濕干循環下膨脹土渠道邊坡的破壞模式及穩定性

朱 洵，李國英，蔡正銀，黃英豪，張 晨，陳 皓

濕干循環下膨脹土渠道邊坡的破壞模式及穩定性

朱 洵，李國英，蔡正銀※，黃英豪，張 晨，陳 皓

（南京水利科學研究院巖土工程研究所，南京 210024）

針對北疆地區膨脹土渠道因季節性通水導致的邊坡失穩破壞問題，通過建立簡化地質條件的離心模型試驗，得到了濕干循環下膨脹土渠道邊坡的變形及破壞特征，提出了由渠道通水、停水引起的濕干循環下膨脹土渠道邊坡的破壞模式；在此基礎上，利用GeoStudio軟件分析了不同裂隙分布形式對膨脹土渠道邊坡滲流特性及穩定性的影響。結果表明：運行過程中渠基膨脹土開裂是引起渠道邊坡發生淺層失穩破壞的決定性因素；渠道因季節性通水造成的濕干循環作用下膨脹土渠道邊坡破壞模式主要由“子土塊”剝落破壞及“后緣張拉裂隙的擴展”2種破壞相互混合疊加構成。對比數值模型中不同后緣裂隙深度下渠坡的安全系數可知，當裂隙貫穿區深度為0.5 m時（工況1），對應的安全系數下降幅度約為60%，但此時的安全系數仍較大，渠坡可視為穩定；而當裂隙貫穿區深度繼續增加至1 m時，渠道的安全系數下降幅度達到約74%，此刻的安全系數接近一級安全等級閾值（1.25），渠坡雖仍為穩定，但已經具備了失穩的可能。邊坡的淺層破壞主要由“子土塊”剝落模式決定，而后緣張拉裂隙的擴展對渠坡的失穩起到促進作用。此外，數值模擬結果還顯示裂隙的存在加劇了坡面表層土體的孔壓波動，易造成表層“子土塊”的剝落。研究成果為進一步揭示季節性通水誘發的膨脹土渠道災變提供了參考依據。

膨脹土；渠道；邊坡；濕干循環；離心模型試驗；破壞模式；穩定性

0 引 言

膨脹土因富含蒙脫石、伊利石等黏土礦物，對外部環境的變化非常敏感，具有多裂隙性和強脹縮性，造成其分布地區工程事故頻發[1-2]。例如，位于北疆的長距離供水渠道工程，累計穿越膨脹土段約占總長度的32%；同時渠道地處季節性凍土區，為了減少凍脹破壞，采取季節性供水，即每年4—9月通水，剩余時間停水。渠道每年的通水、停水過程對渠基膨脹土形成了明顯的濕干循環作用。在此環境作用下，膨脹土開裂明顯，造成其工程性質的劣化，從而導致膨脹土渠道邊坡發生滑坡破壞，嚴重影響了渠道的供水效率。因此，有必要對因渠道季節性通水誘發的膨脹土渠道邊坡破壞進行研究。

