水位变化对砌石坡岸遗址稳定性的影响

2021-07-29彭宁波王逢睿申喜旺

科学技术与工程 2021年14期

孙博，彭宁波，王逢睿，申喜旺

(1.兰州大学土木工程与力学学院，西部灾害与环境力学教育部重点实验室，兰州 730000;2.中铁西北科学研究院有限公司，兰州 730003;3.上海大学文化遗产保护基础科学研究院，上海 200444;4.淮阴工学院建筑工程学院，淮安 223001)

地表径流、地下水和潮湿的环境对遗址有着巨大影响，导致遗址破坏严重，消亡速度很快[1]。随着水库、河水等水位上升及周期性涨落，岸坡岩土体在水的作用下软化，波浪对岸坡冲刷搬运、库水位及地下水的孔隙水压力和渗透作用，导致岸坡工程地质条件发生变化，国内外因库水水位变化诱发的滑坡、崩塌灾害并不鲜见[2]。中国存在大量的处于降雨量大、地下水位浅的环境中的文化遗产，特别对于沿河岸建造的水利文化遗产，其所处的工程地质环境较为复杂，存在较大隐患，严重威胁了文物及人员财产安全。

现有研究表明，河流水库或地下水的水位变化对于岸坡的稳定性具有较大影响[3-6]。廖红建等[7]对不同渗透系数土质边坡在库水位下降速率变化下的稳定性进行了数值计算和分析，计算了在库水位下降期间，不同渗透系数滑坡体的稳定性受库水位下降速率影响的变化规律。朱冬林等[8]在库水位与滑坡稳定性一般规律的分析基础之上，对某水库滑坡进行了考察，研究了初期蓄水过程中滑坡的位移动态和代表性测点位移的规律，并对库岸边坡的稳定性进行了预测。董金玉等[9]利用岩土数值分析FLAC3D软件，考虑了堆积体与基岩基覆接触带介质的应变软化特性，对水库蓄水和下降过程中边坡的变形破坏特征进行了分析预测。卢向涛等[10]以苗尾水电站大溜槽岸坡在暂态水位变化作用下的变形为例，发现受库水位变动及降雨等条件的影响，库岸边坡坡体内暂态上层滞水位和暂态潜水位会产生相应变化，从而引发岸坡出现各种地质灾害。中村浩之等[11]对日本滑坡进行了调查，结果表明，近六成滑坡发生在库水位骤降时期，其余四成发生在水位上升时期，包括蓄水初期；浸水和库水位急剧降低和降雨是水库滑坡形成的主要因素。郭志华等[12]研究了库水位下降速度、下降时间和渗透系数对边坡稳定性的影响，得到库水位下降速度越大，滑弧深度越大，安全系数随水位降低和下降时间的增加呈先减小后增加的趋势。刘新荣等[13]研究发现水位变化对于坡岸岩土体的影响包括：①岩土体软化，性质降低；②动水压力和静水压力；③超孔隙水压力；④冲刷剥蚀作用等。

不难发现，现有成果中的研究对象很多针对大型水库的库岸边坡，其体量较大，且水库蓄水的水位变化多以10 m的数量级变化。对于小型坝体或库岸边坡，其水位变化相对量级较小，现有文献大多针对于均质土坝。而对于古遗址中的砌石坡岸，其内部通常为人工填筑的碎石土或块石土，容易在水流的作用下软化，而且内部填充的岩土体较松散，在水流的软化作用下流动性较强，加之其具有渗透性较好的特点，水位下降过程中排水迅速，这些特点决定了其不能简单地按照一般的水库库岸边坡的研究结果进行类比分析。鉴于此，本文对贵州镇远青龙洞古建筑群中的湘黔古驿道为研究对象，建立了数值分析模型并进行流固耦合计算，分析了潕阳河水水位变化对古驿道堡坎位移及稳定性的影响，本文的研究可为此类砌石坡岸遗址的保护提供参考，也为相关加固工程提供理论依据。

1 遗址概况

1.1 遗址保护现状

青龙洞古建筑群前的湘黔古驿道段，属青龙洞古建筑群附属部分，总长约200 m，宽约6 m，南端通过祝圣桥连通镇远古镇，如图1所示。20世纪30年代早期，为了满足抗日战争的需要，国民政府重新修缮了该段，1936年通车，属于京滇公路段。1988年，被国务院公布为第三批全国重点文物保护单位。

