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系統識別號 U0002-1607201315575100
中文論文名稱 凝聚力衰減與摩擦角發揮對邊坡變形性之影響
英文論文名稱 Study on the deformation behavior of slope by considering cohesion degradation and friction mobilization
校院名稱 淡江大學
系所名稱(中) 土木工程學系碩士班
系所名稱(英) Department of Civil Engineering
學年度 101
學期 2
出版年 102
研究生中文姓名 李建和
研究生英文姓名 Chien-He Lee
學號 600380207
學位類別 碩士
語文別 中文
口試日期 2013-06-28
論文頁數 132頁
口試委員 指導教授-楊長義
委員-洪勇善
委員-翁孟嘉
中文關鍵字 邊坡  剪力強度參數  凝聚力衰減  延遲摩擦  FLAC 
英文關鍵字 Slope  Shear strength parameter  Cohesion degradation  Delay friction  FLAC 
學科別分類 學科別應用科學土木工程及建築
中文摘要 傳統邊坡穩定分析中常用的Mohr-Coulomb破壞準則,是以尖峰強度(或殘餘強度)進行分析,但該式子中係假設為C與ϕ同時到達尖峰值(或達殘餘值),即假設C與ϕ剪動隨即發揮,但由許多前人所試驗的的結果,得知C與ϕ並非為一固定值。
在本研究中試驗部分則使用直接剪力試驗,採用不同正向應力下相同位移的剪應力驗證「C thenϕ」法,分別以砂/黏性土等進行試驗,由同一剪力曲線分析得到「定值」法與「C thenϕ」法之C、ϕ,從中得到兩者的關係加以應用至FLAC邊坡穩定分析。
本文在試驗確認「C thenϕ」法現象後,以FLAC探討土壤邊坡穩定性,先利用「定值」法對STABL與FLAC確認內部行為之適用性驗證,再進行「C thenϕ」法的應用。分別由凝聚力或摩擦角主控土壤剪力強度行為之1.比較「定值」法與「C thenϕ」法2.在「C thenϕ」法中探討C 殘餘衰減時機、及延遲到達ϕp之發揮時機,在邊破內部逐漸加載破壞的過程與傾斜管位置之水平變位比較。
結果得致下列主要結論:(1) 「C then ϕ」法分析:C隨變形增加而衰減至殘餘,ϕ則隨變形增加發揮致尖峰,並非同時發揮強度。(2) 「C then ϕ」法的Ci,max大於「定值」法的Cp,而ϕ p(或ϕ r) 兩分析法所得值相同。(3) 由C衰減與ϕ發揮時機:「定值」法的Cp是「C then ϕ」法的Cr, 而ϕ p(或ϕ r)值相同。(4) 「C then ϕ」法分析之延遲摩擦發揮時機:黏性土壤摩擦發揮時機較晚。(5) C主控剪力強度時,「C then ϕ」法與「定值」法塑性區變化過程、水平位移監測差異較小,反之,ϕ主控剪力強度時,差異較大。(6) 傾斜管在坡趾、坡面、坡頂與上坡頂監測時,所測得兩分析法差異較大;而下坡面差異較小。(7) 「C then ϕ」法分析中若C衰減較快或ϕ p發揮較慢時臨界破壞面較快形成則較危險。
英文摘要 In slope stability analysis, the coefficient of friction angle and cohesion adopted in Mohr-Coulomb failure criterion are kept constant. The friction angle and cohesion are assumed simultaneously to reach the peak value. However, the experimental result show that the cohesion (C) is decreasing rapidly after shearing from the maximum value to a constant residual value. The friction angle is increased to the peak gradually. In this thesis, FLAC is used to study the slope stability by considering the degradation in cohesion strength and the mobilization in friction strength according to the plastic shear strain of slope deformation.
The following conclusions are drawn: (1) Using ‘C then ϕ’ concept to obtain C and ϕ value during shearing, it is found that C value is decreasing with shear displacement, but ϕ value is gradually increasing. The value of C and ϕ is not always kept as constant during shearing. The shear strength of soils by shearing is contributed first by the cohesive effect between soil grains and followed by the grain friction effect. (2) The value of friction angle is mobilized to the peak (ϕ p) after several displacement, but the initial value of cohesion is the maximum. At the peak shear strength state, the friction angle of soils reaches to the peak and the cohesion decayed to a residual value. The delayed friction effect in shear strength for cohesive soil is more obvious than that for cohesionless soil. (3) The maximum value of cohesion intercept using ‘C then ϕ’ concept is greater than the value of cohesion used in Mohr-Coulomb criterion. However, these two peak values of friction angle are very close. (4) The lateral displacement of slope in FLAC modeling using ‘C the ϕ’ concept is greater than that keeping C and ϕ as constant value. The fracture propagation of slope to form the failure surface is remarkable in FLAC modeling using ‘C the ϕ’ concept. The safety factor of slope stability obtained by using the ‘C the ϕ’ concept is smaller than that keeping C and ϕ as constant. This difference is more significant in sandy soils with high fraction angle and low cohesion. However, there is little difference in clayey soils with high cohesion and low frictional angle.