目前，國內外學者通過現場監測、模型試驗及數值模擬等手段對膨脹土邊坡的破壞模式及穩定性問題進行研究。Ng等[3-4]對不同人工降雨強度下的膨脹土邊坡進行原位監測后指出，降雨入滲造成邊坡淺層土體抗剪強度降低的同時也將該區域土體的發生局部被動破壞；孔令偉等[5-6]通過現場監測發現膨脹土邊坡的破壞特征主要為表層土體的開裂，而陡坡在大氣作用下發生漸進性破壞。但對膨脹土邊坡進行現場監測也具有較大的局限性，主要體現研究的周期長且費用相對較高，難以普遍采用。而土工離心模型試驗因其特有的“應力等效”及“縮尺縮時”效應，已成為研究膨脹土邊坡穩定較為理想的手段。陳生水等[7-8]利用離心模型試驗對干濕循環作用下膨脹土邊坡的穩定性進行研究，發現干濕循環作用導致邊坡裂隙的逐漸發育，降低了土體抗剪強度的同時為水分入滲提供了良好的通道，最終誘發了邊坡的漸進式破壞；Take等[9]研究了邊坡在干濕循環條件下含水率周期變化引起的漸進累積破壞過程；唐少容等[10]通過離心模型試驗還原了季凍區U形渠道的凍脹破壞特征，結果表明渠道結構的凍脹破壞模式以向上抬升為主，同時沿法向向襯砌結構中心收縮。但在離心過程中也存在模型尺寸效應及測試條件滯后等問題，未能全面的還原膨脹土渠坡破壞過程。而數值模擬因對復雜幾何和應力條件處理具有高靈活性和強適應性等特點，常用作對現場及離心模型試驗的細化分析，主要在模擬膨脹土邊坡經歷長期干濕循環[11]、降雨入滲[12]、凍脹破壞[13]及凍融劣化[14]等作用下的破壞中得到應用。但目前相關的數值模擬研究多集中在考慮膨脹土非飽和特性（如非飽和強度、滲流等）對邊坡穩定的影響，對膨脹土基本特性的影響，特別是裂隙性對膨脹土邊坡整體穩定性影響的研究明顯不足[15-16]，其主要原因是對膨脹土邊坡破壞機理的不明確，造成最終的數值模擬結果難以清晰地反映膨脹土邊坡漸進破壞過程。

因此，本文選取北疆供水總干渠膨脹土渠段為研究對象，通過建立簡化地質條件的離心模型試驗，提出了由渠道通水、停水引起的濕干循環下膨脹土渠道邊坡的破壞模式；結合數值模擬結果進一步揭示膨脹土渠道邊坡的破壞機理，為后續揭示北疆地區膨脹土渠道的劣化過程和災變機理提供基礎。

1 膨脹土渠坡的破壞模式

1.1 現場概況

渠道為梯形斷面，其中橫斷面渠深5 m，坡比1∶2，渠底寬4 m。渠道采取季節性供水，每年4—9月通水，其他時間停水。渠道每年的通水、停水過程對渠基膨脹土形成了明顯的濕干循環作用。同時，渠道穿越區域地下水位極深，在考慮渠基土水分變化時可忽略地下水的影響。需要說明的是，渠道工程位于阿勒泰地區，冬季夜間最低氣溫可達-40.3 ℃，夏季平均氣溫為20 ℃，年平均降雨量約為200 mm，屬溫帶大陸性氣候[17]，渠基土實際也經歷了明顯的凍融循環作用，而本文僅考慮濕干作用對膨脹土渠坡的影響，關于濕干和凍融耦合的問題將另撰文討論。

1.2 離心模型試驗

離心試驗在南京水利科學研究院60 GT離心機上進行。試驗選用的模型箱尺寸為0.68 m′0.35 m′0.425 m（長′寬′高），結合現場渠道實際最終確定模型比尺= 50。考慮渠道剖面對稱性，以渠道中軸線為界模型渠道的斷面的尺寸為：渠高100 mm，渠底寬度130 mm，渠坡坡比1∶2，渠肩寬度270 mm，渠底土層厚度為200 mm。試驗用土取自渠道工程現場，土樣具體性質見文獻[18]。模型渠道邊坡按先分層擊實，后按設計尺寸進行切削的方法制作；模型目標干密度為1.48 g/cm3，對應壓實度為95%。通過對模型進行放水-開機-停機-排水的方法模擬渠道的通-停水過程，其中通過離心機旋轉產生的機室內對流空氣模擬渠道經歷的停水干燥過程。

渠道每年4—9月通水，其他時間停水，經過換算得到渠道每年的通水時長約為124 d，停水時長則為216 d。將實際時間按模型比尺50進行縮尺，最終確定離心場下模型首先經歷80 min的通水濕潤過程，隨后再轉入124 min的停水干燥過程，對應的渠基土經歷了1次濕干循環。模型施加的濕干循環作用直至渠坡產生破壞時停止。