图1 青龙洞古建筑群平面分布图Fig.1 The plan map of Qinglongdong ancient buildings

古驿道频临潕阳河，护堤长期受潕阳河水冲刷浸泡，保存的自然条件较差。1936年修整作为滇缅公路的一部分，至今未做任何保护措施。近年来，局部段出现了鼓胀病害，如图2(a)所示；2014年5月9日上午9点，古驿道靠近祝圣桥南侧路段发生局部垮塌，垮塌规模约150 m3，险情严重影响祝圣桥、古驿道及人员的安全，存在极大隐患，如图2(b)所示；2015年11月16日，古驿道万寿宫段再次发生局部垮塌，垮塌规模约100 m3，垮塌上缘至路面，下缘位于水下约1 m处附近，如图2(c)所示。连续的两次垮塌，严重威胁到祝圣桥、青龙洞古建筑群、古驿道及往来游客的安全，也说明湘黔古驿道青龙洞段存在极大安全隐患，亟待抢险加固，以避免发生更大范围的垮塌，保证文物及人员的安全。

1.2 区域地质条件

垮塌之后，镇远县文物局迅速组织抢险加固工作，对古驿道垮塌段进行了勘察和加固保护工作。根据古驿道的平面图，勘探点按横纵两线布置，在不破坏古驿道下管线的情况下横线的勘探点间距为30 m，纵线间距为2 m。本次勘探点的类型为一般性钻孔，共布置8个钻孔，深度为3.6～9.6 m。根据钻孔来看地层主要为寒武系高台组淡灰、微肉红色中厚层状白云岩以及白云岩经水动力作用、生物化学作用而形成的灰华堆积体，从上往下如下。

图2 鼓胀病害与垮塌现场Fig.2 Tympanic disease and collapse site

(1)水泥层：厚30 cm左右。

(2)块石土层：厚6 m左右，在斜坡处略薄。

(3)灰华堆积体：分布于古驿道的所有区域，分布于地下6.5～7.5 m处，厚为1 m左右。

(4)白云岩、云灰岩：白云岩、云灰岩为灰华堆积体的基座，上部为强风化的白云岩、云灰岩，厚层块状构造，具碎裂状糜棱岩状结构，厚约2 m。下部为较完整的白云岩、云灰岩，埋深一般在9 m以下，多为中厚层状，部分地段为薄中层状，岩石致密完整。

古驿道修建在河流阶地上，地下水主要为孔隙潜水及基岩裂隙水。潜水主要赋存于碎石层中，受降雨及潕阳河河水水位变化影响明显。基岩裂隙水赋存于下层基岩中，富水性弱，含水量一般，主要补给为大气降水、潕阳河水。区内岩溶地貌发育，地下水量丰富。

事实上，关于企业高管薪酬的研究长久以来一直是研究中的热点问题。之所以会出现市场对于高管薪酬的质疑，很大程度上是因为公众认为不公平导致，高管给自己发放高薪酬被人们广为诟病。因此，国内企业必须根据市场供给情况建立一个“合理”的高管薪酬体系。这个体系使企业高级管理人员的薪酬在具有市场竞争优势的同时，又能够将起到激励约束的作用，恰当地将高级管理人员的绩效考核结果(包括企业的业绩增长、风险管控等)与薪酬挂钩起来。

1.3 区域气候条件

根据镇远县气象站气象统计资料，镇远县属典型的亚热带季风湿润气候，冬夏气温、降水变化剧烈，年平均气温16.4 ℃，年平均降水量1 058.8 mm，年平均蒸发量912.1 mm。镇远县1961～2006年间的年平均降雨量如图3所示。另外，研究区域上游20 km处有水电站，据监测，水电站排水时，潕阳河水水位上升较快，可达到1.0 m/d，正常雨季期间，河水水位上升相对较慢，约为0.5 m/d，下游农田灌溉时期，水位下降速度较快，约1.0 m/d，枯水期水位下降速度较慢，约0.5 m/d。

图3 镇远县1961—2006年平均降水量变化趋势图Fig.3 The trend chart of average precipitation in Zhenyuan from 1961 to 2006