論文目次 章節目錄 I
圖目錄 V
表目錄 IX
第一章 前言 1
1.1 研究動機與目的 1
1.2 研究方法 2
1.3 研究架構與內容 2
第二章 文獻回顧 5
2.1 Mohr-Coulomb破壞準則 5
2.1.1 剪力強度之影響因素 5
2.1.2 凝聚力 6
2.1.3 內摩擦角 7
2.2 剪力強度之研究方法 7
2.2.1 直接剪力試驗 7
2.2.2 三軸壓縮試驗 8
2.3 邊坡分析方法 9
2.3.1 極限平衡法 9
2.3.2 變形分析法 12
2.3.3 有限差分法 13
2.4 剪力強度參數 15
2.4.1 C、ϕ與邊坡破壞面關係 15
2.4.2 凝聚力與摩擦強度比值影響臨界破壞面 16
2.4.3 極限平衡法與有限差分法於邊坡適用性 17
2.5 剪力強度折減法 19
2.5.1 研究回顧 19
2.5.2 數值分析中邊坡之破壞定義 21
2.5.3 安全係數 22
2.6 剪力強度參數分析概念 23
2.6.1 C與ϕ同時發揮到尖峰值觀念(C + σtan ϕ) 23
2.6.2 凝聚力與摩擦強度不同步發揮的觀念(C then ϕ) 23
第三章 實驗與結果分析 29
3.1 試驗儀器 29
3.1.1 直接剪力試驗儀 29
3.1.2 試體配置 30
3.1.3 設備與監測系統 31
3.1.4 儀器校正 33
3.2 試驗步驟與內容 34
3.2.1 試驗步驟 34
3.2.2 試驗內容 34
3.3 試驗結果分析說明 35
3.3.1 試驗之可重複性 35
3.3.2 剪力強度參數取法 36
3.4 砂/黏土直剪結果之「定值」法與「C then ϕ」法比較 39
3.4.1 凝聚力的探討 39
3.4.2 摩擦角的探討 40
3.4.3 「定值」法與「C then ϕ」法剪力強度參數主控行為 41
3.5 「C then ϕ」方程式與直剪、三軸試驗曲線 52
3.5.1 「C then ϕ」方程式回推印證 52
3.5.2 「定值」與「C then ϕ」時機 55
3.5.3 分析文獻研究以黏土三軸試驗驗證「C then ϕ」法 57
3.6 「定值」法與「C then ϕ」法輸入至程式說明 59
3.6.1 實驗結果之「定值」法與「C then ϕ」法C、ϕ關係 59
3.6.2 「定值」法與「C then ϕ」法之參數應用至程式分析 61
第四章 數值分析模式 63
4.1 STABL軟體之介紹 63
4.1.1 理論架構 63
4.1.2 STABL 分析邊坡穩定之說明 65
4.2 FLAC軟體介紹 66
4.2.1 基本理論架構 66
4.2.2 模擬步驟 67
4.3 定義邊坡的「破壞」 69
4.4 操作FLAC之驗證 71
4.4.1 驗證FLAC安全係數之正確性 71
4.4.2 滑動破壞面的確定方法與驗證 73
4.4.3 檢核FLAC內各元素是否依本文設定執行 74
4.4.4 在不同取法下之尖峰凝聚力比較 76
第五章 FLAC模擬分析結果與分析 79
5.1 FLAC與STABL之分析比較 79
5.1.1 FLAC分析破壞面的適用性驗證 79
5.1.2 C與ϕ對破壞面位置之影響 80
5.2 FLAC執行前配置 81
5.3 以「定值」法與「C then ϕ」法強度參數對邊坡變形影響 84
5.3.1 C- ϕ soil以「C、ϕ定值」法與「 C then ϕ」法分析 84
5.3.2 C主控土壤強度(C-soil)或ϕ主控土壤強度(ϕ -soil) 88
5.3.3 以「定值」法與「C then ϕ」法分析之類似情況 110
5.4 C與ϕ法發揮時機快慢之影響 115
5.4.1 C衰減到殘餘值的時機 115
5.4.2 ϕ延遲發揮到尖峰值的時機 119
第六章 結論與建議 123
6.1 結論 123
6.2 建議 125
參考文獻 127
附錄 131
圖 1 1 研究流程圖 3
圖 2 1 Mohr-Coulomb 破壞包絡線 5
圖 2 2剪脹顆粒意識圖 (Yang,1972) 7
圖 2 3滑動面單一切片之作用力示意圖 10
圖 2 4在同FS=1之不同破壞面位置(Nian et al., 2011) 15
圖 2 5固定C= 2kPa下之破壞面位置比較 16
圖 2 6固定ϕ=5度下之破壞面位置比較 16
圖 2 7不同C、ϕ組合( C/tanϕ相等)對應之臨界破壞面(Jiang&Yamagami,2008) 16
