人工冻结法协同竖井淋洗原位修复污染黏性土的可行性试验

2021-12-17陈雄志毋文涛芮大虎李国玉伊藤譲

冰川冻土 2021年5期

陈雄志，毋文涛，张军，芮大虎，，李国玉，伊藤譲

（1.江西地质局第三地质大队，江西九江 332000； 2.河南理工大学土木工程学院，河南焦作 454000； 3.中国科学院西北生态环境资源研究院冻土工程国家重点实验室，甘肃兰州 730000； 4.摄南大学土木工学科，日本大阪 572-8508）

0 引言

污染土壤修复分为原位修复和异位修复。原位修复不挖掘土壤而就地进行修复治理，成本较低。因此原位修复技术在土壤修复中优势越加明显，在美国超级基金支持的污染土壤修复计划中，原位修复技术所占比例逐年上升［1］。其中土壤淋洗不仅可快速将污染物从土壤中移除，在短时间内完成高浓度污染土壤的治理，而且具有适用污染物类型范围广、治理效果稳定的优点，受到广泛关注和研究［2-3］。

土壤淋洗技术具有高效快速、形式多样、治理效果稳定等优点，但是黏粒含量超过30%的土壤，就不适合采用土壤淋洗技术。黏土颗粒的较大比表面积对重金属的强烈吸附和其低渗透性，减弱了淋洗液与污染物接触反应，导致淋洗效率低下，从而制约土壤淋洗广泛应用于工程实践［4-6］。

关于黏性土的淋洗研究，大多采用实验室搅拌淋洗或蠕动泵驱动的小土柱淋洗方式，以强化淋洗液与土壤的传质过程，从而提高淋洗效率［7-8］。但是这些实验所用的土壤质量和淋洗液用量较少，与实际的土壤淋洗有较大差异。

Gabr 等［9-10］首次将软土地基处理中常用的塑料排水板引入到细粒土的修复系统中，开发了竖井淋洗系统，将原只适合砂土及粗颗粒土的淋洗技术扩展到渗透系数为1×10-3～1×10-8cm·s-1的粉土甚至是几乎不渗透的黏性土。Quaranta 等［11］通过小型竖井淋洗模型实验，研究了真空泵负压和抽液速率之间的关系，并分析了排水板的影响范围及淋洗效率；Welker 等［12］针对受溴化钾污染的黏性土（渗透系数为1×10-5cm·s-1）开展了小型竖井淋洗模型试验，发现污染土体中监测井内的污染物浓度在100 h 内明显下降，修复效果显著；Shin 等［13］分别针对100%砂性土、80%细砂和20%高岭土的混合土样，通过竖井淋洗模型实验，研究了真空负压和塑料排水板影响范围；唐晓武等［14］指出Gabr 所采用的抽/注水边界条件存在的问题，并通过建立合理抽/注水边界条件，推导了一维、二维和轴对称淋洗工况下污染物消弭的解析解。

竖井淋洗技术在实际工程应用中，负压抽吸期间抽液井和注液井之间土体中容易出现渗流通道形成优先流。优先流的形成引起淋洗液不能够与吸附于土颗粒上的污染物充分接触，导致淋洗效率逐渐降低［15］，从而制约竖井淋洗技术在低渗透性黏性土中的工程应用。

基于以上背景，本文提出了人工冻结法协同竖井淋洗修复污染黏性土的方法。其原理如图2 所示，人工冻结条件下，未冻土侧水分在向冻结锋面迁移，以强化水或淋洗液与土中污染物接触反应；融化期间结合抽液井，将融化水（淋出液）抽吸到地表完成淋出液与污染土壤的分离。

图1 竖井淋洗系统示意图Fig.1 Diagram of PVD-enhanced system

图2 人工冻结法协同竖井淋洗修复污染土壤示意图Fig.2 Diagram of artificial freezing method cooperating with PVD-enhanced system for remediation of polluted soil

关于冻融-淋洗技术研究，芮大虎等以铅、镉复合污染黏性土为研究对象，进行了土柱淋洗实验［15-18］。结果表明，利用冻胀过程中吸水现象使淋洗液进入土中，通过融沉过程中排水现象收集淋出液的思路可行，为今后利用季节冻土区特有的冻融交替现象，修复季节冻土区重金属污染黏性土提供了新的思路。

