含水率变化对荆江河岸黏性土体力学特性的影响

刘昭希，王 军，宗全利，周银军

（1.石河子大学水利建筑工程学院，新疆石河子 832000；2.长江科学院 河流研究所，武汉 430010）

1 研究背景

长江中游自湖北枝城至湖南城陵矶段为荆江，全长约347.2 km。荆江以藕池口为界分为上荆江（约171.7 km）和下荆江（约175.5 km）。上荆江河弯平顺且分汊明显，为典型的微弯分汊河型；下荆江段内共有十几个弯段（包括石首、调关和监利等），属于典型的弯曲型河道，下荆江局部河势不断调整，是长江中下游河道中崩岸最严重的河段［1］。

岳红艳等［2］根据概化模型试验结果提出了二元结构河岸崩塌的5个阶段，认为崩岸过程首先是下层沙土受冲变陡，其次是上层泥沙受多种因素而发生不同形式的崩塌，并且河岸稳定性在水位下降过程中较水位上涨过程中差。崩岸过程不仅与近岸水流动力作用有关，还与河岸土体的物理及力学特性有关。Millar等［3］提出的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。Osman等［4］和 Hemphill等［5］分别从河床冲刷深度与河岸侵蚀2个方面进行分析，提出河岸稳定性与黏聚力c和内摩擦角φ的关系，并利用安全系数的大小来判断河岸稳定性。宗全利等［6］对上荆江河段河岸土体组成进行分析，提出上荆江河岸为上部黏性土层比下部非黏性土层厚的二元结构。夏军强等［7］分析了下荆江河岸土体组成，提出下荆江为下部非黏性土层较上部黏性土层厚的二元结构。陈红星等［8］通过室内不排水不固结试验，研究了在不同土壤碱度条件下，抗剪强度指标随含水率的变化规律。李金玉等［9］对辽宁大连常见的残积土进行三轴剪切试验，分析了非饱和残积土的抗剪切指标c，φ与含水率的关系。

以上研究表明，河岸土体自身的物理及力学特性指标是河岸稳定性的重要影响因素，并且黏聚力和内摩擦角的大小与土体含水率密切相关。但现有的研究只定性分析了含水率与抗剪强度指标之间的关系，缺少含水率对荆江崩岸土体力学特性的影响的定量研究。

本文以荆江典型崩岸断面的土体为研究对象，通过实地调查取样、室内土工试验与理论分析，定量地分析了含水率变化对荆江河段崩岸土体力学特性的影响。

2 荆江崩岸概况

在上荆江河段，江口以上的阶地与江口以下的河漫滩均为较为稳定的河床边界条件，加之护岸工程的加固，上荆江的崩岸情况不算十分严重。1998年8月，杨二月矶和铁牛矶左岸均发生滩面刷深险情［1］。1998年9月—2000年4月，文村夹、郝穴、新厂等河段主泓线向左岸发生了不同程度的逼进，最大主泓摆幅高达1 100 m。文村夹河段在2002年和2005年均发生了宽达300 m以上的崩岸［10］。1996—2010年，荆34断面右岸持续发生崩塌，由于1996—2002年发生连续2年的大洪水导致河岸平均崩退速率高达30.8 m／a，2002—2010年河岸平均崩退速率降为16.0 m／a。2005—2007年，沙市学堂洲、陈家湾、观音寺等河段均发生了不同程度崩岸［11］。2013—2014年，荆4断面左岸、公1断面右岸均发生了崩宽为18.9 m的崩岸。

下荆江是长江中下游河道中崩岸最严重的河段，近年来崩岸情况尤为突出。1998年汛期，石首中洲子发生了大幅度崩岸，崩长1 000 m，崩宽20～50 m；监利乌龟洲主泓北移，顶冲乌龟洲头及其右缘，使其不断崩退，崩长4.3 km，平均崩宽200 m。1998年6月北门口右岸发生2次崩岸，崩长130 m，崩宽 30～60 m；10月份发生大窝崩，崩宽 100 m［1］。2002—2010年，荆133断面8年内总崩宽达147 m；下荆江的河床冲刷量累计达2.71亿 t［12］。2002—2016年，荆98断面右岸累积发生的崩岸宽度高达332 m［13］，其中仅 2007年的崩宽就高达 84 m。2013—2014年jss84右岸、荆110左岸、石5右岸和石9右岸这4个部位均发生40 m以上的崩岸；荆95断面崩岸情况严重，右岸崩退宽度为25 m，左岸则高达81 m。因此，有必要对上、下荆江典型的崩岸发生位置进行现场调查和取样，并对河岸土体物理及力学特性进行分析研究。

