北疆供水一期工程膨胀性渠坡滑动破坏机制与稳定分析

赵凌峰，张凌凯

(1.新疆农业大学水利与土木工程学院，新疆，乌鲁木齐 830052；2.新疆水利工程安全与水灾害防治重点实验室，新疆，乌鲁木齐 830052)

新疆地处亚欧大陆腹地，水资源时空分布不均，严重制约区域经济发展。为缓解水资源供需矛盾，北疆地区修建了一批长距离调水工程。如北疆供水一期工程，地处季节性冻土区，年平均地温3.4℃，最低气温可达-40.3℃，夏季平均气温20℃，冬季平均气温-20℃，为减少渠道冻胀破坏，采用每年4 月～9月份通水、其余时间停水的运行方式[1]。该工程穿越膨胀土渠段约占总渠道的32%，特殊的自然环境与典型的通水、停水运行方式对膨胀性渠基土形成了明显的干湿交替和冻融循环作用，膨胀土发生表层裂隙、力学性质劣化现象，从而导致渠坡发生滑动破坏，严重影响渠道供水效率。

在湿干-冻融循环作用下，膨胀土的边坡破坏现象呈现出往复性、多发性和长久性的特点[2-3]，且膨胀土边坡的失稳状态常常表现出有别于黏性土边坡的破坏模式，具有明显的滞后性和由浅层破坏向多层逐级后退的牵引性等特点[4-6]。国内外学者通过现场观测、模型试验及数值模拟等手段对膨胀土边坡的破坏模式及稳定性问题进行了研究，认为降雨与地下水入渗[7-9]、裂隙发展土体开裂[10-11]、软弱结构面是膨胀土边坡发生失稳破坏的主要诱因[12]。同时，膨胀土的多裂隙性、强胀缩性[13]导致土体对外部环境变化十分敏感，在历经干湿交替、冻融循环作用下内部水分发生变化，土体结构整体性受到破坏，变形强度及渗流特性影响较大[14-15]。膨胀土渠道又因其并非单一的闭场系统，而是复杂的多物理场耦合系统[16]，其耦合循环作用下膨胀土劣化机理具有有别于膨胀土边坡的特性。长江科学院基于南水北调中线工程，通过现场试验、离心机模型和数值模拟等多种手段，分析了膨胀变形对渠坡失稳的影响[17-19]。南京水科院基于北疆供水一期工程，提出湿干-冻融耦合循环边界条件，结合湿干-冻融离心机模型试验，得出渠道主要劣化模式为浅层土体强度衰减、表面裂隙发展并伴有土体崩解剥落的特征[16,20-21]。

上述研究表明：湿干-冻融循环造成浅层膨胀土边坡抗剪强度降低和裂隙发展等因素，是渠道发生浅层滑坡及后退式牵引性破坏的主要诱因，因此对北疆供水一期工程膨胀土渠道滑坡段采取了一系列改造措施。首先进行了浅层土体换填、渠底形式改造和排水体系设置；后因沿线用水需求增加，以及白砂岩换填层易受渠道渗水发生结构性软化等原因，在原有改造基础上进行了渠坡加高和使用戈壁料置换白砂岩的再次改造。目前，对于膨胀土渠坡滑动破坏物理机制的研究仍处于滞后状态，一系列改造措施对提高输水效率和改善渠坡稳定性等机理的研究也尚不全面，邓铭江等[22- 23]从换填料性质、膜后水位和排水井抗滑保护范围角度对前期渠道改造进行了稳定性分析，得出排水体系降低膜后水位是提高渠坡稳定性的主要原因，但还未分析施工改造后渠道几何形状变化、运行时期特性、排水井对渠坡位移限制等对渠坡稳定性的影响。为从根本性、长期性的角度提出渠坡抗滑的治理措施，则还需对上述问题进行深入探究。

基于此，本文首先对膨胀土、白砂岩和戈壁料进行室内试验研究，分析在渠道运行条件下，各渠基土的强度特性变化规律。采用有限元数值仿真手段，探究渠道在湿干-冻融循环条件下改造前后不同工况、不同运行时期的稳定性变化规律，揭示膨胀土渠坡滑动破坏的物理机制。

