衛輝共城遺址土性能及穩定性研究*

王思遠， 岳建偉， 王永鋒， 李嘉樂，蘇光偉， 趙麗敏， 孔慶梅， 王巍智

(1 河南大學土木建筑學院， 開封 475004； 2 河南華磊古建集團有限公司， 鄭州 451281)

0 前言

古建筑、古遺址受到長時間的侵蝕，表面會展現不同程度的風蝕現象，尤其是土遺址，經歷長時間的雨水、地下水的侵蝕，在干濕循環作用下，會加速遺址的破壞。所以土質文物保護與修護是文物工作的重要內容之一，河南省衛輝市共城遺址被列為國家文物重點保護單位，目前針對共城遺址城墻的保護工作仍在進行中，但是由于時間久遠，遺址破環嚴重。鑒于此，以衛輝市共城遺址為研究對象進行現場調研，采用現場踏勘、設站測量、夯土現場取樣、夯土室內試驗等多種手段來探究其遺址土力學性能[1-3]，對共城遺址的病害問題、未來修復可能存在的巖土工程問題進行分析，結合現場勘察結果、夯土微觀結構測試分析及氣候條件，分析共城遺址大面積損毀的原因及機理。

1 共城遺址城墻現狀

共城城墻遺址位于河南省衛輝市市區中北部，已有2 800年的歷史。城墻西墻長約1 300m，北墻長約1 200m，南墻長約1 200m，東墻長約1 300m，城圍長約5 000m，共城總面積約156萬m2。該遺址地處南太行東端南麓，西北連蘇門，北枕九山，東北為方山，東為共山，西有百泉河，東鄰五里河(東石河上游)。地跨城內、城后、東關、呂巷等村。從地址條件上來說，該場地位于太行山山前沖洪積平原，為第四系沖積層，主要巖性為黏性土和卵石，厚度大于50m，地貌單一，稍有起伏。

共城城墻遺址現存北城墻西段A、北城墻中段B、東城墻北段C、東城墻中段D、東城墻南段E，如圖1所示。北城墻西段A呈角狀，其中北側現存長度318m；另外，北城墻中段B損壞嚴重，現存長度82m；東城墻北段C呈角狀，其中北側現存長度266.5m；東城墻中段D現存長度422m，東城墻南段E現存長度430m。

圖1 共城城墻遺址現狀圖

共城城墻截面為梯形，分三部分，兩外側部分為純凈黃土分層分段夯筑，中間虛填雜土，不做夯打，中間填充的雜土主要為褐色土，另混雜有黃褐、灰褐、深褐色土，中間填土密實度較大、強度較高。通過現場勘察對各個城墻現存部分做出如下現狀評估：

東城墻南段E處文昌大道以南處墻體局部開裂(圖2(a))，較大的豎向裂縫造成裂縫外側土體約束作用減弱，有隨時倒塌的隱患；文昌大道以北部分因近期改造為游園，整體保存較好，但西側因直接與居民區相銜接，高差懸殊，游園施工時未能妥善處理交接邊界處問題，導致邊界處構樹遍地，城墻側面坑洼不平(2(b))，影響城墻整體風貌，城墻側邊局部有沖溝，如不及時處理，沖溝將繼續擴大，進而產生較大的安全隱患。

東城墻中段D及北段C因早期當地居民文物保護意識較差，隨意在城墻上取土、種植農作物、搭建臨時建筑、傾倒生活垃圾，導致城墻截面越來越小，甚至個別部位幾近消失；大量區域被取土用于停車、種植作物，墻體缺失較多；同時大量植物根系破壞原有夯土層，沖溝多(圖2(c))，沖溝面積大，造成部分區域墻體立面坡度大且有很多豎向裂縫(圖2(d))，形成柱狀墻體，安全隱患很大。