3 河岸土体组成及力学特性分析

为了分析荆江崩岸断面土体的垂向组成与力学特性，在收集崩岸断面已有资料的基础上，于2017年11月底对荆江河段8个典型崩岸断面进行现场勘测、取样和室内试验，并对试验结果进行分析。

3.1 典型崩岸断面取样

对上、下荆江8个典型崩岸断面进行现场取样，取样点主要布设在崩岸发生区域，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，取样点位置如图1。用GPS定位每个取样点并记录，取样点坐标见表1。

图1 荆江河段示意图及取样点位置Fig．1 Sketch map of the Jingjiang River Reach with locations of bank soil sampling sites

表1 典型断面及取样点位置Table 1 Coordinates and section names near sampling points

3.2 室内土工试验

为了研究荆江河岸土体组成及不同含水率条件下土体的力学特性，试验内容主要包含了土体颗粒级配、天然状态下的物理指标的测定。其中，土体含水率测定采用烘干法，所使用的试验仪器是DJ-5002型电子天平和101-3A干燥箱；抗剪强度指标通过直接剪切试验测得，直剪试验使用DSJ-4电动四联直剪仪。本次土工试验依据《土工试验方法标准》（GB／T 50123—1999），土的分类和定名依据《岩土工程勘察规范》（GB 50021—2001（2009版））。试验结果能反映河岸土质的类别、黏粒含量、抗剪强度指标等，如表2所列。由于部分断面（如荆61和石3）的上部掉落土体会在下部堆积，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Table 2 Physical and mechanical properties of riverbank soils in the Jingjiang River Reach

3.3 试验结果分析

3.3.1 河岸土体垂向分层结构

由表2可知，荆江河段河岸的上部为主要由黏土和粉土组成的黏性土层，部分断面的黏性土层中会夹有薄砂土层（如荆55，北门口和来家铺）。河岸下部主要是由含细粒土砂和粉土质砂组成的非黏性土层。自然状态下，上部黏性土的IP介于9.0%～23.8%，ωL，ωP均＜50%，因此可认为河岸上部土体为均匀的低液限黏性土组成，下部为砂土层，且河岸土体组成沿程变化小。根据现场勘测及取样，绘制8个断面河岸土体在水位以上部分的垂向分层示意图，见图2。

图2 典型二元结构河岸土体的垂向组成Fig．2 Vertical stratification structures of typical riverbank soils

荆江河岸垂向分层明显，均为上部黏性土，下部非黏性土的二元结构。在上荆江段，出露于枯水期水位以上的多为较厚的黏性土层，其中荆47断面右岸的黏性土层厚达16.5 m，而砂土层则在水位以下。因此，对上荆江大部分河岸而言，尽管河岸下部非黏性土层（砂土层）抗冲能力很弱，但由于上部黏性土层厚度大于下部砂土层的厚度，其坡脚抗冲性能远远大于砂土层本身，有利于河岸上部的稳定。

在自然状态下，由于下荆江河岸上部黏性土的ω为30.0%～42.4%，Sr为97.8%～99.7%，ρd为1.3～1.5 g／cm3，说明该黏性土层含水率较高、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砂土层较厚，大部分的河岸出露于水位以上的砂土层厚度都大于上部黏性土层厚度。例如在北门口断面，出露的下部砂土层厚度为5.2 m，上部黏性土层厚度为4.2 m；在来家铺断面，出露的下部砂土层厚度为7.1 m，上部黏性土层厚度为5.7 m。因此汛期近岸水流将下部砂土层掏刷后，容易引起河岸上部黏性土层的崩塌，对河岸稳定性不利［7］。

3.3.2 河岸上部黏性土的力学特性

通常用抗剪强度和抗拉强度来表示黏性土的力学特性，本文针对荆江河岸上部黏性土，主要讨论抗剪强度指标黏聚力c和内摩擦角φ。由表2的试验结果可知，在自然状态下，不同断面黏性土的含水率不同，c为5.0～24.4 kPa，且变化幅度较大；φ为6.8°～16.8°，因此崩岸土体抗剪强度指标与其含水率关系密切。对荆61、北门口和石 3这 3个断面上层黏土（重塑土）在含水率变化状态下的黏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3所示。

