任禹鑫，陳 杰，彭 冰

(1.華北水利水電大學(xué) 巖土工程與水工結(jié)構(gòu)研究院， 河南 鄭州 450046；2.中水珠江規(guī)劃勘測設(shè)計有限公司， 廣東 廣州 510610；3.陜西省礦產(chǎn)資源調(diào)查評審指導(dǎo)中心， 陜西 西安 710075)

在對城區(qū)密集河網(wǎng)河道進(jìn)行清淤施工時，河道排水、清淤開挖等會對原始邊坡產(chǎn)生擾動效應(yīng)，相應(yīng)會引起其應(yīng)力調(diào)整、卸荷變形及損傷破壞，可使邊坡巖土體變形加劇與強(qiáng)度降低，影響坡體完整程度和工程質(zhì)量[1]。直立岸坡施工時更易發(fā)生塌岸、傾倒等破壞現(xiàn)象，造成岸坡失穩(wěn)的同時影響臨近建筑物安全性。

河道堤防工程岸坡大多屬于土質(zhì)邊坡，對土質(zhì)邊坡穩(wěn)定性研究方面，我國學(xué)者成果眾多。為得出人工切土邊坡擾動因素，廖紅建等[2]對黏性土進(jìn)行三軸試驗，為邊坡的長期穩(wěn)定性計算與強(qiáng)度參數(shù)確定提出簡便經(jīng)濟(jì)的方法。安海堂等[3]通過土質(zhì)邊坡開挖試驗和數(shù)值模擬方法,發(fā)現(xiàn)加載和開挖條件坡體應(yīng)力在靠近荷載處變化最大，開挖主要造成坡體豎向受力逐漸減小。王一冰等[4]利用模型試驗，得出坡腳因降雨長時間浸泡導(dǎo)致的破壞規(guī)律。劉洋等[5]對某黃土高陡坡的滑坡發(fā)育特征及成災(zāi)因素進(jìn)行深入研究，發(fā)現(xiàn)黃土高陡臨空坡體的破壞形式主要為塑性剪切破壞。水位變化是影響河岸邊坡穩(wěn)定性的一個重要因素[6]，為探究河水位反復(fù)升降后非飽和堤岸穩(wěn)定性的變化，張芳枝等[7]利用耦合計算程序同時結(jié)合強(qiáng)度折減有限元法,發(fā)現(xiàn)河水位反復(fù)升降降低了堤岸邊坡整體穩(wěn)定性。年廷凱等[8]建立了考慮土性參數(shù)、水位下降比、坡角等一體化的穩(wěn)定安全系數(shù)綜合圖表表示方法，對現(xiàn)有圖表法做出了有益補充。邊坡的開挖往往會對坡體造成較大擾動，為研究開挖卸載過程中黃土邊坡的變形特性、穩(wěn)定性變化規(guī)律及土釘?shù)募庸绦?yīng)，龔成明等[9]采用離心模型試驗，為黃土邊坡的開挖與防護(hù)提供了參考。王浩等[10]分析了某排土場堆積體邊坡不同工況穩(wěn)定性影響，采取削坡，回填壓腳等處理措施，改善了邊坡的穩(wěn)定性。在對某水電站壩間高邊坡的分析時考慮動態(tài)卸荷過程時,王瑞紅等[11]發(fā)現(xiàn)位移和塑性區(qū)面積比不考慮時有所減小，可根據(jù)動態(tài)卸荷的開挖巖體破壞情況選擇合理支護(hù)措施與時間。

目前針對河道工程影響岸坡穩(wěn)定性的研究較少，河道工程既涉及到水位的變化又需考慮開挖造成的影響。因此本文在前人研究的基礎(chǔ)上，綜合考慮排水與開挖影響因素。采用定量分析[12]中的極限平衡和數(shù)值計算方法，對河道岸坡建立穩(wěn)定性計算分析模型，研究了莆田市宮口河直立岸坡清淤不同施工階段的穩(wěn)定狀態(tài)及塌岸機(jī)理，并給出提高清淤時岸坡穩(wěn)定性的處理措施。

1 宮口河塌岸實例

該清淤工程位于福建省莆田市涵江區(qū)，地處木蘭溪流域北洋河網(wǎng)，城區(qū)河網(wǎng)密布，水系縱橫，包括梧梓河、宮口河、望江河、塘頭河四大水系。其中宮口河為連接梧梓河與望江河的中間通道，河段西北起至涵華西路，東南至鑒前街，流經(jīng)蘿苜田歷史建筑保護(hù)區(qū)。河長約700 m，河寬13.0 m～33.0 m，水深0.5 m～1.6 m，匯水面積約12.0 hm2。宮口河水系內(nèi)的宮支1為斷頭河，河道較窄，河岸腹地空間狹小?，F(xiàn)狀河道的左右岸均為漿砌石護(hù)岸，存在多處破損。

