干濕與凍融交替作用下渠道復合襯砌劣化規律研究

王正一， 李 剛， 王 沖， 張明義， 李博譽

（1. 石河子大學 水利建筑工程學院，新疆 石河子 832003； 2. 中國科學院 西北生態環境資源研究院凍土工程國家重點實驗室，甘肅 蘭州 730000； 3. 中國科學院大學，北京 100049）

0 引言

隨著經濟與科學技術的進步，我國農業生產不斷朝著節約資源、高效灌溉的方向發展［1］，但是在北方季節性凍土地區，輸水渠道坐落于凍土之上，常年遭受基土凍脹與融沉作用，襯砌結構發生嚴重的凍融破壞，襯砌材料也出現不同程度的損傷與劣化［2-6］。針對渠道襯砌面臨的基土凍融問題，目前的研究主要是在渠道襯砌板下部設置一種或多種墊層，主要材料包括聚苯乙烯泡沫板、復合土工膜和砂礫石防凍排水層等，將上述材料單獨鋪設或多種材料組合鋪設得到各具優勢的襯砌墊層［7-8］。從保溫的角度出發，聚苯乙烯泡沫（EPS）板是目前渠系工程最常用的保溫材料，有學者對渠系工程采用聚苯乙烯泡沫板的方式展開了詳細研究，根據熱工計算提出了經濟合理的部分保溫法，同時，利用固體材料接觸熱阻原理，從理論和數值模擬層面解釋了EPS板的作用機理及效果［5，9-10］。復合土工膜與砂礫石換填層常組合使用，多用于高水位和凍脹敏感性土壤地區，在渠道襯砌板下部鋪設復合土工膜，再對一定深度的凍脹敏感性土進行換填，可起到排水與防滲的雙重作用［11-13］。渠道襯砌在設置墊層的同時，也應考慮渠道邊坡板在基土融化期的滑移穩定性，為此，有學者開展了墊層對邊坡板穩定性影響的研究，發現復合土工膜、EPS板與下部基土之間的摩擦力過小，坡板存在較大的滑塌風險［14］，同時，EPS 板本身強度較低，與混凝土板粘結面的抗剪強度較弱，在該界面易出現剪切破壞，導致坡板向渠內滑移［15-18］。上述研究對渠道常用墊層材料進行了較為全面的探索，但大多都是針對保溫或防滲一方面而言，將渠道抗凍脹與防滑相結合的墊層研究還有待開展；此外，由于墊層材料與渠道襯砌需共同抵抗周圍環境的變化，而這種季節性周期變化的環境條件對材料各項性能會有較大影響，因此，在墊層材料設計時還需考慮材料的耐久性問題。

綜上，在EPS 板墊層的基礎之上，考慮春融階段基土融化引起的坡板滑移問題，提出一種由多層材料粘結組合而成的多層組合墊層措施。通過干濕與凍融交替試驗來探究此墊層在數次試驗后的隔熱性、粘結強度，以及對混凝土的保護作用，明確該墊層材料在復雜環境下的耐久性能及劣化趨勢，同時，從粘結強度和隔熱性兩方面確定陶砂的最佳摻量，最終得到一個較優的墊層措施，為未來渠道復合襯砌設計及耐久性研究提供一定參考。

1 試驗方法與材料

1.1 墊層設計

EPS 板通過陶砂環氧樹脂（EP）膜與上部渠道混凝土板粘結成一體，其組合形式見圖1。EP 膜由環氧樹脂WSR6101、固化劑T31 和無水乙醇按照質量比為5∶1∶1 的比例配制而成。陶砂EP 膜不僅作為混凝土板與保溫板的粘結材料，同時也可起到隔熱作用，其中，復合襯砌由混凝土板和多層組合墊層組成，而多層組合墊層則由陶砂EP 膜和EPS板粘結而成，如圖1 所示，其粘結過程如下：（1）按照環氧樹脂WSR6101、固化劑T31 和無水乙醇質量比為5∶1∶1 的比例配制EP 溶液；（2）將陶砂顆粒摻入EP 溶液中，充分攪拌，使其均勻分布于EP 溶液中，制得陶砂EP 溶液；（3）將配制好的陶砂EP 溶液澆筑于EPS 板表面，養護7 d 即可得到陶砂EP 膜與EPS 板粘結成一體的試件。多層組合墊層與混凝土板粘結成一體，故采用與混凝土同等的試驗條件。