图3 典型断面土体含水率与抗剪强度指标的关系Fig．3 Relationships between water content and shear strength parameters of typical sections

由ω-c关系曲线（图 3（a））可知，c随 ω的增大，先增大后减小，且存在某一临界含水率ω临界，使其黏聚力达到峰值。荆61断面河岸中层土体的黏粒含量约为30.1%，其临界含水率（ω临界＝16%）对应的黏聚力峰值cmax约为18 kPa；北门口断面上层河岸土体的黏粒含量为33.3%，其ω临界为20%，对应的cmax为24 kPa；石3断面中层黏土的黏粒含量为25.5%，其 ω临界为15.5%，对应的 cmax为16.5 kPa。因此，对于黏粒含量不同的土体，一般黏粒含量越大，其cmax越大。由图3（b）可见，荆61、北门口和石3断面的φ均随ω的增大而减小。

4 含水率变化对黏性土抗剪强度指标的影响

为了定量地分析含水率变化对荆江河岸上部黏性土抗剪强度指标的影响，将2017年土样的试验结果与2016年12月在同样的8个断面取样的试验结果进行拟合，得出河岸上部黏性土的力学特性关系曲线及关系式。

4.1 试验结果分析

4.1.1 含水率与黏聚力的关系

将2016年和2017年的试验结果进行拟合得到含水率ω与荆江河岸黏性土黏聚力c的关系曲线如图4所示。

图4 荆江河岸黏性土的含水率与黏聚力的关系Fig．4 Relationship between water content and cohesion of cohesive soil in the Jingjiang River Reach

荆江河岸黏性土对应的黏聚力c和含水率ω的关系式为

式（1）的相关系数R＝0.848。如图4，当土体ω从10.0%（较为干燥，c＝17.5 kPa）上升到16%（临界状态）时，对应的c增大了20%，达到峰值cmax＝21 kPa；当ω继续增大到40%时，c迅速减小为4 kPa，约为黏聚力峰值的1／5。

4.1.2 含水率与内摩擦角的关系

荆江河岸黏性土的内摩擦角φ与含水率ω的关系曲线如图5所示。

图5 荆江河岸黏性土的含水率与内摩擦角的关系Fig．5 Relationship between water content and angle of internal friction of cohesive soil in the Jingjiang River Reach

如图5，随着 ω从12.5%（较为干燥，φ＝52.5°）增大到16.0%，φ骤减至38°；当ω继续增大至41.5%（非饱和状态）时，φ减小为3°，最后趋于一个较小的稳定值（约为2°）。

φ随ω的增大呈指数关系减小，其关系式为

式（2）的相关系数R＝0.842，因此，当已知荆江河岸黏性土体的含水率时，可以根据式（1）和式（2）分别计算出其黏聚力和内摩擦角值，从而判断土体的抗剪强度大小。

4.2 理论分析

4.2.1 含水率与抗剪强度关系分析

土的抗剪强度τ是由黏聚强度和摩擦强度组成，τ＝c+σtanφ，式中σ为剪切破坏面上的法向应力。内摩擦角主要与土颗粒之间的滑动摩擦和咬合摩擦有关，黏聚力与胶结力、库仑力、范德华力、渗透压力和水膜黏结力等有关［8］。

对非饱和状态的黏性土，当含水率较低时，黏聚力主要通过水膜黏结力的大小影响土体的力学性质［14］。此时虽然土颗粒周围的分子膜引力较大，但水分子数量较少，对土颗粒的牵引作用不大，所以含水率较低时，黏聚力较小。随着含水率的增加，水分子数量增多，牵引作用逐渐增强，黏聚力增大。当含水率增大到临界值（约16%）后，由于土颗粒周围的水膜厚度增大，土颗粒间的水膜黏结力减小，黏聚力逐渐减小；同时土颗粒间容易产生相对位移，摩擦力降低。并且随着含水率的增大，土颗粒间胶结体的胶结力和基质吸力越来越小，部分有机质遇水发生化学反应，孔隙水压力承担部分压力，抗剪强度迅速降低。当土样完全饱和时，压力几乎全部由孔隙水压力承担，故此时抗剪强度指标中的内摩擦角很小，基质吸力下降为0，抗剪强度主要由黏聚力提供。