在宮口河清淤項目前期施工時，為美城環(huán)境進(jìn)行了清淤。由于河道寬度較小，河道周邊均有房屋建筑，采用泥漿泵與人工清淤結(jié)合的方法。計劃對宮口河整體河段清淤，護(hù)岸埋置深度滿足《堤防工程設(shè)計規(guī)范》[13](GB 50286—2013)坡式護(hù)岸埋深要求。原設(shè)計清理河道內(nèi)淤泥30 cm，在對下游清淤時過度開挖，清淤厚度超過原始設(shè)計清淤厚度且開挖至坡腳，導(dǎo)致清淤后河道內(nèi)土體高程低于基礎(chǔ)條石高程，因此造成宮口河下游出現(xiàn)坍塌，塌岸如圖1所示。

圖1 河道塌岸

2 巖土層分布特征

根據(jù)現(xiàn)場鉆探成果和地質(zhì)測繪資料，按照各巖土層成因類型和工程特性進(jìn)行綜合劃分，場地覆蓋層主要有全新統(tǒng)人工堆積層(Q4ml)、沖洪積層(Q4apl)。

(1) 全新統(tǒng)人工堆積層(Q4ml)。雜填土①：雜色、灰色為主，稍濕，由黏性土、碎礫石及建筑垃圾等組成，局部表層含有生活垃圾，粗硬質(zhì)含量約占4%～60%，上下分布不均，未經(jīng)碾壓夯實，松散，定額分類為三類土壤，普氏分類為III類土，本層分布較不規(guī)律。

(2) 沖洪積層(Q4apl)。淤泥②：灰黑色，污手，略有腥臭味，切面光滑有光澤，無搖振反應(yīng)，流塑。局部鉆孔的淤泥中含有少量粗砂，粒徑在0.5 mm～2.0 mm，約占10%～20%，定額分類為一、二類土，普氏分類為I類土。勘察揭露的淤泥層數(shù)量較多。粉質(zhì)黏土③：以黃棕色，灰黃色為主，以粉黏粒為主，無搖振反應(yīng)，切面光滑有光澤，干強(qiáng)度中等，韌性中等，可塑，定額分類為一、二類土壤，普氏分類為II類土。本層分布數(shù)量較多。

3 岸坡體失穩(wěn)機(jī)理分析

3.1 清淤河道岸坡斷面選取

宮口河兩岸為漿砌石護(hù)岸，岸坡坡率較小接近直立，此次塌岸處位于河岸西南處鑒前街附近。對此塌岸河段選擇左側(cè)岸坡典型斷面建立計算分析模型。結(jié)合工程地質(zhì)資料選取斷面尺寸如下：水平方向長19.00 m，坡腳到河道中心距離8.00 m，垂直方向高7.20 m，護(hù)岸采用梯形，上表面寬0.30 m，下底寬0.70 m，高度1.96 m。河道水位高程5.62 m。圖2是選取岸坡的工程地質(zhì)剖面。

圖2 選取斷面及其工程地質(zhì)剖面

3.2 極限平衡分析

3.2.1 模型及工況建立

此次建立的清淤模型尺寸與選取的斷面一致，通過對距坡肩左側(cè)7 m處施加附加荷載模擬河道臨近建筑物荷載，根據(jù)河道清淤時的施工步驟，結(jié)合GeoStudio軟件，對清淤斷面在兩種工況下進(jìn)行極限平衡計算。建立工況如下，工況1：河道排水(開挖前準(zhǔn)備工作，對河道進(jìn)行排水)；工況2：清淤開挖(模擬原始開挖，對河道內(nèi)的淤泥開挖至坡腳)。詳細(xì)的土體力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 巖土體物理力學(xué)參數(shù)

3.2.2 計算結(jié)果分析

采用GeoStudio軟件中Morgenstern-Price法分別對河道排水，清淤開挖兩種工況進(jìn)行計算，由于原河道漿砌石護(hù)岸破損，認(rèn)為地下水滲流進(jìn)護(hù)岸內(nèi)，水位線通過護(hù)岸。模型計算結(jié)果如圖3、圖4所示。

圖3 排水工況

圖4 開挖工況

此河道堤防工程級別為二級，根據(jù)《堤防工程設(shè)計規(guī)范》[13](GB 50286—2013)，河道降水及清淤開挖屬于施工期，滿足堤防工程非常運用條件Ⅰ，因此當(dāng)安全系數(shù)Fs<1.15時為不穩(wěn)定狀態(tài)，F(xiàn)s≥1.15時為穩(wěn)定狀態(tài)。河道排水后的安全系數(shù)1.20大于1.15，此時岸坡處于穩(wěn)定狀態(tài)，隨后清淤開挖，開挖后的岸坡安全性系數(shù)下降至1.06小于1.15，安全系數(shù)較小，岸坡處于失穩(wěn)狀態(tài)。

