干旱和局部渗水对膨胀土渠堤稳定性影响研究

解林 张中印 艾东 吕士展

摘要：为探究膨胀土渠堤表面风干、地下水位升高和侧坡渗水等因素对其稳定性的影响，防控由此引发的现场灾害，开展了填方渠坡室内模型试验，研究了南水北调渠堤膨胀土含水量波动对渠坡变形和裂缝发育规律的影响，分析了边坡变形值、裂缝长度宽度与含水率、时间和渗水位置的关系，揭示了膨胀土含水量波动的致灾过程和时空发育规律。试验结果表明：① 旱季坡面水分蒸发导致渠坡表层200 mm深度内首先产生垂直坡表面的“V”形簇状纵向裂缝，后逐渐水平发育，坡面最大沉降值为4 mm，15 d后沉降趋于稳定；② 雨季渠堤下部地基水位抬升使渠堤底部膨胀土发生显著膨胀，渠堤整体抬升3.32 mm；③ 在渠堤侧坡渗水中心点附近土体含水量上升8%以上，坝堤内自由水沿纵横向不均匀扩散而引起土体各向不均匀膨胀变形，并在右坡坡脚处产生长400 mm、宽14 mm的宽大裂缝；④ 基于膨胀系数的地基变形计算公式可以较好地预测渠坡浸水后各位置的变形量，有助于依据土体含水量判别各点的变形状态，为渠堤稳定性分析提供参考。

摘要：膨胀土渠堤； 模型试验； 含水量； 渠坡变形； 裂隙发育； 南水北调中线工程

中图法分类号： TV91；TU443

文献标志码： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.01.027

0 引 言

膨胀土是一种对环境湿热变化敏感的高塑性黏土，具有胀缩性、裂隙性等重要特性，在降雨和蒸发作用下，膨胀土反复胀缩变形导致裂隙的萌生和发展，最终形成错综复杂的裂隙网络。裂隙的产生破坏了膨胀土的完整性，降低了土体强度，促进膨胀土力学性能进一步劣化，为雨水的侵入和土中水分的蒸发提供优势通道，从而影响膨胀土的整体强度和工程结构稳定，对工程安全造成巨大的隐患和危害［1-2］。

为揭示气候变化对膨胀土裂隙发育的影响规律，众多学者通过室内外试验开展了相关研究。汪时机等［3］利用图像处理技术对干湿循环交替作用下膨胀土裂隙演化与强度衰减规律进行了研究，发现裂隙指标的增长主要集中在裂隙快速扩展期，揭示了土体黏聚力衰减与裂隙面积率的关系。骆赵刚等［4-5］运用图像处理技术探究了土体厚度对膨胀土失水开裂的影响，试验结果表明，土体厚度越大，其表面裂纹越宽大、单一。刘观仕等［6］开展了不同环境湿度与温度下的裂隙发育试验，揭示了低湿或高温使土样表面易于产生更多肉眼不可见的微裂隙，并使裂纹发展更快。李进前［7］、舒志乐［8］等探究了膨胀土增湿过程的膨胀规律，得出了膨胀土无荷膨胀率随含水量变化过程分为3个阶段，分别为快速膨胀阶段、缓慢膨胀阶段和趋于稳定阶段。

