基于FLAC3D软土路堤稳定性分析

熊平华,赵其华,陈继彬

(1.成都理工大学地质灾害防治与地质环境保护国家重点实验室,四川成都610059;2.成都理工大学环境与土木工程学院,四川成都610059)

0 引 言

工程建设中,经常会遇到软土地基的情况,软土具有天然含水率大、孔隙比大、抗剪强度低,压缩性高和强度低等特点,在软土地基上修筑路堤往往会发生沉降、塌陷、侧向位移等病害,在工程史上有过很多软土地基上路堤失稳的事例[1-2]。因此软土路基的稳定性问题是工程建设的一个重要问题。

分析软土路堤稳定性方法很多[3-5],目前广泛采用的计算方法是以瑞典法、Bishop法为代表的极限平衡法。随着计算机技术的发展,数值模拟路堤稳定性成为主流。而采用FLAC3D数值模拟分析相对较少,本文结合四川省遂资眉高速公路软基监测项目,应用FLAC3D强度折减法分析模拟路堤填筑高度超出极限高度后的稳定情况,计算其稳定安全系数,并与简化Bishop法对比,判断FLAC3D强度折减法分析模拟效果。

1 工程概况

四川省遂资眉高速公路遂宁至资阳段工程项目,为《四川省高速公路网规划》中东西向第二条横线的重要组成部分,是连接次级交通枢纽城市遂宁、交通节点城市资阳的重点通道。路段全长约124.866 km,设计时速为80 km/h,路基宽度24.5 m,公路沿线途经许多软弱地基,路堤稳定性是该工程建设中的一个重要问题。

本文对遂资高速TJ1-3工区里程桩号K16+425～K16+660段进行稳定性分析,路堤填方高度为8 m,填土为泥砂岩,路堤顶宽24.5 m,路堤采用1∶1.5坡率。该段路基全幅经过丘间谷地,根据钻孔数据,结合顶、底板岩性特征,地表浅部的软土由上至下可大致划分为三层:第一层为表土层,地下水位埋深一般为1～3 m;第二层为软土层,原地面下的第四系全新统沼泽沉积层(Q4f)低液限粘土,深度10 m,沿线路方向软基在山包之间间隔分布;第三层为底土层,岩性为较密实的泥岩或砂层。

2 路堤稳定性计算

2.1 极限高度计算

软土地基上填土的极限高度常规的计算方法是由日本宫川提出的简单方法,采用下式估算[6-8]:

式中:Hc为极限高度;c为软土的快剪内聚力;γ为填土的重度;Ns为稳定因数,对于深厚软土地基,Ns=5.52。

根据前期勘察资料,研究断面天然路基内聚力c=18.2×103Pa、γ=20×103N/m3,得出极限填土高度Hc=5.02 m,故笔者从填土高度5 m开始对路堤每加载1 m分别进行路堤稳定性分析。

2.2 FLAC3D数值模拟

FLAC是Fast Lagrangian Analysisof Continua(连续介质快速拉格朗日分析)的缩写,是由美国的ITAS-CA咨询集团公司1986年开发的计算软件。由于FLAC方法在计算中使用了“混合离散化”(Mixed Discretization)技术,使用全过程动力运动方程,采用“显式”差分求解方法,在某种程度上克服了有限元和离散元不能统一的矛盾,是目前世界上公认的较为合理的计算方法之一。

目前数值计算中广泛采用强度折减法进行边坡稳定性分析,为计算安全系数,首先按所给定土体的力学性质参数粘结力 c和内摩擦角φ进行数值分析,然后将土体的原始粘结力 c和内摩擦角φ同时除以一折减系数K再次进行数值分析。通过不断的增大折减系数K,反复分析直至边坡达到临界失稳状态,此时的粘结力和内摩擦角分别为c′和 φ′。因为此时边坡处于临界状态,故所对应的安全系数K′=1,故原始边坡的安全系数为[9-10]:

2.2.1 模型建立

如前所述,路堤顶宽24.5 m,路堤采用1∶1.5坡率,路堤填土高度为8 m,计算网格竖向取地表以下到10 m,即软基的厚度。10 m以下中风化泥岩为不可压缩层,左右边界在路基中心往外两侧60 m,纵向取1.5 m。路基两侧边界条件为水平约束,下底面边界条件为水平和竖向约束,模型的前后两侧边界条件为法向约束。本次模型网格划分2 120个单元,4 470个节点,(计算模型如图1所示)。

图1 计算模型及网格划分

参数取值按照软基处理过后岩土体的指标值,而体积模量B、剪切模量G无法直接通过试验获得,因此对于松散填筑土体、软土体、泥岩需采用有关公式将压缩模量转化为变形模量;然后再利用下面的公式将变形模量转化为剪切模量B和体积模量G:

式中:μ为土体泊松比;E0为土体变形模量;Es土体压缩模量。

对施工过程中监测的实测累计沉降和沉降速率进行参数反算,通过多次的模拟及调试,使其结果与实测值大致吻合,实现参数的及时调整和强度增长计算。得到土体的物理力学参数见表1。