3.3 數(shù)值計算分析

3.3.1 模型及工況建立

利用有限差分軟件FLAC3D進(jìn)行位移與應(yīng)力狀態(tài)計算。建立的清淤模型在x、z方向尺寸與選取的清淤斷面一致，y方向尺寸10 m。模型建立時，土體選用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型，護(hù)岸用Elastic彈性材料模型建立，同時用生成水位面的方式對初始水位進(jìn)行設(shè)置，并對河道與坡面施加靜水壓力，通過對距坡肩左側(cè)7 m處施加均布力，來模擬河道臨近建筑物荷載。

模型上表面為自由面，對底面采用三方向約束，各側(cè)面均采用法向約束，生成受重力作用下的初始平衡模型，并對初始位移清零，分別對模型在排水工況，清淤工況下進(jìn)行計算。生成的岸坡初始模型如圖5所示，模型單元數(shù)12 659，結(jié)點數(shù)11 853。詳細(xì)的巖土體物理力學(xué)參數(shù)見表2。

圖5 河道岸坡初始模型

表2 巖土體物理力學(xué)參數(shù)

3.3.2 計算結(jié)果及失穩(wěn)機(jī)理

孔隙水壓力是由作用在土體單元上的總應(yīng)力發(fā)生變化導(dǎo)致的。河道排水時，水位會在短時期內(nèi)驟降，黏性土的滲透系數(shù)較小，將水從孔隙擠出，使土骨架過渡到新的孔隙比，無法在短期內(nèi)實現(xiàn)[14]。因此建立模型時不考慮滲流，將模型邊界設(shè)為不透水邊界，模型產(chǎn)生的孔壓變化僅受力學(xué)邊界改變而變化。圖6是生成模型時的河道岸坡初始孔隙水壓力分布云圖。

圖6 初始孔隙水壓力

河道降水后，河道內(nèi)土體孔隙水壓力降低，坡體內(nèi)的孔隙水壓力略微減小，岸坡體的浸潤線略微下降，如圖7所示。圖8是河道排水后岸坡體豎向位移圖，排水的卸荷作用使河道內(nèi)土體向臨空處位移，坡腳處河道土體向上豎向位移最大，位移約1.31 mm，最大沉降位移出現(xiàn)在坡頂，因為坡體內(nèi)的水位下降速度小于河道水位，坡體內(nèi)的水力梯度增加而使坡頂產(chǎn)生向下的沉降，位移約2.39 mm，水平方向上最大位移出現(xiàn)在坡腳的下部土體內(nèi)，如圖9所示，向河道方向位移3.07 mm，沿著坡面向上豎向位移值逐漸減小。綜合豎向位移與水平位移值，岸坡體的位移變化均較小。雖然河道排水時，水位驟降的卸荷作用易增加岸坡的不穩(wěn)定性，但由于此次清淤河道水位較淺，并且在護(hù)岸的支護(hù)作用下，排水后未對岸坡穩(wěn)定性造成較大的影響。

圖7 排水后孔隙水壓力

圖8 排水后豎向位移

圖9 排水后水平向位移

根據(jù)Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則，巖土體的破壞屬于剪切破壞，破壞面上容易出現(xiàn)較大的剪切變形，在邊坡處于極限狀態(tài)時，剪應(yīng)變增量最大的地方相對于其他位置最容易發(fā)生破壞變形[15]。邊坡水平位移增量增長的程度突然急劇增大，剪應(yīng)變增量等值線從上到下貫通時，此時可以認(rèn)為邊坡體處于臨界破壞狀態(tài)[16]。如圖10所示，河道淤泥開挖后，經(jīng)計算岸坡體位移處在無限發(fā)展階段不能收斂。此時岸坡體的剪應(yīng)變增量出現(xiàn)貫通區(qū)。即岸坡出現(xiàn)潛在的滑移面。

觀察計算到此時的岸坡體位移。由圖11可以看出，開挖后河道內(nèi)的土體豎向回彈位移繼續(xù)增大，位移值達(dá)到8.42 mm，坡頂土體沉降位移也持續(xù)增大，位移達(dá)到13.50 mm。水平方向上，沿著坡面從上到下位移值逐漸增大，最大位移值出現(xiàn)在坡腳處，向河道方向位移19.63 mm，如圖12所示。由以上位移值變化可以看出，對河道內(nèi)的淤泥直接開挖至坡腳對岸坡穩(wěn)定性產(chǎn)生了較大影響，此時坡面向河道方向位移明顯增大，坡頂土體沉降值較大。

