在我们的GEO5设计手册中，对计算结果输出的标准值还是设计值都有说明。但是还是经常有工程师对GEO5的【截面强度验算】提出质疑，觉得软件输出的弯矩或者剪力前后对不上。下面以弯矩为例简单的再说明一次。

　　对于软件的输出结果我们首先要看单位，上图中①处弯矩的单位是KN*m/m（标准值），②，③处弯矩的单位是KN*m。

　　当我们选择非连续的支挡结构（例如：排桩），按间距a排列

　　第一步：①的弯矩*桩间距a*综合分项系数=②的弯矩

　　460.05（KN*m/m）*1.5（m）*1.25=862.58（KN*m）

　　第二步：②的弯矩*结构重要性系数=③的弯矩

　　862.58（KN*m）*1.1=978.84（KN*m）

　　结构重要性系数只在我国规范中有要求。GEO5软件是一款国际化的软件，同时支持多国规范。因此②没有乘以结构重要性系数。

　　当选择国外规范时，②、③数值是一致的，均为设计值。

　　当选择中国规范GB50010-2010时，③为设计值，依据该值进行配筋。

　　剪力的输出，同上。

项目名称：国内某基坑开挖项目——基坑开挖对电塔的影响分析

使用软件：OptumG2

项目模型

注：图中红线为用于方便读取相应位置结果数据的结果截面，对计算没有影响。

岩土参数

在本次OptumG2计算中，岩土材料采用HMC材料模型来模拟，以考虑土体加载和卸载时不同的弹性变形规律。

边界条件

边界条件选用OptumG2默认标准边界条件，即模型左右边界限制x方向（水平方向）的位移，模型底边界同时限制x方向和z方向的位移。该边界条件也是有限元平面应变分析中最常用的边界条件。

结果

（1）初始地应力

（2）地下连续墙施工

施工地下连续墙模型图：

施工地下连续墙后整体的位移云图：

电塔基础底部的沉降情况如下图所示，有计算结果和下图可以得到，施工地下连续墙，基础最大沉降为0.07mm，最大差异沉降约为0.054mm。

施工地下连续墙后电塔基础沉降云图：

（3）开挖至2.5m

基坑开挖2.5m的模型图：

基坑开挖2.5m后整体的位移云图：

电塔基础底部的沉降情况如下图所示，有计算结果和下图可以得到，施工地下连续墙，基础最大沉降为0.08mm，最大差异沉降约为0.054mm。

开挖2.5m后电塔基础沉降云图：

（4）添加第一道支撑

添加第一道支撑模型图：

添加第一道支撑后整体的位移云图：

电塔基础底部的沉降情况如下图所示，有计算结果和下图可以得到，施工地下连续墙，基础最大沉降为0.11mm，最大差异沉降约为0.052mm。

添加第一道支撑后电塔基础沉降云图：

（5）开挖至8.6m

开挖至8.6m的模型图：

开挖至8.6m后整体的位移云图：

电塔基础底部的沉降情况如下图所示，有计算结果和下图可以得到，施工地下连续墙，基础最大沉降为2.28mm，最大差异沉降约为1.71mm。

开挖至8.6m后电塔基础沉降云图：

（6）添加第二道支撑

添加第二道支撑的模型图：

添加第二道支撑后整体的位移云图：

电塔基础底部的沉降情况如下图所示，有计算结果和下图可以得到，施工地下连续墙，基础最大沉降为2.03mm，最大差异沉降约为1.9mm。

添加第二道支撑后电塔基础沉降云图：

（7）开挖至13.6m

开挖至13.6m的模型图：

开挖至13.6m后整体的位移云图：

电塔基础底部的沉降情况如下图所示，有计算结果和下图可以得到，施工地下连续墙，基础最大沉降为3.49mm，最大差异沉降约为2.25mm。

开挖至13.6m后电塔基础沉降云图：

（8）添加第三道支撑

添加第三道支撑的模型图：

添加第三道模型图后整体的位移云图：

电塔基础底部的沉降情况如下图所示，有计算结果和下图可以得到，施工地下连续墙，基础最大沉降为3.54mm，最大差异沉降约为2.27mm。

添加第三道支撑后电塔基础沉降云图：

（9）完全开挖

完全开挖的模型图：

完全开挖后整体的位移云图：

电塔基础底部的沉降情况如下图所示，有计算结果和下图可以得到，施工地下连续墙，基础最大沉降为9.8mm，最大差异沉降约为2.45mm。

完全开挖后电塔基础沉降云图：

总结

总结开挖过程中基础的最大沉降和最大差异沉降值，如下表所示：

从上表可以得出，基础沉降大小和差异沉降均在允许范围内。

　　在《建筑基坑支护技术规范 JGJ120-2012》的第3.4.8条中对支护结构后方地表高于支护结构顶部的情况的土压力计算进行了说明：

　　规范中给出的公式是按照超载考虑的朗肯土压力计算公式，按照该方法考虑往往得到的土压力会偏小或偏大，在岩土工程中，对于不确定的事情，通常我们偏向于偏保守的设计方法，所以并不建议采用。具体原因详见：墙后填土表面起伏情况下的主动土压力计算。

　　GEO5中的朗肯土压力和库仑土压力采用的是一种改进方法，理论来源于德国的土力学教材。这种改进方法使得朗肯土压力和库仑土压力都可以突破自身的限制条件，能计算得到各种复杂情况下的土压力。但是，即使对于改进后的朗肯土压力（软件中叫Mazindrani(Rankine）），当地表倾斜时，计算得到的土压力往往也是偏小的，这在设计中非常危险。

　　GEO5和土压力相关的模块，例如挡墙和基坑相关模块，默认主动土压力采用库仑土压力，被动土压力采用朗肯土压力，因为库仑土压力计算得到主动土压力往往偏大，而朗肯土压力计算得到的被动土压力往往偏小，符合保守设计的要求。

　　对于常规情况，即墙后坡面倾角β小于土体内摩擦角φ的情况，建议直接采用库仑土压力计算即可，此时得到的土压力和实际情况差别并不大。下面主要讨论倾角β大于φ的情况，因为此时常规的库仑土压力公式无法计算这种情况。这里采用一个简单的案例进行说明，详细理论说明见：墙后填土表面起伏情况下的主动土压力计算。

案例说明：

尺寸

岩土材料参数

采用GEO5中的库仑土压力我们计算得到土压力大小如下：

库仑主动土压力

　　此时我们再采用OptumG2，采用极限分析，得到重力乘数刚好为1时的土压力，此时的土压力即为主动土压力，结果如下：

主动土压力破坏面

主动土压力大小和分布（红框内）

　　上图中可以看到采用极限分析（下限解）得到的土压力分布形状和GEO5中库仑土压力计算得到的分布形状基本相同。OptumG2中最下方一点的土压力大小为193.9kPa，GEO5中为194.12kPa，两者几乎相同。两层土交界处，上层土最下方OptumG2中土压力大小为152.3kPa，GEO5中为155.12kPa；下层土最上方OptumG2中土压力大小为127.54kPa，GEO5中为124.72kPa。可见在两层土交界处，两种不同方法得到的土压力大小也基本相同。

