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沉积动力学研究是动力地貌学、环境生态学和海洋工程应用中的基础问题，在泥沙输运、海岸带保护、海洋工程稳定、生态环境保护等方面均具有重要意义[1-5]。而沉积物可侵蚀性作为泥沙运动理论与实践当中的重要研究内容，几乎所有与泥沙运动有关的问题都需要对沉积物可侵蚀性进行判定，受到国内外学者的广泛关注 [6-13]。目前学者们主要运用沉积物侵蚀阈值或临界起动剪应力（
${\tau }_\mathrm{cr}$ ）和侵蚀速率（E）2个特征参数来对沉积物可侵蚀性进行描述[14-15]。临界起动剪应力是沉积物发生侵蚀再悬浮所需的最小近底层剪切应力[16]，而侵蚀速率则是超过临界起动剪应力后单位时间面积内所侵蚀的沉积物质量[17]。对于非黏性沉积物而言，其起动时通常以单颗粒形式起动并主要受到水流作用与自身重力作用的影响，因此，通常能够根据沉积物的颗粒大小和粒径级配对沉积物可侵蚀性做出合理的预测[18-19]。与非黏性沉积物相比，黏性沉积物颗粒较小、比表面积较大、颗粒表面与环境水的电化学性质较强[20]，黏性沉积物颗粒间往往具有较强的黏聚力并且黏聚力作用来源多样、作用机理复杂，同时受到沉积物本身物理化学性质、沉积环境和生物过程等多种影响因素的综合作用[21]，并在黏性沉积物起动中起主要影响作用。受黏结力作用的影响，针对非黏性沉积物的研究方法不再适用于黏性沉积物，并且难以对黏性沉积物的可侵蚀性作出准确的预测与判定[22-24]。尽管几十年来，学者们对黏性沉积物可侵蚀性和影响因素开展了大量的研究，但由于黏性沉积物的复杂性，依然难以形成统一的认识[10,25-26]。对此，本文综合了近60年来众多学者对黏性沉积物可侵蚀性研究成果，试图对黏性沉积物可侵蚀性研究方法和影响因素形成一个较为全面的认识，并提出下一步黏性沉积物可侵蚀性研究的方向。
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黏性沉积物组分与结构复杂且易受扰动[19]，现场原位观测作为一种能够在沉积物不被扰动情况下测定其可侵蚀性的研究方法得到了较为广泛的应用[19,27]。在现场观测中，近岸潮间带沉积物受潮汐涨落影响处于干湿交替状态，而近海沉积物则一直处于水下，两者沉积环境的差异导致其可侵蚀性研究方法也有所不同。
潮间带沉积物可侵蚀性研究通常采用原位侵蚀水槽的方法，即在裸露的潮滩沉积物上放置原位侵蚀水槽进行侵蚀实验（如图1所示）。该方法自SCOFFIN[28]将其运用至潮滩表层沉积物可侵蚀性研究后，其他学者也相继研发并运用了一系列的原位侵蚀水槽实验用于沉积物可侵蚀性的现场原位观测[7,29-33]。尽管不同学者所用的侵蚀水槽类型结构不尽相同，但其实验原理基本类似，即在沉积物表面施加逐渐升高的剪应力，通过观测沉积物上覆水体的浊度变化来对沉积物的可侵蚀性进行判断。该方法可以很好地保证沉积物的原始性质不被扰动，并且可以人为控制施加在沉积物表面的剪应力，从而有针对性地研究沉积物在不同剪应力下的侵蚀状态[30,32]。但该方法需将侵蚀水槽放置于裸露的表层沉积物之上，因此，难以应用至水下沉积物的可侵蚀性研究。
图 1 原位侵蚀水槽
Figure 1. The in-situ erosion flumes
而近海多采用海洋底边界层观测的方法。海洋底边界层观测系统通常由声学多普勒流速剖面仪（Acoustic Doppler Current Profiler , ADCP）、声学多普勒点流速仪（Acoustic Doppler Velocimeter , ADV）等仪器获取底边界层波流数据，从而计算近底层剪切应力，由光学后向散射浊度计（Optical Back Scattering , OBS）、现场激光粒度仪（Laser In Situ Scattering and Transmissometry , LISST）等仪器获取浊度值进而反演底边界层悬沙浓度，最后通过近底层剪切应力与悬沙浓度的时间序列对比估算沉积物的可侵蚀性[34-37]。该方法能够在最大程度上保证沉积物的原始特性，并且能够较为客观真实地反映沉积物在原始波流条件下的侵蚀状态。但该方法对仪器设备和实验环境要求较高，研究成本较高，往往只能对某一区域中一个或几个点的沉积物可侵蚀性进行研究。
在现场观测研究中，沉积物表层的剪切应力并非直接获取，而是通过近底层流速计算所得。在原位侵蚀水槽实验中，不同装置所产生的水流（如涡流、射流和环流等）内部流速分布特征往往存在较大差异，这使得不同侵蚀装置所获得的沉积物临界起动剪应力也存在一定偏差[10]。虽然已有学者提出关于标准原位侵蚀水槽装置的研究，但目前尚未达成共识，因而不同侵蚀装置所获得的沉积物可侵蚀性研究数据难以进行比较[38]。而在底边界层观测系统中，则需要通过平均对数流速剖面法（mean log-profile , LP）、最大对数流速剖面法（maximum log-profile , LP-max）、湍流动能法（turbulent kinetic energy , TKE）、垂向湍流动能法（modified TKE , M-TKE）、雷诺应力法（Reynolds stress , RS）、惯性耗散法（inertial dissipation , ID）、湍流协方差法（turbulent covariance，COV）等计算方法将近底流速时间序列转化为近底层剪切应力时间序列，而通过不同计算方法得出的近底层剪切应力在数值上也存在较大差异[27]（图2）。SALEHI等[27]通过理论与数据分析提出，LP法适用于以海流为主导的区域，TKE法适用于波浪作用为主的区域；YANG等 [34]采用LP与COV方法计算值的平均值作为其研究区域的近底层剪切应力，而POPE等[39]则认为在排除波浪的情况下，TKE方法相较于LP方法更为合适。因此，在利用该方法进行近底层剪切应力的计算过程中，需要综合考虑研究区的主导因素，从而选取准确适宜的计算方法。
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除现场观测外，另一种常用的研究沉积物可侵蚀性的方法是，在野外采集原状沉积物后在实验室采用沉积物侵蚀系统进行实验[14-15,40-43]。这些侵蚀系统的工作原理具有相似性，即通过一定的动力设备在沉积物样品表面产生逐级升高的剪切应力，同时通过浊度计对悬沙数据进行收集与检测，根据浊度或悬沙浓度的变化来确定沉积物的可侵蚀性（图3）。该方法相较于现场观测，能够通过研究区高分辨率取样，获得沉积物可侵蚀性的空间分布，同时，在室内实验时能够对沉积物的侵蚀过程进行更为深入细致的研究。除此之外，在室内研究中通常可以根据研究需求来配置不同性质的沉积物样品进行侵蚀实验，有助于沉积物侵蚀机制和可侵蚀性影响因素的研究与探讨。
但是，受室内侵蚀实验仪器与设备尺寸的影响，难以准确还原沉积物原始状态下水动力条件。XIONG等 [43]和SARIK等 [44]分别通过现场波流以及悬浮泥沙数据和实验室实验论证了湍流作用能够降低沉积物的侵蚀阈值，而室内侵蚀实验难以还原现场波流作用，从而致使测定出的沉积物临界起动剪应力偏高[34-35]。目前尚无合适的实验室侵蚀设备能够较好地模拟出波流对沉积物的联合作用，这也是今后应重点关注并解决的问题。
在侵蚀实验中，施加于沉积物的表层剪切应力往往并非持续增加而是具有一定步长，因此，通过侵蚀实验通常只能获得沉积物临界起动剪应力的一个区间值，而非一个精确值[15]。在对沉积物侵蚀阈值进行确定时，通常需要实验者对沉积物的临界起动进行判断。XU等[11]将泥沙颗粒在床面总面积10%以上发生初始运动视为泥沙发生起动；李华国等[45]将泥面上颗粒普遍起动，床面上各处呈现“冒烟”状, 且沿程逐步向上部水体扩散、水体变浑的状态作为淤泥质沉积物的起动标准；NGUYEN等[40]及HARRIS等[14]将临界起动剪应力定义为侵蚀速率达到0.1 g/(m2/s)时所对应的剪切应力，而PATERSON[38]则将侵蚀速率达到0.01 g/(m2/s)所对应的剪切应力定义为沉积物临界起动剪应力。由此可见，在对沉积物可侵蚀性进行判定时会存在一定主观性，这使得不同学者在对可侵蚀性特征参数进行定义时会存在一定差异。尽管目前尚未达成共识，但依据侵蚀速率对沉积物临界起动剪应力进行判断的方法，因其客观性与相对准确性已逐渐被学者所采纳。
