灌區渠基土改良下力學試驗及凍脹特征研究

張西法

（費縣許家崖水庫管理中心，山東 臨沂 273400）

不論是溢洪道、大壩等大型水工建筑，還是輸水干渠、閘室等小型水工設施，考慮巖土體材料穩定性[1，2]，有助于提高水工設計水平，對后續水工建筑運營標準、運營能效提升均有幫助。李麗華等[3]、沈筠等[4]為研究巖土體材料力學特征，借助顆粒流PFC等離散元仿真方法，從模型微觀特征、物理力學參數影響入手，開展了離散元模型的三軸模擬加載分析，評價了土體宏、細觀應力、應變影響變化特征。邵應峰等[5]、胡再強等[6]基于室內試驗方法和結果，分析了土體試樣在凍融、干濕等不同物理作用或其他自身因素影響下[7]應力、應變變化過程，豐富了土體宏觀力學基礎試驗研究成果。針對不良土體，錢健等[8]、韋富杰[9]通過物化改性、植物體改良等方法，對改良后土體力學、滲透等特性開展了對比分析，探討了不同改性治理方法下土體承載能力與抗滲能力的變化。基于許家崖水庫黃土體在木質素改性下力學特性，分析了木質素摻量、含水率等因素對土體宏觀力學影響，并在相應襯砌結構中開展了凍脹仿真計算成果對比，為工程改良黃土體設計提供了依據。

1 試驗方法

1.1 工程概況

許家崖水庫是臨沂地區重要的地表蓄水樞紐，借助溫涼河充沛水資源攔壩蓄水建成，承擔著地區農業灌溉、水力發電、防洪排澇、生態補水等重要任務，流域內水系分布如圖1所示。

圖1 許家崖水庫流域內水系分布

從圖1 可以看出，許家崖水庫處于溫涼河中下游，控制著溫涼河、石井河匯入區河段流量，有助于梯級調節河道流量。工程資料表明，水庫設計總庫容為2.93 億m3，控制河道集水面積超過580 km2，上、下游河道長度超過54 km，經一、二期規劃建設，水庫樞紐包括溢洪道、輸水干渠、主、副壩以及發電廠房等水利設施。通過許家崖水庫智慧水利監測系統，可以宏觀呈現各類水工設施運營現狀，實時控制各類水工設施運營效能，確保水庫樞紐工程運營可靠性。許家崖水庫作為與農業生產密切相關的樞紐設施，不僅設有引水隧洞等水力發電建筑，同時設有引水干渠等輸水通道，與高橋、白彥等農業灌區干、支渠構建起立體式灌溉系統，面向農業生產年輸供水量超過2800 萬m3，惠及干、支渠長度超過150 km。從許家崖水庫工程、下游輸水干渠工程調查得知，在水庫溢洪道消能池末端、泄洪閘基、灌區渠基等處，出現有分布較廣的弱風化黃土體，其塌陷性以及固結性均不利于工程運營。水庫管理部門考慮針對重點區域黃土體開展治理設計，為區域內黃土整治提供參照。

1.2 試驗方法

為研究許家崖水庫分布黃土治理設計，從引水干渠分布的渠基土取樣，針對其開展治理設計，并分析其治理后渠道防凍脹效果。TSZ-3B 三軸力學試驗設備如圖2 所示，該試驗設備軸向荷載精度為0.5%，最大軸荷為200 kN，剪切速率量程為0.001～4.8 mm/min，加載臺面最大向上引伸高度為90 mm，臺面內試樣尺寸最大可為100 mm。該試驗設備配置有LVDT 位移監測傳感器和機器自身紅外線測量裝置，前者量程為-15～15 mm，精度可達0.01%，測量波動頻率為0.01 Hz；后者測量裝置量程較大，可為-25～25 mm，試驗中常作為機器限位保護裝置。不論是軸荷加載還是圍壓加載，加載系統均配置有活塞作動器，確保加載過程每一步序均處于可控狀態。試驗前，對所有試驗設備進行了誤差標定，以減少機器誤差干擾。

