干湿交替对长江荆江段典型断面岸滩土体力学性能的影响

王 军，宗全利，岳红艳，刘昭希



干湿交替对长江荆江段典型断面岸滩土体力学性能的影响

王 军1，宗全利2,3※，岳红艳1，刘昭希3

（1. 长江科学院河流研究所，武汉 430010；2. 青岛农业大学资源与环境学院，青岛 266109； 3. 石河子大学水利建筑工程学院，石河子 832000）

河道水位水文年内的动态变化使得河岸土体处于干湿交替的状态。为研究干湿交替对粘性岸滩土体力学性能及河岸稳定性的影响，以长江荆江段8个典型崩岸断面岸滩的粘性土体为研究对象。采用历史资料分析、实地勘察取样、室内土工试验、BSTEM模型模拟相结合的方法，分析了上、下荆江河岸土体组成及力学特性，并且定量研究了干湿交替条件下粘性岸滩土体力学性能的变化；运用BSTEM模型对荆61和北门口断面在2013水文年内的崩岸过程进行了模拟，并分析了干、湿条件下土体抗剪强度指标对河岸稳定性的影响。结果表明：随着土体含水率的增加，粘聚力先增大后减小，而内摩擦角呈指数关系减小，并得出含水率与粘聚力和内摩擦角的定量关系式；2个断面计算崩塌宽度与实际一致，误差分别为1.69%和3.74%；干湿交替情况下安全系数值主要受土体粘聚力值的影响，并分别得到了2个典型断面粘聚力和内摩擦角与安全系数的一元线性关系。这样已知河岸土体含水率时，就可以通过关系式计算得出土体的粘聚力和内摩擦角，从而得出安全系数，判断河岸稳定性。

土壤；力学性能；干湿交替；粘性岸滩；BSTEM模型；荆江

0 引 言

自然河流的水位总在不断变化，导致河岸土体长期处于干湿交替的状态。干湿交替会较大程度改变粘性岸滩土体本身的力学性能，进而影响岸滩土体抗冲性能。如河流岸坡迎水面上的土体在干湿交替作用后，土体的一些物理化学性质发生变化，降低了土体的稳定性，使得水流侵蚀岸滩的程度激增，加剧了河岸的横向拓宽，甚至引发崩岸；库水位周期性地涨落，也使库岸消落带上的土体受到干湿交替作用而降低其稳定性，加剧了蓄水消落过程中的库岸冲刷[1-2]。

Osman等[3]从河床上冲刷深度与河岸侵蚀两个方面分析了粘性河岸，他们认为造成崩岸最普遍的原因是河岸侧向侵蚀过程致使河道宽度增加和岸坡变陡，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径大小和摩擦休止角是分析河岸稳定性的关键参数；Simon等[5-6]分析了河岸植被对河岸稳定性的影响；此外，美国许多经验丰富的工程师和地质学家提出，大多数河流中有90%到99%不等的重要岸线侵蚀发生在主汛期，这也说明了水力因素在岸滩侵蚀以及导致崩岸过程中发挥主导作用[7]；饶庆元等[8-10]从土力学角度对河岸土体力学性能进行分析；岳红艳等[11-15]通过试验或模拟等方法探究了河岸的崩岸机理；杨怀仁等[16]根据荆江河段的相关实测资料，分析并指出了弯曲河道中凹岸的河岸崩退强度的主要影响因素，并提出对崩岸强度起着主要作用的是汛期水流；高志斌等[17]分析了荆江河段的边界条件，研究了边界条件对荆江河段河床演变的影响；宗全利等[18-20]分析了上荆江河段河岸土体组成为上部粘性土层比下部非粘性土层厚的二元结构，进行了岸坡稳定性计算，提出了上荆江二元结构河岸在不同时期（枯水期、高水期和退水期）的崩塌计算模式；并采用BSTEM模型对荆34断面右岸崩退过程进行模拟，提出坡脚冲刷和潜水位变化对河岸稳定性具有重要影响；夏军强等[21-22]分析了下荆江二元结构河岸土体特性为下部非粘性土层较上部粘性土层厚，以及河岸稳定性安全系数s在一个水文年内呈周期性变化；张翼等[23]发现下荆江河岸的崩岸多发生在洪水期和退水期；弯道二次流的影响会使河岸坡脚冲刷更为严重，不利于凹岸的稳定性，岸顶植被覆盖可增强粘性土体的抗剪强度，有利于岸坡稳定；李洁等[24]分析提出相较于岸滩土体组成及其力学特性和滩槽高差等要素，来水来沙条件是影响岸滩崩退过程的主要因素；黄本胜等[25]引入边坡稳定分析和渗流计算方法，对主要影响因素进行了敏感性分析，提出导致崩岸的主要原因有土体自身的物理性质及力学指标、水流对坡脚的冲刷以及外界因素扰动了土体；刘黎明等[26-27]通过大量水文资料对荆江河段的河床演变和崩岸护岸进行了研究分析；韦杰等[28-29]对不同地区土壤进行室内三轴试验，提出土壤黏聚力随着含水率的增加呈先增加后减小趋势，而内摩擦角呈非线性衰减；冉冉等[30-31]利用BSTEM模型对长江河道岸坡稳定性进行了计算分析，提出水位变化对河岸稳定性有重要影响。

