干濕交替對長江荊江段典型斷面岸灘土體力學性能的影響

王 軍，宗全利，岳紅艷，劉昭希

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干濕交替對長江荊江段典型斷面岸灘土體力學性能的影響

王 軍1，宗全利2,3※，岳紅艷1，劉昭希3

（1. 長江科學院河流研究所，武漢 430010；2. 青島農(nóng)業(yè)大學資源與環(huán)境學院，青島 266109； 3. 石河子大學水利建筑工程學院，石河子 832000）

河道水位水文年內(nèi)的動態(tài)變化使得河岸土體處于干濕交替的狀態(tài)。為研究干濕交替對粘性岸灘土體力學性能及河岸穩(wěn)定性的影響，以長江荊江段8個典型崩岸斷面岸灘的粘性土體為研究對象。采用歷史資料分析、實地勘察取樣、室內(nèi)土工試驗、BSTEM模型模擬相結(jié)合的方法，分析了上、下荊江河岸土體組成及力學特性，并且定量研究了干濕交替條件下粘性岸灘土體力學性能的變化；運用BSTEM模型對荊61和北門口斷面在2013水文年內(nèi)的崩岸過程進行了模擬，并分析了干、濕條件下土體抗剪強度指標對河岸穩(wěn)定性的影響。結(jié)果表明：隨著土體含水率的增加，粘聚力先增大后減小，而內(nèi)摩擦角呈指數(shù)關系減小，并得出含水率與粘聚力和內(nèi)摩擦角的定量關系式；2個斷面計算崩塌寬度與實際一致，誤差分別為1.69%和3.74%；干濕交替情況下安全系數(shù)值主要受土體粘聚力值的影響，并分別得到了2個典型斷面粘聚力和內(nèi)摩擦角與安全系數(shù)的一元線性關系。這樣已知河岸土體含水率時，就可以通過關系式計算得出土體的粘聚力和內(nèi)摩擦角，從而得出安全系數(shù)，判斷河岸穩(wěn)定性。

土壤；力學性能；干濕交替；粘性岸灘；BSTEM模型；荊江

0 引 言

自然河流的水位總在不斷變化，導致河岸土體長期處于干濕交替的狀態(tài)。干濕交替會較大程度改變粘性岸灘土體本身的力學性能，進而影響岸灘土體抗沖性能。如河流岸坡迎水面上的土體在干濕交替作用后，土體的一些物理化學性質(zhì)發(fā)生變化，降低了土體的穩(wěn)定性，使得水流侵蝕岸灘的程度激增，加劇了河岸的橫向拓寬，甚至引發(fā)崩岸；庫水位周期性地漲落，也使庫岸消落帶上的土體受到干濕交替作用而降低其穩(wěn)定性，加劇了蓄水消落過程中的庫岸沖刷[1-2]。