本文将部分表层沉积物可侵蚀性研究结果进行了汇总（表1、图4），结果表明，不同研究与研究方法的表层沉积物临界起动剪应力差异性明显，即使相同区域采用不同方法所得的结果依然存在较大差异。除研究方法不同外，学者们对于可侵蚀性参数的定义以及参数计算方法的差异均会导致不同研究结果间可对比性较差。基于此，本文认为需要通过多种方法相结合的研究，尽可能地将实验室与原位观测方法以及沉积物可侵蚀性判定标准化，特别重要的是建立相对一致的沉积物临界起动剪应力和侵蚀速率2个特征参数的定义与判别标准。对室内实验与原位观测结果的数据处理与解释方法进一步完善与统一，同时，开发能够更好模拟现场波流作用的黏性沉积物侵蚀系统，从而提高黏性沉积物可侵蚀性判定的准确性、客观性以及可对比性。
表 1 沉积物可侵蚀性部分测定结果汇总
Table 1. Summary of some results of sediment erodibility determination
序号 作者 研究区域 研究方法 ${\tau }_\mathrm{cr}$/(N/m2) 侵蚀速率/(g/(m2/s)) 中值粒径/μm ① AMOS等（1997）[46] 加拿大Fraser River三角洲 潮滩侵蚀水槽 0.10～0.75 0.14～0.74 / ② WIDDOWS等 （1998） [47] 英国Humber河口泥滩 潮滩侵蚀水槽 0.18～0.70 0.06～1.90 / ③ HOUWING（1999）[7] 荷兰Wadden Sea潮滩 潮滩侵蚀水槽 0.11～0.18 0.05～3.00 / ④ MENG等（2012）[32] 黄河口岸滩 潮滩侵蚀水槽 0.088～0.254 / 16～58 ⑤ ANDERSEN等（2007）[36] 丹麦Wadden海 底边界层观测 0.26，0.58 0.05～0.08 / ⑥ SALEHI等（2012）[35] 美国San Jacinto河口 底边界层观测 0.06，0.14 / 4～93 ⑦ YANG等（2016）[34] 江苏沿海地区 底边界层观测 0.07，0.11 / 19～121 ⑧ HARRIS等（2016）[14] 新西兰北岛Whitford等三个河口 室内侵蚀实验 0.09～0.79 0.03～2.62 81～301 ⑨ DONG等（2020）[5] 珠江三角洲伶仃洋河口 室内侵蚀实验 0.05～0.45 / 9～207 ⑩ 乔宇等（2021） [15] 长江口海域 室内侵蚀实验 0.33～0.81 / 6～230 ⑪ 林超然等（2021） 黄河清水沟水下三角洲 室内侵蚀实验 0.20～0.68 0.01～1.30 10～94 注：“/”代表无数据，τcr为临界起动剪应力。 
图 4 沉积物临界起动剪应力部分测定结果汇总
Figure 4. Some measurement results of critical erosion shear stress in sediments in the world
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采用现场原位观测、实验室实验对沉积物可侵蚀性进行测定，往往对于某些工程或研究来说较为复杂和难以实现，经验公式作为沉积物可侵蚀性判定的一种便捷途径，引起了全球学者的关注与重视，并且获得了丰富的研究成果。经验模型公式总体可分为2类：基于沉积物颗粒受力分析的经验公式和基于沉积物参数的拟合经验公式。其中，希尔兹曲线自1936年提出以来[6]，不同学者采用以上2种方法分别从不同角度对其进行了补充完善 [48-52]，因此，本文将希尔兹曲线及其完善补充结果单独归入一节进行综述与讨论。
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SHIELD[6]通过实验室水槽研究了在平面河床单向水流条件下4种沉积物颗粒（琥珀、褐煤、花岗岩和重晶石）的阈值条件，形成了著名的希尔兹曲线（图5），并在近一个世纪内不断得到应用、发展与完善[48-51]。希尔兹曲线代表了希尔兹参数
$ {\theta }_{\mathrm{c}\mathrm{r}} $ 与颗粒雷诺数$ {Re}_{*} $ 之间的关系，表达了相同直径下球形颗粒的阈值条件。希尔兹参数被定义为临界起动剪应力与颗粒沉水重量的比值，被表示为：$$ \begin{split} {\theta }_{\mathrm{c}\mathrm{r}}=\frac{{\tau }_{\mathrm{c}\mathrm{r}}}{（{\rho }_{\mathrm{s}}-\rho ）\mathrm{g}d} \end{split} $$ (1) 式中：
$ {\tau }_{\mathrm{c}\mathrm{r}} $ 为临界起动剪应力，N/m2；$ {\rho }_{\mathrm{s}} $ 与$ \rho $ 分别为沉积物颗粒与流体的密度，kg/m3；$\mathrm{g}$ 为重力加速度，m/s2；$ d $ 为沉积物的颗粒直径，m。颗粒雷诺数
$ {Re}_{*} $ 则被表示为：$$ {Re}_{\mathrm{*}}=\frac{{\mu }_{*}d}{\nu } _{ } $$ (2) 式中：
$ {\mu }_{*}={（{\tau }_{\mathrm{c}\mathrm{r}}/\rho ）}^{1/2} $ 为剪切速度，s−1；ν为流体的运动黏度，m2/s。
然而在自然条件下，沉积物往往具有不同颗粒形状。针对这些因素， BUFFINGTON等[53]、PAPHITIS等 [54]通过水槽实验利用粒级参数与形状系数值等参数对希尔兹曲线进行了一系列的拓展。此外，原始希尔兹曲线在横纵坐标中均出现了临界起动剪应力
$ {\tau }_{\mathrm{c}\mathrm{r}} $ ，致使$ {\tau }_{\mathrm{c}\mathrm{r}} $ 需要通过一个迭代过程进行确定，而非直接从曲线中获得。为了使用方便，VANONI[52]通过引入以$\dfrac{d}{\nu }\sqrt{0.1\left(\dfrac{{\rho }_{\mathrm{s}}}{\rho }-1\right)\mathrm{g}d}$ 为参数、斜率为2的辅助线将希尔兹曲线的窄带修改为一条单线（图5）。VAN RIJN [55]则通过引入无因次的泥沙粒径$ {D}_{*} $ 消除临界起动剪应力确定的迭代过程，将原始$ {\theta }_{\mathrm{c}\mathrm{r}} $ -$ {Re}_{*} $ 形式的希尔兹曲线转变为$ {\theta }_{\mathrm{c}\mathrm{r}} $ -$ {D}_{*} $ 形式的曲线。其中无因次的泥沙粒径$ {D}_{*} $ 被定义为：$$ {D}_{*}={\left[\frac{\mathrm{g}\left({\rho }_{\mathrm{s}}/\rho -1\right)}{{\nu }^{2}}\right]}^{1/3}d $$ (3) 随着沉积物粒径的减小，沉积物颗粒间黏聚力的作用逐渐凸显，但是原始希尔兹曲线中并未考虑沉积物颗粒间黏聚力的影响，因而较难应用于细颗粒沉积物。为此，不断有学者将细颗粒沉积物的侵蚀阈值结果纳入到希尔兹曲线中[56]，其中，MILLER等[51]利用其实验值，将原始希尔兹曲线中横坐标颗粒雷诺数
$ {Re}_{*} $ 的值从1～1 000扩展到0.01～10 000，并注意到细颗粒黏性沉积物的阈值曲线具有一定的趋势。SOULSBY [57]通过建立希尔兹参数$ {\theta }_{\mathrm{c}\mathrm{r}} $ 与无因次的泥沙粒径$ {D}_{*} $ 的直接联系，提出了兼顾细颗粒黏性沉积物侵蚀阈值的希尔兹曲线拟合公式与希尔兹曲线，该公式可表示为：$$ {\theta }_{\mathrm{c}\mathrm{r}}=\frac{0.24}{{D}_{*}}+0.055\left(1-{\mathrm{e}}^{-0.020{D}_{*}}\right) \text{，} {D}_{*} > 5 $$ (4) $$ {\theta }_{\mathrm{c}\mathrm{r}}=\frac{0.30}{1+1.2{D}_{*}}+0.055\left(1-{\mathrm{e}}^{-0.020{D}_{*}}\right) \text{，} {D}_{*}\leqslant 5 $$ (5) RIGHETTI等[19]通过将沉积物颗粒间内聚力与黏合力进行参数化，对原始希尔兹曲线进行了修正，并提出一种基于力矩平衡与粒径尺寸考虑的黏性沉积物初始运用阈值的判断依据，其将希尔兹参数
