河道清淤对岸坡稳定性影响分析——以莆田市宫口河为例

任禹鑫，陈 杰，彭 冰

(1.华北水利水电大学 岩土工程与水工结构研究院， 河南 郑州 450046；2.中水珠江规划勘测设计有限公司， 广东 广州 510610；3.陕西省矿产资源调查评审指导中心， 陕西 西安 710075)

在对城区密集河网河道进行清淤施工时，河道排水、清淤开挖等会对原始边坡产生扰动效应，相应会引起其应力调整、卸荷变形及损伤破坏，可使边坡岩土体变形加剧与强度降低，影响坡体完整程度和工程质量[1]。直立岸坡施工时更易发生塌岸、倾倒等破坏现象，造成岸坡失稳的同时影响临近建筑物安全性。

河道堤防工程岸坡大多属于土质边坡，对土质边坡稳定性研究方面，我国学者成果众多。为得出人工切土边坡扰动因素，廖红建等[2]对黏性土进行三轴试验，为边坡的长期稳定性计算与强度参数确定提出简便经济的方法。安海堂等[3]通过土质边坡开挖试验和数值模拟方法,发现加载和开挖条件坡体应力在靠近荷载处变化最大，开挖主要造成坡体竖向受力逐渐减小。王一冰等[4]利用模型试验，得出坡脚因降雨长时间浸泡导致的破坏规律。刘洋等[5]对某黄土高陡坡的滑坡发育特征及成灾因素进行深入研究，发现黄土高陡临空坡体的破坏形式主要为塑性剪切破坏。水位变化是影响河岸边坡稳定性的一个重要因素[6]，为探究河水位反复升降后非饱和堤岸稳定性的变化，张芳枝等[7]利用耦合计算程序同时结合强度折减有限元法,发现河水位反复升降降低了堤岸边坡整体稳定性。年廷凯等[8]建立了考虑土性参数、水位下降比、坡角等一体化的稳定安全系数综合图表表示方法，对现有图表法做出了有益补充。边坡的开挖往往会对坡体造成较大扰动，为研究开挖卸载过程中黄土边坡的变形特性、稳定性变化规律及土钉的加固效应，龚成明等[9]采用离心模型试验，为黄土边坡的开挖与防护提供了参考。王浩等[10]分析了某排土场堆积体边坡不同工况稳定性影响，采取削坡，回填压脚等处理措施，改善了边坡的稳定性。在对某水电站坝间高边坡的分析时考虑动态卸荷过程时,王瑞红等[11]发现位移和塑性区面积比不考虑时有所减小，可根据动态卸荷的开挖岩体破坏情况选择合理支护措施与时间。

目前针对河道工程影响岸坡稳定性的研究较少，河道工程既涉及到水位的变化又需考虑开挖造成的影响。因此本文在前人研究的基础上，综合考虑排水与开挖影响因素。采用定量分析[12]中的极限平衡和数值计算方法，对河道岸坡建立稳定性计算分析模型，研究了莆田市宫口河直立岸坡清淤不同施工阶段的稳定状态及塌岸机理，并给出提高清淤时岸坡稳定性的处理措施。

1 宫口河塌岸实例

该清淤工程位于福建省莆田市涵江区，地处木兰溪流域北洋河网，城区河网密布，水系纵横，包括梧梓河、宫口河、望江河、塘头河四大水系。其中宫口河为连接梧梓河与望江河的中间通道，河段西北起至涵华西路，东南至鉴前街，流经萝苜田历史建筑保护区。河长约700 m，河宽13.0 m～33.0 m，水深0.5 m～1.6 m，汇水面积约12.0 hm2。宫口河水系内的宫支1为断头河，河道较窄，河岸腹地空间狭小。现状河道的左右岸均为浆砌石护岸，存在多处破损。

在宫口河清淤项目前期施工时，为美城环境进行了清淤。由于河道宽度较小，河道周边均有房屋建筑，采用泥浆泵与人工清淤结合的方法。计划对宫口河整体河段清淤，护岸埋置深度满足《堤防工程设计规范》[13](GB 50286—2013)坡式护岸埋深要求。原设计清理河道内淤泥30 cm，在对下游清淤时过度开挖，清淤厚度超过原始设计清淤厚度且开挖至坡脚，导致清淤后河道内土体高程低于基础条石高程，因此造成宫口河下游出现坍塌，塌岸如图1所示。

图1 河道塌岸

2 岩土层分布特征

根据现场钻探成果和地质测绘资料，按照各岩土层成因类型和工程特性进行综合划分，场地覆盖层主要有全新统人工堆积层(Q4ml)、冲洪积层(Q4apl)。

(1) 全新统人工堆积层(Q4ml)。杂填土①：杂色、灰色为主，稍湿，由黏性土、碎砾石及建筑垃圾等组成，局部表层含有生活垃圾，粗硬质含量约占4%～60%，上下分布不均，未经碾压夯实，松散，定额分类为三类土壤，普氏分类为III类土，本层分布较不规律。

