186土质边坡德定分析一原理·方法程序 系数没有算出来以前并不知道。因此,需要预先假定一个线性抗剪强度指标进行一次稳定分 析,并获得滑裂面上的法向应力;据此法向应力确定非线性强度指标,再进行一次稳定分析, 获得相应非线性强度指标的安全系数。再将这次分析获得的法向应力与前一次假定线性指标 的法向应力相比较,如果误差较大,则需调整。通过反复迭代计算,最终获得满意的结果。 具体的计算步骤如下 (1)根据假定的线性抗剪强度指标进行稳定分析,获得的滑裂面上的法向应力{σn°(括 号“{}”指各土条底的相应数值,这里为一组an下同)。因为近似计算,可用工程师团 法进行稳定分析 (2)根据第一步计算获得的{m,按式(519)或式(5.20)确定相应的{rr},据此,再进 行一次稳定分析。可令ψ=0,c=τr。此时,可采用毕肖普法或其它方法。计算实践表明, 这一次稳定分析获得的沿滑裂面的法向应力{an}2和{Gn}°相差并不大,一般不必再进行迭代, 即可将所得的安全系数视为最终值 瑞典法的{n不依赖于安全系数,如使用式(519)确定r,则不需迭代。但如使用式 520)确定抗剪强度或使用 Bishop法,则由于φ中包含安全系数,故仍需迭代。 例74]小浪底下游边坡非线性稳定 分析。 在8度地震情况下,如果采用线性强度 =1.766 指标c=0,φ=40°,则得到一个很浅的临界滑1 裂面,如图75所示,相应安全系数为1.113 初始单形 安全系数等值线 采用非线性强度的对数模式,取=50,△p=-101用线性强度 10°。采用单形法搜索最小安全系数。 指标,临界滑裂面 图75给出了一个固定滑弧深度D,用 采用非线性强度指标 临界滑裂面 单形法搜索最小安全系数的例子。搜索从初 x(m) 始点A开始,经B、C,最终到达极值点D。 最小安全系数为F=1.766。相应的临界滑裂 面不再是一个浅弧 [例75] Charles的非线性稳定分析简 滑弧深度D3=89.5m 化图表。 对于均质的简单边坡, Charles(1984)给 出了使用指数模式即式(5.19)的最小安全系 数图表,见图76。边坡系数厂定义为 图75小浪底下游边坡非线性稳定分析 F(H)-/A 式中:为容重;H为坡高;F为最小安全系数,A、b参见式(519) 根据图76和式(74)可以方便地找到相应某一坡度为cotβ和坡高H的F值。 作者使用本文介绍的计算步骤和STAB程序分别对cotβ=1、1.5两种情况,A=70,b 0.8、07、06、0.5时,计算毕肖普法和瑞典法的最小安全系数,分别用符号“x’和‘△
186 土质边坡稳定分析 原理 ⋅ 方法 ⋅ 程序 系数没有算出来以前并不知道 因此 需要预先假定一个线性抗剪强度指标进行一次稳定分 析 并获得滑裂面上的法向应力 据此法向应力确定非线性强度指标 再进行一次稳定分析 获得相应非线性强度指标的安全系数 再将这次分析获得的法向应力与前一次假定线性指标 的法向应力相比较 如果误差较大 则需调整 通过反复迭代计算 最终获得满意的结果 具体的计算步骤如下 (1) 根据假定的线性抗剪强度指标进行稳定分析 获得的滑裂面上的法向应力{σ n} o 括 号 { } 指各土条底的相应数值 这里为一组σ n ,下同 因为近似计算 可用工程师团 法进行稳定分析 (2) 根据第一步计算获得的{σn} o 按式(5.19)或式(5.20)确定相应的{ }f τ 据此 再进 行一次稳定分析 可令φ = 0, f c = τ 此时 可采用毕肖普法或其它方法 计算实践表明 这一次稳定分析获得的沿滑裂面的法向应力{σn}1 和{σn} o 相差并不大 一般不必再进行迭代 即可将所得的安全系数视为最终值 瑞典法的{σn}o 不依赖于安全系数 如使用式(5.19)确定 f τ 则不需迭代 但如使用式 (5.20)确定抗剪强度或使用 Bishop 法 则由于φ e 中包含安全系数 故仍需迭代 [例 7.4] 小浪底下游边坡非线性稳定 分析 在 8 度地震情况下 如果采用线性强度 指标 c=0, φ=40° 则得到一个很浅的临界滑 裂面 如图 7.5 所示 相应安全系数为 1.113 采用非线性强度的对数模式 取φ0=50°, ∆φ = 10° 采用单形法搜索最小安全系数 图 7.5 给出了一个固定滑弧深度 Ds 用 单形法搜索最小安全系数的例子 搜索从初 始点 A 开始 经 B C 最终到达极值点 D 最小安全系数为 F = 1.766 相应的临界滑裂 面不再是一个浅弧 [例 7.5] Charles 的非线性稳定分析简 化图表 对于均质的简单边坡 Charles(1984)给 出了使用指数模式即式(5.19)的最小安全系 数图表 见图 7.6 边坡系数Γ 定义为 图 7. 