本文为扩大冻融-淋洗技术的适用范围，通过人工冻结-竖井淋洗模型试验，开展人工冻结条件下温度场、水分场及融化期排水方式等基础研究，以期为今后人工冻结法协同竖井淋洗原位修复污染黏性土提供借鉴和参考。

1 试验材料及方法

1.1 土样

土样取自河南焦作某冶炼场附近农田土壤，采样深度0～30 cm，属于粉质黏土。按照《土工试验方法标准》（GBT50123—1999）进行了界限含水率、颗粒分布和击实试验等，结果如表1所示。

表1 土样的基本物理性质Table 1 Basic physical properties of soil samples

1.2 模型试验装置

如图3所示，模型试验装置包括土槽、人工冻结系统、竖井淋洗系统、自动补水装置、数据采集系统。土槽由左、右两侧补水槽和中间土槽组成，其尺寸为170 cm×100 cm×100 cm。土槽外部包裹保温棉，以免与外界发生热交换损失冷量。

图3 人工冻结-竖井淋洗模型试验装置Fig.3 Model device of artificial freezing and PVD-enhanced system

冻结系统由冻结板、去（回）路盐水输送管及低温盐水箱组成。冻结板材质为不锈钢，其尺寸为长50 cm、宽40 cm、厚8 cm。竖井淋洗系统包括抽液井、补水槽、真空泵及水气分离装置。抽液井采用排水固结法中常用的宽100 mm、厚4 mm的塑料排水板，将塑料排水板对称垂直插入距冻结板30 cm处。

自动补（排）水装置由电子天平、清水泵、储水桶及水位控制器组成，其补水量（排水量）通过电子天平自动记录储存。传感器的布置如图4 所示，土中温度的测定采用K 型热电偶，距土槽底部25 cm 的水平上，以冻结板为轴左右对称共布置44个；土中水分的测定采用TDR 水分计，以冻结板为中心每隔10 cm 共布置10 个。TDR 水分计根据电磁波在介质中传播频率测量土壤的表观介电常数计算土体体积含水量，无法测得冻土中含冰量，只能测定冻土中液态水（未冻水）的体积含水率。

图4 传感器布置图Fig.4 Arrangement of sensors

1.3 试验步骤

（1）将风干土样按照20%的含水率配制土样1 300 kg，然后分层击实制成140 cm×100cm×50 cm土体，土体密度约为1.62 g·cm-3。填土完成后静置72 小时，以保证土中含水率均匀。通过变水头渗透试验方法测得土样渗透系数为4.29×10-7cm·s-1。

（2）冻结开始前，向左右两侧水槽补水，并通过自动补水装置保证水位高度土体上端齐平。待到两侧补水槽中水位不变，土水势达到平衡后，进行盐水循环开始冻结土体。

（3）采用分步阶梯降温模式冻结土体，当土体不再吸水时停止冻结（温控方式见图5）。

图5 盐水箱温度与冻结板表面温度Fig.5 Temperature of the saltwater tank and freezing plate surface

（4）根据土体融化期排水方式不同分为工况（1）和工况（2）。

工况（1）：土体融化期采用自然排水的模式，即融化水向两侧水槽自然排出，此时将自动补水装置转换为自动排水装置，保证排水期间水槽水位与土样上端齐平。工况（1）中，0～288 h 为冻结-吸水、288～492 h 为融化期自然排水阶段，试验时间总计492 h；

工况（2）：工况（1）试验结束后，重复步骤（2）、（3），实施第二次冻融循环。土体融化期采用负压抽吸的模式，即启动竖井淋洗系统，利用负压抽吸土中孔隙水（融化水）。工况（2）中，0～335 h 为冻结期吸水、335～430 h为土体融化、430～460 h为-20 kPa负压抽吸、460～507 h为-30 kPa负压抽吸阶段，试验时间总计507 h。

