干湿-冻融循环下地聚物固化风积沙力学特性

doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2025.11.015

干湿-冻融循环下地聚物固化风积沙力学特性

张凌凯^,, 贾威

1. 新疆农业大学水利与土木工程学院，新疆乌鲁木齐 830052

2. 新疆水利工程安全与水灾害防治重点实验室，新疆乌鲁木齐 830052

Mechanical property of geopolymer solidified aeolian sand under dry-wet-freeze-thaw cycle

ZHANG Lingkai^,, JIA Wei

1. College of Water Conservancy and Civil Engineering, Xinjiang Agricultural University, Urumqi 830052, China

2. Xinjiang Key Laboratory of Water Conservancy Engineering Safety and Water Disaster Prevention, Urumqi 830052, China

收稿日期: 2024-11-5

基金资助:

2022年自治区重点研发任务专项资助项目（2022B03024-3）；新疆维吾尔自治区杰出青年科学基金资助项目（2022D01E45）；新疆维吾尔自治区中央引导地方科技发展资金资助项目（ZYYD2024CG20）.

Received: 2024-11-5

Fund supported:

作者简介 About authors

张凌凯（1987—），男，副教授，博士，从事环境岩土工程的研究.orcid.org/0000-0002-5290-5309.E-mail：xjau_zlk@163.com , E-mail：xjau_zlk@163.com

摘要

为了探讨干湿-冻融循环条件下地聚物固化风积沙的力学特性劣化规律，开展干湿-冻融循环条件下的直剪、压缩、渗透和扫描电镜(SEM)试验. 研究表明，随着循环次数的增加，黏聚力、内摩擦角均呈二次函数的减小趋势. 抗剪强度参数劣化在微观的表征为脱离体面积比与孔隙面积比的增加. 随着循环次数的增加，压缩指数、回弹指数均呈二次函数的变化趋势. 压缩特性参数的损失率与脱离体面积比、孔隙面积比的相关性较高. 随着循环次数的增加，渗透系数呈增加的趋势，过程可以分为缓慢、迅速、稳定3个阶段. 孔隙面积比的增加促进了渗透系数的增加趋势，脱离体面积比的增加减缓了渗透系数的增加趋势.

关键词： 干湿-冻融循环 ; 固化风积沙 ; 剪切特性 ; 压缩特性 ; 渗透特性

Abstract

Direct shear, compression, penetration and scanning electron microscopy (SEM) tests were conducted under dry-wet-freeze-thaw cycles in order to analyze the degradation law of mechanical property of geopolymer solidified aeolian sand under dry-wet-freeze-thaw cycles. The cohesion and internal friction angle show a decreasing trend of quadratic function with the increase of the number of cycles. The deterioration of shear strength parameter is characterized by an increase in the detachment area ratio and the pore area ratio. The compression index and the rebound index show a quadratic function trend with the increase of the number of cycles. The loss rate of compression characteristic parameter is highly correlated with the detachment area ratio and pore area ratio. The permeability coefficient shows an increasing trend with the increase of the number of cycles. The process can be divided into three stages: slow, rapid and stable. The increase of pore area ratio promotes the increase of permeability coefficient, and the increase of detachment area ratio slows down the increase of permeability coefficient.

Keywords： dry-wet-freeze-thaw cycle ; solidified aeolian sand ; shear property ; compression characteristic ; permeability characteristic

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本文引用格式

张凌凯, 贾威. 干湿-冻融循环下地聚物固化风积沙力学特性. 浙江大学学报(工学版)[J], 2025, 59(11): 2361-2369 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2025.11.015

ZHANG Lingkai, JIA Wei. Mechanical property of geopolymer solidified aeolian sand under dry-wet-freeze-thaw cycle. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2025, 59(11): 2361-2369 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2025.11.015

塔里木河季节性气候变化及冰川融雪使得河岸风积沙长期处于干湿-冻融的循环状态，导致其经常出现冲刷破坏的现象^[1]. 风积的沙黏性较低，很难直接作为岸坡材料，目前针对风积沙自身的特殊性质^[2]，对其进行化学改良后再用于护岸建设已成为当下最有效的关键性工程措施.

