渗流对潮沟沟壁崩塌影响的三维物理模型试验研究

龚 政，唐 帅，赵 堃，张凯丽

(河海大学江苏省海岸海洋资源开发与环境安全重点实验室，江苏 南京 210098)

潮沟是一种发育在潮间带、由海洋动力作用形成的潮汐通道[1-2]，泥滩潮沟因不断经历涨、落潮交替过程，沟内水位变幅大、频次高，且沟壁的物质组成多为无黏性粉砂[3]，易形成渗流。受潮汐作用和沉积物性质影响，潮沟频繁迁移、摆动，引起曲流和溯源侵蚀，严重威胁沿海堤闸、海上风电等海岸工程建设安全[4]，已成为学术界和工程界的前沿和焦点问题[5-8]。因此，亟需耦合海岸动力学与土力学过程，揭示渗流对潮沟沟壁崩塌的作用机理[9]。

对于沟壁崩塌的成因，目前国内外学者普遍接受的观点认为，当作用于潜在破坏面上的驱动力(力矩)克服抵抗力(力矩)时，发生沟壁崩塌过程[10-14]。在研究潮沟沟壁崩塌时，国内外学者多采用现场观测[15-18]、数值模拟和物理模型等手段[19-24]。近年来有学者发现水位变化引起的渗流是沟壁崩塌的重要诱因，并据此建立了二维断面模型，探究了沟壁高度、剖面形态和近岸水动力过程等因素[22-24]的影响。然而，上述研究往往对沟壁崩塌过程进行简化，且不难发现，这些研究更多是对大江大河的沟壁崩塌机理进行探索，很少关注海岸环境中渗流对沟壁崩塌的影响机制。

本文以江苏中部沿海泥滩潮沟为研究对象，开展渗流作用下沟壁崩塌动力机制研究。由于该区域潮沟分布广、形态差异大、动力过程复杂，以往采用的二维断面模型(沟壁宽度较小模型)忽略了渗流沿潮沟宽度方向的差异，无法准确复演沟壁崩塌过程。因此，本研究建立三维物理模型，重点关注物理模型设计、试验过程分析及沟壁坍塌机理探究，并提供沟壁崩塌过程的力学解释。

1 研究区域概况

江苏海岸带地处中国沿海中部，北起连云港绣针河口，南抵长江口北岸连兴港，海岸线全长为954 km，粉砂淤泥质海岸占比90%以上。本文以江苏中部沿海川东港南侧潮滩潮沟系统为研究对象(图1(a)，图片来源于美国地质勘探局，2022年6月)，该区域潮间带宽度为7～10 km[25]，平均坡度为0.1%～1%[26]。潮滩沉积物呈现明显的分带性特征，由陆向海依次为潮上带草滩、高潮位泥滩、中潮位泥砂混合滩和低潮位粉砂细砂滩[27]。研究区海岸属于中等潮差海岸，潮汐类型为不规则半日潮，平均潮差为3.68 m，最大潮差约4 m[28]。近岸潮流为往复流且平行于海岸，涨落潮历时比值约为0.73，普遍呈现涨潮历时小于落潮历时；涨落潮流速比值约为1.4，普遍呈现涨潮流速大于落潮流速。研究区波浪作用较弱，冬季有效波高较大但小于1 m，其他季节有效波高均小于0.5 m[29]。研究区域内潮沟广泛发育，落潮期间潮沟沟壁崩塌过程频繁发生(图1(b))。

图1 研究区域位置和潮沟沟壁崩塌观测Fig.1 Location of study area and on-site bank collapse observation

2 物理模型设计及试验流程

本试验模拟恒定渗流水头作用下的潮沟沟壁崩塌过程。虽然真实条件下沟壁崩塌过程受渗流与侧向流共同作用，但在落潮末期侧向流较浅且多发生在潮沟中间低洼处，潮沟两侧沟壁可认为由渗流主导(图1(b))。