圖10 清淤開挖后剪應(yīng)變增量分布

圖11 清淤開挖后豎向位移

對造成塌岸的岸坡分析其破壞機(jī)理：清淤開挖至坡腳后，岸坡的高度增加，并且開挖掉坡腳土體使得岸坡的坡率增大，且坡角處土體對原始岸坡體產(chǎn)生的壓腳作用隨著開挖消失，致使岸坡體沿著坡腳處向水平方向位移持續(xù)增大，在水平力的作用下發(fā)生剪切破壞，此時岸坡已經(jīng)處于失穩(wěn)狀態(tài)，因此發(fā)生垮塌、傾倒等破壞性現(xiàn)象。

圖12 清淤開挖后水平向位移

4 處理措施

綜合極限平衡法與數(shù)值計算的結(jié)果，岸坡在整個施工過程中，河道排水時對岸坡穩(wěn)定性的影響較小，但對河道內(nèi)的淤泥開挖至坡腳后，岸坡的整體位移變化值較大且出現(xiàn)了剪應(yīng)變區(qū)貫通的現(xiàn)象，造成塌岸。原始的開挖方式忽略了坡角處土體對岸坡整體穩(wěn)定性的影響。為了提高清淤開挖時岸坡穩(wěn)定性，采用逐級開挖清除淤泥30 cm并對靠近坡腳處的淤泥1∶5放坡的形式進(jìn)行河道清淤，放坡開挖設(shè)計清淤斷面如圖13所示。

圖13 放坡開挖清淤斷面

4.1 極限平衡結(jié)果分析

根據(jù)表3極限平衡法計算結(jié)果可以看出，隨著逐級開挖，岸坡的安全系數(shù)逐漸下降，但放坡開挖后的河道岸坡最小安全系數(shù)為1.16，大于非常運用條件Ⅰ下的安全系數(shù)要求1.15，此時岸坡處于穩(wěn)定狀態(tài)。

表3 逐級開挖后岸坡體安全系數(shù)

4.2 數(shù)值計算結(jié)果分析

分別在岸坡體的坡頂與坡面處設(shè)立位移監(jiān)測點，如圖14所示。監(jiān)測坡頂豎向位移與坡面水平位移逐級開挖后的變化。

圖14 位移監(jiān)測點布置

放坡開挖的岸坡體，隨著開挖深度的增加，坡頂沉降位移與坡面水平位移持續(xù)增大，但變化值與整體位移值均較小，如圖15、圖16所示，在開挖至30 cm時坡頂最大沉降位移在5.0 mm左右，坡面最大水平位移在6.0 mm左右。

圖15 坡頂土體豎向位移

圖16 坡面水平向位移

通過對比原始開挖與放坡開挖發(fā)現(xiàn)，原始開挖的岸坡體坡頂沉降位移最大，且最大沉降位移出現(xiàn)的位置更靠近坡肩，也是宮口河出現(xiàn)塌岸的位置。放坡開挖后，坡頂土體最大沉降位置后移且較原始開挖有明顯減小，最大位移值減小9 mm左右，且坡肩處的豎向位移也有減小，位移值均在4 mm內(nèi)，位移值較小。坡面的水平方向位移也明顯減小，最大位移值減小約8 mm。放坡開挖的邊坡較原始開挖岸坡安全穩(wěn)定性明顯提高，清淤的同時滿足穩(wěn)定性要求。

5 結(jié) 論

(1) 采用極限平衡分析，降水后的岸坡體安全系數(shù)1.20，滿足堤防工程非常運用條件Ⅰ時的安全系數(shù)要求，此時岸坡穩(wěn)定。開挖至坡腳后安全系數(shù)下降至1.06，此時岸坡失穩(wěn)。

(2) 排水后岸坡體位移值均較小，初始水位較淺，排水卸荷的擾動作用較小，排水對岸坡穩(wěn)定性影響較小。對岸坡開挖至坡腳，岸坡體內(nèi)剪應(yīng)變增量存在貫通區(qū)，出現(xiàn)潛在滑移面，此時坡腳水平位移增大，坡頂土體沉降明顯。墻角土體的開挖，增加了坡高，增大了坡率，坡腳土體壓腳作用消失，造成岸坡失穩(wěn)坍塌。

(3) 通過采用逐級開挖30 cm并對坡角處土體1∶5放坡的措施，提高開挖后的岸坡穩(wěn)定性。由極限平衡法，放坡開挖后的岸坡安全性系數(shù)提高，最小安全系數(shù)1.16，滿足此工況下安全系數(shù)要求。與直接開挖相比，放坡開挖降低了坡率，同時坡角處的淤泥起壓腳作用，在清淤的同時滿足對岸坡穩(wěn)定性要求。