圖2 TSZ-3B三軸力學試驗設備

鑒于黃土分布涉及溢洪道、輸水干渠以及部分發電廠房，且現場原位測定表明許家崖水庫黃土物理力學參數均較為接近，含水率差異性較大為13.5%～22%，滲透系數為3.6×10-5～7.8×10-5cm/s，土層厚度為1.8～4.6 m，本試驗從輸水干渠現場鉆孔取樣，獲得黃土體原狀土樣，取樣面位于高橋灌區樁號6+230處，土樣所在渠面如圖3所示。黃土體的治理分為物化改性與人工夯實等方法，從室內試驗對比考慮，采用物化改性治理方案，通過原狀土樣與木質素的混合[10]，制作成木質素改良黃土體，探討改良土樣在輸水干渠中的承載力以及抗凍脹效果。木質素與木質素改良黃土體試樣分別如圖4（a）—（b）所示，所有試樣均與木質素混合重塑，經分層壓實與含水率控制后，制作出滿足試驗要求樣品。改良黃土試樣擊實特征曲線如圖4（c）所示，最大干密度為1.62 g/cm3，較原狀黃土體試樣干密度整體水平有所提高。所有制備后試樣在飽和桶內完成8 h 飽和后才可開始力學試驗。

作為黃土體改良治理重要一環，木質素摻量控制較為關鍵。在擊實試驗中，共有多個木質素摻量樣品，分布為1%～5%，而改良后土樣含水率同樣設定有14%、16%、18%、20%、22%5 組不同梯次方案，并設定有一組原狀黃土試樣（摻量0、含水率18%）。試驗中，圍壓設定為120、240、360 kPa，各組試驗參數詳見表1。基于木質素改良方法下黃土體力學試驗結果，對輸水干渠襯砌結構凍脹特征開展對比分析。

表1 試驗因素設計

2 木質素改良下黃土體力學特征變化

2.1 木質素摻量影響

基于兩圍壓下典型試樣力學試驗結果，獲得了木質素摻量影響下的試樣應力應變特征，如圖5 所示。從圖5 可以看出，圍壓120、360 kPa 下，在各木質素摻量下，試樣應力應變特征呈現一致性變化特征，前者圍壓下試樣具有應變軟化特征，在峰值應變3.6%后出現應力下降，降幅分布為34.3%～37.6%；而后者圍壓下試樣在應變4.8%后出現長期的應變硬化，塑性應變占據了應變4.8%～16%后主導地位。由此對比可知，改變木質素摻量，不會影響改良黃土試樣應變破壞特點，即木質素成分含量多或少，在同一圍壓下對試樣應變的宏觀破壞影響較弱，這決定了木質素成分可在整體提高應力水平中發揮作用[11，12]。

圖5 木質素摻量對改良黃土試樣應力應變特征影響

當圍壓為120 kPa 下，木質素摻量1%～5%試樣峰值應力分布為274.8～733.97 kPa，而原狀土試樣峰值應力僅為133.5 kPa，在木質素摻量梯次遞增時，其峰值應力平均增長了114.8 kPa，平均增幅為29.5%，木質素摻量1%～3%內，從原狀土至摻量3%，試樣峰值應力提高了333.6 kPa，而在摻量3%～5%梯次時，試樣峰值應力的增幅為20.6%，量值增長了125.6 kPa，即木質素摻量對峰值應力的提高具有“飽和點”。當圍壓增大至360 kPa后，因試樣峰值應力并不顯著，故以應變15%處應力為宏觀峰值應力，較之圍壓120 kPa 下，試樣應力整體平均提高了1.04～1.1 倍，隨木質素摻量梯次遞增，其宏觀峰值應力參數提高了230.4 kPa，平均增幅與圍壓120 kPa下較為接近，為28.8%。分析表明，圍壓提高，木質素摻量對試樣改良效果仍具有較顯著效果，但從工程治理考慮，控制木質素摻量在“飽和點”以下更為合理。

2.2 含水率影響

同理，基于含水率組試樣力學試驗，獲得了含水率與木質素改良黃土力學特征關系如圖6所示。從圖6 可以看出，同一圍壓下不同含水率試樣應力應變曲線特征具有差異性：圍壓120 kPa 下含水率14%～18%3 個試樣應力應變呈現應變軟化特征，在峰值應力后均具有一定降幅，分布為39.7%～48.5%，而含水率20%～22% 2 個試樣分別在應變5.3%、5.1%后具有應變塑性強化特點，應變硬化特征較顯著。同樣的現象在圍壓240 kPa下亦是如此，即使改變圍壓，含水率對改良土體應力應變影響仍保持一致現象。總體上看，含水率較低時，改良土體具有應變脆性特點，峰值應力后會有下降段，而含水率較大時，由于水分、孔隙等非穩定因素占比超過了應變破壞主導地位，因而在塑性應變段具有長期穩定性。

