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user: 5. 基于GeoStudio的软件模拟 5.1. 渗流场数值模拟的理论原理 SEEP/W模块以达西定律为基本原理，法国水利学家达西(H. Darcy)于1856年研究水通过均匀砂柱孔隙的渗流实验，提出了线性渗透定律，就是著名的达西定律 [ 18 ]。其可用公式表述为： Q是单位体积流量，ΔH为水头差，ΔH/ΔL为水力梯度，K s 为饱和渗透系数。 采用有限元GeoStudio渗流分析模块SEEP来计算林达滑坡在库水位波动以及降雨作用下，其变形发展过程及其稳定性。采用饱和–非饱和渗流理论计算林达滑坡地下水渗流场的动态变化过程。二维饱和–非饱和渗流微分方程可由Darcy定律和质量守恒定律联合推导得出，当采用水头h作为控制方程的因变量时，渗流微分方程可以写成如下形式： ∂ ∂ x [ K x ∂ h ∂ x ] + ∂ ∂ y [ K y ∂ h ∂ y ] + Q = m w r w ∂ h ∂ t K x ，K y 分别为水平和垂直方向的饱和渗透系数；h为总水头；Q为施加的边界流量；m w 为比水容积；r w 为水的重度。 5.2. 滑坡稳定性计算的理论原理 SLOPE/W模块以极限平衡法为原理，主要针对岩土体边坡稳定性、边坡开挖、地震荷载等问题进行分析。除此之外SLOPE/W还可以用来对边坡添加锚索、织物、土钉、抗滑桩用以提高边坡的稳定性。极限平衡理论方法在前文已经详细介绍这里不再赘述。 5.3. 地质模型的建立 根据以上研究结果，明确了主滑坡对整个滑坡起着控制作用。因此选取滑坡体的主滑剖面“II-II”建立数值计算模型(图5)。该滑坡地质模型可分为7层，主滑坡体、正常岩体、弱变形区、强变形区、滑坡体内部1#次级滑体、滑坡体内部2#次级滑体和2#次级滑体。由于该软件内置边界默认为不透水边界，并且林达滑坡的左、右两侧边界可以按照不透水边界来进行渗流计算，故将其II-II坡面设为基本滑动面。依据区域水文地质资料及勘探成果，设定滑坡后缘水位高程为3300 m，为定水头边界。对林达滑坡的稳定性计算按照正常水位和暴雨两种工况进行计算： 图5. 剖面渗流模型剖面图 在进行渗流场计算时，左、右两侧边界设为不透水边界，坡面按照水位变化设为动水头边界。依据区域水文地质资料及勘探成果，设定滑坡后缘水位高程为3290 m，为定水头边界，不随库水位涨落而发生改变。通过上述模型，采用SEEP渗流分析模块，以1 d为时步间隔，计算获取林达滑坡在库水位升降过程中的动态地下水渗流场。考虑到主滑体内部次级滑体分两种情况，但由于主滑体不受蓄水水位的影响，故选取情况1的模型进行分析。 5.4. 模拟工况的选取 为研究林达滑坡在水库调度过程中的地下水动态渗流过程，以勘察期库水位3141 m为初始水位，从研究的目的出发，分别考虑以下2种工况条件进行分析计算： 工况一：天然状态滑体自重 工况二：天然状态滑体自重 + 暴雨 其中暴雨按50 mm/d的降雨强度考虑。 5.5. 计算结果及稳定性评价 渗流场结果与分析 根据图6~9，在降雨作用下，林达滑坡的地下水渗流场有较为明显的变化，且变化主要集中在滑体表层。当库水位从3145升至3148并伴随50 mm/d的强度降雨时，前缘次级滑体浸润线以内凹型并有一定程度的抬升，抬升速度大于无降雨条件。由此可见，降雨对林达滑坡的地下水渗流场有一定的影响，且主要集中在改为前缘次级滑体的前缘。在较大的动水、静水压力作用下，对前缘次级滑体的稳定性有一定影响。 图6. II-II剖面工况一地下水位瞬态变化图 图7. II-II剖面工况一空隙水压力等值线图 图8. II-II剖面工况二地下水位瞬态变化图 图9. II-II剖面工况二空隙水压力等值线图 5.6. 滑坡稳定性分析 目前最常用的Bishop法和Janbu法，均只考虑了条间法向力，而忽略了条间切向力，且Janbu法仅能满足水平向的法向力平衡，而不能满足力矩平衡 [ 19 ]；而Morgenstern-Price法(简称M-P法)不仅考虑了条间正应力，还考虑了条间剪应力，且同时满足力平衡与力矩平衡 [ 20 ]。本文将分别论述它们的计算结果并加以比较。 5.6.1. 