卫辉共城遗址土性能及稳定性研究*

王思远， 岳建伟， 王永锋， 李嘉乐，苏光伟， 赵丽敏， 孔庆梅， 王巍智

(1 河南大学土木建筑学院， 开封 475004； 2 河南华磊古建集团有限公司， 郑州 451281)

0 前言

古建筑、古遗址受到长时间的侵蚀，表面会展现不同程度的风蚀现象，尤其是土遗址，经历长时间的雨水、地下水的侵蚀，在干湿循环作用下，会加速遗址的破坏。所以土质文物保护与修护是文物工作的重要内容之一，河南省卫辉市共城遗址被列为国家文物重点保护单位，目前针对共城遗址城墙的保护工作仍在进行中，但是由于时间久远，遗址破环严重。鉴于此，以卫辉市共城遗址为研究对象进行现场调研，采用现场踏勘、设站测量、夯土现场取样、夯土室内试验等多种手段来探究其遗址土力学性能[1-3]，对共城遗址的病害问题、未来修复可能存在的岩土工程问题进行分析，结合现场勘察结果、夯土微观结构测试分析及气候条件，分析共城遗址大面积损毁的原因及机理。

1 共城遗址城墙现状

共城城墙遗址位于河南省卫辉市市区中北部，已有2 800年的历史。城墙西墙长约1 300m，北墙长约1 200m，南墙长约1 200m，东墙长约1 300m，城围长约5 000m，共城总面积约156万m2。该遗址地处南太行东端南麓，西北连苏门，北枕九山，东北为方山，东为共山，西有百泉河，东邻五里河(东石河上游)。地跨城内、城后、东关、吕巷等村。从地址条件上来说，该场地位于太行山山前冲洪积平原，为第四系冲积层，主要岩性为黏性土和卵石，厚度大于50m，地貌单一，稍有起伏。

共城城墙遗址现存北城墙西段A、北城墙中段B、东城墙北段C、东城墙中段D、东城墙南段E，如图1所示。北城墙西段A呈角状，其中北侧现存长度318m；另外，北城墙中段B损坏严重，现存长度82m；东城墙北段C呈角状，其中北侧现存长度266.5m；东城墙中段D现存长度422m，东城墙南段E现存长度430m。

图1 共城城墙遗址现状图

共城城墙截面为梯形，分三部分，两外侧部分为纯净黄土分层分段夯筑，中间虚填杂土，不做夯打，中间填充的杂土主要为褐色土，另混杂有黄褐、灰褐、深褐色土，中间填土密实度较大、强度较高。通过现场勘察对各个城墙现存部分做出如下现状评估：

东城墙南段E处文昌大道以南处墙体局部开裂(图2(a))，较大的竖向裂缝造成裂缝外侧土体约束作用减弱，有随时倒塌的隐患；文昌大道以北部分因近期改造为游园，整体保存较好，但西侧因直接与居民区相衔接，高差悬殊，游园施工时未能妥善处理交接边界处问题，导致边界处构树遍地，城墙侧面坑洼不平(2(b))，影响城墙整体风貌，城墙侧边局部有冲沟，如不及时处理，冲沟将继续扩大，进而产生较大的安全隐患。

东城墙中段D及北段C因早期当地居民文物保护意识较差，随意在城墙上取土、种植农作物、搭建临时建筑、倾倒生活垃圾，导致城墙截面越来越小，甚至个别部位几近消失；大量区域被取土用于停车、种植作物，墙体缺失较多；同时大量植物根系破坏原有夯土层，冲沟多(图2(c))，冲沟面积大，造成部分区域墙体立面坡度大且有很多竖向裂缝(图2(d))，形成柱状墙体，安全隐患很大。