圖1 復合襯砌組合形式示意圖Fig. 1 Schematic diagram of composite lining

1.2 試驗方案設計

在我國西北地區，部分土壤含鹽量較高，同時，該地區氣候干旱少雨，晝夜溫差大，在春秋季節常發生日凍融循環，而在此過程中往往伴隨的干濕交替，渠道復合襯砌在此環境下易遭受干濕與凍融的交替作用，故本試驗采用連續15次干濕循環與連續25 次凍融循環先后交替的方式來研究復合襯砌的耐久性。干濕循環過程采用5%硫酸鈉溶液（鹽溶液）作為浸泡溶液，將試件在環境溫度為26 ℃條件下浸泡15 h，隨后風干1 h，再在環境溫度為80 ℃條件下干燥6 h，隨后在25～30 ℃室溫條件下自然冷卻2 h，此過程為1 次干濕循環，試驗過程如圖2（a）所示；而凍融過程采用慢凍法，“氣凍水融”的形式，其中，降溫與升溫過程均為2 h，此過程環境溫度分別為-18 ℃與18 ℃，凍結與融化過程各持續5 h，環境溫度分別為-18 ℃與18 ℃［19-20］，試驗過程如圖2（b）所示。將15 次干濕循環與25 次凍融循環作為一個完整試驗周期，并循環往復4 次，在每15 次干濕循環與25 次凍融循環結束后分別測取材料的各項性能。干濕與凍融具體試驗設計參數如圖2 所示。

圖2 干濕與凍融過程示意圖Fig. 2 Schematic diagram of wet-dry and freeze-thaw processes

陶砂摻量以其與環氧樹脂質量比為依據，因陶砂EP膜作為粘結層，厚度相對于混凝土板與EPS板較薄，須考慮陶砂與EP膜在該層的體積占比，同時，還要滿足一定的粘結強度，經前期試驗發現，陶砂摻量與有效粘結面積成反比［21］，故選取0～15%，梯度為5%的陶砂摻量方式，陶砂各摻比下的質量計算式如下：

式中：H2為陶砂EP 膜厚度（m）；L1為試件長度（m）；L2為試件寬度（m）；ρEP、ρT分別為環氧樹脂和陶砂的表觀密度（g·cm-3）；n為陶砂摻量質量比。

1.2.1 隔熱性

復合襯砌及各層材料的隔熱性通過導熱系數來反映，本試驗參考GB/T 10801.1—2002《絕熱用模塑聚苯乙烯泡沫塑料》和GB/T 10294—2008《絕熱材料穩態熱阻及有關特性的測定 防護熱板法》進行，將復合襯砌制成邊長為100 mm 的立方體試件，在干濕與凍融交替試驗后，采用迅速導熱系數測定儀QTM-710 來測定不同交替次數下試件的導熱系數。

1.2.2 粘結強度

粘結面B（聚苯乙烯泡沫板接觸面）的粘結強度參照GB/T 30804—2014《建筑用絕熱制品 垂直于表面抗拉強度的測定》測定，將試件上下兩面用結構膠粘于預制鋼板，利用電子萬能試驗機對試件進行拉伸試驗，如圖3 所示；其中，為分別獲取粘結面A（混凝土接觸面）、B 的強度劣化規律，本文采用兩層EPS 板中間用陶砂EP 膜粘結的方式來測取粘結面B 的強度，同理，粘結面A 則是通過陶砂EP 膜粘結兩層混凝土板來進行試驗，將制備完成的陶砂EP混凝土進行劈裂抗拉試驗，測取兩混凝土板之間的粘結強度。