1 工程概况

新疆输水渠道膨胀土主要为老第三系的砂砾岩、砂岩、泥质砂岩和泥岩等极软岩，局部渠段有小褶皱，沿线泥岩、砂质泥岩分布较广，均属中～强膨胀土，极易受湿干-冻融循环发生浅层蠕变破坏(图1(a)[16])和深层结构破坏(图1(b))，累计已超过30 km。

图1 典型膨胀土渠道破坏Fig.1 Typicalexpansive soil channel failure

渠道进行改造前，渠坡高度为7.5m，渠顶为2m 厚白砂岩，下部全为中-强膨胀土，典型渠道断面如图2(a)所示。由于膨胀土受湿干-冻融循环作用，膨胀土强度衰减严重，渠道滑坡时有发生。为此，对破坏段进行了前期改造施工，具体措施如下：①对渠坡表层2m 厚的膨胀土进行置换，上层置换为0.5 m 厚碎石层，下层置换为1.5m厚白砂岩；②在渠底和沿线设置排水措施，先将渠道渗水集中至渠底，再利用横向排水收集至排水井进行抽排，排水井材料为钢筋混凝土，外径为3m，距离渠沿14.5m，沿渠道纵向500m 间距设置；前期改造后弧形底典型渠道断面如图2(b)所示。

改造后发现，白砂岩受到渠水渗透后，具有较强的黏性，极易发生滑动破坏[24]，同时，随着渠道沿线用水需求的增加，在前期改造的基础上再次改造，将白砂岩使用戈壁料置换，并将渠坡高度加高2 m，后期改造弧形底典型渠道断面如图2(c)所示。

图2 北疆输水渠道典型断面/m Fig.2 Typical section of water conveyance channel in northern Xinjiang

为分析改造前后渠道运行情况，应用FLAC3D有限元软件建立了渠道边坡简化模型，三种不同形式渠道模型如图3所示：Z轴方向为渠道高度方向，渠底以下深度土层深度为14.5m；Y轴方向为渠道纵向，计算范围为100m；X轴方向为渠道横向，计算范围为38m，建立的渠道简化模型网格尺寸为1 m。在有限元计算中，渠道模型采取Mohr-Coulomb弹塑性模型，稳定性计算采用强度折减法[25]。

图3 膨胀土渠道模型Fig.3 Expansive soil channel model

《建筑边坡工程技术规范》(GB 50330-2013)[26]规定，边坡稳定性状态分为稳定、基本稳定、欠稳定和不稳定4种状态，北疆供水一期工程渠道边坡设计安全等级为一级(Fst=1.35)，渠坡稳定性状态划分如表1所示。

表1 渠坡稳定性状态划分Table1 Stable state division of channel slope

2 渠基土的强度特性

2.1 膨胀土强度特性

在北疆供水一期工程总干渠选取典型膨胀性泥岩，泥岩属于中～强胀缩等级的黄色膨胀土，具有较好的代表性。通过室内土工基本试验，获得北疆膨胀土基本物理性质，见表2。

表2 膨胀土基本物理性质指标Table2 Basic physical properties index of expansive soil

为了探究湿干-冻融循环对土体强度指标的影响，首先对耦合循环的边界进行了设置，如表3所示。在湿润阶段，采用抽气饱和法进行抽气8 h，饱水24 h 处理，保证土样饱和度在95%以上；干燥阶段，采用低温(50℃)烘干法将土样烘干至风干含水率ωD=8.1%；冻结阶段和融化阶段均在GDJ/YH-225L高低温交变湿热试验箱(图4)中进行，温度和持续时间分别对应-20 ℃、48 h 和20℃、48 h；试验共进行10次湿干-冻融循环。

表3 湿干-冻融耦合循环边界设置Table3 Wet-dry-freeze-thaw coupling cycle boundary setting

图4 高低温交变湿热试验箱Fig.4 high and low temperature-hum idity alternating test chamber

采用ZJ 型应变控制式直剪仪对受不同湿干-冻融循环的试样开展固结快剪试验，分析膨胀土在耦合作用下的抗剪强度c、φ和 弹性模量E的衰减规律。试样的初始干密度 ρd0为1.6g ·cm-3(压实度为95%)，选取轴向应变1%时刻所对应的偏应力增量σ1.0%与轴向应变增量 ε1.0%的比值作为土样的弹性模量，即E=σ1.0%/ε1.0%[27-28]。