东城墙北段C，无防护措施，在雨水冲刷及植物根系双重破坏下，水土流失严重，形成典型的冲沟现象(图2(e))，加速土体的剥离，上述现象均需进行有效维修。

北城墙西段A部分区域坡度大，并伴随有植物根系的破坏和腐蚀根系的空洞(图2(f))。北城墙中段B受历史原因及人为损害，该段遗址损毁严重，几乎难以辨别。

图2 城墙破坏现状

2 共城遗址土的物理力学性质

2.1 基本物理指标

试验用土取自共城遗址现场，为评价各城墙段的安全性能和制定切实合理的修复方案，参照《土工试验方法标准》(GB/T 50123—2019)[4]进行试验。采用烘干法对4块遗址土的天然含水率进行了测定，含水率分别为6.20%，6.61%，6.19%，6.36%，平均天然含水率为6.34%。采用轻型击实试验方法，得到遗址土含水率ω与干密度ρd如表1所示。将表1数据绘图并拟合(图3)，得出遗址土的最大干密度ρdmax=1.75g/cm3，最优含水率ωop=18.40%。遗址土颗粒分析试验结果如表2所示，遗址土颗粒分布曲线如图4所示。

遗址土含水率与干密度 表1

遗址土颗粒分析试验结果 表2

图3 干密度-含水率曲线

图4 遗址土土颗粒级配分布曲线

2.2 基本力学性能

(1)无侧限抗压强度试验

测试遗址土的抗压强度指标时取不同位置的遗址土在压力机上进行无侧限抗压试验，将原状土用线锯切成边长为50mm的正方体，共3组9块。第一组抗压强度分别为1.83，1.79，1.80MPa，平均值为1.81MPa；第二组抗压强度分别为2.04，2.33，1.96MPa，平均值为2.11MPa；第三组抗压强度分别为2.34，2.67，2.71MPa，平均值为2.57MPa。遗址土抗压强度是普通土抗压强度的6～12倍，根据相关研究[5]，遗址土的抗拉强度也很高，遗址土较高的抗压和抗拉强度确保了其具有较高的承载力和安全性能，是众多土遗址在土遭到严重破坏后仍屹立不倒的原因所在。

(2)三轴剪切试验

按照轻型击实试验所得最大干密度和依照表1的不同含水率制作4个土样，分别在围压为100，200，300，400kPa下进行固结不排水三轴剪切试验。本次试验采用某公司生产的三轴仪试验系统(图5)进行。按照《土工试验方法标准》(GB/T 50123—2019)要求进行试样剪切，保证轴向应变率约0.5%/min，剪切速率为0.1mm/min。试验结果如表3所示。

图5 三轴仪试验系统

表3 三轴剪切试验结果

由表3可知，随着含水率的逐渐增长，黏聚力趋于稳定，而摩擦角逐渐减小。该现象的产生是由于该遗址土中离子含量丰富，当含水率在一定范围内增加时，颗粒骨架之间液桥产生的表面张力及范德华力充当黏聚力[6]所致。

3 共城遗址土SEM图像及XRD分析

3.1 矿物成分

对现场取得的土试样进行充分研磨，使土试样团聚颗粒分散。采用X射线衍射仪对4组土试样进行X射线衍射试验。金属衍射成分见图6，金属氧化物衍射成分见图7。共城土遗址易溶盐成分含量和主要氧化物含量分别见表4和表5。

图6 夯土金属衍射实测数据

图7 夯土金属氧化物衍射成分实测数据

表4 共城遗址土易溶盐成分含量/(g/kg)

共城遗址土主要氧化物含量/% 表5

由图6、图7可知，共城遗址土中氧化物的主要成分是SiO2和Al2O3。说明此处遗址土化学成分与普通土基本相同，但根据表3三轴剪切试验所得的数据可知，遗址土力学性能强于普通土；结合元素分析结果分析造成遗址土性能改变的原因，不仅在于人工加夯，化学元素的改变在其中也扮演重要角色。