5 小浪底下游边坡非线性稳定分析 F H A b ( ) / (1− ) = γ (7.4) 式中 γ为容重 H 为坡高 F 为最小安全系数 A b 参见式(5.19) 根据图 7.6 和式(7.4)可以方便地找到相应某一坡度为 cotβ 和坡高 H 的 F 值 作者使用本文介绍的计算步骤和 STAB 程序分别对 cotβ =1 1.5 两种情况 A=7.0 b = 0.8 0.7 0.6 0.5 时 计算毕肖普法和瑞典法的最小安全系数 分别用符号 × 和 ∆
第7章土石坝各运用期的稳定分析187 点绘在图76上。可见绝大多数计算成果和 Charles给出的曲线完全吻合。两个独立的工作 获得如此一致的成果,说明STAB程序根据本节介绍的方法编写的程序获得了很好的验证。 544 b=0.7 b=0.8 图76 Charles非线性稳定分析简化图表 和虚线分别为毕肖普法和瑞典法的计算结果 7.4库水位骤降期 7.4.1概述 在第5章和第6章中,已分别介绍了库水位骤降情况下的总应力法的概念和孔隙水压力 的确定方法,本节通过实例介绍稳定分析的具体步骤 对有效应力法,着重介绍上游面半透水的砂砾石料坝体,在库水位降落期形成不稳定渗 流时的边坡稳定;对总应力法,则着重介绍由美国陆军工程师团建议的坝体粘性土,上游面 总应力法的具体计算步骤 7.42有效应力法 采用第643节介绍的确定孔隙水压力的方法,使用固结排水剪强度,可以进行库水位 骤降情况下的坝坡稳定分析。但是,对于可压缩的粘性土的有效应力法分析,由于孔隙水压 力不易准确确定,因此很少用理论分析的孔压进行有效应力法的稳定分析。对于砂砾石坝壳 料,一方面因此类材料常包含细颗粒,坝体内的浸润线在一些情况下不能与库水位同步下降。 另一方面,可以视此类材料为不可压缩材料,故可按式(6.13)进行不稳定渗流计算,以确定 库水位降落期坝内的浸润线。在644节已介绍了美国陆军工程师团提出的一个近似的计算 方法,本节将介绍一个使用这一方法进行半透水的砂砾石坝壳在库水位降落期的稳定分析的 实例 [例7.6]公伯峡心墙坝方案上游坝壳库水位降落期稳定分析 公伯峡水电站在初设阶段曾考虑混凝土面板堆石坝或土质心墙堆石坝两种坝型。心墙坝 方案上游坝壳使用了砂砾石,为半透水材料,需要论证上游水位降落情况下的坝坡稳定。本
第 7 章 土石坝各运用期的稳定分析 187 点绘在图 7.6 上 可见绝大多数计算成果和 Charles 给出的曲线完全吻合 两个独立的工作 获得如此一致的成果 说明 STAB 程序根据本节介绍的方法编写的程序获得了很好的验证 图 7. 6 Charles 非线性稳定分析简化图表 注 实线和虚线分别为毕肖普法和瑞典法的计算结果 7. 4 库水位骤降期 7. 4. 1 概述 在第 5 章和第 6 章中 已分别介绍了库水位骤降情况下的总应力法的概念和孔隙水压力 的确定方法 本节通过实例介绍稳定分析的具体步骤 对有效应力法 着重介绍上游面半透水的砂砾石料坝体 在库水位降落期形成不稳定渗 流时的边坡稳定 对总应力法 则着重介绍由美国陆军工程师团建议的坝体粘性土 上游面 总应力法的具体计算步骤 7. 4. 2 有效应力法 采用第 6.4.3 节介绍的确定孔隙水压力的方法 使用固结排水剪强度 可以进行库水位 骤降情况下的坝坡稳定分析 但是 对于可压缩的粘性土的有效应力法分析 由于孔隙水压 力不易准确确定 因此很少用理论分析的孔压进行有效应力法的稳定分析 对于砂砾石坝壳 料 一方面因此类材料常包含细颗粒 坝体内的浸润线在一些情况下不能与库水位同步下降 另一方面 可以视此类材料为不可压缩材料 故可按式(6.13)进行不稳定渗流计算 以确定 库水位降落期坝内的浸润线 在 6.4.4 节已介绍了美国陆军工程师团提出的一个近似的计算 方法 本节将介绍一个使用这一方法进行半透水的砂砾石坝壳在库水位降落期的稳定分析的 实例 [例 7.6] 公伯峡心墙坝方案上游坝壳库水位降落期稳定分析 公伯峡水电站在初设阶段曾考虑混凝土面板堆石坝或土质心墙堆石坝两种坝型 心墙坝 方案上游坝壳使用了砂砾石 为半透水材料 需要论证上游水位降落情况下的坝坡稳定 本