图5为湿干-冻融循环下试样抗剪强度指标和弹性模量衰减变化曲线。由图可知，黏聚力c、内摩擦角φ和弹性模量E在受1次耦合循环后衰减最为剧烈，衰减率分别为22.3%、18.5%和21.8%，在10次耦合循环后趋于稳定。衰减速率随循环次数表现出逐渐下降、最后趋于稳定的变化规律，这是由于湿干-冻融循环积累作用后试样表面和内部产生裂隙，消弱了颗粒间的胶结作用。

图5 湿干-冻融循环下抗剪强度指标和弹性模量衰减变化Fig.5 Variation of shear strength index and elasticmodulus attenuation under wet-dry-freeze-thaw cycles

为了预测耦合循环次数N对膨胀土抗剪强度c、φ和 弹性模量E的影响，对图5中变化规律进行拟合，发现指数函数拟合效果良好，具体拟合函数关系式如下：

利用强度折减法对渠道在湿干-冻融循环下稳定性进行计算时，通常只对土体抗剪强度进行衰减来反映土体劣化过程，却忽略了土体物质特性弹性模量衰减变化[29]，本文将充分考虑膨胀土渠坡劣化规律，对膨胀土的抗剪强度c、φ值和弹性模量E根据所处的环境，按照式(1)～式(3)进行折减；其中设置膨胀土自然密度 ρ=1.84 g/cm3，饱和密度 ρsat=2.18 g/cm3。

2.2 白砂岩强度特性

试验材料选用输水渠道典型白砂岩，天然状态下土料并非砂颗粒，而是自然集结成块体。通过对白砂岩在ZJ 型应变控制式直剪仪开展固结快剪试验，得到的抗剪强度值如表4所示。制样压实度由85.5%增大到95.0%时，黏聚力c由15.6 kPa增加到42.3 kPa；内摩擦角φ则基本不变，保持在33°左右。

表4 白砂岩抗剪强度值Table4 Shear strength valuesof white sandstone

为探究白砂岩在干湿交替、冻融循环下的强度变化，邓铭江等[23]为此开展了三轴CD试验，试验结果认为干湿/湿干-冻融循环不是强度变化的主要因素。但从工程实际表现来看，白砂岩遇水急剧软化，强度衰减严重。为此，对不同含水率状态下白砂岩试样进行固结快剪试验，试验所得抗剪强度值如表5所示。由表可知，含水率的升高导致白砂岩c值明显降低，φ值降低幅度很小，表明白砂岩吸水软化效应显著。饱和状态下，白砂岩的内摩擦角和黏聚力都减少，黏聚力下降的幅度相较内摩擦角较大，由此可见，饱水作用对白砂岩黏聚力劣化效应显著，而对内摩擦角劣化效应较小。

表5 不同含水率下白砂岩抗剪强度值Table5 Shear strength value of white sandstone under different water content

综上所述，干湿交替、冻融循环条件下对白砂岩抗剪强度c、φ值劣化效应未展现出相关规律性，而饱水状态下白砂岩强度衰减严重，故认为白砂岩强度在渠道运行中只会因渠道渗水处于饱水状态下而衰减。在渠道边坡稳定性计算时，对处于膜后水位上的白砂岩c值取平均值21 kPa，而膜后水位以下c值取饱和值3.7 kPa；白砂岩内摩擦角变化不显著，定义φ值为32.5°；自然密度 ρ=1.89 g/cm3，饱和密度 ρsat=2.26 g/cm3。

2.3 戈壁料强度特性

北疆供水渠道总干渠穿越戈壁地区，其间广泛分布着戈壁料，戈壁料土体颗粒粒径较大，属于压缩性较小、透水性大承载力高的粗粒土[30]。为了解和掌握戈壁区粗粒土填料的物理力学特性和抗剪强度指标，对戈壁料开展了基本物理试验和室内大型直剪试验。

通过颗粒筛分试验，测定戈壁料的粒组含量如表6所示。可以看出，戈壁料粗粒组(＞0.075mm)含量为96.25%，而细粒(＜0.075 mm)含量仅有3.75%。在粗粒组中，戈壁料砂粒含量占总质量的30.18%，而砾石占66.07%，其中细砾又占总质量的42.54%，故戈壁料为细圆砾土。

