令效果Stress施加总应力到刚体或变形体块体的边界上Xload施加刚体或变形体边界的x方向的荷载BOUNDARYYload施加刚体或变形体边界的y方向的荷载Xvel施加变形体边界的x方向的速度（位移）Yvel施加变形体边界的y方向的速度（位移）FREE释放刚体的速度（位移）FIX固定刚体边界的速度（位移）Xload施加x方向的荷载到刚体的边界LOADYload施加y方向的荷载到刚体的边界第五步：进行模型计算其计算可采用STEP（或CYCLE或SOLVE）命令，计算的模型如果比较繁琐，则软件需要计算上万次才能达到稳定解，但一般典型的问题求解只需要2000～4000次循环，就可以获得系统的平衡，其中的计算时步的选取应根据实际情况取值，原则是保证运算结束，最大不平衡力为零。第六步：模型开挖在模拟开挖前确保模型处于平衡状态，这样不会影响模拟结果，开挖或者删除一个块体用如下命令：deleterangeblockxblock后面加被删除块体的形心，通过键入以下命令，就显示出包括块体地址号的块体图形：在UDEC软件中，在求解过程中允许在任意部位改变模型的条件，这些变化可能是以下形式：（1）开挖材料（2）释放或固定边界结点的速度（位移）（3）删除或增加边界荷载或应力（4）改变块体的材料模型或块体和变形体的性质参数第七步：进行运算开挖结束后，进行运算并确保模型的最大不平衡力为零。表3.2系统单位和方向参数SILengthDensityForcePaGravity3632mkg/mN10kg/mm/sec22万方数据 河北工业大学硕士学位论文坐标体系单元体应力方向规定离散元强度折减法的基本原理：[45]Griffiths提出的强度折减法，在此基础上，我国徐干成，郑颖人等人对其进行研究并进行了改进，也就是我们现在经常用到的强度折减法，通过折减系数k（k>1）将[46-49]土体的抗剪强度指标C和φ进行折减，用折减后的抗剪强度指标Ck和φk，取代原来的抗剪强度指标C和φ，以求得极限状态下边坡的安全系数，如下式所示：CC/kk(1.7)1tan((tan/)k)k（1.8）Ctanfkkk（1.9）C式中：k——折减后土体的虚拟粘聚力；k——折减后土体的虚拟内摩擦角；fk——折减后的抗剪强度；Ck、k为折减后的粘聚力与内摩擦角，将其带入UDEC进行计算，如果计算结果显示收敛，则进一步放大折减系数k，直到折减后的参数在UDEC中计算不收敛，说明前一步，边坡就已经处于极限平衡状态。渗流理论分析：地下水是影响边坡稳定性、导致边坡失稳破坏的主要因素；在UDEC中被裂隙所包围的岩块可以被模拟为刚体或者可变形体，通过域分析流体在裂隙中的流动。下图中将域顺序标号为①～⑤,假定域内充满各向等压流体，域和域之间通过接触与临域发生作用。接触顺序标号为A～F。域①、③、④表示节理，域②表示2个节理的交点，域⑤为空洞。23万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估1)、地下水对节理的力学作用地下水对节理岩体的作用力表现为静水压力和动水压力，这两种力合称渗透压力或渗透力。静水压力是指静止水对其接触面上所作用的压力，岩体中节理面上的静水压力的分布与地下水头大小有关，通常，节理面单位面积上承受的静水压力可表示为P静(HZ)P静：静水压力(MPa)γ：水的容重H：地下水水头Z：节理中心的位置高程岩体中节理面上的静水压力一种表面力，它一方面使节理面上的有效应力降低，另一方面会导致节理扩展。岩体节理中的渗透压力是指地下水在水头差作用下沿节理流动时由于流动阻力而产生的水压力，岩体节理中的渗透压力是一种质量力或体积力，它的方向与水流流动方向一致。渗透水压力等于水的容重与水力梯度Jf的乘积：P动Jf根据水力学知识，水在运动过程中，处于某点时的实际水头由三部分组成，即2PvHZ2g式中：Z：水体质点流经给定点时所具有的位置高度，称为位置水头，或称位头；P：水体质点流经给定点时所具有的压强高度，称为压力水头，或称压头；2v2g：水体质点流经给定点时，因其具有速度v，可以向上自由喷射而能够到的高度，称为速度水头，或称速头。24万方数据 河北工业大学硕士学位论文2）、有效应力定律：设垂直于节理面作用法向应力σ，并有水压力μ，节理面的剪切强度由节理面上的有效应力（σ-μ）控制，即节理剪切强度与法向应力的关系为c()tan大多数坚硬岩石的粘结力c和内摩擦角φ不会由于水的存在而有显著的变化，在UDEC中默认岩石块体为不透水，因而，这些岩体的剪切强度的降低主要是由于节理面有效应力降低所引起。就岩体边坡的稳定性而言，聚集在岩体内部的高压水比含水层中的自由水更为重要，即在确定坚硬岩体的强度特性时，孔隙水压比含水量更重要。节理的有效应力定律很好地解释暴雨后边坡的失稳及水库蓄水后的诱发地震，设边坡上的岩块被一个充满水的张开节理切断，张开节理的水压力随深度线性增加，水压作用在岩块背面上的合力V沿斜面向下，假设水压穿过张开节理和岩块底面的交线而传递，根据极限平衡条件，有Wsinψ+V=cA+(Wcosψ.μ)tanψ上式中左边为致滑力，右边为抗滑摩擦力，由上式看出，由于张开节理和水压力的作用，导致沿斜面下滑的致滑力增大了，而抗滑摩擦力降低了，因而V和μ的作用都将使边坡上岩块的稳定性减小，虽然，这里所涉及的水压力较小，但它作用于很大的面积上，所以，水的作用可能很大，对边坡稳定性的影响是极为重要的。3）、水压力对岩石强度的影响在绝大多数情况下，岩体浸水后强度降低与孔隙水压力作用是分不开的。通常把存在于岩体孔隙及隙裂中的水压力统称为孔隙水压力。如果饱水岩体在荷载作用下难于排水或不能排水，那么将产生孔隙水压力，岩体中固体颗粒或骨架所承受的压力便相应减小，致使岩体强度随之降低。根据太沙基的有效应力定律：σˊ=σ-Pw式中：σ—总应力；σ′—有效应力；Pw—孔隙水压力（在这里表示压应力）。（1）莫尔-库仑强度准则考虑孔隙水压力作用，根据莫尔.库仑强度准则，可以重写出饱和抗剪强度表达式即：(p)tancfw式中：f—岩石的抗剪强度；φ，c—岩石内摩擦角及内聚力。岩体中孔隙水压力除了降低其强度之外，还可以改变岩体变形特性。25万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估4）、岩体的节理中孔隙水流动，对于流体渗流假定下面的条件：（1）、假定沿着模型底部和侧边的节理裂隙连接渗透性为零。（2）、岩体基础交界面假定有较低的渗透性。（3）、使用稳定流体算法（SETflowsteady）。（4）、岩石基质是不透水的，水流主要通过水力连通的裂隙网络传递。3.3本章小结本章首先对UDEC软件进行了介绍，通用离散元程序（UDEC，UniversalDistinctElementCode）是一个处理不连续介质的二维离散元程序，UDEC用于模拟非连续介质（如岩体中的节理裂隙等）承受静载或动载作用下的响应。离散元法其基本思想是把岩体材料简化成具有一定质量和形状的颗粒的集合，定义接触颗粒间，以及颗粒与接触边界之间某种接触力学模型，并将模型赋予相应的参数，以考虑颗粒之间，颗粒与边界之间的接触作用，以及颗粒材料与边界之间不同的物理力学性质；当采用不同的本构模型时，可以分析颗粒块体，颗粒块整体的破坏过程(如开挖和粉碎等)，正是由于这些优点，使得离散元法已成为研究不连续介质的一种通用的方法，并在岩土工程(如边坡的滑动)和风沙流动(如雪崩,风化)领域得到较多应用。其次介绍了离散元的力学原理、UDEC建模过程、强度折减法的基本原理、渗流的理论分析。26万方数据 河北工业大学硕士学位论文第四章YK57+833～YK57+999断面对比研究本文在前面文献以及岩土勘察资料的基础上，对该断面两次削坡过程中以及渗流条件下边坡的应力、位移、安全系数进行对比分析，总结出边坡发生滑塌的主要原因。4.1工程地质条件1）、地形、地貌拟建路堑位于路罗镇茶旧沟村北约400m，于拟建公路测设里程YK57+833.8～YK57+999.3，全长165.5m，对公路两侧进行切坡，最大切坡高度为40.2m。场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高471.96～494.06m，相对高差为22.10m。该段路堑地处山体斜坡地带。2）、地层岩性根据工程地质测绘及物探资料，岩层工程地质特征由上而下叙述如下：（1）强风化黑云二长片麻岩(Ar3h)：灰白~灰黄色，变晶结构，片麻状构造，节理裂隙很发育，岩体破碎，矿物成分以黑云母、角闪石、长石为主。钻探揭露层厚26.8~27.6m。（2）中风化黑云二长片麻岩(Ar3h)：变晶结构，片麻状构造，节理裂隙发育，岩芯以短柱状为主。钻孔揭露最大层厚5.1m。3）、节理构造根据工程地质测绘，场地区岩层产状为2°∠10°，主要发育两组节理：J1：产状100°∠88°，3～5条/m，延伸0.1～0.6m，节理面平直，微张。J2：产状15°∠85°，2～5条/m，延伸0.4～0.9m，节理面平直，微张。4.2边坡模型分析实际坡体总长为100m，高为70m，剖面方向0°—180°，将节理投影到边坡剖面上，节理投影后的倾角分别为78.6°和95.2°，模型的网格划分以上述两组优势节理面为依据,其疏密程度及延伸情况以勘察报告为依据，采用Mohr-Coulomb本构模型。路堑开挖高度分别为8.8m、8m、8m、8m和6m，平台宽2m。模型位移边界条件规定：模型底边界竖直方向位移为0，模型左右边界水平方向位移为0，其他边界面是自由的。本文在模拟时，把不同土层的分界面看作节理面来进行27万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估处理。数值模拟分析的基本步骤如下：第一步：生成块体；第二步：产生物理模型的几何体；第三步：划分网格和制定材料特性；第四步：施加边界条件和初始条件；第五步、进行模型计算；第六步：模型开挖；第七步：进行运算。边坡第一次开挖的坡率为1:0.351:0.51:0.51:0.751:0.75，开挖完之后一段时间边坡发生了小规模的滑塌，所以决定对边坡进行二次削坡，以确保边坡的稳定性，二次削坡的坡率为1:0.751:11:11:1.251:1.25。如图4.1-4.2为边坡两次削坡边坡剖面模型：8.8m9.1m高程512m高程5高程58.0m8.0m高程410m高程4高程48.0m8.0m高程38m高程3高程38.0m8.0m高程22m高程26.0m高程26.0m高程1高程1高程1图4.1一次削坡开挖剖面示意图图4.2二次削坡开挖剖面示意图岩体和节理参数见表4.1表4.1岩体参数密度内摩擦角粘聚力体积模量剪切模量抗拉强度岩性3（kPa）（g/cm）φ（°）C(MPa)E(GPa)G(GPa)强风化黑云二长2.5250.11.70.36150片麻岩中风化黑云二长2.7300.64.21.9200片麻岩表4.2强风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力内摩擦角φ抗拉强度节理倾角（°）Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（°）（kPa）J1（顺坡450.071378.670向）J2（反坡450.071395.27028万方数据 河北工业大学硕士学位论文向）表4.3中风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力内摩擦角φ抗拉强度节理倾角（°）Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（°）（kPa）J（顺坡向）1780.091578.6100J（反坡向）2780.091595.21004.3路堑边坡数值模拟对比分析本论文主要针对两次削坡不同坡率下岩体和节理的位移和应力进行数值模拟模拟对比分析，来分析边坡发生滑塌的主要原因。4.3.1位移对比分析图4.3一次削坡堑位移矢量图图4.4二次削坡路堑位移矢量图7开挖步6一次削坡一次削坡123455二次削坡0二次削坡4-0.5）3-1mm-1.5（2）-2mm1（-2.5位移0-3-112345位移-3.5-4-2-4.5-3-5开挖步图4.5高程2点X方向位移变化曲线图图4.6高程2点Y方向位移变化曲线图图4.3.4.6为两次削坡过程中路堑边坡的位移矢量图及高程2点处的位移。从上图可以看出，在水平方向，一次削坡之后边坡二级台阶处产生了较大的位移，最大值为6mm，29万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估岩体出现向临空面滑动的趋势；二次削坡之后，最大位移值为3.5mm；在竖直方向，由于开挖卸荷的作用，岩体产生了较大的竖直向上的位移，而这种位移趋势有利于边坡的稳定性。4.3.2岩体X方向应力对比分析图4.7一次削坡岩体X方向等值线图图4.8二次削坡岩体X方向等值线图024681012141618200-50原岩应力-100一次削坡二次削坡-150应力（KPa）-200-250-300距离高程1点的水平距离（m）图4.9高程1点岩体X方向应力变化曲线30万方数据 河北工业大学硕士学位论文024681012141618200246810121416182000-20-50-40原岩应力原岩应力一次削坡-60一次削坡-100二次削坡-80二次削坡（KPa）（KPa）-100-150应力应力-120-140-200-160-250-180距离高程2点的水平距离（m）距离高程3点的水平距离（m）图4.10高程2点岩体X方向应力变化曲线图4.11高程3点岩体X方向应力变化曲线024681012141618200246810121416182000-10-20原岩应力-20原岩应力-40一次削坡一次削坡KPa）二次削坡KPa）-30二次削坡（-60（-40应力应力-80-50-100-60-120-70距离高程4点的水平距离（m）距离高程5点的水平距离（m）图4.12高程4点岩体X方向应力变化曲线图4.13高程5点岩体X方向应力变化曲线从岩体X方向的应力云图可以看出，一次削坡之后在坡顶形成滑坡后缘拉裂区，拉裂区范围贯通到一定程度将会导致边坡的变形与破坏。二次削坡之后坡顶后缘拉裂区基本不存在，使边坡处于较稳定状态。从各高程点曲线图可以看出，在水平方向，同一高程处应力变化不大，最后趋于稳定，在竖直方向应力逐渐增大，最后趋于稳定。4.3.3岩体Y方向应力对比分析31万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估024681012141618200-100-200原岩应力-300一次削坡-400二次削坡-500应力（KPa）-600-700-800-900距离高程1点的水平距离（m）图4.14高程1点岩体Y方向应力变化曲线024681012141618200246810121416182000-100-20-200-40原岩应力原岩应力-300一次削坡-60一次削坡-400二次削坡-80二次削坡（KPa）（KPa）-500-100应力应力-600-120-700-140-800-160-900-180距离高程2点的水平距离（m）距离高程3点的水平距离（m）图4.15高程2点岩体Y方向应力变化曲线图4.16高程3点岩体Y方向应力变化曲线024681012141618200246810121416182000-50-50-100原岩应力原岩应力-150-100一次削坡一次削坡-200二次削坡-150二次削坡（KPa）-250（KPa）-200-300应力应力-350-250-400-300-450-500-350距离高程4点的水平距离（m）距离高程5点的水平距离（m）图4.17高程4点岩体Y方向应力变化曲线图4.18高程5点岩体Y方向应力变化曲线图4.14-4.18为两次削坡过程中岩体Y方向的应力变化曲线。在水平方向，同一高程处应力变化不大，从左到右逐渐增大，最后趋于稳定；在竖直方向应力逐渐增大。4.3.4岩体剪应力对比分析32万方数据 河北工业大学硕士学位论文图4.19一次削坡剪应力等值线图图4.20二次削坡剪应力等值线图024681012141618200原岩应力-10一次削坡-20二次削坡-30-40-50应力（Kpa）-60-70距高程1点的水平距离（m）图4.21高程1点岩体剪应力变化曲线024681012141618200246810121416182000原岩应力原岩应力-10-10一次削坡一次削坡）-20）-20二次削坡Kpa-30Kpa二次削坡（（-30-40-40应力-50应力-50-60-60-70距高程2点的水平距离（m）距高程3点的水平距离（m）图4.22高程2点岩体剪应力变化曲线图4.23高程3点岩体剪应力变化曲线33万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估02468101214161820024681012141618200原岩应力0原岩应力-5一次削坡-5一次削坡-10）二次削坡）二次削坡-15-10Kpa-20Kpa（（-25-15应力-30应力-35-20-40-25距高程4点的水平距离（m）距高程5点的水平距离（m）图4.24高程4点岩体剪应力变化曲线图4.25高程5点岩体剪应力变化曲线从两次削坡后剪应力云图可以看出，一次削坡之后在坡脚应力集中带产生最大剪应力，应力集中带范围继续扩大将会导致边坡的变形与破坏。二次削坡之后坡脚应力集中带最大剪应力有较大程度降低，有利于边坡的稳定。从各高程点曲线图可以看出，岩体的剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定；在竖直方向上从上到下岩体剪应力是逐渐增大的。4.3.5顺坡向节理J1和反坡向J2的剪应力对比分析160140原岩应力120一次削坡100二次削坡8060应力（KPa）4020002468101214161820距离高程1点的水平距离（m）图4.26高程1点J1剪应力变化曲线34万方数据 河北工业大学硕士学位论文1208070100原岩应力原岩应力60一次削坡一次削坡80）50二次削坡二次削坡（KPa）60（KPa4030应力40应力202010000246810121416182002468101214161820距离高程2点的水平距离（m）距离高程3点的水平距离（m）图4.27高程2点J1剪应力变化曲线图4.28高程3点J1剪应力变化曲线12050原岩应力原岩应力100一次削坡一次削坡40）二次削坡）80二次削坡30KPaKPa（60（20应力40应力1020000246810121416182002468101214161820距离高程5点的水平距离（m）距离高程4点的水平距离（m）图4.29高程4点J1剪应力变化曲线图4.30高程5点J1剪应力变化曲线上图为78.6度节理两次削坡后各高程点同一高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定；在竖直方向上从上到下节理剪应力是逐渐增大的。从图4.26-4.30可以知道，一次削坡之后剪应力明显增大，最大值达到140kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩应力相差不大，应力增加的比较少。10090原岩应力80一次削坡70二次削坡605040应力（KPa）302010002468101214161820距离高程1点的水平距离（m）35万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估图4.31高程1点J2剪应力变化曲线60605050原岩应力原岩应力一次削坡一次削坡40）40二次削坡二次削坡Pa）KPa3030（K（应力20应力201010000246810121416182002468101214161280距离高程2点的水平距离（m）距离高程3点的水平距离（m）图4.32高程2点J2剪应力变化曲线图4.33高程3点J2剪应力变化曲线7060原岩应力60原岩应力50一次削坡50一次削坡二次削坡）40二次削坡40KPaKPa）30（（30应力20应力201010000246810121416182002468101214161820距离高程5点的水平距离（m）距离高程4点的水平距离（m）图4.34高程4点J2剪应力变化曲线图4.35高程5点J2剪应力变化曲线上图为95.2度节理各高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右有增大的趋势，最后趋于稳定；在竖直方向上从上到下节理剪应力是逐渐增大的。从图4.31-4.35可以知道，两次削坡后剪应力变化不是很大，对路堑边坡的稳定性影响不大。4.3.6路堑边坡抗剪强度验算对比分析4.3.6.1两次削坡岩体的抗剪强度验算由各高程点的剪应力曲线可知一次削坡之后高程1点处产生最大的剪应力1=-0.65×105Pa，最大主应力1=-2×105Pa，最小主应力3=-2.8×104Pa；二次削坡后高55程1点产生最大的剪应力2=-0.5×10Pa，最大主应力1=-1.5×10Pa，最小主应力3=-4.5×104Pa。36万方数据 河北工业大学硕士学位论文-1313cos2由公式22算出坡脚处岩体的主应力=-0.58×105Pa，根据CtanMohr-Coulomb屈服准则f：f55555=-1×10-0.58×10tan25º=-0.97×10Pa>1=-0.65×10Pa>2=-0.5×10Pa，由计算可知削坡前后岩体的剪应力都没有超过岩体的抗剪强度，说明岩体是比较稳定的，但是削坡后要比削坡前稳定的多。4.3.6.2削坡前后节理抗剪强度验算oo由节理的剪应力变化曲线可知J（178.6）对路堑的稳定性影响最大，下面对J（178.6）的抗剪强度进行验算。