朱 洵，李國(guó)英，蔡正銀，黃英豪，張 晨，陳 皓

濕干循環(huán)下膨脹土渠道邊坡的破壞模式及穩(wěn)定性

朱 洵，李國(guó)英，蔡正銀※，黃英豪，張 晨，陳 皓

（南京水利科學(xué)研究院巖土工程研究所，南京 210024）

針對(duì)北疆地區(qū)膨脹土渠道因季節(jié)性通水導(dǎo)致的邊坡失穩(wěn)破壞問(wèn)題，通過(guò)建立簡(jiǎn)化地質(zhì)條件的離心模型試驗(yàn)，得到了濕干循環(huán)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(huán)下膨脹土渠道邊坡的破壞模式；在此基礎(chǔ)上，利用GeoStudio軟件分析了不同裂隙分布形式對(duì)膨脹土渠道邊坡滲流特性及穩(wěn)定性的影響。結(jié)果表明：運(yùn)行過(guò)程中渠基膨脹土開裂是引起渠道邊坡發(fā)生淺層失穩(wěn)破壞的決定性因素；渠道因季節(jié)性通水造成的濕干循環(huán)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(kuò)展”2種破壞相互混合疊加構(gòu)成。對(duì)比數(shù)值模型中不同后緣裂隙深度下渠坡的安全系數(shù)可知，當(dāng)裂隙貫穿區(qū)深度為0.5 m時(shí)（工況1），對(duì)應(yīng)的安全系數(shù)下降幅度約為60%，但此時(shí)的安全系數(shù)仍較大，渠坡可視為穩(wěn)定；而當(dāng)裂隙貫穿區(qū)深度繼續(xù)增加至1 m時(shí)，渠道的安全系數(shù)下降幅度達(dá)到約74%，此刻的安全系數(shù)接近一級(jí)安全等級(jí)閾值（1.25），渠坡雖仍為穩(wěn)定，但已經(jīng)具備了失穩(wěn)的可能。邊坡的淺層破壞主要由“子土塊”剝落模式?jīng)Q定，而后緣張拉裂隙的擴(kuò)展對(duì)渠坡的失穩(wěn)起到促進(jìn)作用。此外，數(shù)值模擬結(jié)果還顯示裂隙的存在加劇了坡面表層土體的孔壓波動(dòng)，易造成表層“子土塊”的剝落。研究成果為進(jìn)一步揭示季節(jié)性通水誘發(fā)的膨脹土渠道災(zāi)變提供了參考依據(jù)。

