土石坝心墙掺砾土的渗透特性冻融演化规律试验研究

鲁 洋，刘斯宏，张勇敢，杨 蒙，王柳江，李 卓

（1.河海大学 水利水电学院，江苏 南京 210098；2.大坝长效特性及环保修复技术中西联合实验室，江苏 南京 210098；3.南京水利科学研究院 大坝安全与管理研究所，江苏 南京 210029）

1 研究背景

我国已建、拟建土石坝的高度日益增大，且大多处于高海拔、高寒的多年冻土和季节性冻土区，建坝条件和运行环境极为严酷复杂。心墙坝作为采用当地材料筑坝的代表性坝型之一，其黏土心墙在冬季施工期过程中面临着土料冻融带来的严峻挑战，主要表现在：（1）负温施工条件下的心墙料会因短时冻结造成压实性能降低；（2）压实后的心墙料经冻融作用会诱发结构开裂，使得防渗体强度和防渗性能劣化。施工期的两河口大坝（坝高295 m）是我国在藏区修筑的最大基础设施，为中国第二、世界第三高土石坝，其施工难度在世界范围内首屈一指。由于地处川西高原地区，平均海拔接近3000 m，冬季日照时间短，气候寒冷、干燥，极端最低气温可达-15.9 ℃，其掺砾黏土心墙料在冬季填筑过程中面临着严峻的土料冻融问题［1-2］。高寒区土石坝心墙在运行期也存在冻融带来的安全隐患。例如，加拿大Waterloo Lake 大坝心墙料是一种冻胀敏感性材料，冬季冻胀线从坝顶迁移到坝坡下游侧，在冻吸力作用下库水自上游侧迁移到冻结前缘，在心墙内形成冰透镜体，往复冻胀冻融作用下压实心墙产生不均匀沉降，导致沿坝顶产生大量纵向裂缝，先期冻融作用严重影响心墙的渗透稳定，威胁大坝安全［3］。对此，我国的《碾压土石坝施工规范》（DL/T5129-2013）规定［4］：“土石坝在负温下填筑，应编制专项施工措施，压实土料的温度应在-1 ℃以上；当日最低气温在-10 ℃以下，或在0 ℃以下且风速大于10 m/s 时，应停止施工”。因此，开展冻融作用对寒区筑坝心墙料渗透性演化规律的研究，对指导高寒季冻区心墙坝的安全建设和长期运维具有重要意义。

传统的中、低土石坝建设中常采用纯黏土作为心墙填料，但随着高坝的建设，发现其存在一系列问题。例如，黏土强度和模量较低，相对坝壳沉降大，拱效应剧烈，易产生裂缝和水力劈裂，难以适应大型机械施工和高强度填筑等。而掺砾黏土心墙料，即在黏土中掺入一定量的砾石，碾压后可获得较高的密度和强度、较低的压缩性，且仍可保持良好的防渗性能，这既提高了力学性能，又减少了黏土的使用量，因此在高土石坝工程中被广泛用作防渗心墙料［5-9］。国内外诸多学者已围绕其在常温环境下的渗透特性开展了大量研究的工作，为高土石坝建设和发展提供了理论支撑［10-15］。然而，冻融作用下掺砾黏土心墙料的渗透特性还鲜有研究。

冻融作为一种强风化作用，对土的渗透性影响显著［16-19］。许健等［20］开展了冻融过程对原状黄土渗透特性影响的试验，认为由于土体内部冰晶生长及冷生结构形成，导致黄土微观结构的大颗粒集粒数量明显减少，土粒胶结性变差，渗透性增大。Lu 等［21］进一步研究了干密度和冻融循环对黄土渗透各向异性的影响。Han 等［22］对冻融条件下不同含盐量非饱和分散性土的渗透特性开展了试验研究。Starkloff 等［23］研究了冻融循环作用下粉砂土的宏观孔隙结构和渗透特性演化规律。但以往的研究主要集中在均一土料，其渗透特性主要取决于其干密度或压实孔隙比。而对于筑坝心墙掺砾土料，它是一种由黏土基质和砾石混合而成二元介质，其渗透规律与其内部的土-石细观结构分布密切相关。Shelley 等［24］、吴珺华等［25］和李方振等［26］相继研究了常温条件下掺砾土料的渗透特性，并探讨了掺砾量对渗透特性的影响，但并未从土石细观结构的角度进行分析，其在冻融作用下渗透特性的演化规律也尚不清晰，相关研究还十分缺乏。