表6 戈壁料粒组含量Table6 Gobigranule group content

通过对填料在不同相对密实度Dr下在XJ-1型大型直剪仪进行室内大型直剪试验，获得抗剪抗剪强度如表7所示。可知戈壁料的黏聚力c值和内摩擦角φ值均随相对密实度Dr的增大而增大，当相对密实度Dr达到0.95时黏聚力c值和内摩擦角φ值达到最大值。

表7 戈壁料抗剪强度指标Table7 Indicatorsof shear strength of Gobimaterial

从戈壁料的粒组含量可以看出，粗粒径颗粒含量为66.3%，细粒径颗粒含量为33.7%，属于粗粒径土，具有良好的渗透性。当渠道渗水后，戈壁料的大粒径能有效地将渗水排入渠底的渗排体系中，故认为戈壁料的强度在渠道运行状态下不会因渠道渗水而产生湿干-冻融循环影响。在渠道边坡稳定性计算中，选取戈壁料在相对密实度为0.95的强度指标：c=23.8 kPa，φ=38.6°，自然密度 ρ=2.16 g/cm3。

3 不同工况下渠坡稳定性分析

3.1 通水期渠坡稳定性分析

供水渠道在每年的4月下旬至9月中旬属于通水期，自4月中下旬始，供水渠道逐渐增大输水量，在历时20 d 后水位将升至最高运行水位6m，由于渗漏现象的存在，膜后水位也伴随着运行水位的升高而逐渐发展。为探析渠坡膜后水位抽排前后的赋存情况，渠道管理部门对2017年未经过渗水抽排典型渠道段和2018年加强渗水抽排作业后同一渠段膜后水位进行监测，结果如图6所示。历经数月的通水后，2017年未经渗水抽排膜后水位高达6m 左右，与最高运行水位齐平。而2018年经过渗水抽排作业后，膜后水位降至2 m以下，且有约1/2里程处在1 m 以下。

图6 典型渠道段膜后水位监测结果Fig.6 Monitoring resultsof water level behind membrane in typical channel section during water flow period

由于渠道地处北疆寒旱区，降雨稀少，且地下水位较深，膜后水位主要由渠内渗水产生，为了简化计算，在进行通水期数值模拟计算中，不设地下水边界条件，并分析最不利状态。将未经渗水抽排渠坡膜后水位设置为6m，经过渗水抽排作业膜后水位设置为2 m，渠底至膜后水位的土体属于饱和土体状态，并按照饱和度进行土体重度分析，建立渠道边坡渗水孔隙水压力分布简化模型如图7所示。

图7 渠道断面孔隙水压力分布简化模型Fig.7 Pore water pressure distribution model of channel cross section during water flow period

供水渠道在通水期时，渠坡在自身的抗滑能力基础上，还存在着渠水作用在渠坡结构面上的静水压力，对渠坡稳定性有一定影响。渠坡结构面单位体积上静水压力分布函数如下所示[31]：

式中：pw为静水压力； γw为水体的容重；HZ为水头；Z为位置高程。

为了模拟渠道内水位对渠坡的作用，在有限元计算中加入作用于渠坡结构面的初始侧向压力，并按照静水压力分布函数进行梯度设置，从而对改造前后渠坡进行稳定性分析。通过有限元软件模拟，通水期改造前后渠坡稳定性系数受膜后水位影响及湿干-冻融循环年限增加膨胀土渠坡稳定性变化如图8所示。

在通水期间，渠道水位长期保持在渠道高度的3/4处，为探究渠道水位是否能对渠坡稳定性起积极作用，以及渠内静水压力对渠坡位移的限制作用，以北疆供水一期工程运行渠道为背景，选取了改造前后渠运行了10年后位移云图进行分析对比，如图9所示。

由图8、图9所示，在通水期间，渠坡在湿干-冻融循环和膜后水位的耦合作用下，渠坡改造前后的稳定性变化呈现如下4大特点：

图8 通水期湿干-冻融循环渠坡稳定性系数变化Fig.8 Change of slope stability coefficient of wet and dry circulation channel during water flow period

图9 通水期渠坡位移云图Fig.9 Cloud map of canalslope displacement in water-flow period

1)通水期间，渠内水位作用在渠坡结构面上的静水压力极大地限制了渠坡滑动位移的发展，对渠坡稳定性提升具有显著的影响，未经过改造的渠坡即使存在6m 膜后水位经10次湿干-冻融循环仍能保持在极限平衡状态之上(Fs＞1.05)，这与渠坡常在停水期发生失稳破坏而罕见于通水期的工程实际相符合。

