基于坡面冲刷的荆江典型岸坡稳定性分析

陶桂兰，谭彬政，束 梁

(1.河海大学 港口海岸与近海工程学院，南京 210098；2. 中交第四航务工程勘察设计院有限公司， 广州 510230；3.长江南京航道工程局，南京 210011)

基于坡面冲刷的荆江典型岸坡稳定性分析

陶桂兰1，谭彬政2，束 梁3

(1.河海大学 港口海岸与近海工程学院，南京 210098；2. 中交第四航务工程勘察设计院有限公司， 广州 510230；3.长江南京航道工程局，南京 210011)

针对荆江典型二元结构的岸坡，采用横向冲刷计算公式探讨了不同水位升降阶段中，水流流速和含沙量对岸坡横向冲刷速率的影响以及岸坡断面形态的变化规律。在此基础上基于饱和-非饱和渗流理论，利用SEEP/w程序建立了二维非稳态渗流模型，模拟了其渗流场在水位升降条件下的变化过程，并基于摩根斯坦法计算分析了在考虑与不考虑坡面冲刷2种条件下岸坡稳定性的变化规律。结果表明：在水位上升期，当不考虑坡面冲刷时，岸坡稳定性是随水位上升而增大的，但当考虑坡面冲刷后，岸坡坡度逐渐增大，岸坡稳定性随水位上升而减小；在水位下降期，岸坡稳定性随水位下降而减小，且考虑坡面冲刷的安全系数下降速率明显大于未考虑冲刷时的情况。因此洪水期与水位下降末期是岸坡失稳的危险期，需重点监控。

岸坡稳定；坡面冲刷；水位升降；饱和-非饱和渗流；二元土结构

1 研究背景

荆江位于长江中游，是长江航运的瓶颈河段。每年水位均经历上升期和下降期，变幅较大，且荆江岸坡为典型的二元土层结构， 当水流将下部砂土层掏空后，上部黏性土层失去支撑较容易发生失稳破坏。航道岸坡的失稳会破坏长江水运航道，滑落的土体会增大船只搁浅的风险，从而对过往船只的安全构成威胁。因此有必要针对岸坡在不同水流冲刷程度下的稳定性进行计算分析，并探讨其失稳机理。

目前，很多学者已针对岸坡的冲刷机理开展了一定的研究，夏军强等[1]通过建立一维的非均匀悬移质泥沙模型，计算了黏性土岸坡的横向冲刷过程，并探讨了影响河岸横向冲刷的主要因素；Osman[2]、Nagata等[3]、Duan等[4]提出针对不同土质的河岸冲刷数学模型，并通过物理模型试验等方法对计算结果进行了对比验证。王党伟等[5]在分析3类土质河岸冲刷的力学机理的基础上，介绍了模拟河岸冲刷的经验方法，并提出了各自的局限性。王博等[6]基于坡脚侵蚀模型探讨了水位变化条件、岸坡形态和植被类型等因素对岸坡稳定性的影响规律，研究表明水位下降速率较大时，安全系数的减小幅度也较大。张文杰等[7]运用饱和-非饱和渗流分析程序针对影响岸坡渗流的主要水力参数进行了敏感性分析；詹良通等[8]基于摩根斯坦法研究了东南沿海地区降雨对边坡的稳定性影响规律；邓珊珊等[9]通过考虑潜水位的变化计算了在冲刷条件下的岸坡稳定性的变化过程，但将渗流问题简化为一维的非稳定渗流，与实际情况存在一定的误差。

水流冲刷会对岸坡的稳定性造成明显的影响，而岸坡内部渗流场的变化对其稳定性的作用也不可忽视。因此，本文针对荆江中州子河段的典型二元结构岸坡，采用冲刷计算公式探讨了不同水位升降阶段、水流流速和水流含沙量对岸坡横向冲刷速率的影响及其岸坡断面形态的变化规律。并在此基础上，基于饱和-非饱和渗流理论建立二维的非稳态渗流模型，模拟了岸坡内部渗流场的变化，并通过Morgenstern等[10]提出的方法计算了在考虑坡面冲刷与不考虑坡面冲刷两种条件下岸坡稳定性的变化规律。

