PS加固坎儿井井壁黄土的工程特性试验研究

安 鹏， 朱石磊， 强城成， 王松鹤， 徐 强

(1.长安大学 地质工程与测绘学院， 陕西 西安 710054； 2.西安理工大学 岩土工程研究所， 陕西 西安 710048)

1 研究背景

坎儿井是一种适应干旱山前地形地貌的古老而先进的水利工程[1]。在我国其主要分布在吐鲁番盆地，是“一带一路”沿线重要的历史文化遗址，因规模宏大，被誉为中国古代三大工程之一[2-3]。其主要原理是截取盆地山前地下水，并通过暗渠将水引至绿洲盆地，供盆地中央的灌溉、人畜饮水，并形成了吐鲁番盆地独特的绿洲文化[4-5]。但近40年来，对机电井的过度依赖使得地下水开采过度[6]，加上坎儿井管理不善等因素使得其数量大幅衰减[7]。

暗渠与竖井的剥落坍塌是其破坏的主要原因之一[8]，其中井壁与竖井坍塌导致坎儿井隧洞破坏(约占坎儿井总数的20%)，暗渠淤堵现象严重，已经影响到了正常出水[9]。根据坎儿井地层特点可将其分为“土质坎儿井”、“沙质坎儿井”[9]。研究发现沙质坎儿井受冬季水汽与温度影响不大[10]，而土质坎儿井的出口段土样在经历冻融、干湿循环后其强度参数与弹模变化劣化显著[11]。井壁含水率分布、土的冻胀性评价以及暗渠破坏形态调研分析表明，冻融循环导致的井壁剥落是土坎破坏的主要原因和初始破坏阶段[12]。

当前暗渠常见的加固措施包括拱形浆砌石、预制混凝土板、卵形涵、锚杆挂网混凝土喷浆等[12]。因坎儿井隧洞空间狭小、断面不规则等使得在上述措施实施时存在建材运输难、作业难、井壁需凿除或回填、无法保留文物原貌等问题，同时暗渠长达上千米、十几千米不等，加固长度无依据。文献[12]根据冬季隧洞负温段深度提出了局部防渗加固方案，在保持其历史原貌的同时，可将井壁含水率降至起始冻胀含水率以下，弱化了土体剥落破坏。

坎儿井井壁始终处于潮湿环境，除冻融破坏外，动植物、重力、风力侵蚀不可避免。目前，最大限度保护土遗址原貌的加固方法尚属表面喷洒与钻孔注浆，但是表面喷洒无法达到足够加固深度[13]，对井壁加固效果有限。当前土遗址原位注浆加固主要包括3种材料，即有机高分子材料(丙烯酸树脂和环氧树脂等)、无机类材料(如硅酸钾、氢氧化钙和硅酸钠等)、无机有机复合材料(如硅酸乙酯)等[14]。多数材料仅能在短期内获取良好的加固效果，其中无机材料在潮湿环境下易引起土层溶胀收缩，可溶盐迁移等问题[15]，如氢氧化钙在加固潮湿软土遗址后，易因溶解度低、渗透性差等导致表面层状脱落[16]，有机高分子材料和无机有机复合材料加固后易出现裂纹、起甲、剥落[15]、微生物滋生[17]、耐老化能力差[18]与土颗粒相容性差等问题[19]。针对干旱区土遗址风化问题，敦煌研究院研制的高模数硅酸钾[20-21](high modulus potassium silicate，以下简称“PS”)可大幅提高遗址土强度和抗风蚀能力[22]，且会降低土的导热系数来削弱温差引起的物理风化和裂隙，适用于交河、高昌故城的遗址土[21]。吐鲁番坎儿井与交河、高昌故城距离相近，气候与土质相同，不同的是坎儿井属于吐鲁番鲜有的潮湿环境，针对潮湿冻融环境下井壁黄土，确定合理的PS掺量，通过注浆加固提高井壁强度与抗冻胀性是加固坎儿井井壁急需解决的关键问题。

因此，本文拟选择PS作为加固材料，通过制备黄土重塑样，进行16次冻融循环，研究PS掺量对土体冻胀量的影响规律，评价PS加固土体的抗冻胀性能，揭示其抗冻胀机理；随后通过冻融循环后直接剪切试验，验证加固多年后坎儿井井壁强度特性，分析PS掺量对剪应力-剪应变关系、强度参数的影响规律。研究成果将为吐鲁番坎儿井井壁注浆加固方案的选择提供依据。

