鹽漬土固化U 形渠道材料優化和數值模擬研究

李 明，高金花*，張浩，孫方成，高銀哲

(1.長春工程學院 水利與環境工程學院，長春 130012；2.吉林省水工程安全與災害防治工程實驗室，長春 130012；3.吉林省松原灌區工程建設有限公司，吉林 松原 138000；4.松花江水力發電有限公司吉林白山發電廠，吉林 樺甸 132403）

0 引 言1

【研究意義】傳統渠道襯砌材料以混凝土、漿砌石為主，隨著砂石等建筑材料開采量的增加，傳統建材成本逐漸提高，新型建筑材料的研發成為研究重點。鹽漬土作為一種有溶陷[1-3]、鹽脹[4]等特殊力學性質的土體，廣泛分布于吉林西部地區，具有諸多不良的工程特性且利用價值極低。采用固化技術將鹽漬土作為渠道襯砌原材料，可有效解決鹽漬土地區無襯砌渠道產生的溶陷沖蝕破壞的問題。吉林西部作為國家重要的商品糧生產基地，渠道襯砌的新型材料研發有助于防滲工程優化，對水資源節約與糧食增產具有重要意義。【研究進展】鹽漬土固化技術主要是將水泥、礦渣、生石灰、粉煤灰、水玻璃等材料[5-7]單一或復合混摻，形成固化劑，再與鹽漬土、水按照一定比例混合，通過各材料的化學反應來提高鹽漬土自身的力學性能，以達到固化效果。在渠道襯砌結構方面，U 形渠道防滲、抗凍性能較好。與其他結構斷面相比，U形結構斷面覆蓋性更優，每公里輸水損失率可減少3.7%[8]，灌水均勻度在85%以上[9]。對于襯砌結構的數值模擬，孫景路等[10]采用ABAQUS 軟件分析了矩形渠道在給定工況下的受力狀態，對矩形渠道構件進行優化，證明了優化后構件的市場應用價值。張偉等[11]采用有限元軟件對拋物線形渠道構件進行了應力場及位移場分布規律的研究，但其模擬過程未考慮周圍土體和動力問題。溫彤[12]采用ABAQUS 軟件對U 形渠道進行凍脹模擬分析并建立了整體式U 形渠道混凝土襯砌凍脹數值模型，但未考慮凍土與構件間的相互作用。

【切入點】目前，鹽漬土固化技術的研究主要集中在土壤改良及路基填料方面[13-14]，將其應用于渠道襯砌材料方面的研究甚少，且對渠道襯砌構件的數值模擬缺乏實際復雜運行條件下的深入探討。【擬解決的關鍵問題】鑒于此，本研究通過無側限抗壓強度試驗、室內凍融試驗、滲透試驗確定最優材料配比，并利用ABAQUS 軟件對該材料配比下的U 形斷面構件在吊裝及不同運行工況下的受力、位移情況進行分析，探究將鹽漬土作為渠道構件生產原材料的可行性，為固化鹽漬土U 形渠道的施工優化提供技術支撐。

1 試驗材料與方案

1.1 試驗材料

1）試驗土料

試驗用土料取自吉林省松原市乾安縣所字鎮圖字村東北方向2.7 km 處的漫灘地。該地區的鹽漬土主要為砂質黏壤土，粒度成分以細粒為主。試驗土樣的易溶鹽量為8.16 g/kg，pH 值為9.81，最優含水率為16.8%。

2）固化劑

試驗采用自主研發的蘇打鹽堿土抗凍裂型固化劑[15]，主要成分為水泥、硅酸鈉、玄武巖纖維。

1.2 試驗方案

1）試樣制備

以固化劑摻量和初始含水率為影響因素進行組合試驗，固化劑摻量設定在20%～45%，以梯度5%增加，每種固化劑摻量下的含水率設定在14%～20%，以梯度2%增加，試驗共計24 組處理，記為D1—D24。依據《水泥土配合比設計規程》（JGJ/T 233—2011），制備尺寸為70.7 mm 的立方體試件，用于抗壓強度和室內凍融循環試驗，試件由自制壓塊機壓制成型。參照《土工試驗規程》（SL 237—1999），結合三軸剪切滲透儀參數，制備直徑61.8 mm、高120 mm 的圓柱體試件，用于滲透系數的測定，試件采用三瓣膜分4層擊實制成，每層進行鑿毛處理。試件干體積質量控制為1.8 g/cm3。