東城墻北段C，無防護措施，在雨水沖刷及植物根系雙重破壞下，水土流失嚴重，形成典型的沖溝現象(圖2(e))，加速土體的剝離，上述現象均需進行有效維修。

北城墻西段A部分區域坡度大，并伴隨有植物根系的破壞和腐蝕根系的空洞(圖2(f))。北城墻中段B受歷史原因及人為損害，該段遺址損毀嚴重，幾乎難以辨別。

圖2 城墻破壞現狀

2 共城遺址土的物理力學性質

2.1 基本物理指標

試驗用土取自共城遺址現場，為評價各城墻段的安全性能和制定切實合理的修復方案，參照《土工試驗方法標準》(GB/T 50123—2019)[4]進行試驗。采用烘干法對4塊遺址土的天然含水率進行了測定，含水率分別為6.20%，6.61%，6.19%，6.36%，平均天然含水率為6.34%。采用輕型擊實試驗方法，得到遺址土含水率ω與干密度ρd如表1所示。將表1數據繪圖并擬合(圖3)，得出遺址土的最大干密度ρdmax=1.75g/cm3，最優含水率ωop=18.40%。遺址土顆粒分析試驗結果如表2所示，遺址土顆粒分布曲線如圖4所示。

遺址土含水率與干密度 表1

遺址土顆粒分析試驗結果 表2

圖3 干密度-含水率曲線

圖4 遺址土土顆粒級配分布曲線

2.2 基本力學性能

(1)無側限抗壓強度試驗

測試遺址土的抗壓強度指標時取不同位置的遺址土在壓力機上進行無側限抗壓試驗，將原狀土用線鋸切成邊長為50mm的正方體，共3組9塊。第一組抗壓強度分別為1.83，1.79，1.80MPa，平均值為1.81MPa；第二組抗壓強度分別為2.04，2.33，1.96MPa，平均值為2.11MPa；第三組抗壓強度分別為2.34，2.67，2.71MPa，平均值為2.57MPa。遺址土抗壓強度是普通土抗壓強度的6～12倍，根據相關研究[5]，遺址土的抗拉強度也很高，遺址土較高的抗壓和抗拉強度確保了其具有較高的承載力和安全性能，是眾多土遺址在土遭到嚴重破壞后仍屹立不倒的原因所在。

(2)三軸剪切試驗

按照輕型擊實試驗所得最大干密度和依照表1的不同含水率制作4個土樣，分別在圍壓為100，200，300，400kPa下進行固結不排水三軸剪切試驗。本次試驗采用某公司生產的三軸儀試驗系統(圖5)進行。按照《土工試驗方法標準》(GB/T 50123—2019)要求進行試樣剪切，保證軸向應變率約0.5%/min，剪切速率為0.1mm/min。試驗結果如表3所示。

圖5 三軸儀試驗系統

表3 三軸剪切試驗結果

由表3可知，隨著含水率的逐漸增長，黏聚力趨于穩定，而摩擦角逐漸減小。該現象的產生是由于該遺址土中離子含量豐富，當含水率在一定范圍內增加時，顆粒骨架之間液橋產生的表面張力及范德華力充當黏聚力[6]所致。

3 共城遺址土SEM圖像及XRD分析

3.1 礦物成分

對現場取得的土試樣進行充分研磨，使土試樣團聚顆粒分散。采用X射線衍射儀對4組土試樣進行X射線衍射試驗。金屬衍射成分見圖6，金屬氧化物衍射成分見圖7。共城土遺址易溶鹽成分含量和主要氧化物含量分別見表4和表5。

圖6 夯土金屬衍射實測數據

圖7 夯土金屬氧化物衍射成分實測數據

表4 共城遺址土易溶鹽成分含量/(g/kg)

共城遺址土主要氧化物含量/% 表5

由圖6、圖7可知，共城遺址土中氧化物的主要成分是SiO2和Al2O3。說明此處遺址土化學成分與普通土基本相同，但根據表3三軸剪切試驗所得的數據可知，遺址土力學性能強于普通土；結合元素分析結果分析造成遺址土性能改變的原因，不僅在于人工加夯，化學元素的改變在其中也扮演重要角色。