上述分析表明，目前对二元结构河岸崩岸机理及影响因素的研究，还未从干湿交替情况下粘性岸滩土体的力学特性变化方面来开展定量研究。本文以长江荆江河段典型二元结构河岸为研究对象，引入干湿交替条件，通过分析理论与实测资料、进行室内土工试验以及对典型断面在一个水文年内的崩岸情况进行概化模拟，定量地研究与分析干湿交替条件下荆江河段粘性岸滩土体力学特性与安全系数的变化规律。

1 长江荆江段崩岸现场调查

1.1 荆江河段概况

荆江位于长江中游，上起湖北枝城，下至湖南城陵矶，全长约347.2 km，其径流和输沙量都主要来自宜昌以上的长江干流。河段以藕池口为界，分为上、下两段，分别名为上荆江和下荆江。上荆江河段长171.7 km，河弯平顺且分汊明显，为典型的微弯分汊河型。其河道总体形变不大，但在微弯分汊段主流摆动频繁，局部河势不断调整[7]。自20世纪90年代以来，上荆江河势总体上趋于稳定状态，但在沙市微弯河段和突起洲汊道附近变化较大。尤其是“九八”大水之后，河道弯段的演变更为剧烈，汊道段水沙比大幅改变，主流易汊，导致崩岸发生频繁。下荆江河段长约175.5 km，段内总共有十几个弯段（包括石首、调关和监利等），属于典型的弯曲型河道[7]。

1.2 近期荆江崩岸情况

上荆江河段崩岸以沙市和公安河段最为剧烈。文村夹河段于2002年和2005年均发生了宽达300 m以上的崩岸[26]；1998年9月－2000年4月文村夹、郝穴、新厂等河段主泓线在三峡水库蓄水后向左岸发生了不同程度的逼进，最大主泓摆幅高达1 100 m[27]。2013－2014年，荆4、荆55、公1等多处断面发生了长10 m以上的崩岸。下荆江河段近年来崩岸情况严重，2002－2010年河床冲刷量累计达2.71亿t[20]。2013－2014年jss84、荆110、石5断面均发生40 m以上的崩岸。由此可见，下荆江崩岸情况通常比上荆江严重及下荆江河岸断面的崩宽往往大于上荆江的断面，且河道左岸崩宽多于右岸。2013—2014年荆江典型断面崩岸情况统计见表1。

表1 2013－2014年荆江段典型断面崩岸宽度统计表

2 典型崩岸断面取样

为了分析荆江崩岸断面土体的垂向组成与力学特性，在收集崩岸断面实际形态变化、土体类型、河道水位及河床坡降等资料的基础上，于2016年12月（退水期）对选取的荆江河段8个典型崩岸断面进行现场勘测、取样，取样点主要布设在河岸上部粘性土层，每个断面设置2个取样点，上层、中层（或下层）各一个，每个取样点取2环刀原状土（约4 kg），且每个断面取2袋上层的散土（约10 kg）。其中上荆江4个典型崩岸断面，分别为荆47（112°16′08.2″E，30°15′48.7″N）、荆55（112°13′27.2″E，30°10′11.4″N）、荆61（112°13′16.7″E，30°04′57.9″N）、荆73（112°23′14.0″E，30°02′15.3″N）；下荆江4个典型崩岸断面，分别位于石3（112°23′30.9″E，29°44′55.7″N）、北门口（112°26′16.6″E，29°45′35.4″N）、来家铺（112°40′18.7″E，29°45′42.8″N）和熊家州（113°04′11.0″E，29°30′06.2″N）。根据现有荆江河段示意图标注的取样点位置如图1，取样点现场如图2所示[1]。

