4.1 网格密度和单元类型对安全系数的影响从以上五种网格划分密度可以看出，网格划分密度越大时，安全系数的精度越高。图 4-13 为折减系数与平均每 10 中的单元数的关系曲线，从平均每2m10 的单元数 0.936 个变化到平均每 10 6.898 个过程中，所得的安全变化幅2m度相当大，越来越接近极限平衡法所得的结果。平均每 10 内的单元数从26.898 增加到 10.848 时，安全系数只从 1.41 变为 1.40，变化很小。可认为对于均质土坡而言，平均每 10 内的单元数达到 6.898 时，网格密度对边坡的安全2系数计算精度的影响已经不明显。划分单元数为 3449 时破坏，迭代次数为 999999，可以看出，随着单元数的增加，计算量也在急剧增加，所以不能单独的通过提高单元密度来提高计算精度。由以上分析可以看出，在单元划分数较少时，所选的单元类型对计算精度的影响较大，随着计算精度的提高，所选单元类型对计算精度的影响逐渐减小。故单元类型在一定的计算精度内对安全系数有一定的影响。不能单独通过提高单元类型的精度去提高边坡安全系数的计算精度。网格疏密对安全系数的影响大于单元类型的影响，对于精度较低的单元，可通过加密网格来达到较高的精度。网格密度和单元类型对边坡的安全系数都有很大的影响，网格密度越大计算越接近极限平衡法的计算记过，但是当网格密度达到一定程度时，其对安全系数的影响程度在降低，且随着网格密度的增加，计算量在成倍增加，应当根据工程实际及模型尺寸选取合适的网格划分密度及单元类型。4.2 对滑动带上土体的强度参数同时折减计算土坡安全系数传统的强度折减法计算边坡稳定安全系数时，都是在整个模型区域内同时折减 值和 值，达到临界状态时的折减系数即为边坡稳定系数。但是通过对c边坡破坏的渐进破坏过程分析可发现，边坡并不是在整个模型区域进入临界状态，只有在滑动破坏面上的土体进入临界状态。所以在整个区域内同时折减和 时，发生破坏时是降低整个坡体的强度参数时滑带土体首先进入极限状c态，所得到的变形图就为整个坡体变形的累加，而实际土体并非这样，说明对整个模型区域内土体的强度参数进行同时折减的折减方法并不切合实际。所以本文尝试只对滑动带上土体的强度参数 和 进行同时折减，求取边坡稳定安c全系数，并分析其与在整个模型区域同时折减 和 的不同，验证其合理性。c图 4-14 是在强度折减系数 取不同值时边坡塑性区的扩展图。随着强度折tF减系数 的增大，土体的抗剪强度逐渐减小，土坡也由自然状态向失稳破坏状tF态发展。从图中可以看出，最大塑性应变发生在坡脚处，最初塑性区和坡面连通，且塑性区区域较大。在 =1.3 时，塑性区开始分岔，并逐步形成两条局部t化剪切带，随着强度折减系数 的增大（抗剪强度的减小） ，土坡中的局部化剪F切带进而发展扩大，但随着强度折减系数 进一步增大（抗剪强度的减小） ，靠t近坡面的局部化剪切带开始缩小，其周围土体应力开始卸载，其应力逐步传递到周围土体导致另外一条局部化剪切带的进一步扩展，并与 =1.42 时两条局tF部化剪切带形成了一条连续的局部化剪切带分布区，局部化剪切带完全贯通，说明边坡出现滑动，土坡出现不稳定状态。由以上分析可以看出，土质边坡的渐进破坏过程中，首先在土坡内局部发生破坏，并随之出现土体应力的重分布，导致周围土体强度的发挥，并逐步达到塑性状态，土坡局部失稳，当抗剪强度降低到一定值时，出现分岔塑性区，但随着抗剪强度的进一步降低，土体塑性区发生进一步发展，最终分岔现象消失且塑性区贯通。图 4-14 与图 4-16 比较可知，在 =1.0、1.1、1.2 时，整体折减强度参数tF和 时的最大塑性应变略大于在滑带上折减强度参数 和 。 =1.3、1.4 及c ctF边坡破坏时，塑性区的形状发生变化，在滑带上折减强度参数 和 时，随着强度折减系数的增大，靠近坡面的局部化剪切带开始缩小，其周围土体应力开始卸载，其应力逐步传递到周围土体，导致局部化剪切带向预先折减的滑带发展，且顺着预先折减的滑带上边缘贯通坡体。此时在滑带上折减强度参数 和c时的最大塑性应变明显大于在整个坡体内折减强度参数时的最大塑性应变，且最大塑性应变发生的位置有所不同。在滑带上折减强度参数 和 时，最大c塑性应变发生在坡脚上塑性区变窄处，其原因是由于网格划分采用的是矩形单元，在此处发生应力集中，其塑性应变增大。如果以坡面斜上方某点为圆心进行放射性划分单元，此情况可以避免。图 4-17 在整个模型区域对强度参数进行折减时，所得到的滑带上土体的位移是整个坡体强度参数降低时的位移，并不是滑带上土体的真正位移。