圖1a和1b分別離心場下膨脹土渠坡在經歷3次濕干循環后的最終失穩形態及對應的變形情況。渠坡最終失穩形態較初始并無明顯變化，僅在坡頂部分產生約7 mm的沉降，對應原型為0.35 m。觀察不同循環次數對應的整體坡面破壞形態（見圖1c），發現渠坡破壞形式以淺層土體剝落為主；隨著循環次數的增加，坡面的剝落程度逐漸增大。同時剝落的土體在坡腳附近形成堆積，失穩區域滑動面較為明顯，走向與渠坡基本一致。模型渠坡上部出現大量不規則的干縮裂隙且相鄰裂隙間的連通程度較高，同時在坡肩附近出現幾條貫穿坡面的橫向裂隙，如圖1c陰影部分所示，其中橫向裂隙最大開度接近4 mm，對應原型為20 cm。結合渠道最終破壞形態，將這部分橫向裂隙定性為由淺層土體向下滑動所造成的滑動區域后緣張拉裂隙，同時采用直尺對渠坡下部剝落土體的厚度進行量測，得到剝落土體的厚度約為10 mm，對應原型厚度為0.5 m。

注：WDs為模型經歷的濕干循環次數。下同

1.3 破壞模式

膨脹土渠坡破壞與其內部裂隙存在直接關系。考慮本次研究的渠基土內摩擦角[18]明顯大于渠坡傾角（坡比1∶2），渠坡在自身重力作用下抗滑力大于下滑力（尤其在通水期），故渠坡的安全系數較高，暫不具備失穩可能。但對離心模型試驗結果進行分析后發現，膨脹土渠坡發生淺層破壞的原因可大致歸納為以下2點：1）淺層土體的剝落；2）滑動區域后緣張拉裂隙的生成和演化。

渠坡淺層土體的剝落（圖2）：蔡正銀等[19]通過試驗發現沿深度方向土體的開裂程度存在較大差異，尤其在近邊界條件一側淺層土體（貫穿區1）的裂隙沿深度方向幾乎為定值；同時裂隙間連通程度較高，淺層土體已被完全分割為多個“子土塊”，造成其可較容易從土體表面剝離，即“子土塊”已完全與其周圍及底部土體脫離。同樣，在Konrad等[20-21]的現場試驗中也出現了類似的“子土塊”剝落情況，這也從側面驗證了“子土塊”剝落這種破壞模式的存在。渠坡“子土塊”的剝落將導致其淺層土體上覆壓力的降低，這也會加快渠坡的失穩。需要說明的是，由離心模型試驗結果可知，渠坡淺層“子土塊”剝落現象將貫穿渠坡破壞的全過程。

圖2 濕干循環下膨脹土渠坡淺層“子土塊”剝落

同樣，濕干循環作用也將促進渠坡滑動區域后緣張拉裂隙的發育。由離心試驗結果可知，破壞區域滑動面的走向與渠坡基本一致。周炳生等[22]基于膨脹土邊坡危險滑面受裂隙面影響的基本特征，將滑坡體的主滑面方向簡化為沿渠坡走向。這里將延續這種簡化方法，結合蔡正銀等[23]通過試驗觀測到的土體內部裂隙發育方向發生偏轉這一現象，認為渠坡滑動區域后緣張拉裂隙在向渠坡深部傳播的過程中傳播路徑會發生偏轉并逐漸匯聚成滑動帶，當匯聚程度達到某一閾值后上部土體沿著裂隙滑動帶整體向下滑動，造成膨脹土淺層渠坡的最終破壞。

綜上，北疆膨脹土渠坡在經歷通、停水過程引起的淺層破壞可視為由上述2種破壞模式相互混合、疊加造成的。建設之初渠坡土體的完整度較高，高壓實度下坡面可認為無初始裂隙，如圖3a所示；隨著渠道運行時間的增加，淺層土體在經歷濕干循環作用下的逐漸開裂，表面生成的“子土塊”逐漸開始剝落并在坡腳處形成堆積，同時裂隙沿豎直方向逐漸向坡體內部發育，如圖3b所示；當裂隙的擴展深度到達坡面臨界深度h后（見圖 3c），其傳播路徑發生偏轉，此階段裂隙在渠坡淺層順坡面方向逐漸連通貫穿，伴隨著坡面“子土塊”剝落程度的增加，如圖3d所示；在渠道經歷最后一次停水階段，渠基土首先由于渠水位的降低及“子土塊”剝落共同導致淺層土體上覆壓力下降明顯，同時在通水期淺層失穩區域土體內部裂隙發育程度較高，停水后淺層土體內部渠水通過裂隙形成的優先路徑（優勢流）流出土體并在坡腳匯聚[24]；此外，渠道淺層土體內部裂隙在本次干燥過程中也將再次擴展，最終在渠道內部形成一套平行于渠坡的裂隙滑動帶（圖3e）。渠坡淺層土體在上述效應的共同作用下沿著裂隙滑動帶發生整體滑移，最終造成膨脹土渠坡的淺層破壞。

