側限應力狀態下非飽和膨潤土的變形特性

孫文靜, 孫德安, 閆 威

(上海大學土木工程系,上海 200072)

經過多年的研究,對于高水平放射性核廢料(高放廢物)的最終處置,普遍接受的可行性方案是深層地質處置,即將高放廢物深埋在距地表約 500～1 000 m的地質體中[1],使其與人類生存環境充分、徹底、可靠地隔離.借鑒國外成熟的技術和經驗,我國采用多重工程屏障系統 (包括廢物固化體、廢物容器及其外包裝和緩沖/回填材料)和適宜的圍巖地質體共同作用,確保高放廢物與生物圈的安全隔離.膨潤土由于具有較高的膨脹性、極低的滲透性和優良的核素吸附等性能而被世界各國選作緩沖/回填材料的基質材料[2-3].

國內外學者在膨潤土的力學性質方面做了大量有意義的研究,劉泉聲等[4]研究了砂-膨潤土混合物膨脹力的影響因素.徐永福等[5]用壓縮儀完成了膨潤土及其與砂混合物的一系列膨脹變形試驗.葉為民等[6]對不同密實度的壓密膨脹土的微觀結構隨吸力變化的特征進行了研究.H.Komine等[7]對膨潤土的膨脹變形特性進行了試驗研究.C.Hoffmann等[8]通過試驗研究得出影響砂-膨潤土混合物的水力-力學特性的控制性因素.

深層地質處置中,非飽和膨潤土處在側限應力狀態,在豎向荷載作用下產生變形,并對周圍土體/巖體產生力的作用.因此,對側限應力狀態下非飽和膨潤土變形特性的研究及對膨潤土產生的側向應力的變化規律的研究,是地下核廢料地質處置中非常有意義的基礎性研究[9].

本工作采用能夠測量側向應力的單向壓縮試驗,研究了非飽和膨潤土在側限條件下,由豎向荷載作用引起的變形,分析了土樣壓縮過程中含水量ω、孔隙比 e、飽和度 Sr、側向與豎向總應力之比σh/σv的變化規律,為進一步研究非飽和膨潤土浸水膨脹特性及預測非飽和膨潤土的膨脹壓力奠定了試驗基礎.

1 試驗概況

1.1 試驗所用材料

試驗所用膨潤土 Kunigel-V1-Na-Bentonite為鈉基膨潤土,是目前國際上用于核廢物地質處置的膨潤土中較有代表性的一種,產于日本.原生土樣的物理力學指標詳見表 1[3].該膨潤土的主要礦物成分為蒙脫石、石英、方解石、長石等.由于膨潤土具有極為活潑的陽離子交換性,為避免試驗用水溶液與試樣發生離子交換而影響試樣的水力-力學特性,本試驗采用去離子水.

表1 Kun igel-V1鈉基膨潤土的基本物理指標Table 1 Physical index of Kun igel-V1-Na benton ite

1.2 試驗儀器

試驗所用固結試驗儀如圖 1所示.該儀器的側向壓力測定腔用橡皮膜與土樣隔開,膜內充滿脫氣水,由壓力傳感器測定側向壓力.豎向加壓裝置通過杠桿用砝碼加壓,杠桿比例為 1∶10.試驗儀與能夠測量側向應力和豎向位移的數據采集儀相連,試驗過程中能夠準確地測量側向壓力與試樣的豎向變形.

圖1 靜止側壓力系數固結儀Fig.1 Consolidation apparatus with lateral stress being measured

1.3 試驗方法

1.3.1 調土

首先用噴霧器將水均勻地噴撒在干膨潤土粉末上,使土樣達到目標含水量 w0,調制過程中充分攪拌,避免土樣產生結塊現象.將調好的土樣密封放置24 h以上,使土樣含水量均勻.

1.3.2 制樣

在環刀(環刀內環截面面積 30 cm2,高度 4 cm)上固定內徑相同的圓箍 (高度為 1 cm)形成組合體.將調好的土樣分 4層先后填入該組合體內,逐層擊實,每層土樣重量大致相等,每層擊實次數相同 (擊實次數取決于試驗所需的初始孔隙比 e0).取下圓箍,用切土刀切除高出環刀部分的土樣,整平,制成截面積為 30 cm2,高為 4 cm的圓柱體試樣.