表1 路基各层物理力学参数

2.2.2 FLAC计算

FLAC3D中,边界条件的定义并不是通常的位移边界条件,而是速度边界条件,即通过设定模型边界节点的速度(通常设定为界节点某个方向速度为零)来实现位移边界条件的控制,且不存在力边界条件,模型内的应力只能通过自身的应力重分布达到平衡[10],因此先对路基土形成的自重应力场进行计算,土体的本构单元采用摩尔-库伦模型,路堤土从填筑高5 m始分级加载并计算稳定安全系数,在加载阶段,各边界条件速度都应设为零。

2.2.3 计算结果分析

根据图1所建立的模型样例,对填土高度(5 m～8 m)按每级1 m分级加载建立模型,分别输入表1中不同岩土体参数,得到不同填筑高度路堤的应力变形情况及安全系数(见图2)。各个模拟过程的不平衡力收敛,表明建立模型和参数选择较为合理。从图中可以看出,塑性应变自堤趾到堤肩贯通,呈带状分布,随着填土高度的加载,塑性区逐渐向路堤中部及路基深部发展,当路堤加载到8 m时,即此时路堤稳定性最弱,塑性区在路堤顶部发展迅速,最大距路肩10 m,在地基处则发展较慢,且最大影响范围在路基以下3 m内,从安全系数看出,路堤每加载1 m,稳定性均降低8%～10%左右,根据模拟计算过程,数值计算得到的安全系数与网格划分紧密相关,一般来说网格越密,精度越大。图中彩色集中区为塑性应变带即为相应的最危险潜在滑动面,呈圆弧形,符合均质软土地基的滑动模式。

图2 不同填筑高度路堤剪切应变增量云图及安全系数

2.3 简化Bishop法计算路堤稳定性

简化Bishop法假定土体两侧作用力水平,即只考虑水平推力而不考虑竖向剪力,故安全系数为整个滑裂面的抗剪强度与实际剪应力之比,然后试算-迭代法求得路堤的最小安全系数。简图如图3。

图3 Fs计算图示

采用北京理正边坡稳定分析软件,对填土高度(5 m～8 m)分级加载1 m分别建立模型,各土层参数见表1,计算结果显示当填筑高度H=5 m时,Fs=1.878;填筑高度 H=6 m时,Fs=1.668;填筑高度H=7 m时,Fs=1.517;填筑高度H=8 m时,Fs=1.403。随着填土高度的增加,路堤稳定安全系数降低7%～11%左右。

根据两种路堤稳定性计算方法路堤分级加载安全系数见表2。

表2 分级加载路堤安全系数

从表2可以看出,采用FLAC3D数值计算的稳定安全系数比简化Bishop法偏大15%左右,由于在路堤填筑过程中,竖向荷载不断增大,采用FLAC3D计算时采用的是未扰动的土体弹性模量来确定初始应力场,但是实际施工过程中的扰动又使得弹性模量下降,下降值难以估算,故所得安全系数偏大;同时由于采用的是CU试验参数,也是其偏大的一个原因。

根据《公路软土地基路堤设计与施工技术规范》[4]采用简化Bishop法计算软土路堤稳定性时容许稳定安全系数为1.4,简化Bishop法计算结果显示最小安全系数为1.403,路堤处于基本稳定状态,这符合现场监测反应的路堤稳定状态;采用FLAC3D强度折减法计算得最小安全系数为1.62,容许稳定安全系数较简化Bishop法偏大15%左右,路堤每加载1 m,稳定性均降低10%左右。

在计算过程中,简化Bishop需要做一定的假定,无法完整得反映边坡变形特征;数值分析方法则不需要做假定,能够计算坡体每点的应力数值,根据广义剪应变区域和塑性区域的联通情况,判定坡体潜在滑裂面,是与实际情况比较接近的方法。基于FLAC3D数值分析,由于考虑了模型的边界约束条件、初始地应力情况、岩土体的弹塑性变形及屈服,较刚体极限平衡完善,在具体工程中,边坡应力变形状态的综合稳定性分析远比只给定安全系数更加重要。

3 结 论

(1)采用FLAC3D强度折减法,能模拟塑性区发展与破坏演化的过程,应力逐渐增大并集中在坡脚附近,塑性应变自堤趾到堤肩贯通,呈带状分布,随填土高度的增加,塑性区在路堤顶部发展较快,在地基处发展则较慢,该塑性应变带即为相应的最危险潜在滑动面,呈圆弧形,其符合均质软土地基的滑动模式;

(2)采用FLAC3D强度折减法计算得最小安全系数为1.62,容许稳定安全系数较简化Bishop法偏大15%左右,路堤每加载1 m,稳定性均降低10%左右;

(3)基于FLAC3D强度折减法,由于考虑了模型的边界约束条件、初始地应力情况、岩土体的弹塑性变形及屈服,较刚体极限平衡完善,在具体工程中,边坡应力变形状态的综合稳定性分析远比只给定安全系数更加重要,是评估工程安全性的一种好方法。

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