以上学者普遍采用室内试验对膨胀土的性质进行研究，尚缺少符合现场实际情况的模型试验研究。事实上，中国膨胀土地区的重大工程数量众多，涉及地域广，自然环境变化大，故应考虑不同自然环境对膨胀土工程服役性能的影响。在干湿循环对膨胀土边坡稳定性影响的研究方面，蔡正银等［9］考虑渠道季节性通水和停水引起的干湿循环，研究了边坡土体裂缝扩展过程，分析渠水不断入渗、饱和区逐渐扩大而最终导致渠坡整体发生浅层失稳破坏的过程。张雨灼等［10］研究表明，随着干湿循环次数增加，裂缝逐渐变宽变深，水平顺坡向位移在干湿循环过程中表现为递增趋势，竖向位移在干湿循环中表现出明显的胀缩性。周健等［11］通过膨胀土边坡干湿循环模型试验得出了干湿循环导致边坡表面强度和黏聚力不断降低、安全系数减小的结论。肖杰等［12］研究了加筋膨胀土边坡在干湿循环下的稳定性。在冻融循环对膨胀土边坡稳定性研究方面，蔡正银等［13］针对低温地区的湿干冻融条件下膨胀土渠坡模型试验研究表明，湿干冻融耦合循环作用诱使膨胀土渠道边坡的劣化过程由浅层土体往深层土体发展，并最终发展为贯穿渠顶的横向张拉裂隙。张莹莹等［14］采用重塑膨胀土进行室内边坡模型试验，发现冻融循环作用下边坡表面裂隙由直线型向网络状发育，含水量随温度降低而降低，温度升高反之，并在深度方向表现出明显水分迁移现象，边坡临空面逐渐变形的趋势。邓铭江等［15］通过调研北疆渠道发现浅层膨胀土开裂是引起渠道浅层破坏的决定性因素，呈现出沿渠坡浅层发生的膨胀土剥落破坏。

然而，以上模型试验大都集中在探究干湿、冻融循环对膨胀土边坡表层的影响，并未充分考虑地下水位波动以及渠道长期输水过程中侧壁渗水等内部土体含水量变化对渠堤稳定性的影响。根据国内外的膨胀土工程的稳定性情况，膨胀土渠道边坡在施工和运行过程中遇到过大量的滑坡现象，如河南信阳南湾灌渠、广东茂名南盛工业引水渠、黑龙江引嫩工程等，这些滑坡严重影响灌渠的正常使用。南水北调等工程同样存在大量膨胀土渠堤，大都通过“金包银”结构对膨胀土渠堤进行防护，不仅存在着长期降雨和风干等渠堤表面的干湿循环，也有水渠侧壁的局部渗水和地下水位升降所引起的渠堤内部变形、开裂等劣化问题，含水率的变化使渠堤内部的稳定性存在着较大的风险，但目前针对长期渗水和地下水位波动等外因引发渠堤内部结构变化等方面的研究仍较少。为明确膨胀土渠堤表面失水干缩、地下水位升降和渠堤内部渗水等因素对渠堤稳定性的影响，亟需对渠堤可能出现的结构性改变和裂缝发展情况深入探究，防控潜在风险，保障渠堤的长期运行安全。

基于以上原因，利用取自河南省南陽市的膨胀土开展渠道边坡模型试验，模拟表面失水干缩、地下水位升降和渠堤内部渗水等3种工况，对渠堤变形、土体含水量进行监测，开展膨胀土胀缩变形量、裂缝几何参数、裂缝发展形态与环境条件的关联性分析，探究不同工况下渠坡土体变形和裂隙发展规律，分析其随含水量和时间的变化规律，并将实测变形值与膨胀土地基变形理论计算值对比分析，揭示渠堤变形开裂机理和影响因素，为膨胀土输水渠堤劣化机理探究提供参考。

1 试验设计

1.1 试验模型

根据南水北调工程南阳段典型渠堤边坡断面（见图1）形状，按1∶20的缩尺设计模型。边坡模型如图2所示，整个装置采用有机玻璃及铝合金框架加工而成。边坡模型尺寸为：底面边长2 300 mm，坡顶长300 mm，厚度为150 mm，右侧坡体为输水渠外侧坡，分两级马道，每级马道宽度100 mm，坡比为1∶3；左侧坡体面临输水渠（输水渠道），底部垂直高度400 mm，坡比1∶2。