鉴于此，本文以两河口大坝心墙掺砾混合土料为研究对象，开展冻融条件下筑坝掺砾黏土料的三轴渗透特性试验，研究围压、冻融次数、掺砾量和初始含水率等因素对压实掺砾黏土渗透特性演化规律的影响，并结合掺砾黏土内部的土-石细观结构分布特征对其演化机理进行分析，以期为高寒和季冻区土石坝的防渗设计和冬季施工建设提供参考。

2 试验材料与试样制备

2.1 试验材料试验所用土样取自两河口大坝的施工现场。其中，黏土属于低塑性黏土，土性参数列于表1，砾石料为板岩，由于试样尺寸的限制，试验用砾石为现场砾石料缩尺所得，考虑到相似级配法和等量代替法用于渗透试验存在明显的局限性，本文选用混合法进行缩尺（比例系数n=2.5）［27-28］，最大粒径20 mm，最小粒径2 mm，不均匀系数Cu=3.16，曲率系数Cc=1.14，砾石料颗粒级配曲线如图1所示。

表1 试验黏土样物性参数

图1 砾石料的颗粒级配曲线

2.2 试样制备试验采用直径101 mm、高度200 mm 的标准圆柱体掺砾黏土试样，试样制备的难点主要涉及二元介质混合料如何混掺均匀的问题。经过反复的尝试，本文采用湿法混掺、分层掺混、分层击样的方法制备掺砾黏土试样，该方法可制得土石分布较为均匀的压实掺砾黏土试样（图2），主要制备过程如下：（1）使用木槌将风干黏土敲碎，并过2 mm 筛，然后根据试验设计配比向风干土样均匀喷洒一定质量的水，随后装入密封塑料袋中闷料24 h 使其水分均匀。（2）采用振动筛将砾石按照不同粒径进行筛分分组，砾石表面均匀喷洒一定量的水使其达到饱和面干状态，随后根据各试样掺砾量设计配比分别称取5 份同级配、同质量的砾石装入密封袋。（3）制样时将一份湿黏土与一份饱和面干砾石混掺均匀，采用笔者改进的分层定位击实装置［19，29］将混合料压实至设计干密度（每层的压实厚度为40 mm），第一层混合料击实完成后将其表面充分刨毛，然后加入第二层掺混料，如此反复直至5 层，完成试样制备。

图2 掺砾黏土试样制备

3 试验方案

3.1 冻融试验将包裹有保鲜膜的掺砾黏土试样置于河海大学水工结构研究所自研的冻融试验箱内进行冻融循环试验（图3）。根据经验，12 h 的冻结或融化时间可足够保证样品内部温度到达平衡状态，且冻融过程对土强度变形的劣化影响一般在第1、2 次循环时最为显著，在10 次左右时达到一个较为稳定的状态。故本文试验拟定冻融方案为：-10 ℃下冻结12 h，室温（约20 ℃）下融化12 h 为一个循环，冻融循环次数取为：0、1、2、3、5、7 和10。冻结过程为封闭系统下的多向快速冻结，以保证冻结过程中试样内部水分迁移较少［30-31］。

图3 冻融循环试验箱

3.2 渗透试验采用柔性壁三轴渗透仪，对经历不同冻融循环次数的掺砾黏土试样进行三轴渗透试验，分析其宏观渗透特性的变化规律。将经历一定冻融次数的试样置于真空缸内进行抽气约180 min，然后进水浸泡24 h 以上。将饱和后的试样安装在三轴渗透仪器上，对其逐级施加围压100、200、300、400、500 和600 kPa，进行固结渗透。具体试验方案如表2所示。其中，第1—4 组为研究掺砾量的影响，不同掺砾量的试样均在其全料最优含水率下以相同的压实度制样，为防止试样击实制备过程中砾石颗粒破碎而影响其初始级配，同时考虑试样分层击实的难易程度，参照相关试验经验，制样时控制压实度为0.8［30］；第3、5—9 组为研究冻融次数的影响，试样掺砾量均控制为30%，且在其最优含水率下制样；第3、10—13 组为研究初始含水率（全料含水率）的影响。