2 岸坡横向冲刷计算分析

2.1 横向冲刷计算公式

当近岸流速超过二元结构河岸下部砂土层的起动流速后，该土层将逐渐被近岸水流掏空；当上游来沙时，需同时考虑泥沙落淤沉降对岸坡形态的影响。学者假冬冬等[11]提出了河岸冲刷率的计算公式，能够考虑水流泥沙的落淤影响，计算参数明确且较易获取，因此，本文采用此公式计算岸坡水平冲刷速率，即

(1)

图1 岸坡断面示意图Fig.1 Sketch of bank slope section

式中：ωb为水平冲刷速率；u为近岸处的水流流速；uc为泥沙的起动流速；ρb为河岸土体密度；λ为综合影响系数，与岸坡土体性质有关，由实测值确定；γb为河岸泥沙的重度，与岸体的密实度有关；γ为水的重度；ωs为泥沙沉降速度；sb为岸坡附近泥沙浓度；β为水位以下的某一高程处的岸坡坡角，如图1所示。

2.2 荆江河段典型岸坡横向冲刷分析

2.2.1 计算参数

由式(1)可知，影响岸坡冲刷速率的因素较多，对于岸坡固有的因素，包括河岸的土体密度、岸坡的坡度和泥沙起动流速等；对于外部水流因素，包括水流流速、含沙量和泥沙沉降速度等。具体参数确定方法如下。

2.2.1.1 荆江河段年径流量和年均含沙量

图2为1995—2011年枝城水文站年径流量和年均含沙量的变化过程。由图2可知，此期间荆江河段的径流量变化趋势不明显[12]。年均含沙量在1990 年以前无明显变化，但随着长江上游水土保持工程的实施和干支流水库的建设，1990—1995年期间年均含沙量出现明显的下降，1995—2003年间年均含沙量有所回升。在三峡工程蓄水后，河水中大量泥沙被拦截，2003—2011 年间的年均含沙量大幅度减少，2011年的年均含沙量仅为0.14kg/m3，与1995年的年均含沙量相比，减少了约84%。

图2 枝城水文站年径流量和年均含沙量的变化过程Fig.2 Variations of annual runoff and annual average sediment concentration of Zhicheng hydrometric station

2.2.1.2 计算水位

长江水位基本从当年的4月份初开始上升，在7月份末达到最高，平均上升速度为0.1m/d，水位达到峰值后随之下降或在高水位值波动后下降，在12月份初达到其最低值，平均下降速度为0.1m/d，然后水位保持相对平稳，直到下一个水位年的水位上升期。本文以此为基础,概化了水位升降的模式，探讨了不同来沙量条件下岸坡的横向冲刷变化规律，计算水位上升速度和下降速度均为0.1m/d，如图3所示。

2.2.1.3 其他参数

计算岸坡冲刷速率所涉及的参数较多，主要包括河岸土体的密度、河岸侧蚀系数、泥沙临界起动流速、水流流速和含沙量等。其中，粉细砂土层综合影响系数取为5.1×10-6，粉质黏土层综合影响系数取为1.9×10-6；根据张瑞瑾泥沙沉速公式[13]计算可得泥沙沉速为0.041m/s。河流在不同水深处的流速可按指数流速公式计算，即

(2)

式中：v为计算点流速；vm为河流表面流速；h为水深；y为计算点水深；m为经验系数，取1/7。其中，历年枯水期、中水期、洪水期的表面最大流速分别为1.88, 2.70, 2.65 m/s。岸坡泥沙的计算参数见表1[14]。

表1 计算参数

2.2.2 岸坡横向冲刷距离

以中洲子高滩守护工程上游200 m处断面作为初始的计算断面，见图4。根据荆江的含沙量变化情况[14]，分别计算了水位从24 m上升至34 m时2种含沙量条件下(0.1 kg/m3和0.2 kg/m3)岸坡横向冲刷距离，计算结果如图5所示。在枯水期，因为水流的流速相对较小，所以水流对岸坡的冲刷速率较小；在中水及洪水期，水流流速明显增大，所以岸坡的冲刷速率也明显增大。当水位上升至34 m时，含沙量0.1 kg/m3和0.2 kg/m32种工况下的累积冲刷距离分别达到13.2,6.7 m。对比图5中2条曲线可看出，除了水流流速对冲刷速率影响较大之外，含沙量越小，在相同水位时的横向冲刷距离越大。所以水流的含沙量同样会对岸坡的冲刷距离产生较大的影响。