$ {\theta }_{\mathrm{c}\mathrm{r}} $ 修改为：$$ \begin{split} {\theta }_{\mathrm{c}\mathrm{r}}=&\frac{{\tau }_\mathrm{cr}}{（{\rho }_\mathrm{s}-\rho ）\mathrm{g}d}+\frac{{\theta }_\mathrm{C_{0}}\left({d}^{*}\right)}{{\alpha }_{3}}\frac{C}{\left({\rho }_\mathrm{b}-\rho \right)\mathrm{g}d} + \\ &\frac{{\theta }_\mathrm{C_{0}}\left({d}^{*}\right)}{{\alpha }_{3}}\frac{A}{\left({\rho }_\mathrm{b}-\rho \right)\mathrm{g}d} \end{split} $$ (6) $$ {\theta }_{\mathrm{C}_{0}}\left({d}^{*}\right)=\frac{{\alpha }_{3}a/b}{\left(1+\eta a/b\right){C}_{1}} $$ (7) $$ {d}^{*}=\frac{\mathrm{g}{\left({\rho }_{\mathrm{s}}-\rho /\rho \right)}^{1/3}}{{\nu }^{2}}\mathrm{d} $$ (8) 式中：
$ {\alpha }_{3} $ 取决于颗粒形状，近球形颗粒$ {\alpha }_{3} $ 为$ \pi /6 $ ；$ \eta $ 为颗粒雷诺数$ {Re}_{*} $ 的函数；C0为沉积物的黏聚系数；
A与C分别为黏合力系数与内聚力系数。
公式（6）中，第1项为原始希尔兹参数定义，第2项与第3项分别为内聚力与黏附力系数公式。
GUO[56]采用Padé逼近法拓展了希尔兹曲线图中的数据，提出了一个简单的临界起动剪应力经验模型（图6）。ZHANG等[58]则通过引入屈服应力，提出了含流变项与重力项的黏性沉积物希尔兹参数
$ {\theta }_{\mathrm{c}\mathrm{r}} $ 经验计算公式（公式9），并根据该公式得到了改进的希尔兹曲线图。$$ \begin{split} &{\theta }_{\mathrm{c}\mathrm{r}}=(0.056-0.033\mathrm{e}^{-0.0115{D}_{*}}+0.12\mathrm{e}^{-0.25{D}_{*}}+\\ &0.48\mathrm{e}^{-3.8{D}_{*}})\times\mathrm{e}^{9.8\times {10}^{-4}\times {\tau }_\mathrm{cr}\times \mathrm{exp}\left(-0.4{D}_{*}\right)} \end{split} $$ (9) 由上文不难看出，众多学者围绕希尔兹曲线进行了大量工作，通过水槽试验、理论推导等多种方法对希尔兹曲线进行了修改与完善，但不同学者对于完善希尔兹曲线的侧重点与实验方法往往不同，从而得出有所差异的结果（图6），因此，在对希尔兹曲线进行使用时，需要根据自身需要选择适宜自身研究的希尔兹改进曲线。
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除希尔兹曲线外，众多学者从沉积物颗粒受力平衡出发，建立了一系列适用于细颗粒黏性泥沙的起动公式（表2）。其中，张瑞瑾[59]、张红武[60]、沙玉清[61]将平均流速
${U}_\mathrm{c}$ 作为泥沙起动指标，并未给出临界起动剪应力${\tau }_\mathrm{cr}$ 的直接计算公式，为方便公式之间进行比较分析，本文采用窦国仁[8]公式中所建议的阻力公式（式10）将平均流速换算为床面剪切应力[62]。表 2 细颗粒黏性泥沙起动公式比较
Table 2. Comparison of incipient motion formulas for fine viscous sediment
作者 公式 参数含义 窦国仁[8] ${\tau _{\rm{cr} } } = {k^2}\rho {\left( {\dfrac{ {d'} }{ { {d_*} } } } \right)^{1/3} }\left[ {3.6\dfrac{ { {\rho _{\rm{s} } } - \rho } }{\rho }{\rm{g} }d + { {\left( {\dfrac{ { {\gamma _0} } }{ { {\gamma _{0*} } } } } \right)}^{5/2} }\left( {\dfrac{ { {\varepsilon _0} + {\rm{g} }h\delta \sqrt {\delta /d} } }{d} } \right)} \right]$ k为系数，取值0.128；$ {d}_{*} $=1×10−2 m，${ {d'} }$取值与d相关；$ {\gamma }_{0} $与$ {\gamma }_{0*} $分别为泥沙干容重与稳定干容重（N/m3）；${\varepsilon }_{0}$为黏结力参数，一般取值为1.75 cm3/s2；$ \delta $为薄膜水厚度，一般取值为2.31×10−5 cm 唐存本[63] ${\tau }_{ {\rm{cr} } }=\dfrac{1}{77.5}\left[3.2\left({\gamma }_{ {\rm{s} } }-\gamma \right)d+{\left(\dfrac{\sigma }{ {\sigma }_{0} }\right)}^{10}\dfrac{c}{d}\right]$ ${\gamma }_{ {\rm\mathrm{s} } }$与$ \gamma $分别为泥沙颗粒与水的重度（N/m3）； $ \sigma $与$ {\sigma }_{0} $分别为泥沙容重与稳定容重；$\mathrm{c}=\dfrac{ {\xi }_{0} }{ {a}^{2} }=2.9\times {10}^{-4} {\rm{g/cm } }$ 杨美卿[62] ${\tau }_{ {\rm{cr} } }={\theta }_{ {\rm{m} } }\left({\rho }_{ {\rm{s} } }-\rho \right){\rm{g} }d+\dfrac{9\times {10}^{-6} }{d}{\left(\dfrac{S}{ {S}_{ {\rm{m} } } }\right)}^{2.35}$ $ {\theta }_{{\rm{m}}} $为希尔兹参数；$ S $与$ {S}_{{\rm{m}}} $分别为沉积物含沙量与稳定含沙量（kg/m3），其中，$ S $数值上等于沉积物的干密度 张瑞瑾[59] ${\tau }_{ {\rm{cr} } }=\rho {\left[\dfrac{1}{\kappa }{\rm{ln} }\left(11\dfrac{h}{ {k}_{ {\rm{s} } } }\right)\right]}^{-2}{\left(\dfrac{h}{d}\right)}^{0.28}\left(17.6\dfrac{ {\gamma }_{ {\rm{s} } }-\gamma }{\gamma }d+0.605\times {10}^{-6}\dfrac{h+10}{ {d}^{0.72} }\right)$ $ {\gamma }_{s} $与$ \gamma $分别为泥沙颗粒与水的重度（N/m3）；$ h $为水深（m）；$ \kappa $ =0.4为Karman常数；$ {k}_{{\rm{s}}} $为床面粗糙高度（m） 张红武[60] $\begin{array}{l}{\tau _{\rm{cr} } } = 4.41{K_{\rm{D} } }\rho {\left[ {\dfrac{1}{\kappa }{\rm{ln} }\left( {11\dfrac{h}{ { {k_{\rm{s} } } } } } \right)} \right]^{ - 2} }\\\left[ {\dfrac{ { {\gamma _{\rm{s} } } - \gamma } }{\gamma }d + 6.59\dfrac{ { {\gamma _{\rm{s} } } - \gamma } }{\gamma }{ {\left( {\rm{g} } \right)}^{0.33} }{ {\left( {\dfrac{ {\gamma '} }{ {\gamma _{\rm{c} }^{'} } } } \right)}^{6.6} }\dfrac{ { {v^{1.34} } } }{d} + 0.0352{ {\left( {\dfrac{ {\gamma '} }{ {\gamma _{\rm{c} }^{'} } } } \right)}^{6.6} }\dfrac{ { {\rm{g} }{h}\delta } }{d} } \right]\end{array}$ $ {K}_{{\rm{D}}} $$={\left(1+1\;000{ {S}_{ {\rm{v} } } }^{1.667}\right)}^{1.167}$，为含沙量影响系数；${S_{\rm{v}}} = S/{\gamma _{\rm{s}}}$为体积计含沙量（kg/m3）；
$ v $为流体黏滞系数（m2/s）沙玉清[61] $\begin{array}{l}{\tau _{\rm{cr} } } = \rho {\left[ {\dfrac{1}{\kappa }ln\left( {11\dfrac{h}{ { {k_{\rm{s} } } } } } \right)} \right]^{ - 2} }\left[ {266{ {\left( {\dfrac{\delta }{d} } \right)}^{1/4} }{h^{2/5} }\left( {\dfrac{ { {\gamma _{\rm{s} } } - \gamma } }{\gamma }d} \right) + } \right.\\\left. {6.66 \times { {10}^9} \times {h^{2/5} }\left( {\dfrac{ { {\gamma _{\rm{s} } } - \gamma } }{\gamma }{\rm{g} }d} \right){ {\left( {0.7 - \varepsilon } \right)}^4}{ {\left( {\dfrac{\delta }{d} } \right)}^2} } \right]\end{array}$ $$ {\tau }_\mathrm{cr}={{\rho u}_\mathrm{*c}}^{2}=\rho {\left(\frac{1}{\kappa }\mathrm{ln}\left(11\frac{h}{{k}_\mathrm{s}}\right)\right)}^{-2}{U}^{2} $$ (10) 式中：
${u}_\mathrm{*c}$ 为起动摩阻流速，m/s$ \kappa =0.4 $ 为Karman常数；h为水深，m；
U为平均流速，m/s；
${k}_\mathrm{s}$ 为床面粗糙高度，m。${k}_\mathrm{s}$ 可根据沉积物颗粒粒径d来进行确定：$$ {k}_\mathrm{s}=\left\{\begin{array}{l} 1.0\times {10}^{-3}\qquad d\leqslant 5\times {10}^{-4} \;\mathrm{m}\\ 2d\qquad 5\times {10}^{-4} \;\mathrm{m} < d < {10}^{-2}\\ 2{{d}_{*}}^{1/2}\qquad d\geqslant {10}^{-2}\;\mathrm{m}\end{array} \mathrm{m}\right. $$ (11) 以上公式中，假定泥沙颗粒的有效重力与黏结力对泥沙稳定起主要作用，故多表达为
${\tau }_\mathrm{cr}$ =$ {\tau }_{1}+{\tau }_{2} $ ，其中，$ {\tau }_{1} $ 为泥沙起动中克服泥沙颗粒有效重力所需的剪切应力，$ {\tau }_{2} $ 为泥沙起动中克服泥沙颗粒间黏结力所需的剪切应力。对于$ {\tau }_{1} $ 部分，各公式基本类似且并无较大出入，均可表达为${\tau }_{1}={\theta }_\mathrm{m}\left({\rho }_\mathrm{s}-\rho \right)\mathrm{g}d$ 的形式。而$ {\tau }_{2} $ 部分则在细颗粒黏性泥沙起动中起主要控制作用，各公式对于该部分黏结力的量化也存在较大差异。各公式计算结果如图7所示，其中，唐存本[63]公式中认为沉积物容重对于沉积物临界起动剪应力有重要影响，而水深引起的附加水压力并不会对沉积物起动造成影响，因此，公式中只考虑了容重对沉积物起动的影响而未考虑水深的影响，其细颗粒沉积物临界起动剪应力计算结果明显偏小；张瑞瑾[59]公式中只考虑了水深引起的附加水压力，而未考虑容重对于沉积物起动的影响，其$ {\tau }_{2} $ 部分取值仅由水深与沉积物中值粒径决定，因此具有较高的经验性；杨美卿等[62]从细颗粒黏性泥沙絮凝的电化学理论角度进行推导，采用泥沙比面积参数来计算稳定沉积含沙量${S}_\mathrm{m}$ ，使得即使中值粒径相同但是泥沙粒径级配不同或形状不同的泥沙临界起动剪应力也会存在差别；窦国仁[8]、张红武[60]、沙玉清[61]公式中均同时考虑了沉积物干容重与水深引起的附加水压力对细颗粒泥沙黏结力的影响。因此，该三者的计算结果相对较为接近，但其公式中黏结力参数$\varepsilon$ 与薄膜水厚度$ \delta $ 的取值往往难以确定，使得公式在具体运用中存在一定困难。其中，张红武[60]公式通过引入水流运动黏滞性系数$ v $ 与含沙量影响系数${K}_\mathrm{D}$ 考虑了水流黏滞性与含沙量对沉积物起动的影响，相较于其他公式而言更为完善。
图 7 细颗粒黏性泥沙起动公式计算结果对比
Figure 7. Comparison of calculation results on the movement startup of fine and viscous sediment using different formulas
与重力相比，黏结力作用机理复杂、产生来源多样，并受泥沙性质、沉积环境、生物作用等多种因素影响[20]，而上述公式多为20世纪90年代以及21世纪初所提出，受制于研究方法与理论基础的局限性，对于黏结力的认知大多源于经验总结，常将其感性地描述为泥沙颗粒的吸力或泥沙颗粒表层薄膜水接触引起的分子引力[61-63]。随着电化学理论[64-66]、X射线断面扫描[67]、扫描电镜[68]等理论方法与研究技术的成熟，对于细颗粒黏性泥沙中黏结力的形成机理与量化研究也逐渐完善。龚政等[21]根据形成机理将泥沙颗粒间的黏结力分为包括双电层力、薄膜水附加压力、盐类化合物胶结力的理化黏结力以及包括胞外聚合物（EPS）黏结力、底栖动物黏结力、水生植物黏结力的生物黏结力共计2大类、6种黏结力作用。而在上述经验公式中，仅对理化黏结力中的部分黏结力进行了量化，如唐存本[63]认为薄膜水附加压力对于细颗粒黏性沉积物起动并无很大影响，因此只考虑了双电层力；杨美卿等[62]为简化计算，仅考虑了双电层力中范华德引力对于黏性沉积物起动的影响，忽略了其他理化黏结力以及双电层力中疏水引力、静电斥力等其他微观物理力；窦国仁[8]、张瑞瑾[59]、张红武[60]同时考虑了双电层力以及薄膜水附加压力对于泥沙起动的影响，但也未考虑盐类化合物胶结力以及生物黏结力作用。由此可见，从沉积物颗粒受力平衡出发所建立的细颗粒黏性泥沙的起动公式虽能在一定程度上获得沉积物相应的临界起动剪应力，但受限于对黏结力量化的局限性以及存在较多待定参数，成果多为经验性或半经验性结果，难以在不同的沉积环境与水文条件下进行广泛的应用[69]。但是随着理论、技术、方法的创新发展，对于黏结力的形成机理、相互作用、量化研究均获得了大量成果[24,70-72]，这也为从沉积物颗粒受力平衡出发，通过对多种黏结力的理论量化及综合考虑，建立相对完善和能够广泛适用的泥沙起动公式提供了可能。