UDEC中将岩体视为由岩块和不连续面组成的，不连续面包括断层、节理裂隙和软弱夹层等，岩体的强度取决于岩块的强度、不连续面的分布形式和力学特性，块体的运动为平移和绕形心的转动，在运动过程块体之间必然有嵌入和重叠实现，它们与相邻块体对应的相对位置变化通过物理方程实现：FnKnUn（1.1）FSKsUs（1.2）式中：Kn、Ks分别表示法向刚度系数和切向刚度系数；Un、Us分别表示块体在法向跟切向方向的每一时步的位移叠合值。FsFS(原)Fs（1.3）当单元法向分离时：Fn0（1.4）当单元之间产生相对滑动时：FSCFntan（1.5）我们可以利用上式对岩体是否分离，或者剪切破坏进行分析，由于块体之前不会承受拉力，所以当岩块分离时（比如岩体发生坍塌、滑动破坏等），作用在岩块上的法向力和切向力等于零，即（1.4）式成立；对于岩体在塑性范围内的破坏情况，需要计算切向力Fs有没有超过其剪切强度标准值，因此，根据库仑定律有下式成立。FSCFntan（1.6）当岩体破坏时，作用在节理或者岩块上的正应力随即消失，则有1.4式成立；判断其是否破坏,需要检查剪应力Fs是否超过剪切强度，第五次开挖结束后，一次削坡后37万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估55工程边坡坡脚处J1（78.6°）的节理剪应力为1.4×10Pa，正应力3.17×10Pa；二次削55坡后J1（78.6°）节理的剪应力为0.91×10Pa，正应力2.64×10Pa，根据（1.5）FSCFntan式计算得一次削坡J1(78.6°）的节理抗剪强度：F1s=0.7×105+3.17×105tan13=1.43×105Pa>1.4×105Pa二次削坡J1(78.6°）的节理抗剪强度：F2s=0.7×105+2.64×105tan13=1.31×105Pa>0.91×105PaF1s=1.43×105-1.4×105=0.3×105Pa；F2s=1.31×105-0.91×105=0.4×105Pa通过削坡前后J1(78.6°）剪应力变化可知，一次削坡之后J1(78.6°）的剪应力接近节理的抗剪强度，使边坡岩体处于一个临界的稳定状态，而二次削坡之后J1(78.6°）的剪应力减小很多，使路堑边坡处于较稳定状态。4.3.7路堑安全系数对比分析安全系数计算方法如下式所示：CC/kk(1.7)1tan((tan/)k)k（1.8）Ctanfkkk（1.9）C式中：k——折减后土体的虚拟粘聚力；k——折减后土体的虚拟内摩擦角；fk——折减后的抗剪强度；Ck、k为折减后的粘聚力与内摩擦角，将其带入UDEC进行计算，如果计算结果显示收敛，则进一步放大折减系数k，直到折减后的参数在UDEC中计算不收敛，说明前一步，边坡就已经处于极限平衡状态；38万方数据 河北工业大学硕士学位论文2一次削坡1.8二次削坡1.6安全系数1.41.2112345开挖步图4.36开挖步与安全系数的关系从上图可以看出一次边坡削坡之后边坡的安全系数为1.21，二次削坡之后边坡的安全系数为1.38，通过两次削坡可以知道二次削坡边坡的安全系数更大一些，二次削坡之后边坡更稳定。4.4渗流场对比分析4.4.1断面参数分析YK57+833.8～YK57+999.3断面岩层倾向与坡向相对，属较稳定结构；边坡两组节理J1、J2；J1与坡向相向，但倾角大于坡角，为基本稳定结构；J2与坡向斜交，且倾角大于坡角，为基本稳定结构，两次削坡边坡渗流模型如下图4.37所示：9.1m高程512m高程58.0m高程410m高程48.0m高程38m高程3高程22m8.0m高程26.0m高程1高程1图4.37边坡剖面示意图模拟边坡渗流所需数据如下表所示：表4.4模型材料参数表39万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估水容重γ渗透系数K剪胀角抗拉强度岩性（g/cm3）(cm*s.1)ψ（º）（kPa）.6.7强风化黑云二长片麻岩1.02×10-3×101.2200.8.12中风化黑云二长片麻岩1.09×10-4×100.5.12504.4.2数值模拟结果对比分析1）、位移对比分析：在UDEC中默认岩石基质是不透水的，水流主要通过水力连通的裂隙网络传递，也就是沿着节理裂隙传递，下图为两次削坡后边坡干燥及渗流情况下的位移变化曲线。图4.38一次削坡渗流位移矢量图图4.39二次削坡渗流位移矢量图12开挖步一次削坡一次削坡10二次削坡12345二次削坡8一次渗流0一次渗流二次渗流-1）6-2二次渗流mm4-3（-4位移2（mm）-50-6位移-712345-2-8-9-4-10开挖步图4.40高程2点X方向位移变化曲线图图4.41高程2点Y方向位移变化曲线图边坡削坡之后，地下水位高度升为边坡高度68m，在地下水入渗过程中，岩体裂隙的的含水量增大，地下水对节理内部起到润滑的作用，岩体裂隙中水的存在使边坡的位移增大，加入地下水后，在水平方向，一次削坡之后最大位移产生在高程2点范围内，大小为10mm，比干燥状态下多5mm，二次削坡后最大水平位移为5mm，比干燥状态下多40万方数据 河北工业大学硕士学位论文2.5mm；在竖直方向，一次削坡后最大位移发生在高程1点范围内，大小为8.9mm，比干燥状态下多3.7mm，二次削坡后最大位移为4.5mm，比干燥状态下多1.6mm。2）、孔隙水压力对比分析504045一次削坡一次削坡35）40二次削坡）30二次削坡35KPaKPa25（30（2520201515孔隙水压力10孔隙水压力1055000246810121416182002468101214161820距离高程1点的水平距离（m）距离高程1点的水平距离（m）图4.42J1高程1孔隙水压力变化曲线图图4.43J2高程1孔隙水压力变化曲线图从上图孔隙水压力曲线可以看出，孔隙水压力在高程点附近趋近于零，靠近水头处的节理孔隙水压力较大，一次削坡之后J1最大孔隙水压力为48kPa，J2最大孔隙水压力为38kPa；二次削坡之后J1最大孔隙水压力为30kPa，J2最大孔隙水压力为27kPa。通过对比分析两次削坡后J1和J2的孔隙水压力变化可知：J1产生的孔隙水压力较大，节理抗剪强度降低，不利于边坡的稳定，特别是在强降雨条件下，边坡比较容易发生滑塌。3）、应力对比分析图4.44一次削坡渗流剪应力等值线图图4.45二次削坡渗流剪应力等值线图41万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估160原岩应力140一次削坡120二次削坡一次渗流100二次渗流8060应力（KPa）4020002468101214161820距离高程1点的水平距离（m）图4.46高程1点J1剪应力变化曲线12080原岩应力原岩应力70一次削坡100一次削坡60二次削坡80二次削坡50一次渗流一次渗流二次渗流（KPa）60二次渗流（KPa）4030应力40应力202010000246810121416182002468101214161820距离高程2点的水平距离（m）距离高程3点的水平距离（m）图4.47高程2点J1剪应力变化曲线图4.48高程3点J1剪应力变化曲线120原岩应力50原岩应力一次削坡10040一次削坡二次削坡）80一次渗流）二次削坡30KPa二次渗流KPa一次渗流（60（二次渗流20应力40应力1020000246810121416182002468101214161820距离高程5点的水平距离（m）距离高程4点的水平距离（m）图4.49高程4点J1剪应力变化曲线图4.50高程5点J1剪应力变化曲线从上图4.46-4.50可以看出，在孔隙水压力作用下，节理剪应力较干燥状态下变小，靠近边坡高程点处剪应力变化较小，距离各高程点水平方向较远的剪应力变化较大。二次削坡之后节理剪应力比一次削坡后降低的较多，有利于边坡的稳定。由于孔隙水压力增大，使节理法向应力减小，孔隙水压力的大小与渗透系数有关，而节理裂隙的渗透系42万方数据 河北工业大学硕士学位论文数与裂隙的法向变形有关，法向应力变小，裂隙变宽，影响边坡的渗透系数，这是因为，在裂隙很薄的情况下，基质岩块的横向变形等于裂隙内充填物的横向变形，使裂隙中充填物的疏密程度发生变化，从而影响渗透系数；渗透压力增大，促进导水裂缝扩展，裂隙连通性增加，节理裂隙渗透性增强，孔隙水压力增大，从而使节理剪应力减小。100原岩应力90一次削坡80二次削坡70一次渗流60二次渗流5040应力（KPa）302010002468101214161820距离高程1点的水平距离（m）图4.51高程1点J2剪应力变化曲线6060原岩应力原岩应力5050一次削坡一次削坡二次削坡二次削坡40）40一次渗流一次渗流KPa30二次渗流（30二次渗流（KPa）应力20应力201010000246810121416182002468101214161820距离高程3点的水平距离（m）距离高程2点的水平距离（m）图4.52高程2点J2剪应力变化曲线图4.53高程3点J2剪应力变化曲线7060原岩应力60一次削坡50原岩应力50二次削坡一次削坡一次渗流）40二次削坡40二次渗流KPa一次渗流30（KPa）（力30二次渗流应应力20201010000246810121416182002468101214161820距离高程5点的水平距离（m）距离高程4点的水平距离（m）图4.54高程4点J2剪应力变化曲线图4.55高程5点J2剪应力变化曲线43万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估从图4.51-4.55我们可以看到，在孔隙水压力作用下，节理剪应力变小，靠近边坡高程点处剪应力变化较小，距离高程点高程处较远的剪应力变化较大，二次削坡之后比一次削坡之后剪应力降低的较多，有利于边坡稳定。一次削坡后的安全系数为1.21，在有地下水的条件下边坡安全系数变为1.05，使边坡处于临界平衡状态，二次削坡之后边坡安全系数增大到1.38，在有地下水条件下为1.22，边坡仍处于较稳定状态。说明二次削坡更有利于边坡的稳定。4.5本章小结通过对深路堑两次削坡后岩体和节理的位移、应力进行对比分析得到如下结论：4.5.1位移对比分析路堑一次削坡之后在二级台阶处产生了较大的水平位移，使路堑岩体出现向临空方向滑动的趋势，在渗流情况下存在着一定的安全隐患，二次削坡之后的岩体基本没有向临空方向滑动的趋势，处于较稳定的状态；在竖直方向，由于开挖卸荷的作用，岩体产生了较大的竖直向上的位移，而这种位移趋势有利于边坡的稳定性。4.5.2岩体应力对比分析图4.56一次削坡应力集中带分布合成图图4.57二次削坡应力集中带分布合成图从上图4.56-4.57可以看出一次削坡之后，坡顶形成后缘拉裂区，在坡脚形成应力集中带，当后缘拉裂区范围发展到一定程度将导致边坡局部破坏，发生部分滑塌现象，当后缘拉裂区与剪应力集中区贯通将导致边坡整体失稳；二次削坡之后坡顶后缘拉裂区基本不存在，坡脚应力集中带最大剪应力有较大降低。通过岩体应力对比可以知道，一次削坡之后边坡存在安全隐患，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。4.5.3节理剪力对比分析44万方数据 河北工业大学硕士学位论文oJ1（78.6）剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定；在竖直方向上从上到下是逐渐增大的。一次削坡之后节理剪应力明显增大，增大值达到60kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩剪应力相差不大，应力增加的比较少。通过削坡前后剪应力对比以及节理抗剪强度验算可以知道，二次削oo坡之后的路堑是较稳定的。J2（95.2）节理削坡前后剪应力的变化趋势与J1（78.6）的变化趋势是相似的，但是变化的数值比较小，对路堑的稳定性影响不大；在有地下水的条件下，在孔隙水压力作用下节理强度降低，使边坡稳定性降低，节理剪应力由于孔隙水压力的存在呈减小的趋势。4.5.4安全系数对比分析一次边坡削坡之后边坡的安全系数为1.21，二次削坡之后边坡的安全系数为1.38，通过两次削坡可以知道二次削坡边坡的安全系数更大一些，二次削坡之后边坡更稳定；在模拟渗流条件下一次削坡后安全系数为1.05，二次削坡之后为1.22。通过两次削坡对比可以知道一次削坡之后，在暴雨等条件下边坡处于近于临界平衡状态，比较容易发生滑塌现象，二次削坡之后边坡处于较稳定的状态。本文通过对YK57+833.8～YK57+999.3两次削坡之后岩体和节理的位移和应力（X方向应力、Y方向应力、剪应力）进行对比分析，我们可以发现边坡发生滑塌的主要原因是：一次削坡之后在边坡坡脚处产生应力集中带、坡顶形成后缘拉裂区，并伴随有较大的水平位移，边坡的安全系数较低，在有地下水存在的条件下，安全系数降低的较多，使边坡处于一种临界平衡状态，加之一次削坡之后节理剪应力明显增大，近乎接近节理的抗剪强度，在有地下水存在条件下节理的抗剪强度又有不同程度的降低，使边坡在暴雨等诱导因素下极易发生滑塌现象。45万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估第五章全路段高边坡的对比研究5.1K45+200～K45+354断面对比研究5.1.1工程地质条件1）、地形、地貌拟建深挖路堑位于龙泉寺乡庞会村东北，于拟建公路测设里程K45+200～K45+354，全长154m，对公路右侧进行切坡，最大切坡高度为33.1米。拟建深挖路堑位于龙泉寺乡庞会村东北，于拟建公路测设里程K45+200～K45+354，全长154m，对公路右侧进行切坡，最大切坡高度为33.1米。2）、地层岩性根据工程地质测绘及物探资料，岩层工程地质特征由上而下叙述如下：（1）全风化黑云斜长片麻岩(Ar3f)：浅灰黑色～浅褐黄色，岩体风化十分剧烈，节理裂隙十分发育，岩体十分破碎，岩芯呈颗粒状。分布于整个路堑区，ZK1、ZK2均揭露该层，揭露层厚1.20～1.70米。（2）强风化黑云斜长片麻岩(Ar3f)：浅灰白色，变晶结构，片麻状构造。节理裂隙发育，岩体破碎，岩芯呈柱状及碎块状，柱长10cm左右。分布于整个路堑区域内，ZK1、ZK2均揭露此层，揭露层厚2.30～4.80米。（3）中风化黑云斜长片麻岩(Ar3f)：浅灰色，变晶结构，片麻状构造。节理裂隙较发育，岩体较破碎，岩芯呈柱状，局部破碎，呈碎块状。岩石干燥抗压强度标准值为65.46MPa,饱和抗压强度标准值为45.72MPa，软化系数0.8，为非软化岩。分布于整个路堑区，ZK1、ZK2均揭露此层，本次勘察未揭穿此层，揭露最大厚度28.50米。3）、节理构造根据工程地质测绘，场地区岩层产状为37°∠7°，主要发育两组节理：J1：产状303°∠68°，2～5m/条，延伸5～10m，节理面平直，微张。J2：产状204°∠59°，2～3m/条，延伸约5m，节理面平直，微张。5.1.2边坡模型分析实际坡体总长为100m，高为70m，剖面方向26.5°，将节理投影到边坡剖面上，节理投影后的倾角分别为164.3°和58.9°，模型的网格划分以上述J1与J2两组优势节理面为依据,其疏密程度及延伸情况以勘察报告为依据，采用Mohr-Coulomb本构模型。（模46万方数据 河北工业大学硕士学位论文型剖面见图5.1），边坡开挖工况为，开挖高度分别为2.2m、6.4m、6.4m、6.4m和4.8m，平台宽2m。2.2m高程512m2.2m高程5高程56.4m6.4m高程410m高程4高程46.4m6.4m高程38m高程3高程36.4m6.4m高程22m高程2高程24.8m高程14.8m高程1高程1图5.1一次削坡开挖剖面示意图图5.2二次削坡开挖剖面示意图参数分析见表5.1-5.4表5.1岩体参数密度内摩擦粘聚力体积模量剪切模量抗拉强岩性3（g/cm）角φ（°）C(MPa)E(GPa)G(GPa)度（kPa）全风化2.3150.050.830.18100强风化黑云2.5250.11.70.36150二长片麻岩中风化黑云2.7300.64.21.9200二长片麻岩表5.2全风化节理参数节法向刚度剪切刚度Kn粘聚力内摩擦角φ抗拉强度倾角（°）理Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（°）（kPa）J1230.0510164.350J2230.051058.950表5.3强风化节理参数节法向刚度剪切刚度Kn粘聚力内摩擦角φ抗拉强度倾角（°）理Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（°）（kPa）J1450.0713164.370J2450.071358.970表5.4中风化节理参数节法向刚度剪切刚度Kn粘聚力内摩擦角φ抗拉强度倾角（°）理Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（°）（kPa）J1780.0915146.310047万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估J2780.091558.91005.1.3断面数值模拟结果对比分析5.1.3.1高程点位移对比分析：1）高程点X方向的位移分析：开挖步54.5一次削坡12345一次削坡40二次削坡二次削坡3.5-0.5）mm3-1（2.5-1.52）-2位移mm1.5（-2.51-30.5位移-3.50-412345-4.5开挖步-5图5.3高程2点X方向位移变化曲线图图5.4高程2点Y方向位移变化曲线图从上图可以看出，在水平方向，一次削坡之后边坡二级台阶处产生了较大的位移，最大值为4.7mm，二次削坡之后，最大位移值为2.8mm；在竖直方向，由于开挖卸荷的作用，岩体产生了较大的竖直向上的位移，而这种位移趋势有利于边坡的稳定性。5.1.3.2应力对比分析1）、岩体应力变化曲线024681012141618200246810121416182000原岩应力原岩应力-20-50一次削坡一次削坡-40）-100）二次削坡-60二次削坡KpaKpa（-150（-80-100应力-200应力-120-250-140-300-160距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.5高程1点岩体X方向应力变化曲线图5.6高程1点岩体剪应力变化曲线图5.8为两次削坡后高程1点同一高程处岩体X方向的应力变化曲线。两次削坡之后应力都有不同程度的减小，但是二次削坡比一次削坡减小的多，应力变化趋于平稳，有利于边坡的稳定。图5.10为边坡两次削坡后高程1点同一高程处剪应力变化曲线。岩体的剪应力在同一高程处从左到右先增大后减小，最后趋于稳定。总体看在距高程1点大于8m范围，48万方数据 河北工业大学硕士学位论文剪应力变化趋向稳定；一次削坡之后岩体剪应力增大的较多，二次削坡之后剪应力比原岩应力增大一些，但是要比一次削坡后增大的少，二次削坡之后路堑处于较稳定的状态。2）、节理剪应力变化曲线：14080120原岩应力70原岩应力60）100一次削坡）一次削坡a50Kp80二次削坡Kpa二次削坡（（406030应力40应力202010000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.7高程1点J1剪应力变化曲线图5.8高程1点J2剪应力变化曲线上图为节理两次削坡后各高程点同一高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定。一次削坡之后剪应力明显增大，最大值达到30kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩应力相差不大，应力增加的比较少。通过两次削坡后剪应力对比以可以知道，二次削坡之后路堑是较稳定的。上图为节理高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右有减小的趋势，最后趋于稳定，两次削坡后节理剪应力变化不是很大，对路堑边坡的稳定性影响不大。通过两次削坡后剪应力对比可以知道，二次削坡之后路堑边坡较稳定。5.1.3.3节理抗剪强度验算对比5一次削坡后工程边坡坡脚处J1（58.9°）的节理剪应力为1.3×10Pa，正应力3.06555×10Pa；二次削坡后J1（58.9°）节理的剪应力为1.1×10Pa，正应力2.64×10Pa，根据（1.5）FSCFntan式计算得一次削坡J1(58.9°）的节理抗剪强度：F1s5555=0.7×10+3.17×10tan13=1.40×10Pa>1.3×10Pa二次削坡J1(58.9°）的节理抗剪强度：F2s5555=0.7×10+2.64×10tan13=1.31×10Pa>1.1×10PaF555F5551s=1.40×10-1.30×10=0.1×10Pa；2s=1.31×10-1.1×10=0.21×10Pa通过削坡前后J1(58.9°）剪应力变化可知，一次削坡之后J(58.9°）的剪应力接149万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估近他的抗剪强度，使边坡岩体处于一个临界的稳定状态，而二次削坡之后J1(58.9°）的剪应力减小很多，使路堑边坡处于较稳定状态。5.1.3.4路堑安全系数对比分析2.5一次削坡二次削坡2安全系数1.5112345开挖步图5.9开挖步与安全系数的关系从下图可以看出边坡一次削坡之后安全系数为1.34，二次削坡之后的安全系数变为1.52，通过对比可知二次削坡之后边坡安全储备增大，有利于边坡的稳定。