膨脹土；渠道；邊坡；濕干循環(huán)；離心模型試驗(yàn)；破壞模式；穩(wěn)定性

0 引 言

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

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)、模型試驗(yàn)及數(shù)值模擬等手段對(duì)膨脹土邊坡的破壞模式及穩(wěn)定性問(wèn)題進(jìn)行研究。Ng等[3-4]對(duì)不同人工降雨強(qiáng)度下的膨脹土邊坡進(jìn)行原位監(jiān)測(cè)后指出，降雨入滲造成邊坡淺層土體抗剪強(qiáng)度降低的同時(shí)也將該區(qū)域土體的發(fā)生局部被動(dòng)破壞；孔令偉等[5-6]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)發(fā)現(xiàn)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(fā)生漸進(jìn)性破壞。但對(duì)膨脹土邊坡進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)也具有較大的局限性，主要體現(xiàn)研究的周期長(zhǎng)且費(fèi)用相對(duì)較高，難以普遍采用。而土工離心模型試驗(yàn)因其特有的“應(yīng)力等效”及“縮尺縮時(shí)”效應(yīng)，已成為研究膨脹土邊坡穩(wěn)定較為理想的手段。陳生水等[7-8]利用離心模型試驗(yàn)對(duì)干濕循環(huán)作用下膨脹土邊坡的穩(wěn)定性進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)干濕循環(huán)作用導(dǎo)致邊坡裂隙的逐漸發(fā)育，降低了土體抗剪強(qiáng)度的同時(shí)為水分入滲提供了良好的通道，最終誘發(fā)了邊坡的漸進(jìn)式破壞；Take等[9]研究了邊坡在干濕循環(huán)條件下含水率周期變化引起的漸進(jìn)累積破壞過(guò)程；唐少容等[10]通過(guò)離心模型試驗(yàn)還原了季凍區(qū)U形渠道的凍脹破壞特征，結(jié)果表明渠道結(jié)構(gòu)的凍脹破壞模式以向上抬升為主，同時(shí)沿法向向襯砌結(jié)構(gòu)中心收縮。但在離心過(guò)程中也存在模型尺寸效應(yīng)及測(cè)試條件滯后等問(wèn)題，未能全面的還原膨脹土渠坡破壞過(guò)程。而數(shù)值模擬因?qū)?fù)雜幾何和應(yīng)力條件處理具有高靈活性和強(qiáng)適應(yīng)性等特點(diǎn)，常用作對(duì)現(xiàn)場(chǎng)及離心模型試驗(yàn)的細(xì)化分析，主要在模擬膨脹土邊坡經(jīng)歷長(zhǎng)期干濕循環(huán)[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(yīng)用。但目前相關(guān)的數(shù)值模擬研究多集中在考慮膨脹土非飽和特性（如非飽和強(qiáng)度、滲流等）對(duì)邊坡穩(wěn)定的影響，對(duì)膨脹土基本特性的影響，特別是裂隙性對(duì)膨脹土邊坡整體穩(wěn)定性影響的研究明顯不足[15-16]，其主要原因是對(duì)膨脹土邊坡破壞機(jī)理的不明確，造成最終的數(shù)值模擬結(jié)果難以清晰地反映膨脹土邊坡漸進(jìn)破壞過(guò)程。

因此，本文選取北疆供水總干渠膨脹土渠段為研究對(duì)象，通過(guò)建立簡(jiǎn)化地質(zhì)條件的離心模型試驗(yàn)，提出了由渠道通水、停水引起的濕干循環(huán)下膨脹土渠道邊坡的破壞模式；結(jié)合數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)一步揭示膨脹土渠道邊坡的破壞機(jī)理，為后續(xù)揭示北疆地區(qū)膨脹土渠道的劣化過(guò)程和災(zāi)變機(jī)理提供基礎(chǔ)。

1 膨脹土渠坡的破壞模式

1.1 現(xiàn)場(chǎng)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(jié)性供水，每年4—9月通水，其他時(shí)間停水。渠道每年的通水、停水過(guò)程對(duì)渠基膨脹土形成了明顯的濕干循環(huán)作用。同時(shí)，渠道穿越區(qū)域地下水位極深，在考慮渠基土水分變化時(shí)可忽略地下水的影響。需要說(shuō)明的是，渠道工程位于阿勒泰地區(qū)，冬季夜間最低氣溫可達(dá)-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(shí)際也經(jīng)歷了明顯的凍融循環(huán)作用，而本文僅考慮濕干作用對(duì)膨脹土渠坡的影響，關(guān)于濕干和凍融耦合的問(wèn)題將另撰文討論。

1.2 離心模型試驗(yàn)

離心試驗(yàn)在南京水利科學(xué)研究院60 GT離心機(jī)上進(jìn)行。試驗(yàn)選用的模型箱尺寸為0.68 m′0.35 m′0.425 m（長(zhǎng)′寬′高），結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)渠道實(shí)際最終確定模型比尺= 50。考慮渠道剖面對(duì)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(yàn)用土取自渠道工程現(xiàn)場(chǎng)，土樣具體性質(zhì)見文獻(xiàn)[18]。模型渠道邊坡按先分層擊實(shí)，后按設(shè)計(jì)尺寸進(jìn)行切削的方法制作；模型目標(biāo)干密度為1.48 g/cm3，對(duì)應(yīng)壓實(shí)度為95%。通過(guò)對(duì)模型進(jìn)行放水-開機(jī)-停機(jī)-排水的方法模擬渠道的通-停水過(guò)程，其中通過(guò)離心機(jī)旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的機(jī)室內(nèi)對(duì)流空氣模擬渠道經(jīng)歷的停水干燥過(guò)程。

