冲积河道冲刷过程中的横向展宽模拟

伍育浩

（江西省修江水利电力勘察设计有限责任公司，南昌 330000）

0 引 言

对于冲积河道而言，包括河岸、主槽、滩地等在内的河床始终处于不断变化中，河床的横纵向变形程度主要与床沙质来量、水流挟沙能力及水流冲刷能力与河岸抗冲性能的对比有关。河岸横向冲刷、崩塌既严重影响岸坡土地的规划利用，又危及堤防结构安全，而现有泥沙模型对河道横向变形模拟较少。所以，研究河道横向展宽发生机理及变动趋势规律对于丰富和发展河床演变理论、河道冲刷控制、指导河道整治工作均具有积极意义。

1 河道概况

安义县境内某设计治理河道总长75.83km。疏通连通通道长度28.08km，整治门塘12座；河道清障0.12km2；清淤疏浚60.26km；左右岸生态斜坡式护岸68.31km、生态挡墙式护岸25.67km，混凝土挡墙护岸2.71km，堤防加固9.66km。河道所在流域上游为侵蚀低丘陵地貌，中游及下游为剥蚀堆积物岗埠平原地貌，河流整体呈由北东向至近东向走向，河道宽度3～25m，为宽缓型“U”型河谷，全段河道蜿蜒曲折，在平面上呈多个连续或不连续的“S”型，河谷两岸地形从河谷两边散开，先平缓后较陡，河谷地面高程19.54～44.35m，地形坡度在0～10°之间，局部较陡峭坡地坡度在10°～30°。两岸主要以农田、林地为主，局地有村庄。工程河段大部分被第四系冲洪积层覆盖，基岩零星裸露。河岸上部为黏性土，下部为非黏性土，中部为非黏性土和黏性土混合的二元结构河岸，河道水位消退引发河道边坡崩岸的可能性较大。

2 河道横向展宽力学机理

河道冲刷的影响因素较多，从力学角度可以将其归纳为3类：①加大河岸冲刷速度，即指水流自身的冲刷力；②降低对河岸的冲刷作用，即指河岸土体所具备的抗冲力；③塌岸时的土体所具有的抗剪强度，包括凝聚力、内摩擦角等。

2.1 水流冲刷力

河岸水流自身所具有的冲刷力对河岸冲刷影响最大，一般根据水流切应力的大小进行衡量。针对非黏性土河岸而言，临近岸坡水流切应力大小取决于水容重、断面水深均值、河道比降等参数。随着紊流理论的发展，大量学者开始将黏土矿物学黏粒微观结构引入河道黏性泥沙冲刷领域，推动了水流切应力问题的不断发展。根据已有研究成果，因水流作用而出现的动水压力将直接传递至土体孔隙，进而引发附加水压力，在这种情况下，胶团团聚体所能承受的有效应力超出团聚体结构自重加咬合力时，泥沙才会表现为起动状态[1]。也就是说，土外水所生成的脉动应力是引发泥沙起动的主要因素，在脉动应力的持续振动下，引发较大的瞬间脉压，团聚体也会逐渐松弛，最终浮起后被水流裹挟。

当前，一般通过传感器直接测量近岸水流脉动应力，或是根据测得的脉动流速和摩阻流速推求水流脉动应力。研究近岸水流脉动作用对于分析近岸黏性泥沙起动规律及河道冲刷意义重大。

2.2 土体抗冲力

河岸土体抗冲力通常通过起动切应力体现，所产生的切应力大小与河岸土质、级配、粒径、电化学作用、边坡角度的影响。根据实际分布，河道岸坡土体通常呈上细下粗的二元垂向结构，不同高程土体所具有的抗冲性能不尽相同。从平面来看，河岸沉积物由不同属性的泥沙组成，抗冲性也不相同。故进行河岸土体起动切应力计算时所需考虑的因素较多，当前较常应用的仍是半经验半理论方法。

