膨胀土渠坡处理效果的离心模型试验研究

程永辉，李青云，龚壁卫，周正兵，吴宏伟

（1．长江科学院水利部岩土力学与工程重点实验室，武汉 430010；2．香港科技大学工学院，香港）

1 概 述

南水北调工程是当今世界上规模最大的调水工程，包括东线、中线和西线［1］。南水北调中线工程是解决华北水资源危机的一项重大基础设施，从丹江口水库引水至北京、天津，输水距离长达1 400余km，年均调水约95亿m3。

南水北调中线工程大多采用明渠输水，干渠渠坡或渠底涉及到膨胀土（岩）的渠段累计约340 km，工程地质条件复杂。膨胀土（岩）具有特殊的工程特性，易造成渠坡失稳，对工程的安全运行影响很大，而且其处理难度、处理的工程量和投资也较大，因此，膨胀土（岩）的处理是南水北调中线工程的主要技术问题之一。

南水北调中线工程采用了全线自流的输水方式，渠道内水深为3．8～8．0 m，自南向北逐渐减小；受沿线地区高差的影响，挖方段干渠挖深不同，在膨胀土（岩）地段最大挖深约30 m，分成多级边坡，各级边坡间设置了马道；承担输水任务的渠道主要位于一级马道以下，若一级马道以下渠坡损坏或失稳，将直接影响工程的供水安全，因此，膨胀土（岩）渠段一级马道以下渠坡的稳定是关键技术问题。

离心模型试验技术是将模型置于特制的离心机中旋转，使得1／n缩尺的模型在离心惯性力ng的空间中进行试验；由于惯性力与重力等效，且ng的加速度不会改变工程材料的性质，使得模型与原型应力、应变相等，变形相似，破坏机理相同，与原型试验等效。由于离心模型试验规模小、试验周期较短、投资少，故在岩土工程中得到了广泛的应用，并逐渐成为了研究岩土工程问题最有效的试验手段之一。

为研究南水北调中线工程膨胀土（岩）渠段一级马道以下渠坡处理方案的可靠性和合理性，采用离心模型试验技术对多种处理方案的效果进行了验证。

2 膨胀土离心模型试验研究进展

1994年，A．D．Gadre和 V．S．Chandrasekaran通过离心模型试验研究了不同厚度膨胀土（印度黑棉土）的线膨胀率；试验结果表明，随着土层厚度的增加，膨胀量增加，但线膨胀率逐渐减小，1 g及ng试验结果比较接近［2］。试验成果证明，可以通过离心机对膨胀土的膨胀变形进行模拟。1995年，饶锡保等通过离心模型试验研究了南阳盆地膨胀土边坡开挖和输水工况下的稳定问题；试验结果表明，在膨胀土未产生裂隙的情况下，1∶3和1∶2．4的边坡是稳定的［3］；由于此次试验研究中边坡开挖和渠道蓄水是在试验前完成的，因此，模型与实际情况有一定的差异。1997年，王鹰、韩会增、韩同春等通过离心模型试验对南昆线膨胀岩路堤的稳定进行了研究；研究结果表明：在不被水浸湿的情况下，路堤高度在20 m内能保持整体稳定；在最优含水量、90%压实度条件下，路堤被水浸湿，仅会产生表层破坏；而压实度为80%时，受水浸湿后会产生崩溃性破坏；在干湿循环作用下，膨胀土路堤均会产生规模不同的坍塌，须采取防护措施［4］。当膨胀土（岩）材料作为工程填料时，合理的密度是关键问题。2005年，王国利、陈生水、徐光明等进行了干湿循环下膨胀土边坡稳定性的离心模型试验，干湿循环是在1g下通过室温静置干燥和喷水湿化来实现；研究结果认为：初始状态下稳定性较好的膨胀土边坡，在几次干湿循环后，稳定性大为降低，直至发生失稳破坏。干湿循环引起的边坡安全系数降低，在前2次干湿循环后比较明显，经3次干湿循环后安全系数的降低趋缓［5］。由于模型是在1g下进行的干湿循环，未能模拟此过程中重力所起的抑制作用，因此，与原型边坡的实际工况不一致，试验成果有待进一步的验证。2006年，徐光明、王国利、顾行文等利用离心机研究了雨水浸泡对膨胀性土边坡稳定性的影响；试验结果为1∶1．1和1∶2两种坡比的模型在100 g的加速度下，蓄水浸泡并排干后，仅观测到蓄水引起沉降增大、而排水则导致沉降减小，并未出现明显的侧向位移。对于1∶1．1的模型停机后在1 g下保持55 mm左右积水浸泡2 d，再提高加速度至50 g时，边坡产生了牵引式的浅层滑动，临界边坡高度为8 m；对于1∶2的模型停机后在1 g下保持12 mm左右积水浸泡2 d，再提高加速度至60 g时，边坡产生了牵引式的浅层滑动，临界边坡高度为9．6 m［6］。笔者认为，边坡破坏的主要原因是模型在1 g下进行了2 d的浸泡，表层土体无重力的约束作用（对应原型应有相应厚度土层的自重作用），产生自由膨胀，土体松散、软化，强度降低所致，与原型规律是否一致，尚需进一步验证。