渠道每年4—9月通水，其他時(shí)間停水，經(jīng)過(guò)換算得到渠道每年的通水時(shí)長(zhǎng)約為124 d，停水時(shí)長(zhǎng)則為216 d。將實(shí)際時(shí)間按模型比尺50進(jìn)行縮尺，最終確定離心場(chǎng)下模型首先經(jīng)歷80 min的通水濕潤(rùn)過(guò)程，隨后再轉(zhuǎn)入124 min的停水干燥過(guò)程，對(duì)應(yīng)的渠基土經(jīng)歷了1次濕干循環(huán)。模型施加的濕干循環(huán)作用直至渠坡產(chǎn)生破壞時(shí)停止。

圖1a和1b分別離心場(chǎng)下膨脹土渠坡在經(jīng)歷3次濕干循環(huán)后的最終失穩(wěn)形態(tài)及對(duì)應(yīng)的變形情況。渠坡最終失穩(wěn)形態(tài)較初始并無(wú)明顯變化，僅在坡頂部分產(chǎn)生約7 mm的沉降，對(duì)應(yīng)原型為0.35 m。觀察不同循環(huán)次數(shù)對(duì)應(yīng)的整體坡面破壞形態(tài)（見圖1c），發(fā)現(xiàn)渠坡破壞形式以淺層土體剝落為主；隨著循環(huán)次數(shù)的增加，坡面的剝落程度逐漸增大。同時(shí)剝落的土體在坡腳附近形成堆積，失穩(wěn)區(qū)域滑動(dòng)面較為明顯，走向與渠坡基本一致。模型渠坡上部出現(xiàn)大量不規(guī)則的干縮裂隙且相鄰裂隙間的連通程度較高，同時(shí)在坡肩附近出現(xiàn)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(duì)應(yīng)原型為20 cm。結(jié)合渠道最終破壞形態(tài)，將這部分橫向裂隙定性為由淺層土體向下滑動(dòng)所造成的滑動(dòng)區(qū)域后緣張拉裂隙，同時(shí)采用直尺對(duì)渠坡下部剝落土體的厚度進(jìn)行量測(cè)，得到剝落土體的厚度約為10 mm，對(duì)應(yīng)原型厚度為0.5 m。

注：WDs為模型經(jīng)歷的濕干循環(huán)次數(shù)。下同

1.3 破壞模式

膨脹土渠坡破壞與其內(nèi)部裂隙存在直接關(guān)系。考慮本次研究的渠基土內(nèi)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(shù)較高，暫不具備失穩(wěn)可能。但對(duì)離心模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析后發(fā)現(xiàn)，膨脹土渠坡發(fā)生淺層破壞的原因可大致歸納為以下2點(diǎn)：1）淺層土體的剝落；2）滑動(dòng)區(qū)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(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)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(cè)淺層土體（貫穿區(qū)1）的裂隙沿深度方向幾乎為定值；同時(shí)裂隙間連通程度較高，淺層土體已被完全分割為多個(gè)“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(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)中也出現(xiàn)了類似的“子土塊”剝落情況，這也從側(cè)面驗(yàn)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(dǎo)致其淺層土體上覆壓力的降低，這也會(huì)加快渠坡的失穩(wěn)。需要說(shuō)明的是，由離心模型試驗(yàn)結(jié)果可知，渠坡淺層“子土塊”剝落現(xiàn)象將貫穿渠坡破壞的全過(guò)程。