圖3 B面粘結強度測試過程Fig. 3 Test procedure for bond strength of surface B

1.2.3 混凝土與EP 膜混凝土表觀形貌、質量損失與抗壓強度

原位渠道的復合襯砌處在一個復雜環境中，周圍水分條件與溫度條件隨著時間不斷變化，而且，土壤中的鹽分會隨基土自由水不斷遷移，因此，為測得EP 膜對混凝土的保護作用，考慮在無EPS 板的極端情況，本試驗采用在100 mm 標準混凝土立方塊試件表面涂抹EP 膜，將該試件在數次干濕與凍融交替試驗后的質量損失與抗壓強度作為定量評判指標，表觀形貌破損程度作為定性評判指標［19-20］。

各試驗內容所對應的試件參數詳見表1，混凝土配合比設計見表2，陶砂選用新疆沙灣縣盛源保溫材料廠生產的陶砂，其性能參數見表3，級配見表4。

表1 試件試驗內容與參數Table 1 Contents and parameters of test specimens

表3 頁巖陶砂的基本性能Table 3 Properties of shale ceramic sand

表4 陶砂的級配Table 4 Distribution of particle size for ceramic sand

2 結果與討論

2.1 復合襯砌隔熱性劣化規律分析

根據1.2.1 節所述測試方法對復合襯砌及墊層進行導熱系數測定，結果如圖4 所示。復合襯砌的導熱系數隨著干濕、凍融交替次數的增加而增加，幾乎呈線性關系，平均增長率為45.33%，陶砂摻量大小對多層組合墊層導熱系數有一定影響，摻量與隔熱性成正比，隨著干濕與凍融交替試驗次數的增加，陶砂的隔熱作用越明顯，此外，陶砂摻量少于5%的試件導熱系數增長率略高于其他摻量試件。

圖4 復合襯砌不同陶砂摻量的導熱系數Fig. 4 Thermal conductivity of cushion with different content of ceramics

為更好地研究復合襯砌在數次交替試驗后的劣化情況，分別對EPS 板和混凝土板進行干濕與凍融交替試驗，測試結果見圖5。隨著試驗交替次數的增多，EPS板導熱系數線性增大，其導熱系數最終增幅為51.22%。這是由于鹽溶液通過EPS 板開口孔隙進入其內部，加速EPS 板老化，鹽溶液密度大，閉口孔隙在周圍較大的溶液壓力下易破裂開口，鹽溶液進入閉口孔隙內部，在干燥加熱階段，閉口孔隙內部壓力增大，內外形成較強的壓力差，此時，開口裂隙在內外壓力差下進一步擴展，與此同時，留存于閉口孔隙內部的鹽溶液結晶析出，硫酸鈉結晶在正溫環境下的導熱系數約為0.543 W·m-1·K-1，與EPS板相比較高，所以，鹽溶液的結晶析出對復合襯砌的隔熱性有不利影響。

圖5 EPS板與混凝土板的導熱系數Fig. 5 Thermal conductivity of EPS slab and concrete slab

經過數次干濕循環后，EPS 板內部部分氣泡失效。凍融過程中，水分進入EPS 板內部，溫度降低，水分發生相變，體積膨脹，EPS板內部的水分結冰凍脹，對周圍EPS 板顆粒產生強烈的擠壓作用，裂隙再次擴展，部分未破壞的閉口孔隙在周圍冰劇烈的擠壓作用下變形，進而發生破壞。在如此循環往復的干濕、凍融作用下，EPS板內部孔隙破裂、發育，氣泡間的間隙也逐步減小，EPS 板上下表面熱流通道增多且路徑縮短，從而導致EPS 板導熱系數增大，隔熱性降低。