图1 荆江河段示意图及取样点位置

图2 取样点现场（2016.12.02）

依据各断面不同垂向结构及土体组成，进行分层取样，同时量测取样断面土体中各类土层的厚度，并绘制出断面垂向土层分布图。

3 干湿交替对崩岸土体力学性能影响分析

3.1 室内土工试验

室内土工试验方法及土类划分标准主要依据《土工试验方法标准》（GB/T 50123-1999）和《岩土工程勘察规范》GB50021-2001（2009版）。为了研究上、下荆江河段土体组成及干湿交替情况下土体的力学特性，试验内容主要包含了原状土体颗粒级配、密度（包括干密度和湿密度）、含水率，以及原状土和扰动土的直剪试验等。试验结果能反应河岸土质的类别、黏粒含量、抗剪强度指标及不同含水率下土体抗剪强度指标变化等，如表2所列。由于部分岸滩下部土体未揭露，故无法给出其在天然状态下的物理指标及抗剪强度。

表2 荆江河岸土体的物理及力学特性

注：U表示上层，M表示中层，L表示下层，SC为粉质粘土，SS为粉砂，MC为淤泥质粘土，MSC为淤泥质粉质粘土，FS为细砂，ss为粉土，p为塑性指数，为黏粒含量，w为湿密度，为含水率，d为干密度，为孔隙比，r为饱和度，为粘聚力，为内摩擦角。

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 河岸土体组成及力学特性

3.2.1 土体垂向组成及沿程变化特点

实地调查及试验结果表明，荆江河岸土体垂向分层结构明显，是由上部的粘性土和下部的非粘性土组成二元结构。上荆江河岸土体基本为上部是粉土和粘土等组成的粘性土体，下部为细沙等非粘性土体组成的层状结构，有的两粘土层中间夹一薄层沙土（荆55断面），土体垂向分层结构明显。上荆江河岸土体上部的粘性土层较厚，下部的非粘性土层较薄。如在荆61断面（图3a），上部粘性土层厚6 m，下部的非粘性土层厚5.1 m（其中已知沙土层厚1.1 m）。下荆江段河岸上部粘性土层厚度通常在3～6 m之间，相对较薄；下部的非粘性土层较厚，出露在水面以上的厚度都大于5 m，故大部分断面下部的非粘性土层厚度大于其上部的粘性土层厚度。如在北门口断面（图3b），河岸上部的粘性土层厚度为4.2 m，下部非粘性的沙土层的厚度则大于5.2 m，上部土层的干密度为1.40 t/m3，黏粒含量为14.7%。部分断面上部的粘性土层之间可能会夹有一层薄薄的沙土（来家铺断面）。由于上部土层的黏粒含量明显多于下部土层的黏粒含量，而且沙土夹层厚度往往相对较小，因此仍将整个河岸看作是由上部粘性土层和下部非粘性土层组成的典型二元结构。

图3 典型二元结构河岸土体的垂向组成

由表2可知，上荆江二元结构河岸的上部粘性土层主要由粉质粘土、粉土或淤泥质粘土组成。土体自然状态下的含水率介于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，内摩擦角介于5.5°～9.0°；下部非粘性土主要由细沙和粉砂组成，其抗冲性较差。对大部分河岸而言，尽管河岸下部非粘性土层（沙土层）抗冲能力很弱，但由于上部粘性土层厚度大于下部沙土层的厚度，因此认为坡脚抗冲性能远远地大于沙土层本身，利于河岸上部的稳定。

下荆江河岸上部粘性土体主要分为粉土、粉质粘土、淤泥质粘土及淤泥质粉质粘土。由于其塑性指数I介于10.3～17.2，液塑限含水率ω均较小，因此可认为上部河岸土体为均匀的低液限粘土组成。由于原状土含水率范围为27.8%～42.9%，干密度大约为1.2～1.5t/m3，说明该粘性土层含水率较高、干密度相对较小，故土体相对较松散，岸滩土体在近岸水流冲刷下易分解。并且下荆江河岸下部沙土层较厚，一般一定厚度的沙土层出露在水位以上，因此汛期近岸水流将下部沙土层掏刷后，容易引起河岸上部粘性土层的崩塌，不利于河岸稳定性。