表2 试验方案

4 试验结果与分析

4.1 围压的影响图4 是不同围压下渗透系数和孔隙比的变化规律（以8.3 %含水率、30 %掺砾量的试样为例）。围压的改变将直接导致试样孔隙比产生变化，进而影响试样的渗透系数，孔隙比的变化从材料的内部孔隙结构角度直接反映了渗透系数变化的本质原因。本文试验中，试样孔隙比的变化由试验过程中体变管的排水量以及初始孔隙比换算得到。由图4 可见，随着围压的增加，渗透系数逐渐降低并趋于一个较稳定的范围；当围压从0 增大至200 kPa 时，孔隙比从0.55 大幅度降低到0.40 左右，对应的渗透系数也急剧减小，主要是由于试样在围压作用下被快速压缩，孔隙比越来越小；当围压超过400 kPa 时，孔隙比减小至0.33～0.36 并基本趋于稳定，渗透系数基本维持在10-6～10-7cm/s数量级。宏观渗透系数减小幅度越来越小的试验现象，主要是由于微观孔隙越来越难被进一步压密，这也是土体“压硬性”的体现。

图4 不同冻融次数下掺砾黏土渗透系数和孔隙比随围压的变化关系

4.2 冻融次数的影响图5（a）为渗透系数随冻融次数的变化曲线（以8.3 %含水率、30 %掺砾量的试样为例）。可以看出，不同围压下渗透系数随冻融次数的增加基本表现出相似的规律，即：渗透系数逐渐增加，且在第1～2 次冻融作用后增幅最大，说明冻融对渗透性的影响主要发生在前几次冻融循环，尤以首次最为显著。当冻融循环增至7～10 次时，渗透系数基本增大到一个较为稳定的数值。此外，通过比较同一围压下的试验曲线可知，冻融循环对渗透系数的影响在低围压下较为显著，随着围压的增加，影响逐渐减弱，具体表现在：高围压下，首次冻融作用导致的渗透系数增大的幅度要比低围压情况下更小一些。在冬季大坝心墙土料的填筑过程中，现场处于短时（多次冻融）、浅冻（低围压）、封闭（无补水）工况，本文表明：即使仅遭遇1～2 次的冻融过程，心墙料的渗透性能也将发生大幅度劣化，对坝体后期渗透稳定造成潜在隐患。因此，实际施工时，应严格避免浅层填筑心墙料遭遇低温冻融作用。此外，两河口心墙黏土的单向冻胀试验也建议［32］：当大坝现场日最低气温低于-5 ℃时，应在夜间停工期间及时覆盖保温材料，以尽量避免已填土料发生冻结。

以上宏观渗透系数的演变规律本质上反映试样孔隙比随冻融循环次数的变化过程，如图5（b）所示，孔隙比随冻融次数的变化规律与渗透系数的变化趋势基本一致。低温作用下，试样中的孔隙水冻结成孔隙冰，体积膨胀，冻胀力作用下土体内的部分孔隙被撑开，孔隙比增大。由于未经历冻融的压实试样较为密实，因此首次冻融后孔隙比增大最为明显；多次反复冻融作用后，试样内部绝大多数孔隙被撑开，此时孔隙水的冻胀不再能撑开更大的孔隙，孔隙比基本趋于保持不变，这反映在宏观即表现为渗透系数随冻融次数的增加近似呈双曲线型增长的趋势。对比图5（a）和图5（b）可知，即使在较高的围压水平下，无论是渗透系数还是孔隙比，在经历一定次数的冻融循环作用后，其数值仍然比初始未冻融时要大，说明围压的作用可以削弱冻融作用对掺砾黏土内部孔隙结构的影响，但不能消除这种影响，而掺砾黏土的内部孔隙结构则与下面要讨论的掺砾量的影响密切相关。