(2) 冲洪积层(Q4apl)。淤泥②：灰黑色，污手，略有腥臭味，切面光滑有光泽，无摇振反应，流塑。局部钻孔的淤泥中含有少量粗砂，粒径在0.5 mm～2.0 mm，约占10%～20%，定额分类为一、二类土，普氏分类为I类土。勘察揭露的淤泥层数量较多。粉质黏土③：以黄棕色，灰黄色为主，以粉黏粒为主，无摇振反应，切面光滑有光泽，干强度中等，韧性中等，可塑，定额分类为一、二类土壤，普氏分类为II类土。本层分布数量较多。

3 岸坡体失稳机理分析

3.1 清淤河道岸坡断面选取

宫口河两岸为浆砌石护岸，岸坡坡率较小接近直立，此次塌岸处位于河岸西南处鉴前街附近。对此塌岸河段选择左侧岸坡典型断面建立计算分析模型。结合工程地质资料选取断面尺寸如下：水平方向长19.00 m，坡脚到河道中心距离8.00 m，垂直方向高7.20 m，护岸采用梯形，上表面宽0.30 m，下底宽0.70 m，高度1.96 m。河道水位高程5.62 m。图2是选取岸坡的工程地质剖面。

图2 选取断面及其工程地质剖面

3.2 极限平衡分析

3.2.1 模型及工况建立

此次建立的清淤模型尺寸与选取的断面一致，通过对距坡肩左侧7 m处施加附加荷载模拟河道临近建筑物荷载，根据河道清淤时的施工步骤，结合GeoStudio软件，对清淤断面在两种工况下进行极限平衡计算。建立工况如下，工况1：河道排水(开挖前准备工作，对河道进行排水)；工况2：清淤开挖(模拟原始开挖，对河道内的淤泥开挖至坡脚)。详细的土体力学参数见表1。

表1 岩土体物理力学参数

3.2.2 计算结果分析

采用GeoStudio软件中Morgenstern-Price法分别对河道排水，清淤开挖两种工况进行计算，由于原河道浆砌石护岸破损，认为地下水渗流进护岸内，水位线通过护岸。模型计算结果如图3、图4所示。

图3 排水工况

图4 开挖工况

此河道堤防工程级别为二级，根据《堤防工程设计规范》[13](GB 50286—2013)，河道降水及清淤开挖属于施工期，满足堤防工程非常运用条件Ⅰ，因此当安全系数Fs<1.15时为不稳定状态，Fs≥1.15时为稳定状态。河道排水后的安全系数1.20大于1.15，此时岸坡处于稳定状态，随后清淤开挖，开挖后的岸坡安全性系数下降至1.06小于1.15，安全系数较小，岸坡处于失稳状态。

3.3 数值计算分析

3.3.1 模型及工况建立

利用有限差分软件FLAC3D进行位移与应力状态计算。建立的清淤模型在x、z方向尺寸与选取的清淤断面一致，y方向尺寸10 m。模型建立时，土体选用Mohr-Coulomb本构模型，护岸用Elastic弹性材料模型建立，同时用生成水位面的方式对初始水位进行设置，并对河道与坡面施加静水压力，通过对距坡肩左侧7 m处施加均布力，来模拟河道临近建筑物荷载。

模型上表面为自由面，对底面采用三方向约束，各侧面均采用法向约束，生成受重力作用下的初始平衡模型，并对初始位移清零，分别对模型在排水工况，清淤工况下进行计算。生成的岸坡初始模型如图5所示，模型单元数12 659，结点数11 853。详细的岩土体物理力学参数见表2。

图5 河道岸坡初始模型

表2 岩土体物理力学参数

3.3.2 计算结果及失稳机理

孔隙水压力是由作用在土体单元上的总应力发生变化导致的。河道排水时，水位会在短时期内骤降，黏性土的渗透系数较小，将水从孔隙挤出，使土骨架过渡到新的孔隙比，无法在短期内实现[14]。因此建立模型时不考虑渗流，将模型边界设为不透水边界，模型产生的孔压变化仅受力学边界改变而变化。图6是生成模型时的河道岸坡初始孔隙水压力分布云图。

图6 初始孔隙水压力

河道降水后，河道内土体孔隙水压力降低，坡体内的孔隙水压力略微减小，岸坡体的浸润线略微下降，如图7所示。图8是河道排水后岸坡体竖向位移图，排水的卸荷作用使河道内土体向临空处位移，坡脚处河道土体向上竖向位移最大，位移约1.31 mm，最大沉降位移出现在坡顶，因为坡体内的水位下降速度小于河道水位，坡体内的水力梯度增加而使坡顶产生向下的沉降，位移约2.39 mm，水平方向上最大位移出现在坡脚的下部土体内，如图9所示，向河道方向位移3.07 mm，沿着坡面向上竖向位移值逐渐减小。综合竖向位移与水平位移值，岸坡体的位移变化均较小。虽然河道排水时，水位骤降的卸荷作用易增加岸坡的不稳定性，但由于此次清淤河道水位较浅，并且在护岸的支护作用下，排水后未对岸坡稳定性造成较大的影响。