2）試驗測試指標

無側限抗壓強度試驗：采用萬能試驗機，以150 N/s 的速率對試件進行加載，測定試件在養護齡期分別為7、14、28、60、90 d 下的強度。同時，試驗記錄每個試件從抗壓初始到結構破壞的應變過程，由此得出不同齡期不同固化劑摻量試件的平均彈性模量E50，為后續有限元模擬提供參考。

強度評定標準：參考《渠道防滲工程技術規范》（SL 18—2004）中對水泥土材料的相關規定，28 d齡期下，水泥土材料的抗壓強度達到3.5 MPa 即可滿足渠道運行條件。

凍融循環試驗：采用室內快速凍融法，試件養護齡期為28 d，中心試件溫度控制在（-15±2）～（5±2）℃；1 次凍融循環時間控制在3 h。測定試件凍融循環次數分別為3、5、10、15、25、50～200（后續每25 次進行1 次測量）的質量損失率與彈性模量。

抗凍性評定標準：參考《公路工程無機結合料穩定材料試驗規程》（JTG E51—2009），質量損失率超過5%或相對動彈性模量小于60%即停止試驗。

根據無側限抗壓強度試驗和凍融循環試驗結果，當含水率為16%時，固化土試件性能最好，因此抗滲試件含水率控制為16%。待試件養護齡期達到28 d，采用三軸剪切滲透試驗儀測定不同圍壓（100、200、300、400 kPa）下的各固化劑摻量試件的滲透系數。

抗滲性評定標準：參考《渠道防滲工程技術規范》（SL 18—2004），水泥土材料的渠道允許最大滲透量為0.17 m3/（m2·d）。

2 結果與分析

2.1 無側限抗壓強度試驗

由圖1 可知，20%～45%固化劑摻量的試件抗壓強度在8.82～14.91 MPa 之間變化；隨著初始含水率的增加，試件抗壓強度呈先升高后降低的變化趨勢；當固化劑摻量為40%、初始含水率為16%時，抗壓強度到達峰值。初始含水率為16%時，不同固化劑摻量下的試件抗壓強度在10.93～14.91 MPa 之間變化，分別為14%初始含水率下試件抗壓強度的1.0～1.15 倍、18%初始含水率下試件抗壓強度的1.02～1.17 倍、20%初始含水率下試件抗壓強度的1.06～1.24 倍。固化劑摻量為40%時，不同初始含水率對應的試件抗壓強度在13.15～14.91 MPa 之間變化，分別為20%固化劑摻量下試件抗壓強度的1.36～1.50 倍、25%固化劑摻量下試件抗壓強度的1.3～1.37 倍、30%固化劑摻量下試件抗壓強度的1.1～1.19 倍、35%固化劑摻量下試件抗壓強度的1.07～1.13 倍、45%固化劑摻量下試件抗壓強度的1.0～1.04 倍。固化劑摻量對無側限抗壓強度的影響顯著高于初始含水率。

圖1 固化劑摻量和初始含水率對抗壓強度的影響Fig.1 Effect of curing agent content and initial moisture content on compressive strength

由圖2 可知，試件抗壓強度與齡期呈正相關。0～28 d 齡期內，試件抗壓強度增幅顯著，但當齡期超過28 d 時，抗壓強度的增長速率逐漸趨于穩定。齡期為90 d 時，不同固化劑摻量下的試件抗壓強度在12.43～19.68 MPa 之間變化，相同固化劑摻量下，7 d齡期的抗壓強度已達到 90 d 齡期抗壓強度的49%～56%，28 d 齡期的抗壓強度達到了90 d 齡期抗壓強度的76%～88%。

圖2 齡期對抗壓強度的影響Fig.2 Effect of curing age on compressive strength

2.2 室內凍融循環試驗

固化鹽漬土質量損失率與凍融循環次數、固化劑摻量之間的關系見圖3。經150 次凍融循環后，D1—D12 處理下的質量損失率超過了5%；當固化劑摻量在35%～45%時，經200 次凍融循環后，試件平均質量損失率均低于5%。綜合分析試件經3～200 次的凍融循環結果，初始含水率為14%時的不同固化劑摻量下的試件平均質量損失率在0.46%～4.76%之間變化；初始含水率為16%的不同固化劑摻量試件平均質量損失率在0.15%～4.44%之間變化；初始含水率為18%的不同固化劑摻量試件平均質量損失率在0.13%～4.78%之間變化；初始含水率為20%的不同固化劑摻量試件平均質量損失率為0.12%～5%。初始含水率為16%的試件質量損失率較低，抗凍性較好。

圖3 固化鹽漬土經過不同凍融循環次數后的質量損失率Fig.3 The mass loss rate of solidified soil after n freeze-thaw cycles

