输水渠道是我国长距离调水工程的主要建筑物，部分渠道受现场复杂环境约束，为季节性供水。以北疆典型膨胀土渠道为例，每年春季通水，秋季停水，该渠道2015—2016年通水期约143 d （看作是湿润过程），停水期约222 d （看作是干燥过程），渠道每年经历往复的干湿过程，造成了膨胀土渠道的损毁异常严重^[1]。目前，对于干湿循环作用下膨胀土的基本特性和膨胀土边坡的稳定性问题已进行了大量研究。唐朝生等^[2-3]对土体在干湿循环作用下裂隙的产生和发展规律进行了详细阐述和定量分析，提出了量度指标体系；吕海波等^[4-5]对干湿循环作用下膨胀土的孔隙分布、裂隙拓展、强度特性进行了一系列研究，认为干湿循环会对膨胀土体颗粒间的连接作用产生永久性破坏，从而降低土体抗剪强度；陈生水等^[6-7]通过离心模型试验对膨胀土边坡在干湿循环等作用下的稳定性开展了研究，认为干湿循环过程是膨胀土边坡破坏的根本原因。

此外，膨胀土渠道内经历循环往复的水位升降过程，基于多年来的现场实际观测可知，北疆膨胀土渠道边坡在水位骤降期间常发生失稳破坏。水位骤降期间边坡的稳定性一直以来都是研究热点和工程难题，诸多学者对此进行了探索。时铁城等^[8-9]探讨了库水位骤降对于坝坡稳定性的影响，认为库水位的骤降会导致坝坡安全系数的降低，且排水速度越快，坝坡安全系数越低。贾官伟等^[10-11]分别通过离心模型试验探讨了水位变化对土质边坡稳定性的影响，认为边坡内水位的下降速度显著滞后于边坡外水位，由此产生指向边坡外的渗流，是造成松散土质边坡发生多重浅层牵引式滑坡的重要原因。上述研究揭示了水位变化诱发坝坡、河堤、松散土质边坡等发生失稳的原因，但针对水位骤降期间渠道边坡稳定性的研究则鲜见报道。

鉴于此，以北疆典型膨胀土渠道为研究对象，通过直剪试验对渠基膨胀土的抗剪强度进行了研究，得到渠基膨胀土在不同干湿（WD）循环次数下的抗剪强度指标并捕捉其裂隙发育特征，进而展开定量分析。在此基础上，通过数值软件计算渠道边坡在水位骤降后的安全系数，探讨不同干湿循环次数以及不同排水速率对于渠道边坡稳定性的影响。研究结果可为北疆膨胀土渠道的建设及维护提供一定的参考。

1.   直剪试验材料与方法

试验土料取自北疆供水工程现场，所取土料为中等胀缩等级的青色膨胀土，具有区域代表性。通过液塑限联合测定仪等设备进行了一系列试验，测得土体液塑限分别为61.3%和20.1%，自由膨胀率为74%，最大干密度为1.69 g/cm³，最优含水率为18.8%，颗分曲线如图1所示。

图  1  颗分曲线

Figure  1.  Grain-size distribution curve

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由于现场渠道浅层基土经过多年换填施工，掺有一定的砂砾石杂质，为更好地探究渠基土强度衰减机理，拟采用重塑试样进行直剪试验研究。此外，由于渠道季节性运行的特点，浅层渠基土经历往复的干湿过程，本质上是土体含水率以恒定幅度变化的过程。土体湿化过程对应饱和状态，可用抽气饱和法模拟；土体干燥过程对应非饱和状态，可通过自然风干过程来模拟。试验共配制12组试样，每组分别配制了4个平行样。试验中设计了统一的干湿循环幅度，即含水率为8%~23%，其中，8%为自然风干含水率，23%为饱和含水率，干密度为1.5 g/cm³的试样记为S1，干密度为1.6 g/cm³的试样记为S2，干湿循环次数均为5次。试验过程如下：

（1）制样。将土料碾碎过2 mm筛后，配制初始含水率为18.8%的土样，将配制好的土样用塑料袋密封静置24 h，以便含水率均匀，再制备高20 mm、直径61.8 mm的环刀试样。