分析上述研究成果可以得出，部分国内外学者已尝试进行了膨胀土问题的离心模型试验研究工作，并取得一定的有益成果，但由于膨胀土复杂的工程特性，在进行离心模型试验时，尽可能采用与原型相似的模拟条件，所取得的成果会更有应用价值。

3 离心模型试验方案

本项试验研究工作是在香港科技大学的土工离心机上完成的。香港科技大学离心机建成于2001年，容量为 400 gt，旋转半径3．82 m，最大加速度150 g，配有四向机械手，可以实现多功能模拟［7］。

3．1 渠坡处理方案及工况模拟

根据南水北调中线工程可行性研究报告及现场试验研究成果，一级马道以下膨胀土（岩）渠坡采用了换填黏性土、土工格栅等处理方案。为验证仅有衬砌方案的破坏特征、不同厚度换填黏性土方案的压重效果、土工格栅处理方案的合理性和防护效果，共设计了4组离心模型试验，试验方案见表1。

表1 离心模型试验方案Table 1 Centrifugemodeling test programs

渠道一级马道以下渠坡在工程运行期间，一般包括常年输水和检修两种工况，试验中通过蓄水和疏干来模拟，所有过程均是在ng的环境中进行的。渠道实际运行过程中，可能会因为衬砌开裂、衬砌接缝密封失效等因素导致渠水发生渗漏，采用在衬砌板上按一定比例开孔的方法，模拟渠道漏水工况。为模拟高地下水位地段的地质条件，还设置了专门的地下水位模拟装置。

表2 模型土体物理力学特性指标Table 2 Physical properties of soil in themodel

3．2 模型土料物理力学特性指标

试验中涉及土体包括渠坡膨胀土、换填黏性土及膨胀岩3种材料，其物理力学特性见表2。

为保证试验具有代表性，渠坡膨胀土采用南阳中膨胀土和邯郸强膨胀土按10∶1混合而成，其自由膨胀率为80%。试验控制干密度为15．3 kN／m3，结合离心模型试验中加速度g上升阶段固结沉降估算，干密度为15．45 kN／m3，含水量为22．8%。换填黏性土取自南阳膨胀土试验段工程料场，根据室内击实试验结果，试验控制干密度为16．5 kN／m3，含水量为21．5%。土工格栅方案填料为新乡潞王坟膨胀岩试验段工程的泥灰岩，具有弱膨胀性，试验控制干密度为 18 kN／m3，含水量为13．2%。

渠坡中膨胀土膨胀特性见表3。无荷膨胀率随起始含水量增加而逐渐减小，膨胀力也是随起始含水量的增加而变小；当含水量为22．8%左右时，无荷膨胀率为15．45%，膨胀力为84．3 kPa；渗透系数为6．89×10－7cm／s。

表3 渠坡中膨胀土胀缩特性Table 3 Swellshrink characteristics ofmedium expansive soil

3．3 渠道衬砌及土工格栅的模拟

渠道厚度10 cm的C20混凝土衬砌板弹性模量为25．5 GPa［8］，采用铝合金板（弹模 E＝70 GPa）进行模拟，其抗弯强度相似关系如式（1），计算得铝板厚度为1．05 mm。同时考虑铝板与原型衬砌重量相似，计算得铝板厚度为1．2 mm，为了兼顾考虑铝板的抗弯曲和压重，铝板中间按一定间距镂空，如图1。根据原型衬砌分缝情况，铝板分块进行模拟。