2)通水期渠水对于渠坡稳定性的改善，是由于作用在不稳定土体面上静水压力的法向分力增加了土体沿滑动面的抗滑力，同时沿土体面的切向分力又减少了土体沿滑动面的下滑力，两者作用增大了渠坡的抗位移稳定性。

3)经过先后改造后，渠道渠底的形式、浅层渠基土不易受湿干-冻融循环衰减的特性能充分发挥其作用，使其在历经10次湿干-冻融循环仍能保持渠坡处于一级安全稳定状态，能够减少对渠道的周期性修复。

4)在渠道运行时，大粒径的碎石层产生的较大的渗透性将渠水不断的渗入渠坡内部，虽能通过渗水抽排作业及时将渗水排走，但渠水对白砂岩的软化作用无法避免，使其抗剪强度衰减严重，前期改造稳定性提升效果折减明显。

3.2 停水期渠坡稳定性分析

供水渠道在每年10月份至来年3月份属于停水期，自9月份中下旬，供水渠道逐渐降低通水运行水位，期间总历时12 d～16 d，缓慢降低通水运行水位能有效降低水位变化对渠坡的扰动作用[32]，对渠坡稳定性影响较小，可以近似忽略。同时，北疆供水渠道所属阿勒泰地区，每年10月份底进入冬季，日平均温度将会降低至0 ℃以下，故渠坡内渗水外排仅1个月的时间，此时膜后水位来不及外排便会因环境负温而冻结，膜后水位还将保持在较高的水位。因此，在进行计算中，设置渗水抽排前后膜后水位赋存情况与通水期保持一致，同时忽略渠水冻结的体积膨胀变形引起的土体抗剪强度变化。

图10为停水期改造前、后，渠坡稳定性系数受膜后水位影响，及湿干-冻融循环年限增加膨胀土渠坡稳定性变化。可知，在未经过湿干-冻融循环时，有/无膜后水位改造前后的渠坡都处于相当稳定的状态，其中无膜后水位时后期改造施工稳定性系数略低原有渠坡状态。经过湿干-冻融循环后，无膜后水位下先后改造的弧形底渠道较改造前有相当大的提升，分别提升28%、18.5%，即使经过了10次湿干-冻融循环，改造后弧形底渠坡依然处于极限平衡状态之上(Fs＞1.05)，未改造前早在第7次循环就已处于极限平衡状态；而有膜后水位的情况时，渠坡改造前渠坡历经3次循环就处于不稳定状态，且改造后的渠坡历经六七次循环也处于不稳定状态。

在经过10次湿干-冻融循环后，改造前、后的渠坡稳定性都有很大程度的衰减。为了进一步探究分析渠坡改造前、后，渠道结构形式变化、渠基土材料以及膜后水位变化等因素对其稳定性的具体情况，对渠坡位移情况进行探究，如图11所示。

由图10、图11可知，停水期渠坡稳定性受湿干-冻融循环和膜后水位耦合影响较通水期更为显著，渠坡改造前、后的稳定性变化呈现以下4大特点：

图10 停水期湿干-冻融循环渠坡稳定性系数变化Fig.10 Change diagram of slope stability coefficient of wetdry-freeze-thaw circulation channel during water cut-off period

图11 停水期渠坡位移云图Fig.11 Cloud map of channel slope displacement during water cut-off period

1)在无静水压力作用时，渠坡改造后能有效提升渠坡稳定性，是因为改善渠道底部的梯形形式为弧形形式，以及换填了极易受湿干-冻融循环影响的浅层膨胀性渠基土，缓解了渠底受自重影响的受力冲击以及浅层膨胀土极易受湿干-冻融劣化的物理特性。

2)渠坡存在渠后渗透浸润面后，改造前、后渠坡稳定性较无浸润面都有一定的降低，由于改造前渠道未设置排水措施，膜后水位无法及时排出，导致渠坡自重增加，土体有效应力降低，在未考虑渠基土受渗水产生的膨胀性下渠坡位移量增大、稳定性降低；改造后的渠道能有效降低渠后渗水，延缓了渠坡破坏周期，位移量较未排水降低1/2，渠坡稳定性提升明显。