由表4可見，遺址土中Mg2+，SO42-離子含量遠高于一般黃土，根據《巖土工程勘察規范》(GB 50021—2009)[7]、《鹽漬土地區建筑技術規范》(GB 50942—2014)[8]中土腐蝕性評價標準，內外夯土中SO42-離子含量均大于9g/kg，由此可判斷共城遺址土內部和外部夯土的腐蝕等級均為強腐蝕。外部土溶鹽離子含量均高于內部土，這是毛細作用和水分蒸發作用的結果。土中硫酸鹽成分較多，硫酸鹽因溫度降低或失水后，溶于土體孔隙中的鹽濃縮并結晶析出，產生一定的膨脹力，使土顆粒發生錯動，粒間間距增大，從而產生體積膨脹；當溫度升高后，結晶鹽又發生溶解，土顆粒之間失去了晶體的支撐而形成空隙，在外力作用下部分土顆粒塌落，體積縮小。在外界環境影響下，結晶與溶解反復進行，導致土體疏松、多孔，結構發生破壞，承載力下降，造成城墻剝皮脫落，產生溝壑。在進行遺址修復的工程時，應當充分考慮到這一點。

由圖7及表5可知，遺址土中內外夯土氧化物均為SiO2，Al2O3，Fe2O3，CaO，K2O，MgO，Na2O，TiO2,SO3，只不過內部夯土與外部夯土之間的個別氧化物含量不同。除CaO，TiO2外，外部夯土氧化物含量均高于內部夯土。

土遺址是賦存在一定環境中人類歷史文化的遺存物，環境因素尤其是氣候對土遺址有顯著影響，集中降雨和快速蒸發使土遺址處于干濕交替環境之內，土遺址內部的滲流場、溫度場發生改變對土遺址產生相應的劣化作用，干濕交替的環境會也引起土遺址中的鹽分發生反復溶解收縮、結晶膨脹，引起土體內部離子、氧化物的遷移和微結構的改變，導致土遺址的物理力學性質和水理性質的劣化。表4和表5鹽分和氧化物的不同，也是土遺址水分遷移的結果。

3.2 微觀結構特征

利用某公司生產的Su-1500型掃描電子顯微鏡(SEM)進行土試樣的微觀掃描分析，并利用MATLAB軟件二值化處理原始電鏡圖片，內外部夯土電鏡圖如圖8、圖9所示。通過對比圖8(b)、圖9(b)可知，外部夯土粒間顆粒較小，顆粒尺度較圓潤，內部夯土棱角較分明，內部夯土受干濕循環次數較少，顆粒間團聚作用明顯，外部夯土則表現團聚效應較弱，顆粒簇尺寸比內部夯土較小。

在干濕循環、凍融循環、太陽輻射以及風沙侵蝕的作用下，城墻遺址外部夯土相較于內部夯土顆粒球度較高(圖8、圖9)，這是由于在自然條件下，尤其是在濕潤環境中，隨著干濕循環次數的增加，土顆粒在毛細力的反復作用下，表面張力造成土顆粒受力不平衡，引起土顆粒產生相對位移棱角磨損，致使趨于密實的土顆粒簇反復脹縮并產生不同程度的破壞，進而致使土顆粒微觀結構產生微裂縫如圖10(b)所示，導致土遺址外部粉化、剝皮脫落。

圖8 外部夯土電鏡圖

圖9 內部夯土電鏡圖

圖10 共城遺址內外部夯土孔隙形狀

內部夯土由于受到表層土體的保護，受降雨和蒸發干燥作用的影響較小，其微觀結構可能主要受到凍融作用的影響。在凍融循環初期，內部夯土的微結構處于調整階段，冰晶生長導致土體內微孔隙的體積膨脹，同時對土顆粒的聯結方式產生一定的破壞作用，當冰晶融化后，土體骨架部分發生坍落[6,9]，導致土的團聚體間孔隙、團聚體內孔隙和總孔隙體積均呈現下降的趨勢；隨著時間的增長，持續的凍融作用使得土顆粒間的聯結力下降，土體結構趨于疏松，冰晶融化產生的收縮變形不足以抵消凍脹所產生的膨脹變形，導致土體內孔隙和總孔隙體積的增長。

圖10為5 000倍的視角下內外部夯土孔隙形狀，相較于內部夯土，外部夯土細觀尺度下顆粒簇之間間隙較大，這也從側面揭示了在外部環境的影響下，內外產生溫度差，表層土壤就會沿著溫度梯度變形，在宏觀尺度上具體表現為表面的土塊剝離脫落及溝壑的形成[1,9]。在土體自由水結晶膨脹的過程中，凍脹力促使外部夯土顆粒間隙再次擴展，土顆粒與土顆粒之間的黏結力將變弱，導致其拉伸、壓縮強度下降，致使結構產生破壞[6]。

