基于BSTEM的长江中游河道岸坡稳定性分析

，，

(长江科学院 河流研究所，武汉 430010)

1 研究背景

河道岸坡的稳定性不仅与近岸水流动力条件和冲淤变化有关，还与水位变化、河道岸坡的形态及土体组成、植被类型及有无护岸工程等密切相关。河道岸坡稳定与否关系到防洪与航道安全、河势稳定及沿岸的开发利用，故开展河道岸坡稳定性研究具有十分重要的意义。

现有河岸稳定性研究成果较多，余文畴[1-2]就水流泥沙运动条件和河床边界条件对河道崩岸机理进行了研究，指出崩岸发生的实质是近岸河床泥沙运动的结果。陈引川等[3]认为上游河势改变，主流贴岸顶冲引起崩岸段近岸河床冲深、岸坡变陡是崩岸发生的先决条件。马崇武等[4]研究了水位变化对堤岸边坡稳定性的影响，考虑堤岸体的透水性和地下水浸润造成堤岸体软化等因素的影响，指出无论是退水还是涨水，都存在一个使堤岸边坡的稳定系数达到最小的水位值。唐金武等[5]用稳定岸坡作为河岸稳定性判别指标，分析了长江中下游不同河型、不同河岸地质的稳定坡比等。Thorne和Tovey[6]通过分析复合型河岸的稳定性，指出河岸稳定性取决于最大崩岸机制中驱动力与抵抗力的平衡，并确定了3种河岸崩塌机制，即剪切崩塌、拉伸崩塌和绕轴崩塌。Osman和Thorne[7-8]将陡峭河岸的边坡稳定性分析与函数方法结合起来计算河岸后退距离，并预测河床退化的响应，提出研究河岸侵蚀和稳定性的方法，即将临界抗剪强度作为侧蚀和块体崩塌河岸稳定性的分析标准，称为Osman-Thorne模型。Simon[9-10]在Osman和Thorne模型基础上，考虑了岸坡形态与河岸物质组成的特性、水力参数、植被影响等因素，根据岸坡安全系数的大小来判断河岸是否稳定。

长江中游河道岸坡主要是由上层为黏性土与下层为中细沙组成的二元结构，以往侧重水流条件与岸坡冲刷对河岸稳定的影响研究较多，但综合考虑水位变化、河道岸坡的形态及土体组成、植被类型及有无护岸工程等因素对河岸稳定性影响较少。本文以长江中游荆江出口熊家洲至城陵矶河段内八姓洲和七姓洲上的2个典型断面为例，利用BSTEM分别计算与分析了河岸分别在洪水期、枯水期不同水位条件下、涨水期和退水期，不同岸坡形态与坡脚冲刷幅度，不同植被类型及有无护岸工程以及不同岸坡形态的河岸安全系数与稳定性。

2 BSTEM介绍

BSTEM(Bank Stability and Toe Erosion Model)是由Andrew Simon (USDA-ARS-NSL)等人在Osman-Thorne模型基础上发展起来的，用于预测河岸稳定性及坡脚侵蚀速率。BSTEM描述了土体受剪切引起的崩塌和由河道水流冲刷及河岸坡脚物质迁移引起的侵蚀2种不同的过程，即模型包括2个模块：河岸稳定性分析模块(BS)和河岸坡脚侵蚀模块(BTE)。该模型主要通过对河岸几何形态的模拟，结合极限平衡方法，分析土壤抗剪强度，计算河岸安全系数Fs，并根据土壤可蚀性和临界剪切力计算坡脚侵蚀速率及总量。

河岸安全系数Fs的计算方法有3种：①水平层法，由Simon等人研发的楔式崩塌模型发展而来;②垂直切片法，由COMCEPTS模型改编而来，将分为5层的河岸崩塌体又分为相同数目的垂直切片，并通过4次迭代得到Fs的精确值；③拉伸剪切崩塌法，是在水平层法中将崩塌面角度设为90°计算Fs值。BSTEM主要由拉伸剪切崩塌法计算Fs，其安全系数计算公式为

Fs=

(1)

图1 荆江出口熊家洲至城陵矶河段河势图Fig.1 River regime of the reach from Xiongjiazhou to Chenglingji in Jingiang river