Osman等[3]從河床上沖刷深度與河岸侵蝕兩個方面分析了粘性河岸，他們認為造成崩岸最普遍的原因是河岸側(cè)向侵蝕過程致使河道寬度增加和岸坡變陡，或者是由于河床下切增加了河岸的高度；Robert等[4]提出了河岸泥沙的中值粒徑大小和摩擦休止角是分析河岸穩(wěn)定性的關鍵參數(shù)；Simon等[5-6]分析了河岸植被對河岸穩(wěn)定性的影響；此外，美國許多經(jīng)驗豐富的工程師和地質(zhì)學家提出，大多數(shù)河流中有90%到99%不等的重要岸線侵蝕發(fā)生在主汛期，這也說明了水力因素在岸灘侵蝕以及導致崩岸過程中發(fā)揮主導作用[7]；饒慶元等[8-10]從土力學角度對河岸土體力學性能進行分析；岳紅艷等[11-15]通過試驗或模擬等方法探究了河岸的崩岸機理；楊懷仁等[16]根據(jù)荊江河段的相關實測資料，分析并指出了彎曲河道中凹岸的河岸崩退強度的主要影響因素，并提出對崩岸強度起著主要作用的是汛期水流；高志斌等[17]分析了荊江河段的邊界條件，研究了邊界條件對荊江河段河床演變的影響；宗全利等[18-20]分析了上荊江河段河岸土體組成為上部粘性土層比下部非粘性土層厚的二元結(jié)構(gòu)，進行了岸坡穩(wěn)定性計算，提出了上荊江二元結(jié)構(gòu)河岸在不同時期（枯水期、高水期和退水期）的崩塌計算模式；并采用BSTEM模型對荊34斷面右岸崩退過程進行模擬，提出坡腳沖刷和潛水位變化對河岸穩(wěn)定性具有重要影響；夏軍強等[21-22]分析了下荊江二元結(jié)構(gòu)河岸土體特性為下部非粘性土層較上部粘性土層厚，以及河岸穩(wěn)定性安全系數(shù)s在一個水文年內(nèi)呈周期性變化；張翼等[23]發(fā)現(xiàn)下荊江河岸的崩岸多發(fā)生在洪水期和退水期；彎道二次流的影響會使河岸坡腳沖刷更為嚴重，不利于凹岸的穩(wěn)定性，岸頂植被覆蓋可增強粘性土體的抗剪強度，有利于岸坡穩(wěn)定；李潔等[24]分析提出相較于岸灘土體組成及其力學特性和灘槽高差等要素，來水來沙條件是影響岸灘崩退過程的主要因素；黃本勝等[25]引入邊坡穩(wěn)定分析和滲流計算方法，對主要影響因素進行了敏感性分析，提出導致崩岸的主要原因有土體自身的物理性質(zhì)及力學指標、水流對坡腳的沖刷以及外界因素擾動了土體；劉黎明等[26-27]通過大量水文資料對荊江河段的河床演變和崩岸護岸進行了研究分析；韋杰等[28-29]對不同地區(qū)土壤進行室內(nèi)三軸試驗，提出土壤黏聚力隨著含水率的增加呈先增加后減小趨勢，而內(nèi)摩擦角呈非線性衰減；冉冉等[30-31]利用BSTEM模型對長江河道岸坡穩(wěn)定性進行了計算分析，提出水位變化對河岸穩(wěn)定性有重要影響。

上述分析表明，目前對二元結(jié)構(gòu)河岸崩岸機理及影響因素的研究，還未從干濕交替情況下粘性岸灘土體的力學特性變化方面來開展定量研究。本文以長江荊江河段典型二元結(jié)構(gòu)河岸為研究對象，引入干濕交替條件，通過分析理論與實測資料、進行室內(nèi)土工試驗以及對典型斷面在一個水文年內(nèi)的崩岸情況進行概化模擬，定量地研究與分析干濕交替條件下荊江河段粘性岸灘土體力學特性與安全系數(shù)的變化規(guī)律。

1 長江荊江段崩岸現(xiàn)場調(diào)查

1.1 荊江河段概況

荊江位于長江中游，上起湖北枝城，下至湖南城陵磯，全長約347.2 km，其徑流和輸沙量都主要來自宜昌以上的長江干流。河段以藕池口為界，分為上、下兩段，分別名為上荊江和下荊江。上荊江河段長171.7 km，河彎平順且分汊明顯，為典型的微彎分汊河型。其河道總體形變不大，但在微彎分汊段主流擺動頻繁，局部河勢不斷調(diào)整[7]。自20世紀90年代以來，上荊江河勢總體上趨于穩(wěn)定狀態(tài)，但在沙市微彎河段和突起洲汊道附近變化較大。尤其是“九八”大水之后，河道彎段的演變更為劇烈，汊道段水沙比大幅改變，主流易汊，導致崩岸發(fā)生頻繁。下荊江河段長約175.5 km，段內(nèi)總共有十幾個彎段（包括石首、調(diào)關和監(jiān)利等），屬于典型的彎曲型河道[7]。

1.2 近期荊江崩岸情況

上荊江河段崩岸以沙市和公安河段最為劇烈。文村夾河段于2002年和2005年均發(fā)生了寬達300 m以上的崩岸[26]；1998年9月－2000年4月文村夾、郝穴、新廠等河段主泓線在三峽水庫蓄水后向左岸發(fā)生了不同程度的逼進，最大主泓擺幅高達1 100 m[27]。2013－2014年，荊4、荊55、公1等多處斷面發(fā)生了長10 m以上的崩岸。下荊江河段近年來崩岸情況嚴重，2002－2010年河床沖刷量累計達2.71億t[20]。2013－2014年jss84、荊110、石5斷面均發(fā)生40 m以上的崩岸。由此可見，下荊江崩岸情況通常比上荊江嚴重及下荊江河岸斷面的崩寬往往大于上荊江的斷面，且河道左岸崩寬多于右岸。2013—2014年荊江典型斷面崩岸情況統(tǒng)計見表1。