1.2 膨胀土基本物理性质

试验所用膨胀土取自南水北调中线南阳区段，自由膨胀率69.5%，属于中膨胀土。膨胀土基本物理参数如表1所列。为保证填筑体均匀，使用土体均为过2 mm筛的重塑土。

1.3 量测系统

模型试验监测内容包括：坡面变形、裂缝形态、填筑体含水量和气温。如图2所示，在坡面设置了3个变形监测点T1、T2、T3，分别位于左坡中部、坡顶中部和右坡中部，通过千分表监测坡体的变形量。如图3所示，模型填筑完成后，分别在边坡表面选择明显的宽大裂缝作为主控制裂缝，并在实验过程中采用游标卡尺、皮卷尺分别对主控裂缝的宽度、长度进行测量和记录；渠堤土体含水量采用TDR含水量探头进行监测，坡面处含水量探头W-1、W-2、W-3、W-4垂直于坡面插入土体10 cm，坡体内部土体含水量探头W-5、W-6、W-7、W-8则平行于坡面插入土体内部10 cm，传感器布设位置如图2所示；环境温度监测以每日09：00场地温度为准，试验场地温度监测结果如图4所示。

1.4 试验设计

模型试验分为3种工况：① 模拟旱季坡面蒸发失水开裂；② 模擬渠堤基底地下水位抬升；③ 模拟渠堤左侧中部输水渠道渗水，分别对应试验的3个阶段。

第一阶段模拟旱季渠堤土体自然风干条件下渠堤表面裂缝的产生及发育演化过程。具体试验过程如下：首先配制最优含水率的湿润膨胀土，并将其分层（每层约5 cm）填入模型箱中进行夯实，达到设计的压实度0.96，同时布设监测传感器，填筑至设计的坡面形态，随后进行自然风干，观测并记录坡面变形量、坡面裂缝长度、宽度及其形态分布等参数随时间的变化。

第二阶段模拟渠底地下水位上升，在第一阶段试验结束后，开始从模型底部预留的K1、K2号注水口（见图2）注水，持续4 d，观测土层中各位置含水率的变化及表层土体的位移变化情况，直至土层内含水率不再发生明显变化后结束。

第三阶段模拟渠道在长期输水过程中从左侧坡体局部渗水进入渠堤内部膨胀土，待第二阶段完成后从左坡中部预埋的水平注水软管（距离模型底面垂直距离为30 cm）注水，水头高度为1 m，注水管上间隔15 cm设置一个直径5 mm的出水孔。整个注水阶段，监测模型坡表面T1、T2、T3监测点的位移、各点位的土体含水量和裂缝形态等变化。

2 试验结果及讨论

2.1 坡面失水开裂阶段

图5为整个试验阶段坡体膨胀土含水量变化曲线。将初始含水量设为0，以计算含水量实际变化幅度。由图5可知，最初20 d的自然风干阶段（第一阶段），边坡表面垂直插入的1号、3号含水量传感器数值迅速下降，下降幅度达5%，而渠坡内部水平插入的6号、7号、8号传感器变化幅度较小，均在1.5%以内。事实上，填筑体完成后，暴露在空气中，由于环境高温水分蒸发和空气流通的影响，渠堤表层膨胀土水分蒸发较快，而渠堤内部土体水分向周边缓慢迁移，其含水量变化不及表层明显。

自然风干阶段边坡表面变形监测结果如图6～7所示。渠堤边坡表面沉降值随时间逐渐递增，左坡（T1）、右坡（T3）处沉降在前20 d内均呈持续增大趋势，而坡顶（T2）沉降在5 d后趋于稳定。由图7可知，前3 d坡面的沉降速率较高，为0.5～0.9 mm/d，最大值为右坡（T3）处，但在16 d后沉降速率均趋于稳定。结合图5可知，含水量传感器数值在20 d均有下降，尤其是1号、2号、3号等表层部位含水量下降更大，可能是由于环境高温促使表层土体水分散失后，造成含水量迅速下降，引起膨胀土失水收缩和结构性减弱，进而导致前期坡面沉降速率较大。在前10 d，表层水分蒸发更快，含水量降低越明显，造成膨胀土失水程度越大，产生的收缩幅度更大，使坡面沉降值随时间逐步递增；试验在持续高温天气情况下进行，在16 d后，表层含水量值较低，其降低幅度减小，所以沉降速率逐渐趋于0，表明渠堤表面已经稳定。