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除从沉积物颗粒受力分析获得沉积物临界起动剪应力的经验公式外，较多学者通过将实验所得的沉积物临界起动剪应力与沉积物相关参数（如容重、含水率、泥沙密度、屈服应力等）进行拟合，从而获得类似
${\tau }_\mathrm{cr}=K{S}^{n}$ 形式的经验拟合公式（表3）。但此类公式中的经验系数是通过对某区域部分沉积物进行数学统计与拟合所得，缺乏物理依据，具有较大的局地适用性，往往只能对特定区域、特定成分的沉积物临界起动剪应力作出准确的判定（图8）。虽然该类公式只能粗略地对沉积物临界起动剪应力进行估算，但其能够定性反映不同沉积物参数对于临界起动剪应力的影响，进而帮助分析沉积物临界起动剪应力的影响因素与变化趋势。表 3 基于沉积物参数的拟合经验公式的部分汇总
Table 3. Summary of some empirical formulas based on sediment parameters
作者 经验因子 指数型经验公式 AMOS等（2004）[9] 容重${\rho }_\mathrm{b}$（kg/m3） ${\tau }_\mathrm{cr}=5.44\times {10}^{-4}{\rho }_\mathrm{b}-0.28$ 乔宇（2019）[69] 容重${\rho }_\mathrm{b}$（kg/m3） ${\tau }_\mathrm{cr}=11\times {10}^{-4}{\rho }_\mathrm{b}-0.86$ TAKI（2000）[72] 容重${\rho }_\mathrm{b}$（kg/m3）与
含水量$ w $（%）${\tau }_\mathrm{cr}=0.05+\beta {\left(\left[\left(\dfrac{\pi }{6}{\left(1+sw\right)}^{\frac{1}{3} }\right)-1\right]\right)}^{-2}$，式中，$ \beta $为与局部沉积电化
学环境有关的系数，$ s $为泥沙与水容重之比WANG（2013）[73] 容重$ {\rho }_{b} $（kg/m3）与
黏土含量$ Clay $（%）${\tau }_\mathrm{cr}=-25.99+0.016{\rho }_\mathrm{b}+91.97Clay-0.049\left({\rho }_\mathrm{b}\times Clay\right)$ 庞启秀等（2012）[74] 泥沙密度${\rho }_\mathrm{m}$（kg/m3） ${\tau }_\mathrm{cr}=2\times {10}^{-5}{\left({\rho }_\mathrm{m}-1\;000\right)}^{1.65}$ 刘洁等（2015）[75] 泥沙密度${\rho }_\mathrm{m}$（kg/m3） ${\tau }_\mathrm{cr}=1.896\;7{\left(\dfrac{ {\rho }_\mathrm{m} }{1\;000}-1\right)}^{1.749\;4}$ 宾汉屈服应力${\tau }_\mathrm{b}$（N/m2） ${\tau }_\mathrm{c}=0.41{ {\tau }_\mathrm{b} }^{0.26}$ 陈继建等（1998）[76] 宾汉屈服应力${\tau }_\mathrm{b}$（N/m2） ${\tau }_\mathrm{cr}=0.106{ {\tau }_\mathrm{b} }^{0.753}$（水流作用下） ${\tau }_\mathrm{cr}=0.033\;1{ {\tau }_\mathrm{b} }^{0.58}$（波浪作用下） SMERDON等 （1959）[77] 塑性指数$ PI $ ${\tau }_\mathrm{cr}=0.163{PI}^{0.84}$ 
图 8 基于沉积物参数的拟合经验公式计算结果
Figure 8. The results of empirical formula based on sediment parameters
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从第2章分析可以看出，由于黏性沉积物颗粒间的相互作用受到泥沙特性的影响[21]，通过经验模型或经验公式的方法对黏性沉积物可侵蚀性进行判定仍然存在较大困难。相较于非黏性沉积物，黏性沉积物中通常含有较多直径＜2 μm的颗粒组分，而该部分颗粒为沉积物中最具电化学活性的部分[66]，从而致使黏性沉积物颗粒间往往具有较强的黏聚力与附着力。除此之外，黏性沉积物中通常含有较高的生物组分，包括生物碎屑、粪便颗粒、细胞外聚合物（EPS）和有机胶体等，而该组分的存在同样会对黏性沉积物的可侵蚀性造成较大影响[23,78-79]。因此，若想形成相对统一的基于泥沙性质的沉积物可侵蚀性经验模型，必须对诸多沉积物性质的影响作用进行识别，从而为黏性沉积物可侵蚀性预测模型提供基础。本章将分别对沉积物自身性质、生物因素、环境水文因素3方面的影响因素进行总结，讨论不同沉积物性质对沉积物可侵蚀性的影响（图9）。值得注意的是，各个影响因素之间通常是动态联系、相互作用的，任何一个影响因素对沉积物可侵蚀性造成的影响都取决于各因素之间的相互作用。
图 9 沉积物可侵蚀性影响因素示意图
Figure 9. The influencing factors on sediment erodibility
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沉积物自身性质是影响其可侵蚀性的最主要因素，沉积物结构、颗粒间相互作用均会影响沉积物的可侵蚀性[20,80]。沉积物粒径与粒度分布作为目前被最广泛用于沉积物可侵蚀性预测的指标，其对黏性沉积物可侵蚀性的影响已基本获得共识，即黏性沉积物可侵蚀性随粒径的减小、黏土含量的增加以及砂含量的减小而逐渐减小[7,56,81-82]。同时，天然沉积物通常由不同形状的颗粒组成，而颗粒形态与颗粒间堆积方式的差异同样也会对沉积物可侵蚀性产生影响[83-85]。PAPHITIS等[85]认为颗粒形状能够显著影响沉积物的侵蚀阈值，并提出将沉降速度与等效沉降粒径作为泥沙特性来预测任何颗粒形态的侵蚀阈值。朱瑶等[86]则通过实验与数值模拟的方法，证明了在相同荷载条件下不规则颗粒形态的石英砂抗剪强度要明显大于球形石英砂。容重与含水率通常能够在一定程度上反映黏性沉积物的固结程度与颗粒堆积方式[87]，其对黏性沉积物可侵蚀性的影响作用也已经得到了实验室与野外实验的充分研究。一般来说，黏性沉积物固结程度与沉积物可侵蚀性成反比，即高含水率与低容重的黏性沉积物通常有着较高的可侵蚀性[9,18,29,87]。但是，这并不能适用于所有的黏性沉积物。AMOS等[9]的研究中对低容重的湖泊黏性沉积物记录到了较高的侵蚀阈值；PATERSON等[38]的研究也表明在蓝藻生物膜发育的区域，黏性沉积物可侵蚀性与容重成反比。这些特别的发现有力地证明生物因素的存在能够对沉积物可侵蚀性造成显著影响，这将会在3.2节进行详细论述。