4 城墻整體穩定性分析

為對共城遺址現存遺跡進行安全穩定性評價，采用室內試驗得到的數據為相關模擬參數，由表1、表3及無側限抗壓強度試驗針對不同工況選取相應數值模擬參數。

根據現場勘察確定圖1(b)中D段城墻最為危險，如圖11所示，分別截取4個危險截面，即C1-1，C2-2，C5-5，C9-9，進行數值模擬分析，截面尺寸如圖12所示。

圖11 5個危險截面的位置

圖12 各截面尺寸

采用ABAQUS有限元軟件，利用折減系數法對城墻的整體穩定性進行二維數值模擬分析，并以特征部位的位移拐點作為判斷土邊坡達到臨界破壞的評價標準。

采用支持雙線性位移及孔隙壓力的CPE4P單元對遺址城墻進行模擬，單元網格大小為0.1m×0.1m。墻體材料采用彈塑性本構模型和摩爾庫倫屈服準則。邊界條件為：上部邊界為自由邊界，底部為法向約束邊界。分析探討了4種不同工況下邊坡的安全穩定性。

工況1：所有土層含水率均為13.5%，該工況為墻體當前的實際狀態；工況2：所有土層含水率均為13.5%，且上部施加10kN均載，該工況為考慮墻頂修復增加的土層的重量的情況；工況3：上部土層含水率為13.5%，下部土層1m范圍的含水率為23.4%,該工況考慮夏季雨水侵蝕底部城墻的情況；工況4：所有土層含水率均為23.4%，該工況考慮墻體周圍排水不暢，夏季雨水長時間對墻體有影響的情況。

模擬得到的最不利工況(即工況4)下邊坡塑性應變分布如圖13所示，不同工況下邊坡安全系數與位移關系曲線如圖14所示。分析圖13可知，在工況4下，遺址土邊坡已經形成了連續塑性變形貫通區。

圖13 各截面塑性應變及滑動面云圖

圖14 不同工況下邊坡安全系數與位移關系圖

如圖14所示，當處于工況1條件下時，邊坡C1-1，C2-2,C5-5,C9-9安全系數分別為3.8，3.4，2.4，2.7；當處于工況2時，安全系數分別為3.6，3.3，2.3，2.7；當處于工況3時，安全系數分別為2.5，2.1，1.7，2.0；當處于工況4時，安全系數分別為0.85，0.83，0.65，0.75。分析結果表明，土體含水率低的城墻，各截面的整體穩定安全系數均大于1，即現有狀態的城墻D段的穩定性較高。表面的裂縫和沖溝對城墻整體穩定性影響較小，建議對城墻頂部及外部夯土采取降排水措施[10]，封堵外墻砌體的裂縫、劣化區的滲水點，防止降雨入侵。當在雨季時期，部分墻體的整體穩定安全系數小于1，處于不穩定狀態。可見，雨水對城墻的影響十分顯著，修復時，應注重城墻頂面的排水設計，并采取措施降低底部墻體土的吸水，保證城墻土的干燥性[11]。

5 結論與建議

(1)共城城墻的本體病害主要有自然風化、雨水侵蝕、凍融循環、人為破壞等，城墻土體裸露部位均有不同程度的風化酥堿、掏蝕、水土流失、生物病害和人為改造、取土、違建引起的破壞。

(2)SEM結果直觀地表明了風化作用及干濕循環改變了城墻內外部夯土的結構，從而降低了土體的力學性能。城墻遺址內外部夯土風化及干濕循環引起了遺址土化學成分變化，外部土樣部分氧化物含量小于內部，種類亦有不同。內部夯土XRD檢測結果為遺址土修復提供了依據。

(3)城墻遺址土含水率升高至23.4%時，其整體穩定性差，有大幾率會出現局部滑坡或崩塌破壞，當地下水剝蝕深度超過1m 時，其整體穩定性開始下降，可能會出現局部滑坡或崩塌破壞。建議對城墻頂部及外墻夯土采取降排水措施，封堵外墻砌體的裂縫、劣化區的滲水點，防止降雨入侵。但如何阻止地下水侵蝕對遺址的破壞，尚需進一步研究。