　　极限分析由于理论基础更完备，能得到更接近真实情况的结果，因此这里我们可以得到GEO5中库仑土压力计算方法在墙后坡面倾角β小于土体内摩擦角φ时结果是可靠的。关于GEO5中如何处理墙后坡面倾角β大于土体内摩擦角φ时的情况，理论详见：墙后填土表面起伏情况下的主动土压力计算。

　　下面我们讨论一下采用超载近似模拟和采用库仑土压力的差别有多大。基本模型如下：

几何尺寸和超载大小（最大处为19kN/m³*6m = 114kPa）

等效超载作用下的主动土压力

　　从图中可以看到，在本案例中等效超载下得到的主动土压力（合力 = 2523.27kN/m）略大于地表倾斜的库仑主动土压力（合力 = 2353.03kN/m），增大了约7%。

　　同样的，我们采用OptumG2中的极限分析（下限）可以得到类似的结论：

主动土压力破坏面

主动土压力大小和分布（红框内）

　　从图中可以看到最下面一点处的土压力为194.25kPa，GEO5中同样的模型得到的主动土压力为193.16kPa。这里并没有去计算比较等效超载模型和地表倾斜模型的土压力合力大小，但是就同样达到相同的约为1的乘数时竖向刚性板底部铰链的屈服强度而言，等效超载模型需要更大的屈服弯矩，为14300kN/m/m，而地表倾斜模型为13000kN/m/m，土压力合力增大了约10%，和GEO5中的计算结果增幅接近。

　　文章中用到的例题源文件：墙后地表倾角大于土体内摩擦角的土压力计算例题文件.7z

使用GEO5深基坑支护结构分析模块时，在分析结果-水平反力系数分布图中，经常会出现水平反力系数为0的情况，如下图所示。很多用户对此不理解，本文主要说明一下在GEO5基坑支护分析中，水平反力系数为什么会为0。

GEO5深基坑支护结构分析软件可采用弹塑性共同变形法对支护结构进行分析，该方法又称Dependent pressure，最早由捷克学者提出（我们熟知的温克尔即捷克人），现已在欧美和日本广泛使用。

-------------------以下内容来自GEO5自带帮助--------------------------

该方法的基本假设是结构周围的岩土材料是理想的弹塑性Winkler材料。材料性质由土的水平反力系数kh和极限弹性变形决定，其中水平反力系数描述了材料在弹性区域的变形行为。当超过极限弹性变形时，材料表现为理想塑性。

该方法还采用以下假设： 作用在结构上的土压力可能是主动土压力至被动土压力之间的任一值，但不能超出以这两种极限土压力为边界的范围。初始未变形结构上作用静止土压力（w = 0）。

作用在变形结构上的土压力由下式给出：

当时，；当时，。

其中：σ_r - 静止土压力

           k_h - 水平反力系数

           w - 结构的变形量

           σ_a - 主动土压力

           σ_p - 被动土压力

共同变形法计算过程大致为：

1、水平反力系数kh被赋值到每一个单元，并且结构受静止土压力左右，如下图所示：

2、分析开始后，软件对作用在结构每个单元上的土压力大小进行检查，若其大小超出了极限土压力的范围，软件将调整该处的kh = 0，并在该处施加相应的主动土压力或被动土压力，如下图所示：

以上计算过程将持续迭代，直到结构上每个地方的土压力都满足要求。

-------------------以上内容来自GEO5自带帮助--------------------------

在对于土压力不能超过极限土压力的考虑上，弹塑性共同变形法考虑土体为理想弹塑性，部分区域的土体可以进入塑性状态，即上文提到的软件对每个单元的土压力进行检查，如果超过极限土压力，则设置为极限土压力，即该处土体进入塑性状态，此时相对应的水平反力系数kh则为0。

对于《建筑基坑支护技术规程JGJ120-2012》中提到的弹性支点法，在GEO5深基坑支护结构分析模块中，仅调整坑外土压力始终为主动土压力，保留了土体的弹塑性这一特点。在《建筑基坑支护技术规程JGJ120-2012》中，明确要求被动区土体的反力不能大于被动土压力，但是由于要确保每个点都不大于被动土压力，就必须进行迭代计算（如上文中描述的GEO5计算过程）。但是对于手算，无法进行复杂的迭代计算，通常我们会采用一种简化方法，即计算被动区反力的合力，并和被动土压力的合力比较，如果被动区反力的合力大于被动土压力，则嵌固段强度不满足要求。但是，这种方法毕竟是一种简化，当被动区土体进入塑性的区域较大时，得到的结构位移并不正确。这在我们之前的技术贴中已有详细证明：GEO5基坑和抗滑桩模块中结构位移随开挖深度的变化规律。

这样我们就不难理解为什么在GEO5深基坑支护结构计算中会出现某些区域水平反力系数为零了，这些区域实际上都是土体进入了塑性的区域。对应的，可以看到结果图右侧的土体反力图中，这部分区域的土体反力达到了被动土压力。下面通过一张简单点图进一步说明水平反力系数为何调整为零。

项目名称：国内某边坡加固项目

使用软件：GEO5土质边坡稳定分析+抗滑桩

设计方案：边坡采用抗滑桩+锚杆+加筋土的支护方式，边坡进行多处开挖以及填方，边坡高度约为88m，岩土材料从上自下分别为杂填土、黏土、全风化、强风化、中风化。

项目特点：整个边坡支护采用了多种支护方法组合形式，并且边坡存在多处开挖和填方，如上图中所示。

软件优势：GEO5「土质边坡稳定性分析+抗滑桩」模块可以考虑多种不同的支护组合形式，考虑开挖、填方等，并对多排抗滑桩进行验算分析。

计算结果：

1、边坡稳定性分析

   ①原始坡型

   ②挖方及添加抗滑桩和锚杆

  挖方施加抗滑桩及锚杆后，进行自动搜索滑裂面，安全系数为1.38＞1.35

   ③进行填方

填方后自动搜索滑裂面分析边坡的安全系数为1.43＞1.35满足要求

   ④开挖加抗滑桩

   开挖加抗滑桩后，自动搜索滑裂面分析边坡的安全系数为1.38＞1.35满足要求。

2、抗滑桩分析

 ①  1号抗滑桩分析结果

   截面强度验算

  ②   2号抗滑桩分析结果

  截面强度验算

3-3剖面设计：GEO5

工况1：无填土，无筋材，无抗滑桩

本工况阶段主要用于验算没有进行填方之前原始边坡的天然稳定性。

计算得到安全系数为2.44，边坡稳定性满足要求。

工况2：加填土

本工况阶段主要用于验算添加填方后，填方边坡的稳定性和边坡整体稳定性。

由于填土为无黏性土，因此最危险滑面位于边坡表面。这里为了搜索得到更深的滑面，进行滑面约束，即不考虑边坡表面的滑面，得到安全系数为1.09，边坡稳定性不满足要求。

工况3：填土加筋材

由于填土稳定性不满足要求，该工况阶段我们施加筋材，并验算施加筋材后的边坡稳定性。

添加筋材后，使用GEO5的最危险滑面自动搜索功能和搜索区域限制功能，分别对边坡的整体稳定性，第一级台阶稳定性和第二级台阶稳定性进行了计算，安全系数分别为1.24、1.12和1.35，小于设计安全系数1.35，边坡稳定性不满足要求。