4.2.2 含水率变化对荆江河岸稳定性的影响分析

根据荆江水位变化，将一个水文年划分为四大时期：枯水期（12月份中旬—3月底），涨水期（4月份—5月底），洪水期（6月份—10月底）和退水期（11月份—12月份中旬）［1］。随着荆江河道内水位的涨落，二元结构河岸的下部砂土层会受到近岸水流不同程度的冲刷作用。由于砂土持水能力与黏性土相比非常弱，且砂土本身抗剪强度很低，所以砂土的抗剪强度指标受含水率变化的影响可以忽略不计；下部砂土层主要受水流冲刷作用使得上部黏性土层悬空而降低整个河岸稳定性。若河岸上部黏性土的含水率发生变化，会影响黏性土的抗剪强度等力学性能指标，进而影响河岸的稳定性。

四大时期的河岸稳定分析详述如下：

（1）枯水期时，近岸水流流速略大于砂土起动流速，河岸下部砂土层受到一定的冲刷，但由于近岸流速小，此时冲刷作用较弱；河道内水位长期处于较低状态，河岸上部黏性土含水率较小，根据含水率与抗剪强度指标的关系可知对应的黏聚力和内摩擦角均较大，此时土体抗剪强度较大，有利于河岸稳定。

（2）在涨水期，水流进一步冲刷下部砂土层，水位升高使得原来水位以上土体的抗剪强度由于含水率的增大而降低，这会减小滑动面上的抵抗作用；同时，河道内水位升高使侧向水压力作用增大，从而增大了滑动面上的抵抗作用。两者作用的相对大小受涨水速度的影响，若涨水缓慢，则抗剪强度减小产生的影响大于侧向水压力增大产生的影响，不利于河岸稳定；若涨水迅速，则侧向水压力提供的增大抵抗作用较大，使河岸稳定性增强。总体来说，涨水期可能发生崩岸，但仍属于较为稳定的阶段。

（3）在洪水期，整个河岸长期处于水流浸泡中，土体含水率较高（甚至达到饱和），上部黏性土抗剪强度小，下部砂土层发生液化、被近岸水流冲刷严重，河岸稳定性较差。

（4）在退水期，通常河道内退水迅速，河岸土体来不及排水，使土体含水率变化不大，抗剪强度保持较小值不变，但由于作用于河岸的侧向水压力消失，降低了滑动面的抵抗力，从而降低河岸稳定性。

三峡水库蓄水后，河道涨水速率减小，退水速率明显增大［12］，这使得荆江河岸在相对稳定的涨水期发生崩岸的频率增大；退水期的河岸稳定性较差，属于崩岸强烈阶段。

以上主要是从含水率变化的角度对荆江河岸在1个水文年内四大时期的稳定性进行的定性分析。实际上，河岸稳定性还受水力因素、河岸土体内地下水位、河岸形态和植被情况等因素的影响，并且河岸土体处于干湿交替的复杂状态，因此，对河岸稳定性的分析还需引入干湿交替条件、地下水位和植被覆盖情况等因素进行更深入的研究。

5 结 论

对荆江8个典型崩岸土体进行了取样和试验，全面地分析了上、下荆江河岸土体组成和力学特性，并基于实测数据定量分析了含水率与黏聚力和内摩擦角的关系，以及定性分析了含水率变化对荆江河岸稳定性的影响。主要结论如下：

（1）荆江河岸是典型的二元结构河岸，其上部是由低液限黏土和低液限粉土组成的黏性土层，下部主要是由含细粒土砂组成的非黏性土层，且河岸土体垂向分层明显。

（2）上荆江河岸的上部黏性土层较下部非黏性土层厚，有利于河岸稳定性；而下荆江河岸则是下部非黏性土层较上部黏性土层厚，下部砂土层易受近岸水流冲刷，不利于河岸的稳定，因此，通常下荆江崩岸比上荆江剧烈。

（3）荆江崩岸土体的黏聚力随着含水率的增大，先增加后减小，且存在某一临界含水率（约为16%）使其黏聚力达到峰值，并且黏粒含量越大，一般其黏聚力峰值越大；内摩擦角则随含水率的增大呈指数关系减小。基于实测数据，分别提出了荆江崩岸土体的含水率分别与黏聚力、内摩擦角的关系式，可用于根据土体含水率判断抗剪强度的大小。（4）荆江河岸受土体含水率变化的影响，在1个水文年内四大时期的稳定性不同。在枯水期河岸稳定性较高，河岸在涨水期较为稳定，洪水期和退水期时的河岸稳定性较差、易发生崩岸。