注:hc為臨界深度。α為坡度。下同。

2 裂隙的數值實現

膨脹土渠坡裂隙的處理是本次數值模擬的關鍵。目前對含裂隙膨脹土渠坡進行數值模擬時，一般采用以下2種方法：1）把裂隙以實體單元的形式在模型中直接呈現，一般以實際裂隙分布為基準，通過裂隙率不變等前提條件對裂隙進行合理等效，等效后的裂隙在進行后續滲透性和強度賦值時通常按均質材料考慮[25-26]；2）不考慮裂隙的具體尺寸及分布，將裂隙對土體的影響通過土體孔隙結構、土水特征曲線及持水性的變化進行體現[27-29]。

基于現場膨脹土邊坡的原位監測結果，詹良通等[4]將膨脹土邊坡內部的裂隙劃分為主裂隙和次生裂隙，其中主裂隙的開裂時間通常較早且深度較大，對坡體滲流場影響顯著，而次生裂隙開裂時間較晚，受到早期形成裂隙的抑制，一般深度淺、延展長度短，但數目上卻遠大于主裂隙，對土體強度和滲透性的影響同樣不可忽視。類似地，Fredlund等[28]也建議在對含裂隙膨脹土邊坡進行數值模擬時，建議將主裂隙和次生裂隙分開考慮。

考慮到本研究的膨脹土渠坡在經歷濕干循環后所呈現出混合型破壞模式，故在進行數值模擬時選擇將模型裂隙分解成主裂隙和次生裂隙，如圖4所示，具體的分解過程如下：

1）離心模型試驗中，膨脹土渠坡坡面上部靠近坡頂位置出現1條明顯的張拉裂隙（后緣裂隙），其開度和深度均明顯高于其他淺層裂隙。故在模擬中將其視為主裂隙，深度則與北疆地區環境的影響深度（2 m）一致[17]，如圖4所示。主裂隙一般位于坡面上部，與渠道正常通水水位基本一致（距渠底4 m），故本次模擬僅考慮主裂隙的位置距離渠底4 m這種情況。

2）將渠坡淺部存在次生細小裂隙等效為一種材料，該材料較初始無裂隙土體滲透性更高，而強度則降低明顯。考慮到渠坡淺層的裂隙發育極為充分，無法從數量上直接定義，結合蔡正銀等[19]在裂隙沿深度方向呈區域分布的研究成果，自坡面向下依次分為貫穿區（1）、漸變區（2）及無影響區（3），通過控制膨脹土渠坡淺層不同區域深度的方法來對次生裂隙的發育程度進行表征。同時假設“子土塊”發生剝落這一過程僅在貫穿區（1）內發生。

注：h1對應裂隙貫穿區深度，h2對應裂隙漸變區深度，h3對應裂隙無影響區深度。下同

需要說明的是，圖3c及圖4中的裂隙臨界深度（h）為貫穿區（1）及漸變區（2）之和，而北疆地區環境的影響深度即為裂隙豎向擴展的極限深度（hmax）。

3 數值模型及計算方案

3.1 模型尺寸設定及邊界條件

結合Geostudio有限元計算軟件中的Seep/W模塊和Slope/W對濕干循環作用下北疆膨脹土渠坡的破壞進行模擬。與離心模型試驗類似，本模型也取渠道剖面的一半進行模擬，其中渠坡高度為5 m，渠坡采用坡比為1∶2，渠底基土厚度定為10 m，具體尺寸可參考圖 4。模擬渠水入滲過程中設置坡面固定壓力水頭為4 m，通水時間為150 d，停水速率則通過控制降水時間來進行模擬。