多数情况下，沉积物样品在进行粒度分析时通常会经过消解与分散，从而得到沉积物的绝对粒径，但是多项研究已开始关注沉积物团聚体结构对于沉积物可侵蚀性的影响，即沉积物团聚体的有效粒径与有效密度[88-90]。THOMSEN等[91]在现场调查中发现，天然海洋黏性沉积物侵蚀阈值随团聚体有效粒径的增加和有效密度的减小而不断减小。卢佩霞等[92]基于黏性沉积物团聚体结构的分形模型，得出黏性沉积物临界起动剪应力是团聚体有效粒径和有效密度的幂函数。然而，GRABOWSKI等[25]则提出在高剪切应力作用下形成的团聚体，当其有效粒径与有效密度呈正相关的情况下，黏性沉积物稳定性随有效粒径的增大而显著增加。LAU等[93]和DROPPO[94]的实验室研究结果也证实了这一观点。因此，沉积物团聚体结构对于沉积物可侵蚀性的影响并非一成不变，而会根据团聚体的形成条件发生改变。
除此之外，温度、盐度、溶解离子、金属含量等非物理性质也会通过与沉积物其他性质之间的相互作用进而影响黏性沉积物的可侵蚀性[25,95]。MEHTA等[96]和WINTERWERP等[97]的研究表明，温度的升高能够降低沉积物颗粒之间的黏结力以及沉积物的体积强度，从而影响沉积物的可侵蚀性。刘姣等[98]的研究表明，随着沉积环境盐度的增加，沉积物临界起动剪应力呈线性增加。EPS对于沉积物的吸附作用也会受到沉积物温度、盐度以及阳离子浓度的影响，而EPS的吸附与力学性能又能够对沉积物可侵蚀性产生较大影响[99-100]。虽然目前并无直接的证据能够证明Fe、Al等溶解性金属对于沉积物可侵蚀性的影响，但是BRADY[101]的研究表明，溶解性金属能够与碳酸盐等形成不可溶的络合物进而加强沉积物的稳定性。可溶性铝与可溶性铁也被分别证明能够增强沉积物生物膜的弹性强度和内聚强度[102-103]，同时，溶解性金属的毒性作用会抑制底栖生物的活动[104]，而这些作用均会直接或间接地对沉积物可侵蚀性造成影响。
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沉积物中通常生存着大量生物，从微观的细菌、真菌和硅藻等到宏观的软体动物、纽形动物、甲壳类等[105]，其对沉积物可侵蚀性的影响要比沉积物自身性质的影响更为复杂和多变。WIDDOWS等[105]根据底栖动物对于沉积物可侵蚀性的影响，将其分为生物不稳定者与生物稳定者2种功能群，而2种功能群之间的平衡则会直接影响到沉积物的可侵蚀性时空变化。底栖动物的进食、排泄、掘穴等活动通常会改变沉积物的性质、结构以及稳定性。高丽[106]的研究表明，泥虾与海星的掘穴活动能够增加沉积物的含水率同时降低沉积物强度。李宝泉等 [107]发现欧洲鸟尾蛤（Cerastoderma edule）的生物扰动能够降低泥质黏性沉积物与砂质非黏性沉积物的可侵蚀性，并且对泥质沉积物的影响更为明显。GERBERSDORF等[108]在其研究区域发现贻贝与蜗牛的生物扰动与进食、排泄活动能够降低沉积物的稳定性。同时，底栖生物特别是以表层取食为主的底栖动物在进食过程中，通常会消耗沉积物表层藻类与生物膜等稳定组分，并排泄粪便或假粪进而改变沉积物性质，增加沉积物表层的粗糙程度与可侵蚀性[109-111]。值得注意的是，底栖动物的活动对沉积物可侵蚀性的影响通常具有双重作用，当沉积物上贻贝类足够多时，会在沉积物上形成一层贻贝床，从而使沉积物难以受到水流与波浪的作用与侵蚀[105]。陈友媛[112]的结果表明生物洞穴形成的优势流通道有助于土体孔隙水累积压力的减小，缓解波浪作用下的沉积物液化。部分底栖动物在活动中会通过分泌黏液提高沉积物颗粒间的黏结力从而增强沉积物的稳定性与可侵蚀性[113]。因此在分析底栖动物对沉积物可侵蚀性的影响时，不能简单地将其划分到某一功能群，而需要综合考虑其生物体大小与丰度、其行为的频率与幅度以及与其他生物群落的相互作用影响。
除此之外，胞外聚合物质（Extracellular Polymeric Substances，EPS）与生物膜对于沉积物可侵蚀性的影响也逐渐得到了学者们的重视。胞外聚合物质（EPS）是指由微生物到藻类到大型动物等生物体产生并释放到环境中所有生物聚合物的统称，其与微生物等相结合共同构成生物膜，是生物膜的主要组成成分，大多数情况下能够占细胞膜干重的80%以上[113-114]。生物膜与EPS对于沉积物可侵蚀性的影响主要体现在2个方面，即生物膜保护作用与EPS黏结作用，如图10所示。生物膜能够在沉积物表面形成一层稳定且光滑的界面，为沉积物提供一道天然的保护屏障，被相关学者称为沉积物的“skin”。 TOLHURST等[78]通过在黏性沉积物表层培养硅藻生物膜，发现沉积物的侵蚀阈值、含水率、叶绿素A浓度均随培养实验显著增加。尚倩倩等[115]通过对天然水与去离子水的生物膜培养实验表明，生物膜的生长对沉积物的可侵蚀性有显著的降低作用，并且其作用强度随时间呈现出钟型变化过程。VIGNAGA等[116]和PIQUÉ等[117]也均在野外现场环境下发现生物膜对于沉积物可侵蚀性具有降低作用。除此之外，生物膜与EPS通过填充沉积物颗粒孔隙，产生沉积物颗粒间的生物黏结力从而提高沉积物稳定性与抗侵蚀能力。CHEN等[113]通过电子显微镜发现沉积物在失去生物膜的保护后，其内部EPS通过对沉积物颗粒的黏结作用能够继续阻碍沉积物的侵蚀。MALARKEY等[23]研究发现，即使沉积物颗粒间存在极少量的EPS（0.027%～0.08%）其对沉积物可侵蚀性的影响仍不能忽视。
有机质含量一直也被作为决定沉积物可侵蚀性的重要影响因素之一，其含量通常受底栖生物活动影响，因此，本文将其纳入到综述的生物影响因素。有机质含量＜2%的沉积物通常被认为是可蚀性沉积物，沉积物可侵蚀性与0～10%的有机质含量之间呈负相关性[118-119]。RIGHETTI等[19]的研究表明，滨海湖泊沉积物的黏聚力随有机质含量的增加而增大。XU等[120]的实验也表明，有机质能够在沉积物颗粒间产生黏性从而提高沉积物的抗冲蚀能力。除有机质含量对于沉积物可侵蚀性的直接影响外，较多研究表明沉积物有机质含量与含水率呈显著的正相关性，与沉积物容重呈负相关性，因此，有机质含量也会通过影响沉积物固结程度从而影响沉积物可侵蚀性[121]。ZHOU等[24]最近的研究中发现，影响沉积物可侵蚀性的生物活性会受沉积物有机质含量的影响，当有机质含量较低时（4%），生物活性能够通过产生生物膜增强沉积物的抗侵蚀能力，而有机质含量较高时生物活性会增强，从而在沉积物内部产生气泡导致沉积物体积膨胀，进而导致沉积物的稳定性降低。
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除生物因素会对沉积物性质造成影响之外，自然状态下的沉积物在海洋水动力的作用下通常处于不断的动态变化之中，其可侵蚀性也会随之改变。许多以往的研究已经发现在波浪作用下，沉积物的侵蚀现象十分普遍，并将这种现象的产生很大程度上归因于波浪引起的沉积物液化[122-123]。ZHANG等[124]通过现场与实验室实验证明了波浪循环荷载能改变沉积物的容重、含水率、孔隙度和粒径分布等，进而能够对沉积物可侵蚀性产生显著影响。JIA等[125]通过波浪水槽实验证实了波浪能通过孔隙水压力的累积，降低沉积物临界起动剪应力进而增强沉积物再悬浮，而不是简单地提供过度的剪切应力。LIU等[126]指出沉积物可侵蚀性的衰减程度与波高和波浪周期均呈明显的指数关系，并将波浪作用形容为“犁”。ZHANG等[127]的研究发现，在波浪作用下沉积物中的细颗粒会向沉积物表面发生垂直迁移，从而使沉积物中细颗粒组分流失，进而改变沉积物的原始性质，并将这种作用称为“浅表层沉积物泵送作用（sub-bottom sediment pump action）”。除此之外，部分沉积物在波浪、潮流、风暴潮等强海洋动力长期作用下细颗粒组分流失，粗颗粒组分在波浪振荡和潮流往复作用下变得更加均匀致密，沉积物颗粒间产生“板结力”，能够形成难以起动和侵蚀的“铁板砂”[128-130]，从而改变沉积物的可侵蚀性。
众多实验室与现场试验表明，在潮流与波浪联合作用下产生的间歇性底边界层湍流也是控制沉积物侵蚀与再悬浮的重要因素[131-133]。SALIM等[35]的研究表明，在湍流作用下，即使近底层剪切应力低于估计或测量的临界起动剪应力值，沉积物也会发生侵蚀与起动。随着观测技术与数据分析方法的进步，湍流的作用机制也获得了进一步的认识。从本质上讲，湍流主要通过底边界层湍流相干结构的间歇性猝发导致沉积物的侵蚀、起动与再悬浮[43]。边界层湍流相干结构最早由GRASS[134]和WALLACE等[135]提出，其将边界层湍流拟序运动分为4个相位，即喷射、扫掠、上抛和下扫，其中喷射和扫掠对沉积物侵蚀与再悬浮起主要控制作用[42,136]。YANG等[34]的观测结果表明，受湍流的影响，在大尺度范围上（如浅海环境）由流速剖面法推导出的沉积物临界起动剪应力往往会小于在小尺度下（如实验室水槽）所推导出的临界起动剪应力值，并指出湍流作用具有尺度效应。YANG等[26]在其综述中进一步指出有必要将湍流尺度效应纳入到希尔兹曲线模型当中。