5.1.4渗流场对比分析5.1.4.1位移对比分析在UDEC中默认岩石基质是不透水的，水流主要通过水力连通的裂隙网络传递，也就是沿着节理裂隙传递，故岩块内部剪应力在地下水前后并无变化；开挖步8一次削坡一次削坡712345二次削坡二次削坡6一次渗流0一次渗流）5二次渗流-1二次渗流mm（4-2）位移3mm-32（-41位移-5012345-6开挖步-7图5.10高程2点X方向位移变化曲线图图5.11高程2点Y方向位移变化曲线图边坡削坡之后，地下水位高度升为边坡高度，在地下水入渗过程中，岩体裂隙的的含水量增大，地下水对节理内部起到润滑的作用，岩体裂隙中水的存在使边坡的位移增大，加入地下水后，在水平方向，一次削坡之后最大位移产生在高程2点范围内，大小为6.8mm，比干燥状态下多3.5mm，二次削坡后最大水平位移为3.8mm，比干燥状态下多50万方数据 河北工业大学硕士学位论文1.7mm；在竖直方向，一次削坡后最大位移发生在高程1点范围内，大小为6.4mm，比干燥状态下多2.1mm，二次削坡后最大位移为4.5mm，比干燥状态下多1.6mm。5.1.4.2孔隙水压力对比分析7070一次削坡一次削坡6060）二次削坡）二次削坡50a50KPaKP（40（4030压力302020孔隙水压力孔隙水1010000246810121416182002468101214161820距离高程1点的水平距离（m）距离高程点的水平距离（m）图5.12J1孔隙水压力变化曲线图图5.13J2孔隙水压力变化曲线图从上图孔隙水压力曲线可以看出，水平方向，孔隙水压力逐渐变大，靠近水头处的节理孔隙水压力较大，边坡高程点处孔隙水压力较小J1最大孔隙水压力为高程1点所示67KAPa，J2最大孔隙水压力为高程1点所示60kPa，在边坡高程点附近孔隙水压力很小；削坡后J1和J2的孔隙水压力都有不同程度的减小，对边坡稳定性影响不大。5.1.4.3节理剪应力对比分析140原岩应力80原岩应力120一次削坡70一次削坡二次削坡60二次削坡100）一次渗流）一次渗流50Kpa80二次渗流Kpa二次渗流（（406030应力40应力202010000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.14高程1点J1剪应力变化曲线图5.15高程1点J2剪应力变化曲线从上图可以看出，在孔隙水作用下，节理剪应力变小，靠近边坡高程点处剪应力变化很小，距离高程点高程处较远的剪应力变化逐渐变大，靠近水头处的节理孔隙水压力较大，在孔隙水压力作用下，地下水不断入渗，有效应力减小，抗剪强度降低，边坡稳定性逐渐降低，因而边坡更易破坏。一次削坡后的安全系数为1.34，在有地下水的条件下边坡安全系数变为1.17，这说明在地下水的的影响使边坡的安全系数有所下降，使边坡的稳定性降低。51万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估5.1.5本章小结通过以上分析我们可知：5.1.5.1位移对比分析路堑一次削坡之后路堑边坡产生了较大的水平位移，使路堑岩体出现向临空方向滑动的趋势，在渗流情况下存在着一定的安全隐患，二次削坡之后的岩体基本没有向临空方向滑动的趋势，处于较稳定的状态。5.1.5.2应力对比分析1）、岩体应力分析图4.16一次削坡应力集中带分布合成图图4.17二次削坡应力集中带分布合成图从上图可以看出一次削坡之后，坡顶形成后缘拉裂区，在坡脚形成应力集中带，当后缘拉裂区范围发展到一定程度将导致边坡局部破坏，发生部分滑塌现象，当后缘拉裂区与剪应力集中区贯通将导致边坡整体失稳；二次削坡之后坡顶后缘拉裂区消失，坡脚应力集中带最大剪应力有较大降低。通过对比分析可以知道，一次削坡之后边坡存在安全隐患，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。2）、节理剪力场分析oJ1（58.9）剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定；在竖直方向上从上到下是逐渐增大的。一次削坡之后节理剪应力明显增大，增大值达到30kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩剪应力相差不大，应力增加的比较少。通过削坡前后剪应力对比以及节理抗剪强度验算可以知道，二次削oo坡之后的路堑是较稳定的。J2（164.3）节理削坡前后剪应力的变化趋势与J1（58.9）的变化趋势是相似的，但是变化的数值比较小，对路堑的稳定性影响不大；加上渗流条件之后，在孔隙水压力作用下节理抗剪强度降低，使边坡稳定性降低，节理剪应力由于孔隙水压力的存在呈减小的趋势。52万方数据 河北工业大学硕士学位论文5.1.5.3安全系数对比分析一次边坡削坡之后边坡的安全系数为1.34，二次削坡之后边坡的安全系数为1.52，通过两次削坡可以知道二次削坡边坡的安全系数更大一些，二次削坡之后边坡更稳定；在渗流条件下一次削坡后安全系数为1.17，二次削坡之后为1.33。二次削坡之后边坡处于较稳定的状态。本文通过对K45+200～K45+354两次削坡之后岩体和节理的位移和应力进行对比分析，我们可以发现边坡发生滑塌的主要原因是：一次削坡之后边坡的安全系数较低，加上渗流条件后，安全系数降低的较多，使边坡处于一种临界平衡状态，加之一次削坡之后节理剪应力明显增大，近乎接近节理的抗剪强度，在渗流条件下节理的抗剪强度又有不同程度的降低，使边坡在暴雨等诱导因素下极易发生滑塌现象。5.2K50+357～K50+589断面对比研究5.2.1工程地质条件1）、地形、地貌拟建深挖路堑位于城计头乡羊儿庄村东北，于拟建公路测设里程K50+357～K50+589，全长232m，对公路右侧进行切坡，最大切坡高度为37.3米。场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高377.61～408.62m，相对高差为31.01m，微地貌处于山体斜坡地带，右侧高，开挖形成路堑。2）、地层岩性根据工程地质测绘及物探资料，岩层工程地质特征由上而下叙述如下：1）强风化黑云片麻岩(Ar3f)：浅黄色，变晶结构，片麻状构造。节理裂隙发育，岩体破碎，岩芯呈碎块状。分布于整个路堑区，揭露层厚12.20.17.20米（3）中风化黑云片麻岩(Ar3f)：浅灰色，变晶结构，片麻状构造。节理裂隙较发育，岩体较破碎，岩芯呈柱状，局部破碎，呈碎块状。分布于整个路堑区，揭露最大厚度15.00米。3）、节理构造根据工程地质测绘，场地区片麻理产状为10°∠11°，主要发育两组节理：J1：产状346°∠848°。J2：产状87°∠76°。5.2.2边坡模型分析53万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估实际坡体总长为120m，高为70m，剖面方向348°，将节理投影到边坡剖面上，节理投影后的倾角分别为96°和32°，模型的网格划分以上述两组优势节理面为依据,其疏密程度及延伸情况以勘察报告为依据，采用Mohr-Coulomb本构模型。（模型剖面见图5.8），边坡开挖工况为，开挖高度分别为6m、6.4m、6.4m、6.4m和4.8m，平台宽2m。6.0m高程512m6.0m高程5高程56.4m高程410m6.4m高程4高程4高程38m6.4m6.4m高程3高程3高程22m6.4m6.4m高程2高程2高程14.8m4.8m高程1高程1图5.18一次削坡开挖剖面示意图图5.19二次削坡开挖剖面示意图参数分析见表5.5-5.7表5.5岩体参数密度内摩擦角粘聚力体积模量剪切模量抗拉强度岩性3（kPa）（g/cm）φ（°）C(MPa)E(GPa)G(GPa)强风化黑云2.5250.11.70.36150二长片麻岩中风化黑云2.7300.64.21.9200二长片麻岩表5.6强风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力抗拉强度节理内摩擦角φ（°）倾角（°）Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（kPa）J1450.07139670J2450.07133270表5.7中风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力内摩擦角φ抗拉强度节理倾角（°）Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（°）（kPa）J1780.091596100J2780.0915321005.2.3断面数值模拟结果对比分析5.2.3.1高程点位移对比分析：1）高程点X方向的位移分析：54万方数据 河北工业大学硕士学位论文开挖步7一次削坡1234560一次削坡二次削坡5-1二次削坡）mm4（-23）位移mm-32（-41位移-50-612345开挖步-7图5.20高程2点X方向位移变化曲线图图5.21高程2点Y方向位移变化曲线图从上图可以看出，在水平方向，一次削坡之后边坡二级台阶处产生了较大的位移，最大值为6.1mm，二次削坡之后，最大位移值为4.1mm；在竖直方向，由于开挖卸荷的作用，岩体产生了较大的竖直向上的位移，而这种位移趋势有利于边坡的稳定性。通过两次削坡路堑高程点位移值对比分析可知：一次削坡之后，边坡水平位移较大，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。5.2.3.2应力对比分析：1）、岩体应力变化曲线：02468101214161820024681012141618200原岩应力0原岩应力-50一次削坡-20一次削坡）-100）-40a二次削坡二次削坡KpKpa-60（-150（-80应力-200-100应力-250-120-300-140距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.22高程1点岩体X方向应力变化曲线图5.23高程1点岩体剪应力变化曲线图5.8为两次削坡后高程1点同一高程处岩体X方向的应力变化曲线。两次削坡之后应力都有不同程度的减小，但是二次削坡比一次削坡减小的多，应力变化趋于平稳，有利于边坡的稳定。图5.10为边坡两次削坡后高程1点同一高程处剪应力变化曲线。岩体的剪应力在同一高程处从左到右逐渐增大的趋势，最后趋于稳定。总体看在距高程点大于8m范围，剪应力变化趋向稳定；一次削坡之后岩体剪应力增大的较多，二次削坡之后剪应力比原岩应力增大一些，但是要比一次削坡后增大的少，二次削坡之后路堑处于较稳定的状态。55万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估2）、节理剪应力变化曲线：140140120原岩应力120原岩应力）100一次削坡）100一次削坡aaKp80二次削坡Kp80二次削坡（（6060应力40应力402020000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.24高程1点J1剪应力变化曲线图5.25高程1点J2剪应力变化曲线上图为节理两次削坡后各高程点同一高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定。一次削坡之后剪应力明显增大，最大值达到50kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力增加的比较少。通过两次削坡后剪应力对比以可以知道，二次削坡之后路堑是较稳定的。上图为节理高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右有减小的趋势，最后趋于稳定，两次削坡后节理剪应力变化不是很大，对路堑边坡的稳定性影响不大。通过两次削坡后剪应力对比可以知道，二次削坡之后路堑边坡较稳定。5.2.3.3节理抗剪强度验算对比5一次削坡后工程边坡坡脚处J1（32°）的节理剪应力为1.32×10Pa，正应力2.74555×10Pa；二次削坡后J1（32°）节理的剪应力为1.18×10Pa，正应力2.39×10Pa，根据（1.5）FSCFntan式计算得：一次削坡J1(32°）的节理抗剪强度：F55551s=0.7×10+2.74×10tan13=1.33×10Pa>1.32×10Pa二次削坡J1(32°）的节理抗剪强度：F55552s=0.7×10+2.39×10tan13=1.29×10Pa>1.18×10PaF555F5551s=1.33×10-1.32×10=0.01×10Pa；2s=1.29×10-1.18×10=0.11×10Pa通过削坡前后J1(32°）剪应力变化可知，一次削坡之后J1(32°）的剪应力接近他的抗剪强度，使边坡岩体处于一个临界的稳定状态，而二次削坡之后J1(32°）的剪应力减小很多，使路堑边坡处于较稳定状态。5.2.3.4路堑安全系数对比分析56万方数据 河北工业大学硕士学位论文2一次削坡二次削坡1.5安全系数112345开挖步图5.26开挖步与安全系数的关系从下图5.21可以看出边坡削坡之前第五次开挖结束之后安全系数为1.26，削坡之后第五次开挖结束之后的安全系数变为1.38，这比削坡前要稳定。5.2.4渗流场对比分析5.2.4.1位移对比分析在UDEC中默认岩石基质是不透水的，水流主要通过水力连通的裂隙网络传递，也就是沿着节理裂隙传递，故岩块内部剪应力在地下水前后并无变化；开挖步109一次削坡12345一次削坡8二次削坡0二次削坡7一次渗流-1一次渗流）6二次渗流-2二次渗流mm（5-3）4mm-4位移3（-52-6位移1-70-812345-9-10开挖步图5.27高程2点X方向位移变化曲线图图5.28高程2点Y方向位移变化曲线图边坡削坡之后，地下水位高度升为边坡高度，在地下水入渗过程中，岩体裂隙的的含水量增大，地下水对节理内部起到润滑的作用，岩体裂隙中水的存在使边坡的位移增大，加入地下水后，在水平方向，一次削坡之后最大位移产生在高程2点范围内，大小为8.9mm，比干燥状态下多3.7mm，二次削坡后最大水平位移为6.2mm，比干燥状态下多3mm；在竖直方向，一次削坡后最大位移发生在高程1点范围内，大小为9mm，比干燥状态下多2.8mm，二次削坡后最大位移为7mm，比干燥状态下多2.1mm。57万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估5.2.4.2孔隙水压力对比分析120100一次削坡90一次削坡10080）二次削坡）二次削坡70KPa80KPa（（606050压力40水压力4030孔隙水孔隙202010000246810121416182002468101214161820距离高程点的水平距离（m）距离高程点的水平距离（m）图5.29J1孔隙水压力变化曲线图图5.30J2孔隙水压力变化曲线图从上图孔隙水压力曲线可以看出，水平方向，孔隙水压力逐渐变大，靠近水头处的节理孔隙水压力较大，边坡高程点处孔隙水压力较小，J1最大孔隙水压力为高程1点所示108kPa，J2最大孔隙水压力为高程1点所示91kPa，在边坡高程点附近孔隙水压力很小；削坡后J1和J2的孔隙水压力都有不同程度的减小，对边坡稳定性影响不大。5.2.4.3节理剪应力对比分析：节理地下水作用前后应力变化曲线：140140120原岩应力120原岩应力一次削坡一次削坡）100二次削坡）100二次削坡aaKp80一次渗流Kp80一次渗流（二次渗流（二次渗流6060应力40应力402020000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.31高程1点J1剪应力变化曲线图5.32高程1点J2剪应力变化曲线从上图可以看出，在孔隙水作用下，节理剪应力变小，靠近边坡高程点处剪应力变化很小，距离高程点高程处较远的剪应力变化逐渐变大，靠近水头处的节理孔隙水压力较大，在孔隙水压力作用下，地下水不断入渗，有效应力减小，抗剪强度降低，边坡稳定性逐渐降低，因而边坡更易破坏。一次削坡后的安全系数为1.26，在有地下水的条件下边坡安全系数变为1.07，这说明在地下水的的影响使边坡的安全系数有所下降，使边坡的稳定性降低。58万方数据 河北工业大学硕士学位论文5.2.5本章小结通过以上分析我们可知：5.2.5.1位移对比分析路堑一次削坡之后路堑边坡产生了较大的水平位移，使路堑岩体出现向临空方向滑动的趋势，在渗流情况下存在着一定的安全隐患，二次削坡之后的岩体基本没有向临空方向滑动的趋势，处于较稳定的状态。5.2.5.2应力对比分析1）、岩体应力分析图5.33一次削坡应力集中带分布合成图图5.34二次削坡应力集中带分布合成图从上图可以看出一次削坡之后，坡顶形成后缘拉裂区，在坡脚形成应力集中带，当后缘拉裂区范围发展到一定程度将导致边坡局部破坏，发生部分滑塌现象，当后缘拉裂区与剪应力集中区贯通将导致边坡整体失稳；二次削坡之后坡顶后缘拉裂区消失，坡脚应力集中带最大剪应力有较大降低。通过对比分析可以知道，一次削坡之后边坡存在安全隐患，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。2）、节理剪力场分析oJ1（32.0）剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定；在竖直方向上从上到下是逐渐增大的。一次削坡之后节理剪应力明显增大，增大值达到45kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩剪应力相差不大，应力增加的比较少。通过削坡前后剪应力对比以及节理抗剪强度验算可以知道，二次削oo坡之后的路堑是较稳定的。J2（96.0）节理削坡前后剪应力的变化趋势与J1（32.0）的变化趋势是相似的，但是变化的数值比较小，对路堑的稳定性影响不大；加上渗流条件之后，在孔隙水压力作用下节理抗剪强度降低，使边坡稳定性降低，节理剪应力由于孔隙水压力的存在呈减小的趋势。59万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估5.2.5.3安全系数对比分析一次边坡削坡之后边坡的安全系数为1.26，二次削坡之后边坡的安全系数为1.38，通过两次削坡可以知道二次削坡边坡的安全系数更大一些，二次削坡之后边坡更稳定；在渗流条件下一次削坡后安全系数为1.07，二次削坡之后为1.25。二次削坡之后边坡处于较稳定的状态。本文通过对K50+357～K50+589两次削坡之后岩体和节理的位移和应力进行对比分析，我们可以发现边坡发生滑塌的主要原因是：一次削坡之后边坡的安全系数较低，加上渗流条件后，安全系数降低的较多，使边坡处于一种临界平衡状态，加之一次削坡之后节理剪应力明显增大，近乎接近节理的抗剪强度，在渗流条件下节理的抗剪强度又有不同程度的降低，使边坡在暴雨等诱导因素下极易发生滑塌现象。5.3K52+603～K52+726断面对比研究5.3.1工程地质条件1）、地形、地貌拟建路堑位于城计头乡西北，于拟建公路测设里程K52+603.8～K52+726.0，全长122.2m，对公路右侧进行切坡，最大切坡高度为39.5m，场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高421.86～434.15m，相对高差为12.30m，该段路堑地处于山体斜坡地带。2）、地层岩性根据工程地质测绘及物探资料，岩层工程地质特征由上而下叙述如下：（1）强风化黑云二长片麻岩(Ar3f)：红褐~灰黑色，变晶结构，片麻状构造，节理裂隙很发育，岩体破碎，矿物成分以黑云母、长石为主。钻探揭露层厚12.5~14.0m。（3）中风化黑云二长片麻岩(Ar3f)：变晶结构，片麻状构造，节理裂隙发育，岩体较完整。钻孔揭露最大层厚9.8m。3）、节理构造根据工程地质测绘，场地区岩层产状为121°∠15°，主要发育两组节理：J1：产状145°∠88°，3～4条/m，延伸1.0～2.0m，节理面平直，微张。J2：产状68°∠66°，3～4条/m，延伸2.0～3.0m，节理面平直，微张。5.3.2边坡模型分析实际坡体总长为120m，高为60m，剖面方向9°—189°，将节理投影到边坡剖面上，60万方数据 河北工业大学硕士学位论文节理投影后的倾角分别为87.2°和130.8°，模型的网格划分以上述两组优势节理面为依据,其疏密程度及延伸情况以勘察报告为依据，采用Mohr-Coulomb本构模型。（模型剖面见图5.13），边坡开挖工况为，开挖高度分别为4.8m、8m和6m，平台宽2m。15m4.8m高程38m高程3高程38.0m8m高程22m高程26.0m高程26m高程1高程1高程1图5.35一次削坡开挖剖面示意图图5.36二次削坡开挖剖面示意图参数分析见表5.8-5.10表5.8岩体参数密度内摩擦角粘聚力体积模量剪切模量抗拉强度岩性3（kPa）（g/cm）φ（°）C(MPa)E(GPa)G(GPa)强风化黑云2.5250.11.70.36150二长片麻岩中风化黑云2.7300.64.21.9200二长片麻岩表5.9强风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力内摩擦角φ抗拉强度节理倾角（°）Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（°）（kPa）J1450.071382.770J2450.0713130.870表5.10中风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力抗拉强度节理内摩擦角φ（°）倾角（°）Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（kPa）J1780.091582.7100J2780.0915130.81005.3.3断面数值模拟结果与分析5.3.3.1高程点位移对比分析：1）高程点X方向的位移分析：61万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估开挖步54.5一次削坡123一次削坡04二次削坡二次削坡3.5-1）3mm（2.5）-22mm位移（-31.51位移-40.50-5123-6开挖步图5.37高程2点X方向位移变化曲线图图5.38高程2点Y方向位移变化曲线图从上图可以看出，在水平方向，一次削坡之后边坡二级台阶处产生了较大的位移，最大值为4.8mm，二次削坡之后，最大位移值为2.9mm；在竖直方向，由于开挖卸荷的作用，岩体产生了较大的竖直向上的位移，而这种位移趋势有利于边坡的稳定性。