计算原理及公式 根据勘察资料和前人研究的结论，综合确定林达滑坡的滑动面为折线型，所以选择传递系数法 [ 21 ] 对滑坡稳定性进行计算，稳定性系数K计算公式如下： K = { ∑ i = 1 n − 1 [ R i ∏ j = i n − 1 ψ j ] + R n } / { ∑ i = 1 n − 1 [ T i ∏ j = i n − 1 ψ j ] + T n } 其中： R n = [ W n ( ( 1 − r u ) cos α n ) − R D n ] tan ψ n + C n L n T n = W n ( sin α n + A cos α n ) − T D n 式中： ψ j 是第i块段的剩余下滑力传递至第i + 1块段时的传递系数(j = i)，即 ψ j = cos ( α i − α i + 1 ) − sin ( α i − α i + 1 ) tan ψ i + 1 r u ——孔隙压力比，可表示为： r u ≈ 滑 坡 水 下 面 积 滑 坡 总 面 积 ∗ 2 5.6.2. 计算剖面的选取 为了对滑坡稳定性进一步分析求证，综合分析该滑坡自有特点，采用传递系数法对林达滑坡进行稳定性计算，选取滑坡变形区内包含1#次级滑体和主滑动体的II-II (详见图3，滑坡工程地质平面图)，建立其计算模型(如图10)采用局部搜索法和指定滑面法，计算1#次级滑体的稳定性。 图10. II-II剖面计算模型 5.6.3. 计算工况的类别 考虑到滑坡体在实际土层中含有碎石、受到地下水、大气降水下渗等因素的影响故采用以下二种工况进行计算，并以暴雨状态下的稳定性计算结果为稳定性评价的首要考虑结果(如表2)。 Table 2 Summary of working conditions for landslide stability calculatio 工况编号 计算工况 工况一 天然工况 工况二 暴雨工况 表2. 滑坡稳定性计算工况汇总表 5.6.4. 计算参数及计算条件 综合考虑野外钻探、地质分析及室内岩土测试结果，结合经验确定。根据滑面形态、含水性差异、滑面物质组成及滑面粗糙程度，取值略有差异。该滑坡计算参数具体取值如下表3。 Table 3 Landslide parameter tabl 项目 重度γ (KN/m 3 ) 粘聚力C (kPa) 内摩擦角Φ (˚) 天然状态 暴雨状态 天然状态 暴雨状态 天然状态 暴雨状态 主滑体1#次级滑体 21 21.8 60 56 32.5 32.1 滑带土 23 23.8 70 66 34 31 滑床 27 27.8 380 376 44 42.1 表3. 滑坡参数表 5.6.5. 滑坡稳定性计算及综合评价 采用传递系数法对滑坡稳定性进行分析，利用上述确定的岩土体参数，选取了林达滑坡II-II剖面作为计算剖面，分别计算各剖面在天然工况、暴雨情况下的稳定系数，判断滑体所处的状态。本文根据《水电水利工程边坡工程地质勘察技术规程》(DL/T5337-2006)滑坡稳定状态划分标准，对滑坡各典型剖面的稳定性状况进行评价(如表4)。 Table 4 Landslide stability evaluation standar 滑坡稳定性系数 Fs < 1.00 1.00 < Fs < 1.05 1.05 < Fs < 1.15 Fs > 1.15 滑坡稳定状态 不稳定 欠稳定 基本稳定 稳定 表4. 滑坡稳定性评价标准 如图11，其他天然工况方法下的稳定性分析以此类推，这里不一一放图，具体结果见后表。 由表5可知，内部1#次级滑体在II-II剖面上稳定性系数均大于1.15，所以天然工况下内部1#次级滑体处于稳定状态。 如图12，其他暴雨工况方法下的稳定性分析以此类推，这里不一一放图，具体结果见后表。 由表6可知，内部1#次级滑体在II-II剖面上的稳定性系数分别为1.05、1.06、1.06、1.07，处于基本稳定–稳定状态。 图11. 天然工况下稳定性分析Morgenstern-Price方法 Table 5 Natural working condition 1# secondary sliding body stability calculation result 计算方法 II-II剖面 主滑动体 1#次级滑体 Morgenstern 1.23 Janbu 1.22 Bishop 1.18 Ordinary 1.20 表5. 天然工况1#次级滑体稳定性计算结果 图12. 暴雨工况下稳定性分析Morgenstern-Price方法 Table 6 The calculation results of the stability of the secondary sliding body in the rainstorm condition 1 计算方法 II-II剖面 主滑动体 1#次级滑体 Morgenstern 1.05 Janbu 1.06 Bishop 1.06 Ordinary 1.07 表6. 暴雨工况1#次级滑体稳定性计算结果