2 试验结果与及分析

2.1 冻结模式与土中温度

冻融-淋洗之所以能够有效去除黏性土中污染物，其主要原因为，未冻土侧水分（淋洗液）通过黏土颗粒表面薄膜水向冻结锋面迁移，能够强化淋洗液与吸附于黏土颗粒的重金属污染物充分接触反应；其次反复冻融破坏土颗粒原有结构，有助于淋洗液与土颗粒充分接触，从而能够提高淋洗效率［17-18］。

根据冻融-淋洗技术的特点，为了增大冻结过程中水分迁移量，采用分步降温模式。与连续冻结模式相比，分步冻结模式更容易使土体产生冻胀，并吸收更多的水分。该冻结模式使得冻结缘内温度梯度较大，而其水分迁移量与温度梯度成正比［19］。

冻结板的降温模式如图5所示。将盐水箱初始温度设置为-4 ℃，然后以-2 ℃·d-1冷却速率降至设定值-22 ℃，降至设定值后保持不变。冻结初期，盐水箱与冻结板的温差达到2.7 ℃，降至设定值后冻结板表面实测温度为-16.3 ℃，与盐水箱温度相差达到5.7 ℃。其原因与冻结板表面与周围土体之间的能量交换及盐水循环系统传递冷媒过程中能量损耗有关。

图6 为冻结融化期间轴线③（具体位置见图4）上不同测点温度的分布。图6 中横轴0 cm 为冻结板位置，左右两侧为以冻结板为中心不同距离的土体温度。

图6 冻结期轴线③上各距离点温度分布Fig.6 Temperature distribution of each point on the axis③

土中温度变化可分为三个阶段，快速降温、缓慢降温、稳定阶段。工况（1）中，0～92 h 为快速降温阶段，降温3 h 后土体出现负温。冻结初期未冻土区水分来不及向冻土区迁移发生原位冻结，导致冻结锋面的推移速度快。在“冻吸力”作用下两侧水槽中水分开始向冻土侧迁移，迁移水冻结成冰释放潜热，导致冻结锋面推移减缓［20］。此阶段冻结板提供的冷量大于相变潜热及水分迁移带来的热量，导致土体温度整体下降。92～264 h 为缓慢降温阶段，距冻结板20 cm 之内的土体降温缓慢，冻结范围进一步扩大。等温线从冷端（冻结板）向两侧暖端（两侧补水槽）缓慢迁移，距冻结板20 cm 以外的土体温度变化较小，始终处于正温。264～288 h 为稳定阶段，土中水分冻结释放的潜热和冻结板提供的冷量达到平衡，土体温度趋于稳定。

工况（2）中，0～166 h 为快速降温、166～310 h 为缓慢降温、310～335 h为稳定阶段。相较于工况（1），工况（2）的降温所用时间较长。由于工况（2）的环境温度较高，导致冻结板提供的冷量需要抵消更多土体热量，延迟了等温线向两侧的推移，导致两者的温度场具有一定的差异。

2.2 冻结锋面的推移

图7 为轴线③（具体位置见图4）上冻结锋面随冻结时间的变化。在相同冻结模式下，工况（1）和（2）的冻结锋面的变化趋势基本一致，分别在288 h和336 h 后达到最大值，水平方向最大冻土厚度分别达到20.2 cm 和16.3 cm。由图可知，距冻结板5 cm 范围内，冻结锋面推移速率基本一致，达到0.146 cm·h-1。随后由于土中温度梯度的存在，补水槽中水分向冻土侧迁移，引起土中温度重新分布，减缓了冻结锋面的推进速率。工况（1）在冻结3 h后出现负温，而工况（2）在冻结24 h后出现负温。由于受冻结板的周围含水率及环境温度的影响，相同冻结模式下工况（2）的初始冻结时间较工况（1）延迟了21 h。

第三次熔顶发生在第一道气环闭口间隙值较小的第二缸、第三缸，从表1看出，其二、三缸的闭口间隙值是偏小的，与第二次熔顶的原因类似，其闭口间隙值偏小是造成拉缸、熔顶的根本原因。

图7 不同工况条件下冻结锋面的推移Fig.7 Variation of freezing front under different test conditions