潮流、波浪、湍流等水动力条件除了能够对沉积物可侵蚀性产生直接影响外，水动力条件也会通过影响沉积物中的生物活动而间接改变沉积物的可侵蚀性。STOODLEY等[102]的实验表明，在高剪切力条件下生长的生物膜具有更高的刚性与抗侵蚀能力。张海涵等[137]指出水动力条件能够影响藻类的生长、细胞形态、养分吸收、细胞代谢以及优势种的转变。陈含墨等[138]的研究表明，水动力条件中的流速、含沙量均会对底栖动物的种数和个体数造成较大影响，高流速、高含沙量的水动力条件能够导致底栖动物密度迅速降低。刘睿等[139]通过野外观测得出水深同样会影响底栖动物的多样性与丰富度。同时，水体的温度、盐度、重金属含量等如3.1节所论述，同样也会对沉积物的可侵蚀性产生影响。
基于上述分析可以看出，沉积物自身特性、生物作用、环境水文影响均会在不同程度上对沉积物可侵蚀性造成影响，任何一个影响因素对于沉积物可侵蚀性的影响都并非一成不变，其在不同环境下的相对重要性会因特定地点的物理作用、化学作用和生物作用的不同组合而有所不同，因此难以对沉积物诸多可侵蚀性影响因素进行逐一识别以及重要性排序，同时也难以建立一个统一的基于沉积物性质的可侵蚀性预测模型。对于此，本文建议开展更为全面且系统的实验室与野外研究，包括但不限于覆盖尽可能多的沉积物类型与沉积区域，尽可能多的考虑沉积物可侵蚀性的影响因素，采用相对一致的沉积物可侵蚀性定义与实验方法，通过多变量数据的关联分析探讨以及量化不同影响因素对于沉积物可侵蚀性的作用，建立更为广泛且丰富的可比较结果数据库，提高对黏性沉积物可侵蚀性影响机制的理解，最终建立相对完善且能够广泛适用的黏性沉积物可侵蚀性预测模型。
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（1）黏性沉积物可侵蚀性研究方法较多，可侵蚀性判定标准和参数计算等方面均存在差异，导致可侵蚀性研究结果间无法进行有效对比。建议通过多种方法的融合研究，形成相对统一的标准，提高黏性沉积物可侵蚀性判定的准确性与客观性。
（2）黏性沉积物颗粒间相互作用力特别是黏结力形成机理复杂多变，难以对沉积物颗粒间作用力进行准确的量化，使得现有沉积物可侵蚀性经验模型准确度与适用性不高。应当借助理论、技术创新，系统深入地研究沉积物黏结力作用的形成机理与理论量化，进一步修正与完善沉积物的可侵蚀性经验模型。
（3）黏性沉积物受自身特性、生物因素和水文因素等众多因素影响，不同因素之间相互作用导致黏性沉积物可侵蚀性具有较高的不确定性。众多因素的影响作用方式和不同因素间相互作用机制的识别对沉积物可侵蚀性研究至关重要。需要更加全面且系统地研究不同因素对黏性沉积物可侵蚀性的影响机制，建立更为广泛且丰富的可比较结果数据库。
Status quo and prospect of research on erodibility of viscous sediments
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摘要: 沉积物可侵蚀性是沉积动力学的重要研究内容，在动力地貌学、海洋工程安全与生态保护等方面均具有重要意义。分别从沉积物可侵蚀性测定方法、经验模型和影响因素3个方面对过去近60年来的黏性沉积物可侵蚀性研究成果进行了总结与分析。前人对黏性沉积物可侵蚀性与影响因素进行了大量研究并取得了丰富的研究成果，但由于黏性沉积物受自身物理化学性质、沉积环境和生物过程等综合影响，导致可侵蚀性研究复杂、困难，不同研究结果间无法形成有效对比，黏性沉积物可侵蚀性经验模型适用性受到极大限制。在总结研究现状与科学问题的基础上认为，下一步黏性沉积物可侵蚀性研究应开展更为全面且系统的实验室与实地研究以及多种方法的综合研究，提高可侵蚀性判定与影响因素识别的准确性与客观性；同时，借助理论、技术创新以及多学科交叉融合研究，深入探讨黏结力形成机理与理论量化，进一步修正与完善黏性沉积物的可侵蚀性经验模型。Abstract: Sediment erodibility is an important research issue of depositional dynamics, which is of great significance in dynamic geomorphology, marine engineering safety, and ecological protection. In this paper, we summarized the research results of erodibility of cohesive sediments in the past 60 years from three aspects: measurement methods of sediment erodibility, sediment erodibility empirical modelling, and influencing factors of the erodibility. Although many previous studies have been done on the erodibility and influencing factors of cohesive sediments with considerable achievements, due to the multi-factor influence from physical and chemical properties, sedimentary environment, and biological process, the erodibility of cohesive sediments is a complex and difficult issue of study. Therefore, data obtained from different research results are not well comparable, which greatly hampered the applicability of empirical models of erodibility of cohesive sediments. By reviewing the status quo of regarding scientific problems, we proposed the future direction of research on the erodibility of cohesive sediments and suggested that more comprehensive and systematic laboratory and field research shall be carried out to improve the accuracy and objectivity of erodibility determination and its influencing factor identification through comprehensive research by various methods. At the same time, under the theoretical guidance, technological innovation and interdisciplinary integration research, the formation mechanism and theoretical quantification of the adhesion shall be deeply discussed to modify and improve the erodibility empirical model of cohesive sediments.