2.1 试验土体性质

(1) 现场泥沙特性分析。将潮沟沟壁表层、中层和底层土壤进行取样并等量掺混，测得土体含水率ω=29.06%，土体的平均密度ρs=1.98 g/cm3。

表1 试验土体参数

2.2 试验装置

试验装置由3部分组成：沟壁塑造区、渗流模拟区及水循环系统，布置如图2所示。沟壁塑造区长3.2 m，宽1.2 m，高1.0 m；渗流模拟区长3.0 m，宽0.2 m，高1.0 m。沟壁塑造区正中间设置混凝土隔墙，两侧为有机玻璃，紧贴有机玻璃内壁为混凝土墙，3块墙体分隔出2个相同区域，可进行对照试验。沟壁塑造区后方为渗流模拟区，由有机玻璃板和玻璃水箱组成。为模拟渗流，有机玻璃板上设置均匀圆形孔洞，孔洞直径为0.8 cm，相邻孔洞圆心距为2 cm。玻璃水箱中间设置隔板，隔板两侧分别连接水循环系统来控制渗流水位。

传感器位置如图2(b)，每次试验左右两边为2组试验，每组试验各选取1个断面放置4个基质吸力传感器、1个土压力传感器和1个水分传感器，每组试验断面位置均在重塑岸壁的正中间位置，土体宽度为140 cm，传感器断面位置为距离左右两边70 cm处，断面位置固定，位置如图2(a)所示。

图2 物理模型试验装置和传感器位置Fig.2 Physical model experiment device and the position of sensors

2.3 试验流程

试验具体流程可分为以下4个步骤：

(1) 固定沟壁形态。试验开始前，在沟壁塑造区前固定木板，以实现沟壁各土层的紧密压实。将塑料保鲜膜覆盖在木板表面来减小土体和木板间的摩擦力，确保移除木板后沟壁的完整性。为减小沟壁土体与混凝土墙之间的夹持力，在其接触的前半部分插入薄板，并涂抹凡士林，沟壁建造完成后抽出。

(2) 堆土重塑沟壁。沟壁的重塑使用现场收集的潮沟边壁土体通过构建一系列15 cm高土层逐步完成。对每一土层填充420 kg土体以达到预设密度(2.0 g/cm3)。土层的压缩采用表面积分别为100 cm2和300 cm2的手锤进行。当土层压缩完成后，放置12 h，使其在自重下充分排水固结。当达到预设的沟壁高度，将土体放置48 h。

(3) 绘制网格线。沟壁重塑完成后移除木板，在沟壁表面绘制一系列白色正交网格线，用于量化沟壁整体后退距离和局部破坏。网格线的横向和纵向间距均为20 cm。

(4) 数据采集及处理。堆土过程中埋设基质吸力、土压力和土壤水分传感器，用来测量沟壁崩塌过程中孔隙水压力、总应力和含水量的实时变化。分别在沟壁前方和上方安装摄像机记录试验过程中土体的变形和破坏，并从拍摄影像中提取图片计算沟壁顶部后退距离以及沟壁的后退速率[24]。

3 试验结果

3.1 沟壁崩塌模式差异

为探究潮沟沟壁内部渗流对沟壁崩塌的影响，共进行4组试验。每组试验改变渗流水头高度，并控制其他参数不变。图3给出了试验期间沟壁演变过程，其中沟壁高度均为60 cm，4组试验的渗流水头高度分别为15、30、45和60 cm。图3(d)中渗流水位与沟壁高度相近，导致沟壁背部土体因水流漫滩被卷入渗流水箱。

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图3 渗流作用下的潮沟沟壁崩塌过程Fig.3 Bank collapse process of tidal channel in response to seepage

试验一中沟壁高度设为60 cm，渗流水头为15 cm，试验时长为6 h。定义试验开始时间为渗流水头达到预设高度。试验进行到62 min时，沟壁下部观察到水流出渗，随即发生小范围的底切破坏；在随后30 min内，上述过程持续发生，底切破坏连结成片，形成悬臂状的沟壁结构；试验进行到155 min时，悬臂顶部出现大规模的拉裂缝，随后裂缝向下延伸，沟壁中部发生悬臂破坏，见图3(a)、图3(b)，在剩余时间内没有观察到其他破坏。