工况4： 筋材+抗滑桩

由于施加筋材后边坡稳定性依然不满足要求，所以考虑施加抗滑桩，并验算边坡整体稳定性。

分别验算了滑面穿过三排抗滑桩的整体稳定性、第一个台阶的稳定性和滑面穿过最上面一排抗滑桩桩顶的第二个台阶的稳定性，安全系数分别为1.9、2.02和1.49，大于设计安全系数1.35，边坡稳定性满足要求。

在GEO5中设计抗滑桩时分为两步，第一步为概念设计或初步设计，即通过少数且重要的参数判断施加抗滑桩以后对边坡稳定性的影响；第二步为详细设计，即输入更多的参数，从而计算抗滑桩的变形、内力，并据此配筋。在该工况阶段中，我们实际上是通过初略估算抗滑桩能承受的最大下滑力（通常为抗剪承载力）来估算边坡的稳定性，从而快速确定抗滑桩的位置和所需抗滑桩的大致尺寸、间距等几何参数。

在下一步工况中我们将进行抗滑桩验算，即详细设计。

工况5：抗滑桩验算

该工况中，我们对抗滑桩的承载力进行详细验算，得到桩身变形、内力和配筋情况。

在土质边坡模块中我们可以计算得到作用在每排抗滑桩上的剩余下滑力和剩余抗滑力，利用得到的荷载，直接在土坡模块中调用「抗滑桩设计」 模块，即可以进行抗滑桩验算。

关于GEO5如何处理多排抗滑桩之间推力的分布问题，请查看这里：作用在抗滑桩上的力 - 库仑问答

在计算作用在抗滑桩上的推力时，软件无法计算桩顶低于地表的情况，即埋入式抗滑桩。原因在于土坡模块并不知道滑坡推力的分布形式，从而无法确定作用在桩身上的推力大小。处理方法为将桩定位到地表，得到滑坡推力，调用抗滑桩设计后，上移地层即可。根据假设的推力分布，取作用在抗滑桩上的推力部分，出于保守考虑，也可以将所有推力都作用在抗滑桩上。在本案例中，我们仅验算了最后一排抗滑桩。

关于在GEO5中进行多排抗滑桩设计的更多资料，请参考本教程：多排抗滑桩优化设计 - 库仑问答  

工况6：筋材+抗滑桩+地震

最后，我们再对地震工况下的边坡整体稳定性进行验算。

添加地震工况，计算安全系数为1.69，大于设计安全系数1.15，边坡稳定性满足要求。这里没有再对地震工况下的抗滑桩单独验算，其验算方法和工况5相同，仅仅是考虑了地震作用。

破坏模式和安全系数复核：OptumG2

对于复杂支挡结构，边坡的破坏模式往往较为复杂，采用极限平衡法（规范中采用的方法）计算得到的破坏模式或安全系数可能存在错误的情况，因此，本案例中我们还采用OptumG2（极限分析法）对该项目的边坡破坏模式和安全系数进行了复核。

关于OptumG2的介绍，请见：OptumG2_南京库仑  

关于极限分析方法的详细介绍，请见：入门教程（上） - 库仑问答  

工况1：加筋材，无桩

采用下限法计算得到边坡整体稳定性安全系数为1.235，和GEO5计算得到的整体稳定性安全系数1.24接近。

工况2：加筋材，加桩

计算得到安全系数为1.379，最危险滑面位于第二个台阶处，和GEO5计算得到的最危险滑面相同。

结论

本案例利用GEO5的多工况功能，把6中不同的情况 – 天然原始边坡稳定性、填方后边坡的稳定性、填方后加筋边坡的稳定性、填方后加筋且加抗滑桩边坡的稳定性、地震作用下边坡的稳定性、抗滑桩验算 – 全部整合到了一个软件文件中，可以统一生成设计思路清晰的计算书，大大节省了建模和计算的时间。同时，相比于理正，GEO5可以把所有边坡支护结构（本案例中包括筋材和抗滑桩）全部整合到一个模型中计算整体稳定性，也能单独对抗滑桩或者经常进行验算。

最后，我们采用OptumG2中的极限分析方法对GEO5中极限平衡法计算得到的结果进行了复核。对于没有经验的工程师，或者非常复杂的支挡结构，OptumG2中提供的极限分析方法是一个非常好的计算手段。

        土压力计算是进行支挡结构设计时所必须的。目前国内计算土压力的方法主要有库仑土压力和朗肯土压力两种土压力计算方法。库仑土压力是假设土体中的潜在滑裂面，根据该潜在滑裂面所形成的土楔的静力平衡，最后算得作用在支挡结构上的主动土压力。朗肯理论是从微观入手，假设土体为半空间弹性体，通过研究土中点的极限平衡应力状态来求解。除此之外，两种土压力计算方法都隐含着各种理想的假设条件，如库仑主动土压力其只适用于无黏性土；而朗肯土压力则需要满足墙背竖直且光滑、填土面水平、墙背与填土之间无摩擦力的条件。

        然而，实际情况多是墙后填土表面不是水平且支挡结构与岩土体之间存在摩擦力，此种情况下，并不适合利用经典土压力计算理论计算主动土压力，而为了能够计算，研究人员又对经典土压力进行了扩展，得到了求解墙后填土表面倾斜的情况下的土压力计算公式，但是该种情况相对较为简单，对于墙后填土表面起伏变化较大的情况下的土压力计算成为一个复杂问题。

        目前对于墙后填土表面起伏较为复杂情况下的主动土压力计算，主要有以下三种思路。

        1、将墙顶标高以上的墙后填土体等效为超载施加在墙顶水平面上，进行计算，如图1。

图1

       2、对于墙后填土表面起伏不算复杂的情况下，采用土压力叠加的方法，如图2。

图2

        3、对于复杂坡形，利用计算机逐步搜索潜在滑裂面的位置，采用楔体试算法进行计算。

       对于库仑土压力，其计算原理，如图3，土压力的大小与潜在的破裂面相关，当墙后填土表面水平，忽略结构与岩土体的摩擦时，其破裂面与竖直方向的夹角为45-φ/2。

图3

        对于第一种情况，计算墙后填土表面起伏情况下的主动土压力采用等效超载的形式施加在墙顶水平面上，也就是认为土体的潜在滑裂面与墙后填土表面水平时的滑裂面是一致的。然而，根据许锡昌、陈陆望、Y.-Z. WANG等的研究结果，发现主动土压力破裂面与竖直方向的夹角是随着墙后填土表面坡角的增大而增大的，采用等效超载方式的计算并没有考虑土楔的增大，从而计算出的主动土压力可能偏大也可能偏小，对于设计来说并不是一件很好的事。在岩土工程中，对于不确定的事情，通常我们偏向于偏保守的设计方法。