2 材料参数

本文以吐鲁番艾丁湖乡阿洪坎儿井为例，通过井壁取样进行基本物理性质试验，结果见表1。

表1 坎儿井井壁黄土土样基本物理指标

高模数硅酸钾的化学结构式可用K2O·mSiO2表示，其中m为SiO2与K2O的摩尔比。摩尔比越大，越难溶于水，SiO2含量越高，黏度和内聚力越大。本研究所用PS的模数为3.3，即K2O·3.3 SiO2。这种材料具有很强的抗风化和抗老化能力，价格低廉，对土遗址的外观影响小[23]。

3 试样制备

因坎儿井保护需要，无法获得足够多的原状土样，为此选择重塑土样进行试验。试验环节包括PS添加(模拟井壁注浆)、冻融循环(模拟实际运行环境)、冻胀量实测(验证抗冻胀效果)，以及冻融循环后的剪切试验(验证多年运行后的强度特征)等。鉴于每个土样均需经历上述环节，为此选择试验尺寸相同的普通环刀样。

重塑土中加入3种质量分数(0、3%和5%)的PS。为使PS能均匀胶结于土中，配制质量浓度为10%的PS溶液，利用滴管对试样通过水膜转移法反复添加，直至满足掺量要求。随后用塑料薄膜包裹土样，防止水分散失，并养护固化30 d后备用。

4 黄土冻融循环前后的冻胀试验

4.1 试验方法

土样在冻融循环后的抗冻胀性是评价PS对井壁加固效果的一个重要指标，为此进行3个PS掺量土样的冻融循环试验。首先将养护完成的土样含水率调整至目标值，即10%、15%、20%和25%。随后采用塑料薄膜包裹密封样品，阻止其与外界水分交换。最后将土样放入胀缩变形仪，并整体放入环境箱进行封闭系统下的侧限冻融循环试验。冻融循环次数为16次，即N=16。通过百分表实测每个循环后的竖向变形。其中冻结、解冻温度分别设置为-18、25 ℃，持续时间均为12 h。

4.2 试验结果与分析

现将不同PS掺量土样未经历冻融循环(N=0)的首次冻胀量与冻融循环15次(N=15)之后的冻胀变形实测如图1所示。

图1 不同PS掺量的坎儿井黄土土样含水率与冻胀变形的关系

由图1可知，试样变形随含水率的增大而增大，呈现由冻缩向冻胀发展。首次冻胀曲线与冻融循环15次后冻胀量存在差别，但差别不大。无PS掺量土样与3%PS掺量土样存在冻缩，5%PS掺量土样不存在冻缩现象。相同含水率下3%PS掺量土样冻胀量均小于无PS掺量和5%PS掺量土样的冻胀量，且胀缩性显著小于无PS掺量。基于插值法将变形为0时的含水率定义为起始冻胀含水率wi，得出PS对坎儿井黄土起始冻胀含水率wi的影响，如表2所示。

表2 PS对坎儿井黄土起始冻胀含水率wi的影响

由图2可知，首次冻胀时3%PS掺量土样wi为15.80%，比无PS掺量土样提高了28.4%，15次冻融循环(N=15)后，wi提高了40.5%。可见PS可大幅提高土体的wi，即PS掺入提高了冻胀的门槛值。相同PS掺量的wi在冻融循环前后差别不大，表明冻融循环对wi影响不大。为评价PS掺量对冻胀变形的抑制作用，根据相关规范[24]，现将w=25%时不同PS掺量土样的冻胀类别进行评价，如表3所示。

表3 不同PS掺量水平下25%含水率土样冻胀性评价表

由表3可知，掺入PS后土样冻胀量与冻胀率大幅度减小，土样由强冻胀性变为弱冻胀性，其中3%和5%PS掺量土样的冻胀率分别降低了79.7%和75.3 %。说明PS对土体冻胀抑制作用显著，且基本不受冻融循环影响，加固后可保证井壁长期抗冻胀作用。然而，冻胀量并未随PS掺量的增加而降低，其中5%PS掺量的土样冻胀量反而大于3%PS掺量，因此，3%PS掺量抑制冻胀的效果更好。

4.3 掺PS土样的抗冻胀机理分析

由冻胀试验结果可知，土样冻胀量并非随着PS掺量的增多而减小。为分析PS抑制黄土的冻胀机理，建立了相同含水率w0下不同PS掺量土样的微观结构概念模型示意图，如图2所示。

图2 相同含水率不同PS掺量土样的微观结构概念模型图

由图2可看出，掺入PS后，土体孔隙比与相同含水率w0下的饱和度均出现了变化。PS越多，PS胶体对颗粒的包裹程度越高，并以胶体形式存在于颗粒表面和粒间孔隙。其中，就孔隙比而言，e0%>e3%>e5%, 相应的，气体体积：V0%>V3%>V5%，黏聚力：c5%>c3%>c0%(见5.3小节)。