图4 岸坡初始断面Fig.4 Initial bank slope section

每年荆江水位均会经历枯水期、中水期和洪水期。水位由低水位上升到高水位的过程中，水流对岸坡的冲刷是一个动态的过程(图6(a))。

由图6(a)可知，岸坡冲刷首先由坡脚开始，在低水位时冲刷量较小；随着水位的上升，岸坡的冲刷范围逐渐增大，冲刷量也同时增大；当水位上升至34 m时，因为洪水期水流流速较大，冲刷速率也较大，最大累积冲刷距离达13.3 m，出现在粉细砂层。而黏性土层由于水流冲刷时间较短和抗冲刷性相对较强、起动流速较大，故黏性土层的冲刷量较小，而下层砂性土冲刷量较大，这将增大了岸坡的坡度，从而大大增加黏性土层崩塌的概率。

在水位下降初期，水位仍处于较高值，黏性土层与粉细砂层均出现冲刷情况，但粉细砂层的冲刷距离相对较大，此时的岸坡断面整体坡度变化不大，如图6(b)。在水位下降的中后期，随着水位的继续下降，粉细砂层的冲刷距离继续增大。当水位下降至24 m时，岸坡断面的坡度已明显大于冲刷前的岸坡坡度，这将极大地降低岸坡的整体稳定性。

图6 水位上升期和下降期岸坡断面冲刷变化过程Fig.6 Erosion process of bank slope section in stages of water level raising and water level falling

3 考虑坡面冲刷的岸坡渗流场分析

3.1 计算模型与参数

3.1.1 计算模型

由于岸坡的断面形态在水流冲刷的过程中是不断变化的，故需要在不同阶段对岸坡断面分别进行建模，断面的变化过程见图6所示，其中初始断面形态见图4。初始断面几何长度为100 m，高54.5 m，岸坡顶面高程34.6 m，河底高程13 m。本断面共有3个土层：第1层土为粉质黏土，厚3.5 m；第2层土为松散-稍密粉细砂，厚17～23 m；第3层土为中密粉细砂。本文运用SEEP/w程序建立了二维非稳态渗流数值模型，其有限元网格如图7所示。

渗流模型的边界条件如下：

(1) 模型两侧地下水位以上边界按零流量边界处理，地下水位以下为给定水头边界；根据地质勘察资料[14]，模型左侧边界取地下水位为坡顶地面以下2.5 m，即高程32.1 m；模型右侧坡面水位值根据河水位的变化而定，其边界条件为1个水位变化过程函数，见图3所示。

(2) 模型底边取零流量边界。

(3) 定义左边界及右边界竖向一列单元为无限单元，一旦设置了无限单元并在其左边界设定了定水头边界，则认为距岸坡后方无限远处的水头不变，其边界和水位线延伸至无穷远处。

3.1.2 计算工况与参数

水位上升速度和下降速度均设为0.1 m/d，同时考虑岸坡在水位升降过程中因冲刷而引起的断面形态变化。首先在河水位24 m时作稳态渗流分析，然后再以此为初始条件作后续的非稳态渗流分析。各土层的渗透系数曲线如图8。

图8 各土层的渗透函数曲线Fig.8 Function curves of permeability coefficient of different layers of soils

3.2 计算结果分析

在水位上升情况下，计算了岸坡孔隙水压场在上升速度为0.1 m/d条件下的响应。由图9可知：在水位上升初期，非饱和区的范围较大，岸坡坡脚处的孔隙水压约为100 kPa，岸坡浸润线(0 kPa等值线)向河内倾斜，表明岸坡内部存在向河内的渗流；在水位上升中期，随着水位的上升，非饱和区逐渐减少，岸坡坡脚处的孔隙水压也逐渐增大，浸润线的方向逐渐转为向坡内倾斜，表明存在向岸坡内部的渗流，而且岸坡坡面的冲刷也逐渐增大，如图9(b)、图9(c)；当水位上升到30 m，非饱和区达到最小，岸坡底部最大孔压也达到最大，约为170 kPa；此时岸坡坡面的冲刷程度也达到最大。

图9 水位上升期岸坡孔隙水压场变化情况Fig.9 Variations of pore-water pressure field in stage of water level raising