圖6 含水率與改良黃土試樣應力應變特征關系

整體上看，含水率與改良土試樣峰值應力為負相關關系，圍壓120 kPa下，含水率14%～22%試樣峰值應力分布為250.5～741.7 kPa，隨含水率梯次變化，峰值應力平均減少了122.8 kPa，降幅為26.8%；而圍壓增大至240 kPa 后，峰值應力分布平均提高了15%～60.7%，分布為288.1～986.4 kPa，受含水率梯次影響，該組圍壓下峰值應力平均減少了174.6 kPa，降幅為22.1%。從各含水率梯次方案峰值應力對比來看，圍壓120 kPa 下含水率14%增長18%時，峰值應力降幅依次為24.8%、26.6%，而在含水率20%～22%下降幅為27.5%、27.7%，與平均降幅相比差距較小；同樣圍壓240 kPa 下也有此種現象。分析可知，改良黃土試樣應力水平在含水率因素削弱影響下較為均衡，在含水率梯次變化過程峰值應力的降低較穩定。綜合對比可知，圍壓增大，試樣應力水平能提高，同時也會減弱含水率對改良土試樣峰值應力削弱作用。

3 木質素改良下黃土渠基凍脹特性變化

基于高橋灌區樁號6+230 處渠道斷面設計，開展改良黃土渠基下襯砌結構凍脹特征分析，簡化部分附屬渠坡面后的剖面如圖7 所示。襯砌結構中，底板、坡板厚度均為8 cm，渠底面、坡面斷面分別為2、2.5 m，地下水位位于渠底面下方1.6 m。在ABAQUS 中引入地基彈性梁本構模型，渠基土物理力學參數以摻量3%改良黃土設定，進而開展襯砌結構凍脹仿真特征分析。

圖7 渠道剖面尺寸

基于同一木質素摻量3%下不同含水率改良黃土渠基的凍脹特征計算，獲得了渠底板斷面上凍脹位移變化特征，如圖8所示。

圖8 渠底板凍脹位移變化特征

從圖8 可以看出，在渠底板斷面上兩側渠坡腳處凍脹位移均為0，且整體上凍脹位移呈對稱分布特征，峰值凍脹位移位于斷面1 m 處，此規律在各含水率方案下均是如此，且總體上改良渠基土襯砌結構凍脹位移水平均低于原狀渠基土方案。當渠基土含水率遞增，凍脹位移值均提高，含水率14%方案下渠底板峰值凍脹位移為2.71 mm，而含水率18%、22%下峰值凍脹位移較前者分別提高了1.5、3.9 mm，增幅分別為55.5%、144.3%，隨含水率方案梯次變化，峰值凍脹位移平均增長了0.98 mm，平均增幅25.1%。相比之下，在原狀土渠基中，各含水率組試樣峰值凍脹位移分布為4.1～20.5 mm，隨含水率梯次變化，其峰值凍脹位移增幅為49.9%。原狀土渠基中[13，14]，襯砌結構凍脹變化受含水率影響更為敏感，凍脹危害更大，即木質素改良黃土有利于提高黃土渠基襯砌結構抗凍脹能力。

4 結論

（1）木質素摻量不會影響改良土試樣應力應變曲線特征，圍壓120、360 kPa下分別具有應變軟化與應變塑性強化特征；木質素摻量愈多，改良土應力愈高，但增幅以摻量3%以下更顯著，隨木質素摻量梯次變化，圍壓120、360 kPa下試樣峰值應力分別提高了29.5%、28.8%。

（2）同一圍壓下含水率不同，應力應變曲線具有差異性，含水率14%～18%與20%～22%改良土試樣分別呈現應變軟化、應變硬化特征；含水率與改良土峰值應力為負相關關系，隨含水率梯次變化，圍壓120、240 kPa 下分別平均降低了26.8%、22.1%，降幅在各含水率方案間較為穩定。

（3）研究獲得了渠底板凍脹位移在斷面上呈對稱分布特征，峰值凍脹位移位于斷面1 m 處，改良土渠基襯砌結構凍脹位移低于原狀土渠基，且后者受含水率影響敏感度高于前者。