圖2 濕干循環(huán)下膨脹土渠坡淺層“子土塊”剝落

同樣，濕干循環(huán)作用也將促進(jìn)渠坡滑動(dòng)區(qū)域后緣張拉裂隙的發(fā)育。由離心試驗(yàn)結(jié)果可知，破壞區(qū)域滑動(dòng)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(xiǎn)滑面受裂隙面影響的基本特征，將滑坡體的主滑面方向簡(jiǎn)化為沿渠坡走向。這里將延續(xù)這種簡(jiǎn)化方法，結(jié)合蔡正銀等[23]通過(guò)試驗(yàn)觀測(cè)到的土體內(nèi)部裂隙發(fā)育方向發(fā)生偏轉(zhuǎn)這一現(xiàn)象，認(rèn)為渠坡滑動(dòng)區(qū)域后緣張拉裂隙在向渠坡深部傳播的過(guò)程中傳播路徑會(huì)發(fā)生偏轉(zhuǎn)并逐漸匯聚成滑動(dòng)帶，當(dāng)匯聚程度達(dá)到某一閾值后上部土體沿著裂隙滑動(dòng)帶整體向下滑動(dòng)，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(jīng)歷通、停水過(guò)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(shè)之初渠坡土體的完整度較高，高壓實(shí)度下坡面可認(rèn)為無(wú)初始裂隙，如圖3a所示；隨著渠道運(yùn)行時(shí)間的增加，淺層土體在經(jīng)歷濕干循環(huán)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(shí)裂隙沿豎直方向逐漸向坡體內(nèi)部發(fā)育，如圖3b所示；當(dāng)裂隙的擴(kuò)展深度到達(dá)坡面臨界深度h后（見圖 3c），其傳播路徑發(fā)生偏轉(zhuǎn)，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(jīng)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(dǎo)致淺層土體上覆壓力下降明顯，同時(shí)在通水期淺層失穩(wěn)區(qū)域土體內(nèi)部裂隙發(fā)育程度較高，停水后淺層土體內(nèi)部渠水通過(guò)裂隙形成的優(yōu)先路徑（優(yōu)勢(shì)流）流出土體并在坡腳匯聚[24]；此外，渠道淺層土體內(nèi)部裂隙在本次干燥過(guò)程中也將再次擴(kuò)展，最終在渠道內(nèi)部形成一套平行于渠坡的裂隙滑動(dòng)帶（圖3e）。渠坡淺層土體在上述效應(yīng)的共同作用下沿著裂隙滑動(dòng)帶發(fā)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(shù)值實(shí)現(xiàn)

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

基于現(xiàn)場(chǎng)膨脹土邊坡的原位監(jiān)測(cè)結(jié)果，詹良通等[4]將膨脹土邊坡內(nèi)部的裂隙劃分為主裂隙和次生裂隙，其中主裂隙的開裂時(shí)間通常較早且深度較大，對(duì)坡體滲流場(chǎng)影響顯著，而次生裂隙開裂時(shí)間較晚，受到早期形成裂隙的抑制，一般深度淺、延展長(zhǎng)度短，但數(shù)目上卻遠(yuǎn)大于主裂隙，對(duì)土體強(qiáng)度和滲透性的影響同樣不可忽視。類似地，F(xiàn)redlund等[28]也建議在對(duì)含裂隙膨脹土邊坡進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)，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(jīng)歷濕干循環(huán)后所呈現(xiàn)出混合型破壞模式，故在進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)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(guò)程如下：

1）離心模型試驗(yàn)中，膨脹土渠坡坡面上部靠近坡頂位置出現(xiàn)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(qū)環(huán)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(xì)小裂隙等效為一種材料，該材料較初始無(wú)裂隙土體滲透性更高，而強(qiáng)度則降低明顯?？紤]到渠坡淺層的裂隙發(fā)育極為充分，無(wú)法從數(shù)量上直接定義，結(jié)合蔡正銀等[19]在裂隙沿深度方向呈區(qū)域分布的研究成果，自坡面向下依次分為貫穿區(qū)（1）、漸變區(qū)（2）及無(wú)影響區(qū)（3），通過(guò)控制膨脹土渠坡淺層不同區(qū)域深度的方法來(lái)對(duì)次生裂隙的發(fā)育程度進(jìn)行表征。同時(shí)假設(shè)“子土塊”發(fā)生剝落這一過(guò)程僅在貫穿區(qū)（1）內(nèi)發(fā)生。

注：h1對(duì)應(yīng)裂隙貫穿區(qū)深度，h2對(duì)應(yīng)裂隙漸變區(qū)深度，h3對(duì)應(yīng)裂隙無(wú)影響區(qū)深度。下同