由表4可见，遗址土中Mg2+，SO42-离子含量远高于一般黄土，根据《岩土工程勘察规范》(GB 50021—2009)[7]、《盐渍土地区建筑技术规范》(GB 50942—2014)[8]中土腐蚀性评价标准，内外夯土中SO42-离子含量均大于9g/kg，由此可判断共城遗址土内部和外部夯土的腐蚀等级均为强腐蚀。外部土溶盐离子含量均高于内部土，这是毛细作用和水分蒸发作用的结果。土中硫酸盐成分较多，硫酸盐因温度降低或失水后，溶于土体孔隙中的盐浓缩并结晶析出，产生一定的膨胀力，使土颗粒发生错动，粒间间距增大，从而产生体积膨胀；当温度升高后，结晶盐又发生溶解，土颗粒之间失去了晶体的支撑而形成空隙，在外力作用下部分土颗粒塌落，体积缩小。在外界环境影响下，结晶与溶解反复进行，导致土体疏松、多孔，结构发生破坏，承载力下降，造成城墙剥皮脱落，产生沟壑。在进行遗址修复的工程时，应当充分考虑到这一点。

由图7及表5可知，遗址土中内外夯土氧化物均为SiO2，Al2O3，Fe2O3，CaO，K2O，MgO，Na2O，TiO2,SO3，只不过内部夯土与外部夯土之间的个别氧化物含量不同。除CaO，TiO2外，外部夯土氧化物含量均高于内部夯土。

土遗址是赋存在一定环境中人类历史文化的遗存物，环境因素尤其是气候对土遗址有显著影响，集中降雨和快速蒸发使土遗址处于干湿交替环境之内，土遗址内部的渗流场、温度场发生改变对土遗址产生相应的劣化作用，干湿交替的环境会也引起土遗址中的盐分发生反复溶解收缩、结晶膨胀，引起土体内部离子、氧化物的迁移和微结构的改变，导致土遗址的物理力学性质和水理性质的劣化。表4和表5盐分和氧化物的不同，也是土遗址水分迁移的结果。

3.2 微观结构特征

利用某公司生产的Su-1500型扫描电子显微镜(SEM)进行土试样的微观扫描分析，并利用MATLAB软件二值化处理原始电镜图片，内外部夯土电镜图如图8、图9所示。通过对比图8(b)、图9(b)可知，外部夯土粒间颗粒较小，颗粒尺度较圆润，内部夯土棱角较分明，内部夯土受干湿循环次数较少，颗粒间团聚作用明显，外部夯土则表现团聚效应较弱，颗粒簇尺寸比内部夯土较小。

在干湿循环、冻融循环、太阳辐射以及风沙侵蚀的作用下，城墙遗址外部夯土相较于内部夯土颗粒球度较高(图8、图9)，这是由于在自然条件下，尤其是在湿润环境中，随着干湿循环次数的增加，土颗粒在毛细力的反复作用下，表面张力造成土颗粒受力不平衡，引起土颗粒产生相对位移棱角磨损，致使趋于密实的土颗粒簇反复胀缩并产生不同程度的破坏，进而致使土颗粒微观结构产生微裂缝如图10(b)所示，导致土遗址外部粉化、剥皮脱落。

图8 外部夯土电镜图

图9 内部夯土电镜图

图10 共城遗址内外部夯土孔隙形状

内部夯土由于受到表层土体的保护，受降雨和蒸发干燥作用的影响较小，其微观结构可能主要受到冻融作用的影响。在冻融循环初期，内部夯土的微结构处于调整阶段，冰晶生长导致土体内微孔隙的体积膨胀，同时对土颗粒的联结方式产生一定的破坏作用，当冰晶融化后，土体骨架部分发生坍落[6,9]，导致土的团聚体间孔隙、团聚体内孔隙和总孔隙体积均呈现下降的趋势；随着时间的增长，持续的冻融作用使得土颗粒间的联结力下降，土体结构趋于疏松，冰晶融化产生的收缩变形不足以抵消冻胀所产生的膨胀变形，导致土体内孔隙和总孔隙体积的增长。

图10为5 000倍的视角下内外部夯土孔隙形状，相较于内部夯土，外部夯土细观尺度下颗粒簇之间间隙较大，这也从侧面揭示了在外部环境的影响下，内外产生温度差，表层土壤就会沿着温度梯度变形，在宏观尺度上具体表现为表面的土块剥离脱落及沟壑的形成[1,9]。在土体自由水结晶膨胀的过程中，冻胀力促使外部夯土颗粒间隙再次扩展，土颗粒与土颗粒之间的黏结力将变弱，导致其拉伸、压缩强度下降，致使结构产生破坏[6]。