2 模型的建立及计算工况

2.1 数值模型及参数

为计算水位变化对堡坎的稳定性，分别建立了6 m和7 m高的典型驿道坡岸剖面的数值计算模型，6 m模型以第一次垮塌位置为代表，7 m模型以第二次垮塌位置为代表。根据古驿道典型剖面图以及地质勘查情况，由于影响堡坎稳定性的原因主要为河水水位变化对堡坎内部块石土的作用，为简化建模及分析过程，将灰华堆积体及白云岩、云灰岩层视作堡坎的基岩部分进行建模，同时将混凝土路面、块石土以及砌石按照岩性区分进行分组建模，计算模型如图4所示。

图4中，6 m高坡岸堡坎高度为5 m，7 m高坡岸堡坎高度为6.1 m，模型厚度方向取3 m，能够代表现场的实际情况。模型底部(底边届)为固定约束边界，限制其在直角坐标系下3个方向的位移，考虑到坡岸在长度方向上足够长(前后边界)，山体一侧边界(左边界)受后侧山体约束，可认为其在这三个方向上无位移，在这三个方向设置单向约束边界，限制其在坐标轴方向的位移，坡岸临河面(右边界)的位移自由，不做约束。块石土和砌石赋予各向同性渗流模型，基岩设置为不透水模型。计算模型的渗流边界条件：前后边界、左边界、底边届均设置为不透水边界；右边界设置为透水边界条件，流体可以流出和流入)。在渗流模式下，进行瞬态渗流计算，得到渗流场后，再关闭渗流模式，打开力学模式，进行稳定性分析。模型中各组的参数根据地质勘察报告和土工实验的结果取值，如表1所示。其中，由于砌石之间存在缝隙，其渗透系数的取值不能按照完整岩石的渗透系数取值，需进行相应的折减，取1.0×10-3cm/s。

图4 数值模型及分组Fig.4 Numerical model and group

2.2 计算工况

根据潕阳河的水位情况，正常水位在3 m左右，根据前文的地质勘查结果显示，地下水位基本受河水水位控制，并且考虑到坡岸内部主要填充物为块石土，渗透系数较大，水位变化时，坡岸内的水能够及时浸入和排除，因此地下水位可以认为与河水水位一致进行计算。

上游水电站排水时水位上升较快，雨季水位上升较慢，最高水位达到5 m左右，下游灌溉时水位下降较快，枯水期水位下降较慢，最低水位在1 m左右。综合考虑潕阳河水的水位变化情况，计算时分涨水和降水两种情况，并且分别考虑水位变化快慢1 m/d和0.5 m/d两种情况，共分四种工况(快涨3 m—4 m—5 m，快降3 m—2 m—1 m，慢涨3.0 m—3.5 m—4.0 m—4.5 m—5.0 m，慢降3.0 m—2.5 m—2.0 m—1.5 m—1.0 m)，对古驿道遗址进行流固耦合计算。

3 结果分析

3.1 位移分析

数值模拟的位移结果具有很强的直观性，常常作为数值分析中定性判断结果正确性的重要依据。以7 m高古驿道堡坎的计算结果为例，如图5所示，图5(a)、图5(b)分别为计算模型的初始状态(只受重力作用)和常水位状态下的位移云图。其他水位状态下的位移云图与常水位的位移云图相似，但数值不同，文中不再附图。从图5中可以看出，坡岸的最大位移处于堡坎的中下部位置，这与青龙洞古建筑群古驿道遗址的实际勘测结果一致，说明本文建立的数值模型是合理的。另外，最大位移处通常是坡岸发生垮塌时最先破坏的位置，此处的破坏引起上部堡坎砌块的塌落，内部碎石土失去支撑滑出，导致从此位置至混凝土路面之间发生垮塌，能够很好的解释坡岸垮塌的原因。从图中还可以看出，由于水位的上升，最大水平位移增大，且最大位移所在的位置略有下降，但下降量较小。

表1 静力模型各分组的参数Table 1 The parameters of each group of the static model

图5 水平位移云图Fig.5 Contour of horizontal displacement

为比较各个工况的位移结果，选取河床上部至路面的堡坎中的节点位移进行分析，如图6所示。图中曲线为涨水工况下，堡坎的最大水平位移沿着高度方向的分布曲线，从图中可以看出，堡坎底部与上部的位移值差别不大，说明水位变化对于下部基岩和上部的混凝土路面影响较小；常水位状态下堡坎的位移整体较小，并且位移分布曲线较平缓。在水位上涨至同一位置时，快涨工况下的堡坎水平位移比慢涨工况时的位移略大，即水位上涨速率越高，堡坎的水平位移越大。