        第二种方法由于是叠加的方法并考虑了墙后填土表面坡角情况下的土压力，并对其进行了叠加，相较于第一种方法其计算更趋于合理。

        对于墙后填土表面坡角情况下主动土压力计算是采用（1）式来进行计算主动土压力系数，最后进行主动土压力的计算。然而，如若通过查表方法来确定墙后填土表面倾斜情况下的土压力系数，会发现当墙后填土表面坡角β大于内摩擦角φ情况下的主动土压力系数并不存在。同样，根据（1）式的推导原理，如图4，其是假定墙后填土表面坡角小于土体内摩擦角，推导出来的，也就是说当墙后填土表面坡角大于土体的内摩擦角时，该公式是不适用的。

图4

        然而，很多情况下由于墙后填土并不是纯粹的无粘性土，其是存在一定的粘聚力的，这就导致墙后填土放坡时，其坡角β是可以大于内摩擦角φ的，而这种情况下的主动土压力的计算主要有两种方法，第一种进行简化，按照β等于φ的情况计算；第二种通过楔体试算的方法。对于第一种方法，由于随着β的增大，主动土压力是增大的，将β等于φ进行计算，忽略了β大于φ部分引起的主动土压力的增加，因此计算结果是偏小的，偏危险的。对于第二种方法，其是通过搜索试算的方法来寻找最大土压力的，其计算精度与搜索步长相关，得到的也是个近似解。

        根据工程经验以及对土压力监测结果的分析，对于墙后填土表面倾斜情况下主动土压力的计算，GEO5中对叠加法进行了修正，当墙后填土表面坡角β小于等于内摩擦角φ时，用叠加法进行计算；当墙后填土坡角β大于内摩擦角时，对主动土压力系数进行修正，乘以一个修正系数tanβ/tanφ，计算方法如图5，该方法综合考虑了墙后填土表面坡角对土压力的影响，因此得到的主动土压力更符合实际情况。

注：修正系数tanβ/tanφ来自与德国土压力学教材。

图5

项目背景：本项目通过钻孔勘察数据及化学钻孔数据完成对某海边的三维地质建模工作，且通过加入航拍影像很好地将地表面渲染出来，让工程师更直观的了解到各地层岩性、地表起伏及接触关系的变化情况。

项目特点：本模型运用EVS强大的贴图渲染功能使三维地质模型更加真实，这与市面上其他三维地质建模软件有很大的不同，告别了过去单一的颜色渲染模式，让地质体的特点一览无余，此外还将海水污染程度展示了出来，通过颜色分布使得污染状况一目了然。

软件优势： EVS拥有强大的图形渲染能力，能够将模型真实的呈现在工程师面前，这不用于以往的三维地质建模数据软件只是简单的利用单一的颜色进行渲染，用户在EVS中可以任意选择自己的需要的贴图，软件自带上百种纹理供您选择，同时用户也可以插入自己需要的图片。除了添加贴图，EVS也可以添加遥感影像、DEM、航拍图等，此外还可以在此基础上对模型进行剖切、计算等工作，极大满足了用户的需求。

项目背景：本项目通过物探数据完成对某地区的建模工作，通过对电阻率完成插值来建立本地区的电阻率模型，通过观察不同电阻率的分布来确定煤层的分布情况。

项目特点：本模型运用EVS强大的建模功能来完成项目，除了建立地质层面模型，还运用物探数据来完成建模，多种数据杂揉起来组成最终模型，让项目工作人员更好的了解该地区的地质、物化探情况。

软件优势： EVS拥有强大的建模能力，不仅可以建立地质模型，还可以通过电阻率、地震等数据来建立各类模型，将多种类型的数据融合在一起，完成多角度的三维地质建模，与市面上的建模软件有很大的不同，并且借助优秀的算法使得软件在处理大数据时建模流畅。

计算出的煤含量

文章来源：【地基处理】 2000年9月 第11卷第3期（总40）作者 龚晓南

　　众所周知摩擦型材料的抗剪强度不仅与材料性质有关，还与作用在剪切面上的法向应力大小有关。人们常用拉剪强度指挥来描述摩擦型材料的性质，采用摩尔库伦定律计算该类物体的抗剪强度：

　　式中：c一一粘聚力；σ一一剪切面上的法向应力；一一摩擦角。

　　通常将土体视为摩擦型材料，用式1来计算土体的抗剪强度。c、是描述土体材料属性的抗剪强度指标，是土体抗剪强度。在工程讨论或在工程报告文件中经常听到或看到某土层抗剪强度c和是多大，这种将抗剪强度指标大小与抗剪强度大小相混淆显然是不合适的。

土是多相体，以饱和粘性土为例，土体在经受外荷作用时是处于排水状态还是不排水状态，对其抗剪强度值是有不小影响的。另外剪切面上的法向应力也有两种描述，一种是总应力，另一种是有效应力，因此图1中单元土体A的抗剪强度表达式如下：

　　不排水条件下：

　　也可表示为

　　上两式中，c和称为总应力强度指标，和为有效应力强度指标，为土体破坏时超孔隙水压力。由式2和式3计算得到的抗剪强度值应是相等的。

图1地基土体抗剪强度

　　完全排水条件下，通常指剪切过程中土体中超孔隙水压力及时得到消散，土体中总应力和有效应力值是相等的。完全排水条件是一种理想情况。完全排水条件下，土体抗剪强度表达式为

　　上式中完全排水条件下抗剪强度指标和与有效应力强度指挥和基本上是相等的，但由式4计算得到的完全排水条件下土体的抗剪强度值比由式2和式3计算得到的不排水条件下土体的抗剪强度值要大得多。常规三轴固结不排水剪切试验（CIU试验）和固结排水剪切试验（CID试验）有效应力路径如图2所示，为排水条件下土体抗剪强度，为不排水条件下土体抗剪强度。由图中可看到不排水条件下和排水条件下土体抗剪强度的差别。

图2  CIU试验和CID试验的有效应力路程

　　地基土体在荷载作用下不可能处于完全不排水状态，也不可能处于完全排水状态。实际地基中土体处于两者之间，视土体渗透性大小及土层边界排水条件而定。实际地基中土体抗剪强度也处于两者之间。当土体渗透系数较小时，加荷速率较快时，稳定分析取不排水抗剪强度是合适的，而且是偏安全的。