整个荆江河段，河岸上部粘性土层黏粒含量均较大，下部沙土层黏粒含量较小；对比上、下荆江土体组成，可知上层粘性土均多为粉质粘土和淤泥质粘土。因此，认为荆江河岸土体组成沿程变化程度小。

3.2.2 土体的力学特性

粘性土体的力学特性一般用抗剪及抗拉强度表示。针对荆江粘性河岸，本文主要探讨粘土的抗剪强度指标粘聚力及内摩擦角。由试验结果可知，不同断面的原状土粘聚力值为2.0～20.5 kPa不等，且变化幅度较大；内摩擦角值为5.5°～7.5°，因此土体与其含水率关系密切。由于土体含水率与粘聚力的关系受土体黏粒含量多少的影响，所以应基于同一断面土体分析总结含水率与抗剪强度指标的关系。对荆61和北门口断面上层粘土（重塑土）在不同含水率状态下的粘聚力及内摩擦角关系进行分析，给出含水率与抗剪强度指标的关系曲线，如图4所示。

图4 典型断面土体抗剪强度与含水率关系

河岸粘性土的粘聚力值随着含水率的增大表现为先增加、后减小的趋势，且存在某一临界含水率，使其粘聚力达到峰值，并且不同河岸断面土体的黏粒含量不同，其粘聚力峰值一般也不同，如图4a，荆61断面上层土体的黏粒含量约为25.6%，图中临界含水率16%对应的粘聚力峰值为21 kPa；北门口断面上层土体的黏粒含量为14.7%，其临界含水率22.8%对应的粘聚力峰值为34 kPa。如图4b，在荆61断面，当土体含水率从11%增加到43%时，对应内摩擦角可从14°减小到3°；在北门口断面，当含水率从16%增加到41%时，对应内摩擦角可从23°减小到2°，表明粘性土内摩擦角随含水率的增大呈指数关系减小。因此粘性土的含水率值能间接反映其抗剪强度的大小。

3.3 干湿交替情况下粘性岸滩土体力学特性分析

根据长江水位周期性涨落，将一个水位周期分为枯水期（12月中旬－3月底）、涨水期（4月－5月底）、洪水期（6月－10月底）和退水期（11月－12月中旬）四大时期[7]。据2013年荆江段水文数据，荆江水位从枯水期最低26.79 m，经过涨水期的两次涨跌，在洪水期达到最高水位35.99 m，之后水位开始下降，在退水期经历一次涨跌之后回到较低的水位状态。对于长江荆江段粘性岸滩，季节变换和河道内水位周期性涨落使岸滩土体含水率持续动态地变化。由此带来的干湿交替作用使岸滩土体力学特性发生变化。

对于非饱和状态的粘性土，当含水率较低时，土颗粒间水膜很薄，此时的水膜黏结力较小，土颗粒间摩擦力较大；随着含水率的增加，土颗粒间的水膜增厚，水膜黏结力增大到一定程度开始减小（薄膜水变为自由水），因此粘聚力表现为先增大后减小，而内摩擦角受水分的润滑作用持续减小[28-29]。夏军强等人对黄河下游段以及长江下荆江段岸滩粘性土体的野外查勘及室内试验，发现粘性土的抗剪强度也随不同含水率而变化，且也存在上述类似的变化规律[9,21]。土的抗剪强度指标受土的结构、密度、孔隙比及含水率等因素影响，由于河道水位变化主要会引起土体含水率变化，所以此处只考虑单一因素土壤含水率对抗剪强度指标的影响。将本次数据与2012年试验数据进行拟合，得出长江荆江段粘性岸滩土体力学特性关系曲线（如图5）及定量关系式

式中为含水率，%；为粘聚力，kPa；为内摩擦角，(°)。

图5 荆江粘性土抗剪强度与含水率关系

粘聚力随含水率的增大，先增大后减小。当土体含水率从11.0%（较为干燥）上升到19%（非饱和状态）时对应的粘聚力值增大30.0%；当含水率继续增大到42.0%时，粘聚力值迅速减小为最大粘聚力值的17.3%。内摩擦角则随含水率的增大而减小，最终趋于稳定。当土体含水率从11.0%（较为干燥）上升到42.5%（非饱和状态）时，其内摩擦角减小为原来的11.4%，最后趋于稳定值3°。