固化鹽漬土相對動彈性模量與凍融循環次數、固化劑摻量的關系見圖4。D3、D4 處理經50 次凍融循環后的相對動彈性模量分別為51.4%、42.9%，經75次凍融循環試驗的質量損失率均超過5%。可見，相對動彈模量較質量損失率先達到臨界破壞標準。經200 次凍融循環試驗后，僅D18、D22 處理的相對動彈性模量在70%以上。

圖4 固化鹽漬土經不同凍融循環次數后的相對動彈性模量Fig.4 Relative dynamic elastic modulus of solidified saline soil after n freeze-thaw cycles

50 次凍融循環后試件的平均質量損失率與不同初始含水率、固化劑摻量的關系曲線分別見圖5、圖6。初始含水率為16%、固化劑摻量為40%的試件抗凍性最好。

圖5 初始含水率與平均質量損失率之間的關系Fig.5 Relationship between initial moisture content and average mass loss

圖6 固化劑摻量與平均質量損失率之間的關系Fig.6 Relationship between curing agent content and average mass loss

為比較兩因素對固化鹽漬土抗凍性的影響，采用相對數值法對兩因素進行歸一化處理[16]，質量損失率受不同因素影響的趨勢見圖7。與初始含水率相比，固化劑摻量對試件抗凍性的影響更為明顯。隨著固化劑摻量的增加，質量損失率呈減小趨勢。質量損失率與含水率的關系呈先減小后增大的趨勢。

圖7 固化土質量損失率影響因素分析Fig.7 Analysis on influencing factors of mass loss rate of solidified soil

2.3 滲透試驗

由圖8 可知，滲透系數與固化劑摻量呈線性負相關。固化劑摻量每增加5%，滲透系數平均降低15%；當固化劑摻量超過40%時，滲透系數由1×10-6cm/s降低到1×10-7cm/s。可見，添加固化劑后試件滲透系數很小，可用作裝配式渠道的生產原材料。

圖8 滲透系數隨固化劑摻量的變化Fig.8 Relationship between permeability coefficient and curing agent content

2.4 U 形渠道有限元分析

2.4.1 斷面設計及材料選取

渠道構件斷面半徑為0.56 m，壁厚為0.08 m，外傾角為8°，設計水深為0.64 m，安全超高為0.36 m。構件材料采用固化鹽漬土，材料參數選取28 d 齡期室內試驗最優配比（40%固化劑摻量，16%初始含水率）的數據：彈性模量897 N/mm2，泊松比0.25，黏聚力753.35 kPa，內摩擦角25.31°。

2.4.2 工況設計及模型建立

本次模擬設置3 種工況。工況1：考慮吊裝方式及吊點位置進行設置，設計一點單側吊裝（U 形開口與起吊方向一致，主渠底受力）、兩點雙側吊裝（U形開口與起吊方向一致，主渠底受力；U 形開口與起吊方向相反，主渠頂受力）3 種方案。設構件總長為l，吊點距端部距離為x，一點吊裝時，吊點位置為x=0.293 l；兩點吊裝時，吊點位置取x=0.207 l[17]；工況2：考慮渠道構件外側受填土壓力，U 形渠內滿水運行；工況3：考慮地基土溫度變化引起的凍脹力。

各工況模型尺寸及邊界條件如下：工況1 中模擬吊裝單節2 m 的U 形構件。工況2 中模型選取雙節U形構件，地基土體的寬度、高度均為3 倍渠寬；地基土為當地鹽堿土；構件所受荷載為自重荷載、渠內水壓力、渠兩側土壓力，模型底部為全約束，側邊為法向位移約束。工況3 中的幾何模型參照滿水工況模型建立，上邊界取松原地區平均最低溫度為15 ℃，下邊界取距渠頂2 m 處的溫度為0 ℃，左右邊界取1 倍渠道寬，模型下邊界采用全約束，上邊界認為其自由凍脹不設置邊界條件，其余面不設置約束條件。

2.4.3 模擬結果分析

工況1 下的各方案最大主應力分布見圖9，位移分布見圖10。3 種方案下的構件整體上受力均呈對稱分布；方案一最大主應力出現在吊帶與構件外壁渠頂接觸處，為504.7 kPa；方案二最大主應力出現在吊帶與渠道渠頂外壁接觸處，為87.4 kPa；方案三最大主應力出現在吊帶與構件外壁接觸處，為59.6 kPa；相比雙側吊裝，單側吊裝受力更大，構件更易產生斷裂破壞。單側構件吊裝模擬位移遠高于雙側吊裝模擬位移，其位移為1.17 mm，出現在遠離吊點一側渠頂端點處，方案二、方案三最大位移分別為0.08、0.07 mm，均出現在兩吊點中間渠頂位置，且由渠頂向渠底呈降低趨勢。對比方案二、方案三2 種吊裝方式發現，二者最大主應力及最大位移值相差不大，若采用方案三進行吊裝，在構件的安裝過程中需對其進行翻轉，增加了現場施工難度，因此建議采用方案二進行現場構件吊裝。