2.3 土中水分分布

图8 为轴线③（具体位置见图4）上各测点液态含水率随时间的变化曲线。冻结初期，随冻结板周围土体温度下降，未冻土区水分向冻结锋面迁移，导致未冻土区含水率减小，同时补水槽中水分渗入土体以弥补未冻土区迁移走的水分。

由图8 工况（1）可知，冻结锋面推移至10 cm 测点时，该测点土中孔隙水开始冻结液态体积含水率减小；冻结锋面推移过后，液态含水率逐渐趋于稳定；融化阶段，冻土中冰晶融化成水，含水率逐渐升高，并大于初始含水率。

图8 各测点液态含水率与土体温度Fig.8 Liquid moisture content and temperature in the soil of each point

冻结-吸水阶段，距离冻结锋面越近，土中液态水减小量越大，距冻结锋面越远，土中液态水的减小量就越小。10 cm、20 cm、30 cm、40 cm 和50 cm测点的液态含水率分别减小28.55%、21.62%、3.48%、1.54%和0.89%。当冻结锋面推移至10 cm、20 cm 处，土中水分冻结成冰液态含水率急剧减小，而外界水源补给条件下，30 cm、40 cm、50 cm 测点含水率的变化较小。

在封闭条件下单向冻结时，未冻土侧水分向冻结锋面迁移，导致未冻土侧含水率降低，而开放条件下未冻土侧含水率变化不大，说明在一定的温度梯度作用下补水槽中水分经土颗粒表面向冻土侧迁移。土体温度升至正温后，10 cm 处含水率由初始值33%增大至41.2%。

由图8 工况（2）可知，分为冻结-吸水、融化、融化抽吸阶段。其中，430～460 h为-20 kPa负压抽吸、460～507 h为-30 kPa负压抽吸阶段。为防止冻土融化期间融化水向两侧补水槽迁移排出，冻土温度回升至正温前，结合预埋的塑料排水板，进行负压抽吸。

负压抽吸过程中，距冻结板10 cm和20 cm处含水率略有增大，而30 cm、40 cm、50 cm 处含水率保持不变。负压的作用下，排水板与冻结板之间土体中孔隙水和气体被抽出，土体发生固结，体积含水率随之增大；而补水槽中水分流经排水板与补水槽之间土体被抽至塑料排水板的过程中，体积含水率基本没有变化，说明土体结构没有发生明显的变化。

2.4 冻结期吸水量

图9 为冻结期吸水量和吸水通量的变化曲线。由图可知，宏观上吸水量与冻结时间近似成正比。当土体温度降低至其冻结温度时，土中孔隙水开始冻结，且伴随着冰晶的产生。在“冻吸力”的作用下，未冻土侧水分连续不断地向冻结锋面迁移。由于土体两端与外界补水槽连通，在土水势的作用下外界的水分持续通过未冻土区向冻土区迁移［21］。

图9 吸水量和吸水通量Fig.9 Amount of water intake flow and water intake flux

由图9 可知，吸水通量峰值出现在快速降温和缓慢降温阶段，而稳定阶段没有出现峰值。工况（1）的峰值为3.8×10-6cm·s-1，工况（2）的峰值达到8.0×10-6cm·s-1，约为工况（1）的2.1 倍。其原因认为，冻融循环过程中，土中水经历反复的相变和迁移，导致土体结构发生改变，有助于水迁移通道的形成，造成工况（2）的吸水通量的峰值大于工况（1）。

2.5 融化期不同排水模式

2.5.1 自然排水模式

冻结过程中，未冻土侧水分向冻结锋面迁移，完成冻结-吸水；融化过程中，冻土中的冰晶融化成水，并在自重作用下向下部迁移，发生排水固结，从而实现融化-排水。

图10 为自然排水模式下吸水量与排水量的变化。由图可知，冻结期吸水量随冻结板温度的降低而逐渐增大，融化期土中融化水向两侧水槽排水。冻结-吸水量和融化-排水量分别为22.78 L 和24.60 L，排水量略大于吸水量，说明冻融作用下土中部分原有的孔隙水也被排出。由此可知，利用土体的冻结-吸水现象，将水（淋洗液）注入到污染土体中，并通过融化-排水现象，将融化水（淋出液）从污染土体中分离的思路在水平冻结条件下也可以实现。