图7 排水后孔隙水压力

图8 排水后竖向位移

图9 排水后水平向位移

根据Mohr-Coulomb强度准则，岩土体的破坏属于剪切破坏，破坏面上容易出现较大的剪切变形，在边坡处于极限状态时，剪应变增量最大的地方相对于其他位置最容易发生破坏变形[15]。边坡水平位移增量增长的程度突然急剧增大，剪应变增量等值线从上到下贯通时，此时可以认为边坡体处于临界破坏状态[16]。如图10所示，河道淤泥开挖后，经计算岸坡体位移处在无限发展阶段不能收敛。此时岸坡体的剪应变增量出现贯通区。即岸坡出现潜在的滑移面。

观察计算到此时的岸坡体位移。由图11可以看出，开挖后河道内的土体竖向回弹位移继续增大，位移值达到8.42 mm，坡顶土体沉降位移也持续增大，位移达到13.50 mm。水平方向上，沿着坡面从上到下位移值逐渐增大，最大位移值出现在坡脚处，向河道方向位移19.63 mm，如图12所示。由以上位移值变化可以看出，对河道内的淤泥直接开挖至坡脚对岸坡稳定性产生了较大影响，此时坡面向河道方向位移明显增大，坡顶土体沉降值较大。

图10 清淤开挖后剪应变增量分布

图11 清淤开挖后竖向位移

对造成塌岸的岸坡分析其破坏机理：清淤开挖至坡脚后，岸坡的高度增加，并且开挖掉坡脚土体使得岸坡的坡率增大，且坡角处土体对原始岸坡体产生的压脚作用随着开挖消失，致使岸坡体沿着坡脚处向水平方向位移持续增大，在水平力的作用下发生剪切破坏，此时岸坡已经处于失稳状态，因此发生垮塌、倾倒等破坏性现象。

图12 清淤开挖后水平向位移

4 处理措施

综合极限平衡法与数值计算的结果，岸坡在整个施工过程中，河道排水时对岸坡稳定性的影响较小，但对河道内的淤泥开挖至坡脚后，岸坡的整体位移变化值较大且出现了剪应变区贯通的现象，造成塌岸。原始的开挖方式忽略了坡角处土体对岸坡整体稳定性的影响。为了提高清淤开挖时岸坡稳定性，采用逐级开挖清除淤泥30 cm并对靠近坡脚处的淤泥1∶5放坡的形式进行河道清淤，放坡开挖设计清淤断面如图13所示。

图13 放坡开挖清淤断面

4.1 极限平衡结果分析

根据表3极限平衡法计算结果可以看出，随着逐级开挖，岸坡的安全系数逐渐下降，但放坡开挖后的河道岸坡最小安全系数为1.16，大于非常运用条件Ⅰ下的安全系数要求1.15，此时岸坡处于稳定状态。

表3 逐级开挖后岸坡体安全系数

4.2 数值计算结果分析

分别在岸坡体的坡顶与坡面处设立位移监测点，如图14所示。监测坡顶竖向位移与坡面水平位移逐级开挖后的变化。

图14 位移监测点布置

放坡开挖的岸坡体，随着开挖深度的增加，坡顶沉降位移与坡面水平位移持续增大，但变化值与整体位移值均较小，如图15、图16所示，在开挖至30 cm时坡顶最大沉降位移在5.0 mm左右，坡面最大水平位移在6.0 mm左右。

图15 坡顶土体竖向位移

图16 坡面水平向位移

通过对比原始开挖与放坡开挖发现，原始开挖的岸坡体坡顶沉降位移最大，且最大沉降位移出现的位置更靠近坡肩，也是宫口河出现塌岸的位置。放坡开挖后，坡顶土体最大沉降位置后移且较原始开挖有明显减小，最大位移值减小9 mm左右，且坡肩处的竖向位移也有减小，位移值均在4 mm内，位移值较小。坡面的水平方向位移也明显减小，最大位移值减小约8 mm。放坡开挖的边坡较原始开挖岸坡安全稳定性明显提高，清淤的同时满足稳定性要求。

5 结 论

(1) 采用极限平衡分析，降水后的岸坡体安全系数1.20，满足堤防工程非常运用条件Ⅰ时的安全系数要求，此时岸坡稳定。开挖至坡脚后安全系数下降至1.06，此时岸坡失稳。

(2) 排水后岸坡体位移值均较小，初始水位较浅，排水卸荷的扰动作用较小，排水对岸坡稳定性影响较小。对岸坡开挖至坡脚，岸坡体内剪应变增量存在贯通区，出现潜在滑移面，此时坡脚水平位移增大，坡顶土体沉降明显。墙角土体的开挖，增加了坡高，增大了坡率，坡脚土体压脚作用消失，造成岸坡失稳坍塌。

(3) 通过采用逐级开挖30 cm并对坡角处土体1∶5放坡的措施，提高开挖后的岸坡稳定性。由极限平衡法，放坡开挖后的岸坡安全性系数提高，最小安全系数1.16，满足此工况下安全系数要求。与直接开挖相比，放坡开挖降低了坡率，同时坡角处的淤泥起压脚作用，在清淤的同时满足对岸坡稳定性要求。