（2）干湿循环。制样完成后将试样进行抽气饱和，完成后置于实验室中自然风干（控制实验室环境温度和湿度分别为（25±1）℃和（50±5）%^[12]），于每天同一时刻记录试样的质量来计算其含水率，当相邻的两天试样质量变化不超过0.1 g时认为风干过程已完成，此时试样含水率约为8%，误差小于±0.3%。风干过程完成后通过数码相机对环刀试样进行图像拍摄开展裂隙发育特征研究，且每次拍摄均在同一高度。至此视为完成一次干湿循环试验。

（3）直剪试验。将达到目标干湿循环次数的试样进行抽气饱和，随后立刻放入应变控制式直剪仪中，每组试样分别在不同垂直压力（100、200、300、400 kPa）下进行快剪试验，剪切速率控制为1.2 mm/min，根据土工试验规程^[13]，控制最大剪切变形为4 mm。剩余的试样则继续进行如上步骤的干湿循环。如此循环往复，直到所有试样全部完成直剪试验为止。

另外，为了对裂隙进行定量分析，需对拍摄出的原始照片进行处理，将处理过程分为3个步骤：（1）原始图像转换为灰度图像；（2）灰度图像经过阈值分割转化为二值图像；（3）二值图像去噪后得到仅包含裂隙的清晰图像，典型试样如图2所示。

图  2  试样实拍

Figure  2.  Photograph of specimens

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2.   直剪试验结果

2.1   裂隙演化特征

为获得试样表面裂隙图像构成要素，选取表面裂隙率和裂隙网络分形维数表征膨胀土试样的裂隙演化过程^[14]。其中，表面裂隙率为裂隙面积与总面积之比，从总体上反映了土体的开裂程度。基于土体裂隙网络具有统计意义上自相似结构的特点，选取盒分形维数法用于裂隙网络分析，描述试样表面裂隙的分布情况和复杂度^[15-16]。

图3为裂隙演化特征随干湿循环次数的变化曲线。从图3(a)可以看出，在第1次干湿循环后，试样S1、S2的表面裂隙率均达到3.5%左右，随着干湿循环次数的增加，试样S1、S2分别稳定在约7.1%和7.3%。可以认为，随着干湿循环次数的增加，试样S1、S2的表面裂隙率均由快速增长转变为趋于稳定。从图3(b)可以看出，随着干湿循环次数的增加，试样的裂隙网络分形维数均呈现逐步递增的趋势。当土体经历5次干湿循环后，试样S1、S2的裂隙网络分形维数分别为1.28、1.43，这表明干湿循环作用显著促进了试样表面裂隙的发育。

图  3  裂隙演化特征随干湿循环次数的变化曲线

Figure  3.  Curve of crack characteristics variation with wetting-drying cycles

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2.2   抗剪强度指标

图4(a)和4(b)分别为试样S1、S2的抗剪强度值随法向应力的变化曲线。可以看出，随着法向应力的增长，试样的抗剪强度值均显著增大。在干湿循环过程中，土体结构性破坏，试样的抗剪强度值均随之衰减。当干湿循环次数达到4次后，抗剪强度值衰减幅度逐渐减小，且趋于稳定。相较于试样S1的抗剪强度值，试样S2明显较高，可以认为干密度对土体的抗剪强度值有着显著的影响。

图  4  抗剪强度随法向应力的变化曲线

Figure  4.  Curve of shear strength variation with normal stress

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图5为试样黏聚力和内摩擦角随干湿循环次数增长的变化曲线。从图5(a)可以看出：随着干湿循环次数的增加，试样S1、S2的黏聚力均显著衰减；在前3次干湿循环过程中，试样黏聚力的衰减幅度较大，且干密度越大黏聚力衰减幅度越大；随着干湿循环次数的增加，试样黏聚力逐渐趋于稳定。从图5(b)可以看出，随着干湿循环次数的增加，试样S1、S2的内摩擦角均呈小幅度波动式衰减的趋势，试样S2的内摩擦角始终略大于试样S1。

图  5  抗剪强度指标定量分析

Figure  5.  Quantitative analysis results of shear strength parameters

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为探索干湿循环作用下膨胀土的强度衰减机理，必须建立起抗剪强度指标与裂隙特征之间的关系。图5(c)~(f)分别为黏聚力、内摩擦角与裂隙率、分形维数之间的关系曲线。可以看出，随着表面裂隙率和裂隙网络分形维数的增加，试样S1、S2的黏聚力均产生显著的衰减，而其内摩擦角均呈波动式衰减的趋势。这表明干湿循环过程加剧了试样土体裂隙的发育，土体由于裂隙的不断拓展被分割成大小不一的块体，导致试样土体的结构性不断被破坏，膨胀土体颗粒间的胶结能力也由于裂隙的存在而削弱，进而引发黏聚力的下降和内摩擦角的小幅衰减。对于不同干密度的试样而言，其土体干密度越大，黏聚力和内摩擦角的衰减速率越快、衰减幅度越大。分析结果均与上文一致，可以认为干湿循环作用造成的土体裂隙发育显著削减了渠基膨胀土的抗剪强度指标。