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

3 數(shù)值模型及計(jì)算方案

3.1 模型尺寸設(shè)定及邊界條件

結(jié)合Geostudio有限元計(jì)算軟件中的Seep/W模塊和Slope/W對(duì)濕干循環(huán)作用下北疆膨脹土渠坡的破壞進(jìn)行模擬。與離心模型試驗(yàn)類似，本模型也取渠道剖面的一半進(jìn)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(guò)程中設(shè)置坡面固定壓力水頭為4 m，通水時(shí)間為150 d，停水速率則通過(guò)控制降水時(shí)間來(lái)進(jìn)行模擬。

3.2 計(jì)算參數(shù)

吳珺華等[30]采用濾紙法分別對(duì)完整及含裂隙膨脹土的水分特征曲線（soil water characteristics curve，SWCC）進(jìn)行測(cè)定，發(fā)現(xiàn)兩者的分布形態(tài)大致相同。類似地，袁俊平等[26]在模擬降雨入滲對(duì)含裂隙膨脹土邊坡穩(wěn)定性影響時(shí)也采用類似的結(jié)論，即假設(shè)無(wú)裂隙土與含裂隙土的SWCC曲線模型參數(shù)取值一致。本模擬也沿用這一結(jié)論，即忽略裂隙對(duì)SWCC曲線形態(tài)的影響，在模型計(jì)算中過(guò)程中假設(shè)含裂隙土SWCC參數(shù)取值與無(wú)裂隙土相同。本研究土體的SWCC曲線按FX模型進(jìn)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(duì)應(yīng)的吸力，kPa；為與進(jìn)氣值有關(guān)的擬合參數(shù)，kPa；e 為自然對(duì)數(shù)（定值）；和均為擬合參數(shù)，分別影響高吸力狀態(tài)下土體的孔隙分布及SWCC曲線形態(tài)。擬合的具體參數(shù)如下：= 112 kPa，= 1.06，= 0.23，= 10 kPa。

考慮到渠坡內(nèi)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(duì)不同深度土體的抗剪強(qiáng)度及滲透系數(shù)進(jìn)行賦值。針對(duì)本文中涉及的北疆地區(qū)膨脹土，筆者先期進(jìn)行了濕干循環(huán)次數(shù)對(duì)膨脹土強(qiáng)度影響的研究[18]，發(fā)現(xiàn)循環(huán)次數(shù)對(duì)膨脹土強(qiáng)度造成了明顯的衰減，具體表現(xiàn)為土體初始完整狀態(tài)的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)（初始抗剪強(qiáng)度指標(biāo)）最大，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，對(duì)應(yīng)的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)逐漸趨于穩(wěn)定，即達(dá)到最終抗剪強(qiáng)度指標(biāo)。本文將膨脹土渠坡沿深度依次劃分為貫穿區(qū)、漸變區(qū)及無(wú)影響區(qū)，分別對(duì)應(yīng)裂隙完全發(fā)育、部分發(fā)育和無(wú)裂隙區(qū)域。其中無(wú)影響區(qū)土體的抗剪強(qiáng)度參考朱洵等[18]的初始抗剪強(qiáng)度指標(biāo)，而漸變區(qū)則取初始和最終抗剪強(qiáng)度指標(biāo)的均值；飽和滲透系數(shù)賦值方式與強(qiáng)度賦值方法相同，具體情況如表1所示。

表1 抗剪強(qiáng)度及滲透系數(shù)匯總

同時(shí)，考慮到離心模型試驗(yàn)中淺層土體的裂隙發(fā)育充分且含水率極低，若采用常規(guī)賦值方法將土體的最終抗剪強(qiáng)度指標(biāo)直接賦于裂隙貫穿區(qū)，這將高估這部分土體的強(qiáng)度，造成最終模擬結(jié)果偏安全。參考Khan等[21]在模擬膨脹土邊坡淺表層破壞時(shí)的方法，將貫穿區(qū)內(nèi)出現(xiàn)的“子土塊”剝落這一破壞過(guò)程近似視作砂土滑動(dòng)問(wèn)題，通過(guò)減小貫穿區(qū)內(nèi)土體黏聚力指標(biāo)的方法實(shí)現(xiàn)對(duì)“子土塊”剝落現(xiàn)象的模擬。需要說(shuō)明的是，為了對(duì)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，這里僅考慮主裂隙對(duì)渠坡滲流特性的影響。