4 城墙整体稳定性分析

为对共城遗址现存遗迹进行安全稳定性评价，采用室内试验得到的数据为相关模拟参数，由表1、表3及无侧限抗压强度试验针对不同工况选取相应数值模拟参数。

根据现场勘察确定图1(b)中D段城墙最为危险，如图11所示，分别截取4个危险截面，即C1-1，C2-2，C5-5，C9-9，进行数值模拟分析，截面尺寸如图12所示。

图11 5个危险截面的位置

图12 各截面尺寸

采用ABAQUS有限元软件，利用折减系数法对城墙的整体稳定性进行二维数值模拟分析，并以特征部位的位移拐点作为判断土边坡达到临界破坏的评价标准。

采用支持双线性位移及孔隙压力的CPE4P单元对遗址城墙进行模拟，单元网格大小为0.1m×0.1m。墙体材料采用弹塑性本构模型和摩尔库伦屈服准则。边界条件为：上部边界为自由边界，底部为法向约束边界。分析探讨了4种不同工况下边坡的安全稳定性。

工况1：所有土层含水率均为13.5%，该工况为墙体当前的实际状态；工况2：所有土层含水率均为13.5%，且上部施加10kN均载，该工况为考虑墙顶修复增加的土层的重量的情况；工况3：上部土层含水率为13.5%，下部土层1m范围的含水率为23.4%,该工况考虑夏季雨水侵蚀底部城墙的情况；工况4：所有土层含水率均为23.4%，该工况考虑墙体周围排水不畅，夏季雨水长时间对墙体有影响的情况。

模拟得到的最不利工况(即工况4)下边坡塑性应变分布如图13所示，不同工况下边坡安全系数与位移关系曲线如图14所示。分析图13可知，在工况4下，遗址土边坡已经形成了连续塑性变形贯通区。

图13 各截面塑性应变及滑动面云图

图14 不同工况下边坡安全系数与位移关系图

如图14所示，当处于工况1条件下时，边坡C1-1，C2-2,C5-5,C9-9安全系数分别为3.8，3.4，2.4，2.7；当处于工况2时，安全系数分别为3.6，3.3，2.3，2.7；当处于工况3时，安全系数分别为2.5，2.1，1.7，2.0；当处于工况4时，安全系数分别为0.85，0.83，0.65，0.75。分析结果表明，土体含水率低的城墙，各截面的整体稳定安全系数均大于1，即现有状态的城墙D段的稳定性较高。表面的裂缝和冲沟对城墙整体稳定性影响较小，建议对城墙顶部及外部夯土采取降排水措施[10]，封堵外墙砌体的裂缝、劣化区的渗水点，防止降雨入侵。当在雨季时期，部分墙体的整体稳定安全系数小于1，处于不稳定状态。可见，雨水对城墙的影响十分显著，修复时，应注重城墙顶面的排水设计，并采取措施降低底部墙体土的吸水，保证城墙土的干燥性[11]。

5 结论与建议

(1)共城城墙的本体病害主要有自然风化、雨水侵蚀、冻融循环、人为破坏等，城墙土体裸露部位均有不同程度的风化酥碱、掏蚀、水土流失、生物病害和人为改造、取土、违建引起的破坏。

(2)SEM结果直观地表明了风化作用及干湿循环改变了城墙内外部夯土的结构，从而降低了土体的力学性能。城墙遗址内外部夯土风化及干湿循环引起了遗址土化学成分变化，外部土样部分氧化物含量小于内部，种类亦有不同。内部夯土XRD检测结果为遗址土修复提供了依据。

(3)城墙遗址土含水率升高至23.4%时，其整体稳定性差，有大几率会出现局部滑坡或崩塌破坏，当地下水剥蚀深度超过1m 时，其整体稳定性开始下降，可能会出现局部滑坡或崩塌破坏。建议对城墙顶部及外墙夯土采取降排水措施，封堵外墙砌体的裂缝、劣化区的渗水点，防止降雨入侵。但如何阻止地下水侵蚀对遗址的破坏，尚需进一步研究。