圖 2 8 FLAC與STABL破壞面位置圖(中央大學,陳志昌,2001) 18
圖 2 9 極限平衡法與有限差分之強度折減法破壞面之差異(Cheng&Lau,2008) 19
圖 2 10 隨變形C及ϕ是互有消長 (Schmertmann & Osterberg,1960) 24
圖 2 11 由剪力曲線求取c及ϕ之發展 24
圖 2 12凝聚力之互鎖阻力消失軟化 25
圖 2 13岩石單壓強度在產生微裂痕損傷後推得C與ϕ不是一定值 25
圖 2 14 C及ϕ不同時驅動示意 (Hajiabdolmajid et al., 2002;2003) 26
圖 2 15 考慮岩體剪裂後C、ϕ之弱化反算邊坡漸滑動案例(Eberhardt et al. ,2004)) 26
圖 2 16 隧道分析中凝聚力與摩擦角隨損傷程度而改變 28
圖 2 17 凝聚力與摩擦角隨隧道之損傷體積應變而變化的過程 28
圖 3 1 5噸直接剪力試驗儀 30
圖 3 2 本文之試驗材料 31
圖 3 3測量儀器 32
圖 3 4真實載重(Load)與軟體輸出(Output Load)相對應校正圖 33
圖 3 5 真實長度(Real length)與軟體輸出(Output length)相對應校正圖 33
圖 3 6 比較兩個直剪試驗曲線之可重複性 35
圖 3 7純皂土:以「定值」法與「C thenϕ」法求取C、ϕ 37
圖 3 8 「「C thenϕ」:剪力強度參數隨剪位移之改變(續) 47
圖 3 9 純越南砂:以「定值」法與「C thenϕ」法求取C、ϕ 48
圖 3 10 純皂土:以「定值」法與「C thenϕ」法求取C、ϕ 49
圖 3 11 砂土(50%)+皂土(50%):以「定值」法與「C thenϕ」法求取C、ϕ 50
圖 3 12 「C thenϕ」:剪力強度參數改變之比較 51
圖 3 13 剪力強度參數C、ϕ各自提供百分比圖 51
圖 3 14「C thenϕ」:以 C、ϕ變化反推剪力強度(續) 53
圖 3 15 剪力強度參數C、ϕ隨發揮剪位移之百分比圖 56
圖 3 16 Shanghai clay三軸試驗曲線與C、ϕ的變化趨勢 58
圖 3 17 「定值」與「C thenϕ」之C、ϕ的尖峰值關係圖 60
圖 3 18 以「C thenϕ」分段方程簡化圖 62
圖 4 1 STABL 分析流程圖 65
圖 4 2 FLAC程式的運算步驟 68
圖 4 3 記錄不平衡力過程之示例 70
圖 4 4 塑性區貫通圖的情況 70
圖 4 5 切片法例題 (Das,1995) 72
圖 4 6 以FLAC計算例題邊坡之安全係數值 72
圖 4 7 以STABL分析例題邊坡之結果與安全係數 72
圖 4 8 使用各種可視化雲圖判斷破壞面(F.S=2.48)之比較 73
圖 4 9 於FLAC中記錄A、B、C三點之力學行為 74
圖 4 10 三個元素於各step下所對應之塑性應變 75
圖 4 11 A、B、C三元素於不同塑性應變時對應之不同C、ϕ值 75
圖 4 12 設計剪應力-剪應變曲線 77
圖 4 13 以「定值法」與「C thenϕ」法分析之破壞包絡線變化之比較 77
圖 4 14 「C thenϕ」法中C、ϕ消長與塑性應變的關係 77
圖 5 1 對不同土壤條件STABL與FLAC之破壞面比較疊圖 80
圖 5 2 FS=1時FLAC分析與STABL分析破壞面位置之比較 81
圖 5 3 C、ϕ隨塑性應變而改變之示意圖 82
圖 5 4 在坡頂荷載P之範圍 82
圖 5 5 傾斜管之監測位置 83
圖 5 6 對同一設計曲線行為以兩種不同取法所得取得C、ϕ之比較 85
圖 5 7 逐階加載之塑性狀態變化圖(state) 比較 86
圖 5 8 加載800kPa之速度向量圖(Velocety vector) 比較 87
圖 5 9 加載800kPa之水平位移圖(xdisplacement) 比較 87
圖 5 10 對同一設計曲線行為以兩種不同取法所得取得C、ϕ之比較 90
圖 5 11 逐階加載之塑性狀態變化圖(state) 比較 91
圖 5 12 P=250kPa之速度向量圖(Velocety vector) 比較 92
圖 5 13 P=250kPa之水平位移圖(Xdisplacement) 比較 92
圖 5 14 以兩方法分析傾斜管A(-2.73H)之側位移變化量比較 93