为进一步分析，可将黄土孔隙分为镶嵌孔隙和粒间孔隙。非饱和土封闭系统冻胀过程中两类孔隙发挥着不同的作用。非饱和状态孔隙水优先聚集于粒间孔隙，以结合水与少量自由水为主，含水率增大后，孔隙水才占据部分镶嵌孔隙，气泡多集中于镶嵌孔隙。持续负温下，镶嵌孔隙自由水优先冻胀，气泡为镶嵌孔隙水原位冻胀提供空间，随后粒间孔隙中的结合水和少量自由水发生冻胀，但因气泡较少，只能通过克服粒间胶结挤开粒间距获取冻胀所需空间。而无PS掺量的土粒间仅为普通胶结，黏聚力低，故而其冻胀量最大。

掺入PS使土体获取了增强的黏聚力，黏粒依附于大颗粒形成凝块导致内部出现了如下变化：(1)凝块的产生导致镶嵌孔隙体积增大；(2)非饱和状态下相同含水率时自由水含量增多，且多占据镶嵌孔隙，因PS胶体多占据粒间孔隙使得水分可楔入的粒间孔隙数量减少；(3)气体体积相应减少。亦即PS胶体对粒间孔隙的占据导致水分聚集位置发生了变化。因此，孔隙水冻结依靠压缩气泡获得自由空间，但黏聚力的增强使得其比无PS掺量土样的冻胀量小得多。但PS含量越多，气体体积越小，自由水含量越多，冻胀所需体积越大，使得5%PS掺量土样的冻胀量稍大于3%PS掺量土样。

5 冻融循环后直接剪切试验

5.1 试验材料与方法

PS加固坎儿井井壁经历多年运行后的强度参数也是评价其加固效果的关键性指标。同时，鉴于坎儿井井壁主要发生低围压下的剥落与坍塌破坏，为此将经历16次冻融循环的土样进行3个PS掺量水平(0，3%，5%)、3个含水率水平(w=15%，w=20%，w=25%)、3个竖向应力水平(100 kPa，200 kPa，400 kPa)下的直剪试验，研究含水率与PS掺量对剪应力-剪切位移曲线特征及强度参数的影响规律。

5.2 剪应力与剪切位移特征分析

在不同竖向应力水平和含水率下，各PS掺量重塑土样冻融循环后的剪应力-剪切位移曲线如图3～5所示。分析图3～5可知：无PS掺量土样的含水率越大，其剪应力-剪切位移关系曲线的非线性程度越强，均表现为应变硬化型；3%PS掺量土样在正应力较大时，曲线为应变硬化型，正应力较小时，曲线为应变软化型，并随着正应力的增大存在由硬化向软化过渡的现象；5%PS掺量土样基本均为应变软化型，即脆性破坏。对于同一含水率，随着PS含量的增大，软化特征更明显，剪应力-剪切位移曲线由硬化向软化过渡，非线性程度更高。

图3 不同竖向应力和含水率下无PS掺量重塑土样冻融循环后剪应力-剪切位移关系曲线

图4 不同竖向应力和含水率下3%PS掺量重塑土样冻融循环后剪应力-剪切位移关系曲线

图5 不同竖向应力和含水率下5%PS掺量重塑土样冻融循环后剪应力-剪切位移关系曲线

坎儿井暗渠出口段上覆土层薄，压力小，在综合分析上述曲线在100～200 kPa范围内的类型与规律的基础上，结合其峰值对其概化，绘制剪应力-剪切位移曲线概化示意图(如图6所示)，并就其特征进行分析。

图6 PS加固土剪应力-剪切位移曲线概化示意图

由图6可知，5%PS掺量土样均为应变强软化型，3%PS掺量土样在200 kPa压力以下为应变弱软化型，无PS掺量土样均为应变硬化型。

依据曲线特征可将其分为屈服前变形段(Ⅰ)、屈服后剪应力衰减段(Ⅱ)和残余变形段(Ⅲ)。无PS掺量的重塑土样仅包括阶段Ⅰ和阶段Ⅲ。阶段Ⅰ仅依靠颗粒间普通胶结实现低应力下以弹性为主的变形，曲线在阶段Ⅰ呈现显著的“上凸”特征，即剪切模量不断减小。3%PS掺量下，PS以胶体形式广泛存在于颗粒表面，特别是粒间接触面，形成较多团粒凝块。剪切过程中PS胶体与普通胶结物共同作用，抵抗剪切变形，阶段Ⅰ表现出良好的线性相关，剪切模量屈服前变化不大。5%掺量下PS胶体分布于粒间接触面的同时，还大量填充于镶嵌孔隙中，使土样呈现从“摩擦型材料”向“凝聚型材料”转化的特征，屈服前剪切模量呈现略增大的趋势，即阶段Ⅰ表现为“下凸”特征。因此，屈服前剪应力-剪切位移曲线随着PS掺量的增加，呈现由“上凸-近似线性-下凸”的过渡特征。