渠堤表面裂缝L1～L6的形态发展情况如图8所示，土体内部纵向裂缝的发展特征见图9。图10、11分别统计了表层裂缝宽度和长度的变化规律。图8显示表层土体含水量降低使得坡面失水收缩，干缩裂缝由表层逐渐往土体内部发展。起初3 d裂缝处于初始萌生阶段，主裂缝刚开始产生，长度和宽度较小，形态不规则，然后逐渐向四周大面积扩散，此阶段内裂缝垂直于坡面往坡体内部发育，裂缝宽度、长度均快速增长，所有裂缝的长度、宽度几乎成线性增长，其中L3裂缝的增幅最大，宽度和长度分别达到8 mm和130 mm，增长速率分别为2.67 mm/d和43.3 mm/d。随着干燥时间达到9～10 d，表层含水量降低速率减小，土体水分流失到一定程度后趋于缓和，裂缝发育深度虽有增加，此时在土体内部开始水平向扩展（见图9），主裂缝长度、宽度几乎保持恒定。当干燥时间达到15 d后，主裂缝附近区域发生大面积龟裂，在更大面积产生了很多细小裂缝，使主裂缝宽度缩小，裂缝沿长度方向的发育接近终止。此外，由于高温致使表层土体含水量降低，促使深部土体的水分向表层发生迁移，由于土体内部水分分布不均匀，渠堤内部产生少数干缩裂缝（见图9），其位置按左右顺序分别记为S1、S2。S1、S2均为纵向裂缝，其产生的时间滞后于坡面表层裂缝，在第5天时两条裂缝才刚产生，长度较短，S1长6 cm宽 0.5 mm，S2长6 cm宽0.5mm；在第12天时，S1长增加到13.5 cm，宽增加到2 mm，S2长增加到9.5 cm，宽增加到2 mm。纵向裂缝产生的规模、尺寸和持续时间均小于表层裂缝，可能是由于内部土体含水量降低程度较小，多为层间的水分迁移导致的裂缝，且滞后于表层裂缝发育，因此变化不明显。

总体来看，在旱季高温少雨期，边坡在自然干燥前20 d内，由于表层土体水分蒸发，含水量显著下降，首先在边坡表面产生不均匀收缩和龟裂现象，由此产生多条表层裂缝，呈不规则簇状发育，主裂缝深度由浅入深，呈“V”字形发育。裂缝长度逐渐增加，宽度由窄变宽到窄的过程，在15 d后达到相对稳定状态，裂缝的产生可能会影响坝体结构的稳定性。

2.2 地下水抬升阶段

为模拟地下水位抬升对渠堤稳定性的影响，在模拟渠堤风干失水坡面变形和裂缝稳定后，开始第二阶段在模型箱基底注水，模拟雨季渠堤下部地基水位抬升對渠堤稳定性的影响。坡面变形监测结果如图12和图13所示。第二阶段从第21～25天对模型基底进行持续注水。注水期间，底层膨胀土吸水膨胀，坡面沉降值减小，迅速隆起，右坡隆起幅度最大，5 d内隆起2.7 mm，第1天变形速率高达2.6 mm/d；左坡隆起幅度和隆起速率均最小；停止注水后，各点位坡面隆起速率显著下降，并均在第27天达到相对稳定。

由图5含水量的变化趋势可知，第一阶段浸水对7号含水量传感器影响最为显著，其含水量上升约4.2%，其余上部区域含水量变化较小，可能是由于7号传感器与注水层（基底）的垂直距离最近而使含水率大幅度升高。底部土体吸水产生显著膨胀，使整个填筑体向四周扩展，导致顶部抬升，侧坡鼓胀，因此T1、T2、T3均有不同程度的上升，但第二阶段地基注水的水分扩散范围和膨胀变形区域主要集中于中下部，致使整个坝体T2处的垂直位移变化更明显。