3.2 計算參數

吳珺華等[30]采用濾紙法分別對完整及含裂隙膨脹土的水分特征曲線（soil water characteristics curve，SWCC）進行測定，發現兩者的分布形態大致相同。類似地，袁俊平等[26]在模擬降雨入滲對含裂隙膨脹土邊坡穩定性影響時也采用類似的結論，即假設無裂隙土與含裂隙土的SWCC曲線模型參數取值一致。本模擬也沿用這一結論，即忽略裂隙對SWCC曲線形態的影響，在模型計算中過程中假設含裂隙土SWCC參數取值與無裂隙土相同。本研究土體的SWCC曲線按FX模型進行模擬：

式中表示土體的體積含水率，cm3/cm3；為飽和含水率，cm3/cm3；表示吸力，kPa；表示殘余含水率對應的吸力，kPa；為與進氣值有關的擬合參數，kPa；e 為自然對數（定值）；和均為擬合參數，分別影響高吸力狀態下土體的孔隙分布及SWCC曲線形態。擬合的具體參數如下：= 112 kPa，= 1.06，= 0.23，= 10 kPa。

考慮到渠坡內部沿深度方向裂隙分布存在較大差異，這里仍采用殷宗澤等[31]推薦的分層法，對不同深度土體的抗剪強度及滲透系數進行賦值。針對本文中涉及的北疆地區膨脹土，筆者先期進行了濕干循環次數對膨脹土強度影響的研究[18]，發現循環次數對膨脹土強度造成了明顯的衰減，具體表現為土體初始完整狀態的抗剪強度指標（初始抗剪強度指標）最大，隨著循環次數的增加，對應的抗剪強度指標逐漸趨于穩定，即達到最終抗剪強度指標。本文將膨脹土渠坡沿深度依次劃分為貫穿區、漸變區及無影響區，分別對應裂隙完全發育、部分發育和無裂隙區域。其中無影響區土體的抗剪強度參考朱洵等[18]的初始抗剪強度指標，而漸變區則取初始和最終抗剪強度指標的均值；飽和滲透系數賦值方式與強度賦值方法相同，具體情況如表1所示。

表1 抗剪強度及滲透系數匯總

同時，考慮到離心模型試驗中淺層土體的裂隙發育充分且含水率極低，若采用常規賦值方法將土體的最終抗剪強度指標直接賦于裂隙貫穿區，這將高估這部分土體的強度，造成最終模擬結果偏安全。參考Khan等[21]在模擬膨脹土邊坡淺表層破壞時的方法，將貫穿區內出現的“子土塊”剝落這一破壞過程近似視作砂土滑動問題，通過減小貫穿區內土體黏聚力指標的方法實現對“子土塊”剝落現象的模擬。需要說明的是，為了對模型進行簡化，這里僅考慮主裂隙對渠坡滲流特性的影響。

3.3 模擬方案

停水后膨脹土渠坡發生的淺層破壞主要由表層“子土塊”的剝落（第1類）及滑動區域后緣張拉裂隙的擴展（第2類）這2類破壞模式共同引起，在模型中可通過對裂隙的貫穿區、漸變區及主裂隙深度的組合變化來實現。

參考蔡正銀等[17]關于北疆地區環境邊界最大影響深度的研究成果，確定模擬中渠坡含裂隙土的深度為2 m，即貫穿區（1）+ 漸變區（2）=2 m；隨后，通過改變貫穿區（1=0.5、1、1.5 m），研究第1類破壞模式對膨脹土渠坡穩定性的影響；而渠坡的第2種破壞模式則由主裂隙深度控制，這里直接考慮最不利情況，即將外部環境最大影響深度2 m直接作為主裂隙的深度。渠道的水位下降速率由停水歷時控制，根據2018年渠道水位監測資料，確定本次模擬的停水歷時為12 d，通水時間為150 d。本次模擬的計算工況為3組，具體設置見表2。