对于干湿-冻融循环所造成的土体劣化问题，Zeng等^[3]研究发现，土体颗粒变形不协调与重新排列是造成土体劣化的主要原因. 1)常规未改良土. 张建新等^[4-5]基于宏-微观试验结果，认为干湿-冻融循环作用导致土体的整体结构发生破坏，降低了颗粒之间的胶凝能力，力学特性参数发生劣化. 2)化学改良风积沙. 阮波等^[6-7]分别利用玄武岩纤维、水泥作为改良材料，研究发现，经改良后的风积沙颗粒间的黏结力增大，胶凝能力得到增强，能够减少循环作用对风积沙力学特性参数的损伤. 3)地聚物改良土. 自Davidovits提出新型绿色胶凝材料并称之为地聚物后，崔潮等^[8-9]针对地聚物的成分和性质展开了大量的研究. 黎梦珂等^[10]的研究证明，地聚物胶凝材料反应产生的二氧化碳质量远远低于水泥. 王立权等^[11-12]通过对地聚物固化风积沙进行力学特性试验，研究发现，经改良后的风积沙胶结能力得到增强，力学特性参数出现了较明显的提升. 吴冠雄等^[13-14]分别对地聚物固化土进行干湿循环与冻融循环后的力学特性试验，研究发现，地聚物中的碱溶液能够降低干湿循环对C-A-S-H凝胶的弱化作用，矿渣的掺入可以降低土体冻融循环后的强度损失率. 综上所述，目前国内外学者对循环条件下的化学改良风积沙和地聚物改良土做了大量的研究，但针对干湿-冻融循环条件下地聚物固化风积沙的研究较少.

本文选取塔里木河沿岸的风积沙作为研究对象，通过模拟塔河常年气候环境的变化，开展循环条件下的力学特性试验、扫描电镜试验. 以宏-微观相结合的方式，探究力学特性参数的变化规律，揭示损伤机理，为塔河地区地聚物固化风积沙用于护岸工程建设提供科学的理论依据.

1. 试验材料与方法

1.1. 试验材料

试验所用的材料分别为风积沙、粉煤灰、矿粉、氢氧化钠颗粒和蒸馏水. 试验所用的风积沙取自塔里木河沿岸，土样呈黄色粉粒状. 对该土样进行颗粒级配试验，经计算得出的不均匀系数为35.7，曲率系数为14.3，级配不良. 粉煤灰、矿粉的颗粒级配曲线如图1所示. 其中，w_B为小于某粒径的颗粒质量分数，d为粒径.主要的成分组成如图2所示. 碱性剂选用氢氧化钠固体小颗粒. 根据室内力学特性试验，找到力学特性参数的最优值所对应固化材料的配合比，确定固化材料的最优配合质量比为粉煤灰12%、矿粉15%，氢氧化钠的溶液质量分数为9%.

图 1

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图 1 风积沙、矿粉、粉煤灰颗粒级配曲线

Fig.1 Aeolian sand, mineral powder, fly ash particle gradation curve

图 2

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图 2 粉煤灰、矿粉主要成分的分布

Fig.2 Distribution of main component of fly ash and slag powder

1.2. 试样制备

试样制备的过程如下. 1）取样：将试验所用的风积沙从塔里木河沿岸取回，进行晾晒、碾碎、筛分. 2）烘干：取一定质量的风积沙、粉煤灰与矿粉放进烘箱，在105 ℃下烘干12 h. 3）混合：按照上述所示最优配合质量比的固化材料与风积沙混合并干拌均匀. 4）配碱：取相应比例的蒸馏水与氢氧化钠颗粒倒入烧杯中，并用玻璃棒搅拌均匀，待冷却后备用. 5）调土：将制备好的碱溶液用喷壶均匀地喷洒在混合料中，并搅拌均匀. 6）焖料：将搅拌均匀的土样用塑料薄膜焖制24 h以上. 7）制样：使用静压法，将混合均匀的土样制成天然含水率（水质量分数）为15.2%、干密度为1.50 g/cm³的试样. 8）养护：将制备完成的试样立刻用塑料薄膜包裹后，放入标准养护室(温度为(20 ± 1) ℃，相对湿度≥95%)养护14 d.