2.3 渠堤侧壁渗水阶段

第三阶段从左坡中部预留管道注水后，边坡表面位移监测点读数均持续增大，但S3号百分表隆起量和隆起速率均最大，持续至第39天后达到稳定，相对于第二次加水初期隆起3.8 mm；坡顶的变形较小，加水至观测结束期间，隆起0.7 mm，隆起速率几乎为0。

第三阶段侧壁注水后，6号、7号、8号等距离出水区域较近的含水量传感器数值上升明显，最高达8.3%。出水点临近区域土体含水量明显升高，导致临近区域土体吸水膨胀，土体结构破坏，而S3右坡保护层较薄，距渗水点中心区域距离近，在没有侧坡约束的情况下内部土体吸水膨胀后极易发生侧向变形，导致较大的变形速率和严重的坡脚破坏。

2.4 坡体浸润情况

第三阶段注水前最高浸润线距离基底38 cm，第三阶段注水后对层间浸润线扩散情况进行观测，并对层间横向、纵向水分扩散速率进行计算。

图14为水分随时间扩散示意图，水分扩散速率如图15所示。由于坡体是水平分层填筑，同一层土体较均匀，而各层之间是水分扩散的优势通道，因此横向扩散较快。在前5 h内，浸润线扩散速率较快，峰值横向扩散速率达到0.93 m/d，峰值纵向扩散速率达到0.35 m/d，横向扩散速率约为纵向扩散速率的3倍，致使整个横向浸润范围较大，引起横向上变形更大，所以顶坡和左坡的变形量不及右坡明显。右坡坡度较缓，其表面与填筑体内部浸润范围的土体垂直距离较小，且无侧向约束，易受到内部土体膨胀的影响。此外，膨胀土的二维膨胀异性也对整体变形存在影响［16］，中部区域的局部竖向膨胀效果会在土体压实和上覆填土荷载的影响下减弱，横向上靠近浸润范围的右坡，在干燥失水和内部膨胀的双重影响下，膨胀效果更加明显，产生明显的隆起和大裂缝。

由此可见，底部地下水位抬升和侧壁渗水均会导致填筑体渗水区域附近土体含水量升高和吸水膨胀，但由于渗水点位置不同，各位置含水量分布不均，纵横向水分迁移的速率不同，导致土体吸水变形程度不一致，渗水区域附近土体含水量明显更高，水分传播更为明显。在大气对膨胀土边坡表面的影响及内部渗水土体膨胀的双重影响下，右坡产生的变形量更大。

3 渠堤变形计算

由于大气降雨、蒸发及其他原因造成膨胀土地基中含水量变化，膨胀土地基产生变形，膨胀土地基的胀缩变形量将直接影响建筑物的安全稳定，因此准确计算膨胀土地基胀缩变形量并判断其稳定状态十分重要。目前，膨胀土地基变形量主要采用GB 50112-2013《膨胀土地区建筑技术规范》中公式（1）进行计算：

Se=Ψeni=1δepi·hi

（1）

式中：Se为地基土的膨胀变形量，mm；Ψe为经验系数，依据地区经验确定，3层及3层以下建筑物取0.6；δepi为第i层土平均附加应力作用下的膨胀率；hi为第i层土的厚度，mm；n为基础底面至计算深度内所划分的土层数。