3.3 模擬方案

停水后膨脹土渠坡發(fā)生的淺層破壞主要由表層“子土塊”的剝落（第1類）及滑動(dòng)區(qū)域后緣張拉裂隙的擴(kuò)展（第2類）這2類破壞模式共同引起，在模型中可通過(guò)對(duì)裂隙的貫穿區(qū)、漸變區(qū)及主裂隙深度的組合變化來(lái)實(shí)現(xiàn)。

參考蔡正銀等[17]關(guān)于北疆地區(qū)環(huán)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(qū)（1）+ 漸變區(qū)（2）=2 m；隨后，通過(guò)改變貫穿區(qū)（1=0.5、1、1.5 m），研究第1類破壞模式對(duì)膨脹土渠坡穩(wěn)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(huán)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(shí)控制，根據(jù)2018年渠道水位監(jiān)測(cè)資料，確定本次模擬的停水歷時(shí)為12 d，通水時(shí)間為150 d。本次模擬的計(jì)算工況為3組，具體設(shè)置見表2。

表2 計(jì)算工況

4 結(jié)果與分析

4.1 模型驗(yàn)證

考慮到在對(duì)數(shù)值模型的材料進(jìn)行賦值時(shí)使用了較多的假設(shè)，在分析模擬結(jié)果前，需校核模型的準(zhǔn)確性。為此，進(jìn)行離心模型試驗(yàn)前，在距離坡面20 mm的位置設(shè)置了K2和K3這2個(gè)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(shè)位置如圖 5所示。

注：D、M、U為3個(gè)斷面。

圖6為模擬渠道第3次通水過(guò)程中K2、K3位置離心模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果的對(duì)比（由于離心模型試驗(yàn)中使用傳統(tǒng)的膜片式傳感器，僅能測(cè)正孔隙水壓力，這里僅對(duì)上述2個(gè)測(cè)點(diǎn)的正孔隙水壓力進(jìn)行對(duì)比）。可見數(shù)值模擬得到的孔隙水壓力-時(shí)程曲線趨勢(shì)與離心模型試驗(yàn)結(jié)果較為吻合，但數(shù)值計(jì)算獲得的孔隙水壓力均小于試驗(yàn)結(jié)果，其中原因可能為：1）數(shù)值模型未考慮停水過(guò)程中土體的變形對(duì)其孔隙水壓力的影響；2）模型為二維，而實(shí)際裂隙的演化是一個(gè)三維過(guò)程，這也會(huì)一定程度上低估土體內(nèi)部孔隙水壓力的最終結(jié)果。

圖6 離心模型試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比

4.2 裂隙分布對(duì)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(diǎn)關(guān)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(shè)置了3層（U、M和D斷面），共計(jì)9個(gè)測(cè)點(diǎn)，具體分布同樣如圖5所示。

不同工況下9個(gè)測(cè)點(diǎn)孔隙水壓力隨時(shí)間的分布規(guī)律類似，限于篇幅，僅列出U1、M1和D1測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)的關(guān)系曲線，見圖7。由圖可知，隨時(shí)間的增加，穩(wěn)定運(yùn)行期孔壓大致呈現(xiàn)出先快速增加并到達(dá)峰值，后趨于平穩(wěn)的變化規(guī)律；隨后渠道進(jìn)入停水干燥階段，對(duì)應(yīng)的孔壓也將逐漸降低。但注意到，隨著裂隙貫穿區(qū)深度的增加，不同位置測(cè)點(diǎn)的孔壓響應(yīng)存在明顯差異，下面以U1斷面的孔壓響應(yīng)為例進(jìn)行說(shuō)明（見圖7a）：1）不同深度測(cè)點(diǎn)的孔壓到達(dá)峰值的時(shí)間存在較大差異，這可歸因于渠坡主裂隙的存在，導(dǎo)致渠水最先由主裂隙進(jìn)入渠身并沿著裂隙邊壁向U斷面深部進(jìn)行滲透，表現(xiàn)為U1位置孔壓最先到達(dá)峰值；待渠道穩(wěn)定運(yùn)行期結(jié)束（150 d），發(fā)現(xiàn)工況1的孔隙水壓力明顯高于其他2個(gè)工況，且隨著測(cè)點(diǎn)深度的增加孔隙水壓力的增幅也逐漸增大，這說(shuō)明裂隙貫穿區(qū)深度的增加將導(dǎo)致渠水進(jìn)一步滲入渠坡深部，最終造成渠坡較深區(qū)域孔壓的增大。

