1、4.1網格密度和單元類型對安全系數的影響從以上五種網格劃分密度可以看出，網格劃分密度越大時，安全系數的精度越高。圖4-13為折減系數與平均每10中的單元數的關系曲線，從平均每10的單元數0.936個變化到平均每106.898個過程中，所得的安全變化幅度相當大，越來越接近極限平衡法所得的結果。平均每10內的單元數從6.898增加到10.848時，安全系數只從1.41變為1.40，變化很小。可認為對于均質土坡而言，平均每10內的單元數達到6.898時，網格密度對邊坡的安全系數計算精度的影響已經不明顯。劃分單元數為3449時破壞，迭代次數為999999，可以看出，隨著單元數的增加，計算量也在急劇增加

2、，所以不能單獨的通過提高單元密度來提高計算精度。由以上分析可以看出，在單元劃分數較少時，所選的單元類型對計算精度的影響較大，隨著計算精度的提高，所選單元類型對計算精度的影響逐漸減小。故單元類型在一定的計算精度內對安全系數有一定的影響。不能單獨通過提高單元類型的精度去提高邊坡安全系數的計算精度。網格疏密對安全系數的影響大于單元類型的影響，對于精度較低的單元，可通過加密網格來達到較高的精度。網格密度和單元類型對邊坡的安全系數都有很大的影響，網格密度越大計算越接近極限平衡法的計算記過，但是當網格密度達到一定程度時，其對安全系數的影響程度在降低，且隨著網格密度的增加，計算量在成倍增加，應當根據工程實際

3、及模型尺寸選取合適的網格劃分密度及單元類型。4.2對滑動帶上土體的強度參數同時折減計算土坡安全系數傳統的強度折減法計算邊坡穩定安全系數時，都是在整個模型區域內同時折減值和值，達到臨界狀態時的折減系數即為邊坡穩定系數。但是通過對邊坡破壞的漸進破壞過程分析可發現，邊坡并不是在整個模型區域進入臨界狀態，只有在滑動破壞面上的土體進入臨界狀態。所以在整個區域內同時折減和時，發生破壞時是降低整個坡體的強度參數時滑帶土體首先進入極限狀態，所得到的變形圖就為整個坡體變形的累加，而實際土體并非這樣，說明對整個模型區域內土體的強度參數進行同時折減的折減方法并不切合實際。所以本文嘗試只對滑動帶上土體的強度參數和進行

4、同時折減，求取邊坡穩定安全系數，并分析其與在整個模型區域同時折減和的不同，驗證其合理性。圖4-14是在強度折減系數取不同值時邊坡塑性區的擴展圖。隨著強度折減系數的增大，土體的抗剪強度逐漸減小，土坡也由自然狀態向失穩破壞狀態發展。從圖中可以看出，最大塑性應變發生在坡腳處，最初塑性區和坡面連通，且塑性區區域較大。在=1.3時，塑性區開始分岔，并逐步形成兩條局部化剪切帶，隨著強度折減系數的增大（抗剪強度的減小），土坡中的局部化剪切帶進而發展擴大，但隨著強度折減系數進一步增大（抗剪強度的減小），靠近坡面的局部化剪切帶開始縮小，其周圍土體應力開始卸載，其應力逐步傳遞到周圍土體導致另外一條局部化剪切帶的進

5、一步擴展，并與=1.42時兩條局部化剪切帶形成了一條連續的局部化剪切帶分布區，局部化剪切帶完全貫通，說明邊坡出現滑動，土坡出現不穩定狀態。由以上分析可以看出，土質邊坡的漸進破壞過程中，首先在土坡內局部發生破壞，并隨之出現土體應力的重分布，導致周圍土體強度的發揮，并逐步達到塑性狀態，土坡局部失穩，當抗剪強度降低到一定值時，出現分岔塑性區，但隨著抗剪強度的進一步降低，土體塑性區發生進一步發展，最終分岔現象消失且塑性區貫通。圖4-14與圖4-16比較可知，在=1.0、1.1、1.2時，整體折減強度參數和時的最大塑性應變略大于在滑帶上折減強度參數和。=1.3、1.4及邊坡破壞時，塑性區的形狀發生變化，

6、在滑帶上折減強度參數和時，隨著強度折減系數的增大，靠近坡面的局部化剪切帶開始縮小，其周圍土體應力開始卸載，其應力逐步傳遞到周圍土體，導致局部化剪切帶向預先折減的滑帶發展，且順著預先折減的滑帶上邊緣貫通坡體。此時在滑帶上折減強度參數和時的最大塑性應變明顯大于在整個坡體內折減強度參數時的最大塑性應變，且最大塑性應變發生的位置有所不同。在滑帶上折減強度參數和時，最大塑性應變發生在坡腳上塑性區變窄處，其原因是由于網格劃分采用的是矩形單元，在此處發生應力集中，其塑性應變增大。如果以坡面斜上方某點為圓心進行放射性劃分單元，此情況可以避免。圖4-17 在整個模型區域對強度參數進行折減時，所得到的滑帶上土體的