從圖5 中還可知，混凝土試件導熱系數出現先降低后增大的情況，最終漲幅為13.62%。在首次干濕循環中，濕熱環境為混凝土創造了良好的水化反應條件，混凝土內部進一步發生水化反應，水化產物對內部孔隙結構進行了優化，導熱系數出現降低現象。在后續交替試驗中，混凝土導熱系數持續增大，這也與混凝土孔隙破壞和裂縫發育有關。在干濕循環中，鹽溶液通過混凝土表面微小裂隙滲入，一方面，與混凝土板發生反應，生成鈣礬石等產物，生成物膨脹，裂隙進一步擴大，另一方面，混凝土裂隙中的鹽溶液結晶析出，體積膨脹，裂縫不斷擴展延伸。在干濕破壞的基礎之上，凍融作用對混凝土的破壞是一個冰脹與充水的惡性循環過程，內部孔隙在周圍壓應力增大情況下出現破碎，多個孔隙相連，形成較大的孔隙，這為傳熱提供了較好的路徑，熱量散失速度加快，隔熱性降低。干濕與凍融交替作用，相互促進各自的不良作用，對混凝土的導熱性影響較大。

2.2 EPS板粘結面強度劣化規律分析

為方便對試驗結果的統計與分析，本文選取陶砂摻量為0、5%、10%和15%時的結果進行分析，其余中間陶砂摻量試驗結果在此結果區間之內，趨勢相同。粘結面A、B 的粘結強度均隨干濕與凍融交替次數的增加而降低，與交替試驗次數幾乎呈線性降低關系。從圖6 可以看出，陶砂摻量對粘結面A的強度有較大影響，且呈非線性關系。在對不同陶砂摻量試件進行4 次干濕、凍融交替試驗后，0、5%、10%和15%陶砂摻量A 粘結面的強度降幅分別為37.34%、36.35%、45.08%、54.12%，可以看出，5%陶砂摻量的粘結面強度降幅最小，15%陶砂摻量降幅最大。陶砂的加入會減小粘結面的有效接觸面積，在陶砂高摻量時表現得尤為明顯，陶砂顆粒與EP膜在靠近上下EPS 板表面時會出現填充空腔，而且，陶砂顆粒在加入EP 膠泥后，顆粒之間存在潤濕凝聚作用，顆粒表面包裹一層具有較強粘性的EP膜，因此，顆粒間的粘性和粘結作用變得明顯，隨著顆粒碰撞的發生，顆粒彼此粘附在一起，進而形成團聚，陶砂顆粒越多，顆粒間碰撞可能性越大，團聚現象越明顯，如圖8 所示。在EP 膜進行粘結時，陶砂顆粒團會占據大量接觸面積，從而使得有效粘結面積降低，加之混凝土EPS 板本身抗拉強度較低，在劈裂抗拉試驗過程中，混凝土表面受到粘結層的較大軸向拉應力，進而混凝土表面發生表皮剝離破壞，粘結作用失效，有效面積越小，則能承受的軸向抗拉強度越小，受力時也更容易出現應力集中。而粘結面B 的強度劣化規律與粘結面A 不完全一樣，最主要的區別在于陶砂對粘結面強度的影響，在圖7 中，可以明顯看到有無陶砂以及陶砂摻量多少對粘結面強度幾乎無影響，從六組數據及試驗結果來看，粘結面B的破壞均是EPS板的拉伸破壞，該界面的粘結強度取決于EPS 板的強度，如圖9（a）、9（b）所示。隨著交替試驗次數的增加，破壞強度依然呈近乎線性的降低，平均降幅為33.96%。這是由于EP 膜在涂抹至兩EPS 板之間時，EP 會沿著EPS 板的空隙入滲，填充粘結面附近EPS板的空隙，在EPS板與EP 膜層接觸面附近形成一個具有一定厚度的粘結強化層，故在進行軸向拉伸試驗時，破壞截面在EPS層，破壞強度也就由EPS板所決定。

圖6 A面不同陶砂摻量的粘結強度Fig. 6 Bond strength of surface A with different dosages of ceramics

圖7 B面不同陶砂摻量的粘結強度Fig. 7 Bond strength of different ceramic content on surface B

圖8 不同陶砂摻量平面圖Fig. 8 Plan view of ceramic sand with different amounts of admixture： 0（a）， 5%（b）， 10%（c）， 15%（d）