图10 冻结-吸水和融化-排水Fig.10 Freeze-water absorption and thaw-water drainage

2.5.2 负压抽吸模式

为了提高排水效率，采用了负压抽吸模式。负压抽吸过程中，保持注水速率和抽液速率一致是确保竖井淋洗系统成功运行的关键［12］。因为非饱和土体在负压抽吸过程中抽液速率大于注水速率，容易导致抽液井附近土体发生固结，导致周围土体渗透系数降低，影响排水效果。

图11 为不同负压条件下抽、注水量和抽、注水流速的变化。试验采用分步式调节真空负压，以控制抽液速率。融化期抽液时间总计77 h，其中前30 h 为-20 kPa 负压抽吸、后47 h 为-30 kPa 负压抽吸阶段。由设置在排水板内的真空测头数据可知，抽吸开始后排水板内真空度迅速达到设定值，但是没有出现排水。抽吸4h后陆续排水，抽液速率逐渐增大并趋于稳定，而此时两侧补水槽水位无变化，说明排水主要来自土中孔隙水。

图11 抽、注水量与抽、注水流速Fig.11 Injection/extraction yield and rate

当负压由-20 kPa 调整为-30 kPa 时，抽吸的影响范围随之增大，排水量明显增加。当排水板的抽吸半径达到补水槽一侧时，补水槽水位开始下降，此时开启自动补水装置，以保证补水槽水位与土样上端齐平。

抽吸过程中真空度的变化，导致抽、注水流速发生波动，当负压为-20 kPa 时，其平均抽水流速为480 mL·h-1，-30 kPa 时抽水流速约为-20 kPa 时的1.5 倍，达到760 mL·h-1。外界补水14 h 后，抽水速率和注水速率接近一致。

2.6 讨论

土壤淋洗的关键在于如何强化淋洗液与吸附于黏土颗粒的污染物充分接触，以及如何有效将土壤与反应物的分离。竖井淋洗技术指通过淋洗液注入污染土体中，解吸、螯合、溶解土中污染物，并将其抽出到地表的修复技术。但是对于黏粒含量超过30%，其去除效效果差，不适合采用土壤淋洗技术。为此，作者提出了冻融协同化学淋洗修复重金属污染黏性土的方案，即利用未冻土侧水分在“冻吸力”作用下向冻结锋面迁移的现象，结合化学淋洗技术，能够解决黏性土淋洗困难的问题，为今后利用季节冻土区特有的冻融交替现象，修复季节冻土区重金属污染黏性土提供了新的方法［15-17］。

本文为提高冻融-淋洗技术的适用性，开展了人工冻结协同竖井淋洗修复污染黏性土的可行性试验。实验数据表明，在水平冻结土体过程中，在一定的水分和温度梯度条件下，未冻土侧水分向冻土侧水平迁移，完成冻结-吸水；融化过程中，无论采用融沉-排水还是结合竖井淋洗系统负压抽吸模式，都能实现淋出液与土壤的分离，能够解决抽液过程中抽液井和注液井之间土体容易形成渗流通道出现优先流，导致淋洗效率低下的问题，为今后原位修复污染黏性土提出了新的思路。

人工冻结法协同竖井淋洗原位修复污染黏性土的方法，对冻结土的温度、强度、范围没有具体要求，实施过程中只需要一定的冷量形成适宜的温度梯度，即提供足够的“冻吸力”，使淋洗液从暖端向冷端充分发生迁移就能达到修复目的。与人工地层冻结技术的原理不尽相同，避免了人工冻结土体需求大量冷量带来的高成本问题，因此认为在实际工程应用中具有一定的现实性和普适性。

根据人工冻结工艺的特点，可进行多次冻融-淋洗，直至达到土壤环境质量标准。但多次冻融-淋洗循环造成设备维护和运行费用高，导致修复成本增加。因此如何通过冻结板（冷端、暖端）之间温度梯度的调节，在最小冻土体积条件下，使得淋洗液的迁移量达到最大化，从而缩短冻结时间和减少能耗是下一步的研究重点。