通过两次削坡路堑高程点位移值对比分析可知：一次削坡之后，边坡水平位移较大，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。5.3.3.2应力对比分析1）、岩体应力变化曲线：02468101214161820024681012141618200原岩应力0原岩应力-50-20-100一次削坡一次削坡）-150）-40二次削坡二次削坡Kpa-200Kpa-60（-250（-80应力-300应力-100-350-400-120-450-140距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.39高程1点岩体X方向应力变化曲线图5.40高程1点岩体剪应力变化曲线图5.42为两次削坡后高程1点同一高程处岩体X方向的应力变化曲线。两次削坡之后应力都有不同程度的减小，但是二次削坡比一次削坡减小的多，有利于边坡的稳定。图5.42为边坡两次削坡后高程1点同一高程处剪应力变化曲线。岩体的剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，总体看在距高程点大于8m范围，剪应力变化趋向稳定；一次削坡之后岩体剪应力增大的较多，二次削坡之后剪应力比原岩应力增大一些，但是要比一次削坡后增大的少，二次削坡之后路堑处于较稳定的状态。2）、节理各高程点高程处剪应力变化曲线：62万方数据 河北工业大学硕士学位论文160120140原岩应力100原岩应力120）一次削坡）80一次削坡a100aKp二次削坡Kp二次削坡（80（6060应力应力40402020000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.41高程1点J1剪应力变化曲线图5.42高程1点J2剪应力变化曲线上图为节理两次削坡后各高程点同一高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定。一次削坡之后剪应力明显增大，最大值达到30kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力增加的比较少。通过两次削坡后剪应力对比以可以知道，二次削坡之后路堑是较稳定的。上图为节理高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右有减小的趋势，最后趋于稳定，两次削坡后节理剪应力变化不是很大，对路堑边坡的稳定性影响不大。通过两次削坡后剪应力对比可以知道，二次削坡之后路堑边坡较稳定。5.3.3.3节理抗剪强度验算对比5一次削坡后工程边坡坡脚处J（87.2°）1的节理剪应力为1.35×10Pa，正应力3.00555×10Pa；二次削坡后J1（87.2°）节理的剪应力为1.20×10Pa，正应力2.91×10Pa，根据（1.5）FSCFntan式计算得：一次削坡J1(87.2°）的节理抗剪强度：F55551s=0.7×10+3.00×10tan13=1.39×10Pa>1.35×10Pa二次削坡J1(87.2°）的节理抗剪强度：F55552s=0.7×10+2.91×10tan13=1.37×10Pa>1.20×10PaF555F5551s=1.39×10-1.35×10=0.04×10Pa；2s=1.37×10-1.20×10=0.17×10Pa通过削坡前后J1(87.2°）剪应力变化可知，一次削坡之后J1(87.2°）的剪应力接近他的抗剪强度，使边坡岩体处于一个临界的稳定状态，而二次削坡之后J1(87.2°）的剪应力减小很多，使路堑边坡处于较稳定状态。5.3.3.4路堑安全系数对比分析63万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估2一次削坡1.8二次削坡1.6安全系数1.41.21123开挖步图5.43开挖步与安全系数的关系从下图6.2.31可以看出边坡削坡之前第五次开挖结束之后安全系数为1.31，削坡之后第五次开挖结束之后的安全系数变为1.42，这比削坡前要稳定。5.3.4渗流场对比分析5.3.4.1位移对比分析开挖步9一次削坡一次削坡8123二次削坡二次削坡70一次渗流一次渗流）6-1二次渗流二次渗流mm5-2（4）-3位移3mm（-42-51位移-60123-7开挖步-8图5.44高程2点X方向位移变化曲线图图5.45高程2点Y方向位移变化曲线图边坡削坡之后，地下水位高度升为边坡高度，在地下水入渗过程中，岩体裂隙的的含水量增大，地下水对节理内部起到润滑的作用，岩体裂隙中水的存在使边坡的位移增大，加入地下水后，在水平方向，一次削坡之后最大位移产生在高程2点范围内，大小为7mm，比干燥状态下多3.2mm，二次削坡后最大水平位移为5.3mm，比干燥状态下多2.6mm；在竖直方向，一次削坡后最大位移发生在高程1点范围内，大小为7.3mm，比干燥状态下多2.1mm，二次削坡后最大位移为5.4mm，比干燥状态下多1.5mm。5.3.4.2孔隙水压力对比分析64万方数据 河北工业大学硕士学位论文907080一次削坡一次削坡60）70二次削坡）二次削坡50KPa60KPa（50（40力力压403030隙水压20孔隙水20孔1010000246810121416182002468101214161820距离高程点的水平距离（m）距离高程点的水平距离（m）图5.46J1孔隙水压力变化曲线图图5.47J2孔隙水压力变化曲线从上图孔隙水压力曲线可以看出，水平方向，孔隙水压力逐渐变大，靠近水头处的节理孔隙水压力较大，边坡高程点处孔隙水压力较小，J1最大孔隙水压力为高程1点所示81KAPa，J2最大孔隙水压力为高程1点所示65kPa，在边坡高程点附近孔隙水压力很小；削坡后J1和J2的孔隙水压力都有不同程度的减小，对边坡稳定性影响不大。5.3.4.2节理剪应力对比分析节理地下水作用前后应力变化曲线：160120140原岩应力原岩应力100一次削坡一次削坡120）二次削坡）80二次削坡a100a一次渗流一次渗流KpKp（80二次渗流（60二次渗流60应力应力40402020000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.48高程1点J1剪应力变化曲线图5.49高程1点J2剪应力变化曲线从上图可以看出，在孔隙水作用下，节理剪应力变小，靠近边坡高程点处剪应力变化很小，距离高程点高程处较远的剪应力变化逐渐变大，靠近水头处的节理孔隙水压力较大，在孔隙水压力作用下，地下水不断入渗，有效应力减小，抗剪强度降低，边坡稳定性逐渐降低，因而边坡更易破坏。一次削坡后的安全系数为1.31，在有地下水的条件下边坡安全系数变为1.12，这说明在地下水的的影响使边坡的安全系数有所下降，使边坡的稳定性降低。5.3.5本章小结65万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估通过以上分析我们可知：5.3.5.2位移对比分析路堑一次削坡之后路堑边坡产生了较大的水平位移，使路堑岩体出现向临空方向滑动的趋势，在渗流情况下存在着一定的安全隐患，二次削坡之后的岩体基本没有向临空方向滑动的趋势，处于较稳定的状态。5.3.5.3应力对比分析图5.50一次削坡应力集中带分布合成图图5.51二次削坡应力集中带分布合成图1）、岩体应力分析从上图可以看出一次削坡之后，在临空面存在小范围张拉区，在坡脚形成应力集中带，当张拉区范围发展到一定程度将导致边坡局部破坏，发生部分滑塌现象，当张拉区与剪应力集中区贯通将导致边坡整体失稳；二次削坡之后张拉区消失，坡脚应力集中带最大剪应力有较大降低。通过对比分析可以知道，一次削坡之后边坡存在安全隐患，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。2）、节理剪力场分析oJ1（87.2）剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定；在竖直方向上从上到下是逐渐增大的。一次削坡之后节理剪应力明显增大，增大值达到40kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩剪应力相差不大，应力增加的比较少。通过削坡前后剪应力对比以及节理抗剪强度验算可以知道，二次削oo坡之后的路堑是较稳定的。J2（130.8）节理削坡前后剪应力的变化趋势与J1（87.2）的变化趋势是相似的，但是变化的数值比较小，对路堑的稳定性影响不大；加上渗流条件之后，在孔隙水压力作用下节理抗剪强度降低，使边坡稳定性降低，节理剪应力由于孔隙水压力的存在呈减小的趋势。5.3.5.1安全系数对比分析一次边坡削坡之后边坡的安全系数为1.31，二次削坡之后边坡的安全系数为1.42，66万方数据 河北工业大学硕士学位论文通过两次削坡可以知道二次削坡边坡的安全系数更大一些，二次削坡之后边坡更稳定；在渗流条件下一次削坡后安全系数为1.12，二次削坡之后为1.21。二次削坡之后边坡处于较稳定的状态。本文通过对K52+603.8～K52+726.0两次削坡之后岩体和节理的位移和应力进行对比分析，我们可以发现边坡发生滑塌的主要原因是：一次削坡之后边坡的安全系数较低，加上渗流条件后，安全系数降低的较多，使边坡处于一种临界平衡状态，加之一次削坡之后节理剪应力明显增大，近乎接近节理的抗剪强度，在渗流条件下节理的抗剪强度又有不同程度的降低，使边坡在暴雨等诱导因素下极易发生滑塌现象。5.4YK55+963～YK56+092断面对比研究5.4.1工程地质条件1）、地形、地貌拟建路堑位于城计头乡花木村东北，于拟建公路测设里程YK55+963.68～YK56+092.8，全长133m，对公路两侧进行切坡，最大切坡高度为31.0m。场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高461.69～482.95m，相对高差为21.26m。该段路堑横跨山脊，地势中间高，两头低。2）、地层岩性根据工程地质测绘及物探资料，岩层工程地质特征由上而下叙述如下：（1）强风化黑云二长片麻岩(Ar3b)：灰白~灰黑色，变晶结构，片麻状构造，节理裂隙很发育，岩体破碎，矿物成分以黑云母、角闪石、长石为主。钻探揭露层厚5.0~7.5m。（2）中风化黑云二长片麻岩(Ar3b)：变晶结构，片麻状构造，节理裂隙发育，岩体较完整。钻孔揭露最大层厚26.2m。3）、节理构造根据工程地质测绘，场地区岩层产状为335°∠15°，主要发育两组节理：J1：产状100°∠87°，3～7条/m，延伸0.3～0.7m，节理面平直，微张。J2：产状290°∠78°，2～5条/m，延伸0.4～0.9m，节理面平直，微张。。5.4.2边坡模型分析实际坡体总长为120m，高为70m，剖面方向12°—192°，将节理投影到边坡剖面上，节理投影后的倾角分别为146.3°和146.8°，两组节理角度相差很小，简化做一组处理，模型的网格划分以上述优势节理面为依据,其疏密程度及延伸情况以勘察报告67万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估为依据，采用Mohr-Coulomb本构模型。（模型剖面见图5.20），边坡开挖工况为，开挖高度分别为22m、8m和6m，平台宽2m。28m22m高程38m高程3高程38m8m高程22m高程26m高程26m高程1高程1高程1图5.52一次削坡开挖剖面示意图图5.53二次削坡开挖剖面示意图参数分析见表5.11-5.13表5.11岩体参数密度内摩擦角粘聚力体积模量剪切模量抗拉强度岩性3（kPa）（g/cm）φ（°）C(MPa)E(GPa)G(GPa)强风化黑云二2.5250.11.70.36150长片麻岩中风化黑云二2.7300.64.21.9200长片麻岩表5.12强风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力抗拉强度节理内摩擦角φ（°）倾角（°）Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（kPa）J1450.0713146.670J2450.0713146.870表5.13中风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力抗拉强度节理内摩擦角φ（°）倾角（°）Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（kPa）J1780.0915146.6100J2780.0915146.81005.4.3断面数值模拟结果对比分析5.4.3.1高程点位移对比分析：1）高程点X方向的位移分析：68万方数据 河北工业大学硕士学位论文开挖步6一次削坡123一次削坡50二次削坡二次削坡-0.5）4-1mm（）-1.53mm-2位移（-2.52-3位移1-3.5-40-4.5123-5开挖步图5.52高程2点X方向位移变化曲线图图5.55高程2点Y方向位移变化曲线图从上图可以看出，在水平方向，一次削坡之后边坡一级台阶处产生了较大的位移，最大值为5.7mm，二次削坡之后，最大位移值为3.9mm；在竖直方向，由于开挖卸荷的作用，岩体产生了较大的竖直向上的位移，而这种位移趋势有利于边坡的稳定性。通过两次削坡路堑高程点位移值对比分析可知：一次削坡之后，边坡水平位移较大，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。5.4.3.2应力对比分析1）、岩体应力变化曲线02468101214161820024681012141618200原岩应力0原岩应力-50-20一次削坡一次削坡-100-40）a-150二次削坡）-60二次削坡-80Kp-200Kpa（（-100-250-120应力-300应力-140-350-160-400-180-450-200距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.56高程1点岩体X方向应力变化曲线图5.57高程1点岩体剪应力变化曲线图5.42为两次削坡后高程1点同一高程处岩体X方向的应力变化曲线。两次削坡之后应力都有不同程度的减小，但是二次削坡比一次削坡减小的多，有利于边坡的稳定。图5.42为边坡两次削坡后高程1点同一高程处剪应力变化曲线。岩体的剪应力在同一高程处从左到右逐渐增大，总体看在距高程点大于8m范围，剪应力变化趋向稳定；一次削坡之后岩体剪应力增大的较多，二次削坡之后剪应力比原岩应力增大一些，但是要比一次削坡后增大的少，二次削坡之后路堑处于较稳定的状态。2）、节理各剪应力变化曲线：69万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估12090原岩应力80原岩应力10070）80一次削坡）60一次削坡Kpa二次削坡Kpa50二次削坡（60（40应力40应力30c202010000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.58高程1点J1剪应力变化曲线图5.59高程1点J2剪应力变化曲线上图为节理两次削坡后各高程点同一高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定。一次削坡之后剪应力明显增大，最大值达到80kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩应力相差不大，应力增加的比较少。通过两次削坡后剪应力对比以可以知道，二次削坡之后路堑是较稳定的。上图为节理高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右有减小的趋势，最后趋于稳定，两次削坡后节理剪应力变化不是很大，对路堑边坡的稳定性影响不大。通过两次削坡后剪应力对比可以知道，二次削坡之后路堑边坡较稳定。5.4.3.3节理抗剪强度验算对比5一次削坡后工程边坡坡脚处J（56.8°）1的节理剪应力为1.08×10Pa，正应力1.95555×10Pa；二次削坡后J1（56.8°）节理的剪应力为0.92×10Pa，正应力1.78×10Pa，根据（1.5）FSCFntan式计算得：一次削坡J1(56.8°）的节理抗剪强度：F55551s=0.7×10+1.95×10tan13=1.15×10Pa>1.08×10Pa二次削坡J1(56.8°）的节理抗剪强度：F55552s=0.7×10+1.78×10tan13=1.11×10Pa>0.91×10PaF555F5551s=1.15×10-1.08×10=0.07×10Pa；2s=1.11×10-0.91×10=0.2×10Pa通过削坡前后J1(56.8°）剪应力变化可知，一次削坡之后J1(56.8°）的剪应力接近他的抗剪强度，使边坡岩体处于一个临界的稳定状态，而二次削坡之后J1(56.8°）的剪应力减小很多，使路堑边坡处于较稳定状态。5.4.3.4路堑安全系数对比分析70万方数据 河北工业大学硕士学位论文2一次削坡1.8二次削坡1.6安全系数1.41.21123开挖步图5.60开挖步与安全系数的关系从下图5.55可以看出边坡削坡之前第五次开挖结束之后安全系数为1.22，削坡之后第五次开挖结束之后的安全系数变为1.56，这比削坡前要稳定。5.4.4渗流场对比分析5.4.4.1位移对比分析在UDEC中默认岩石基质是不透水的，水流主要通过水力连通的裂隙网络传递，也就是沿着节理裂隙传递，故岩块内部剪应力在地下水前后并无变化；开挖步109一次削坡123一次削坡8二次削坡0二次削坡）7一次渗流一次渗流-1mm6二次渗流二次渗流（5-2）位移4mm-33（2-4位移1-50-6123-7开挖步图5.61高程2点X方向位移变化曲线图图5.62高程2点Y方向位移变化曲线图边坡削坡之后，地下水位高度升为边坡高度，在地下水入渗过程中，岩体裂隙的的含水量增大，地下水对节理内部起到润滑的作用，岩体裂隙中水的存在使边坡的位移增大，加入地下水后，在水平方向，一次削坡之后最大位移产生在高程1点范围内，大小为7.2mm，比干燥状态下多4.2mm，二次削坡后最大水平位移为4.9mm，比干燥状态下多2.6mm；在竖直方向，一次削坡后最大位移发生在高程1点范围内，大小为6.7mm，比干燥状态下多2.1mm，二次削坡后最大位移为4.5mm，比干燥状态下多1.6mm。71万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估5.4.4.2孔隙水压力对比分析120120一次削坡一次削坡100100）二次削坡）二次削坡KPa80KPa80（（60力60水压4040孔隙水压力孔隙2020000246810121416182002468101214161820距离高程点的水平距离（m）距离高程点的水平距离（m）图5.63J1孔隙水压力变化曲线图图5.64J2孔隙水压力变化曲线图从上图孔隙水压力曲线可以看出，水平方向，孔隙水压力逐渐变大，靠近水头处的节理孔隙水压力较大，边坡高程点处孔隙水压力较小，J1最大孔隙水压力为高程1点所示102KAPa，J2最大孔隙水压力为高程1点所示97kPa，在边坡高程点附近孔隙水压力很小；削坡后J1和J2的孔隙水压力都有不同程度的减小，对边坡稳定性影响不大。5.4.4.3节理剪应力对比分析节理地下水作用前后剪应力变化曲线：12090原岩应力80原岩应力100一次削坡70一次削坡）a80二次削坡）a60二次削坡Kp一次渗流Kp50一次渗流（60二次渗流（二次渗流40应力40应力30202010000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.65高程1点J1剪应力变化曲线图5.66高程1点J2剪应力变化曲线从上图可以看出，在孔隙水作用下，节理剪应力变小，靠近边坡高程点处剪应力变化很小，距离高程点高程处较远的剪应力变化逐渐变大，靠近水头处的节理孔隙水压力较大，在孔隙水压力作用下，地下水不断入渗，有效应力减小，抗剪强度降低，边坡稳定性逐渐降低，因而边坡更易破坏。一次削坡后的安全系数为1.22，在有地下水的条件下边坡安全系数变为1.08，这说明在地下水的的影响使边坡的安全系数有所下降，使边坡的稳定性降低。5.4.5本章小结72万方数据 河北工业大学硕士学位论文通过以上分析我们可知：5.4.5.1位移对比分析路堑一次削坡之后路堑边坡产生了较大的水平位移，使路堑岩体出现向临空方向滑动的趋势，在渗流情况下存在着一定的安全隐患，二次削坡之后的岩体基本没有向临空方向滑动的趋势，处于较稳定的状态。5.4.5.2应力对比分析图5.67一次削坡应力集中带分布合成图图5.68二次削坡应力集中带分布合成图1）、岩体应力分析从上图可以看出一次削坡之后，在距离临空面一定范围内存在应力集中带，在某些诱导因素下可能对边坡稳定有一定影响；二次削坡之后应力集中带范围减小，边坡较稳定。通过对比分析可以知道，一次削坡之后边坡存在安全隐患，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。2）、节理剪力场分析oJ1（56.8）剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定；在竖直方向上从上到下是逐渐增大的。