1.3.3 裝樣

在試樣上下兩端放置透氣不透水的膜,保證試驗過程中試樣含水量不變.將試樣壓入加壓容器內,調整好儀器,調節側向水壓力,使其等于外部大氣壓.此時將數據采集儀上側向壓力顯示的數值置 0,作為試驗初始狀態.

1.3.4 加載

對試樣施加 12.5 kPa的豎向應力,待試樣壓縮變形穩定后,測定試樣在該級豎向荷載作用下產生的側向應力σh與豎向位移,再施加下一級荷載.

2 試驗結果與分析

進行 5次膨潤土擊實樣的壓縮回彈試驗,試驗中豎向荷載應力路徑分別如下：No.1試驗為先加載豎向應力至 550 kPa,然后卸載至 200 kPa,最后再加載至 900 kPa;No.2,No.3試驗為加載試驗,最大豎向應力分別為 900,1 000 kPa;No.4試驗中先加載豎向應力至 700 kPa,然后卸載至 25 kPa;No.5試驗中先加載豎向應力至 800 kPa,然后卸載至 100 kPa,最后加載至1 000 kPa.試樣的物理參數指標詳見表2～表 3.

表2 試樣的初始狀態Table 2 In itial state of spec imens

表3 試驗結束后試樣的狀態Table 3 Final state of spec imens

由表 2可知：No.1,No.2,No.3中試樣初始含水量相近,初始干密度依次升高;No.4,No.5中試樣初始含水量相近.試驗過程中,由于試樣上下兩端放置了透氣不透水的膜,因此試驗前后試樣的含水量相近.試樣在試驗過程中含水量不變,如表 2～表 3所示.

圖2(a)為 5次試驗的 e-logσv曲線 (忽略中間卸載過程),圖 2(b)為 No.1,No.4和 No.5這 3次含有卸載過程的試驗中完整的 e-logσv曲線,由圖 2可得到以下結論：

(1)試樣在壓縮過程中產生了由彈性狀態向彈塑性狀態的過渡,折點后 e-logσv曲線的斜率 (即壓縮指數 Cc)明顯大于折點前的斜率 (即膨脹指數Cs).對于具有相同初始含水量的試驗,e-logσv曲線產生折點的豎向應力 (屈服應力)隨初始干密度的增大而增大.如圖 2(a)所示,No.1,No.2,No.3中試樣初始含水量相近,初始干密度依次增大.壓縮試驗過程中,由彈性狀態到彈塑性狀態過渡的折點處的豎向應力逐漸增大,約為 100,200和 300 kPa.No.4和No.5中試樣初始含水量相近,No.4的試樣的初始干密度比 No.5的小,其屈服應力分別約為 80和200 kPa.

圖2 孔隙比與垂直應力關系圖Fig.2 Relation between void ratio and vertical stress

(2)No.1,No.4和 No.5試驗都經歷了卸載過程,卸載時 e-logσv曲線的斜率 (即膨脹指數 Cs)大致相等,這與試樣的初始含水量或飽和度以及初始密度關系不大,其值約為 0.035.

(3)No.1,No.2,No.3試樣初始含水量分別為19.3%,19.2%和 18.3%,可認為三者具有相同的初始含水量;No.4,No.5的初始含水量分別為 29. 7%,28.6%,也可認為二者具有相同的初始含水量.由圖2(a)可知,對于初始含水量相同的試驗,在高應力范圍內的 e-logσv曲線非常接近.也就是說,高應力范圍內的壓縮曲線與試樣的初始密度關系不大,而主要取決于試樣的含水量.由表 3可知,No. 1,No.2和 No.3試樣最終的飽和度接近,說明試樣的吸力較接近;同樣,No.4和No.5中試樣最終的飽和度接近,試樣的吸力也較為接近.在等吸力條件下,Alonso等[10]認為土體孔隙比與應力的關系可表示為直線.因此,在較高的豎向應力范圍內,相同含水量的擊實膨潤土試樣吸力趨于相等,相應的 elogσv曲線趨于一致;同時,含水量較小一組 (No.1, No.2和No.3)的 e-logσv曲線的斜率小于含水量較大一組(No.4和 No.5),即含水量較小的試樣剛度要大于含水量較大的試樣.這主要是因為含水量較小的試樣,飽和度較低,相應的土樣吸力較高,在相同的豎向荷載作用下,土樣不容易發生豎向壓縮變形,試樣的剛度較大.