非黏性河岸所对应的抗冲力大多来自泥沙颗粒有效重力，一般情况下可应用Shields起动拖曳力方法进行其泥沙起动条件的估算，同时充分考虑岸坡角度、泥沙粒径、排列情况等的可能影响，反复试算。

黏性土由于颗粒细小，比表面积大，表面能强，重力作用相对较小，黏性土颗粒之间必然存在化学键和分子键，颗粒体表面往往携带静电荷，进而也具备离子静电力，在其影响和作用下必然形成水膜，使吸持力增大后，将黏土颗粒紧密吸附。所以，河岸黏性土抵抗水流剪切主要通过黏结力实现。黏性土中值粒径、实际含量等参数虽然对土体起动不造成直接影响，但会影响黏性土体内部结构，使土体起动的具体过程变得更为复杂。一般情况下，新淤积的黏性土，因土体颗粒之间较为松散，土体起动过程中仍应视为单个泥沙颗粒；结合泥沙颗粒实际起动过程所对应的平衡条件便可得出对应的力学平衡方程，进而得出相应黏性土颗粒起动公式[2]。

2.3 土体抗剪强度

根据相关分析，河岸变形过程还主要与土体内部抗剪强度等因素有关。若河岸在一定状态下不存在崩塌的可能，则意味着作用于潜在滑动面的剪应力不具备抵抗河岸土体内部剪切阻力的能力。土体矿物成分、土颗粒级配及粒径、结构构成、密度及饱和度等内部情况和所承受荷载等外部因素是决定和影响河道岸坡土体实际抗剪强度的两方面因素。河道岸坡土体颗粒因受到特定条件影响和作用后所表现出的力学属性即为土体抗剪强度。这种力学属性在河岸冲刷过程中外在表现为土体颗粒间滑动摩擦力、咬合力和凝聚力。

结合库仑公式，砂土抗剪强度主要由摩擦力组成，这种摩擦力除来源于砂土颗粒之间的剪切滑动摩擦力之外，还来自颗粒自身及与相邻颗粒的咬合力。土体颗粒必须克服因颗粒间结合水连结而产生的凝聚力。

3 河岸横向展宽模拟

3.1 河岸下部非黏性土

由于非黏性土河岸土体颗粒内部无凝聚力作用，故应基于水下休止角进行其河岸冲刷过程中横向展宽情况的模拟。当岸坡坡度比泥沙水下休止角小时，河岸边坡基本稳定，相反则发生崩岸，这一过程可以通过图1加以描述，即冲刷→崩岸→淤积的持续循环过程。根据非平衡输沙模型进行冲刷过程的模拟计算，而崩岸、淤积过程则通过其他方法处理。图中折线（1）和折线（3）的坡度均与水下休止角θc相等，且崩岸后塌陷下来的土体面积Ae和崩岸后堆积在岸坡的面积Ad相等。据此可以测算出崩岸后岸坡的形态折线（3）；以上过程引起岸顶后退的距离为△Bc，该距离也是崩岸程度和强度的具体表征，其大小主要取决于河岸土体颗粒粒径及形状；为便于分析，通常假设△Bc和水面以上河岸高度hf成正比例关系。应用此方法所得到的该河道冲刷过程的可能结果与室内试验结果大致一致。

图1 非黏性土河岸冲刷模拟

此外，对于非黏性土河道冲刷过程的横向展宽模拟，还可以基于河岸冲刷速率的角度展开分析。基于该视角，河道崩岸泥沙以及从上游输移至岸坡的泥沙会造成河岸淤长，此外，在近岸水流的持续冲刷下，如果河岸冲刷后退的速率比其淤长速率大，由此可见，河岸线后退以及因此所产生的河道横向展宽无法避免。