一次削坡之后节理剪应力明显增大，增大值达到50kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩剪应力相差不大，应力增加的比较少。通过削坡前后剪应力对比以及节理抗剪强度验算可以知道，二次削oo坡之后的路堑是较稳定的。J2（146.3）节理削坡前后剪应力的变化趋势与J1（56.8）的变化趋势是相似的，但是变化的数值比较小，对路堑的稳定性影响不大；加上渗流条件之后，在孔隙水压力作用下节理抗剪强度降低，使边坡稳定性降低，节理剪应力由于孔隙水压力的存在呈减小的趋势。5.4.5.3安全系数对比分析一次边坡削坡之后边坡的安全系数为1.22，二次削坡之后边坡的安全系数为1.56，通过两次削坡可以知道二次削坡边坡的安全系数更大一些，二次削坡之后边坡更稳定；73万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估在渗流条件下一次削坡后安全系数为1.08，二次削坡之后为1.24。二次削坡之后边坡处于较稳定的状态。本文通过对YK55+963.68～YK56+092.8两次削坡之后岩体和节理的位移和应力进行对比分析，我们可以发现边坡发生滑塌的主要原因是：一次削坡之后边坡的安全系数较低，加上渗流条件后，安全系数降低的较多，使边坡处于一种临界平衡状态，加之一次削坡之后节理剪应力明显增大，近乎接近节理的抗剪强度，在渗流条件下节理的抗剪强度又有不同程度的降低，使边坡在暴雨等诱导因素下极易发生滑塌现象。5.5YK58+151~YK58+281断面对比研究5.5.1工程地质条件1）、地形、地貌拟建路堑位于路罗镇茶旧沟村北约400m，于拟建公路测设里程YK58+151.7～YK58+281.1，全长129.4m，对公路两侧进行切坡，最大切坡高度为41.5m。场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高476.06～498.26m，相对高差为22.20m。该段路堑地处山体斜坡地带。2）、地层岩性根据工程地质测绘及物探资料，岩层工程地质特征由上而下叙述如下：（1）强风化黑云二长片麻岩(Ar3h)：灰白~灰黄色，变晶结构，片麻状构造，节理裂隙很发育，岩体破碎，矿物成分以黑云母、角闪石、长石为主。钻探揭露层厚21.7~25.2m。（2）中风化黑云二长片麻岩(Ar3h)：灰白~灰黄色，变晶结构，片麻状构造，节理裂隙发育，岩芯以短柱状为主。钻孔揭露最大层厚6.5m。3）、节理构造根据工程地质测绘，场地区岩层产状为310°∠10°，主要发育两组节理：J1：产状178°∠80°，3～6条/m，延伸0.4～1.2m，节理面平直，闭合~微张。J2：产状285°∠86°，2～5条/m，延伸0.5～1.0m，节理面平直，闭合~微张。。5.5.2边坡模型分析实际坡体总长为120m，高为70m，剖面方向7°—187°，将节理投影到边坡剖面上，节理投影后的倾角分别为79°和11.2°，模型的网格划分以上述两组优势节理面为依据,其疏密程度及延伸情况以勘察报告为依据，采用Mohr-Coulomb本构模型。（模型剖74万方数据 河北工业大学硕士学位论文面见图5.32），边坡开挖工况为，开挖高度分别为6m、8m、8m、8m和6m，平台宽2m。6m6m高程512m高程58m高程58m高程410m高程4高程48m8m高程38m高程3高程38m8m高程22m高程26m高程26m高程1高程1高程1图5.69一次削坡开挖剖面示意图图5.70二次削坡开挖剖面示意图参数分析见表5.14-5.16表5.14岩体参数密度内摩擦粘聚力体积模量剪切模量抗拉强度岩性3（kPa）（g/cm）角φ（°）C(MPa)E(GPa)G(GPa)强风化黑云2.5250.11.70.36150二长片麻岩中风化黑云2.7300.64.21.9200二长片麻岩表5.15强风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力抗拉强度节理内摩擦角φ（°）倾角（°）Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（kPa）J1450.07137970J2450.071311.270表5.16中风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力抗拉强度节理内摩擦角φ（°）倾角（°）Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（kPa）J1780.091579100J2780.091511.21005.5.3断面数值模拟结果与分析5.5.3.1高程点位移对比分析：1）高程点X方向的位移分析：75万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估7开挖步6一次削坡12345一次削坡05二次削坡二次削坡）-0.5mm4-1（-1.53）位移mm-22（-2.5-31位移-3.50-412345-4.5-5开挖步图5.71高程2点X方向位移变化曲线图图5.72高程2点Y方向位移变化曲线图从上图可以看出，在水平方向，一次削坡之后边坡二级台阶处产生了较大的位移，最大值为5.8mm，二次削坡之后，最大位移值为3.9mm；在竖直方向，由于开挖卸荷的作用，岩体产生了较大的竖直向上的位移，而这种位移趋势有利于边坡的稳定性。通过两次削坡路堑高程点位移值对比分析可知：一次削坡之后，边坡水平位移较大，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。5.5.3.2应力对比分析1）、岩体应力变化曲线0246810121416182002468101214161820原岩应力00原岩应力一次削坡-20-50一次削坡）二次削坡）-40a二次削坡-100KpKpa（（-60-150应力应力-80-200-100-250-120距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.73高程1点岩体X方向应力变化曲线图5.74高程1点岩体剪应力变化曲线图5.42为两次削坡后高程1点同一高程处岩体X方向的应力变化曲线。两次削坡之后应力都有不同程度的减小，但是二次削坡比一次削坡减小的多，有利于边坡的稳定。图5.42为边坡两次削坡后高程1点同一高程处剪应力变化曲线。岩体的剪应力在同一高程处从左到右逐渐增大，最后趋于稳定。总体看在距高程点大于8m范围，剪应力变化趋向稳定；一次削坡之后岩体剪应力增大的较多，二次削坡之后剪应力比原岩应力增大一些，但是要比一次削坡后增大的少，二次削坡之后路堑处于较稳定的状态。2）、节理处剪应力变化曲线76万方数据 河北工业大学硕士学位论文140120120原岩应力原岩应力100）100一次削坡）80一次削坡aKp80二次削坡Kpa60二次削坡（（6040应力40应力2020000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.75高程1点J1剪应力变化曲线图5.76高程1点J2剪应力变化曲线上图为节理两次削坡后各高程点同一高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定。一次削坡之后剪应力明显增大，最大值达到80kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩应力相差不大，应力增加的比较少。通过两次削坡后剪应力对比以可以知道，二次削坡之后路堑是较稳定的。上图为节理高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右有减小的趋势，最后趋于稳定，两次削坡后节理剪应力变化不是很大，对路堑边坡的稳定性影响不大。通过两次削坡后剪应力对比可以知道，二次削坡之后路堑边坡较稳定。5.5.3.3节理抗剪强度验算对比5一次削坡后工程边坡坡脚处J1（79°）的节理剪应力为1.18×10Pa，正应力2.56555×10Pa；二次削坡后J1（79°）节理的剪应力为0.81×10Pa，正应力1.78×10Pa，根据（1.5）FSCFntan式计算得：一次削坡J1(79°）的节理抗剪强度：F55551s=0.7×10+2.56×10tan13=1.29×10Pa>1.18×10Pa二次削坡J1(79°）的节理抗剪强度：F55552s=0.7×10+1.78×10tan13=1.11×10Pa>0.81×10PaF555F5551s=1.29×10-1.18×10=0.11×10Pa；2s=1.11×10-0.81×10=0.3×10Pa通过削坡前后J1(79°）剪应力变化可知，一次削坡之后J1(79°）的剪应力接近他的抗剪强度，使边坡岩体处于一个临界的稳定状态，而二次削坡之后J1(79°）的剪应力减小很多，使路堑边坡处于较稳定状态。5.5.3.4路堑安全系数对比分析77万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估2一次削坡1.8二次削坡1.6安全系数1.41.2112345开挖步图5.77开挖步与安全系数的关系从下图5.73可以看出边坡削坡之前第五次开挖结束之后安全系数为1.28，削坡之后第五次开挖结束之后的安全系数变为1.42，这比削坡前要稳定。5.5.4渗流场对比分析5.5.4.1位移对比分析在UDEC中默认岩石基质是不透水的，水流主要通过水力连通的裂隙网络传递，也就是沿着节理裂隙传递，故岩块内部剪应力在地下水前后并无变化；12开挖步一次削坡一次削坡1234510二次削坡二次削坡0一次渗流）8一次渗流-1二次渗流mm二次渗流（6-2）-3位移4mm（-42-5位移0-612345-7-8开挖步图5.78高程2点X方向位移变化曲线图图5.79高程2点Y方向位移变化曲线图边坡削坡之后，地下水位高度升为边坡高度，在地下水入渗过程中，岩体裂隙的的含水量增大，地下水对节理内部起到润滑的作用，岩体裂隙中水的存在使边坡的位移增大，加入地下水后，在水平方向，一次削坡之后最大位移产生在高程2点范围内，大小为8.8mm，比干燥状态下多3.1mm，二次削坡后最大水平位移为5.4mm，比干燥状态下多1.4mm；在竖直方向，一次削坡后最大位移发生在高程1点范围内，大小为6.8mm，比干燥状态下多2.6mm，二次削坡后最大位移为4.5mm，比干燥状态下多1.5mm。78万方数据 河北工业大学硕士学位论文5.5.4.2孔隙水压力对比分析8080一次削坡一次削坡7070）60二次削坡）60二次削坡KPa50KPa50（（力404030水压力30孔隙水压20孔隙201010000246810121416182002468101214161820距离高程点的水平距离（m）距离高程点的水平距离（m）图5.80J1孔隙水压力变化曲线图图5.81J2孔隙水压力变化曲线图从上图孔隙水压力曲线可以看出，水平方向，孔隙水压力逐渐变大，靠近水头处的节理孔隙水压力较大，边坡高程点处孔隙水压力较小，J1最大孔隙水压力为高程1点所示75KAPa，J2最大孔隙水压力为高程1点所示67kPa，在边坡高程点附近孔隙水压力很小；削坡后J1和J2的孔隙水压力都有不同程度的减小，对边坡稳定性影响不大。5.5.4.3节理剪应力对比分析节理地下水作用前后剪应力变化曲线：140120原岩应力原岩应力120100一次削坡一次削坡）100二次削坡）a80二次削坡aKp80一次渗流Kp一次渗流（二次渗流（6060二次渗流40应力40应力2020000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.82高程1点J1剪应力变化曲线图5.83高程1点J2剪应力变化曲线从上图可以看出，在孔隙水作用下，节理剪应力变小，靠近边坡高程点处剪应力变化很小，距离高程点高程处较远的剪应力变化逐渐变大，靠近水头处的节理孔隙水压力较大，在孔隙水压力作用下，地下水不断入渗，有效应力减小，抗剪强度降低，边坡稳定性逐渐降低，因而边坡更易破坏。一次削坡后的安全系数为1.28，在有地下水的条件下边坡安全系数变为1.10，这说明在地下水的的影响使边坡的安全系数有所下降，使边坡的稳定性降低。79万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估5.5.5本章小结通过以上分析我们可知：5.5.5.1位移对比分析路堑一次削坡之后路堑边坡产生了较大的水平位移，使路堑岩体出现向临空方向滑动的趋势，在渗流情况下存在着一定的安全隐患，二次削坡之后的岩体基本没有向临空方向滑动的趋势，处于较稳定的状态。5.5.5.2应力对比分析图5.84一次削坡应力集中带分布合成图图5.85二次削坡应力集中带分布合成图1）、岩体应力分析从上图可以看出一次削坡之后，坡顶拉裂区范围较大，在坡脚范围内形成应力集中带，当坡顶拉裂区范围发展到一定程度将导致边坡局部破坏，发生部分滑塌现象，当坡顶拉裂区与剪应力集中区贯通将导致边坡整体失稳；二次削坡之后坡顶拉裂区消失，坡脚应力集中带最大剪应力有较大降低。通过对比分析可以知道，一次削坡之后边坡存在安全隐患，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。2）、节理剪力场分析oJ1（79.0）剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定；在竖直方向上从上到下是逐渐增大的。一次削坡之后节理剪应力明显增大，增大值达到80kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩剪应力相差不大，应力增加的比较少。通过削坡前后剪应力对比以及节理抗剪强度验算可以知道，二次削oo坡之后的路堑是较稳定的。J2（11.2）节理削坡前后剪应力的变化趋势与J1（79.0）的变化趋势是相似的，但是变化的数值比较小，对路堑的稳定性影响不大；加上渗流条件之后，在孔隙水压力作用下节理抗剪强度降低，使边坡稳定性降低，节理剪应力由于孔隙水压力的存在呈减小的趋势。80万方数据 河北工业大学硕士学位论文5.5.5.3安全系数对比分析一次边坡削坡之后边坡的安全系数为1.28，二次削坡之后边坡的安全系数为1.42，通过两次削坡可以知道二次削坡边坡的安全系数更大一些，二次削坡之后边坡更稳定；在渗流条件下一次削坡后安全系数为1.10，二次削坡之后为1.24。二次削坡之后边坡处于较稳定的状态。本文通过对YK58+151.7～YK58+281.1两次削坡之后岩体和节理的位移和应力进行对比分析，我们可以发现边坡发生滑塌的主要原因是：一次削坡之后边坡的安全系数较低，加上渗流条件后，安全系数降低的较多，使边坡处于一种临界平衡状态，加之一次削坡之后节理剪应力明显增大，近乎接近节理的抗剪强度，在渗流条件下节理的抗剪强度又有不同程度的降低，使边坡在暴雨等诱导因素下极易发生滑塌现象。5.6YK59+192.5～YK59+357.8断面对比研究5.6.1工程地质条件1）、地形、地貌拟建路堑位于路罗镇小戈廖村东北，于拟建公路测设里程YK59+192.5～YK59+357.8，全长165.3m，对公路两侧进行切坡，最大切坡高度为30.9m。场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高484.5～502.4m，相对高差为17.9m。该段路堑地处山体斜坡地带。2）、地层岩性本断面土层为，强风化黑云二长片麻岩(Ar3h)：灰白~灰黄色，变晶结构，片麻状构造，节理裂隙很发育，岩体很破碎，矿物成分以黑云母、角闪石、长石为主。钻探揭露最大层厚30.0m。3）、节理构造根据工程地质测绘，场地区岩层产状为27∠26°，主要发育两组节理：J1：产状180∠82°，2～3条/m，延伸0.5～1.0m，节理面平直，闭合~微张。J2：产状135∠77°，3～5条/m，延伸0.2～0.6m，节理面平直，闭合~微张。5.6.2边坡模型分析模型坡体总长为100m，高为70m，剖面方向18°—198°，将节理投影到边坡剖面上，节理投影后的倾角分别为81.6°和63°，模型的网格划分以上述两组优势节理面为依据,其疏密程度及延伸情况以勘察报告为依据，采用Mohr-Coulomb本构模型。（模81万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估型剖面见图4.3），边坡开挖工况为，开挖高度分别为8m、8m、8m和6m，平台宽2m。8m8m高程410m高程4高程48m8m高程38m高程3高程38m8m高程22m高程26m高程26m高程1高程1高程1图5.86一次削坡开挖剖面示意图图5.87二次削坡开挖剖面示意图参数分析见表5.17-5.18表5.17岩体参数密度内摩擦角粘聚力体积模量剪切模量抗拉强度岩性（g/cm3）φ（°）C(MPa)E(GPa)G(GPa)（kPa）强风化黑云二2.3250.11.70.36100长片麻岩表5.18节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力内摩擦角φ倾角抗拉强度节理Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（°）（°）（kPa）J230.0351181.6501J230.03511635025.6.3断面数值模拟结果与分析5.6.3.1高程点位移对比分析：1）高程点X方向的位移分析：82万方数据 河北工业大学硕士学位论文7开挖步一次削坡1234一次削坡60二次削坡二次削坡5）-1mm4-2（3）mm-3位移2（-41位移-50-61234-7开挖步图5.88高程2点X方向位移变化曲线图图5.89高程2点Y方向位移变化曲线图从上图可以看出，在水平方向，一次削坡之后边坡二级台阶处产生了较大的位移，最大值为5.9mm，二次削坡之后，最大位移值为3.8mm；在竖直方向，由于开挖卸荷的作用，岩体产生了较大的竖直向上的位移，而这种位移趋势有利于边坡的稳定性。通过两次削坡路堑高程点位移值对比分析可知：一次削坡之后，边坡水平位移较大，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。5.6.3.2应力对比分析1）、岩体应力变化曲线02468101214161820024681012141618200原岩应力0原岩应力-20-50一次削坡一次削坡-40）a-100二次削坡）-60二次削坡KpKpa（-150（-80-100应力-200应力-120-250-140-300-160距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.90高程1点岩体X方向应力变化曲线图5.91高程1点岩体剪应力变化曲线图5.42为两次削坡后高程1点同一高程处岩体X方向的应力变化曲线。两次削坡之后应力都有不同程度的减小，但是二次削坡比一次削坡减小的多，有利于边坡的稳定。图5.42为边坡两次削坡后高程1点同一高程处剪应力变化曲线。岩体的剪应力在同一高程处从左到右呈先减小后增大的趋势，总体看在距高程点大于10m范围，剪应力变化趋向稳定；一次削坡之后岩体剪应力增大的较多，二次削坡之后剪应力比原岩应力增大一些，但是要比一次削坡后增大的少，二次削坡之后路堑处于较稳定的状态。2）、节理剪应力变化曲线83万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估10090原岩应力80原岩应力8070）一次削坡）60一次削坡60Kpa二次削坡Kpa50二次削坡（（4040应力应力30202010000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.92高程1点J1剪应力变化曲线图5.93高程1点J2剪应力变化曲线上图为节理两次削坡后各高程点同一高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定。一次削坡之后剪应力明显增大，最大值达到35kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩应力相差不大，应力增加的比较少。通过两次削坡后剪应力对比以可以知道，二次削坡之后路堑是较稳定的。5.6.3.3节理抗剪强度验算对比5一次削坡后工程边坡坡脚处J1（63.0°）的节理剪应力为0.9×10Pa，正应力2.30555×10Pa；二次削坡后J1（63.0°）节理的剪应力为0.81×10Pa，正应力2.00×10Pa，根据（1.5）FSCFntan式计算得：一次削坡J1(63.0°）的节理抗剪强度：F55551s=0.7×10+2.30×10tan13=1.23×10Pa>0.9×10Pa二次削坡J1(63.0°）的节理抗剪强度：F55552s=0.7×10+2.00×10tan13=1.16×10Pa>0.81×10PaF555F5551s=1.23×10-0.9×10=0.33×10Pa；2s=1.16×10-0.81×10=0.35×10Pa通过削坡前后J1(63.0°）剪应力变化可知，一次削坡之后J1(63.0°）的剪应力接近他的抗剪强度，使边坡岩体处于一个临界的稳定状态，而二次削坡之后J1(63.0°）的剪应力减小很多，使路堑边坡处于较稳定状态。5.6.3.4路堑安全系数对比分析84万方数据 河北工业大学硕士学位论文2一次削坡1.8二次削坡1.6安全系数1.41.211234开挖步图5.94开挖步与安全系数的关系从下图6.2.83可以看出边坡削坡之前第五次开挖结束之后安全系数为1.38，削坡之后第五次开挖结束之后的安全系数变为1.43，这比削坡前要稳定。