表1 2013－2014年荊江段典型斷面崩岸寬度統(tǒng)計表

2 典型崩岸斷面取樣

為了分析荊江崩岸斷面土體的垂向組成與力學特性，在收集崩岸斷面實際形態(tài)變化、土體類型、河道水位及河床坡降等資料的基礎上，于2016年12月（退水期）對選取的荊江河段8個典型崩岸斷面進行現(xiàn)場勘測、取樣，取樣點主要布設在河岸上部粘性土層，每個斷面設置2個取樣點，上層、中層（或下層）各一個，每個取樣點取2環(huán)刀原狀土（約4 kg），且每個斷面取2袋上層的散土（約10 kg）。其中上荊江4個典型崩岸斷面，分別為荊47（112°16′08.2″E，30°15′48.7″N）、荊55（112°13′27.2″E，30°10′11.4″N）、荊61（112°13′16.7″E，30°04′57.9″N）、荊73（112°23′14.0″E，30°02′15.3″N）；下荊江4個典型崩岸斷面，分別位于石3（112°23′30.9″E，29°44′55.7″N）、北門口（112°26′16.6″E，29°45′35.4″N）、來家鋪（112°40′18.7″E，29°45′42.8″N）和熊家州（113°04′11.0″E，29°30′06.2″N）。根據(jù)現(xiàn)有荊江河段示意圖標注的取樣點位置如圖1，取樣點現(xiàn)場如圖2所示[1]。

圖1 荊江河段示意圖及取樣點位置

圖2 取樣點現(xiàn)場（2016.12.02）

依據(jù)各斷面不同垂向結(jié)構(gòu)及土體組成，進行分層取樣，同時量測取樣斷面土體中各類土層的厚度，并繪制出斷面垂向土層分布圖。

3 干濕交替對崩岸土體力學性能影響分析

3.1 室內(nèi)土工試驗

室內(nèi)土工試驗方法及土類劃分標準主要依據(jù)《土工試驗方法標準》（GB/T 50123-1999）和《巖土工程勘察規(guī)范》GB50021-2001（2009版）。為了研究上、下荊江河段土體組成及干濕交替情況下土體的力學特性，試驗內(nèi)容主要包含了原狀土體顆粒級配、密度（包括干密度和濕密度）、含水率，以及原狀土和擾動土的直剪試驗等。試驗結(jié)果能反應河岸土質(zhì)的類別、黏粒含量、抗剪強度指標及不同含水率下土體抗剪強度指標變化等，如表2所列。由于部分岸灘下部土體未揭露，故無法給出其在天然狀態(tài)下的物理指標及抗剪強度。

表2 荊江河岸土體的物理及力學特性

注：U表示上層，M表示中層，L表示下層，SC為粉質(zhì)粘土，SS為粉砂，MC為淤泥質(zhì)粘土，MSC為淤泥質(zhì)粉質(zhì)粘土，F(xiàn)S為細砂，ss為粉土，p為塑性指數(shù)，為黏粒含量，w為濕密度，為含水率，d為干密度，為孔隙比，r為飽和度，為粘聚力，為內(nèi)摩擦角。

Notes:U=upper layer, M=middle layer, L=lower layer,SC=silty clay, SS=silty sand, MC=mucky clay, MSC=muddy silty clay, FS=fine sand, ss=silty soil,p=plasticity index,=clay content,w=wet density,= water content,d= dry density,=pore ratio,r=saturation,=cohesion,=internal friction angle.