圖7 裂隙貫穿區(qū)深度對(duì)膨脹土渠坡滲流特性的影響

隨后渠坡進(jìn)入停水過(guò)程，由于渠道的停水歷時(shí)相對(duì)較長(zhǎng)（停水歷時(shí)為12 d），渠道內(nèi)部渠水下降較為平緩，僅在近坡面區(qū)域測(cè)點(diǎn)（U1、M1和D1）出現(xiàn)孔壓陡降的現(xiàn)象，其他位置孔壓的下降則較為平緩。但對(duì)比3個(gè)斷面的孔壓下降幅度，發(fā)現(xiàn)在距離渠坡1.5 m的處的3個(gè)測(cè)點(diǎn)（U3、M3和D3），隨裂隙貫穿區(qū)深度增加，對(duì)應(yīng)的孔壓下降幅度也逐漸增大，這說(shuō)明在停水階段，裂隙貫穿區(qū)深度（1）的增加主要對(duì)渠坡較深區(qū)域的土體產(chǎn)生影響，具體表現(xiàn)為U3、M3和D3測(cè)點(diǎn)孔壓的下降。

綜上，裂隙貫穿區(qū)深度（1）對(duì)膨脹土邊坡滲流特性的影響主要體現(xiàn)在以下2個(gè)方面：1）裂隙貫穿區(qū)深度（1）的增加加劇了坡面表層土體的孔壓波動(dòng)，尤其在渠道穩(wěn)定運(yùn)行初期和停水水位下降期這一現(xiàn)象尤為明顯；2）隨著裂隙貫穿區(qū)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(dòng)的影響。前者主要對(duì)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(nèi)部土體的穩(wěn)定，使得渠坡淺層土體在后緣張拉裂隙的作用下更易發(fā)生破壞。

4.3 裂隙分布對(duì)渠坡穩(wěn)定性的影響

《水利水電工程邊坡設(shè)計(jì)規(guī)范》（SL386—2007）中規(guī)定，以邊坡安全系數(shù)為評(píng)價(jià)指標(biāo)，水利水電工程邊坡可分為5個(gè)級(jí)別，具體劃分如表3所示。考慮到本研究對(duì)象為北疆輸水渠道，渠道的安全運(yùn)行對(duì)沿線經(jīng)濟(jì)影響重大，故將其安全等級(jí)設(shè)定為1級(jí)，即渠坡整體的安全系數(shù)需高于1.25。

表3 邊坡穩(wěn)定性狀態(tài)劃分

圖8為工況1~3自渠道開始停水30 d內(nèi)的安全系數(shù)變化曲線。不同工況對(duì)應(yīng)的安全系數(shù)-時(shí)間的變化規(guī)律類似，均表現(xiàn)出先快速降低，后趨于穩(wěn)定的變化規(guī)律。在渠道穩(wěn)定運(yùn)行結(jié)束時(shí)刻（150 d），隨著裂隙貫穿區(qū)深度的增加，對(duì)應(yīng)的渠坡安全系數(shù)呈現(xiàn)處逐漸降低的趨勢(shì)。由滲流分析可知，裂隙貫穿區(qū)越深，渠水入滲的范圍越大，對(duì)應(yīng)的土體由自然重度逐漸變?yōu)轱柡椭囟?，進(jìn)而導(dǎo)致其滑動(dòng)力矩增加，最終造成渠坡整體安全系數(shù)的降低；同時(shí)，裂隙貫穿區(qū)深度的增加也會(huì)導(dǎo)致土體的抗剪強(qiáng)度的降低[18]，同樣也能造成安全系數(shù)的減小。