3)后期改造较前期改造在稳定性系数以及渠坡位移量上，均表现出劣于前期改造的情况，这是由于后期改造提升了渠坡高度2m，根据戈壁料平均重度2.26 kN/m3估算，渠顶增加了45.2 kPa的自重压力，从而导致渠坡稳定性提升略低于前期改造。

4)渠坡膜后水位反映了渠道实际运行状态，改造前后的膨胀性渠坡在历经10次湿干-冻融循环后，渠坡安全稳定性系数均处于不稳定状态(Fs＜1.05)，这与渠坡常在春、冬季停水期间发生滑动破坏的实际相一致。

4 渠道改造措施效果分析

4.1 渠基土强度特性分析

由上述渠基材料强度特性试验结果可知，渠道典型膨胀土受湿干-冻融影响显著，抗剪强度c、φ值及弹性模量E随着湿干-冻融循环次数的增加衰减明显。停水期时，当渠道运行历经8 次湿干-冻融循环后，渠坡安全稳定性系数会低于极限平衡状态(Fs=1.05)，渠坡即将或已经出现失稳破坏。使用换填料白砂岩、戈壁料对浅层土体进行置换能有效缓解渠基土受湿干-冻融循环影响，原因在于：

前期改造换填料白砂岩，其抗剪强度c、φ值在湿干-冻融循环条件下与循环次数之间未呈现出明显的相关关系[23]。但在饱和状态下，白砂岩的黏聚力衰减剧烈，由干燥状态下的23.7 kPa 衰减至3.7 kPa。在通水期，无法避免的渠坡渗流使得前期改造抗滑效果削减严重，需使用戈壁料进行再次换填。后期改造换填料戈壁料，因其土体颗粒粒径较大、表层松散，属于压缩性较小、透水性大承载力高的粗粒土，能及时将渠道渗水排出，故不易受湿干-冻融影响以及饱和状态影响，具有良好的强度稳定性。

4.2 渠底形式改造分析

由停水期渠坡位移云图(图11)可知，历经相同的湿干-冻融循环次数，改造前渠坡稳定性系数都低于改造后，且最大相差了28%；同时渠坡位移量降低明显，最大降幅达44%。渠坡改造后，弧形底渠坡较改造前梯形渠底稳定性提升显著，原因在于：

1)改造前梯形断面受到潜在滑动面的影响产生切向滑动力，使渠底混凝土衬砌在中部所受应力为最大拉、压应力。又因渠坡与渠底之间为铰接形式，渠底混凝土底板受两侧渠坡传递的切向滑动力。使得混凝土底板成为压弯构件，从而削弱了混凝土板的承载能力，出现稳定性系数降低、位移量增大的现象。

2)改造后的弧形渠底形式，两侧渠坡的切向滑动力与弧形底板的曲轴是相切的，改变了底板的受力形式，使作用在底板上的轴向压力增大，从而减小渠道底板中部所受拉应力值。使得可以充分利用混凝土材料抗压性能好而抗拉性能差的特点，提高渠坡稳定性。

4.3 渗水速排改造分析

渗水速排改造增加了横向排水管和竖向排水井，竖向排水井的主要作用是将渗水抽排，降低膜后水位，缓解渠道渗水对渠坡稳定性的影响。通过对通水期、停水期渠坡有/无膜后水位进行了稳定性分析，得出浸润面的存在，使得浸润面下土体呈现饱和状态，在增加土体自重的同时也降低了渠基土的强度指标，渠坡稳定性受其影响较大。而利用竖向排水井渗水抽排作业后，能够明显提升渠坡稳定性，将膜后水位降至2m 后渠坡稳定性系数提升了28.6%。

实际上，竖向排水井的作用实际上又相当于抗滑桩，且竖向排水井对于坡体的抗滑作用与竖向排水桩布置位置有相当大的关联。在设计施工中从渗水抽排的角度，将排水井布置在距渠顶14.5m 处，方便渗水收集与抽排。但因为远离渠坡潜在滑动面，对渠坡稳定性作用影响较小，竖向排水井因并未直接参与渠坡滑动变化，竖向排水井桩侧没有产生受力情况且也未对渠坡位移产生限制作用，排水井模型节点承受位移量仅为4.82mm，作用效果甚微，如图12所示。

图12 渠坡位移和排水井位移矢量云图Fig.12 Cloud image of drainage slope displacement and force bearing of drainagewellafter reconstruction