1.3. 循环试验方案

使用恒温控制式烘箱和DX-30型高低温试验箱来模拟塔河常年气候环境，干湿-冻融循环过程依次为湿-干-冻-融. 1）湿：将养护完成的试样放入饱和缸中进行抽气饱和（抽气1 h，饱和12 h），模拟塔河夏季河床上升河岸的浸泡期. 2）干：将饱和结束的试样放入烘箱中(40 ℃)，脱水至天然含水率为15.2%时停止(期间采用称重法控制试样含水率，当烘干至w=16%时，每10 min称重一次)，模拟塔河秋季断水河岸的枯水期. 为了保证试样含水率分布均匀，在达到目标含水率后将试样用保鲜膜包裹，在室温条件下放置12 h再进行下一步试验. 3）冻：将放置后的试样放入高低温试验箱中，在−20 ℃下冻结24 h，模拟塔河冬季降温河岸的冻结期. 4）融：将冻结后的试样置于+20 ℃的环境中融化24 h，模拟塔河春季河岸的消融期. 以上过程为1次干湿-冻融循环，一共进行9次干湿-冻融循环，将循环次数记为N.

1.4. 宏-微观试验方案

1.4.1. 宏观力学特性试验

1)直剪试验. 对不同循环次数下的环刀试样(20 mm×61.8 mm)分别施加50、100、150、200 kPa的垂直压力进行直剪试验，剪切速率为0.8 mm/min，剪切试样直至发生剪切破坏或水平位移达到6 mm后停止试验.

2)压缩试验. 对不同循环次数下的环刀试样(20 mm×61.8 mm)进行快速压缩试验，加压方式采用加载-卸载-再加载的方式，加压等级采用25、50、100、200、400、200、100、50、25、50、100、200、400、800、1 200、1 600 kPa.

3)渗透试验. 对不同循环次数下的环刀试样(40 mm×61.8 mm)进行抽气饱和，待完全饱和后进行渗透试验，每组试样至少进行5次重复试验，取平均值作为该循环次数下的渗透系数.

1.4.2. 微观SEM试验

1)定性分析. 对未经循环与不同循环次数下的试样进行扫描电镜试验，选取试样内部的切块，将其烘干后，制成平整的薄片进行试验. 根据已有的研究结果，选取1 000倍数下的图片，定性观察微观结构的变化.

2)定量分析. 对于固化风积沙，干湿循环过程引起膨胀性和收缩性不同，颗粒间的变形不协调，颗粒间的胶结作用被削弱，固化材料与土体反应生成的胶凝产物脱落，试样抵抗外力的能力减弱^[15]. 在冻融循环过程中，土体之间产生冻胀力，导致试样内部孔隙扩张，试样的力学特性参数表现出劣化趋势^[16]. 综合考虑以上因素，提出将脱离块状整体，显露在试样表面的团聚体面积、砂粒的面积与整体观察面积之比定义为脱离体面积比A，孔隙面积与整体观察面积之比定义为孔隙面积比R，选取颗粒定向频率Q^[17]、长径比H^[18]作为微观参数，利用Image-J软件图像提取相关参数进行定量分析. 选取参数的计算公式如下.

$ A = B/S \times 100{\text{%}} , $

$ R = C/S \times 100 {\text{%}} , $

$ Q = {U_i}/U \times 100{\text{% }} , $

$ H{\text{ = }}{{n^{-1}\displaystyle\sum\nolimits_{{{i = }}1}^n {l_{{i}}/{d_0}} }} \times 100{\text{% }} . $

式中：A为脱离体面积比，B为脱离体与砂粒面积之和，S为选取的微观图像总面积，R为孔隙面积比，C为孔隙总面积，Q为颗粒定向频率，U_i为第i方向区间内颗粒数量，U为总颗粒数，H为平均长径比，l_i为第i个孔隙长度，d₀为孔隙平均直径.

2. 损伤特性的分析

为了探究干湿-冻融循环作用下试样宏观力学特性的损伤规律，对不同循环次数下的试样进行直剪、压缩、渗透试验，得到不同循环次数下试样的力学特性参数. 通过定义力学特性参数的损失率来反映循环作用对试样力学特性参数的劣化，具体的计算公式如下.