3.   数值模型的建立

数值模型采用SEEP/W模块计算渠道边坡在不同工况下的暂态渗流场，在此基础上，将暂态孔隙水压力分布用于渠道边坡的极限平衡分析中（SLOPE/W模块），从而得到不同计算工况下的渠道边坡安全系数，并基于此评估该膨胀土渠道边坡的稳定性状态^[17]。

3.1   计算模型与边界

计算模型基于北疆现场渠道断面尺寸进行设定，考虑到渠道剖面的对称性，取渠道剖面的一半进行模拟，具体尺寸如图6所示。另外，所模拟渠道地处干旱地区，地下水位较深，建模时不予考虑，仅考虑渠道通、停水（水位升降）过程对渠道边坡稳定性的影响，通过在G-F-E上设置随时间变化的水压力边界函数模拟现场渠道内水位上升-恒定-下降的过程，即由于水分入渗造成的渠道边坡湿润过程。参考文献[18]的边界条件设置，A-B、B-C、A-G设为透水边界，C-D、D-E均设为不透水边界。

图  6  模型尺寸

Figure  6.  Model size

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此外，鉴于Morgenstern-Price法能够较好地揭示土条间的相互作用力，未作简化，故数值计算采用Morgenstern-Price法进行渠道边坡的稳定性分析。

3.2   模型参数

渠基膨胀土的力学参数由直剪试验确定，如图5所示。为最大程度探究渠道劣化过程中的稳定性变化，数值模拟过程中选取强度衰减更为明显的参数进行计算，即试样S1的抗剪强度参数。此外，基于陈皓等^[19-20]的研究可知，在不同干湿循环过程中，渠水入渗深度不一，图7为离心模型试验所得土体劣化区域随干湿循环次数的变化范围，将不同干湿循环次数后的渠基膨胀土强度指标赋予相应劣化区域，以探究渠道边坡稳定性变化过程。

图  7  基于干湿劣化区域^[19-20]提出的强度折减法

Figure  7.  Strength reduction method based on wetting-drying areas^[19-20]

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土水特征曲线基于Fredlund-Xing模型进行拟合，计算参数参考文献[21]中的研究。渠基土的渗透系数为各向同性，均不考虑干湿循环作用的影响，饱和渠基土的渗透系数为0.691 2 m/d，非饱和渠基土的渗透系数基于SWCC曲线自动估算。

3.3   计算工况

选取排水速率、干湿循环次数（运行年数）作为计算变量。其中，北疆现场渠道停水历时一般为12~16 d左右，即水位下降速率约为0.33~0.25 m/d，故数值计算过程中分别设置排水速率及时间为0.50 m/d （8 d）、0.33 m/d （12 d）、0.25 m/d （16 d）、0.20 m/d （20 d），以探讨排水时间对于膨胀土渠道边坡稳定性的影响，如图8所示。将渠道每年的通停水过程视为一次完整的干湿循环，基于直剪试验结果采用强度折减法（图7）进行计算，探讨干湿循环次数（渠道运行年数）对于膨胀土渠道边坡稳定性的影响。

图  8  水位下降示意

Figure  8.  Diagram of water-level falling time

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4.   数值计算结果

在土质边坡水位骤降过程中，边坡安全系数随水位降低而逐渐减小，基于此，选取渠水位下降至0 m时的渠道边坡安全系数进行对比分析。此外，根据规范^[22]，以边坡安全系数F_st为评价指标，边坡的稳定性状态可分为以下4种：稳定、基本稳定、欠稳定和不稳定，考虑到该膨胀土渠道边坡是永久边坡，且属于重大工程，故F_st取1.35。