本文主要利用岸坡稳定模块(BS)，根据河岸边坡形态，结合岸坡土体力学特性、植被类型、地下水位及孔隙水压力等参数计算与分析岸坡的安全系数与稳定性，其中安全系数Fs就是土壤的剪切应力及近岸水体对滑动体产生的侧向水压力与滑动土体的滑动力之间的比值，即阻止崩体滑动的抵抗力与促使崩体滑动的滑动力之间的比值，并认为Fs>1.3时河岸处于稳定状态，1≤Fs≤1.3时河岸处于条件稳定状态，Fs<1时河岸处于不稳定状态。

3 研究断面及河岸组成

熊家洲至城陵矶河段位于下荆江尾闾，沿程有八姓洲和七姓洲，由于河段弯道均属急弯，凹岸长期受到主流的强烈顶冲，深泓逼岸，岸坡较陡，近年来随着三峡及上游一系列控制性水库的陆续建设运用，对该河段河势变化影响也明显加剧[11]。河段河势剧烈变化引起崩岸的频繁发生，例如八姓洲上游狭颈段，自2008年11月以来，狭颈段岸坡崩退10～20 m，最大30余m，七姓洲自2008年以来，岸坡崩退10～20 m，最大达40余m，水下岸坡冲深约5 m[12]。本次选取八姓洲1#断面和七姓洲2#断面为研究对象进行岸坡稳定性计算与分析，具体位置及岸坡形态分别见图1，图2，典型断面的土体力学性质的测试结果见表1。由表1，图2可知，熊家洲段河岸土体垂向结构分布明显，按土体性质划分可分为3层，上下都为非黏性土体，中间为黏性土体，其中1#断面的土体组成表现为中间的黏性土的厚度相对较小； 2#断面的土体组成表现为上部黏性土的厚度大于下部非黏性土的厚度。

表1 典型断面的土体力学性质测试结果Table 1 Test results of physical and mechanical properties of the soil of typical sections

图2 典型断面岸坡形态及土体组成Fig.2 Bank slope morphologyand composition of the soil of typical sections

根据土体力学性质分析，荆江出口熊家洲河弯段河岸黏性土主要由粉质黏土、粉质壤土组成，原状土体自然状态时内摩擦角介于6.2°～32.3°，黏聚力为9.67～31.65 kPa，含水率为19.1%～44.4%。非黏性土主要由粉细砂和砂壤土组成，中值粒径为0.06～0.14 mm，抗冲性较差。

4 河岸稳定性计算条件

河道岸坡安全系数计算考虑了水力参数、岸坡的边界条件及土体组成、护岸工程、植被类型等因素，具体计算条件如下：

(1) 枯水期。枯水期水位较低，计算时取最低水位为13 m(85基准高程，下同)。滑动土体一部分在水面以上，一部分在水面以下，水面以上土体特性计算不考虑水对土体性质指标的影响，水面以下则要考虑土体容重变化，按照饱和容重计算。

(2) 洪水期。洪水期水位较高，一般最高洪水位会漫过坡顶或接近坡顶，所以在洪水期认为整个河岸土体都处在水流的浸泡下，最高洪水位取32 m计算，考虑水对土体性质指标的影响，按照饱和容重计算。

(3) 退水期。退水期时，水位从洪水期到枯水期水位会发生明显下降，由洪水位退至枯水位，河岸上部土体黏性土体保水性较好，渗透系数较低，水位下降过程中，土体侧向水压力会消失，但黏土层内水体却不能及时排出，从而对土体产生孔隙水压力，降低河岸稳定性，故参考洪水期时土体性质指标计算。

(4) 涨水期和退水期速率快慢对安全性系数的影响。无论是涨水过程还是退水过程，土体的力学特性随着含水率变化而变化。当涨退水过程较快时，土体的性质指标改变幅度较小，土体在短时期内保持与原来接近的强度；当涨退水过程较慢时，则相反，土体的强度指标改变幅度较大。计算时按照具体情况计算，在模型计算中，通过调整参数的大小来反映涨落水速率的快慢。