圖9 各材料軸向拉伸破壞形態Fig. 9 Damage pattern of axial tensile test for each material：EPS slab （a）， surface B （b）， cushion without EP membrane （c）， cushion with EP membrane （d）

與此同時，混凝土板與EPS 板的強度會隨干濕、凍融交替次數增多而出現降低，EPS板內部結構在反復干濕與凍融作用下出現劣化。在干濕循環中，混凝土表面與溶液直接接觸，首先在表面一定厚度出現脆化，而凍融循環則是水分通過表面裂隙進入混凝土，使得混凝土遭受強烈的凍脹作用；EPS板在干濕、凍融循環中也是如此，空隙不斷增大，EPS板內部的連接作用削弱，孔隙破裂，裂紋相互連接貫穿，強度大大降低，進而呈現持續降低趨勢。

對比粘結面A 與B 的強度，由圖6 和圖7 可知，粘結面A 的強度是B 面強度的10 倍左右，在無陶砂EP 膜的情況下，破壞截面為上部混凝土板與下部EPS 板的接觸面，如圖9（c）所示。當設置有陶砂EP膜時，多層組合墊層將破壞截面轉移至粘結面B 下部附近，如圖9（d）所示，在渠道襯砌凍脹翹曲過程中，混凝土板在自身重力作用下會沿著某一滑移面向下滑移；在極端情況下，混凝土板的翹曲量超過混凝土板的厚度時，若陶砂EP膜與混凝土的粘結強度不夠，粘結面A將成為滑移面，若粘結面A強度足夠，則需要更大的翹曲量，滑移面也進而向下推移至粘結面B 附近，所以，EP 膜的存在使混凝土板滑塌的可能性降低。

2.3 EP膜對混凝土耐久性影響分析

在1.2.3 節所述條件下，考慮EP 膜對混凝土作用的極端情況，對EP 膜混凝土進行交替試驗，并與普通混凝土試件對比，表觀形貌結果如圖10（a）、10（b）所示，質量損失率變化情況見圖11，而抗壓強度的劣化過程見圖12所示。

圖10 不同試件表觀形貌Fig.10 Surface morphology of different specimens： （a） ordinary concrete， （b） EP-concrete

圖11 EP膜混凝土與普通混凝土質量損失變化情況Fig. 11 Change of quality loss of EP-concrete and ordinary concrete

圖12 EP膜混凝土與普通混凝土抗壓強度變化情況Fig. 12 Compressive strength change of EP-concrete and ordinary concrete

2.3.1 表觀形貌

現對普通混凝土試件進行分析，由圖10（a）可知，普通混凝土試件表面破壞程度隨干濕、凍融交替試驗次數的增多而加深。普通混凝土試件在完成首次交替試驗后，表面基本上保持平整，僅有部分區域出現輕微的剝蝕，試件完整性較好；在進行2次干濕、凍融交替試驗后，試件表面平整度降低，出現點狀坑槽，試件棱角部位輕微剝落，表面還伴隨著部分顆粒，有裂紋出現；當試件完成3 次交替試驗后，表面平整度急劇下降，面部坑槽增多，棱角部位損傷較為嚴重，骨料有裸露的傾向，裂紋發育；當試件完成4次干濕、凍融交替試驗后，破損程度嚴重，表面粗骨料裸露，棱角成曲面，裂紋擴展明顯，表面一定厚度的砂漿層剝落，少量白色區域為附帶鹽結晶。

EP膜混凝土試驗結果不同于普通混凝土試件，從圖10（b）可知，EP膜混凝土在數次交替試驗后，表面EP膜呈現脫落狀態，而內部混凝土試件則較為完整，交替試驗對其影響不大，這得益于外部EP 膜對混凝土試件的保護作用。EP 膜混凝土在經歷初次交替試驗后，基本無變化，表面仍光滑平整，無破損現象出現；第2次交替試驗完成后，EP膜混凝土表面出現少許膜脫落現象，平整度較初次試驗有明顯降低，大部分EP 膜依舊與混凝土粘結，試件整體完整性較好；在3 次試驗結束后，EP 膜出現老化，表面剝離嚴重，部分混凝土試件受到輕微侵蝕，EP 膜的粘結性也出現一定程度的下降，但內部混凝土試件未出現明顯破壞；當試件進行4次交替試驗后，表面EP膜脫落嚴重，內部混凝土試件暴露，但試件平整度和完整性均較好，無鹽結晶附著，外部EP膜老化嚴重，基本喪失粘結能力，EP膜出現硬化和脆化現象。