图9和10分别为渠道边坡安全系数随干湿循环次数、排水时间的变化曲线，其中蓝色虚线表示安全系数为1.35，红色虚线表示安全系数为1.05。从图9可以看出，在不同排水工况下，渠道边坡安全系数均随干湿循环次数的增长而降低。当排水时间为8 d时，渠道边坡安全系数在1次干湿循环过后即低于1.35，当经历5次干湿循环作用后，其安全系数已略低于1.05；当排水时间为12和16 d时，渠道边坡安全系数分别在2次和3次干湿循环后接近于1.35，而当5次干湿循环作用后，其安全系数分别为1.10和1.15；当排水时间为20 d时，渠道边坡安全系数在3次干湿循环后略低于1.35，当5次干湿循环作用后，其安全系数为1.19。另外，从图10可以看出，在不同干湿循环次数下，渠道边坡安全系数均随着排水时间的增长而升高。当干湿循环次数为0次和1次时，渠道边坡安全系数均始终高于1.35；当干湿循环次数为2次和3次时，渠道边坡安全系数分别在排水时间为8 d和8、12 d时低于1.35，但均显著高于1.05；当干湿循环次数为4次和5次时，渠道边坡安全系数均始终低于1.35，其中当排水时间为8 d、干湿循环次数为5次时，渠道边坡安全系数已略低于1.05，但仍高于1.00。

图  9  渠道边坡安全系数随干湿循环次数变化曲线

Figure  9.  Curve of slope safety factors variation with wetting-drying cycles

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图  10  渠道边坡安全系数随排水时间变化曲线

Figure  10.  Curve of slope safety factors variation with falling time

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前已述及，渠道每年的通、停水过程视为一次干湿循环，可以认为干湿循环次数即为渠道运行年数，故将渠道边坡在不同计算工况下的稳定性状态进行划分，如表1所示。可以看出，随着运行年数（干湿循环次数）的增加，渠道边坡逐渐从稳定状态变为基本稳定状态和欠稳定状态，稳定性呈逐年下降趋势。因此，在计算膨胀土渠道边坡稳定性时，需考虑渠基膨胀土由于干湿循环作用产生的强度衰减。此外，从表1还可看出，排水时间对于渠道边坡的稳定性影响显著，排水时间越长，渠道边坡稳定性越高。当排水时间为8和12 d时，渠道边坡分别在运行第2年和第3年由稳定状态变为基本稳定状态，其中当排水时间为8 d时渠道边坡在运行第5年由基本稳定状态变为欠稳定状态；当排水时间为16和20 d时，渠道边坡在运行第4年均由稳定状态变为基本稳定状态。

表  1  膨胀土渠坡安全系数及稳定性状态

Table  1.  Safety factor and stability state of expansive soil canal slope

排水时间/d	未运行渠道	运行第1年	运行第2年	运行第3年	运行第4年	运行第5年
8	1.52（稳定）	1.44（稳定）	1.29（基本稳定）	1.22（基本稳定）	1.15（基本稳定）	1.04（欠稳定）
12	1.61（稳定）	1.52（稳定）	1.37（稳定）	1.30（基本稳定）	1.22（基本稳定）	1.10（基本稳定）
16	1.69（稳定）	1.59（稳定）	1.43（稳定）	1.35（稳定）	1.27（基本稳定）	1.15（基本稳定）
20	1.74（稳定）	1.63（稳定）	1.48（稳定）	1.41（稳定）	1.29（基本稳定）	1.19（基本稳定）

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为保障该膨胀土渠道的安全、稳定的运行，渠道边坡需要保持稳定状态或基本稳定状态，基于此，建议该膨胀土渠道边坡排水时间不少于12 d，诊断、维修间隔不长于5年。

5.   结　语

（1）渠基膨胀土试样表面的裂隙发育随着干湿循环次数的增加而不断加剧，并在一定干湿循环次数后逐渐达到稳定，干密度为1.5和1.6 g/cm³试样的最终裂隙率分别为7.1%和7.31%，裂隙网络分形维数分别为1.28和1.43。基于此，渠基膨胀土的强度显著衰减，在5次干湿循环后，干密度为1.5和1.6 g/cm³试样的黏聚力分别降低了36.5%和26.1%，内摩擦角分别降低了48.2%和10.8%。

（2）随着运行年数（干湿循环次数）的增加，渠道边坡逐渐从稳定状态变为基本稳定状态和欠稳定状态，稳定性呈逐年下降趋势。基于直剪试验和数值计算结果，建议该膨胀土渠道边坡的诊断、维修间隔不长于5年。

（3）水位骤降期的排水时间对于渠道边坡的稳定性影响显著，排水时间越长，渠道边坡稳定性越高。基于数值计算结果，建议该膨胀土渠道边坡排水时间不少于12 d。