(5) 河岸的形态对河岸稳定性的影响。计算时改变坡比来分析岸坡形态对河岸稳定性的影响，并考虑了有护岸工程及其坡脚发生冲刷条件下的岸坡安全系数。

(6) 植被类型对河岸稳定性的影响。计算分析坡顶不同植被类型条件下的岸坡安全系数的变化。

5 不同条件下河岸稳定性计算与分析

5.1 洪、枯水期河岸稳定性计算与分析

图3 不同断面水位与河岸稳定安全系数的关系Fig.3 Relationship between water level and safety factor at different sections

由图3可知，1#，2#断面在不同水位下的安全系数明显不同，并且2个断面的安全系数值在水位变化时表现的规律也不同,总体而言，1#断面随着水位的升高安全系数呈现逐渐增大的趋势，而2#断面随着水位的升高安全系数呈现先逐渐减小而后较为平稳的趋势，这主要是由于2个断面的土质不同，加上水流侧向作用，岸坡土体呈现的力学性质不同所致。

枯水期时，水位以上的土体暴露在空气中，含水率较小，所以土体强度指标较大，从而滑动面上抵抗力较大，同时由于无侧向水压力作用，滑动面上抵抗力主要受土体强度指标的影响；洪水期由于整个河岸都浸泡在水体中，土体处于饱和状态，含水率达到最大值，土体强度指标为最小值，从而滑动面上抵抗力为最小值，但洪水期水位较高，水流侧向水压力作用较大，这使得滑动面上抵抗力较大。综上，河岸安全系数取决于二者的综合作用，若土体强度指标减小的效果小于侧向水压力，则安全系数值增大，相反则安全系数值减小。

1#断面岸坡土体15 m高程以上砂壤土或粉质壤土较厚，其渗透系数较大，岸坡较缓，坡比为1∶4.7；2#断面岸坡土体15 m高程以上粉质黏土较厚，其渗透系数较小，岸坡较陡，坡比为1∶4.3。1#断面的土体组成为非黏性土层的厚度明显大于黏性土层的厚度，随着水位逐渐上升，土体含水率增大，土体力学强度指标减小，但侧向水压力增大较多而最后增大岸坡整体稳定性，即1#断面水位与河岸稳定安全系数之间的规律表现为河岸稳定安全系数随水位升高而增大，土体饱和后基本趋于稳定；2#断面的土体组成为黏性土层的厚度大于非黏性土层的厚度，由于黏性土的含水率对其力学强度影响较大，含水率增大，力学强度降低；反之，力学强度升高。随着水位逐渐上升，侧向水压力增大而有利于岸坡稳定，但同时黏性土层含水率的增大而使土体强度指标相应减小导致河岸稳定安全系数降低，即2#断面水位与河岸稳定安全系数之间的规律表现为河岸稳定安全系数随水位升高而减小，土体饱和后最后趋于稳定。

上述计算结果与分析表明：枯水期和洪水期是否发生崩岸取决于当地河岸土体组成的力学性质指标和侧向水压力的相对关系，对于不同土体组成的岸坡，影响土体力学性质的因素较复杂。本文选取的典型断面的岸坡稳定性规律表现为：黏性土层较厚的岸坡在洪水期的稳定性不及枯水期，相反，对于黏性土层较薄的岸坡在洪水期的岸坡稳定性要好于枯水期。

5.2 涨水期河岸稳定性计算与分析

当水位从低水位14 m升高到洪水位32 m时，分别取涨水速率为0.5,1.0,2.0 ,5.0 m/d对1#，2#断面岸坡安全系数进行计算，分析在涨水速率快慢情况下对河岸稳定性的影响，计算结果见图4。由图知，1#断面随着水位的上升安全系数增大，且涨水速率越快，安全系数值增幅较大，在涨水速率为5.0 m/d的情况下，比同水位时涨水速率较慢的安全系数大；2#断面随着水位的上升安全系数减小，且涨水速率在1.0 m/d时安全系数随着水位的上升先减小后趋于稳定，涨水速率为0.5 m/d时安全系数较1.0 m/d变幅不大，涨水速率为2 m/d时，安全系数增大，当涨水速率突增至5.0 m/d时，安全系数减小，但比同水位涨水速率慢时的安全系数大。可见涨水对河岸稳定性有重要的影响，涨水速率越大，河岸安全系数越大。这主要是因为在涨水过程中，若涨水速率大，尤其是水位骤涨，坡面侧向水压力作用突然增大，其抵抗力增大，而土体强度指标变化幅度较小，滑动力变化不大，故安全系数表现为增大。