2.3.2 質量損失

圖11 是EP 膜混凝土與普通混凝土質量損失變化情況，可以看出，EP 膜混凝土與普通混凝土試件質量損失率均呈現增長趨勢，純混凝土試件的質量損失速度較快，且損失量較大，而EP 膜混凝土試件質量損失率增長速度先慢后快，與混凝土試件相比，質量損失程度存在滯后現象。純混凝土試件質量損失整體呈加速上升趨勢，4 次完整交替試驗后最大質量損失可達2.57%，而EP膜混凝土前期幾乎無質量損失，從第3 個干濕、凍融交替試驗開始，EP膜脫落程度嚴重，內部混凝土試件逐步受到環境的影響，開始出現剝皮現象，質量損失逐步增大，最終可達1.53%。

混凝土試件在第一次干濕循環過程中出現質量損失為負的情況，主要有兩方面的原因，一方面，鹽溶液通過混凝土裂隙進入混凝土內部，溶液結晶析出，填充混凝土內部空隙；另一方面，在干濕循環過程中，混凝土所含氫氧化鈣與鹽溶液發生化學反應，生成一系列侵蝕產物，例如鈣礬石、石膏等，這些產物初期填充混凝土內部孔隙和缺陷；上述兩方面的原因就導致混凝土在初期試驗過程出現質量增加的現象。EP膜混凝土則不存在這種問題，試驗前期，內部混凝土被外膜包裹，與環境溶液無接觸，僅承受環境溫度的變化，EP膜混凝土在此過程無明顯變化，故質量損失幾乎為零，而在后期，隨著外表面EP膜的脫落，質量損失也在逐步增大?；炷猎嚰笃谠邴}侵和凍融的雙重作用下，表面開始剝蝕，棱角部分損失嚴重，裂紋也在此過程快速發育，試件質量損失率不斷上升。

2.3.3 抗壓強度

圖12 是EP 膜混凝土與普通混凝土抗壓強度變化情況，可以看出，普通混凝土與EP 膜混凝土試件的抗壓強度隨干濕與凍融累計試驗次數的增加呈先上升后降低趨勢，但整體呈降低趨勢，普通混凝土強度降低速率與幅值均大于EP膜混凝土；普通混凝土試件強度降低速率近似線性，其值為0.063 MPa/次，而EP膜混凝土強度降低速率先慢后快，強度平均劣化速率為0.039 MPa/次，該值小于未采取保護措施的普通混凝土試件。

普通混凝土試件在初次干濕循環后表現出強度增長的現象，發生此情況的原因與上述試件初期質量增加原因一致，也是上述兩方面原因引起的，而隨著交替試驗次數的增加，強度急劇下降，這是因為在初次干濕循環后，凍融過程中的水分沿著裂紋進入混凝土內部，在負溫作用下，水的成冰作用會在試件內部產生膨脹應力，而外部的水分結冰則對試件產生各個方向的擠壓應力，在內外復雜應力的共同作用下，普通混凝土原生裂紋擴展，薄弱部位產生新的裂縫，為下一次干濕循環提供有利的侵蝕條件；當試件經過上一次的凍融循環后，裂紋發展，干濕循環中鹽溶液有充分的侵蝕面積，產生大量侵蝕產物，與鹽結晶共同對裂紋周圍混凝土施加膨脹應力，普通混凝土劣化持續加深。在這種“擴張-填充-擴張”的循環作用下，混凝土結構緩慢瓦解，強度逐步下降。而EP膜混凝土前期強度降低較為緩慢，主要是試件外部EP膜阻擋鹽溶液和水分進入，內部混凝土試件處于一個干燥環境，僅承受環境溫度的改變，不涉及侵蝕反應、結晶膨脹和冰脹作用，強度變化不大，而在外部EP 膜開始脫落的時候，內部混凝土開始發生與普通混凝土試件一樣的變化，但由于EP 膜并未完全脫落，內部混凝土試件與外溶液也是部分接觸，不良作用僅在局部產生，而后EP 膜脫落，內部混凝土暴露，在交替作用下強度開始快速降低。