(1)$ \alpha {\text{ = }}\frac{{{c_0} - {c_{{N}}}}}{{{c_0}}} \times 100{\text{% }}{\text{.}} $

(2)$ \beta {\text{ = }}\frac{{{\varphi _0} - {\varphi _{{N}}}}}{{{\varphi _0}}} \times 100{\text{% }}{\text{.}} $

(3)$ \gamma {\text{ = }}\frac{{\left| {C_{{\mathrm{c}}0} - C_{{\mathrm{c}}{{N}}}} \right|}}{{C_{{\mathrm{c}}0}}} \times 100{\text{% }}{\text{.}} $

(4)$ \delta {\text{ = }}\frac{{C_{{\mathrm{s}}0} - C_{{\mathrm{s}}{{N}}}}}{{C_{{\mathrm{s}}0}}} \times 100{\text{% }}{\text{.}} $

(5)$ \eta {\text{ = }}\frac{{\left| {{k_0} - {k_{{N}}}} \right|}}{{{k_0}}} \times 100{\text{% }}{\text{.}} $

式中：α为黏聚力损失率，β为内摩擦角损失率，γ为压缩指数损失率，δ为回弹指数损失率，η为渗透系数损失率，c₀(φ₀)_、c_N(φ_N)分别为0次和N次循环后的黏聚力(内摩擦角），C_c0(C_s0)、C_cN(C_sN)分别为0次和N次循环后的压缩指数(回弹指数)，k₀、k_N为0次和N次循环后的渗透系数.

2.1. 直剪试验结果及分析

2.1.1. 直剪试验结果

如图3所示为不同循环次数下固化风积沙的剪切特性变化曲线. 从图3(a)可知，随着循环次数的增加，试样黏聚力c、内摩擦角φ均呈二次函数的减小趋势. 黏聚力的衰减较大，9次循环后减小了98.2 kPa，内摩擦角的变化较小，仅减小了4.6°. 从图3(b)可知，随着循环次数的增加，黏聚力、内摩擦角损失率的增加趋势逐渐减缓，1~3次循环后试样黏聚力、内摩擦角的损失较大，损失率分别达到11.69%和6.73%，后6次循环仅增加了8.26%和2.37%，9次循环结束后，黏聚力、内摩擦角的损失率分别达到19.91%和9.11%. 前几次循环对试样抗剪强度参数的影响较大.

图 3

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图 3 不同循环次数下固化风积沙的剪切特性变化曲线

Fig.3 Shear characteristic curve of solidified aeolian sand under different cycle

2.1.2. 微观定性分析

如图4所示为不同干湿-冻融循环次数下固化风积沙放大1 000倍后的微观结构图. 可知，未经循环的试样表面均匀致密，呈现出完整的块状结构. 在经过1次循环后，试样的块状结构变得粗糙，部分固化材料显露在表面，以颗粒团聚体状进行网状联结^[19]. 经3次循环后，地聚物固化风积沙生成的C-A-S-H凝胶胶凝效果减弱，完整结构被破坏，胶凝团聚体开始脱离，孔隙面积呈增加的趋势. 5~7次循环后的试样转化为团聚体-团聚体连接的散粒团聚体结构. 当循环次数达到9时，试样中的团聚体、砂粒分布散乱，但试样的整体结构未发生较大的改变.

图 4

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图 4 不同循环次数下固化风积沙的微观图像

Fig.4 Microscopic image of solidified aeolian sand under different cycle

2.1.3. 微观定量分析

为了探究不同循环次数下试样微观参数与宏观力学特性参数的关系，采用Image J软件对放大1 000倍后的微观图像提取微观参数进行定量分析. 不同循环次数下固化风积沙的微观参数如表1所示.