图6 涨水工况下堡坎沿高程水平位移分布Fig.6 The horizontal displacement distribution of the revetment along the elevation in the flood condition

降水工况下，无论水位下降快慢，其位移分布与常水位相比变化不大。这是由于常水位位置较低，处于人工回填块石土的底部位置，且此处受到天然斜坡地形的影响，块石土填量较少，水位主要的影响区域为基岩，特别水位在2 m以下时，水位已降至堡坎以下，对堡坎位移的影响不明显，因此，降水工况的位移分布不再附图。

根据图6可知，堡坎的最大位移处于堡坎的中部靠下位置，是堡坎的潜在不稳定区域，堡坎上部和下部区域位移变化量以及变化率较小，特别对于混凝土路面，由于其受水位变化的影响可以忽略，其位移变化很小，加之其具有一定的抗拉强度，对堡坎具有一定的阻滑作用。这里进一步针对堡坎的最大位移位置，分析水位变化时堡坎最大位移的变化趋势，如图7所示。可以发现，水位从常水位下降时，最大位移变化极小，可以忽略不计；水位从常水位上升时，堡坎的水平位移增大，上升水位越高，蓄水对位移的影响越大，最大位移不断增长，增长速率随着水位的升高略有增长。

图7 堡坎最大水平位移随水位涨落的变化Fig.7 The maximum horizontal displacement of the revetment with the water level fluctuation

3.2 安全系数

不考虑水位的影响时，7 m和6 m两个模型的安全系数分别为7.02和8.34，安全系数较大，坡岸处于稳定状态。常水位状态，由于水流对岩土体的软化作用，两个模型的安全系数急剧下降，分别为1.5和1.18，说明水位对坡岸的稳定性影响极大。不同水位变化工况下坡岸的安全系数如图8所示，可以发现，水位的变化对堡坎的安全系数影响较大，水位发生变化时的安全系数大都小于常水位下的安全系数。这是因为在水位上升阶段，坡岸的淹没部分就会产生浮力作用，这种作用抵抗滑坡体的重量，使得坡脚部分的有效重量减少，造成整个滑坡体的抵抗力变小、稳定性降低；当水位急剧下降时，存在于坡岸中的地下水水位下降有一定的滞后，在这期间坡岸中产生渗透水压力，其方向指向坡外，造成稳定性降低，容易诱发垮塌。

图8 各工况坡岸的安全系数Fig.8 Safety factor of the revetment in all conditions

水位慢速变化工况，水位上升过程中，安全系数整体上呈现下降的趋势，水位下降工况下，安全系数呈现先减小后上升的趋势。对于水位快速变化工况，水位从常水位上升和下降过程中，安全系数在整体上都呈现下降的趋势。

对于7 m高的坡岸，在水位变化速率0.5 m/d的情况下，水位上升至4 m时，其安全系数极值仅为0.26，5 m水位安全系数也小于1，为0.78；在水位变化速率1 m/d情况下，水位为4 m和5 m时，安全系数也小于1，分别为0.93和0.99。对于6 m高的坡岸，水位变化速率0.5 m/d的情况下，水位在2 m，3.5 m和5 m时，安全系数小于1，分别为0.98、0.75和0.80；水位变化速率1 m/d情况下，水位在1 m和5 m时，安全系数较低，分别为0.98和0.73。安全系数是判断坡岸稳定性的重要依据，因此，可以判断，7 m高坡岸的水位在4～5 m时，稳定性较低；水位变化速率较慢时，6 m高坡岸在水位为2 m以及3.5～5 m时，安全系数较低，水位快速变化时，1 m和5 m水位处稳定性最差。

如前文所述，第一次垮塌时间为2014年5月9日，此期间由于下游灌溉，水位下降较快，其垮塌时水位在1 m左右，即对应本文算例中的6 m坡岸水位快降工况，第二次垮塌时间为2015年11月16日，此期间由于降雨，水位上升，可对应算例中7 m坡岸水位慢涨工况。而对于算例中其他安全系数较低的情况，特别是水位5 m的情况，虽然目前没有发生在此水位的垮塌现象，但也应注意较高水位情况下的稳定性监测与防护。