4 干湿交替对河岸稳定性的影响

BSTEM模型是由美国国家泥沙实验室提出的模拟坡脚冲刷和河岸稳定性的模型，主要由2个模块组成，分别为河岸稳定性模块（BSM）和坡脚冲刷模块（TEM），该模型通过EXCEL宏命令运行。其中BSM模块主要是通过极限平衡法计算得到边坡最小安全系数s（factor of safety），从而分析河岸稳定性；TEM模块是用来计算坡脚横向冲刷速率和冲刷量（包括河岸、坡脚、河床及总冲刷量），并探究坡脚冲刷可能对河岸稳定性造成的影响。宗全利等[19]利用BSTEM模型对上荆江河段荆34断面右岸进行了模拟，根据2009水文年内河岸崩塌参数的率定结果对2010水文年的河岸崩塌过程进行模拟，并用2010年实测河岸边坡形态对模拟结果进行验证，模拟结果与实测岸坡符合较好，说明BSTEM模型适用于荆江河段的模拟。所以，本文采用BSTEM模型对干、湿情况下河岸崩岸过程进行概化模拟和计算四大不同水位时期的河岸稳定性。

4.1 干、湿情况下坡脚冲刷及河岸稳定性计算

分别对上荆江河段的荆61断面和下荆江河段的北门口断面在2013水文年的枯水期、涨水期、洪水期和退水期四大时期的坡脚冲刷及稳定性进行计算，计算结果如表3。冲刷计算中，河岸土体临界切应力取值分别为粘性土τ=0.5 N/m2，非粘性土τ=0.06N/m2。冲刷系数根据BSTEM中的公式k=2×10-7-0.5进行估算，分别得到粘性土k=0.1 cm3/(N·s) cm3/(N·s)，非粘性土k=0.4 cm3/(N·s)；计算坡脚冲刷时，考虑施加在土体上的有效应力，计算中取曼宁糙率系数为0.02～0.03[1]。若s<1.0，说明河岸不稳定，容易发生崩塌；若1.0≤s≤1.3，说明河岸为条件稳定（conditionally stable），此时河岸仍可能发生崩塌；若s>1.3，说明河岸稳定，一般不会发生崩岸[30-31]。

表3 2013年荆61（左岸）断面和北门口（右岸）断面坡脚冲刷及河岸稳定性计算结果

将BSTEM模型模拟计算的结果与实测资料相对比，荆61断面左岸模拟崩岸宽度（7.22 m）与实际崩退宽度（7.10 m）相差0.12 m，相对误差为1.69%；北门口断面模拟计算的崩退值为19.71 m，实际崩退宽度为19.0 m，相对误差为3.74%。说明河岸崩塌宽度的概化模拟计算结果与实测结果符合较好。

4.2 干、湿情况下安全系数Fs的变化情况

4.2.1 含水率与s的关系

安全系数的大小受河岸断面形态、河道水位和来水来沙条件以及土体物理力学特性等因素影响，为了研究干、湿情况下安全系数s的变化情况，及含水率对河岸安全系数s值的影响。分别将荆61、北门口断面上层粘性土体（重塑状态）在5个不同含水率情况下对应的粘聚力值和内摩擦角值代入BSTEM模型进行计算，得出各自的安全系数s值。

由于图6中含水率数值均为实测值，故每个取样断面位置测量了5组试验，所以图6中只有5个实测的含水率数据。虽然样本数量偏少，但从图6可以看出：随着含水率的增大，安全系数s值总体呈先增大后减小的趋势。当含水率最大时，安全系数值最小，如在北门口断面，当含水率达到最大值37.9%时，安全系数s为最小值0.44；当含水率为最小值时，安全系数并不是最小值，如当北门口断面土体含水率为最小值17.9%时，安全系数值为1.53，介于s最大、最小值之间，这与图5a中粘聚力随含水率变化趋势一致。说明岸滩土体含水率会对土体的抗剪强度指标（粘聚力和内摩擦角）产生重要影响，且两者存在一定的数量关系（如图5及式（1）和（2））；同时，河岸稳定性又受到抗剪强度指标的影响（粘聚力对河岸稳定性起主要作用，如式（3）和（5）），进而也会受到含水率影响，理论上这三者之间是有一定数量关系的。