表2 計算工況

4 結果與分析

4.1 模型驗證

考慮到在對數值模型的材料進行賦值時使用了較多的假設，在分析模擬結果前，需校核模型的準確性。為此，進行離心模型試驗前，在距離坡面20 mm的位置設置了K2和K3這2個微型孔隙水壓力傳感器（BWMK型，量程0~300 kPa，分辨率0.50 kPa），具體埋設位置如圖 5所示。

注：D、M、U為3個斷面。

圖6為模擬渠道第3次通水過程中K2、K3位置離心模型試驗與數值模擬結果的對比（由于離心模型試驗中使用傳統的膜片式傳感器，僅能測正孔隙水壓力，這里僅對上述2個測點的正孔隙水壓力進行對比）。可見數值模擬得到的孔隙水壓力-時程曲線趨勢與離心模型試驗結果較為吻合，但數值計算獲得的孔隙水壓力均小于試驗結果，其中原因可能為：1）數值模型未考慮停水過程中土體的變形對其孔隙水壓力的影響；2）模型為二維，而實際裂隙的演化是一個三維過程，這也會一定程度上低估土體內部孔隙水壓力的最終結果。

圖6 離心模型試驗與數值計算結果對比

4.2 裂隙分布對孔隙水壓力的影響

前述可知，膨脹土邊坡的破壞多集中在淺層。故本次模擬重點關注淺層含裂隙土體在渠水入滲及停水期間的孔隙水壓力變化。沿渠坡表面垂直向下依次設置了3層（U、M和D斷面），共計9個測點，具體分布同樣如圖5所示。

不同工況下9個測點孔隙水壓力隨時間的分布規律類似，限于篇幅，僅列出U1、M1和D1測點對應的關系曲線，見圖7。由圖可知，隨時間的增加，穩定運行期孔壓大致呈現出先快速增加并到達峰值，后趨于平穩的變化規律；隨后渠道進入停水干燥階段，對應的孔壓也將逐漸降低。但注意到，隨著裂隙貫穿區深度的增加，不同位置測點的孔壓響應存在明顯差異，下面以U1斷面的孔壓響應為例進行說明（見圖7a）：1）不同深度測點的孔壓到達峰值的時間存在較大差異，這可歸因于渠坡主裂隙的存在，導致渠水最先由主裂隙進入渠身并沿著裂隙邊壁向U斷面深部進行滲透，表現為U1位置孔壓最先到達峰值；待渠道穩定運行期結束（150 d），發現工況1的孔隙水壓力明顯高于其他2個工況，且隨著測點深度的增加孔隙水壓力的增幅也逐漸增大，這說明裂隙貫穿區深度的增加將導致渠水進一步滲入渠坡深部，最終造成渠坡較深區域孔壓的增大。

圖7 裂隙貫穿區深度對膨脹土渠坡滲流特性的影響

隨后渠坡進入停水過程，由于渠道的停水歷時相對較長（停水歷時為12 d），渠道內部渠水下降較為平緩，僅在近坡面區域測點（U1、M1和D1）出現孔壓陡降的現象，其他位置孔壓的下降則較為平緩。但對比3個斷面的孔壓下降幅度，發現在距離渠坡1.5 m的處的3個測點（U3、M3和D3），隨裂隙貫穿區深度增加，對應的孔壓下降幅度也逐漸增大，這說明在停水階段，裂隙貫穿區深度（1）的增加主要對渠坡較深區域的土體產生影響，具體表現為U3、M3和D3測點孔壓的下降。

綜上，裂隙貫穿區深度（1）對膨脹土邊坡滲流特性的影響主要體現在以下2個方面：1）裂隙貫穿區深度（1）的增加加劇了坡面表層土體的孔壓波動，尤其在渠道穩定運行初期和停水水位下降期這一現象尤為明顯；2）隨著裂隙貫穿區深度（1）的增加，距離坡面較深位置土體更易受到渠水位波動的影響。前者主要對渠坡表層土體造成影響，易造成表層“子土塊”的剝落；而后者則主要影響渠坡內部土體的穩定，使得渠坡淺層土體在后緣張拉裂隙的作用下更易發生破壞。