试验二中沟壁高度设为60 cm，渗流水头为30 cm，试验时长为6 h。试验进行到36 min时，沟壁底部观察到显著的底切侵蚀，具体位置为中部和左右2个坡脚，2 min后，上述过程连结成片，形成悬臂状的沟壁结构；在随后13 min内，沟壁底部侵蚀加剧，导致顶部出现横向张裂缝；随着沟壁顶部裂缝的发育，试验进行到51 min时，发生悬臂破坏，如图3(a)、图3(b)。在剩余时间内没有观察到其他破坏。

试验三中沟壁高度设为60 cm，渗流水头为45 cm，试验时长为3 h。试验进行到26 min时，沟壁底部观察到渗水，且顶部形成横向裂缝，随着沟壁顶部裂缝的发育，沟壁底部渗流侵蚀加剧；不同于前2组试验，底切侵蚀并没有形成悬臂状的沟壁结构，却使得沟壁整体向前推移；试验进行到30 min时，沟壁顶部拉裂缝宽度达到峰值，沟壁右部发生张拉破坏，2 min后左部也随之发生张拉破坏，如图3(c)、图3(d)。在剩余时间内没有观察到其他破坏。

试验四中沟壁高度设为60 cm，渗流水头为60 cm，试验时长为3 h。试验进行到17 min时，沟壁底部出现渗水，同时顶部形成了横向裂缝。与第3组试验类似，没有观察到悬臂结构的沟壁形态，底切侵蚀将沟壁整体向前推移；随着沟壁顶部裂缝的发育，裂缝前土体在渗流作用下不断向前推移，如图3(c)、图3(d)。在剩余时间内没有观察到其他破坏。

基于上述沟壁崩塌过程，不难发现存在2种破坏模式。对于试验一和试验二，由于渗流水头较低，沟壁发生以底切破坏为显著特征的渗流侵蚀，进而形成悬臂状的沟壁结构，最终发生悬臂破坏；试验三和试验四由于渗流水头较高，在渗流力作用下沟壁整体向前推移，沟壁顶部出现张裂缝，最终发生张拉破坏。

3.2 沟壁线变化过程及沟壁后退速率

图4(a)为沟壁崩塌引起的沟壁线变化，其中，试验一、试验二和试验三沟壁线整体呈拱形，沟壁中部坍塌较多，两侧较少；试验四因渗流力作用较为均匀，沟壁线呈现整体后退。4组试验沟壁线后退距离峰值均不超过40 cm，试验一、试验二和试验四后退距离峰值均在38 cm左右。沟壁顶部后退距离均值与破坏模式相关，相较于张拉破坏，发生悬臂破坏时后退距离均值较大。相同破坏模式下，渗流水头较低时后退距离均值较小。

图4 沟壁崩塌引起的沟壁线变化和沟壁后退速率Fig.4 Bank line evolution and bank retreat rate due to bank collapse events

沟壁后退速率可由单位时间内沟壁顶部的后退距离表示，故采用公式：

(1)

表2 沟壁后退速率

式中：E为沟壁后退速率，m/s；S为沟壁顶部坍塌面积，m2；a为顶部沟壁线的初始长度，m；t为渗流的作用时长[24]。沟壁后退速率的计算结果见表2。

图4(b)为沟壁后退速率与渗流水头的关系，可见，渗流水头与沟壁后退速率均值存在显著的正相关关系(R2=0.77)。在拟合曲线时发现，使用沟壁后退距离峰值及中位值计算所得的后退速率，与渗流水头仍存在显著正相关关系(R2=0.88、R2=0.81)。