基于河岸岸坡冲刷速率的视角，可以将具体时段内河岸冲刷后退的距离表示如下：

式中：△B为河岸冲刷后退的距离，cm；ω为河岸岸坡实际冲刷速率，ω＞0指河岸淤长状态、ω=0指河岸不变，ω＜0指河岸冲刷状态；△tbank为河岸持续冲刷时间。结合相关研究成果可以看出，近岸水流及泥沙条件是影响河岸冲刷、后退的主要方面。

3.2 河岸上部黏性土

进行河岸上部黏性土冲刷过程力学模拟时必须先确定出河岸实际所对应的横向冲刷距离，与此同时还应展开岸坡稳定性评价。当所对应的冲刷时间为△t时，河岸在水流进行横向冲刷后所可能产生的后退长度表示如下：

式中：cl为岸坡横向冲刷系数，主要取决于河岸土体特性，结合室内试验结果，该河道取3.65×10-4；τ为河岸所承受的水流切应力，N/m2；τc为河岸土体颗粒所承受的起动切应力，N/m2；γbk为河岸土体容重，kN/m3；其余参数含义同前。

图2中依据水动力学模型所得出的河床床面冲刷深度为△Z，根据式（2）得到河岸横向冲刷宽度△B，在此基础上还需要得出河床床面在频繁遭受河水冲刷及侵蚀作用后的河岸的实际高度H1、转折点B和其上河岸高度H2，便能推求出实测河岸高度。将所得到的崩岸发生时实测河岸高度和理论河岸高度进行比较，以进行河岸可能发生崩塌概率的判断。若这种情况下河岸已经表现出初次崩塌，那必须认为此后河岸会持续发生平行后退式崩岸，也就是说崩岸发生后边坡角度始终为β。根据以上理论对该河岸上部黏性土崩塌结果的预测情况与实际情况基本吻合。

图2 黏性土河岸崩岸示意图

3.3 非黏性土和黏性土混合的二元结构河岸

结合相关试验结果，自然堤岸属于由砂、粉砂黏土、其余土构成的层状结构，故可将其概化为混合土二元结构河岸，其冲刷主要经历3个阶段：①下部非黏性土层冲刷；②挂空上部黏土层崩塌；③河岸崩塌后所产生的土体被水流冲散后裹挟带走。详见图3。可以说这3个过程并非独立存在，而是一个接一个发生，最终使所研究的河岸处于冲淤平衡。

图3 非黏性土和黏性土混合的二元结构河岸冲蚀过程

在既定的时间段内，河岸下部非黏性土层遭到冲蚀后的后退距离（即冲刷距离L）受诸多因素影响，可表示如下：

式中：τ为近岸水流切应力，N/m2；τc为非黏性土抗冲力，N/m2；γ1为容重，kN/m3；△t为既定的时间段。

在进行冲积河道黏性土层挂空长度Lc临界值计算的过程中，崩塌过程中所引发的弯曲应力在断裂面上的可能分布情况具体如图4所示，也就是说，当断裂面上边实际应力如果≥抗拉强度，则对于这种二元结构冲积河道的悬空结构的自重向河岸所施加力矩必将平衡于断裂面抗拉力矩，对应在图中即L≥Lc时，河岸上部黏性土层因承受较大的拉应力而表现出崩塌态势，相反，L＜Lc时，河岸上部黏性土层所承受的拉应力随之消失，基本处于稳定状态。图4中W为挂空部分结构自重，H为黏性土层高度，B为黏性土层宽度，T0为黏性土层抗拉强度。

图4 二元结构河岸中黏性土层受拉崩塌应力分布

4 结 论

综上所述，以力学机理为基础所建立的冲积河道岸坡冲刷过程水动力学-土体力学方法能有效避免经验法的不足，对于不同土质类型的河道岸坡均普遍适用。但是在具体应用时，必须根据具体的河道岸坡组成条件，并结合室内试验进行相关参数的准确率定。此外，目前关于河道岸坡横向展宽模拟方法与泥沙数学模型结合方面已经取得进展，但直接应用于解决实际问题，操作过程方面仍存在较大难度，还应进一步深入细致研究。