5.3 强度参数随含水率变化规律

针对应变硬化曲线，依规范选取剪切位移4 mm对应的剪应力作为剪切强度，对于应变软化曲线，以峰值点的剪应力作为剪切强度，并通过摩尔库伦破坏准则得到强度参数。绘制不同PS掺量加固土样强度的参数(黏聚力、内摩擦角)随含水率的变化过程，并以线性拟合曲线的斜率绝对值作为相应参数的衰减比来反映强度参数随含水率的衰减程度，如图7所示。

图7 不同PS掺量的加固土样强度参数随含水率的变化

由图7(a)可知：不同PS掺量土样的黏聚力均随含水率的增加而降低。同一含水率下，土样黏聚力随着PS掺量的增加而增大，5%掺量与3%掺量土样远大于无掺量土样。且无掺量土样的黏聚力随含水率的衰减比为2.70，远大于3%(1.50)与5%(1.02)掺量的土样。说明无PS掺量的土样颗粒间被水膜楔入程度较高，而掺入PS后，水分只楔入未被完全包裹胶结的颗粒间，大部分粒间水分无法楔入，增加的水分多聚积在镶嵌孔隙中(参见图2)，故仍保持较高的黏聚力，且对含水率变化没有无掺量土样敏感。说明PS可以大幅提高土体的黏聚力。

由图7(b)可知：不同PS掺量土样的内摩擦角均随含水率的增加而降低，其中无掺量的内摩擦角衰减比为0.420，远大于3%掺量的0.020及5%掺量的0.084。无PS掺量土样的内摩擦角大幅降低与水膜楔入后粒间摩擦系数变小有关。但对掺入PS的土样而言，内摩擦角随含水率的变幅不大，可认为不受含水率影响，原因是颗粒表面包裹的PS薄膜使粒间接触由棱角分明的矿物接触变为棱角不太分明的PS胶体薄膜接触，这使得掺入PS土样的内摩擦角较小，且随着PS掺量的增加，其对颗粒的包裹程度越强，内摩擦角越小。

因此，PS加固土体的主要机理在于大幅提高了黏聚力。黏聚力增大对于抗剪强度的贡献足以抵消内摩擦角降低引起的抗剪强度的衰减。对坎儿井井壁土体而言，在剪切屈服前，抗剪强度主要由黏聚力提供。综合不同PS掺量的抗冻胀性、强度特征和工程造价，以3%PS掺量加固坎儿井出口段井壁是合适的。

本文目前仅研究了不同PS掺量土的特性，后期将选择坎儿井试验段，通过暗渠防渗抗冻胀与井壁冻胀范围内微钻孔PS溶液注浆的方式实现坎儿井井壁的加固。

6 结 论

(1)PS改良坎儿井黄土可显著提高起始冻胀含水率，并大幅度削弱土体冻胀量，但冻胀量并非随着PS掺量的增大而降低，其中5%PS掺量土样较3%PS掺量土样的冻胀量更大，且不存在冻缩现象，造成这种现象的原因是PS过多时占据了土粒间的孔隙，相同含水率时，水分多集中在镶嵌孔隙，而可吸收冻胀变形的气泡体积反而减少，从而造成冻胀量的显著增大。亦即PS在提高土粒间黏聚力的同时，PS胶体对土粒间孔隙的占据导致水分聚集位置发生了变化。

(2)PS会显著改变剪应力-剪切位移关系曲线特征，其中在200 kPa竖向应力作用下，无PS掺量的重塑土样均为应变硬化型，5%PS掺量土样均为应变强软化型，3%PS掺量土样为应变弱软化型。随着PS掺量的增大，屈服前曲线呈现“上凸-近似线性-下凸”的过渡特征，说明土体逐渐由摩擦型向凝聚型材料转变。

(3)掺入PS可大幅提高土体的峰值强度，其中黏聚力随着PS掺量的增大而增大，掺入PS的土样黏聚力随着含水率增加而降低。但内摩擦角随PS掺量的增大而减小，相同PS掺量土样的内摩擦角不随含水率而变化，其主要原因是掺入PS后，颗粒由“矿物”接触变成了“PS薄膜”接触。

(4)采用PS注浆加固可大幅提高土体的黏聚力，其中3%PS掺量对于提高土体强度和抗冻胀性更合适，且更为经济。但PS无法彻底消除井壁冻胀，因此可考虑暗渠防渗与井壁注浆联合进行。同时应进一步研究PS加固后土体抵抗风蚀的性能。