表 1 不同循环次数下固化风积沙的微观参数

Tab.1 Microscopic parameter of solidified aeolian sand under different cycle

N	A/%	R/%	Q	H
1	4.58	7.23	0.835	1.53
3	16.74	15.69	0.823	1.55
5	21.45	17.22	0.773	1.47
7	22.13	19.68	0.794	1.48
9	28.35	19.91	0.788	1.41

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1)单一因素影响分析. 如图5所示为固化风积沙单一微观参数与抗剪强度参数损失率的关系曲线. 从图5(a)可知，随着脱离体面积比的增加，试样黏聚力、内摩擦角的损失率均呈线性增加的趋势. 主要原因是随着循环次数的增加，试样的胶结能力减弱，颗粒之间的咬合状态被破坏，团聚体碎片脱落，黏聚力、内摩擦角减小. 随着孔隙面积比的增加，试样黏聚力、内摩擦角的损失率均呈线性增加的趋势. 随着循环次数的增加，在吸水、失水造成的不均匀膨胀与收缩的作用下，颗粒之间重新排列，土体产生裂隙，颗粒之间的距离增加，原始黏聚力丧失，黏聚力、内摩擦角减小. 从图5(b)可知，颗粒定向频率与抗剪强度参数呈负相关. 随着循环次数的增加，试样中水分子状态不断变化，为相邻颗粒发生位移提供了动能. 颗粒之间发生运动调整，试样由狭长的裂隙转换为较宽阔的孔隙，颗粒的定向频率开始分散，试样的黏聚力与内摩擦角表现出劣化的趋势.

图 5

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图 5 不同循环次数下固化风积沙单一微观参数与抗剪强度参数损失率的关系曲线

Fig.5 Relationship between single microscopic parameter of solidified aeolian sand and loss rate of shear strength parameter under different cycle

根据拟合结果，对试样微观参数与抗剪强度参数损失率的相关程度进行排列：脱离体面积比＞孔隙面积比＞颗粒定向频率＞长径比.

2)双因素影响分析. 由单因素分析可知，固化风积沙力学特性参数劣化的微观表征主要为脱离体面积比与孔隙面积比的变化. 仅使用单因素分析来揭示其劣化规律不够准确，因此建立抗剪强度参数损失率与脱离体面积比/孔隙面积比之间的关系并进行拟合. 将得到的拟合公式绘制成三维曲面，如图6所示. 从图6(a)可知，随着孔隙面积比或脱离体面积比的增加，黏聚力损失率呈增加的趋势，当孔隙面积比达到最大时，脱离体面积比的增加会抑制黏聚力损失率的增加趋势. 从图6(b)可知，当固定单一变量保持不变时，另一变量的增加均会造成试样内摩擦角的迅速劣化，当脱离体面积比与孔隙面积比共同增加时，试样内摩擦角的增加趋势反而受到抑制.

图 6

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图 6 不同循环次数下固化风积沙双因素微观参数与抗剪强度参数损失率的变化曲面

Fig.6 Two-factor microscopic parameter of solidified aeolian sand and change surface of shear strength parameter loss rate under different cycle

(6)$ \begin{split} \alpha =&\; 0.015\;4{A^2}+0.048{R^2} - 0.034AR\; +\\ &0.241\;0R+2.962 ,\end{split} $

(7)$ \begin{split} \beta =&\; 0.041\;2{A^2}+0.056\;1{R^2} - 0.083\;5AR\;-\\& 0.162\;1A+0.073\;5R+3.954 .\end{split} $

2.2. 压缩试验结果及分析

2.2.1. 压缩试验结果

如图7所示为不同循环次数下固化风积沙压缩特性的变化曲线. 其中，e为孔隙比，p为轴向压力，C_c为压缩指数，C_s为回弹指数. 从图7(a)可知，在相同固结压力的作用下，不同循环次数下的试样均先呈拟弹性变化，后呈拟塑性变化^[20]. 当上覆荷载相同时，随着循环次数的增加，弹塑性界限由1~3次循环的800 kPa附近前移到5~9次循环的400 kPa附近. 从图7(b)可知，随着循环次数的增加，压缩指数呈二次函数的增加趋势，回弹指数呈二次函数的减小趋势. 从图7(c)可知，1~5次循环对试样压缩特性参数的影响较大，5~9次循环引起的变化幅度较小. 试样经5次循环后压缩指数的损失率达到40.4%，9次循环完成后的最终损失率仅为47.1%，后4次循环仅变化了6.7%. 在循环前期，干湿-冻融循环对试样压缩指数的影响较大，后期作用逐渐减小. 干湿-冻融循环次数对固化风积沙回弹指数的影响不太明显，经9次循环后，仅损失了11.3%，说明干湿-冻融循环作用主要导致试样压缩指数的劣化.