3.2 河岸土體組成及力學特性

3.2.1 土體垂向組成及沿程變化特點

實地調(diào)查及試驗結(jié)果表明，荊江河岸土體垂向分層結(jié)構(gòu)明顯，是由上部的粘性土和下部的非粘性土組成二元結(jié)構(gòu)。上荊江河岸土體基本為上部是粉土和粘土等組成的粘性土體，下部為細沙等非粘性土體組成的層狀結(jié)構(gòu)，有的兩粘土層中間夾一薄層沙土（荊55斷面），土體垂向分層結(jié)構(gòu)明顯。上荊江河岸土體上部的粘性土層較厚，下部的非粘性土層較薄。如在荊61斷面（圖3a），上部粘性土層厚6 m，下部的非粘性土層厚5.1 m（其中已知沙土層厚1.1 m）。下荊江段河岸上部粘性土層厚度通常在3～6 m之間，相對較??；下部的非粘性土層較厚，出露在水面以上的厚度都大于5 m，故大部分斷面下部的非粘性土層厚度大于其上部的粘性土層厚度。如在北門口斷面（圖3b），河岸上部的粘性土層厚度為4.2 m，下部非粘性的沙土層的厚度則大于5.2 m，上部土層的干密度為1.40 t/m3，黏粒含量為14.7%。部分斷面上部的粘性土層之間可能會夾有一層薄薄的沙土（來家鋪斷面）。由于上部土層的黏粒含量明顯多于下部土層的黏粒含量，而且沙土夾層厚度往往相對較小，因此仍將整個河岸看作是由上部粘性土層和下部非粘性土層組成的典型二元結(jié)構(gòu)。

圖3 典型二元結(jié)構(gòu)河岸土體的垂向組成

由表2可知，上荊江二元結(jié)構(gòu)河岸的上部粘性土層主要由粉質(zhì)粘土、粉土或淤泥質(zhì)粘土組成。土體自然狀態(tài)下的含水率介于24.7%～45.5%，干密度大小介于1.2～1.6 t/m3，粘聚力值介于2.0～12.0 kN/m2，內(nèi)摩擦角介于5.5°～9.0°；下部非粘性土主要由細沙和粉砂組成，其抗沖性較差。對大部分河岸而言，盡管河岸下部非粘性土層（沙土層）抗沖能力很弱，但由于上部粘性土層厚度大于下部沙土層的厚度，因此認為坡腳抗沖性能遠遠地大于沙土層本身，利于河岸上部的穩(wěn)定。

下荊江河岸上部粘性土體主要分為粉土、粉質(zhì)粘土、淤泥質(zhì)粘土及淤泥質(zhì)粉質(zhì)粘土。由于其塑性指數(shù)I介于10.3～17.2，液塑限含水率ω均較小，因此可認為上部河岸土體為均勻的低液限粘土組成。由于原狀土含水率范圍為27.8%～42.9%，干密度大約為1.2～1.5t/m3，說明該粘性土層含水率較高、干密度相對較小，故土體相對較松散，岸灘土體在近岸水流沖刷下易分解。并且下荊江河岸下部沙土層較厚，一般一定厚度的沙土層出露在水位以上，因此汛期近岸水流將下部沙土層掏刷后，容易引起河岸上部粘性土層的崩塌，不利于河岸穩(wěn)定性。

整個荊江河段，河岸上部粘性土層黏粒含量均較大，下部沙土層黏粒含量較?。粚Ρ壬?、下荊江土體組成，可知上層粘性土均多為粉質(zhì)粘土和淤泥質(zhì)粘土。因此，認為荊江河岸土體組成沿程變化程度小。

3.2.2 土體的力學特性

粘性土體的力學特性一般用抗剪及抗拉強度表示。針對荊江粘性河岸，本文主要探討粘土的抗剪強度指標粘聚力及內(nèi)摩擦角。由試驗結(jié)果可知，不同斷面的原狀土粘聚力值為2.0～20.5 kPa不等，且變化幅度較大；內(nèi)摩擦角值為5.5°～7.5°，因此土體與其含水率關系密切。由于土體含水率與粘聚力的關系受土體黏粒含量多少的影響，所以應基于同一斷面土體分析總結(jié)含水率與抗剪強度指標的關系。對荊61和北門口斷面上層粘土（重塑土）在不同含水率狀態(tài)下的粘聚力及內(nèi)摩擦角關系進行分析，給出含水率與抗剪強度指標的關系曲線，如圖4所示。