为探究排水井的位置对渠坡的抗滑作用，共设计了9套计算方案：方案1是排水井处于原始位置，方案2～方案9则是将排水井往靠近渠坡的方向移动，每次隔2 m 向前移动1次，方案示意图如图13所示。

图13 改造后渠坡排水井设置方案示意图/m Fig.13 Schematic diagram of drainage well setting after modification

为了表征排水井对渠坡的保护范围，本文依据三维计算桩前渠坡位移影响范围来判定，将渠道设置为历经10年湿干-冻融循环影响的不利状态；排水井设置为弹性模型，横截面面积为7.065m2，长10 m，设置材料属性为Es=30 GPa，泊松比ν=0.2，密度为2.4 g/cm3。排水井保护范围选取方案9渠坡位移及矢量云图来说明，排水井抵抗渠坡位移作用可分为强影响区(4.5 m)、中影响区(15 m)和弱影响区(32m)，将强影响区桩前位移影响范围定义为排水井对渠坡保护范围，此时单桩的保护范围为4.5m×10m=45m2，如图14所示。强、中、弱影响区对渠坡位移抵抗效用分别为52.5 cm、35 cm 和17.5 cm，下降幅度分别为75%、50%和25%，呈现出规律性递减。但单桩桩-土效应作用有限[33-34]，为继续探究排水井对渠坡稳定性的提升，需缩减渠道三维模型至排水井抗滑弱影响区内，设置三维渠坡模型为纵向长度为30m 对各设计方案进行稳定性计算。

图14 方案9渠坡位移及矢量云图Fig.14 Scheme9 displacement vector cloud chart of canal slope

排水井布置位置对渠坡稳定性系数及作用保护范围变化如图15所示。在各设计方案中，当排水井设置在渠坡中段(方案9)时，对渠坡稳定性提升最大、作用保护范围最广，此时的排水井完全充当了抗滑桩的作用，且完全作用在渠坡滑动面上，对渠坡位移和潜在滑动面起到了一定的限制作用，提升稳定性效用显著。因此，为了充分利用其抗滑桩作用，并同时兼顾排水需求，还需进一步的在渠坡中段加装设置透水管桩，来提高排水抗滑性能。

图15 排水井布置抗滑作用变化Fig.15 Variation of anti-skid action of drainage well arrangement

5 结论

本文以北疆供水一期工程为研究背景，通过室内试验以及数值计算分析，探究了渠道在不同工况、不同运行时期下渠坡稳定性的变化规律，可得出以下结论：

(1)膨胀土受湿干-冻融循环影响，土体颗粒间胶结作用减弱，抗剪强度c、φ值以及弹性模量E衰减严重，在经10次循环后趋于稳定；白砂岩c值随含水率的增加劣化明显而φ值基本不变；戈壁料抗剪强度受湿干-冻融循环影响较小，且能弥补白砂岩遇水软化的强度缺陷，具有良好的强度稳定性。

(2)通水期间数值计算结果表明，多次湿干-冻融循环后渠坡在各工况下均未发生滑动破坏。原因在于，作用在渠坡结构面上的静水压力法向分力增加了渠基土沿滑动面的抗滑力；切向分力又减少了渠基土沿滑动面的下滑力，提高了渠坡抗位移稳定性。客观上揭示了膨胀土渠坡“停水期滑动破坏，通水期运行良好”实际现象的物理本质。

(3)停水期间数值计算结果表明，膨胀土渠坡在此阶段发生滑动破坏，与实际工况“春、冬季停水时期滑坡灾害频发”相一致，原因在于膨胀土性能衰减、白砂岩遇水软化以及膜后水位引起孔隙水压力变化三者的共同作用。通过浅层土体置换、受力结构优化和降低膜后水位能有效缓解渠坡土体受多重耦合作用的影响，提升渠坡稳定性。

(4)改造后，排水井现有位置起到的抗滑作用基本可以忽略，排水井未能直接参与渠坡滑动变化。如若移至渠坡中段，改善稳定性效果最佳，保护范围提升为45m2，稳定性系数较排水井原位上升44.3%。但在现有排水体系中，还缺乏渠坡中部渗水处置作用效果，故兼顾抗滑与排水作用的抗滑措施是寒旱区膨胀性渠坡稳定性防治研究进一步探索的方向。