图 7

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图 7 不同循环次数下固化风积沙压缩特性的变化曲线

Fig.7 Change curve of compression characteristic of solidified aeolian sand under different cycle

2.2.2. 微观定性分析

如图8所示为不同干湿-冻融循环次数下，固化风积沙经压缩试验后，放大1000倍后的SEM图像. 可知，未经循环的试样表面仅有部分的碎屑. 在1~3次循环后，试样表面的裂隙逐渐加宽，试样抵抗外界荷载的能力被削弱，压缩指数开始急速下降. 试样经5次循环后，在轴向压力与循环作用的共同作用下，试样的胶凝能力减弱，未反应的固化材料显露出来，试样转化为团聚体-孔隙-团聚体的不稳定结构. 7~9次循环后的试样颗粒因水分物相的改变^[21]，在轴向压力的作用下，大团聚体结构被破碎成小颗粒团聚体，孔隙面积增大，但试样的整体结构未发生较大的改变.

图 8

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图 8 不同循环次数下固化风积沙压缩试验后的微观图像

Fig.8 Microscopic image of solidified aeolian sand after compression test under different cycle

2.2.3. 微观定量分析

如表2所示为在不同循环次数下，固化风积沙经压缩试验后，放大1 000倍后提取的微观参数.

表 2 不同循环次数下固化风积沙经压缩试验后的微观参数

Tab.2 Microscopic parameter of solidified aeolian sand after compression test under different cycle

N	A/%	R/%	Q	H
1	6.29	4.42	0.877	1.45
3	9.12	10.71	0.837	1.47
5	14.58	11.03	0.822	1.41
7	18.63	12.38	0.834	1.40
9	20.71	12.94	0.827	1.34

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1)单因素影响分析. 如图9所示为不同循环次数下固化风积沙单一微观参数与压缩特性参数损失率的关系曲线. 从图9(a)可知，脱离体面积比/孔隙面积比与试样抗剪强度参数损失率呈正相关. 从图9(b)可知，颗粒定向频率/长径比与抗剪强度参数损失率呈负相关.

图 9

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图 9 不同循环次数下固化风积沙单一微观参数与压缩特性参数损失率的关系曲线

Fig.9 Relationship between single microscopic parameter of solidified aeolian sand and loss rate of compression characteristic parameter under different cycle

2)双因素影响分析. 如图10所示为不同循环次数下固化风积沙微观参数与压缩特性参数损失率的变化曲面. 从图10(a)可知，脱离体面积比/孔隙面积比与压缩指数损失率呈正相关的变化趋势，孔隙面积比的影响较大. 随着循环次数的增加，试样的裂隙量逐渐增加，在增加到极值后，逐渐扩展形成孔隙，在上覆荷载的作用下，稳定的骨架结构受到破坏，压缩指数损失率随之增加. 从图10(b)可知，相较于压缩指数，回弹指数的变化较小，在干湿-冻融循环与上覆荷载的共同作用下，脱离体移动到孔隙处，达到较稳定的状态，但部分脱离体发生破碎附着在试样上，表面颗粒接触点增加，缓解了试样回弹指数损失率的增加趋势，导致回弹指数损失率的变化相对较小.

图 10

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图 10 不同循环次数下固化风积沙微观参数与压缩特性参数损失率的变化曲面

Fig.10 Change surface of microscopic parameter and compression characteristic parameter loss rate of solidified aeolian sand under different cycle

(8)$ \begin{split} \gamma = &\; 0.055\;1{A^2}+0.192\;0{R^2}\;- \\ & 0.084\;1AR - 0.154\;1R+17.84 ,\\ \end{split} $

(9)$ \begin{split} \delta = &\;0.033\;5{A^2}+0.114\;1{R^2}\;- \\& 0.094\;1AR - 0.074\;2R+4.201 .\end{split} $

2.3. 渗透试验结果及分析

2.3.1. 渗透试验结果

如图11所示为不同循环次数下固化风积沙渗透特性的变化曲线. 可知，随着循环次数的增加，试样的渗透系数k、渗透系数损失率η均呈增加的趋势，过程可以大致分为缓慢增加阶段-迅速增加阶段-稳定增加阶段.