图4 涨水速率与安全系数的关系Fig.4 Relationship between the rate of water level rising and the safety factor

由上述计算分析可知，不同河道的岸坡土体组成对涨水速率快慢的反映情况不同，黏性土层较厚的断面安全系数降幅较小，黏性土层较薄的断面安全系数涨幅较大。三峡水库蓄水运用后，由于水库的调蓄使下游河道的涨水速率较蓄水前慢，则安全系数无论是增大还是减小幅度均有所减缓，对黏性土层较薄的河岸断面而言，水位上涨会增加河岸稳定性。

5.3 退水期河岸稳定性计算与分析

当水位从洪水位32 m退至低水位14 m时，分别取退水速率为0.5，1.0，2.0,5.0 m/d对1#，2#断面岸坡的安全系数进行计算，分析在退水速率快慢情况下对河岸稳定性的影响，计算结果见图5。

图5 退水速率与安全系数的关系Fig.5 Relationship between the rate of water level recession and the safety factor

由图5可知，对于黏性土层较薄的1#断面，其安全系数随着水位的降低大幅度减小，当退水速率为5 m/d时，安全系数减小幅度很大，比同水位退水慢时的安全系数小，水位退至18 m时，退水速率为0.5 m/d时，Fs=1.08，河岸处于临界稳定状态，而退水速率为2 m/d时，Fs=0.92，河岸处于不稳定状态。对于黏性土层较厚的2#断面，退水期的退水速率对岸坡安全系数有很大影响，退水较慢时，安全系数随着水位下降而增加，而退水速率快时，安全系数随着水位下降先减小后增大，但同水位时，二者相差很大，水位退至20 m，退水速率为1 m/d时，Fs=1.38，河岸处于稳定状态，退水速率为2 m/d时，Fs=1.15，河岸处于临界稳定状态。可见，2种典型断面在退水期较快时，安全系数都大幅度减小，易引起崩岸的发生。由于退水期退水较快，土体中的水来不及排出，土体力学强度指标由于含水率达到最大值，土体强度指标为最小值，土体中的水体会对滑动面产生较大的渗透水压力，也增大滑动面滑动力，从而降低河岸稳定性，这就是退水较快时长江中游河道发生较多崩岸的主要原因，实测资料统计分析也表明熊家洲至城陵矶河段在汛后退水期发生崩岸比较频繁。

三峡水库蓄水运用后，由于水库汛后蓄水使下游河道的退水速率与蓄水前相比有所加大，对岸坡的稳定性会带来不利影响。

5.4 岸坡形态变化条件下河岸稳定性计算与分析

由于荆江河段距三峡工程较近，加之主要为冲积平原河流，河床抗冲性相对较低，自三峡工程蓄水运用以来，河段自上而下受到不同程度的冲刷，河势调整相对也较为剧烈。据实测资料分析[13]，险工段断面桩号枯水位以下岸坡变化情况总体呈变陡趋势，特别是三峡工程蓄水运用以来，荆江河段主要险工段近岸河床冲刷分布范围较广，近岸河床冲刷幅度较大，水下坡比陡于1∶2.0的断面增加十分明显。因此，通过改变水下岸坡形态计算河岸安全稳定性系数具有现实意义。选取2#断面进行计算，其初始坡比为1∶4.9，分别改变坡比为1∶3.2,1∶2.7计算岸坡的安全系数，见图6。图7为枯水期和洪水期不同水位下河岸的安全系数，由图7可知，无论是洪水期还是枯水期，随着坡比的增大，河岸的安全系数值均逐渐减小，水下坡度越陡，安全系数值越小，河岸越不稳定。这说明在近岸河床遭受冲刷、水下岸坡变陡时，河岸稳定性会明显降低，从而容易发生崩岸。

图6 不同岸坡典型横断面图Fig.6 Typical sectionfigure of differentbank slopes图7 不同时期安全系数与坡比关系Fig.7 Relationship betweenslope ratio and safetyfactor in different periods