圖9 最大主應力分布Fig.9 Cloud map of maximum principal stress distribution

圖10 位移分布Fig.10 Displacement distribution nephogram

工況二最大主應力分布云圖見圖11、位移分布云圖見圖12。U 形斷面構件受力沿渠底縱向呈對稱分布，渠道承端內壁縱向中線連接處受最大拉應力為94.32 kPa。U 形斷面總位移最大值為2.85 mm，在整體荷載作用下，構件有輕微向下沉降的趨勢。

圖11 最大主應力分布Fig.11 Cloud map of maximum principal stress distribution

圖12 位移分布Fig.12 Displacement distribution nephogram

工況三條件下的最大主應力分布見圖13，位移分布見圖14。工況三構件承受應力較大，最大拉應力值為312 kPa，最大拉應力發生在構件底板位置，易產生凍脹破壞。因此，在構件生產中，應考慮適當增加底板厚度以滿足構件的結構安全。最大凍脹變形發生在構件接縫連接渠頂位置處，沿側壁向下逐漸減小，最大位移為17 mm，渠底板位置位移最小為7.98 mm。可見，構件會受凍脹影響在接縫位置產生縫隙，接縫位置最容易產生破壞。

圖13 最大主應力分布Fig.13 Cloud map of maximum principal stress distribution

圖14 位移分布Fig.14 Displacement distribution ephogram

3 討 論

固化劑摻量與初始含水率對固化鹽漬土抗壓強度的提升起到了主要作用。在實際工程中可通過改變固化劑摻量及初始含水率調控抗壓強度。與初始含水率相比，固化劑摻量對試件無側限抗壓強度的影響更顯著。高摻量固化劑與較大含水率不會提升固化鹽漬土的整體抗壓強度，原因在于過多水泥量無法充分反應，水化程度降低，同時水化反應產生的熱量會使試件內、外溫差過大，致使試件產生裂縫，從而導致試件抗壓強度降低。含水率增大，試件內部的自由水量增多，稀釋了固化劑濃度，改變了水化環境，限制了化學反應，降低了土粒之間的黏聚力和摩擦力，從而弱化了固化效果。

本文對采用固化鹽漬土材料的U 形渠構件進行了數值模擬分析。考慮到裝配式固化鹽漬土渠道構件的主要材料為土體，內部沒有鋼筋配置，會在吊裝過程中存在因自重產生斷裂破壞的問題，因此需要研究不同吊點工況。考慮到滿水工況下與地基土的接觸力學行為以及寒區地基土凍脹給襯砌帶來的影響，以吉林松原灌區內某支渠中1 條典型斗渠作為原型渠道，結合不同工況，對U 形渠道模型的應力、位移進行具體分析。通過數值模擬分析可以看出，U 形襯砌渠道整體上抬，兩側受到擠壓，這與文獻[12]的研究結論一致，驗證了鹽漬土固化材料作為渠道襯砌施工材料的可行性。

在實際工程中，渠道凍脹破壞情況更為復雜，是溫度、應力、水分相互作用的結果，是熱力學、力學、物理化學的綜合問題。在建立模型時，本文忽略了渠基土中水分遷移和補給對渠道凍脹的影響，未來還需進行深入研究。

4 結 論

1）初始含水率為16%，固化劑摻量為40%時，抗壓強度出現峰值，為室內試驗最優配比；材料具有早期強度高的特點，28 d 齡期抗壓強度可達90 d 抗壓強度的75%以上。

2）室內試驗最優配比試件可經受200 次以上的室內凍融循環試驗，耐久性良好；固化劑摻量每增加5%，滲透系數平均降低15%，最優配比試件的滲透系數達到1×10-7cm/s，可作為渠道襯砌防滲材料。

3）滿水工況下，最大受力及最大位移發生在構件底板接縫位置處；構件受溫度引起的凍脹影響較大，在構件接縫位置最大變形約為2 cm，為減少凍脹破壞帶來的影響，建議適量增加構件長度。

（作者聲明本文無實際或潛在的利益沖突）