4.3 裂隙分布對渠坡穩定性的影響

《水利水電工程邊坡設計規范》（SL386—2007）中規定，以邊坡安全系數為評價指標，水利水電工程邊坡可分為5個級別，具體劃分如表3所示。考慮到本研究對象為北疆輸水渠道，渠道的安全運行對沿線經濟影響重大，故將其安全等級設定為1級，即渠坡整體的安全系數需高于1.25。

表3 邊坡穩定性狀態劃分

圖8為工況1~3自渠道開始停水30 d內的安全系數變化曲線。不同工況對應的安全系數-時間的變化規律類似，均表現出先快速降低，后趨于穩定的變化規律。在渠道穩定運行結束時刻（150 d），隨著裂隙貫穿區深度的增加，對應的渠坡安全系數呈現處逐漸降低的趨勢。由滲流分析可知，裂隙貫穿區越深，渠水入滲的范圍越大，對應的土體由自然重度逐漸變為飽和重度，進而導致其滑動力矩增加，最終造成渠坡整體安全系數的降低；同時，裂隙貫穿區深度的增加也會導致土體的抗剪強度的降低[18]，同樣也能造成安全系數的減小。

圖8 裂隙貫穿區深度對膨脹土渠坡穩定性的影響

隨著渠道進入停水過程，考慮到渠道的水位下降過程較為平緩（停水歷時為12 d），可認為渠道在停水結束時刻安全系數達到最低，如圖8所示。當裂隙貫穿區深度為0.5 m時（工況1），對應的安全系數由8.87下降至3.71，下降幅度約為60%，但此時的安全系數仍較大，渠坡可視為穩定；而當裂隙貫穿區深度繼續增加至1 m時，渠道的安全系數由5.61降至1.36，下降幅度達到約74%，此刻的安全系數接近一級安全等級閾值（1.25），渠坡雖仍為穩定，但已經具備了失穩的可能。

注意到，模型中將主裂隙深度直接設置為2 m，即環境最大影響深度，這可視為將第2種破壞模式（淺層滑動區域后緣張拉裂隙的擴展）對渠坡穩定性的影響做了放大處理（最不利工況）。當裂隙貫穿區深度（1）為0.5 m，對應渠坡的安全系數始終較高；但貫穿區深度（1）增加至1 m時，安全系數急劇降低并最終進入失穩狀態。這表明渠坡的淺層破壞主要由第1種破壞模式（“子土塊”剝落）決定，第2種破壞模式（后緣張拉裂隙的擴展）對渠坡的破壞起到促進作用。

5 結 論

本文以北疆膨脹土渠道為研究對象，通過離心模型試驗及數值模擬方法對濕干循環下膨脹土渠坡的破壞模式及穩定性進行了研究，得到如下結論：

1）渠道運行中渠基膨脹土開裂是引起渠道邊坡發生淺層失穩的決定性因素，主要由渠坡淺層裂隙及后緣張拉裂隙體現。

2）離心模型試驗中，渠道因水位升降造成的濕干循環作用下膨脹土渠坡破壞模式有別于傳統的牽引式滑坡，主要由“子土塊”剝落破壞及“后緣張拉裂隙的擴展”破壞構成，2種破壞模式相互混合、疊加。

3）裂隙的存在加劇了坡面表層土體的孔壓波動，易造成表層“子土塊”的剝落；隨著渠坡裂隙深度的增加，距坡面較深位置土體更易受到渠水位波動的影響，使得渠坡淺層土體在后緣張拉裂隙的作用下更易發生破壞。

4）對比模型中不同后緣裂隙（主裂隙）深度情況下渠坡的安全系數，邊坡的淺層破壞主要由“子土塊”剝落模式決定，而后緣張拉裂隙的擴展對渠坡的失穩起到促進作用。

土體在脫水過程與吸水過程對應的SWCC是不同的，之間存在明顯的滯后效應。但本研究主要側重于對“子土塊”剝落及“后緣張拉裂隙的擴展”這2種破壞模式進行模擬，故在土體取值過程中忽略了滯后效應對最終SWCC曲線形態的影響。在后續研究中將進一步細化土體SWCC曲線參數的取值。

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Failure modes and slope stability of expansive soil canal under wet-dry cycles