护岸工程改变了岸坡的抗冲性，并加剧护岸工程前缘交界区的冲刷，引起坡脚的冲刷调整。图8为计算过程中初始断面形态及其护岸工程段和坡脚受水流冲刷改变后的断面形态示意图。

图8 计算断面在不同冲刷情况下的断面形态示意图Fig.8 Morphology of the typical section in the presence of different flow erosion

图9 坡脚横向冲刷距离与安全系数的关系Fig.9 Relationship between lateral erosion distance of the toe and safety factor

分别对1#，2#断面的岸坡稳定性进行计算与分析，得到枯水期和洪水期不同水位下河岸安全系数Fs(图9)。由图可知，1#断面在枯水期横向冲刷距离达到2 m时河岸就接近临界状态，横向冲刷距离在5 m时，Fs<1，河岸将发生崩塌；在洪水期，已有护岸工程时，Fs为1.21，为岸坡稳定的临界状态，当横向冲刷距离为3 m时，Fs<1，岸坡将发生崩塌。可见，1#断面在洪水期不易发生崩岸的情况下，安全系数仅为临界条件，与其自身的土体力学性质有关。2#断面在枯水期，横向冲刷距离在6m以前都为稳定状态，达到6 m以上为临界状态。在洪水期，横向冲刷距离达到2.5 m时，河岸接近临界状态，冲刷距离继续增大到6 m时，Fs为0.91，河岸将发生崩塌。可见，该断面在冲刷达到一定程度时，不论水位条件怎样，河岸稳定性明显降低，均将会发生崩塌，冲刷距离越大，河岸越不稳定。可见保护坡脚对保持河岸稳定的重要性。

5.5 坡顶植被类型与岸坡稳定性关系分析

一般情况下，土壤受压能力很强，而抗张能力较弱，而草本植物和乔灌木的根系抗张能力很强，因此，植物根系和土壤形成了高强度复合物质，关于这种固体效应现有很多方面的研究。在BSTEM的河岸稳定分析中采用RootReinforcement模型模拟岸顶植被的作用效果，本文利用这一模型，在不改变水流条件和岸坡土体力学性质的情况下，仅改变坡顶的植被类型，对八姓洲断面进行了模拟，计算结果见表2。

表2 坡顶植被类型与岸坡稳定性关系Table 2 Relationship between vegetation types on bank top and safety factor

由表2可知，草本植物的根系与土壤结合的凝聚力较大，对河岸的稳定性也较大，相比较，乔灌木的根系影响则较弱，植被年龄为20 a的杨木，根系的凝聚力仅为2.2 kPa。所以，在坡顶种植根系直径为10～20 mm的草本系植物对岸坡的稳定性效果最大。

6 结论与建议

(1) 岸坡稳定性随水位变化规律与河岸组成密切相关，黏性土层较薄的岸坡在洪水期的稳定性更好；河道水位涨落对岸坡稳定性也带来重要影响，涨水速率较大时有利于增强河岸的稳定性；退水期不利于河岸稳定，退水速率越大，河岸稳定性越差，越容易发生崩岸。考虑到三峡水库蓄水后的汛期调蓄与汛后蓄水的影响，较自然条件比，其下游河道汛期涨水速率有所减缓，汛后退水速率有所加快，均对河岸稳定产生不利影响，建议三峡水库调度时尽可能减少下游河道水位的快速降落。

(2) 不论有无护岸工程，坡度冲刷变陡均不利于岸坡稳定。三峡工程蓄水运用后，近岸河床冲刷幅度较大，水下坡比增加十分明显，故易出现险情，需对冲刷导致岸坡变陡地段采取防护措施。

(3) 坡顶植被对岸坡稳定性有重要作用，不同类型的植被影响不同，坡顶种植根系直径为10～20 mm的草本系植物对岸坡的稳定性效果最佳，可考虑选择相近的易成活的植被种植，增加岸坡稳定性。

(4) 由于本文所得结论都基于BSTEM计算结果得出，因此，为保证其结论的适用性，还需要进一步采用长江上的实测资料进行细致的验证或率定。

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