式中，E为弹性模量，I为惯性矩，n为比尺。

图1 镂空的铝板模拟混凝土衬砌Fig．1 Simulation of concrete lining with the hollow aluminum plate

现有2种方法来模拟原型土工格栅：①用同样的土工格栅材料但是不一样的尺寸［9－11］；②用相似的替代材料纱布模拟［12，13］。采用第一种方法进行模拟更符合实际情况，但有时会受到工艺和造价的影响，加工有一定困难；采用第二种方法很难保证自身材料特性的相似。

本次试验采用第一种方法，选用小尺寸单向土工格栅进行模拟，比尺关系见表4［11］。

表4 土工格栅模拟的比尺关系Table 4 Scale of geogrid simulation

3．4 试验模型设计及监测

模型边坡坡比为1∶2，分为两级，一级马道以下边坡高度为9 m，一级马道以上边坡高度为20 m，蓄水深度为7 m，比尺为1∶70，典型模型设计断面如图2。试验过程中，监测了垂向变形、孔隙水压力、土压力以及土工格栅应变等的变化。

3．5 试验过程

模型制作完成后，提高离心加速度至70 g，进行固结稳定；然后在渠坡背后升高地下水位至渠顶位置；再次稳定后，渠道内蓄水至设定水位，运行约58 h（原型32年）左右；最后，快速疏干蓄水并再次固结约15 h（原型约8 a）；试验结束。整个模拟过程维持离心加速度恒定，完整模拟了原型的蓄水和检修工况。

图2 NSBDL2模型断面图Fig．2 Crosssection diagram of NSBDL2 model

4 试验成果分析和讨论

本次试验研究完成的4组离心模型试验没有出现整体破坏。为比较各方案的处理效果，将4组试验中LVDT3所观测渠底板的垂向变形绘于图3中。从试验中孔隙水压力的观测结果和试验后所测模型含水量分析，水下部分距渠道衬砌边线3 m范围内（垂直距离）土体含水量产生明显变化，2 m范围内基本处于饱和状态。由于处理层材料不同，渠水入渗的深度也不同。4组试验的渠坡位移如图4（a）至图4（d）所示。

图3 渠底板垂向位移变化Fig．3 Changes in vertical displacement of channel floor

4．1 仅有衬砌方案的试验结果

从图3和图4（a）中可以看出，若渠坡及渠底不进行处理，仅采用设置衬砌的方案，在衬砌开裂漏水或地下水位变化影响下部膨胀土含水量变化时，将产生较大膨胀变形。从试验结果判断至少有6 cm的隆起变形，在此作用下，衬砌将被彻底破坏，影响到输水效果。本次试验初始含水量为22．8%，如果初始含水量较低时，产生的膨胀变形更大，不排除产生整体破坏的可能。

4．2 换填黏性土方案的处理效果

从图3、图4（b）、图4（c）中可以得出，当采用换填黏性土方案处理后，即使出现衬砌开裂漏水或地下水位影响下部膨胀土含水量变化时，并没有膨胀变形产生，与NSBDL1相比，渠坡侧向变形明显减小，证明采用换填黏性土的方案是可行的。对于自由膨胀率为80%的中膨胀土来说，换填2 m与3 m对抑制膨胀变形作用影响不明显。

4．3 土工格栅方案的处理效果

分析图3和图4（d），当采用土工格栅和弱膨胀性的泥灰岩对表层2 m处理后，渠底板垂向变形最小，基本无膨胀变形产生，说明土工格栅约束了泥灰岩的膨胀，处理层的重力作用抑制了下部膨胀土的膨胀，处理方案是可行的。

试验模型从底部往上共铺设6层土工格栅，底部第1层与第2层间距28．6 mm，其它层间距30 mm，第2层至第4层中间每层从渠道向至渠坡方向安装3组应变计，各层编号为TL，TM，TH，层内编号依次为1，2，3。试验过程中格栅应变的变化情况如图5所示。