3.3 土体参数变化及沟壁崩塌力学机理

沟壁崩塌过程中土体参数变化如图5所示，图中箭头表示沟壁崩塌发生。

(1) 试验一和试验二。在试验初期，随着渗流对沟壁作用时长的增加，土压力传感器数值稳步上升，接近峰值时沟壁发生底切侵蚀且坡脚土被带出，达到峰值后沟壁上部出现裂缝，应力释放，沟壁有坍塌趋势。试验一因渗流水头低，渗流力弱，裂缝发育慢，渗流力作用一段时间后裂缝拉大，沟壁最终发生悬臂破坏。相较于试验一，试验二中渗流水头高，裂缝发育快，在应力释放后裂缝随即拉大，进而发生悬臂破坏。类似地，试验初期，随着水流入渗土体含水率缓慢上升，水分传感器数值增加，接近峰值时发生沟壁崩塌。因基质吸力传感器位置较高，其数值无明显变化。

图5 土体参数变化过程Fig.5 Variation in soil properties

图6 不同模式沟壁崩塌过程的示意Fig.6 Sketch of bank collapse for different modes

(2) 试验三和试验四。在试验初期，土压力传感器数值快速上升，达到峰值后沟壁上部开始出现张拉裂缝，此时应力释放，土压力传感器数值下降。相较于试验一，后续3组试验中土压力数值上升速度较快，且破坏后土压力数值减小较多。由于底切侵蚀没有将沟壁土体带出形成悬臂，随着底切侵蚀扩大，沟壁整体向前推移。观察到基质吸力传感器T2和T4的测数快速下降，表明土体含水率的升高，由此可知沟壁崩塌前土体抗拉强度降低。

由3.1可知，沟壁崩塌模式与渗流相关，结合上述土体参数的变化过程可分析沟壁崩塌的力学机理如图6所示。由图6可以看出：沟壁崩塌模式可以分为2种，一是渗流较低时发生的悬臂破坏，二是渗流较高时发生的张拉破坏；2种破坏模式均经历3个阶段，与现场观测的落潮不同阶段的沟壁崩塌过程吻合。

当渗流较低时(落潮末期)，沟壁坡脚首先发生底切侵蚀。随着坡脚土体被出渗水流带出，沟壁底部出现应力集中现象，沟壁上部形成悬臂。在悬臂重力驱动下，沟壁顶部形成张裂缝，随着裂缝发育，发生悬臂破坏(图6(a))。

在渗流较高时(落潮初期)，渗流的作用使沟壁坡脚处的土体强度降低，底部出现应力集中现象。进一步，随着渗流入渗，沟壁内部土体强度逐步降低(表现为基质吸力的降低，见图5(c)和图5(d))。当渗流力大于土体颗粒间的摩擦力时，沟壁顶部出现张拉裂缝，随即裂缝向下延伸，沟壁最终发生张拉破坏(图6(b))。

综上所述，2种破坏模式的转折点取决于渗流力与土体摩擦力的相对大小，因此，渗流是影响潮沟沟壁崩塌的关键因素。

4 结 论

本文针对渗流对潮沟沟壁稳定性的影响机制，建立了三维物理模型试验，通过对试验影像和传感器数据的分析，研究了渗流作用下潮沟沟壁崩塌的力学机理，主要结论如下：

(1) 沟壁崩塌模式与渗流相关。低渗流水头时，沟壁首先发生底切侵蚀，形成的悬臂最终因顶部裂缝的发育而破坏；高渗流水头时，土体的抗拉强度因含水率的增加而降低，当渗流力大于土体颗粒间的摩擦力时，发生张拉破坏。

(2) 基于试验影像获取的沟壁线变化过程可计算沟壁后退速率，且沟壁后退速率与渗流水头存在显著正相关关系。

(3) 揭示了在渗流作用下潮沟因渗流水头不同导致最终崩塌模式不同的力学机理，进而解释了现场潮沟从落潮初期(高渗流水头)到落潮末期(低渗流水头)的沟壁崩塌过程，通过比较土体破坏模式的差异，发现渗流是影响潮沟沟壁崩塌的关键因素。