5.6.4渗流场对比分析5.6.4.1位移对比分析在UDEC中默认岩石基质是不透水的，水流主要通过水力连通的裂隙网络传递，也就是沿着节理裂隙传递，故岩块内部剪应力在地下水前后并无变化；12开挖步一次削坡1234一次削坡10二次削坡0二次削坡一次渗流-1一次渗流）8二次渗流-2二次渗流mm（6-3）mm-4位移4（-52位移-6-70-81234-9开挖步图5.95高程2点X方向位移变化曲线图图5.96高程2点Y方向位移变化曲线图边坡削坡之后，地下水位高度升为边坡高度，在地下水入渗过程中，岩体裂隙的的含水量增大，地下水对节理内部起到润滑的作用，岩体裂隙中水的存在使边坡的位移增大，加入地下水后，在水平方向，一次削坡之后最大位移产生在高程2点范围内，大小为8.1mm，比干燥状态下多2.3mm，二次削坡后最大水平位移为5.5mm，比干燥状态下多1.7mm；在竖直方向，一次削坡后最大位移发生在高程1点范围内，大小为8.4mm，比干燥状态下多2.1mm，二次削坡后最大位移为6.8mm，比干燥状态下多2.6mm。85万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估5.6.4.2孔隙水压力对比分析120100一次削坡90一次削坡10080）二次削坡）二次削坡70KPa80KPa（（606050压力压力404030孔隙水孔隙水202010000246810121416182002468101214161820距离高程点的水平距离（m）距离高程点的水平距离（m）图5.97J1孔隙水压力变化曲线图图5.98J2孔隙水压力变化曲线图从上图孔隙水压力曲线可以看出，水平方向，孔隙水压力逐渐变大，靠近水头处的节理孔隙水压力较大，边坡高程点处孔隙水压力较小，J1最大孔隙水压力为高程1点所示102KAPa，J2最大孔隙水压力为高程1点所示96kPa，在边坡高程点附近孔隙水压力很小；削坡后J1和J2的孔隙水压力都有不同程度的减小，对边坡稳定性影响不大。5.6.4.3节理剪应力对比分析节理地下水作用前后剪应力变化曲线：10090原岩应力80原岩应力80一次削坡70一次削坡）a二次削坡）a60二次削坡60一次渗流一次渗流KpKp50（二次渗流（二次渗流4040应力应力30202010000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.99高程1点J1剪应力变化曲线图5.100高程1点J2剪应力变化曲线从上图可以看出，在孔隙水作用下，节理剪应力变小，靠近边坡高程点处剪应力变化很小，距离高程点高程处较远的剪应力变化逐渐变大，靠近水头处的节理孔隙水压力较大，在孔隙水压力作用下，地下水不断入渗，有效应力减小，抗剪强度降低，边坡稳定性逐渐降低，因而边坡更易破坏。一次削坡后的安全系数为1.38，在有地下水的条件下边坡安全系数变为1.19，这说明在地下水的的影响使边坡的安全系数有所下降，使边坡的稳定性降低。86万方数据 河北工业大学硕士学位论文5.6.5本章小结通过以上分析我们可知：5.6.5.1位移对比分析路堑一次削坡之后路堑边坡产生了较大的水平位移，使路堑岩体出现向临空方向滑动的趋势，在渗流情况下存在着一定的安全隐患，二次削坡之后的岩体基本没有向临空方向滑动的趋势，处于较稳定的状态。5.6.5.2应力对比分析图5.101一次削坡应力集中带分布合成图图5.102二次削坡应力集中带分布合成图1）、岩体应力分析从上图可以看出一次削坡之后，坡顶形成前缘拉裂区，当前缘拉裂区范围发展到一定程度将导致边坡局部破坏，发生滑塌现象，剪应力集中带分布在离坡脚较远处，对边坡稳定影响不大；二次削坡之后坡顶前缘拉裂区消失。通过对比分析可以知道，一次削坡之后边坡存在安全隐患，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。2）、节理剪力场分析oJ1（63.0）剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定；在竖直方向上从上到下是逐渐增大的。一次削坡之后节理剪应力明显增大，增大值达到16kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩剪应力相差不大，应力增加的比较少。通过削坡前后剪应力对比以及节理抗剪强度验算可以知道，二次削oo坡之后的路堑是较稳定的。J2（81.6）节理削坡前后剪应力的变化趋势与J1（63.0）的变化趋势是相似的，但是变化的数值比较小，对路堑的稳定性影响不大；加上渗流条件之后，在孔隙水压力作用下节理抗剪强度降低，使边坡稳定性降低，节理剪应力由于孔隙水压力的存在呈减小的趋势。5.6.5.3安全系数对比分析87万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估一次边坡削坡之后边坡的安全系数为1.38，二次削坡之后边坡的安全系数为1.43，通过两次削坡可以知道二次削坡边坡的安全系数更大一些，二次削坡之后边坡更稳定；在渗流条件下一次削坡后安全系数为1.19，二次削坡之后为1.26。二次削坡之后边坡处于较稳定的状态。本文通过对YK59+192.5～YK59+357.8两次削坡之后岩体和节理的位移和应力进行对比分析，我们可以发现边坡发生滑塌的主要原因是：一次削坡之后边坡的安全系数较低，加上渗流条件后，安全系数降低的较多，使边坡处于一种临界平衡状态，加之一次削坡之后节理剪应力明显增大，近乎接近节理的抗剪强度，在渗流条件下节理的抗剪强度又有不同程度的降低，使边坡在暴雨等诱导因素下极易发生滑塌现象。5.7YK63+901~K64+024断面对比研究5.7.1工程地质条件1）、地形、地貌拟建深挖路堑位于鱼林沟村东北，于拟建公路测设里程YK63+901～YK64+024，全长123m，对公路两侧进行切坡，最大切坡高度为31.2米。场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高579.62～602.42m，相对高差为32.80m，微地貌处于山体的山脊地带，两侧高，开挖形成后两侧形成路堑。2）、地层岩性根据工程地质测绘及物探资料，岩层工程地质特征由上而下叙述如下：（1）全风化黑云片麻岩(Ar3sh)：灰褐色～灰黄色，岩体风化剧烈，原岩结构构造基本已破坏，岩芯呈砂状，局部碎块状，分布于整个路堑区，揭露层厚4.90～8.00米。（2）强风化黑云片麻岩(Ar3sh)：灰褐色，变晶结构，片麻状构造。节理裂隙发育，岩体破碎，岩芯呈碎块状，局部呈柱状。分布于整个路堑区，揭露层厚8.00～15.00米。（3）中风化黑云片麻岩(Ar3sh)：灰褐色，变晶结构，片麻状构造。节理裂隙较发育，岩体较破碎，岩芯呈短柱状，局部呈碎块状。该层分布于整个路堑区，揭露最大厚度10.50米。3）、节理构造根据工程地质测绘，场地区片麻理产状为34°∠9°，主要发育两组节理：J1：产状316°∠84°，微张；J2：产状44°∠87°，微张；5.7.2边坡模型分析88万方数据 河北工业大学硕士学位论文实际坡体总长为100m，高为70m，剖面方向326°，将节理投影到边坡剖面上，节理投影后的倾角分别为84°、96.1°，由于J2、J3角度差别不大，所以模型的网格划分以两组优势节理面为依据,其疏密程度及延伸情况以勘察报告为依据，采用Mohr-Coulomb本构模型。（模型剖面见图5.38），边坡开挖工况为，开挖高度分别为7.5m、6.4m、6.4m和4.8m，平台宽2m。7.5m7.5m高程410m高程4高程46.4m6.4m高程38m高程3高程36.4m6.4m高程22m高程24.8m高程24.8m高程1高程1高程1图5.103一次削坡开挖剖面示意图图5.104二次削坡开挖剖面示意图参数分析见表5.19-5.22表5.19岩体参数密度内摩擦粘聚力体积模量剪切模量抗拉强度岩性3（g/cm）角φ（°）C(MPa)E(GPa)G(GPa)（kPa）全风化2.3150.050.830.18100强风化黑云2.5250.11.70.36150二长片麻岩中风化黑云2.7300.64.21.9200二长片麻岩表5.20全风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力内摩擦角φ抗拉强度节理倾角（°）Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（°）（kPa）J1230.05108450J2230.051096.150表5.21强风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力内摩擦角φ抗拉强度节理倾角（°）Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（°）（kPa）J1450.07138470J2450.071396.170表5.22中风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力抗拉强度节理内摩擦角φ（°）倾角（°）Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（kPa）89万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估J1780.091584100J2780.091596.11005.7.3断面数值模拟结果与分析5.7.3.1高程点位移对比分析：1）高程点X方向的位移分析：4.5开挖步4一次削坡1234一次削坡3.50二次削坡二次削坡）3-0.5mm2.5-1（-1.52）位移1.5mm-2（-2.51-30.5位移-3.50-41234-4.5开挖步-5图5.105高程2点X方向位移变化曲线图图5.106高程2点Y方向位移变化曲线图从上图可以看出，在水平方向，一次削坡之后边坡二级台阶处产生了较大的位移，最大值为4.3mm，二次削坡之后，最大位移值为3.1mm；在竖直方向，由于开挖卸荷的作用，岩体产生了较大的竖直向上的位移，而这种位移趋势有利于边坡的稳定性。通过两次削坡路堑高程点位移值对比分析可知：一次削坡之后，边坡水平位移较大，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。5.7.3.2应力对比分析1）、岩体应力变化曲线02468101214161820024681012141618200原岩应力0原岩应力-50-20一次削坡一次削坡）-100）-40二次削坡a二次削坡Kpa-150Kp-60（（-200-80应力-250应力-100-300-120-350-140距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.107高程1点岩体X方向应力变化曲线图5.108高程1点岩体剪应力变化曲线图5.42为两次削坡后高程1点同一高程处岩体X方向的应力变化曲线。两次削坡90万方数据 河北工业大学硕士学位论文之后应力都有不同程度的减小，但是二次削坡比一次削坡减小的多，有利于边坡的稳定。图5.42为边坡两次削坡后高程1点同一高程处剪应力变化曲线。岩体的剪应力在同一高程处从左到右呈先增大后减小的趋势，总体看在距高程点大于12m范围，剪应力变化趋向稳定；一次削坡之后岩体剪应力增大的较多，二次削坡之后剪应力比原岩应力增大一些，但是要比一次削坡后增大的少，二次削坡之后路堑处于较稳定的状态。2）、节理剪应力变化曲线：12090原岩应力80原岩应力10070）a80一次削坡）a60一次削坡Kp二次削坡Kp50二次削坡（60（40应力40应力30202010000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.109高程1点J1剪应力变化曲线图5.110高程1点J2剪应力变化曲线上图为节理两次削坡后各高程点同一高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定。一次削坡之后剪应力明显增大，最大值达到60kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩应力相差不大，应力增加的比较少。通过两次削坡后剪应力对比以可以知道，二次削坡之后路堑是较稳定的。上图为节理高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右有减小的趋势，最后趋于稳定，两次削坡后节理剪应力变化不是很大，对路堑边坡的稳定性影响不大。通过两次削坡后剪应力对比可以知道，二次削坡之后路堑边坡较稳定。5.2.3.3节理抗剪强度验算对比5一次削坡后工程边坡坡脚处J1（84°）的节理剪应力为1.0×10Pa，正应力1.91555×10Pa；二次削坡后J1（84°）节理的剪应力为0.61×10Pa，正应力0.96×10Pa，根据（1.5）FSCFntan式计算得：一次削坡J1(84°）的节理抗剪强度：F55551s=0.7×10+1.91×10tan13=1.14×10Pa>1.0×10Pa二次削坡J1(84°）的节理抗剪强度：F55552s=0.7×10+0.96×10tan13=0.92×10Pa>0.61×10Pa91万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估F555F5551s=1.14×10-1.0×10=0.14×10Pa；2s=0.92×10-0.61×10=0.31×10Pa通过削坡前后J1(84°）剪应力变化可知，一次削坡之后J1(84°）的剪应力接近他的抗剪强度，使边坡岩体处于一个临界的稳定状态，而二次削坡之后J1(84°）的剪应力减小很多，使路堑边坡处于较稳定状态。5.7.3.3路堑安全系数对比分析54.5一次削坡4二次削坡3.53安全系数2.521.511234开挖步图5.111开挖步与安全系数的关系从下图5.68可以看出边坡削坡之前第四次开挖结束之后安全系数为1.75，削坡之后第五次开挖结束之后的安全系数变为1.89，这比削坡前要稳定。5.7.4渗流场对比分析5.7.4.1位移对比分析在UDEC中默认岩石基质是不透水的，水流主要通过水力连通的裂隙网络传递，也就是沿着节理裂隙传递，故岩块内部剪应力在地下水前后并无变化；10开挖步9一次削坡1234一次削坡8二次削坡0二次削坡7一次渗流-1一次渗流）6二次渗流二次渗流mm-2（5）-34位移mm3（-42-5位移1-601234-7-8开挖步图5.112高程2点X方向位移变化曲线图图5.113高程2点Y方向位移变化曲线图92万方数据 河北工业大学硕士学位论文边坡削坡之后，地下水位高度升为边坡高度，在地下水入渗过程中，岩体裂隙的的含水量增大，地下水对节理内部起到润滑的作用，岩体裂隙中水的存在使边坡的位移增大，加入地下水后，在水平方向，一次削坡之后最大位移产生在高程2点范围内，大小为6.3mm，比干燥状态下多2.3mm，二次削坡后最大水平位移为4.4mm，比干燥状态下多1.7mm；在竖直方向，一次削坡后最大位移发生在高程2点范围内，大小为6.9mm，比干燥状态下多2.5mm，二次削坡后最大位移为3.8mm，比干燥状态下多1.6mm。5.7.4.2孔隙水压力对比分析120100一次削坡90一次削坡10080）二次削坡）二次削坡70KPa80KPa（（606050压力压力404030孔隙水孔隙水202010000246810121416182002468101214161820距离高程点的水平距离（m）距离高程点的水平距离（m）图5.114J1孔隙水压力变化曲线图图5.115J2孔隙水压力变化曲线图从上图孔隙水压力曲线可以看出，水平方向，孔隙水压力逐渐变大，靠近水头处的节理孔隙水压力较大，边坡高程点处孔隙水压力较小，J1最大孔隙水压力为高程1点所示103KAPa，J2最大孔隙水压力为高程1点所示88kPa，在边坡高程点附近孔隙水压力很小；削坡后J1和J2的孔隙水压力都有不同程度的减小，对边坡稳定性影响不大。5.7.4.3节理剪应力对比分析12090原岩应力80原岩应力100一次削坡70一次削坡）a80二次削坡）a60二次削坡一次渗流一次渗流KpKp50（60二次渗流（40二次渗流应力40应力30202010000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.116高程1点J1剪应力变化曲线图5.117高程1点J2剪应力变化曲线从上图可以看出，在孔隙水作用下，节理剪应力变小，靠近边坡高程点处剪应力变化很小，距离高程点高程处较远的剪应力变化逐渐变大，靠近水头处的节理孔隙水压力93万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估较大，在孔隙水压力作用下，地下水不断入渗，有效应力减小，抗剪强度降低，边坡稳定性逐渐降低，因而边坡更易破坏。一次削坡后的安全系数为1.75，在有地下水的条件下边坡安全系数变为1.42，这说明在地下水的的影响使边坡的安全系数有所下降，使边坡的稳定性降低。5.7.5本章小结通过以上分析我们可知：5.7.5.1位移对比分析路堑一次削坡之后路堑边坡产生了较大的水平位移，使路堑岩体出现向临空方向滑动的趋势，在渗流情况下存在着一定的安全隐患，二次削坡之后的岩体基本没有向临空方向滑动的趋势，处于较稳定的状态。5.7.5.2应力对比分析图5.118一次削坡应力集中带分布合成图图5.119二次削坡应力集中带分布合成图1）、岩体应力分析从上图可以看出一次削坡之后，在坡脚形成应力集中带，并且范围较大，在暴雨等条件下极易发生局部或整体失稳；二次削坡之后坡脚应力集中带范围和最大剪应力都有较大降低。通过对比分析可以知道，一次削坡之后边坡存在安全隐患，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。2）、节理剪力场分析oJ1（84）剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定；在竖直方向上从上到下是逐渐增大的。一次削坡之后节理剪应力明显增大，增大值达到50kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩剪应力相差不大，应力增加的比较少。通过削坡前后剪应力对比以及节理抗剪强度验算可以知道，二次削oo坡之后的路堑是较稳定的。J2（96）节理削坡前后剪应力的变化趋势与J1（84）的变94万方数据 河北工业大学硕士学位论文化趋势是相似的，但是变化的数值比较小，对路堑的稳定性影响不大；加上渗流条件之后，在孔隙水压力作用下节理抗剪强度降低，使边坡稳定性降低，节理剪应力由于孔隙水压力的存在呈减小的趋势。5.7.5.3安全系数对比分析一次边坡削坡之后边坡的安全系数为1.75，二次削坡之后边坡的安全系数为1.89，通过两次削坡可以知道二次削坡边坡的安全系数更大一些，二次削坡之后边坡更稳定；在渗流条件下一次削坡后安全系数为1.42，二次削坡之后为1.53。二次削坡之后边坡处于较稳定的状态。本文通过对YK63+901～YK64+024两次削坡之后岩体和节理的位移和应力进行对比分析，我们可以发现边坡发生滑塌的主要原因是：一次削坡之后边坡的安全系数较低，加上渗流条件后，安全系数降低的较多，使边坡处于一种临界平衡状态，加之一次削坡之后节理剪应力明显增大，近乎接近节理的抗剪强度，在渗流条件下节理的抗剪强度又有不同程度的降低，使边坡在暴雨等诱导因素下极易发生滑塌现象。5.8YK66+036~K66+114断面对比研究5.8.1工程地质条件1）、地形、地貌拟建深挖路堑位于小庄村东北，于拟建公路测设里程YK66+036～YK66+114，全长78m，对公路两侧进行切坡，最大切坡高度为41.6米，场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高624.24～650.78m，相对高差为26.54m，微地貌处于山体的山脊地带，右侧高，开挖形成后右侧形成路堑。2）、地层岩性根据工程地质测绘及物探资料，岩层工程地质特征由上而下叙述如下：（1）全风化黑云片麻岩(Ar3sh)：灰黄色，岩体风化剧烈，原岩结构构造基本已破坏，岩芯呈砂状和角砾状，表层含少量植物根系。分布于整个路堑区，揭露层厚1.00～1.50米。（2）中风化黑云片麻岩(Ar3sh)：灰褐色，变晶结构，片麻状构造。节理裂隙较发育，岩体较破碎，岩芯呈短柱状，局部呈碎块状。该层分布于整个路堑区，本次勘察未揭穿此层，揭露最大厚度38.50米。3）、节理构造根据工程地质测绘，场地区片麻理产状为313°∠8°，主要发育两组节理：95万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估J1：产状142°∠80°，微张；J2：产状224°∠84°，微张；5.8.2边坡模型分析实际坡体总长为120m，高为70m，剖面方向61°，将节理投影到边坡剖面上，节理投影后的倾角分别为54.9°和81.7°，模型的网格划分以上述两组优势节理面为依据,其疏密程度及延伸情况以勘察报告为依据，采用Mohr-Coulomb本构模型。（模型剖面见图5.52），边坡开挖工况为，开挖高度分别为6.8m、6.4m、6.4m、6.4m、6.4m和4.8m，平台宽2m。