圖4 典型斷面土體抗剪強度與含水率關系

河岸粘性土的粘聚力值隨著含水率的增大表現(xiàn)為先增加、后減小的趨勢，且存在某一臨界含水率，使其粘聚力達到峰值，并且不同河岸斷面土體的黏粒含量不同，其粘聚力峰值一般也不同，如圖4a，荊61斷面上層土體的黏粒含量約為25.6%，圖中臨界含水率16%對應的粘聚力峰值為21 kPa；北門口斷面上層土體的黏粒含量為14.7%，其臨界含水率22.8%對應的粘聚力峰值為34 kPa。如圖4b，在荊61斷面，當土體含水率從11%增加到43%時，對應內(nèi)摩擦角可從14°減小到3°；在北門口斷面，當含水率從16%增加到41%時，對應內(nèi)摩擦角可從23°減小到2°，表明粘性土內(nèi)摩擦角隨含水率的增大呈指數(shù)關系減小。因此粘性土的含水率值能間接反映其抗剪強度的大小。

3.3 干濕交替情況下粘性岸灘土體力學特性分析

根據(jù)長江水位周期性漲落，將一個水位周期分為枯水期（12月中旬－3月底）、漲水期（4月－5月底）、洪水期（6月－10月底）和退水期（11月－12月中旬）四大時期[7]。據(jù)2013年荊江段水文數(shù)據(jù)，荊江水位從枯水期最低26.79 m，經(jīng)過漲水期的兩次漲跌，在洪水期達到最高水位35.99 m，之后水位開始下降，在退水期經(jīng)歷一次漲跌之后回到較低的水位狀態(tài)。對于長江荊江段粘性岸灘，季節(jié)變換和河道內(nèi)水位周期性漲落使岸灘土體含水率持續(xù)動態(tài)地變化。由此帶來的干濕交替作用使岸灘土體力學特性發(fā)生變化。

對于非飽和狀態(tài)的粘性土，當含水率較低時，土顆粒間水膜很薄，此時的水膜黏結(jié)力較小，土顆粒間摩擦力較大；隨著含水率的增加，土顆粒間的水膜增厚，水膜黏結(jié)力增大到一定程度開始減小（薄膜水變?yōu)樽杂伤?，因此粘聚力表現(xiàn)為先增大后減小，而內(nèi)摩擦角受水分的潤滑作用持續(xù)減小[28-29]。夏軍強等人對黃河下游段以及長江下荊江段岸灘粘性土體的野外查勘及室內(nèi)試驗，發(fā)現(xiàn)粘性土的抗剪強度也隨不同含水率而變化，且也存在上述類似的變化規(guī)律[9,21]。土的抗剪強度指標受土的結(jié)構(gòu)、密度、孔隙比及含水率等因素影響，由于河道水位變化主要會引起土體含水率變化，所以此處只考慮單一因素土壤含水率對抗剪強度指標的影響。將本次數(shù)據(jù)與2012年試驗數(shù)據(jù)進行擬合，得出長江荊江段粘性岸灘土體力學特性關系曲線（如圖5）及定量關系式

式中為含水率，%；為粘聚力，kPa；為內(nèi)摩擦角，(°)。

圖5 荊江粘性土抗剪強度與含水率關系

粘聚力隨含水率的增大，先增大后減小。當土體含水率從11.0%（較為干燥）上升到19%（非飽和狀態(tài)）時對應的粘聚力值增大30.0%；當含水率繼續(xù)增大到42.0%時，粘聚力值迅速減小為最大粘聚力值的17.3%。內(nèi)摩擦角則隨含水率的增大而減小，最終趨于穩(wěn)定。當土體含水率從11.0%（較為干燥）上升到42.5%（非飽和狀態(tài)）時，其內(nèi)摩擦角減小為原來的11.4%，最后趨于穩(wěn)定值3°。