7、位移是整個坡體強度參數降低時的位移，并不是滑帶上土體的真正位移。圖4-17為在整個模型區域折減和，坡體進入臨界狀態時的X和Y方向的位移圖，圖4-18為只折減滑帶上土體的強度參數，坡體進入臨界狀態時的X和Y方向的位移圖。從圖中可以看出，圖4-18中的位移比圖4-17中的位移小很多，是因為在整個模型區域內折減土體的強度參數時，滑帶部分的位移是由滑帶部分土體的強度參數降低引起的位移及坡體下面土體強度參數降低所引起的位移疊加的結果，而實際上，在坡體破壞時，除了滑帶其他部分土體的強度參數是降低很少，所得到的滑帶上土體的位移并不準確。通過圖4-17與4-18的比較可以看出，位移大小的分布也完全不同。在圖4

8、-18中，雖然只對滑帶上土體的強度參數進行折減，在土坡其他部分也有一定的位移，是由于隨著滑帶上土體強度參數的折減，土坡內土體出現應力重分布，導致周圍土體強度的發揮，隨之出現位移。4.3在整個模型區域內不同步折減強度參數計算土坡安全穩定系數巖土材料有兩個強度指標和，卻采用一個強度安全系數，這意味著兩個指標按同一比例下降，而實際土體并不是這樣。這就是說在強度折減法求取邊坡安全系數時，同時折減強度參數和是不合理的。在長期荷載的作用下，粘性土土層的抗剪強度通常從排水強度逐漸增大到不排水強度，在峰值強度后，粘性土的抗剪強度隨著應變增大而降低。這就是殘余強度問題。在強度折減法中，隨著折減系數的增加，土體的

9、強度降低，并引起周圍土體的應力增大而逐漸達到峰值，于是破壞范圍逐漸向外擴張，最后沿著滑動面上降低到殘余強度。根據一些滑坡實例分析，如果土坡中已經發生裂縫（例如，硬粘土由于經受長期干旱，土中的水分大量蒸發散發，土體積干縮，形成了縱橫交錯的裂縫），就有可能引起逐漸破壞，使強度降低到接近于殘余強度。此外，從古老的滑坡裂面上取出土樣進行剪切試驗表明，沿滑裂面上的強度與未經過剪切破壞試樣的殘余強度一致，即小于峰值強度。圖4-19為單獨折減到殘余強度時，折減系數為1.45的塑性區圖。由圖可以看出對最大塑應變的影響很小。折減到殘余強度時最大塑性應變才達到0.08。由于粘聚力值的降低，邊坡破面的塑性區并不像同

10、時折減和時的塑性區在減少，而是一直沿著坡面在趨于貫通，到折減到殘余強度時，最大塑性應變發生在坡腳處。這主要是因為隨著粘聚力的降低，相對內摩擦角在邊坡中的作用會得到進一步的加強，而此時土體會更加向砂性土類的性質接近，與粘性土的性質相差會越遠。圖4-20折減系數為1.376時，塑性區已貫通坡體，且迭代次數急劇增加，認為此時土坡已進入臨界狀態，對c的折減系數為1.45，而對的折減系數未1.376，故取邊坡的安全穩定系數為1.37。同時折減和時算的安全系數為1.41，極限平衡法（Bishop法）算得的安全系數為1.311。比較可知，將值折減到殘余強度，然后保持值不變，折減值直到邊坡進入臨界狀態時，取對

11、于c和相對較小的折減系數為邊坡安全穩定系數的方法計算邊坡穩定安全系數是合理的，且計算結果更接近極限平衡法所算得的結果。從圖中可以看出，隨著值的折減，靠近坡面的局部化剪切帶逐漸縮小，其周圍土體應力開始卸載，其應力逐步傳遞到周圍土體，導致另外一條局部化剪切帶的進一步擴展，并與時形成了一塊連續的局部化剪切帶分布區，并完全貫通。4.4對滑帶上土體進行不同步折減強度參數計算土坡安全系數圖4-24為對滑帶上土體保持值不變，折減值，折減系數折減到1.35時用塑性應變表示的塑性區發展圖。與在整個區域同時折減比較，折減系數增大到一定程度后，塑性區的分岔只發生在滑帶區域，且塑性區順著滑帶向上發展。折減系數為1.37時，迭代次數急劇增加，且計算已經不收斂，故取此時的邊坡安全穩定系數為1.35。較之前在滑帶上同時折減土體的強度參數和時所求得的邊坡安全穩定系數1.376及在整個模型區域內不同步折減強度參數和所求得的邊坡安全穩定系數1.40更接近極限平衡法所得的結果。且折減過程更