3 陶砂最佳摻量設計

由于陶砂摻量對多層組合墊層的隔熱性和A面粘結強度有較大影響，因此，確定陶砂最佳摻量時以隔熱性和A 面粘結強度為參考指標，為更好反映陶砂摻量對多層組合墊層的影響，同時考慮在摻量分析過程中的簡便性與實用性，將導熱系數的倒數熱阻作為隔熱性大小的判斷指標，熱阻越大，隔熱性越好。將陶砂摻量對多層組合墊層熱阻與A面粘結強度的影響規律繪制如圖13 所示，由圖13可以看出，墊層熱阻與A 面粘結強度隨陶砂摻量不同而呈現相反變化趨勢。對下圖熱阻與粘結強度進行線性擬合，結果如下表5所示。

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表5 不同交替試驗次數下A面粘結強度和墊層熱阻擬合結果表Table 5 Fitting results of bonding strength of surface A and thermal resistance of cushion under different test times

圖13 不同交替試驗次數下陶砂摻量對A面粘結強度和墊層熱阻的影響Fig. 13 Effect of pottery content on the bonding strength of surface A and thermal resistance of cushion under different test times

對上述粘結強度與隔熱性試驗結果進行Logistic歸一化處理［22-23］，并對歸一化后的結果進行擬合，得到熱阻、粘結強度分別與陶砂摻量之間的函數關系，如表6所示。

表6 不同交替試驗次數下A面粘結強度和墊層熱阻性歸一化結果表Table 6 Normalized results of bond strength of surface A and thermal resistance of cushion

不同渠道所處環境不一樣，因此，考慮不同環境下渠道防治重點，以及粘結性與隔熱性需求不一致的情況，通過不同權重來描述隔熱性和粘結強度的重要程度，計算表達式如下：

式中：c為墊層隔熱性（熱阻）設計權重，0 ≤c≤1。

式（2）中隔熱性設計權重c的取值考慮引起原位渠道凍脹破壞的主要因素，減少凍脹量，本文主要從地下水與土壤溫度入手，而土壤溫度與渠道系統中各材料的導熱系數有關，其中，凍脹量與地下水位高度、各材料導熱系數之間的關系為［24-25］：

式中：h為渠道邊坡板平均凍脹量（cm）；αP為荷載修正系數，取值與基土干密度和上部荷載大小有關；a、b、d和k均為與溫度、土質相關的參數；z為邊坡板地下水位平均埋深（m）；w為基土初始含水率（%）；wp為土壤塑限含水率（%）；λf為基土凍結時的導熱系數（W·m-1·K-1）；Hd為工程設計凍深（m）；λd為渠道復合襯砌設計導熱系數（W·m-1·K-1）；Hc為渠道混凝土板厚度（m）；λc為混凝土板導熱系數（W·m-1·K-1）；HS為墊層厚度（m）；y＇s為墊層的熱阻（m·K·W-1）；hL為地下水位深、淺臨界深度（m），當z≤hL時，地下水位埋深較淺，z>hL時，地下水位埋深較深，其計算式如下：