图5 掺砾黏土渗透系数和孔隙比随冻融循环次数的变化规律

4.3 掺砾量的影响图6 为常温环境下（未经历冻融作用）不同掺砾量（0%、10%、30%、40%和50%）试样的渗透系数变化规律。从图6 可以发现：随着掺砾量的增加，渗透系数先减小后增大，当掺砾量约30%时渗透系数减小到最小值。这与Shafiee 等［13］和李方振等［26］发现的规律类似，这主要是因为掺砾黏土的渗透特性是由黏土基质、砾石及土石界面三者相互作用的结果。一方面，砾石相对于黏土基质的渗透系数极低，砾石的加入相当于减小试样的过水断面，延长了渗径，从而渗透系数随掺砾量的增加而减小；另一方面，由于土石介质的高度弹性不匹配，使得土石界面成为渗透最薄弱的部位，渗流过程中会在土石界面产生较大的渗透力，导致界面渗透性明显优于黏土基质。因此，虽然砾石降低了试样的渗透性，但是土石界面的存在一定程度上却提高了试样的渗透性，在这两种作用的共同影响下，试样在30%掺砾量附近出现了渗透系数最小值。

图6 掺砾黏土渗透系数随掺砾量的变化关系（未冻融）

由上述分析可知，第1 次冻融循环对渗透系数的影响最大，下面重点比较第0 和第1 次冻融循环的影响。图7 为经历0 次和1 次冻融作用后不同掺砾量（10%、30%和50%）试样的渗透系数变化规律曲线。从图7 可以发现，经历1 次冻融作用后，各掺砾量的渗透系数均有所增大，增大幅度随着掺砾量的增大而增加。以30%掺砾量为界，再次考察试验数据可见，在未经冻融前，渗透系数表现为：50%掺量>10%掺量>30%掺量；而经过1 次冻融后，10%和30%掺量的渗透系数已十分接近。值得注意的是，在低中掺砾量情况下（10%和30%），这种由于冻融作用引发的渗透性增大效应在低围压下比较显著，在较高围压时（＞400 kPa）时不再显著；而对于高掺砾量（50%）的试样，即使高围压时，冻融前后的渗透系数仍存在较大差距。可以推测，掺砾量对渗透特性冻融演化规律的影响在高低围压下表现得并不一致，这可能与压实试样内部的土-石结构分布密切相关。

图7 不同掺砾量试样经历0 和1 次冻融作用后渗透系数随围压的变化关系

对此，分别对3 种特征掺砾量（10%、30%和50%）的试样开展横断面CT 扫描如图8所示。从图8可以发现：10%～30%掺砾量下的土石结构比较类似，砾石都悬浮于黏土基质中；而50%掺砾量时，砾石与砾石之间开始接触，逐渐形成骨架并存在大量的土-石结合面。结合前面的试验结果可知，冻融作用将主要体现在对黏土孔隙和土-石结合面的影响。

图8 特征掺砾量试样的土石结构分布CT 横断面

对于10%～30%中低掺砾量范围的试样，随着掺砾量的增加，黏土含量逐渐减小，冻融对黏土基质孔隙的影响也将是逐渐减小的，但冻融1 次后，30%掺砾量的试样出现了渗透系数从未冻融时的最小增加到最大的现象，说明30%掺砾量时黏土与砾石结合面的黏结程度在冻融作用下比10%掺砾量时发生了大幅度衰减。掺砾量越高，试样中黏土所占的比例越少，土-石界面表面积越大，渗透性薄弱的土石结合面也就越多。在高围压情况下，冻融作用撑大的黏土基质孔隙在应力作用下逐渐密闭愈合，渗透系数逐渐减小；由于土石介质的弹性不匹配性，土-石结合面的冻融损伤影响较难恢复。因此，出现高围压下渗透系数出现10%掺量<30%掺量的情况。此外，50%掺砾量的试样在经历1次冻融作用后，渗透系数增大幅度最大，主要是因为50%掺砾量时，砾石与砾石之间开始接触，具有大量的土石结合面，并逐渐形成骨架-空隙结构，此时渗透系数的大幅度增加主要是由于冻融作用严重破坏了土-石结合面，形成了大量不可恢复的接触面裂隙渗透路径。