　　一般情况下，地基土体抗剪强度是随着加荷过程变化的，而其抗剪强度指标（总应力强度指标c和，有效应力强度指标和）应是不变的，或者说基本上不变，是定值。从这一点看，强调抗剪强度与抗剪强度指标的涵义的差别也很有必要。

　　下面讨论地基土体不排水抗剪强度的测定方法。设图1所示为均质地基。采用不国结不排水三轴试验可以测定A、B、C三个单元土体的不排水抗剪强度值、和。由于所处深度不同，土体上覆土重不同，三个单元土体的不排水抗剪强度值是不相同的，

且＞＞。由十字板试验结果可知土体不排水抗剪强度值对均质地基或对同一层土沿着深度是线性增长的。采用国结不排水试验可以测定地基土体的总应力强度指标和有效应力强度指标。根据地基土体中的固结应力可以应用式2或式3计算地基中各种深度土体的不排水抗剪强度。由上述分析采用不固结不排水三轴试验和三轴固结不排水试验均可测定土的不排水抗剪强度。应该指出的是：前者一个试验只能翻定地基中某一点土的不排水抗剪强度，它不能代表一个土层的不排水抗剪强度。如应用于稳定分析，应测出多点，并推出不排水抗剪强度沿深度的分布规律。后者得到的是土层土体的材料属性，地基土体不排水抗剪强度可以根据地基中初始应力应用式2或式3计算。两者比较：一个是测定某一单元土体的抗剪强度，一个测定某一土层的抗剪强度指标。从这里也可看到区分抗剪强度和抗剪强度指标的重要性。

　　顺便指出某些教科书认为：当土体渗透系数较小．排水条件不良，加荷速率较快时，土体的抗剪强度可由不自结不排水试验跑定．而不能由三轴固结不排水剪切试验测定。笔者认为上述概念不是很合适。根据前面分析．不固结不排水三轴试验和固结不排水试验均可用测定土体的不排水抗剪强度值。软土地基不排水条件下稳定分析时既可采用不固结不排水的剪切试验测定的不排水抗剪强度值，也可采用固结不排水剪切试验测定的强度指标推算得到的不排水抗剪强度值。忽略试验误差，对同一地基土层同一深度的土体．两者测定的不持水抗剪强度值应是相等的。

前面谈到通常将土体视为摩擦性材料，但地基土体有其特殊性。一般摩擦性材料，随载和卸载时抗剪强度指标是一致的。由于地基土体的结构性，其抗剪强度指标是分段的，如图3所示，图中P_c可理解为前期固结压力或土体结构性强度点A所对应的横坐标值。第一段摩尔包线纵坐标轴上截距为c，与横坐标轴成角：第二段摩尔包线与横坐标轴成角。纵坐标轴土截距等于零，或接近于零。

图3地基土体抗剪强度指标

　　这一概念笔者认为在工程界和学术界普遍重视不够，在卸载区域稳定分析时不是没有想到强度指标取值的不同，就是想到也难以从工程地质勘测报告中获得在关参数。

项目背景：本项目通过深入对比、研究各类方案提出三维地质模型方案，选取地球科学软件EVS建立三维地质模型以展示其勘察成果，项目采用大量钻孔数据完成建模。

模型整体效果

项目特点：本项目钻孔较多，数据精度高，非常清晰的将地层接触关系展现出来，且建模流程简单易操作，为工程师后期工作带来了极大便利。

该地层中的多类不同岩性

软件优势：EVS可以利用一般三维地质建模软件建模所需的钻孔、剖面图数据来完成建模，还能够进行基本的剖切展示，通过软件的4DIM展示软件来全方位的呈现最终的模型。

模型整体效果

地层各方向剖面

项目背景：本项目通过钻孔勘察数据完成对某地区的三维地质建模工作，且通过加入航拍影像很好地将地表面渲染出来，让工程师更直观的了解到各地层岩性、地表起伏及接触关系的变化情况。

模型俯视图

项目特点：本模型运用EVS强大的贴图渲染功能使三维地质模型更加真实，这与市面上其他三维地质建模软件有很大的不同，告别了过去单一的颜色渲染模式，让地质体的特点一览无余。

软件优势： EVS拥有强大的图形渲染能力，能够将模型真实的呈现在工程师面前，这不用于以往的三维地质建模数据软件只是简单的利用单一的颜色进行渲染，用户在EVS中可以任意选择自己的需要的贴图，软件自带上百种纹理供您选择，同时用户也可以插入自己需要的图片。除了添加贴图，EVS也可以添加遥感影像、DEM、航拍图等，此外还可以在此基础上对模型进行剖切、计算等工作，极大满足了用户的需求。

        内支撑支护技术作为一种常用的基坑支护技术现已广泛被应用。GEO5中的深基坑支护结构分析模块可以通过添加内支撑实现内支撑结构的计算，同时也可以计算锚杆、内支撑等的组合设计计算，这里不再累述。

        对于如图1的复杂内支撑支护结构的设计计算逐渐成为工程师烦恼，本文旨在说明复杂内支撑支护结构在GEO5中的设计流程。

图1

        对于复杂的内支撑支护结构是一个典型的三维结构，而计算三维结构要考虑土压力的空间效应、结构的空间效应等，计算这种空间效应可以采用三维有限元来分析，但是对于一般工程来说，三维有限元使用复杂，并且计算成本高且收敛难度大，不便于实际的设计工作。为计算该种复杂的内支撑支护结构，一般采用简化的思路：首先将基坑划分为若干个单元，采用平面应变的方法计算各单元上的荷载，然后根据荷载对各单元进行设计，采用不同的围护结构，并验算围护结构的强度。对于内支撑结构强度的验算，是分别计算每一层内支撑的受力，将每一层内支撑结构看作二维平面桁架结构进行内力计算，如图2。

图2第一层内支撑结构计算示意图

        在GEO5中，可以通过以下流程实现上述流程：

        1、通过深基坑支护结构分析模块对各单元进行设计计算

        通过深基坑支护结构分析模块，对各单元的支护类型进行详细的设计，包括设计围护结构、设置工况、并在设置内支撑处添加内支撑等，最后进行稳定性分析、截面强度验算，计算内支撑反力，完成各单元的支护设计。分析结果如图3。

图3  分析结果示意图

        2、提取内支撑的反力，并转换为均布力

        通过深基坑支护结构分析模块，提取各层内支撑的反力，如图4。根据内支撑间距，将内支撑反力换算成均布力，公式：式中N为内支撑反力，l为内支撑间距）。

图4  提取内支撑反力示意图

        扩展：关于GEO5中内支撑参数如何选取，以及如何将三维的内支撑等效为二维内支撑的参数，请查看：GEO5深基坑分析内支撑参数说明。

        3、结构内力计算

        选取同一层的内支撑结构，看作平面桁架结构进行计算，通过GEO5中的岩土有限元分析模块，可以采用GEO5岩土工程有限元分析模块，通过建立梁单元来模拟内支撑及围护结构，在围护结构上施加对应内支撑反力计算的均布力，从而计算内支撑结构内力，计算结果如图5.（此操作可以设置岩土材料的弹性模量为一个很小的值，其他参数设为0，以消除土体强度及重度对梁的影响；然后在岩土体内添加梁构成内支撑的平面结构，并设置不考虑梁的自重，最后在围护结构上施加垂直于梁的均布荷载，冻结坑内平面结构中的岩土体，进行分析，即可得到内支撑结构的内力。）然后根据计算的内力，对内支撑结构进行结构设计及验算。