在水位下降期，计算了岸坡在水位34 m下降至24 m(下降速度0.1 m/d)过程中渗流场的变化情况。在水位下降初期，岸坡浸润线较为平缓，岸坡坡脚处的孔隙水压约为190 kPa，如图10(a)；随着水位的下降，浸润线逐渐向河内倾斜，非饱和区逐渐增大，表明岸坡内产生了指向河内的渗流，同时岸坡坡面的冲刷也逐渐增大，如图10(b)和图10(c);当水位下降至24 m，浸润线的倾斜度达到最大值，非饱和区的范围也同时达到最大，而岸坡坡脚的孔隙水压只有约100 kPa，此时的岸坡坡面冲刷距离达到最大，坡度明显比水位下降前增大，即岸坡在水位下降过程中变得更陡，这将不利于岸坡的稳定性。

图10 水位下降期岸坡孔隙水压场变化情况Fig.10 Variations of pore-water pressure field in stage of water level falling

4 考虑坡面冲刷的岸坡稳定性分析

Morgenstern法是岸坡稳定分析条分法的一种，既能满足力平衡又能满足力矩平衡条件，是国际公认的较为合理的边坡稳定分析方法[10]。本文在考虑水位升降和岸坡冲刷条件下，利用摩根斯坦极限平衡法计算了水位变化全过程的岸坡稳定性，分别计算与对比考虑坡面冲刷与不考虑坡面冲刷2种工况对岸坡稳定性的影响，如图11所示。

图11 水位上升期和下降期岸坡安全系数的变化Fig.11 Variation of safety factor in stages of water level rising and falling

在水位上升期，由图11(a)可知，当不考虑水流对岸坡的冲刷时，岸坡的安全系数随水位的上升而上升。在水位上升的过程中，虽然岸坡非饱和区的范围不断减少，但是产生了指向坡内的渗流，且在上升中后期渗流强度有增大的趋势，有利于岸坡稳定性，所以岸坡的整体稳定性在水位上升期明显增大。当考虑了水流对岸坡的冲刷时，岸坡安全系数的变化呈现出相反的趋势，表现为随水位上升而明显下降。

结合图6(a)、图9(a)可知，在水位上升初期(水位24～26 m)，水流的冲刷强度较小且主要集中在坡脚处，加之岸坡内部仍存在指向河内的渗流，故岸坡稳定性在下降；在水位上升中后期(水位26～34 m)，结合图6(b)、图9中的(c)和(d)可知，虽然坡内的渗流方向已转为指向岸坡内部，指向坡内的渗流会增加岸坡的抗滑移力，有利于岸坡整体稳定性，但是随着水位的上升，水流的冲刷强度与冲刷范围在增大，岸坡坡度不断变大，岸坡的滑移力也随之增大，这将极大地降低岸坡的稳定性。相对于坡内反向渗流对岸坡稳定的有利贡献，岸坡稳定性对平均坡度变化的敏感性更大，增加的滑移力大于增加的抗滑移力，所以岸坡因坡度增大而降低的稳定性明显大于反向渗流增加的稳定性。根据相关统计资料[15]，洪水期的河岸稳定性较差，荆江河岸监测断面在2009年和 2010 年河岸分别监测到3次和6次的崩岸。因此，在水流冲刷的条件下，岸坡在洪水期也较容易发生失稳，需重点监控。

在水位下降期，由图11(b)可知，当水位下降至33 m的过程中，考虑与不考虑冲刷的岸坡安全系数的差别不大；随着水位的继续下降，由于受到冲刷的影响，岸坡坡度在增大，岸坡安全系数的下降速率明显增大，在水位下降后期(26～24 m)，下降速率有所减缓，但安全系数仍持续降低，最终降幅达0.53；而对于不考虑水流冲刷的情况，当水位下降至26 m后，岸坡稳定性下降速率明显变小，最后趋于平缓，安全系数下降幅度为0.3。因为在水位下降的过程中，虽然非饱和区不断增大，土体的基质吸力在增加，土体的强度也随之增大，有利于岸坡稳定性，但坡内产生指向河内的渗流(见图10)，指向河内的渗流会增大岸坡滑移力，极大地降低了岸坡的稳定性，相对于土体强度对抗滑移力的贡献，渗流所引起滑移力的增大更明显，所以岸坡稳定性随水位下降而降低。