6.8m6.8m高程512m高程5高程56.4m6.4m高程410m高程4高程46.4m6.4m高程38m高程3高程36.4m6.4m高程22m高程2高程24.8m高程14.8m高程1高程1图5.120一次削坡开挖剖面示意图图5.121二次削坡开挖剖面示意图参数分析见表5.23-5.26表5.23岩体参数密度内摩擦粘聚力体积模量剪切模量抗拉强度岩性3（kPa）（g/cm）角φ（°）C(MPa)E(GPa)G(GPa)全风化2.3150.050.830.18100强风化黑云2.5250.11.70.36150二长片麻岩中风化黑云2.7300.64.21.9200二长片麻岩表5.24全风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力内摩擦角φ抗拉强度节理倾角（°）Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（°）（kPa）J1230.051054.950J2230.051081.750表5.25强风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力内摩擦角φ抗拉强度节理倾角（°）Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（°）（kPa）96万方数据 河北工业大学硕士学位论文J1450.071354.970J2450.071381.770表5.26中风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力抗拉强度节理内摩擦角φ（°）54.9Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（kPa）J1780.091581.7100J2780.091554.91005.8.3断面数值模拟结果与分析5.8.3.1高程点位移对比分析：1）高程点X方向的位移分析：7开挖步6一次削坡12345一次削坡05二次削坡二次削坡）-0.5mm4-1（-1.53）位移mm-22（-2.51-3位移-3.50-412345-4.5-5开挖步图5.122高程2点X方向位移变化曲线图图5.123高程2点Y方向位移变化曲线图从上图可以看出，在水平方向，一次削坡之后边坡二级台阶处产生了较大的位移，最大值为6.2mm，二次削坡之后，最大位移值为4.3mm；在竖直方向，由于开挖卸荷的作用，岩体产生了较大的竖直向上的位移，而这种位移趋势有利于边坡的稳定性。通过两次削坡路堑高程点位移值对比分析可知：一次削坡之后，边坡水平位移较大，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。5.8.3.2应力对比分析1）、岩体应力变化曲线97万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估024681012141618200246810121416182000原岩应力原岩应力-20-50一次削坡一次削坡-40）-100二次削坡二次削坡Kpa-60（-150-80应力-200-100应力（Kpa）-250-120-300-140距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.124高程1点岩体X方向应力变化曲线图5.125高程1点岩体剪应力变化曲线图5.42为两次削坡后高程1点同一高程处岩体X方向的应力变化曲线。两次削坡之后应力都有不同程度的减小，但是二次削坡比一次削坡减小的多，有利于边坡的稳定。图5.42为边坡两次削坡后高程1点同一高程处剪应力变化曲线。岩体的剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，总体看在距高程点大于8m范围，剪应力变化趋向稳定；一次削坡之后岩体剪应力增大的较多，二次削坡之后剪应力比原岩应力增大一些，但是要比一次削坡后增大的少，二次削坡之后路堑处于较稳定的状态。2）、节理处剪应力变化曲线：160120140原岩应力100原岩应力120）一次削坡）80一次削坡a100aKp二次削坡Kp二次削坡（80（6060应力应力40402020000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.126高程1点J1剪应力变化曲线图5.127高程1点J2剪应力变化曲线上图为节理两次削坡后各高程点同一高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定。一次削坡之后剪应力明显增大，最大值达到55kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩应力相差不大，应力增加的比较少。通过两次削坡后剪应力对比以可以知道，二次削坡之后路堑是较稳定的。上图为节理高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右有减小的趋势，最后趋于稳定，两次削坡后节理剪应力变化不是很大，对路堑边坡的稳定性影响98万方数据 河北工业大学硕士学位论文不大。通过两次削坡后剪应力对比可以知道，二次削坡之后路堑边坡较稳定。5.8.3.3节理抗剪强度验算对比5一次削坡后工程边坡坡脚处J（81.7°）1的节理剪应力为1.39×10Pa，正应力3.56555×10Pa；二次削坡后J1（81.7°）节理的剪应力为1.10×10Pa，正应力3.08×10Pa，根据（1.5）FSCFntan式计算得：一次削坡J1(81.7°）的节理抗剪强度：F55551s=0.7×10+3.56×10tan13=1.52×10Pa>1.39×10Pa二次削坡J1(81.7°）的节理抗剪强度：F55552s=0.7×10+3.08×10tan13=1.41×10Pa>1.10×10PaF555F5551s=1.52×10-1.39×10=0.13×10Pa；2s=1.41×10-1.10×10=0.31×10Pa通过削坡前后J1(81.7°）剪应力变化可知，一次削坡之后J1(81.7°）的剪应力接近他的抗剪强度，使边坡岩体处于一个临界的稳定状态，而二次削坡之后J1(81.7°）的剪应力减小很多，使路堑边坡处于较稳定状态。5.8.3.4路堑安全系数对比分析2.5一次削坡二次削坡2安全系数1.5112345开挖步图5.128开挖步与安全系数的关系从下图5.86可以看出边坡削坡之前第五次开挖结束之后安全系数为1.31，削坡之后第五次开挖结束之后的安全系数变为1.44，这比削坡前要稳定。5.8.4渗流场对比分析5.8.4.1位移对比分析99万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估12开挖步一次削坡12345一次削坡10二次削坡0二次削坡）8一次渗流-1一次渗流mm二次渗流-2二次渗流（6）-3位移4mm-4（-52位移-60-712345-8-9开挖步图5.129高程2点X方向位移变化曲线图图5.130高程2点Y方向位移变化曲线图边坡削坡之后，地下水位高度升为边坡高度，在地下水入渗过程中，岩体裂隙的的含水量增大，地下水对节理内部起到润滑的作用，岩体裂隙中水的存在使边坡的位移增大，加入地下水后，在水平方向，一次削坡之后最大位移产生在高程2点范围内，大小为8.4mm，比干燥状态下多2.4mm，二次削坡后最大水平位移为6.3mm，比干燥状态下多2.1mm；在竖直方向，一次削坡后最大位移发生在高程1点范围内，大小为7.8mm，比干燥状态下多2.8mm，二次削坡后最大位移为5.4mm，比干燥状态下多2.3mm。5.8.4.2孔隙水压力对比分析120100一次削坡90一次削坡10080）二次削坡）二次削坡70KPa80KPa（（606050压力压力404030孔隙水孔隙水202010000246810121416182002468101214161820距离高程点的水平距离（m）距离高程点的水平距离（m）图5.131J1孔隙水压力变化曲线图图5.132J2孔隙水压力变化曲线图从上图孔隙水压力曲线可以看出，水平方向，孔隙水压力逐渐变大，靠近水头处的节理孔隙水压力较大，边坡高程点处孔隙水压力较小，J1最大孔隙水压力为高程1点所示110KAPa，J2最大孔隙水压力为高程1点所示87kPa，在边坡高程点附近孔隙水压力很小；削坡后J1和J2的孔隙水压力都有不同程度的减小，对边坡稳定性影响不大。5.8.4.3节理剪应力对比分析节理地下水作用前后应力变化曲线：100万方数据 河北工业大学硕士学位论文160120140原岩应力原岩应力100一次削坡一次削坡120）二次削坡）80二次削坡100一次渗流一次渗流KpaKpa（80二次渗流（60二次渗流60应力应力40402020000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.133高程1点J1剪应力变化曲线图5.134高程1点J2剪应力变化曲线从组图5.101可以看出，在孔隙水作用下，剪应力变小，靠近边坡高程点处剪应力变化很小，距离高程点高程处较远的剪应力变化逐渐变大,，最大剪应力差值为高程点1所示130kPa。一次削坡后的安全系数为1.31，在有地下水的条件下边坡安全系数变为1.11，这说明在地下水的的影响使边坡的安全系数有所下降，使边坡的稳定性降低。5.8.5本章小结通过以上分析我们可知：5.8.5.1位移对比分析路堑一次削坡之后路堑边坡产生了较大的水平位移，使路堑岩体出现向临空方向滑动的趋势，在渗流情况下存在着一定的安全隐患，二次削坡之后的岩体基本没有向临空方向滑动的趋势，处于较稳定的状态。5.8.5.2应力对比分析图5.135一次削坡应力集中带分布合成图图5.136二次削坡应力集中带分布合成图1）、岩体应力分析101万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估从上图可以看出一次削坡之后，坡顶形成后缘拉裂区，在坡脚形成应力集中带，当后缘拉裂区范围发展到一定程度将导致边坡局部破坏，发生部分滑塌现象，当后缘拉裂区与剪应力集中区贯通将导致边坡整体失稳；二次削坡之后坡顶后缘拉裂区消失，坡脚应力集中带最大剪应力有较大降低。通过对比分析可以知道，一次削坡之后边坡存在安全隐患，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。2）、节理剪力场分析oJ1（81.7）剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定；在竖直方向上从上到下是逐渐增大的。一次削坡之后节理剪应力明显增大，增大值达到50kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩剪应力相差不大，应力增加的比较少。通过削坡前后剪应力对比以及节理抗剪强度验算可以知道，二次削oo坡之后的路堑是较稳定的。J2（125）节理削坡前后剪应力的变化趋势与J1（81.7）的变化趋势是相似的，但是变化的数值比较小，对路堑的稳定性影响不大；加上渗流条件之后，在孔隙水压力作用下节理抗剪强度降低，使边坡稳定性降低，节理剪应力由于孔隙水压力的存在呈减小的趋势。5.8.5.3安全系数对比分析一次边坡削坡之后边坡的安全系数为1.31，二次削坡之后边坡的安全系数为1.44，通过两次削坡可以知道二次削坡边坡的安全系数更大一些，二次削坡之后边坡更稳定；在渗流条件下一次削坡后安全系数为1.11，二次削坡之后为1.23。二次削坡之后边坡处于较稳定的状态。本文通过对YK66+036～YK66+114两次削坡之后岩体和节理的位移和应力进行对比分析，我们可以发现边坡发生滑塌的主要原因是：一次削坡之后边坡的安全系数较低，加上渗流条件后，安全系数降低的较多，使边坡处于一种临界平衡状态，加之一次削坡之后节理剪应力明显增大，近乎接近节理的抗剪强度，在渗流条件下节理的抗剪强度又有不同程度的降低，使边坡在暴雨等诱导因素下极易发生滑塌现象。5.9YK69+520.YK69+701断面对比研究5.9.1工程地质条件1）、地形、地貌拟建深挖路堑位于清家沟村西北，于拟建公路测设里程YK69+520～YK69+701，全长181m，对公路两侧进行切坡，最大切坡高度为40.2米。场地属剥蚀构造丘陵地貌，地形起伏略大，线路轴线方向地面标高710.87～746.89m，相对高差为36.01m，微地貌处102万方数据 河北工业大学硕士学位论文于山体的鞍部地带，两侧高，开挖形成后两侧形成路堑。2）、地层岩性根据工程地质测绘及物探资料，岩层工程地质特征由上而下叙述如下：（1）全风化角闪斜长片麻岩(Ar3sh)：黄色～灰黄色，岩体风化十分剧烈，节理裂隙十分发育，岩体十分破碎，岩芯呈颗粒状。分布于整个路堑区，揭露层厚3.80～20.00米。（2）强风化角闪斜长片麻岩(Ar3sh)：青灰色，变晶结构，片麻状构造。节理裂隙发育，岩体破碎，岩芯呈碎块状，局部呈柱状。分布于整个路堑区，揭露层厚3.50～19.30米。（3）中风化角闪斜长片麻岩(Ar3sh)：青灰色，变晶结构，片麻状构造。节理裂隙较发育，岩体较破碎，岩芯呈短柱状。该层在路堑局部缺失，本次勘察未揭穿此层，揭露最大厚度3.80米。3）、节理构造根据工程地质测绘，场地区片麻理产状为45°∠9°，主要发育两组节理：J1：产状55°∠55°；J2：产状130°∠87°。5.9.2边坡模型分析实际坡体总长为100m，高为70m，剖面方向48.5°，将节理投影到边坡剖面上，节理投影后的倾角分别为20°、75°，所以模型的网格划分以两组优势节理面为依据,其疏密程度及延伸情况以勘察报告为依据，采用Mohr-Coulomb本构模型。（模型剖面见图5.44），边坡开挖工况为，开挖高度分别为8.0m、6.4m、6.4m、6.4m和4.8m，平台宽2m。8.0m8.0m高程512m高程5高程56.4m6.4m高程410m高程4高程46.4m6.4m高程38m高程3高程36.4m6.4m高程22m高程24.8m高程1高程24.8m高程1高程1图5.137一次削坡开挖剖面示意图图5.138二次削坡开挖剖面示意图参数分析见表5.27-5.29103万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估表5.27岩体参数密度内摩擦粘聚力体积模量剪切模量抗拉强度岩性3（kPa）（g/cm）角φ（°）C(MPa)E(GPa)G(GPa)全风化黑云2.3150.050.830.18100二长片麻岩中风化黑云2.7300.64.21.9200二长片麻岩表5.28全风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力内摩擦角φ抗拉强度节理倾角（°）Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（°）（kPa）J1230.05102050J2230.05107550表5.29中风化节理参数法向刚度剪切刚度Kn粘聚力抗拉强度节理内摩擦角φ（°）倾角（°）Ks（GPa）（GPa）C(MPa)（kPa）J1780.091520100J2780.0915751005.9.3断面数值模拟结果与分析5.9.3.1高程点位移对比分析：1）高程点X方向的位移分析：7开挖步一次削坡一次削坡6123450二次削坡二次削坡5-0.5）mm4-1（3）-1.5位移mm-22（-2.51位移-30-3.512345-4开挖步-4.5图5.139高程2点X方向位移变化曲线图图5.140高程2点Y方向位移变化曲线图从上图可以看出，在水平方向，一次削坡之后边坡二级台阶处产生了较大的位移，最大值为6.3mm，二次削坡之后，最大位移值为4.2mm；在竖直方向，由于开挖卸荷的作用，岩体产生了较大的竖直向上的位移，而这种位移趋势有利于边坡的稳定性。通过两次削坡路堑高程点位移值对比分析可知：一次削坡之后，边坡水平位移较大，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。104万方数据 河北工业大学硕士学位论文5.9.3.2应力对比分析1）、岩体应力变化曲线02468101214161820024681012141618200原岩应力0原岩应力-50一次削坡-20一次削坡）-100二次削坡）-40a二次削坡Kp-150Kpa-60（（-200-80应力-250-100应力-300-120-350-140距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.141高程1点岩体X方向应力变化曲线图5.142高程1点岩体剪应力变化曲线图5.42为两次削坡后高程1点同一高程处岩体X方向的应力变化曲线。两次削坡之后应力都有不同程度的减小，但是二次削坡比一次削坡减小的多，有利于边坡的稳定。图5.42为边坡两次削坡后高程1点同一高程处剪应力变化曲线。岩体的剪应力在同一高程处从左到右呈先增大后减小的趋势，总体看在距高程点大于12m范围，剪应力变化趋向稳定；一次削坡之后岩体剪应力增大的较多，二次削坡之后剪应力比原岩应力增大一些，但是要比一次削坡后增大的少，二次削坡之后路堑处于较稳定的状态。2）、节理剪应力变化曲线：908080原岩应力70原岩应力7060）60一次削坡）一次削坡50Kpa50二次削坡Kpa二次削坡（40（4030应力30应力20201010000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.143高程1点J1剪应力变化曲线图5.144高程1点J2剪应力变化曲线上图为节理两次削坡后各高程点同一高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定。一次削坡之后剪应力明显增大，最大值达到40kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩应力相差不大，应力增加的比较少。通过两次削坡后剪应力对比以可以知道，二次削坡之后路堑是较稳定的。105万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估上图为节理高程处剪应力变化曲线。节理的剪应力在同一高程处从左到右有减小的趋势，最后趋于稳定，两次削坡后节理剪应力变化不是很大，对路堑边坡的稳定性影响不大。通过两次削坡后剪应力对比可以知道，二次削坡之后路堑边坡较稳定。5.9.3.3节理抗剪强度验算对比5一次削坡后工程边坡坡脚处J1（75.2°）的节理剪应力为0.8×10Pa，正应力1.17555×10Pa；二次削坡后J1（75.2°）节理的剪应力为0.51×10Pa，正应力1.01×10Pa，根据（1.5）FSCFntan式计算得：一次削坡J1(75.2°）的节理抗剪强度：F55551s=0.7×10+1.17×10tan13=0.97×10Pa>0.8×10Pa二次削坡J1(75.2°）的节理抗剪强度：F55552s=0.7×10+1.01×10tan13=0.94×10Pa>0.51×10PaF555F5551s=0.97×10-0.8×10=0.17×10Pa；2s=0.94×10-0.51×10=0.43×10Pa通过削坡前后J1(75.2°）剪应力变化可知，一次削坡之后J1(75.2°）的剪应力接近他的抗剪强度，使边坡岩体处于一个临界的稳定状态，而二次削坡之后J1(75.2°）的剪应力减小很多，使路堑边坡处于较稳定状态。5.9.3.4路堑安全系数对比分析32.5一次削坡二次削坡21.5安全系数10.5012345开挖步图5.145开挖步与安全系数的关系从下图5.104可以看出边坡削坡之前第五次开挖结束之后安全系数为1.44，削坡之后第五次开挖结束之后的安全系数变为1.67，这比削坡前要稳定。5.9.4渗流场对比分析106万方数据 河北工业大学硕士学位论文5.9.4.1位移对比分析12开挖步一次削坡12345一次削坡10二次削坡0二次削坡一次渗流一次渗流）8-1二次渗流二次渗流mm（6-2）位移4mm-3（-42位移-50-612345开挖步-7图5.146高程2点X方向位移变化曲线图图5.147高程2点Y方向位移变化曲线图边坡削坡之后，地下水位高度升为边坡高度，在地下水入渗过程中，岩体裂隙的的含水量增大，地下水对节理内部起到润滑的作用，岩体裂隙中水的存在使边坡的位移增大，加入地下水后，在水平方向，一次削坡之后最大位移产生在高程2点范围内，大小为8.9mm，比干燥状态下多3.7mm，二次削坡后最大水平位移为6.1mm，比干燥状态下多2.1mm；在竖直方向，一次削坡后最大位移发生在高程1点范围内，大小为6.2mm，比干燥状态下多2.1mm，二次削坡后最大位移为3.2mm，比干燥状态下多1.9mm。5.9.4.2孔隙水压力对比分析120120一次削坡一次削坡100100）二次削坡）二次削坡KPa80KPa80（（6060压力压力4040孔隙水孔隙水2020000246810121416182002468101214161820距离高程点的水平距离（m）距离高程点的水平距离（m）图5.148J1孔隙水压力变化曲线图图5.149J2孔隙水压力变化曲线图从上图孔隙水压力曲线可以看出，水平方向，孔隙水压力逐渐变大，靠近水头处的节理孔隙水压力较大，边坡高程点处孔隙水压力较小，J1最大孔隙水压力为高程1点所示105KAPa，J2最大孔隙水压力为高程1点所示98kPa，在边坡高程点附近孔隙水压力很小；削坡后J1和J2的孔隙水压力都有不同程度的减小，对边坡稳定性影响不大。5.9.4.3节理剪应力对比分析节理地下水作用前后应力变化曲线：107万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估90原岩应力80原岩应力80一次削坡70一次削坡70二次削坡60二次削坡）a60一次渗流）a50一次渗流Kp50二次渗流Kp二次渗流（40（4030应力30应力20201010000246810121416182002468101214161820距高程1点的水平距离（m）距高程1点的水平距离（m）图5.150高程1点J1剪应力变化曲线图5.151高程1点J2剪应力变化曲线从组图5.118可以看出，在孔隙水作用下，剪应力变小，靠近边坡高程点处剪应力变化很小，距离高程点高程处较远的剪应力变化逐渐变大，最大剪应力差值为高程点1所示40kPa。