4.4 初始含水率的影响常规渗透试验（测量饱和渗透系数）不需要考虑初始含水率对试样渗透特性的影响，因为初始孔隙比一致，不同初始含水率的土样其饱和渗透系数基本一致。若经历冻融作用，则土样内部冰晶生长及冷生结构的形成会导致土样中孔隙体积增加，土颗粒受到挤压并形成新的土骨架结构，因而在冻融过程中需考虑初始含水率对试样渗透特性的影响［20］。图9（a）为不同初始含水率的试样（掺砾量30%）的渗透系数随围压的变化关系。由图可见，未冻融和4%含水率冻融1 次的试样，其试验曲线十分接近并且有波动重合的趋势，说明4%含水率的试样在经过冻融作用后，其渗透系数基本不受冻融作用的影响，这是由于含水率很低时，负温作用下土颗粒对水存在强吸附作用，这部分少量的水基本以未冻水的形式存在；即使水分全部冻结，也很难对土体初始的内部孔隙产生挤压膨胀作用，从而4%含水率时土体结构基本不受冻融作用的影响，表现为4%初始含水率的试样在经过1 次冻融后的渗透系数和未经冻融的试样基本接近。随着初始含水率的进一步增加，曲线逐渐向右上方移动，说明冻融作用对土体结构的影响逐渐增大，但这种增大趋势并不是线性的，当含水率很高时（10%和12%），试验曲线又变得比较接近。此外可发现，高围压下试验曲线逐渐收拢，说明围压的增大可以抑制由于初始含水率不同而导致的冻融作用对土体结构的影响。

为了更清晰地分析这一现象，将试验结果表示为渗透系数随初始含水率的变化过程，如图9（b）所示。可以看出，当初始含水率从4%逐渐增加到12%时，不同围压下的渗透系数均表现为逐渐增大，但在低围压下增加的幅度大，而高围压下增加的幅度要小。此外，可以观察到一个有趣的现象：当含水率从4%增加到8.3%（30%掺砾量时的最优含水率）时，渗透系数增加非常显著；但是当含水率从8.3%增加到12%时，渗透系数增加的幅度较之前有所减小，且在高围压下这种增加的趋势表现得更加平缓。这主要是因为不同含水率情况下的压实黏土的微观结构不一样所致。已有研究表明，在黏土的压实曲线中，最优含水率左侧为干侧，右侧为湿测，左侧的土样微观结构呈现为双孔隙结构，大孔和小孔交错分布，由压汞试验获得的孔径分布函数呈“双峰”分布；而右侧的土样微观结构呈现为单孔结构，孔隙分布比较均匀，孔径分布函数呈“单峰”分布［33］。相对而言，双孔隙结构较单孔隙结构更加不稳定，双孔隙结构的土体在外力作用下，其中的“大孔隙”更容易被压密，也更容易受到外界干湿、冻融等环境因素的影响［34］。本文中，30%掺砾量时的最优含水率为8.3%，从而含水率从4%增加到最优含水率8.3%时，试样将基本处于双孔隙结构分布，冻融对结构的影响十分显著，渗透系数增加显著；而当含水率从8.3%增加到12%时，单孔隙结构试样渗透系数增加的幅度将有所减小。

图9 渗透系数随围压和初始含水率的变化规律

5 结论

通过三轴渗透试验，对掺砾心墙土料在经历冻融作用后的渗透特性进行了研究，分析了冻融次数、围压、掺砾量和初始含水率等因素对心墙砾质土渗透特性的影响。研究表明：（1）冻融作用后，掺砾黏土的渗透系数将显著增加，增加程度受围压、冻融次数、掺砾量和初始含水率影响；掺砾黏土的渗透特性是黏土基质、砾石及土石界面三者相互作用的结果。（2）随着围压的增大，掺砾黏土逐渐被压密，渗透系数降低，而渗透系数减小的程度逐渐缓慢；高围压下因冻融而增大的黏土孔隙逐渐闭合，但高渗透土石结合面产生的冻融损伤较难恢复。（3）随着冻融次数的增加，渗透系数逐渐增加，且在第1～2 次冻融作用后增加的幅度最大；冻融对渗透系数的增大作用在低围压和高初始含水率情况下更为显著。（4）掺砾量影响土石分布，低掺砾量时砾石悬浮于黏土基质中，而较高掺砾量时形成骨架-空隙结构，冻融损伤作用下，土石界面形成接触界面的高渗透路径，使得渗透系数大大增加。（5）随着初始含水率的增加，低渗透性黏土的微观结构从“双孔隙”结构过渡到“单孔隙”结构，从而，冻融作用下在小于最优含水率时渗透系数增加的幅度较大，而在大于最优含水率时增幅较小。（6）在冬季施工期，1～2 次的冻融过程便会大幅度劣化浅层心墙料的渗透性能，给后期渗透稳定带来潜在隐患，因此实际施工时，应采取有效措施，严格避免浅层填筑心墙料遭遇低温冻融作用。