圖 5 15 以兩方法分析傾斜管B(-1.73H)之側位移變化量比較 94
圖 5 16 以兩方法分析傾斜管C(-0.93H)之側位移變化量比較 95
圖 5 17 以兩方法分析傾斜管D(Crest)之側位移變化量比較 96
圖 5 18 以兩方法分析傾斜管E(+0.8)之側位移變化量比較 97
圖 5 19 C-soil 傾斜管監測 98
圖 5 20 對同一設計曲線行為以兩種不同取法所得取得C、ϕ之比較 101
圖 5 21 逐階加載之塑性狀態變化比較圖(state) 102
圖 5 22 P=825kPa之速度向量圖(Velocety vector) 比較 103
圖 5 23 P=825kPa水平位移圖(xdisplacement)比較 103
圖 5 24 以兩方法分析傾斜管A(-2.73H)之側位移變化量比較 104
圖 5 25 以兩方法分析傾斜管B(-1.73H)之側位移變化量比較 105
圖 5 26 以兩方法分析傾斜管C(-0.93H)之側位移變化量比較 106
圖 5 27 以兩方法分析傾斜管D(Crest)之側位移變化比較 107
圖 5 28以兩方法分析傾斜管E(+0.8H)之側位移變化量比較 108
圖 5 29 ϕ-soil 傾斜管監測 109
圖 5 30 對同一設計曲線行為以兩種不同取法所得取得C、ϕ之比較 112
圖 5 31 P=153.5kPa之塑性狀態圖(state) 比較 113
圖 5 32 P=153.5kPa速度向量圖(Velocety vector) 比較 114
圖 5 33 P=153.5kPa水平位移圖(Xdisplacement) 比較 114
圖 5 34 C衰減時機不同之「C thenϕ」示意圖 116
圖 5 35 逐階加載之狀態圖(state)比較 117
圖 5 36 P=806kPa速度向量圖(Velocety vector) 比較 118
圖 5 37 P=806kPa水平位移圖(Xdisplacement) 比較 118
圖 5 38 ϕp延遲發揮時機「C thenϕ」示意圖 120
圖 5 39 逐階加載之狀態圖(state)比較 121
圖 5 40 P=816.5kPa速度向量圖(Velocety vector) 比較 122
圖 5 41 P=816.5kPa水平位移圖(Xdisplacement) 比較 122

表 2 1石英砂的典型ϕ值 (Terzaghi and Peck,1948) 8
表 2 2乾的無凝聚性土壤的典型ϕ值(Lambe and Whitman,1977) 8
表 2 3極限平衡法和有限差分法之比較 17
表 3 1 「C、ϕ定值」法破壞包絡線迴歸剪力強度參數 36
表 3 2 「C thenϕ」法:皂土剪力強度參數 38
表 3 3 「定值」法:砂黏土比例-迴歸剪力強度參數 42
表 3 4 「C thenϕ」法:砂黏土比例之剪力強度參數變化 43
表 3 5 「C thenϕ」:各類試體之C、ϕ之變化方程式 54
表 3 6 Shanghai clay之「定值」與「C thenϕ」剪力強度參數變化方程式 58
表 3 7 「定值」與「C thenϕ」關係 60
表 3 8 「C thenϕ」方程式 62
表 4 1 FLAC程式之基本命令 67
表 4 2 本文邊坡分析所採用之土壤性質參數 69
表 4 3 輸入FLAC中C衰減與ϕ發揮之輸入方程式(參考圖4-11)之變化 75
表 5 1 以「定值」法與「C thenϕ」法所得之參數輸入FLAC的指定方式 86
表 5 2 C-soil-以「定值」法與「C thenϕ」法所得之參數輸入FLAC的指定方式 91
表 5 3 兩分析方法於不同監測點的最大水平位移差異 98
表 5 4 ϕ-soil-以「定值」法與「C thenϕ」法所得之參數輸入FLAC的指定方式 102
表 5 5 兩分析方法於不同監測點的最大水平位移差異 109
表 5 6 提高C-soil體積與剪力模數後土壤參數 111
表 5 7 C-soil -以「定值」法與「C thenϕ」法所得參數輸入FLAC指定方式 113
表 5 8 Cr殘餘衰減應變-以「C thenϕ」法所得之參數輸入FLAC的指定方式 117
表 5 9 ϕp延遲發揮應變-以「C thenϕ」法所得之參數輸入FLAC的指定方式 121
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