一次削坡后的安全系数为1.44，在有地下水的条件下边坡安全系数变为1.21，这说明在地下水的的影响使边坡的安全系数有所下降，使边坡的稳定性降低。5.9.5本章小结通过以上分析我们可知：5.9.5.1位移对比分析路堑一次削坡之后路堑边坡产生了较大的水平位移，使路堑岩体出现向临空方向滑动的趋势，在渗流情况下存在着一定的安全隐患，二次削坡之后的岩体基本没有向临空方向滑动的趋势，处于较稳定的状态。5.9.5.2应力对比分析图5.152一次削坡应力集中带分布合成图图5.153二次削坡应力集中带分布合成图1）、岩体应力分析108万方数据 河北工业大学硕士学位论文从上图可以看出一次削坡之后，坡顶形成前缘拉裂区，在坡脚形成应力集中带，当前缘拉裂区范围发展到一定程度将导致边坡局部破坏，发生部分滑塌现象，当前缘拉裂区与剪应力集中区贯通将导致边坡整体失稳；二次削坡之后坡顶前缘拉裂区消失，坡脚应力集中带最大剪应力有较大降低。通过对比分析可以知道，一次削坡之后边坡存在安全隐患，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。2）、节理剪力场分析oJ1（75.2）剪应力在同一高程处从左到右逐渐减小，最后趋于稳定；在竖直方向上从上到下是逐渐增大的。一次削坡之后节理剪应力明显增大，增大值达到40kPa左右，并且最大剪应力发生在高程1点坡脚处。二次削坡之后的剪应力与原岩剪应力相差不大，应力增加的比较少。通过削坡前后剪应力对比以及节理抗剪强度验算可以知道，二次削oo坡之后的路堑是较稳定的。J2（160）节理削坡前后剪应力的变化趋势与J1（75.2）的变化趋势是相似的，但是变化的数值比较小，对路堑的稳定性影响不大；加上渗流条件之后，在孔隙水压力作用下节理抗剪强度降低，使边坡稳定性降低，节理剪应力由于孔隙水压力的存在呈减小的趋势。5.9.5.3安全系数对比分析一次边坡削坡之后边坡的安全系数为1.44，二次削坡之后边坡的安全系数为1.67，通过两次削坡可以知道二次削坡边坡的安全系数更大一些，二次削坡之后边坡更稳定；在渗流条件下一次削坡后安全系数为1.21，二次削坡之后为1.43。二次削坡之后边坡处于较稳定的状态。本文通过对YK69+520～YK69+701两次削坡之后岩体和节理的位移和应力进行对比分析，我们可以发现边坡发生滑塌的主要原因是：一次削坡之后边坡的安全系数较低，加上渗流条件后，安全系数降低的较多，使边坡处于一种临界平衡状态，加之一次削坡之后节理剪应力明显增大，近乎接近节理的抗剪强度，在渗流条件下节理的抗剪强度又有不同程度的降低，使边坡在暴雨等诱导因素下极易发生滑塌现象。5.10全路段高边坡对比研究结果本文运用UDEC软件，对邢汾高速第8-13标段的路堑边坡在不同坡率下进行数值模拟对比研究，共计10个断面，对每个断面岩体两次削坡之后的位移、应力、节理的剪应力以及考虑地下水渗流作用的位移、应力进行了数值对比分析，求出在两次削坡过程中每一次开挖之后以及渗流条件下边坡的安全系数，对各类型的断面分析如下：5.10.1位移对比分析结果：109万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估路堑一次削坡之后在二级台阶处产生了较大的水平位移，使路堑岩体出现向临空面滑动的趋势，存在着安全隐患，而二次削坡之后的岩体基本没有向临空面滑动的趋势，处于较稳定的状态；在有渗流条件之下，一次削坡位移明显增大，增加了边坡滑塌的危险性，而二次削坡之后位移变化不大，通过获得的安全系数可知边坡二次削坡之后边坡处于较稳定的状态5.10.2应力对比分析结果：1)、岩体应力对比分析：边坡一次削坡之后，在坡顶形成前（后）缘拉裂区，在坡脚形成应力集中带，当前缘拉裂区范围发展到一定程度将导致边坡局部破坏，发生部分滑塌现象，当前缘拉裂区与剪应力集中区贯通将导致边坡整体失稳；二次削坡之后坡顶前（后）缘拉裂区基本不存在或消失，坡脚应力集中带最大剪应力有较大降低。通过对比分析可以知道，一次削坡之后边坡存在安全隐患，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。2)、节理剪应力对比分析：节理剪应力在距高程点大于8m区间范围，剪应力变化趋向稳定，竖直方向剪应力由上而下逐渐变大，一次削坡之后节理剪应力增大幅度较大，接近节理的抗剪强度，使边坡处于临界平衡状态，二次削坡之后节理剪应力较一次削坡有较大幅度降低，增大安全储备，有利于边坡的稳定，下表列出了两次削坡后节理剪应力与抗剪强度差值，即节理剪切强度储备。表5.30两次削坡节理剪切强度储备表一次削坡二次削坡K45+200~K45+354深挖路堑0.10×105Pa0.21×105PaK50+357~K50+589深挖路堑0.01×105Pa0.11×105PaK52+603~K52+726深挖路堑0.04×105Pa0.17×105PaYK55+963~YK56+092深挖路堑0.07×105Pa0.20×105PaYK57+833~YK57+999深挖路堑0.10×105Pa0.21×105PaYK58+151~YK58+281深挖路堑0.11×105Pa0.30×105PaYK59+192~YK59+357深挖路堑0.33×105Pa0.35×105PaYK63+901~K64+024深挖路堑0.14×105Pa0.31×105PaYK66+036~K66+114深挖路堑0.13×105Pa0.31×105PaK69+520~K69+701深挖路堑0.17×105Pa0.43×105Pa5.10.3安全系数对比分析结果：110万方数据 河北工业大学硕士学位论文表5.31两次削坡安全系数表安全系数断面干燥渗流一次削坡二次削坡一次削坡二次削坡第8标K45+200~K45+354深挖路堑1.341.521.171.33K50+357~K50+589深挖路堑1.261.381.071.25第9标K52+603~K52+726深挖路堑1.311.421.121.21YK55+963~YK56+092深挖路堑1.221.561.081.24第10标YK57+833~YK57+999深挖路堑1.211.381.051.22YK58+151~YK58+281深挖路堑1.281.421.101.24第11标YK59+192~YK59+357深挖路堑1.381.431.191.26YK63+901~K64+024深挖路堑1.751.891.421.53第12标YK66+036~K66+114深挖路堑1.311.441.111.23第13标K69+520~K69+701深挖路堑1.441.671.211.43通过两次削坡安全系数对比分析可知，一次削坡之后边坡安全系数较低，在暴雨等诱导因素作用下使边坡安全系数降低较大，导致边坡发生滑塌；二次削坡之后边坡安全系数都有较大程度的提高，有了一定的安全储备，有利于边坡的稳定性。《建筑边坡工程技术规范》GB50330—2002规定边坡工程安全系数满足1.20~1.35的要求，否则应对边坡进行处理,一次削坡之后只有YK63+901~K64+024和K69+520~K69+701深挖路堑处于较稳定状态，二次削坡之后十个断面均处于较稳定状态。111万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估第六章结论与展望6.1本文总结本文是以河北省高速公路管理局科技项目——山区高速公路路基稳定与灾害防治技术研究：结合邢汾高速全一次削坡断面进行二次削坡所形成的应力、位移对比分析的结果进行总结。根据地质勘查资料和现场勘查资料，将邢汾高速第8-11标段，共计10个断面分别进行优化设计，并对边坡模拟所需参数进行分析总结，运用UDEC离散元软件，建立二维离散元数值模型，进行数值模拟对比分析，取得以下结论：1）、一次削坡之后边坡有较大的水平位移，边坡岩体有像临空方向滑动的趋势，在暴雨等条件下极易发生滑坡；二次削坡之后水平位移减小，出现了平行于边坡向上的位移趋势，而这种趋势有利于边坡的稳定。2）、一次削坡之后在边坡坡顶处形成前（后）缘拉裂区，在坡脚处形成应力集中带，当前（后）缘拉裂区发展到一定程度将发生局部滑塌现象，当前（后）缘拉裂区与坡脚应力集中带贯通时将会导致整个边坡失稳；二次削坡之后坡顶处的拉裂区基本消失或不存在拉裂区，坡脚处的应力集中带减小，并且最大剪应力值减少较多。3）一次削坡之后节理剪应力增大幅度较大，接近节理的抗剪强度，使边坡处于临界平衡状态，二次削坡之后节理剪应力较一次削坡有较大幅度降低，增大边坡安全储备，使边坡处于较稳定状态。4）、一次削坡之后边坡安全系数较低，在有地下水渗流情况下，安全系数降低较大，接近临界平衡，使边坡处于不稳定状态；二次削坡之后边坡安全系数有较大幅度提高，使边坡具有一定的安全储备，边坡处于较稳定状态。5）、综合两次削坡过程中边坡的位移变化趋势、岩体和节理的应力以及边坡安全系数，可知一次削坡之后边坡处于临界平衡状态，在暴雨等条件下极易发生滑塌，二次削坡之后边坡处于较稳定状态。6.2存在的问题及展望在实际施工中，岩体边坡稳定性分析是非常复杂的问题，其内部软弱结构面对边坡112万方数据 河北工业大学硕士学位论文稳定性的影响是相互作用，共同影响的结果，尤其是边坡削坡之后引起岩体内部应力重分布，应力集中等不利于边坡稳定的现象，不能单独针对一种（比如说节理或者岩层分界面）作为影响边坡发生滑塌的主要原因；本文在进行数值模拟对比分析时，在结合邢汾高速地质勘察资料的基础上，对其内部的结构面进行统计，例如节理等，只是在实际情况的基础上进行了简化，对一次削坡后边坡发生滑塌的主要因素进行分析总结，并对二次优化设计后的边坡稳定性进行评价。对边坡影响小的因素，本文概做忽略处理，如温度季节的边坡，土的冻融情况等，在UDEC软件中是无法一一模拟的。UDEC软件是非常强大的，本文主要对两次削坡后岩体和节理的应力和位移进行对比分析，在今后的研究中将会有更多的元素加入到边坡的稳定性分析中去，本文对岩体边坡的研究也是以前人的研究为基础，对类岩体边坡内部岩体的受力以及节理的受力分别进行对比分析研究，对可能引起边坡发生破坏的原因进行了总结，但是，在以后的工程实践中也有可能产生不同的破坏原因，因此，我们要做到理论联系实际工程，更全面的描述岩体边坡削坡过程中应力、位移变化，为实地工程施工过程提供更加充分的理论依据，这些工作需要我们继续努力！113万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估参考文献[1]刘振有,王来贵.基于UDEC的边坡稳定性分析[J].辽宁工程技术大学学报,2007,S2:113.115.[2]罗勇,龚晓南.节理发育反倾边坡破坏机理分析及模拟[J].辽宁工程技术大学学报(自然科学版),2011,01:60.63.[3]张贵庆.基于UDEC的某公路顺层边坡优化设计研究[J].水利与建筑工程学报,2011,05:82.86.[4]李良杰,刘旭红,黄生文,陈远志.软岩边坡开挖高度和坡率对边坡稳定性的影响[J].长沙理工大学学报(自然科学版),2012,03:36.42+50.[5]谭绍富,黄生文,刘丹.基于UDEC的软岩高边坡施工稳定性研究[J].中外公路,2012,06:48.51.[6]陈亚军，王家臣，节理岩体边坡渐进破坏的数值模拟研究，有色金属(矿山部分)，2006年02期[7]王水林，李春光，雷远见；葛修润，顺层岩质边坡稳定分析与渗流影响研究，第九届全国岩石力学与工程学术大会论文集，2006.07[8]金解放，赵奎，许振华，水对某露天矿边坡的危害分析及治理措施研究，露天采矿技术，2006年05期[9]王艳丽，李新平，基于离散单元法的裂隙岩体渗流场与应力耦合特性研究,武汉理工大学，岩土工程，硕士学位论文，2007年[10]赵洪亮，朱焕春，朱永生UDEC在及其在岩质高边坡稳定性分析中的应用[J]2007.9四川大学学报第39卷增刊192.196[11]熊传治，孙晓然，彭状，杜维吾，王新建，露天矿岩石边坡孔隙水压及热应力数值分析，矿冶工程，2009年01期[12]孙玉杰，邬爱清，张宜虎，张家发，基于离散单元法的裂隙岩体渗流与应力耦合作用机制研究，长江科学院院报,2009年10期[13]唐浩，夏元友，顺层岩质边坡稳定性影响因素分析,武汉理工大学，岩土工程，硕士学位论文，2009年[14]蒋坤，夏才初，基于不同节理模型的岩体边坡稳定性分析,同济大学学报(自然科学版),2009年11期[15]王晓明，黄生文，裂隙化岩体渗流特征及涌水量数值模拟,长沙理工大学，岩土工程，硕士学位论文，2010年[16]郭春颖,李云龙,刘军柱UDEC在急倾斜特厚煤层开采沉陷数值模拟中的应用[J]中国矿业2010年4月第19卷第4期71.74[17]张国庆，黄霆某矿UDEC数值模拟研究[J]常村煤矿2010年6月第19卷第6期21.23114万方数据 河北工业大学硕士学位论文[18]贺续文，刘忠，廖彪基于离散元法的节理岩体边坡稳定性分析[J]岩土力学第32卷第7期2200.2204[19]张国玉，田晶莹，孙玉杰，王海超，裂隙岩体渗流应力耦合机制研究，工业建筑,2011年06期[20]陶连金，沈小辉，王开源，魏云杰，王文沛，某大型高速公路滑坡稳定性分析及锚桩加固的模拟研究,工程地质学报,2012年02期[21]BandisSC,,LumsdemAC,andBartonNR.Fundamentalsofrockjointdeformation.Int.Mech.Min.Sci.andGeomech.Abstr.1983[22]Mahboubi,A.;Aminpour,M.;Noorzad,A.12thInternationalConferenceonComputerMethodsandAdvancesinGeomechanics2008,v1,p203.211,2008,12th[23]高翀，类土质路堑边坡安全系数失稳判据的分析[D]重庆交通大学硕士生论文2009.3[24]Lemos,J.v.rogerHart，D，Cundall,P,A.GeneralizedDistinctElementProgramforModellingJointedRockMass，Proc.oftheInt.Symp.onFundamentalsofRockJoins，Bjorkliden，335—343.1985[25]DuncanJM.Stateoftheart:limitequilibriumandfinite.elementanalysisofslopes[J].JournalofGeotechnicalEngineering,ASCE,1996,122(7):577―596.[26]MorgensternNR,PriceVE.Theanalysisofthestabilityofgeneralslipsurface[J].Geotechnique,1965,15(1):79―93.[27]JanbuN.Slopestabilitycomputations[A].EmbankmentDamEngineering，CasagrandeMemorialVolume[M],Hirschfield,E.,Poulos,S.Eds.NewYork:JohnWiley,1973:47―86.[28]杜朋召,刘建,韩志强,徐华.基于复杂结构精细描述的岩质高边坡稳定性分析[J].岩土力学,2013,S1:393.398.[29]冷先伦,盛谦,廖红建,熊俊,郭志华.反倾层状岩质高边坡开挖变形破坏机理研究[J].岩石力学与工程学报,2004,S1:4468.4472.[30]李一帆,李作良,王慧萍.露天采场边坡稳定性的离散元数值模拟[J].化工矿物与加工,2009,01:28.31.[31]蒋坤,夏才初.基于不同节理模型的岩体边坡稳定性分析[J].同济大学学报(自然科学版),2009,11:1440.1445.[32]刘凯欣,高凌天.离散元法研究的评述[J].力学进展,2003,04:483.490.[33]王卫华,李夕兵.离散元法及其在岩土工程中的应用综述[J].岩土工程技术,2005,04:177.181.[34]殷德胜.岩体渗流与应力分析的数值方法研究[D].武汉大学2010[35]刘世超.节理岩体隧道围岩稳定性离散元数值模拟[J].四川建筑.2012(01)[36]庞志伟,张林洪.考虑渗流作用的岩质边坡稳定分析[J].云南水力发电.2003(01)[37]郝志勇,林柏泉,张家山,朱传杰.基于UDEC的保护层开采中覆岩移动规律的数值模拟与分析[J]中国矿业.2007(07)[38]汪伟,韩磊,邵康.基于UDEC数值模拟的巷道断面形状优化设计[J].煤炭工程.2007(12)115万方数据 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河北工业大学硕士学位论文致谢研究生生活就要结束了，想想刚到河北工业时候，感觉好像就在昨天，真是弹指一挥间！在这研究生活当中，非常感谢导师刘春原教授，本篇论文，刘老师付出了很多的心血，从开始整理材料，到后期数值分析、论文的研究思路等，老师都为我做了详细的指导，对我孜孜不倦的教诲更让我受益匪浅，我每一次的进步都凝聚着老师的心血和热忱。刘老师是一位治学严谨的学者，我很多不好的学习习惯，都很有耐心的给我一一纠正，并且秉持着对学生负责的态度，督促我们在学业上积极进取，保持创新，老师的帮助不仅仅在学习上，在生活上对我也是关怀有加，在此向刘老师表示诚挚的祝福与敬意！父亲、母亲给我生命，哺育我成长，供我读书，没有父母的无私付出，就没有我现在的一切，看到母亲饱经岁月侵袭的丝丝白发，父亲那粗糙的双手，心里有股莫名的冲动，在此我感谢我的父母，感谢他们对我无私的付出，感谢他们为我所作的一切，祝他们身体健康！感谢河北工业大学的老师们、土木学院的教授们，感谢你们对我的培养，你们是我人生当中美好的一笔，为我的奋斗增添了动力，你们辛勤的工作，带给我美好的未来，感谢你们的付出。同时我也要感谢我的同学们、我的舍友胡世飞、裴文博同学，在我遇到困难的时候，你们总是给我鼓励，给我帮助，感谢你们在学习上、生活上给予我的帮助，正是有了你们，我的学生时代才不孤单，才那么有滋味，你们是我一辈子的美好回忆，希望大家事事顺心！最后，感谢评阅硕士论文和出席硕士论文答辩会的各位专家、教授，感谢你们在百忙的工作中给予我论文的指导，你们的辛勤劳动为我的硕士生涯划上了圆满的句号。再次感谢你们！方小强2014年5月117万方数据 邢汾高速路堑边坡坡率优化设计评估刘春原教授历届学生硕士学位论文一览表序号作者论文题目答辩日期1马清珍土钉支护的三维应力状态分析2001.032钟文华粘土参数随机场特性及最优估计研究2002.033李晓璐基于粘土参数随机场的地理信息系统的研制与开发2003.034杨书燕高液限粘土微结构分析与强度机理的研究2003.035孙即超工程地质量化分区及岩土工程勘察信息管理系统的研制2004.036王丽基于岩土参数随机场的钻孔灌注桩基础的可靠性研究2004.037韩世芹基于BP神经网络的石家庄市工程环境地质综合评价2005.038徐鹏逍基于BP神经网络的的岩土参数预测专家系统的研究2005.039刘明泉伞状桁架+地锚静载试验机工作性能研究2006.0310谢晓莉夯实水泥土桩复合地基可靠度分析2006.0311曹宁夯实水泥土桩复合地基可靠度的随机有限元分析2006.1212许柏山天津市大港区水库大坝爆破振动效应分析2006.1213王坤路堤荷载作用下刚性桩复合地基的模型试验研究2006.1214王瑞新秦皇岛市地下渗流场及地面变形控制2006.1215侯正纲复杂应力状态混凝土强度研究2006.1216韩占永广义Mindlin与Boussinesq联合求解法计算复合地基沉降2006.1217赵志斌天津港煤炭码头翻车机房圆形地下连续墙变形研究2007.1218杨非非土工隔栅在刚性桩复合地基中的作用2007.1219张鹏既有钢筋混凝土框架结构加固体系可靠度分析2008.1220蔡伟红城市隧道基坑工程现场实测研究与数值分析2008.1221田新卫薄壁管桩瞬态响应分析2008.1222李晓颖软土路基沉降的非概率可靠性分析2009.12118万方数据 河北工业大学硕士学位论文23时金娜夯实水泥土桩复合地基优化设计2009.1224赵磊基于强度折减法的路基边坡稳定可靠分析2009.1225宋海超高速公路改扩建工程软土地基变形性状研究2011.0526张军其路基边坡稳定的非概率可靠性分析2011.0527龚攀基于盲数测度理论的高速公路路基设计参数研究2011.0528刘程炜滨海大道路基稳定性的非概率可靠度分析2012.0629韩明峰基于预应力砼管桩振动台试验的抗震性能数值模拟研究2012.0630孙东坤预应力管桩(PHC)桩基础承载能力的可靠性分析2012.0631王专软土路基安全性评价专家系统研究2012.0632李光类土质边坡失稳机制及安全判据分析2012.0633靳莎莎类土质边坡Z_soil失稳判据及加固稳定性分析2012.0634郭玉莲类土质边坡失稳分析及加固稳定性分析2012.0635丁杰类土质边坡失稳机理的UDEC模拟与分析2012.0636陈晓红滨海大道路基沉降的非概率可靠性分析2012.0637李明哲公路BT项目全寿命风险评估2012.1238曹伟伟深大基坑开挖引起地层动态变形的研究2013.0639韩笑历史建筑在差异沉降下的有限元评估2013.0640李曼深大基坑开挖对临近历史风貌建筑基础变形的影响2013.0641岳志辉石家庄城市地下空间开发及利用适宜性灰色综合评价2013.0642谷是萌基于数字化特征的城市地下空间建模技术的研究2013.0643孙建筑基于GIS的石家庄市建设用地适宜性评价2013.0644李尧基于数字化的地层标准化的相关研究2013.06119万方数据