图6 粘性土含水率与安全系数的关系

当含水率达到临界值时，随着含水率的增大，安全系数值急剧减小。在荆61断面，此时期为退水期，河岸稳定性较差，安全系数s一直小于临界值1.3。当含水率达到20%后，随着继续增大到40%，安全系数F值从0.6减小到0.15，即安全系数降低了75%。在北门口断面，当含水率大于临界值23%之后，随着含水率继续增大至38%，安全系数值由1.7（河岸稳定）骤降至0.3（不稳定），减少了82.4%，河岸由稳定迅速变为不稳定，极易发生崩岸。故当河岸土体处于干、湿交替情况下时，安全系数值变化幅度大，通常不利于河岸稳定。

4.2.2 抗剪强度指标与s的关系

由于含水率间接影响安全系数大小，为了更清楚分析抗剪强度对安全系数的影响程度，通过拟合实测数据（如图7、图8中的实测数据），可知安全系数s与粘聚力和内摩擦角的关系均成一元线性关系：

荆61：

北门口：

当粘聚力达到最大值时的临界含水率对应的河岸安全系数值也为峰值。如北门口断面，当含水率为临界值24.8%时，对应粘聚力最大值32kPa及安全系数最大值1.66。

为了验证粘聚力和内摩擦角与安全系数的关系，在土体实际含水率范围内，给定不同的含水率值，并以公式（1）和（2）计算出土体的抗剪强度指标后，通过BSTEM模型计算出典型断面的安全系数值，如图7和8中计算数据。从图中可以看出，计算值基本与拟合曲线一致，图7相对误差分别为7.3%和3.1%，图8相对误差分别为17.9%和2.9%，进一步说明了建立关系式的可靠性。

图7 河岸上层粘性土粘聚力与安全系数关系

图8 河岸上层粘性土内摩擦角与安全系数关系

上述分析表明，由于粘聚力随含水率的增大，先增大、后减小，与安全系数随含水率变化关系相契合，并且安全系数值与粘聚力成正相关，可以认为安全系数值的大小主要受土体粘聚力值的影响。因此，当已知河岸土体含水率值时，可以通过定量关系式计算出该土体的粘聚力和内摩擦角，进而计算出安全系数值，从而可以判断河岸稳定性。

5 结 论

本文首先分析了荆江近期的崩岸情况，然后对上、下荆江共8个典型断面土体进行了现场取样与土工试验，分析了上、下荆江岸滩土体组成及力学特性，定量地分析了干湿交替对粘性土体力学特性及河岸稳定性的影响。主要结论如下：

1）上、下荆江河段均属于典型二元结构，上部为粘性土，下部为非粘性土。上荆江河段上部粘性土层厚度通常大于下部非粘性土层厚度，下荆江河段则相反。

2）在干湿交替情况下，粘性岸滩土体的粘聚力随含水率增大，先增大到临界值后开始减小并逐渐趋于稳定；内摩擦角随含水率的增大而减小，最后趋于稳定。

3）结合试验结果和历年数据，得出了粘聚力与土体含水率的三阶多项式以及内摩擦角与含水率的指数函数关系式。

4）定量分析了荆61断面和北门口断面在一个水文年内的河岸稳定性。并对2013年的河岸崩塌过程进行了模拟，得到荆61左岸年内总崩退7.22 m与实际崩宽7.1 m符合较好（相对误差1.69%）；北门口崩退计算值为19.71 m与实际崩宽19 m也基本一致（相对误差3.74%）。

5）干湿交替情况下，安全系数值大小主要受土体粘聚力值的影响。提出荆61和北门口断面的粘聚力和内摩擦角与安全系数的定量关系式。因此，当已知河岸土体含水率时，可以计算出该土体的粘聚力和内摩擦角，进而计算出安全系数值，从而可以判断河岸稳定性。

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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

国家自然科学基金资助项目（51479008；51569029）；中央级公益性科研院所基本科研业务费项目(CKSF2016018/HL）

王 军，教授级高级工程师，博士，主要从事河流动力学方面研究。Email：9518552@qq.com

宗全利，教授，博士，主要从事生态水力学方面研究。Email：quanli1871@126.com

王 军，宗全利，岳红艳，刘昭希. 干湿交替对长江荆江段典型断面岸滩土体力学性能的影响[J]. 农业工程学报，2019，35(2)：144－152. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.02.019 http://www.tcsae.org

Wang Jun, Zong Quanli, Yue Hongyan, Liu Zhaoxi. Influence of dry-wet alternation condition on mechanical properties of riverbank soil for typical sections in Jingjiang Reach of Yangtze River[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2019, 35(2): 144－152. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.02.019 http://www.tcsae.org