图5  岩土有限元模块计算的内支撑结构的截面弯矩图

项目名称：四川某边坡支护项目

使用软件：GEO5土质边坡稳定分析

设计方案：边坡采用抗滑桩支护，边坡高度约40米，岩土材料分别为填土、填土（饱和）、含碎石粉质粘土、含碎石粉质粘土（饱和）、碎块石、碎块石（饱和）、千枚岩。

项目特点：边坡坡度较陡，并且需要考虑地震和暴雨的影响。

软件优势：GEO5「土质边坡稳定分析」模块可通过添加多工况模拟地震和暴雨的影响，并且在该模块中直接调用「抗滑桩设计」模块对抗滑桩进行验算。

计算结果：

边坡稳定性验算 (不平衡推力法(隐式))

安全系数 = 1.09 < 1.35

边坡稳定性 不满足要求

滑动面前缘剩余下滑力 Fn = 167.09 kN/m

剩余下滑力倾角 a = 12.10 °

边坡稳定性验算 (不平衡推力法(隐式))

安全系数 = 1.58 > 1.35

边坡稳定性 满足要求

边坡稳定性验算 (不平衡推力法(隐式))

安全系数 = 0.99 < 1.15

边坡稳定性 不满足要求

滑动面前缘剩余下滑力 Fn = 112.23 kN/m

剩余下滑力倾角 a = 14.08 °

边坡稳定性验算 (不平衡推力法(隐式))

安全系数 = 1.25 > 1.15

边坡稳定性 满足要求

边坡稳定性验算 (不平衡推力法(隐式))

安全系数 = 0.94 < 1.15

边坡稳定性 不满足要求

滑动面前缘剩余下滑力 Fn = 215.48 kN/m

剩余下滑力倾角 a = 5.66 °

边坡稳定性验算 (不平衡推力法(隐式))

安全系数 = 1.17 > 1.15

边坡稳定性 满足要求

结构内力最大值

岩石地基承载力验算

岩石地基横向承载力 满足要求

验算钢筋混凝土结构截面 (排桩 d = 1.50 m; a = 5.00 m)

对所有工况阶段进行分析。

作用基本组合的综合分项系数 = 1.00

截面抗弯验算：

钢筋数量10 钢筋直径30.0 mm; 保护层厚度 40.0 mm

结构类型 (配筋率) : 按梁计算

配筋率 r = 0.20 % < 0.200 % = rmin

截面不满足要求（少筋），请提高配筋率。

截面抗剪验算：

截面受剪承载力设计值: Vu = 1591.92 kN > 662.47 kN = V

截面满足要求。

总验算: 截面 满足要求

在基坑开挖过程中，实际上是一个土体卸载的过程，对于软黏性土会存在明显的土体硬化特征，且卸载过程中坑外和坑内的土体变形比较难合理考虑，因此在对基坑开挖进行数值模拟时需要准确的选取本构模型。

对于土体卸载回弹和再压缩的特性，如图1所示。土体从A点开始分级加载，压缩至B点后，分级卸载回弹至C点，再分级加载让土体压缩。在卸载时，土体不是沿着初始压缩曲线，而是沿曲线BC回弹，说明土体的变形是由可恢复的弹性变形和不可恢复的塑性变形两部分组成。回弹曲线和再压缩曲线构成一回滞环，这是土体不是完全弹性体的有一表征。在同样的压力范围内，回弹和再压缩曲线要比初始圧缩曲线平缓得多，说明在回弹或再压缩范围内，土的压缩性大大降低。当再加载时的压力超过B点所对应的压力时，再压缩曲线就趋于初始压缩曲线的延长线。

图1 土体的卸载回弹-再压缩曲线

由于土体不是完全弹性体，存在土体硬化的因素，在模拟基坑开挖过程的时候，墙体前面进行加载，墙后发生卸载，分析坑外和坑内的土体变形，考虑土体的卸载回弹是非常有必要的。因此，OptumG2软件中的HMC模型则非常适合，它能够分别运行初始弹塑性加载和后续的弹性卸载过程的刚度模量。

下面以OptumG2案例手册中的案例39为例，简单介绍一下HMC模型的应用。

模型中对砂土进行开挖，开挖时采用板桩墙对其进行支撑，如图2所示。安置好钢板桩之后，开挖过程为：第一步先开挖墙前4m，第二步再开挖4m，第三步先在地下2m插入支撑，之后再开挖4m，此时总的开挖深度为12m；第四步给支撑添加500kN/m的预应力；第五步再开挖4m，最终的总开挖深度为16m。

图2 模型及砂土开挖过程

为了测试土体的整体破坏模式对于本构模型选取的敏感性，特别是刚度模量的选择，在分析过程中分别采用了HMC模型和MC模型进行对比。HMC模型中采用的参考刚度模量E_50,ref = 25MPa，E_ur,ref = 125MPa，MC模型中采用的两个固定的杨氏模量E = 25MPa，E = 125MPa。关于两者采用的详细参数，如表1所示。

表1 HMC模型和MC模型的详细参数

对于HMC模型和MC模型，分析采用的方法是弹塑性分析，计算采用的网格数量均为1000，网格类型为6-高斯节点。

如图3和图4所示，为基坑开挖8m和12m之后的墙体位移和墙体弯矩，大体可以看出，不管土体采用的是HMC模型，还是不同参数的MC模型，墙体的位移和弯矩之间的差别很小，结果具有良好的一致性，即基坑开挖时，土体的模型选取对墙体的稳定性影响不大，对结构的影响作用很小。

图3 基坑开挖8m后墙体的位移(左)和弯矩(右)

图4 基坑开挖12m后墙体的位移(左)和弯矩(右)

如图5所示，为基坑开挖4m后墙后和墙前的地表位移，总体来看，采用HMC模型和MC模型得到的结果差别比较明显。对于墙前的地表位移，开挖时墙前为加载过程，HMC模型与MC模型的结果一致，土体模量越大，墙前的位移也越大。对于墙后的地表位移，开挖时墙后为卸载的过程，HMC模型可以准确的显示离墙越远，地表位移越小的特性；而MC模型显示的墙后地表位移存在一个明显的拱起，模量越小拱起越明显，显然这是存在一定的问题的。