圖8 裂隙貫穿區(qū)深度對(duì)膨脹土渠坡穩(wěn)定性的影響

隨著渠道進(jìn)入停水過(guò)程，考慮到渠道的水位下降過(guò)程較為平緩（停水歷時(shí)為12 d），可認(rèn)為渠道在停水結(jié)束時(shí)刻安全系數(shù)達(dá)到最低，如圖8所示。當(dāng)裂隙貫穿區(qū)深度為0.5 m時(shí)（工況1），對(duì)應(yīng)的安全系數(shù)由8.87下降至3.71，下降幅度約為60%，但此時(shí)的安全系數(shù)仍較大，渠坡可視為穩(wěn)定；而當(dāng)裂隙貫穿區(qū)深度繼續(xù)增加至1 m時(shí)，渠道的安全系數(shù)由5.61降至1.36，下降幅度達(dá)到約74%，此刻的安全系數(shù)接近一級(jí)安全等級(jí)閾值（1.25），渠坡雖仍為穩(wěn)定，但已經(jīng)具備了失穩(wěn)的可能。

注意到，模型中將主裂隙深度直接設(shè)置為2 m，即環(huán)境最大影響深度，這可視為將第2種破壞模式（淺層滑動(dòng)區(qū)域后緣張拉裂隙的擴(kuò)展）對(duì)渠坡穩(wěn)定性的影響做了放大處理（最不利工況）。當(dāng)裂隙貫穿區(qū)深度（1）為0.5 m，對(duì)應(yīng)渠坡的安全系數(shù)始終較高；但貫穿區(qū)深度（1）增加至1 m時(shí)，安全系數(shù)急劇降低并最終進(jìn)入失穩(wěn)狀態(tài)。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(kuò)展）對(duì)渠坡的破壞起到促進(jìn)作用。

5 結(jié) 論

本文以北疆膨脹土渠道為研究對(duì)象，通過(guò)離心模型試驗(yàn)及數(shù)值模擬方法對(duì)濕干循環(huán)下膨脹土渠坡的破壞模式及穩(wěn)定性進(jìn)行了研究，得到如下結(jié)論：

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

2）離心模型試驗(yàn)中，渠道因水位升降造成的濕干循環(huán)作用下膨脹土渠坡破壞模式有別于傳統(tǒng)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(kuò)展”破壞構(gòu)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(dòng)，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(dòng)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(fā)生破壞。

4）對(duì)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(shù)，邊坡的淺層破壞主要由“子土塊”剝落模式?jīng)Q定，而后緣張拉裂隙的擴(kuò)展對(duì)渠坡的失穩(wěn)起到促進(jìn)作用。

土體在脫水過(guò)程與吸水過(guò)程對(duì)應(yīng)的SWCC是不同的，之間存在明顯的滯后效應(yīng)。但本研究主要側(cè)重于對(duì)“子土塊”剝落及“后緣張拉裂隙的擴(kuò)展”這2種破壞模式進(jìn)行模擬，故在土體取值過(guò)程中忽略了滯后效應(yīng)對(duì)最終SWCC曲線形態(tài)的影響。在后續(xù)研究中將進(jìn)一步細(xì)化土體SWCC曲線參數(shù)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(guó)英，蔡正銀，黃英豪，張 晨，陳 皓. 濕干循環(huán)下膨脹土渠道邊坡的破壞模式及穩(wěn)定性[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報(bào)，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(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃“水資源高效開發(fā)利用”重點(diǎn)專項(xiàng)（2017YFC0405100）；國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51879166、51709185）；中央級(jí)公益性科研院所基金基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)項(xiàng)目（Y319006，Y320010）；凍土工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放基金（SKLFSE201909）

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

蔡正銀，教授級(jí)高級(jí)工程師，主要從事土的基本性質(zhì)與土工測(cè)試、土的本構(gòu)理論、土工離心模擬技術(shù)方面的研究工作。Email：zycai@nhri.cn

10.11975/j.issn.1002-6819.2020.04.019

TV146+.3

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