4 干濕交替對河岸穩(wěn)定性的影響

BSTEM模型是由美國國家泥沙實驗室提出的模擬坡腳沖刷和河岸穩(wěn)定性的模型，主要由2個模塊組成，分別為河岸穩(wěn)定性模塊（BSM）和坡腳沖刷模塊（TEM），該模型通過EXCEL宏命令運行。其中BSM模塊主要是通過極限平衡法計算得到邊坡最小安全系數(shù)s（factor of safety），從而分析河岸穩(wěn)定性；TEM模塊是用來計算坡腳橫向沖刷速率和沖刷量（包括河岸、坡腳、河床及總沖刷量），并探究坡腳沖刷可能對河岸穩(wěn)定性造成的影響。宗全利等[19]利用BSTEM模型對上荊江河段荊34斷面右岸進行了模擬，根據(jù)2009水文年內(nèi)河岸崩塌參數(shù)的率定結(jié)果對2010水文年的河岸崩塌過程進行模擬，并用2010年實測河岸邊坡形態(tài)對模擬結(jié)果進行驗證，模擬結(jié)果與實測岸坡符合較好，說明BSTEM模型適用于荊江河段的模擬。所以，本文采用BSTEM模型對干、濕情況下河岸崩岸過程進行概化模擬和計算四大不同水位時期的河岸穩(wěn)定性。

4.1 干、濕情況下坡腳沖刷及河岸穩(wěn)定性計算

分別對上荊江河段的荊61斷面和下荊江河段的北門口斷面在2013水文年的枯水期、漲水期、洪水期和退水期四大時期的坡腳沖刷及穩(wěn)定性進行計算，計算結(jié)果如表3。沖刷計算中，河岸土體臨界切應力取值分別為粘性土τ=0.5 N/m2，非粘性土τ=0.06N/m2。沖刷系數(shù)根據(jù)BSTEM中的公式k=2×10-7-0.5進行估算，分別得到粘性土k=0.1 cm3/(N·s) cm3/(N·s)，非粘性土k=0.4 cm3/(N·s)；計算坡腳沖刷時，考慮施加在土體上的有效應力，計算中取曼寧糙率系數(shù)為0.02～0.03[1]。若s<1.0，說明河岸不穩(wěn)定，容易發(fā)生崩塌；若1.0≤s≤1.3，說明河岸為條件穩(wěn)定（conditionally stable），此時河岸仍可能發(fā)生崩塌；若s>1.3，說明河岸穩(wěn)定，一般不會發(fā)生崩岸[30-31]。

表3 2013年荊61（左岸）斷面和北門口（右岸）斷面坡腳沖刷及河岸穩(wěn)定性計算結(jié)果

將BSTEM模型模擬計算的結(jié)果與實測資料相對比，荊61斷面左岸模擬崩岸寬度（7.22 m）與實際崩退寬度（7.10 m）相差0.12 m，相對誤差為1.69%；北門口斷面模擬計算的崩退值為19.71 m，實際崩退寬度為19.0 m，相對誤差為3.74%。說明河岸崩塌寬度的概化模擬計算結(jié)果與實測結(jié)果符合較好。

4.2 干、濕情況下安全系數(shù)Fs的變化情況

4.2.1 含水率與s的關系

安全系數(shù)的大小受河岸斷面形態(tài)、河道水位和來水來沙條件以及土體物理力學特性等因素影響，為了研究干、濕情況下安全系數(shù)s的變化情況，及含水率對河岸安全系數(shù)s值的影響。分別將荊61、北門口斷面上層粘性土體（重塑狀態(tài)）在5個不同含水率情況下對應的粘聚力值和內(nèi)摩擦角值代入BSTEM模型進行計算，得出各自的安全系數(shù)s值。

由于圖6中含水率數(shù)值均為實測值，故每個取樣斷面位置測量了5組試驗，所以圖6中只有5個實測的含水率數(shù)據(jù)。雖然樣本數(shù)量偏少，但從圖6可以看出：隨著含水率的增大，安全系數(shù)s值總體呈先增大后減小的趨勢。當含水率最大時，安全系數(shù)值最小，如在北門口斷面，當含水率達到最大值37.9%時，安全系數(shù)s為最小值0.44；當含水率為最小值時，安全系數(shù)并不是最小值，如當北門口斷面土體含水率為最小值17.9%時，安全系數(shù)值為1.53，介于s最大、最小值之間，這與圖5a中粘聚力隨含水率變化趨勢一致。說明岸灘土體含水率會對土體的抗剪強度指標（粘聚力和內(nèi)摩擦角）產(chǎn)生重要影響，且兩者存在一定的數(shù)量關系（如圖5及式（1）和（2））；同時，河岸穩(wěn)定性又受到抗剪強度指標的影響（粘聚力對河岸穩(wěn)定性起主要作用，如式（3）和（5）），進而也會受到含水率影響，理論上這三者之間是有一定數(shù)量關系的。