图5 基坑开挖4m后墙后(左)和墙前(右)的地表位移

对于基坑开挖问题，如果只是计算墙体，即结构稳定性的话，不管是采用HMC模型还是标准的MC模型，计算得到的结果都是没有问题的。但是如果要考虑土体的整体稳定性，需要采用HMC模型来进行计算，如果采用MC模型的话，由于基坑开挖过程是一个卸载的过程，土体存在一个回弹的过程，而MC模型在计算时是无法考虑这一因素的，因此计算得到的结果是不准确的，而HMC模型则会避免该因素的影响，进行准确的计算分析。

　　介绍了GEO5各挡墙设计模块中，依据不同国家规范的挡墙抗滑移稳定性验算的计算原理及数据输入。今天就跟大家聊聊GEO5挡墙的抗滑移稳定性验算问题。

　　首先，中国规范是通过下式验算抗滑移稳定性的：

其中： E_a －每延米主动岩土压力合力
　　    SF_s －挡墙抗滑移稳定系数
　   　 G－挡墙每延米自重
    　　α－墙背与墙底水平投影的夹角
　   　 α₀－挡墙底面倾角
　    　δ－墙背与岩土的摩擦角
       　μ－挡墙底与地基岩土体的摩擦系数，宜由试验确定，也可参考下表选用  

岩土与挡墙底面摩擦系数

　　GEO5中是通过下式验算抗滑移的：

其中：N－作用于基底的法向力　　

　　φd－土体内摩擦角设计值　　

　　cd －土体粘聚力设计值　　

　　d－基底宽度  　　

　　e－偏心距　　

　　H－作用在基底的剪切力  　　 

　　F_res －抗力（因土工织物加筋或石笼网钢筋悬挑产生）  　　

　　SF_s－抗滑移稳定性安全系数  　　

　　μ－基底与土体间强度参数的分项系数(式中μ与中国规范的含义不同)
偏心距 :

其中：

_Movr－倾覆力矩  　　

_Mres －抗倾覆力矩  　　

　　N－作用于基底的法向力　　

　　d－基底宽度  
　　剪切力和倾覆力矩中包含了作用力的水平分量，基底法向力和抗倾覆力矩中包含了作用力的竖直分量。抗滑移力和抗倾覆力矩中还包含了因土工织物加筋或石笼网钢筋悬挑作用而产生的水平力。
　　两个公式的主要区别在于：

　　1.国外规范采用的是地基土的内摩擦角和黏聚力作为基底和地基土间抗剪强度的计算参数，即：

；　　

　　而国内规范由用户自定义的基底摩擦系数μ计算基底和地基土间的抗剪强度，如下式：

　　当选择安全系数法或极限状态法时，【分析设置】中还可以折减基底和地基土间的抗剪强度参数。

　　2.   国外规范考虑了基底和地基土的粘结力影响，并且通过 ，考虑了法向力偏心的影响；

　　而国内统一由摩擦系数表示，粘结力始终等于零，相当于采用的是综合内摩擦角 。
　　除了上述区别，在不考虑验算方法区别（国内为安全系数法，国外为极限状态法）的情况下，国内规范和国外规范在抗滑力和滑动力的计算上完全相同。因此，如果用户想在GEO5中按照中国规范的规定进行计算，只要在【基础】界面，选择「基础类型」为「输入岩土和基底之间的强度参数」，且「岩土对基底的粘结力」设置为零即可。这样，相应的计算公式就和国内规范中的公式一模一样了。

        在城市电力隧道、输水隧道、过路过河等市政工程中往往需要盾构与顶管技术，盾构与顶管工作井多采用明挖法基坑开挖施工或沉井施工，而这种基坑或沉井往往具有竖井的典型特征，即平面尺寸较小而深度相对较大的特点．因此竖井结构的设计也逐渐成为岩土设计的一个热点。GEO5岩土设计软件专门提供了竖井设计模块，主要是针对截面为圆形的竖井，该方法经济简便，具体可参考安全经济的圆形竖井设计方法---GEO5竖井设计模块，这里不再累述。

        本文结合规范说明方形竖井在GEO5中的设计流程。

        1、规范中竖井的设计流程

        根据《建筑基坑设计规程》、《给排水工程钢筋混凝土沉井结构设计规程》、《建筑地基基础设计规范》和《上海市地基基础设计规范》等规范对竖井的设计流程：

        （1）荷载计算

        作用在竖井结构上的荷载主要是水、土压力和超载。规范中认为作用在方形竖井上的水、土压力并不考虑其空间效应，均采用二维平面应变的方法计算，主要有主动土压力、被动土压力和静止土压力。其计算土压力的方法为式中K为土压力系数），如图1.

        （2）竖井结构的内力的计算

        井壁内力计算是依据井壁同一标高的水平截面上，作用在外井壁的水、土压力沿井壁四周假定为均匀分布按照水平闭合结构进行计算，如图2.。具体操作时，则是根据竖井深度选择不同深度处的井壁截面，计算该深度处作用在竖井结构上的荷载（水、土压力），根据水平闭合结构进行内力计算。然后根据计算的内力，对竖井结构进行结构设计及验算。

        2、GEO5中竖井的设计方法

        （1）荷载计算

        GEO5中计算竖井的荷载，有两种途径，第一种利用土压力计算模块计算，另一种是利用竖井模块计算。现分述如下：

        ①根据规范竖井的荷载主要是水、土压力和超载，可以利用GEO5中的土压力计算模块，计算出竖井沿深度方向的土压力分布，如图3，并截取计算井壁内力截面深度处的压力值。

        ②根据惯性矩和面积相等原则将方形竖井换算成圆形竖井，利用GEO5中的竖井模块，便可计算考虑空间效应的土压力分布，如图4，并截取计算井壁内力截面深度处的压力值。

        （2）井壁内力计算

        竖井结构内力计算，可以采用GEO5岩土工程有限元分析模块，通过建立梁单元来模拟井壁，在梁上施加对应深度的荷载（水、土压力），计算竖井内力，计算结果如图5。（此操作可以设置岩土材料的弹性模量为一个很小的值，其他参数设为0，以消除土体强度及重度对梁的影响；然后在岩土体内添加梁构成竖井的平面结构，最后在梁上施加垂直于梁的均布荷载，冻结竖井平面结构中的岩土体，进行分析，即可得到竖井结构的内力。）然后根据计算的内力，对竖井结构进行结构设计及验算。

除此，还可以通过OptumG2有限元分析软件或其他结构计算软件进行井壁结构内力计算。

　　最新《公路路基设计规范（JTGD30-2015）》规定，在对挡土墙的抗滑动和抗倾覆稳定进行验算时，不仅要满足设计安全系数，还需要满足稳定方程，即分别采用安全系数法和极限状态法进行稳定验算。