公式（1）存在一个不容忽视的缺陷，即没有体现出膨胀土地基的胀缩变形是由含水量变化造成的。漆宝瑞等［17］提出采用膨胀系数来计算地基膨胀量，以克服该缺陷。

Se=Ψeni=1αiΔWi·hi

（2）

式中：αi为第i层土平均附加应力作用下的膨胀系数；ΔWi为第i层土中平均含水率变化值；hi为第i层土的厚度，mm。

膨胀系数能准确表征膨胀土膨胀变形能力，仅与膨胀土性质有关。公式（2）可用来计算已知含水量变化导致的膨胀变形量。

为验证该公式的适用性，本文以第二阶段加水后坡顶变形数据为例。每个测点浸润土层范围取10 cm，7号测点以下土体含水量变化按7号点计算。底部的地基层的含水率为23%，含水率升高了6.8%。由于模型试验范围内附加应力变化较小，各土层膨胀系数均取0.56，计算参数见表2。

按公式（2）计算膨胀量Se：

Se=0.6×（0.56×0.53%×100+0.56×0.72%×100+0.56×4.26%×150+0.56×6.80%×150）=5.99 mm

在模型试验中，渠堤坡顶隆起3.32 mm，左坡隆起2.33 mm，右坡隆起8.79 mm，顶坡和左坡变形在安全计算范围内，而右坡中部隆起位移量则超出了安全范围，说明边坡破坏会首先出现在右坡中部处。公式（2）计算值与实际监测值比较，可以判定出该点变形所处的稳定状态，为堤坝预警和防护提供参考。

4 结 论

本文针对南水北调中线工程南阳段膨胀土填方渠坡现场出现的运行情况，针对性地开展了室内模型试验，探究土体干缩、地下水位变化、侧坡渗水等多因素对坝体稳定性的影响，对渠坡含水率变化、水分迁移规律、渠坡变形、裂缝发育等开展了系统分析，得出的主要结论如下：

（1） 在旱季坡面蒸发失水开裂阶段，坡面沉降及开裂主要由于含水率减小引起，裂缝发育由表及里，呈簇状发育扩展，逐步向渠坡内部呈“V”形渐进发展，在表层200 mm范围内，裂缝先垂直于坡面发育，后逐渐向水平方向延展，发育稳定时间约为15 d。

（2） 在地基水位抬升階段，地基浸水引起底部土体含水率显著上升产生膨胀变形使坝体以向上隆起；渠坡侧壁渗水阶段，渠堤中部水分集中，水分纵横向不均匀分布和传播，在右坡中部膨胀最大，并产生宽大的裂缝。

（3） 渠堤长期渗水导致边坡破坏首先发生在右坡中下部，建议对输水渠侧壁采取防渗漏措施，在右坡中下坡位置加强变形防护。利用漆宝瑞修正的地基涨缩变形公式可以较好地预测地基变形量，判断是否可能超过临界值而产生破坏，可以为坡体稳定性预测提供科学依据。

参考文献：

［1］ 冷挺，唐朝生，徐丹，等.膨胀土工程地质特性研究进展［J］.工程地质学报，2018，26（1）：112-128.

［2］ 朱洵，李国英，蔡正银，等.湿干循环下膨胀土渠道边坡的破坏模式及稳定性［J］.农业工程学报，2020，36（4）：159-167.

［3］ 汪时机，杨振北，李贤，等.干湿交替下膨胀土裂隙演化与强度衰减规律试验研究［J］.农业工程学报，2021，37（5）：113-122.

［4］ 骆赵刚，汪时机，张继伟，等.膨胀土裂隙发育的厚度效应试验研究［J］.岩土工程学报，2020，42（10）：1922-1930.

［5］ 骆赵刚，汪时机，杨振北.膨胀土湿干胀缩裂隙演化及其定量分析［J］.岩土力学，2020，41（7）：2313-2323.

［6］ 刘观仕，陈永贵，曾宪云，等.环境湿度与温度对压实膨胀土裂隙发育影响试验研究［J］.岩土工程学报，2020，42（2）：260-268.

［7］ 李进前，王起才，张戎令，等.膨胀土增湿过程中膨胀规律的试验研究［J］.水利水运工程学报，2018（3）：86-94.