圖6 粘性土含水率與安全系數(shù)的關系

當含水率達到臨界值時，隨著含水率的增大，安全系數(shù)值急劇減小。在荊61斷面，此時期為退水期，河岸穩(wěn)定性較差，安全系數(shù)s一直小于臨界值1.3。當含水率達到20%后，隨著繼續(xù)增大到40%，安全系數(shù)F值從0.6減小到0.15，即安全系數(shù)降低了75%。在北門口斷面，當含水率大于臨界值23%之后，隨著含水率繼續(xù)增大至38%，安全系數(shù)值由1.7（河岸穩(wěn)定）驟降至0.3（不穩(wěn)定），減少了82.4%，河岸由穩(wěn)定迅速變?yōu)椴环€(wěn)定，極易發(fā)生崩岸。故當河岸土體處于干、濕交替情況下時，安全系數(shù)值變化幅度大，通常不利于河岸穩(wěn)定。

4.2.2 抗剪強度指標與s的關系

由于含水率間接影響安全系數(shù)大小，為了更清楚分析抗剪強度對安全系數(shù)的影響程度，通過擬合實測數(shù)據(jù)（如圖7、圖8中的實測數(shù)據(jù)），可知安全系數(shù)s與粘聚力和內(nèi)摩擦角的關系均成一元線性關系：

荊61：

北門口：

當粘聚力達到最大值時的臨界含水率對應的河岸安全系數(shù)值也為峰值。如北門口斷面，當含水率為臨界值24.8%時，對應粘聚力最大值32kPa及安全系數(shù)最大值1.66。

為了驗證粘聚力和內(nèi)摩擦角與安全系數(shù)的關系，在土體實際含水率范圍內(nèi)，給定不同的含水率值，并以公式（1）和（2）計算出土體的抗剪強度指標后，通過BSTEM模型計算出典型斷面的安全系數(shù)值，如圖7和8中計算數(shù)據(jù)。從圖中可以看出，計算值基本與擬合曲線一致，圖7相對誤差分別為7.3%和3.1%，圖8相對誤差分別為17.9%和2.9%，進一步說明了建立關系式的可靠性。

圖7 河岸上層粘性土粘聚力與安全系數(shù)關系

圖8 河岸上層粘性土內(nèi)摩擦角與安全系數(shù)關系

上述分析表明，由于粘聚力隨含水率的增大，先增大、后減小，與安全系數(shù)隨含水率變化關系相契合，并且安全系數(shù)值與粘聚力成正相關，可以認為安全系數(shù)值的大小主要受土體粘聚力值的影響。因此，當已知河岸土體含水率值時，可以通過定量關系式計算出該土體的粘聚力和內(nèi)摩擦角，進而計算出安全系數(shù)值，從而可以判斷河岸穩(wěn)定性。

5 結(jié) 論

本文首先分析了荊江近期的崩岸情況，然后對上、下荊江共8個典型斷面土體進行了現(xiàn)場取樣與土工試驗，分析了上、下荊江岸灘土體組成及力學特性，定量地分析了干濕交替對粘性土體力學特性及河岸穩(wěn)定性的影響。主要結(jié)論如下：

1）上、下荊江河段均屬于典型二元結(jié)構(gòu)，上部為粘性土，下部為非粘性土。上荊江河段上部粘性土層厚度通常大于下部非粘性土層厚度，下荊江河段則相反。

2）在干濕交替情況下，粘性岸灘土體的粘聚力隨含水率增大，先增大到臨界值后開始減小并逐漸趨于穩(wěn)定；內(nèi)摩擦角隨含水率的增大而減小，最后趨于穩(wěn)定。

3）結(jié)合試驗結(jié)果和歷年數(shù)據(jù)，得出了粘聚力與土體含水率的三階多項式以及內(nèi)摩擦角與含水率的指數(shù)函數(shù)關系式。

4）定量分析了荊61斷面和北門口斷面在一個水文年內(nèi)的河岸穩(wěn)定性。并對2013年的河岸崩塌過程進行了模擬，得到荊61左岸年內(nèi)總崩退7.22 m與實際崩寬7.1 m符合較好（相對誤差1.69%）；北門口崩退計算值為19.71 m與實際崩寬19 m也基本一致（相對誤差3.74%）。