　　对于挡土墙滑动稳定验算，规范要求挡土墙的滑动稳定方程应满足式（1-1）的要求，抗滑稳定系数（即安全系数）应按式（1-2）计算：

式中：

　　G—作用于基底以上的重力(kN)，浸水挡土墙的浸水部分应计入浮力；

　　Ey—墙后主动土压力的竖向分量(kN)；

　　Ex—墙后主动士压力的水平分量(kN)；

　　Ep—墙前被动土压力的水平分量(kN)，当为浸水挡土墙时，Ep=0；  

　   E‘p—墙前被动土压力水平分量的0.3倍(kN)；

　　N—作用于基底上合力的竖向分力(kN)，浸水挡土墙应计浸水部分的浮力；   

      α₀ —基底倾斜角(°)，基底为水平时，=0；

　　γQ1、γQ2—主动土压力分项系数、墙前被动土压力分项系数，可按表1.1的规定采用；

　　μ—基底与地基间的摩擦系数，当缺乏可靠试验资料时，可按表1.2的规定采用。

表1.1 承载能力极限状态作用分项系数

表1.2 基底与基底土间的摩擦系数μ

　　对于挡土墙倾覆稳定验算，规范要求挡土墙的倾覆稳定方程应满足式(1-3)的要求，抗倾覆稳定系数应按式(1-4)计算：

式中：

　　ZG—墙身重力、基础重力、基础上填土的重力及作用于墙顶的其他荷载的坚向力合力重心到墙趾的距离(m)；

　　Zx—墙后主动士压力的竖向分量到墙趾的距离(m)；

　　Zy—墙后主动土压力的水平分量到墙趾的距离(m)；

　　ZP—墙前被动士压力的水平分量到墙趾的距离(m) 。

　　在规定的墙高范围内，验算挡土墙的抗滑动和抗倾覆稳定时，稳定系数（安全系数）不应小于表1.3的规定。

表1.3 抗滑动和抗倾覆的稳定系数

 　　接下来给大家介绍如何使用GEO5挡墙设计模块实现挡墙倾覆滑移稳定的极限状态法验算。

　　以悬臂式挡墙设计模块为例，其它模块的使用方法完全相同。图1为某公路悬臂式挡墙计算实例，注意分析设置选择的规范为「中国-公路行业（JT）」。

图1 某公路悬臂式挡墙

　　点击「编辑当前设置」按钮，在弹出的分析设置编辑窗口中根据最新《公路路基设计规范》要求，将抗倾覆和抗滑移稳定性安全系数分别设置为1.5和1.3。

图2 安全系数设置

　　所有参数设置完成以后，点击「倾覆滑移验算」，如果考虑了墙前抗力，需要将墙前抗力的分项系数设置为0.3，这样得到的稳定性验算结果即为采用安全系数法验算结果。

图3 安全系数法验算结果

　　修改「分析设置」，将抗倾覆和抗滑移稳定性安全系数均设置为1，用来分析挡墙倾覆滑移稳定的极限状态法验算结果。

　　进入「倾覆滑移验算」界面，根据规范要求设置各作用力分项系数。这里将墙体自重分项系数设置为1.1、墙前抗力分项系数设置为0.3、土楔自重分项系数设置为1.1、主动土压力分项系数设置为1.4，这样得到的稳定性验算结果即为采用极限状态法的验算结果。

图4 极限状态法验算结果

　　对于公路挡墙设计，只有安全系数法和极限状态法的验算结果均满足稳定性要求时，挡墙的抗倾覆和抗滑移稳定性设计才算满足规范要求。

项目名称：某边坡项目

使用软件：GEO5土质边坡稳定性分析

设计方案：锚杆支护，岩土材料从上之下分别为素填土、粉质粘土1、粉质粘土2软、粘质粉土3硬。

项目特点：边坡较陡（最陡的部分长约27.5m，高约18m），挖除部分素填土并采取锚杆支护。

软件优势：GEO5「土质边坡稳定性分析」模块的多工况阶段可以体现设计过程。

过程与结果：

名称 : 原有边坡分析	工况阶段 : 1
自动搜索后的滑动面
边坡稳定性验算 (不平衡推力法(隐式)) 安全系数 = 0.65 < 1.35 边坡稳定性 不满足要求 滑动面前缘剩余下滑力 Fn =371.67 kN/m 剩余下滑力倾角 α= 28.37 °

初始方案：

名称 : 抗滑桩+锚杆分析	工况阶段 : 2
自动搜索后的滑动面
边坡稳定性验算 (不平衡推力法(隐式)) 安全系数 = 1.49 > 1.35 边坡稳定性 满足要求

这里的安全系数为1.49，有富余，我们去掉抗滑桩再计算一下

方案调整：去掉抗滑桩

名称 : 纯锚杆支护分析	工况阶段 : 3
自动搜索后的滑动面
边坡稳定性验算 (不平衡推力法(隐式)) 安全系数 = 1.37 > 1.35 边坡稳定性 满足要求

上面分析可以看出，抗滑桩的作用是增加边坡的安全储备，不设置抗滑桩安全系数依然满足要求。

　　较陡边坡采用抗滑桩支护方案时，在土质边坡模块中整体稳定性验算时满足要求，但是启动抗滑桩模块验算时，无论怎么调整土体和抗滑桩等参数，结果总是显示结构不稳定，如下图所示。

图1 土质边坡模块中整体稳定性验算满足要求

图2 调用抗滑桩验算提示结构不稳定

　　出现这种情况的原因为：调用抗滑桩时，嵌固段以上抗滑桩桩后受滑坡推力作用，桩前受滑体抗力作用。如果边坡本来就是稳定的，那么推力等于抗力，抗滑桩嵌固段以上部分不受力。

　　对于嵌固段以下部分，初始状态时桩前和桩后均受静止土压力作用。此时，由于桩后地形太陡，根据倾斜地表的静止土压力计算理论，桩后受到静止土压力大于桩前收到的静止土压力，因此，桩将想桩前移动，此时桩后土压力逐渐向主动土压力过渡。但是，由于桩后地表太陡，以至于按照土压力理论计算得到的主动土压力大于了桩前的被动土压力，从而导致结果不收敛，结构不稳定性。

　　然而在实际地层中，在边坡形成的过程中，经过一定的时间，地应力不断重分布，相近点的初始地应力值是接近的，如下图所示。也就是说此时若把边坡分为两块，采用经典土压力理论分别计算其两侧的土压力，这种方法是不准确的，边坡越陡，和实际相差越大。下图中可以看出边坡的初始地应力和水平地面的初始地应力有很大的不同。

图3 边坡初始地应力分布（竖向应力）

　　因此由上所述，当桩后破面地形很陡时，若抗滑桩验算提示结构不稳定，建议用户在岩石界面中，勾选桩身嵌岩，通过该选项近似模拟此类情况。因为，当嵌固段按照岩石考虑时，软件讲不在考虑桩身两侧的土压力作用，而只考虑抗滑桩由于推力作用产生位移时岩石产生的反力。最终我们可以比较被动区最大反力和相应位置被动土压力的大小来判断被动区的承载力是否满足要求。当然，还有一种处理方法是把桩后的坡面调整为水平，这种方法的等效需要深刻理解上文中提到的边坡地应力随时间重分布的过程。

图4 抗滑桩桩身嵌岩