图 4-17 为在整个模型区域折减 和 ，坡体进入临界状态时的 X 和 Y 方向的位移图，c图 4-18 为只折减滑带上土体的强度参数，坡体进入临界状态时的 X 和 Y 方向的位移图。从图中可以看出，图 4-18 中的位移比图 4-17 中的位移小很多，是因为在整个模型区域内折减土体的强度参数时，滑带部分的位移是由滑带部分土体的强度参数降低引起的位移及坡体下面土体强度参数降低所引起的位移叠加的结果，而实际上，在坡体破坏时，除了滑带其他部分土体的强度参数是降低很少，所得到的滑带上土体的位移并不准确。通过图 4-17 与 4-18 的比较可以看出，位移大小的分布也完全不同。在图 4-18 中，虽然只对滑带上土体的强度参数进行折减，在土坡其他部分也有一定的位移，是由于随着滑带上土体强度参数的折减，土坡内土体出现应力重分布，导致周围土体强度的发挥，随之出现位移。4.3 在整个模型区域内不同步折减强度参数计算土坡安全稳定系数岩土材料有两个强度指标 和 ，却采用一个强度安全系数，这意味着ctan两个指标按同一比例下降，而实际土体并不是这样。这就是说在强度折减法求取边坡安全系数时，同时折减强度参数 和 是不合理的。在长期荷载的作用下，粘性土土层的抗剪强度通常从排水强度逐渐增大到不排水强度，在峰值强度后，粘性土的抗剪强度随着应变增大而降低。这就是残余强度问题。在强度折减法中，随着折减系数的增加，土体的强度降低，并引起周围土体的应力增大而逐渐达到峰值，于是破坏范围逐渐向外扩张，最后沿着滑动面上降低到残余强度。根据一些滑坡实例分析，如果土坡中已经发生裂缝（例如，硬粘土由于经受长期干旱，土中的水分大量蒸发散发，土体积干缩，形成了纵横交错的裂缝） ，就有可能引起逐渐破坏，使强度降低到接近于残余强度。此外，从古老的滑坡裂面上取出土样进行剪切试验表明，沿滑裂面上的强度与未经过剪切破坏试样的残余强度一致，即小于峰值强度。图 4-19 为单独折减 到残余强度时，折减系数为 1.45 的塑性区图。由图可c以看出 对最大塑应变的影响很小。 折减到残余强度时最大塑性应变才达到cc0.08。由于粘聚力值的降低，边坡破面的塑性区并不像同时折减 和 时的塑性c区在减少，而是一直沿着坡面在趋于贯通，到折减到残余强度时，最大塑性应变发生在坡脚处。这主要是因为随着粘聚力的降低，相对内摩擦角在边坡中的作用会得到进一步的加强，而此时土体会更加向砂性土类的性质接近，与粘性土的性质相差会越远。图 4-20 折减系数为 1.376 时，塑性区已贯通坡体，且迭代次数急剧增加，认为此时土坡已进入临界状态，对 c 的折减系数为 1.45，而对 的折减系数未1.376，故取边坡的安全稳定系数为 1.37。同时折减 和 时算的安全系数为c1.41，极限平衡法（Bishop 法）算得的安全系数为 1.311。比较可知，将 值折c减到残余强度，然后保持 值不变，折减 值直到边坡进入临界状态时，取对c于 c 和 相对较小的折减系数为边坡安全稳定系数的方法计算边坡稳定安全系数是合理的，且计算结果更接近极限平衡法所算得的结果。从图中可以看出，随着 值的折减，靠近坡面的局部化剪切带逐渐缩小，其周围土体应力开始卸载，其应力逐步传递到周围土体，导致另外一条局部化剪切带的进一步扩展，并与 时形成了一块连续的局部化剪切带分布区，1.376tF并完全贯通。4.4 对滑带上土体进行不同步折减强度参数计算土坡安全系数图 4-24 为对滑带上土体保持 值不变，折减 值，折减系数折减到 1.35 时c用塑性应变表示的塑性区发展图。与在整个区域同时折减比较，折减系数增大到一定程度后，塑性区的分岔只发生在滑带区域，且塑性区顺着滑带向上发展。折减系数为 1.37 时，迭代次数急剧增加，且计算已经不收敛，故取此时的边坡安全稳定系数为 1.35。较之前在滑带上同时折减土体的强度参数 和 时所求c得的边坡安全稳定系数 1.376 及在整个模型区域内不同步折减强度参数 和 所求得的边坡安全稳定系数 1.40 更接近极限平衡法所得的结果。且折减过程更符合实际情况。图 4-25 为对强度参数 折减，边坡进入临界状态时的边坡位移图。与图 4-18 比较可知，对滑带上土体进行同时折减强度参数和不同步折减强度参数所得到的滑带上部的 X 方向位移和 Y 方向的位移分布分别大致是相同的，只有在滑带下方分布略有不同，是由于两种折减方法不同，使边坡进入临界状态时对值的折减程度不同，使滑带周围土体的强度发挥不同，故其位移分布也会有所不同。