5）干濕交替情況下，安全系數(shù)值大小主要受土體粘聚力值的影響。提出荊61和北門口斷面的粘聚力和內(nèi)摩擦角與安全系數(shù)的定量關系式。因此，當已知河岸土體含水率時，可以計算出該土體的粘聚力和內(nèi)摩擦角，進而計算出安全系數(shù)值，從而可以判斷河岸穩(wěn)定性。

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Influence of dry-wet alternation condition on mechanical properties of riverbank soil for typical sections in Jingjiang Reachof Yangtze River

Wang Jun1, Zong Quanli2,3※, Yue Hongyan1, Liu Zhaoxi3

(1.,,430010,; 2.266109,; 3.,,832000,)

The dynamic change of water level in a hydrological year can keep riverbank soil in the state of alternating dry and wet. The variety of water content of riverbank soil can change the mechanical properties of soil to a certain extent, which can affect riverbank stability. In order to investigate quantitatively the influence of dry-wet alternation condition on mechanical properties of riverbank clay soil, a field observation and sampling were first conducted at eight typical riverbanks in upper and lower Jingjiang Reach, which the clay soil of the typical riverbanks in Jingjiang Reach of the Yangtze River was taken as the study area. Through a comprehensive analysis of measured data, indoor soil tests and BSTEM simulation, the composition and mechanical properties of these samples were obtained, which indicated that the vertical soil composition of riverbank was characterized by a typical composite structure of non-cohesive lower bank and cohesive upper bank. The indoor soil test results revealed the quantitative change of soil mechanics with dry-wet alternation condition, and a close relationship between water content and shear strength indicators was obtained. With an increase of water content, the cohesion first increased and then decreased, with the peak values of 21 kPa and 34 kPa for the critical water content of 16.0% and 22.8% at Jing 61 and Beimenkou sections, and eventually reached a constant, while internal friction angel decreased significantly. Considering the dry-wet alternation condition of riverbank soil and the change of river water level in a hydrological year, the degrees of riverbank stability at Jing 61 and Beimenkou sections were analyzed during four different water level periods using BSTEM, and the process of bank failure of two sections were simulated in 2013. The results indicated that: the model-predicted results of the total bank retreat width were in close agreement with the measured data with the relative errors 1.69% and 3.74%, respectively. At the same time, the safety factors under different dry and wet conditions were calculated based on the BSTEM simulated results of two typical sections. The relationship between safety factor and water content was obtained, which indicated the safety factor first increased and then decreased with an increase of water content. It was consistent with the relationship between soil cohesive and water content which proved that the soil cohesive has an important influence on the stability of river bank. Quantitative relationships between safety factors and cohesive and internal friction angle of two typical sections were identified, respectively, and the correlation coefficients were 0.980 and 0.876 for Jing 61 section, and 0.992 and 0.986 for Beimenkou section, respectively. The relationships between them were linear function from which the safety factors increased with the increase of the cohesive and internal friction angle, respectively. Thus, a conclusion can be drawn that the safety factor was mainly affected by soil cohesive under different dry and wet conditions. For actual project, when water content of the riverbank soil was obtained, the cohesive and internal friction angle of soil can be calculated by proposed formulas, thereby the safety factor of riverbank can be calculated and the stability of river bank can be identified.

soils; mechanical properties; dry-wet alternation; cohesive riverbank; BSTEM model; Jingjiang

10.11975/j.issn.1002-6819.2019.02.019

TV141.1

A

1002-6819(2019)-02-0144-09

2018-05-23

2019-01-02

國家自然科學基金資助項目（51479008；51569029）；中央級公益性科研院所基本科研業(yè)務費項目(CKSF2016018/HL）

王 軍，教授級高級工程師，博士，主要從事河流動力學方面研究。Email：9518552@qq.com

宗全利，教授，博士，主要從事生態(tài)水力學方面研究。Email：quanli1871@126.com

王 軍，宗全利，岳紅艷，劉昭希. 干濕交替對長江荊江段典型斷面岸灘土體力學性能的影響[J]. 農(nóng)業(yè)工程學報，2019，35(2)：144－152. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.02.019 http://www.tcsae.org

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