式中：Hmax為渠道歷年來最大凍深（m）；Δh為渠道最大凍深與地下水位之間的臨界距離，取值如表7所示。

表7 Δh參考取值表Table 7 Reference values of Δh

以新疆維吾爾自治區某灌區渠道為計算依據，對式（3）進行分析，相關計算參數如表8 所示，在設計凍深、土質情況、襯砌厚度和隔熱層厚度一定的情況下，地下水位埋深較淺時，渠道凍脹破壞程度主要由地下水位高度決定，隔熱性對渠道凍脹量的影響較小，地下水位與熱阻對渠道凍脹量的影響曲線如圖14（a）、圖14（b）所示；而當地下水位埋深較深時，影響渠道凍脹量的因素主要是墊層的熱阻大小，影響曲線如圖15 所示。所以，在進行陶砂摻量設計時，當地下水位埋深較淺時，陶砂EP 膜的熱阻對渠道抗凍脹影響較小，此時主要考慮陶砂EP膜與A面的粘結強度，防止混凝土板發生滑塌破壞；地下水位埋深較深時，影響渠道凍脹量的主要因素為陶砂EP 膜的熱阻大小，故此時主要考慮陶砂摻量對EP膜的熱阻影響。

表8 新疆維吾爾自治區某灌區渠道計算參數Table 8 Parameters of a canal in an irrigation area in Xinjiang Uygur Autonomous Region

圖14 地下水位埋深較淺時各因素對渠道邊坡板凍脹量的影響曲線Fig. 14 Influence curve of the amounts of factors on the frost heave under a shallow groundwater table

圖15 地下水位埋深較深時熱阻對渠道邊坡板凍脹量的影響曲線Fig. 15 Influence curve of the amount of frost heave at the deeper groundwater table

為安全起見，本文以混凝土板的厚度來衡量凍脹量大小，同時考慮不同凍脹量情況下設計權重c的取值，計算式如下：

式中：h1max為地下水位較淺時的最大凍脹量，cm；h2max為地下水位較深時的最大凍脹量，cm。

將式（5）代入式（3）可得隔熱性設計權重c的取值，計算式如下：

為求得多層組合墊層隔熱性與粘結性的最佳組合比，同時確定該組合下的陶砂摻量，對式（2）進行極值處理，其計算式如下所示：

本文僅給出部分設計權重c所對應的最佳陶砂摻量，其結果如表9 所示，其余設計權重c所對應的最佳陶砂摻量計算方法亦是如此。

表9 陶砂摻量參考表Table 9 Quantity reference values of ceramic sand

4 結論

在EPS 板保溫墊層的基礎之上，針對渠道墊層與襯砌材料粘結面強度不夠、基土水分侵蝕襯砌等問題，提出多層組合墊層，在室內制作渠道墊層局部試件，并進行干濕與凍融交替試驗，探究該墊層的耐久性，得到如下結論。

（1）陶砂摻量與復合襯砌的隔熱性成正相關，干濕與凍融交替次數越多，陶砂對墊層的隔熱作用越明顯。EPS板與混凝土板在干濕與凍融交替試驗過程中也出現不同程度的劣化，二者導熱系數隨干濕與凍融累計試驗次數增大基本呈線性增加，隔熱性也隨之降低。

（2）陶砂EP 膜使得復合襯砌滑移時的破壞截面下移，降低了渠道邊坡板滑移的可能性。就多層組合墊層而言，陶砂摻量對粘結面B 的強度幾乎無影響，而對粘結面A的強度有較大影響，摻量與強度成負相關，陶砂顆粒團聚會占據有效接觸面積，使得兩材料在受拉時所提供的粘結面不足，進而導致材料所能提供的抗拉應力過低，易發生受拉破壞。

（3）與普通混凝土相比，EP 膜對混凝土有明顯的保護作用，質量損失與抗壓強度劣化現象向后明顯推移，延長了混凝土板的使用壽命，在質量與抗壓強度損失方面分別降低1.04%和8.58%，可有效提高混凝土板對基土水分侵蝕的抵抗作用。

（4）通過研究陶砂摻量與墊層隔熱性、A面粘結強度的大小影響，利用統計的方法對不同試驗交替次數下陶砂的最佳摻量進行計算分析，確定陶砂在不同隔熱性與粘結強度雙目標需求下的最佳摻量，并給出了確定陶砂摻量的計算方法。