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Key words:
- cohesive sediment /
- erodibility /
- empirical model /
- influencing factors
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图 4 沉积物临界起动剪应力部分测定结果汇总
图中序号参照表1
Figure 4. Some measurement results of critical erosion shear stress in sediments in the world
图 7 细颗粒黏性泥沙起动公式计算结果对比
图中计算沉积物容重均采用沉积物稳定容重
Figure 7. Comparison of calculation results on the movement startup of fine and viscous sediment using different formulas
图 8 基于沉积物参数的拟合经验公式计算结果
黑色线变量为泥沙容重与密度参数，红色曲线变量为宾汉屈服应力参数
Figure 8. The results of empirical formula based on sediment parameters
表 1 沉积物可侵蚀性部分测定结果汇总
Table 1. Summary of some results of sediment erodibility determination
序号 作者 研究区域 研究方法 ${\tau }_\mathrm{cr}$/(N/m2) 侵蚀速率/(g/(m2/s)) 中值粒径/μm ① AMOS等（1997）[46] 加拿大Fraser River三角洲 潮滩侵蚀水槽 0.10～0.75 0.14～0.74 / ② WIDDOWS等 （1998） [47] 英国Humber河口泥滩 潮滩侵蚀水槽 0.18～0.70 0.06～1.90 / ③ HOUWING（1999）[7] 荷兰Wadden Sea潮滩 潮滩侵蚀水槽 0.11～0.18 0.05～3.00 / ④ MENG等（2012）[32] 黄河口岸滩 潮滩侵蚀水槽 0.088～0.254 / 16～58 ⑤ ANDERSEN等（2007）[36] 丹麦Wadden海 底边界层观测 0.26，0.58 0.05～0.08 / ⑥ SALEHI等（2012）[35] 美国San Jacinto河口 底边界层观测 0.06，0.14 / 4～93 ⑦ YANG等（2016）[34] 江苏沿海地区 底边界层观测 0.07，0.11 / 19～121 ⑧ HARRIS等（2016）[14] 新西兰北岛Whitford等三个河口 室内侵蚀实验 0.09～0.79 0.03～2.62 81～301 ⑨ DONG等（2020）[5] 珠江三角洲伶仃洋河口 室内侵蚀实验 0.05～0.45 / 9～207 ⑩ 乔宇等（2021） [15] 长江口海域 室内侵蚀实验 0.33～0.81 / 6～230 ⑪ 林超然等（2021） 黄河清水沟水下三角洲 室内侵蚀实验 0.20～0.68 0.01～1.30 10～94 注：“/”代表无数据，τcr为临界起动剪应力。 
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表 2 细颗粒黏性泥沙起动公式比较
Table 2. Comparison of incipient motion formulas for fine viscous sediment
作者 公式 参数含义 窦国仁[8] ${\tau _{\rm{cr} } } = {k^2}\rho {\left( {\dfrac{ {d'} }{ { {d_*} } } } \right)^{1/3} }\left[ {3.6\dfrac{ { {\rho _{\rm{s} } } - \rho } }{\rho }{\rm{g} }d + { {\left( {\dfrac{ { {\gamma _0} } }{ { {\gamma _{0*} } } } } \right)}^{5/2} }\left( {\dfrac{ { {\varepsilon _0} + {\rm{g} }h\delta \sqrt {\delta /d} } }{d} } \right)} \right]$ k为系数，取值0.128；$ {d}_{*} $=1×10−2 m，${ {d'} }$取值与d相关；$ {\gamma }_{0} $与$ {\gamma }_{0*} $分别为泥沙干容重与稳定干容重（N/m3）；${\varepsilon }_{0}$为黏结力参数，一般取值为1.75 cm3/s2；$ \delta $为薄膜水厚度，一般取值为2.31×10−5 cm 唐存本[63] ${\tau }_{ {\rm{cr} } }=\dfrac{1}{77.5}\left[3.2\left({\gamma }_{ {\rm{s} } }-\gamma \right)d+{\left(\dfrac{\sigma }{ {\sigma }_{0} }\right)}^{10}\dfrac{c}{d}\right]$ ${\gamma }_{ {\rm\mathrm{s} } }$与$ \gamma $分别为泥沙颗粒与水的重度（N/m3）； $ \sigma $与$ {\sigma }_{0} $分别为泥沙容重与稳定容重；$\mathrm{c}=\dfrac{ {\xi }_{0} }{ {a}^{2} }=2.9\times {10}^{-4} {\rm{g/cm } }$ 杨美卿[62] ${\tau }_{ {\rm{cr} } }={\theta }_{ {\rm{m} } }\left({\rho }_{ {\rm{s} } }-\rho \right){\rm{g} }d+\dfrac{9\times {10}^{-6} }{d}{\left(\dfrac{S}{ {S}_{ {\rm{m} } } }\right)}^{2.35}$ $ {\theta }_{{\rm{m}}} $为希尔兹参数；$ S $与$ {S}_{{\rm{m}}} $分别为沉积物含沙量与稳定含沙量（kg/m3），其中，$ S $数值上等于沉积物的干密度 张瑞瑾[59] ${\tau }_{ {\rm{cr} } }=\rho {\left[\dfrac{1}{\kappa }{\rm{ln} }\left(11\dfrac{h}{ {k}_{ {\rm{s} } } }\right)\right]}^{-2}{\left(\dfrac{h}{d}\right)}^{0.28}\left(17.6\dfrac{ {\gamma }_{ {\rm{s} } }-\gamma }{\gamma }d+0.605\times {10}^{-6}\dfrac{h+10}{ {d}^{0.72} }\right)$ $ {\gamma }_{s} $与$ \gamma $分别为泥沙颗粒与水的重度（N/m3）；$ h $为水深（m）；$ \kappa $ =0.4为Karman常数；$ {k}_{{\rm{s}}} $为床面粗糙高度（m） 张红武[60] $\begin{array}{l}{\tau _{\rm{cr} } } = 4.41{K_{\rm{D} } }\rho {\left[ {\dfrac{1}{\kappa }{\rm{ln} }\left( {11\dfrac{h}{ { {k_{\rm{s} } } } } } \right)} \right]^{ - 2} }\\\left[ {\dfrac{ { {\gamma _{\rm{s} } } - \gamma } }{\gamma }d + 6.59\dfrac{ { {\gamma _{\rm{s} } } - \gamma } }{\gamma }{ {\left( {\rm{g} } \right)}^{0.33} }{ {\left( {\dfrac{ {\gamma '} }{ {\gamma _{\rm{c} }^{'} } } } \right)}^{6.6} }\dfrac{ { {v^{1.34} } } }{d} + 0.0352{ {\left( {\dfrac{ {\gamma '} }{ {\gamma _{\rm{c} }^{'} } } } \right)}^{6.6} }\dfrac{ { {\rm{g} }{h}\delta } }{d} } \right]\end{array}$ $ {K}_{{\rm{D}}} $$={\left(1+1\;000{ {S}_{ {\rm{v} } } }^{1.667}\right)}^{1.167}$，为含沙量影响系数；${S_{\rm{v}}} = S/{\gamma _{\rm{s}}}$为体积计含沙量（kg/m3）；
$ v $为流体黏滞系数（m2/s）沙玉清[61] $\begin{array}{l}{\tau _{\rm{cr} } } = \rho {\left[ {\dfrac{1}{\kappa }ln\left( {11\dfrac{h}{ { {k_{\rm{s} } } } } } \right)} \right]^{ - 2} }\left[ {266{ {\left( {\dfrac{\delta }{d} } \right)}^{1/4} }{h^{2/5} }\left( {\dfrac{ { {\gamma _{\rm{s} } } - \gamma } }{\gamma }d} \right) + } \right.\\\left. {6.66 \times { {10}^9} \times {h^{2/5} }\left( {\dfrac{ { {\gamma _{\rm{s} } } - \gamma } }{\gamma }{\rm{g} }d} \right){ {\left( {0.7 - \varepsilon } \right)}^4}{ {\left( {\dfrac{\delta }{d} } \right)}^2} } \right]\end{array}$
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表 3 基于沉积物参数的拟合经验公式的部分汇总
Table 3. Summary of some empirical formulas based on sediment parameters
作者 经验因子 指数型经验公式 AMOS等（2004）[9] 容重${\rho }_\mathrm{b}$（kg/m3） ${\tau }_\mathrm{cr}=5.44\times {10}^{-4}{\rho }_\mathrm{b}-0.28$ 乔宇（2019）[69] 容重${\rho }_\mathrm{b}$（kg/m3） ${\tau }_\mathrm{cr}=11\times {10}^{-4}{\rho }_\mathrm{b}-0.86$ TAKI（2000）[72] 容重${\rho }_\mathrm{b}$（kg/m3）与
含水量$ w $（%）${\tau }_\mathrm{cr}=0.05+\beta {\left(\left[\left(\dfrac{\pi }{6}{\left(1+sw\right)}^{\frac{1}{3} }\right)-1\right]\right)}^{-2}$，式中，$ \beta $为与局部沉积电化
学环境有关的系数，$ s $为泥沙与水容重之比WANG（2013）[73] 容重$ {\rho }_{b} $（kg/m3）与
黏土含量$ Clay $（%）${\tau }_\mathrm{cr}=-25.99+0.016{\rho }_\mathrm{b}+91.97Clay-0.049\left({\rho }_\mathrm{b}\times Clay\right)$ 庞启秀等（2012）[74] 泥沙密度${\rho }_\mathrm{m}$（kg/m3） ${\tau }_\mathrm{cr}=2\times {10}^{-5}{\left({\rho }_\mathrm{m}-1\;000\right)}^{1.65}$ 刘洁等（2015）[75] 泥沙密度${\rho }_\mathrm{m}$（kg/m3） ${\tau }_\mathrm{cr}=1.896\;7{\left(\dfrac{ {\rho }_\mathrm{m} }{1\;000}-1\right)}^{1.749\;4}$ 宾汉屈服应力${\tau }_\mathrm{b}$（N/m2） ${\tau }_\mathrm{c}=0.41{ {\tau }_\mathrm{b} }^{0.26}$ 陈继建等（1998）[76] 宾汉屈服应力${\tau }_\mathrm{b}$（N/m2） ${\tau }_\mathrm{cr}=0.106{ {\tau }_\mathrm{b} }^{0.753}$（水流作用下） ${\tau }_\mathrm{cr}=0.033\;1{ {\tau }_\mathrm{b} }^{0.58}$（波浪作用下） SMERDON等 （1959）[77] 塑性指数$ PI $ ${\tau }_\mathrm{cr}=0.163{PI}^{0.84}$
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