Zhu Xun, Li Guoying, Cai Zhengyin※, Huang Yinghao, Zhang Chen, Chen Hao

(,,210024,)

Expansive soil is rich in clay minerals such as montmorillonite and illite and it is very sensitive to change of the environment. Aiming at the problem of slope instability and damage caused by seasonal water flow in expansive soil canals in northern Xinjiang, the deformation and failure characteristics of expansive soil canal slopes under wet and dry cycles were studied by establishing a centrifugal model test that simplified geological conditions. The failure mode of expansive soil canal slopes was caused by canal water flow and water stoppage; on this basis, the influence of different fissure distribution on seepage characteristics and stability of expansive soil canal slopes was analyzed by using GeoStudio software. The results showed that the cracking of the expansive soil in the canal foundation during the operation of the canal was the decisive factor for the shallow instability of the canal slope. In the centrifugal model test, the shallow damage caused by the expansive soil canal slope during the process of passing through and stopping the water was caused by the mixing and superposition of the 2 failure modes. At the beginning of construction, the integrity of the soil on the slope of the canal was high, and the initial slope had no initial cracks. With the increase of the canal operation time, the shallow soil underwent the wet-dry cycle effect. Under the gradual cracking, the "sub-soil blocks" generated on the surface gradually began to spall, and at the same time, the cracks gradually developed into the slope in the vertical direction when the depth of the cracks reached the slope. After the critical depth of the surface, its propagation path was deflected. At this stage, the cracks gradually passed through the shallow slope of the canal slope along the slope surface with the increase of the "soil mass" exfoliation degree on the slope surface. As shown in the canal during the last stage of water stoppage, the overburden pressure of the shallow soil firstly decreased due to the decrease of the water level of the canal and the exfoliation of the "sub-soil mass". The internal fissures in the soil were developed to a high degree. After the water was stopped, the internal canal water in the shallow soil flew out of the soil through the preferential path formed by the fissures and converged at the foot of the slope. This drying process was extended again, eventually forming a fissure parallel to the canal slope sliding band in the internal canals. Under the combined effect of the above effects, the shallow soil layer in the canal slope slid along the fissure slip zone, eventually causing the shallow failure of the expansive soil canal slope. The existence of cracks aggravated the pore pressure fluctuation of the surface soil on the slope surface, which easily caused the surface "sub-soil blocks" to peel off. With the increase of the crack depth of the canal slope, the soil deeper from the slope surface was more susceptible to the fluctuation of the canal water level, making the shallow soil on the canal slope more vulnerable to damage under the action of tension cracks at the trailing edge. Comparing the safety factor of the canal slope at different depths of the trailing edge cracks in the model, the shallow failure of the slope was mainly determined by the "sub-soil block" exfoliation pattern, and the extension of the trailing edge tension cracks promoted the slope instability.

expansive soils; canals; slope; wet-dry cycles; centrifuge model test; failure mode; slope stability

朱 洵，李國英，蔡正銀，黃英豪，張 晨，陳 皓. 濕干循環下膨脹土渠道邊坡的破壞模式及穩定性[J]. 農業工程學報，2020，36(4)：159－167. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.04.019 http://www.tcsae.org

Zhu Xun, Li Guoying, Cai Zhengyin, Huang Yinghao, Zhang Chen, Chen Hao. Failure modes and slope stability of expansive soil canal under wet-dry cycles[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2020, 36(4): 159－167. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.04.019 http://www.tcsae.org

2019-10-21

2019-12-10

國家重點研發計劃“水資源高效開發利用”重點專項（2017YFC0405100）；國家自然科學基金項目（51879166、51709185）；中央級公益性科研院所基金基本科研業務費項目（Y319006，Y320010）；凍土工程國家重點實驗室開放基金（SKLFSE201909）

朱 洵，博士后，主要從事環境巖土方面的研究工作。Email：18913013229@163.com

蔡正銀，教授級高級工程師，主要從事土的基本性質與土工測試、土的本構理論、土工離心模擬技術方面的研究工作。Email：zycai@nhri.cn

10.11975/j.issn.1002-6819.2020.04.019

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1002-6819(2020)-04-0159-09