［8］ 舒志乐，陈昱东，宋钇宏.干湿循环作用下膨胀土膨胀特性试验研究［J］.人民长江，2020，51（6）：200-205.

［9］ 蔡正银，陈皓，黄英豪，等.考虑干湿循环作用的膨胀土渠道边坡破坏机理研究［J］.岩土工程学报，2019，41（11）：1977-1982.

［10］ 张雨灼，王柳江，刘斯宏，等.干湿循环下膨胀土边坡响应的模型试验［J］.郑州大学学报（工学版），2015，36（6）：114-118.

［11］ 周健，徐洪钟，胡文杰.干湿循环效应对膨胀土边坡稳定性影响研究［J］.岩土工程学报，2013，35（增2）：152-156.

［12］ 肖杰，杨和平，符浩，等.膨胀土边坡加筋作用的对比模型试验［J］.中国公路学报，2014，27（7）：24-31.

［13］ 蔡正银，朱锐，黄英豪，等.冻融过程对膨胀土渠道边坡劣化模式的影响［J］.水利学报，2020，51（8）：915-923.

［14］ 张莹莹，杨忠年，时伟，等.冻融循环作用下膨胀土边坡稳定性模型试验研究［J］.西安建筑科技大学学报（自然科学版），2020，52（2）：257-266.

［15］ 邓铭江，蔡正银，朱洵，等.北疆渠道膨胀土边坡破坏机制及加固措施［J］.岩土工程学报，2020，42（增2）：50-55.

［16］ 张锐，龙明旭，刘昭京，等.膨胀土的二维膨胀各向异性试验研究［J］.中国公路学报，2022，35（10）：65-74.

［17］ 漆宝瑞，秦小林.膨胀土的膨胀系数、收缩系数求解及应用［J］.铁道标准设计，2005（6）：11-14.

（编辑：黄文晋）

Effect of drought and partial seepage on stability of expansive soil canal embankments

XIE Lin1，ZHANG Zhongyin1，AI Dong2，LYU Shizhan3，4

（1.Canal Head Branch，China South-to-North Water Diversion Middle Route Corporation Limited，Nanyang 473000，China； 2.School of Urban Constriction，Wuhan University of Science and Technology，Wuhan 430065，China； 3.State Key Laboratory of Geotechnical Mechanics and Engineering，Wuhan Institute of Geotechnical Mechanics of CAS，Wuhan 430071，China； 4.University of Chinese Academy of Sciences，Beijing 100049，China）

Abstract：

To investigate the influence of surface air drying，groundwater level rising and side slope seepage on the expansive soil embankment，and prevent the on-site disasters caused by them，a laboratory model test was conducted to study the influence of fluctuations in water content of the expansive soil on the deformation and crack development of the embankment of the South-to-North Water Diversion Project.The relationships between slope deformation，crack length，crack width and water content，time and seepage location were analyzed.The disaster-causing process and spatio-temporal development law of water content fluctuation of expansive soil were revealed.The test results showed that：① Evaporation causes the first V-shaped cluster of vertical longitudinal cracks on the slope surface at a depth of 200 mm，and then the cracks gradually develop horizontally with a maximum settlement value of 4 mm，while reach stability after 15 days.② Elevation of the water level at the foundation in the rainy season cause significant expansion of the expansive soil at the bottom，and the embankment is elevated by 3.32 mm.③ The water content of the soil near the seepage center on latera canal slope increases by more than 8%.Free water in the embankment spread unevenly along the vertical and horizontal direction，causing the uneven expansion and deformation of the soil in all directions.And a wide crack of 400 mm in length and 14 mm in width was generated.④ The calculation formula of foundation deformation based on the expansion coefficient can better predict the deformation at each location after the canal embankment submerged in water.It helps to discern the deformation state at each point based on the moisture content of the soil and provides a reference for the analysis of embankment stability.

Key words：

expansive soil canal embankment；model test；water content；deformation of canal slope；crack development；South-to-North Water Diversion Project