从图5可以看出：土工格栅产生的最大拉应变约为1‰，位于中间层的中部；靠近渠坡一侧的拉应变很小（0．25‰），靠近衬砌一侧的拉应变约为0．7‰。由于土工格栅应变很小，在工程设计中，可适当降低对材料的要求，以节约工程投资。

图4 渠坡位移变化矢量图Fig．4 Changes in displacement vector of channel slope

4．4 存在问题及讨论

（1）从试验成果分析，当渠道蓄水后，渠坡土体产生了明显的沉降变形，文献［6］给出的变形曲线也是同样的规律。初步分析，这可能与初始干密度有一定关系；针对具有超固结特性的膨胀土来说，采用扰动样的模型与实际情况有一定差异，因此，在今后的试验中应考虑超固结状态的模拟。

（2）膨胀土（岩）的膨胀变形与起始含水量关系密切；在施工过程中，应尽可能保护好渠坡，减少其含水量的变化，以增加渠坡结构的安全性和可靠性。

图5 加筋土工格栅应变的变化Fig．5 Change in strain of Greogridreinforeed

5 结 论

（1）南水北调中线工程膨胀土岩渠段一级马道以下渠坡，若仅采用衬砌防护，将会产生较大的膨胀变形，影响渠道的安全和稳定。

（2）采用换填黏性土的处理方案是可行的，对于自由膨胀率不大于80%的中膨胀土来说，换填2m厚度的黏性土即可达到防护的效果，再增加换填厚度的作用不明显。

（3）采用土工格栅＋泥灰岩的处理方案产生的变形量最小，可以起到较好的防护作用。

（4）土工格栅最大应变发生在中间层的中部位置，最大应变约为1‰，在工程设计中，可根据实际情况优化格栅材料的参数要求，以节约工程投资。

［1］ 国家发展计划委员会，水利部．南水北调工程总体规划［R］．北京：中国水利部，2002．［2］ GADRE A D，CHANDRASEKARAN V S．Swelling of Black Cotton Soil Using Centrifuge Modelling［J］．Journal of Geotechnical Engineering，1994，120：914－919．

［3］ 饶锡保，朱朝峰，曾 玲，等．南水北调中线工程膨胀土渠道开挖边坡稳定性离心模型及有限元分析［R］．武汉：长江科学院，1995．

［4］ 王 鹰，韩会增，韩同春，等．南昆线膨胀岩路堤离心模型试验研究［J］．铁道学报，1997，19（6）：103－107．

［5］ 王国利，陈生水，徐光明，等．干湿循环下膨胀土边坡稳定性的离心模型试验［J］．水利水运工程学报，2005，（4）：6－10．

［6］ 徐光明，王国利，顾行文，等．雨水入渗与膨胀性土边坡稳定性试验研究［J］．岩土工程学报，2006，28（2）：270－273．

［7］ NG CW W，VAN LAAK P A，ZHANG LM，et al．Development of A Four－Axis Robotic Manipulator for Centrifuge Modeling at HKUST［C］∥Physical Modelling in Geotechnics：ICPMG＇02，Canada Newfoundland：Phillips，Guo＆Popescu，2002．

［8］SL 253 2000，溢洪道设计规范［S］．

［9］ JACKSON A M R，CRAIGW H．Modelling Vertical Geosythetic Reinforcement of Slopes［C］∥Proceedings of Centrifuge＇98 Conference，Tokyo，Japan，T．Kimura，O．Kusakaba＆J．Takemura，1998：753－759．

［10］SPRINGMAN S，BOLTON M，SHARMA J，et al．Modelling of Instrumentation of Geotextile in the Geotechnical Centrifuge［C］∥Proceedings of International Symposium on Earth Reinforcement Practice，Fukuoka，Japan，Hiddetoshi Ochial，Noriyuki Yasufuku ＆ Kigoshi Omine，1996：167－172．

［11］VISWANADHAM B V S，KONIG D．Studies on Scaling and Instrumentation of A Geogrid［J］．Geotextiles and Geomembranes，2004，22：307－328．

［12］向 科，罗 凤．昔格达路堤土工格栅加筋效果离心模型试验研究［J］．华东交通大学学报，2006，23（5）：34－37．

［13］匡希龙，李 振．土工离心机模型试验中结构物替代技术探讨［J］．公路交通技术，2008，（1）：5－8．

（编辑：曾小汉）