图 11

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图 11 不同循环次数下固化风积沙渗透特性的变化曲线

Fig.11 Variation curve of permeability characteristic of solidified aeolian sand under different cycle

2.3.2. 微观定性分析

如图12所示为不同干湿-冻融循环次数下固化风积沙经过渗透试验后，放大1000倍的SEM图像. 可知，未经循环的试样切面较平整光滑. 在缓慢增加阶段，试样的细微裂隙开始增加，连接在一起形成锯齿状的长裂隙，部分脱离体附着在试样的表面与裂隙处，增大了水分子通过裂隙处受到的阻力，缓解了渗透系数的增加趋势. 在迅速增加阶段，试样表面的部分裂隙逐渐增加，孔隙通道变大，壁面紊流节点减弱，黏滞系数减小^[22]，水分子通过试样时受到的阻力减弱，试样的渗透系数迅速增加. 在稳定增加阶段，试样脱离体开始增多，胶体团聚体具有一定的吸附性、黏结性，在渗流的作用下被填充进试样之间的孔隙^[23]，缓解了试样渗透系数的增加趋势，导致渗透系数由迅速增加阶段转化为稳定增加阶段.

图 12

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图 12 不同循环次数下固化风积沙经过渗透试验后的微观图像

Fig.12 Microscopic image of solidified aeolian sand after infiltration test under different cycle

2.3.3. 微观定量分析

如表3所示为不同循环次数下固化风积沙经过渗透试验，放大1 000倍后提取的微观参数.

表 3 不同循环次数下固化风积沙经过渗透试验后的微观参数

Tab.3 Microscopic parameter of solidified aeolian sand after infiltration test under different cycle

N	A/%	R/%	Q	H
1	3.58	2.45	0.86	1.58
3	6.74	4.61	0.85	1.60
5	9.45	13.78	0.80	1.53
7	13.13	16.22	0.82	1.55
9	25.35	16.86	0.79	1.45

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如图13所示为微观参数与渗透系数的变化曲线(面). 从图13(a)可知，随着脱离体面积比/孔隙面积比的增加，渗透系数损失率呈线性增加的趋势，随着颗粒定向频率/长径比的增加，渗透系数的损失率呈线性减小的趋势. 从图13(b)可知，当脱离体面积保持不变时，随着孔隙面积的增加，试样内部孔隙增加，形成较稳定的渗透通道，水分子通过试样受到的阻力减小，渗透系数呈增加的趋势. 当孔隙面积保持不变时，随着脱离体面积的增加，部分脱离体在渗流的作用下填充了试样之间的孔隙，增大了水分子通过试样之间的阻力，抑制了试样渗透系数的增加趋势.

图 13

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图 13 不同循环次数下固化风积沙微观参数与渗透系数损失率的变化曲线(面)

Fig.13 Curve (surface) of microscopic parameter and permeability coefficient loss rate of solidified aeolian sand under different cycle

(10)$ \begin{split} \eta =& - 0.138{A^{\text{2}}}+0.385{R^{\text{2}}}+0.039\;6AR \;-\\& \;\;\;\; 0.174A+0.209\;7R+15.54 .\\ \end{split} $

3. 结　论

(1)剪切特性：随着循环次数的增加，试样黏聚力、内摩擦角均呈二次函数的减小趋势. 其中，黏聚力的损失较大，内摩擦角的损失相对较小.

(2)压缩特性：随着循环次数的增加，试样压缩指数、回弹指数均呈二次函数的变化趋势，压缩指数损失率的变化较大，回弹指数损失率的变化较小.

(3)渗透特性：随着循环次数的增加，试样渗透系数呈现增加的趋势，过程可以分为缓慢增加阶段、迅速增加阶段、稳定增加阶段.

本研究通过采用地聚物作为固化材料固化风积沙，增强风积沙抵抗干湿-冻融循环的能力，解决塔里木河护岸工程建设资源匮乏的问题. 今后会考虑在微观手段选取方面以及固化材料选取方面进行进一步的研究.

参考文献

原文顺序

文献年度倒序

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