当考虑水流的冲刷后，岸坡安全系数变化同样表现出随水位下降而降低的趋势，但是其减少的幅度更大，约为 0.52。因为水流冲刷使平均坡度增大(图6(b))，滑移力受坡度的影响较大，这将降低的岸坡稳定性，所以考虑了水流冲刷后岸坡的失稳概率会大大增大。因此，同时考虑水流冲刷的条件下，水位下降末期为岸坡稳定的危险时期，根据相关统计资料[15]，荆江岸坡监测断面在2009年和2010年落水期均发生了1次崩塌。长江水位在每年的11月份与12月份为水位下降的末期，岸坡在这个时期的失稳概率较大，应重点监控。

5 结 论

本文针对荆江典型二元结构的岸坡，分别计算了水位上升期和下降期的坡面冲刷距离，并在此基础上模拟了岸坡渗流场的响应和稳定性的变化规律，结论如下：

(1) 河道岸坡冲刷为一个动态过程，其冲刷率受多种外界因素的影响。其中，水流流速和含沙量为两大影响因素，即冲刷率随水流流速的增大而增大，随含沙量的增大而减少。

(2) 考虑坡面冲刷与不考虑坡面冲刷的岸坡渗流的变化规律类似。岸坡浸润线随水位上升而上升，在上升期向坡内倾斜，随水位下降而下降，在下降期向河内倾斜。

(3) 当考虑坡面冲刷后，岸坡整体坡度逐渐增大，在水位上升期，岸坡安全系数随水位上升而减小，即在洪水期容易发生失稳；在水位下降期，岸坡安全系数的随水位下降而减小，且安全系数下降速率明显大于未考虑冲刷时的下降速率。

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(编辑：占学军)

长江科学院等单位组成国家防总湖北省工作组赴湖北省指导防汛工作

遵照国家防汛抗旱总指挥部(以下简称“国家防总”)指示，长江防汛抗旱总指挥部委派以长江科学院副院长林绍忠(组长)、长江防汛抗旱办公室调度处副调研员陈炯宏、河流研究所防洪减灾室副主任李凌云一行3人组成国家防总湖北省工作组，于2016年6月30日至2016年7月7日，前往湖北境内长江干堤、重要水库、湖泊、涵闸、险情点等现场，检查指导防汛工作，确保安全度汛。

(摘自：长江水利科技网)

Stability Analysis of Typical Bank Slope Based onSlope Erosion in Jingjiang River

TAO Gui-lan1, TAN Bin-zheng2, SHU Liang3

(1.College of Harbor，Coastal and Offshore Engineering，Hohai University，Nanjing 210098，China; 2.CCCC Fourth Harbor Consultants Co., Ltd., Guangzhou 510230, China; 3.Nanjing Changjiang Waterway Engineering Bureau, Nanjing 210011, China)

According to the features of typical dual soil structure in the Jingjiang River, the calculation formula of transverse erosion was employed to study the influences of flow velocity and sediment concentration on transverse erosion rate of bank slope, as well as the variation law of morphologic changes of bank slope under fluctuation of water level.On the basis of saturated-unsaturated seepage theory, a two-dimensional unsteady seepage model was established by using SEEP/w program and the change process of seepage field of bank slope was simulated. Furthermore, on the basis of calculation of pore-water pressure field, the change law of slope stability in consideration of bank erosion or not was analyzed by using Morgenstern’s method.Results show that when bank erosion is not considered, slope stability increases with the raise of water level and declines with the drawdown of water level; but when bank erosion is considered,slope stability decreases both with the raise and the drawdown of water level, and the falling rate of safety factors is obviously larger than that without considering bank erosion. In conclusion, the flood period and the final stage of water level falling are two dangerous periods of slope stability, which should be monitored specially.

bank slope stability; slope erosion; water level fluctuation; saturated-unsaturated seepage; dual soil structure

2016-05-20；

2016-07-07

陶桂兰(1962-)，女，江苏南通人，副教授，博士，研究方向为港口航道工程， (电话)13915964118(电子信箱)gltao@hhu.edu.cn。

谭彬政(1990-)，男，广东云浮人,助理工程师，硕士，研究方向为港航工程结构及边坡稳定，(电话)15161463708(电子信箱)yngao@126.com。

10.11988/ckyyb.20160500

2017,34(8):30-35

P642.22

A

1001-5485(2017)08-0030-06