每次試驗需要 2～3周,為了防止試樣水分蒸發,試樣上下端放置有透氣不透水的膜.從表 1～表2中試驗前后的含水量可知,試驗過程中試樣中的水分基本沒有蒸發.因此,可從試樣的含水量和豎向位移計算得到每級荷載下的飽和度 Sr.

圖3(a)為試驗過程中 5個試樣飽和度與垂直應力的關系曲線 (忽略中間卸載過程),圖 3(b)為No.1,No.4和No.5這 3次含有卸載過程的試驗中完整的 Sr-logσv圖.由圖 3可得到以下結論：

(1)在 5次試驗中,加載段的飽和度隨豎向荷載的增大而增大,且試樣初始含水量越高,飽和度增長越快.No.1與No.4試驗中試樣的初始干密度相近,No.3與No.5試驗中試樣的初始干密度相近,但因No.4,No.5的初始含水量較高,其飽和度變化趨勢高于初始含水量較低的No.1和No.3.這主要是因為試樣含水量較高,相應的土樣的吸力較小,在相同的凈豎向荷載作用下,土樣比較容易發生豎向壓縮變形,飽和度增大的幅度較大.

(2)飽和度的變化也反應了試樣在壓縮過程中由彈性狀態到彈塑性狀態的變化過程,這與圖 2中的 e-logσv曲線一致.例如,No.4試驗在σv=80 kPa時,飽和度曲線的斜率發生較大變化,而在此處,elogσv平面上曲線的斜率也發生較大變化.

(3)初始含水量一致的試樣在壓縮試驗結束后的飽和度趨于一致.

(4)No.1,No.4和No.5試驗包括卸載過程.在3次試驗的卸載段,試樣飽和度均呈減小趨勢,這是因為卸載過程中試樣孔隙體積變大.

圖4(a)是 5次試驗得到的側向總應力σh與豎向總應力σv關系圖 (忽略中間卸載過程),圖 4(b)為 No.1試驗完整的σh-σv曲線.由圖 4(a)可知,同樣的σv值下,初始含水量高的試樣的側向應力也相應較高.這是因為試樣含水量較高,吸力相應較小,在豎向力作用下,較易產生豎向變形,則側向應力會相應變大.由圖 4(b)可知,同樣的σv值下,卸載過程中的σh值比加載過程時的要大,再加載過程中的σh值比卸載過程中的要小,而比加載過程中的要大.

圖3 試驗過程中飽和度與垂直應力關系圖Fig.3 Relation between degree of saturation and vertical stress during testing

圖5為 5次試驗加載過程中σh/σv隨豎向應力σv的變化圖.在裝樣時,固結儀中壓力室的橡皮膜與試樣接觸程度難以精確控制,這造成試驗開始時σh/σv的值較為分散.其中 No.1與 No.2為避免接觸不良,初期施加的側壓力偏大,致使豎向荷載較小時σh/σv值較大.隨著豎向荷載增大,σh/σv值有增大的趨勢,而No.4和No.5的σh/σv值增大趨勢較大,這與飽和度增加較大有關.以下對此進一步說明.

側向壓力系數 K0通常定義為有效側向應力與有效豎向應力之比,即[11]

圖4 σh-σv關系圖Fig.4 Relation between lateral and vertical stress

圖5 加載過程中σh/σv隨豎向應力σv的變化Fig.5 Var iation inσh/σvwithσvduring loading

式中,σ′v為有效豎向應力,σ′h為σ′v引起的有效側向應力.

非飽和土的有效應力σ′ij的表達式有幾種[12],此處采用下式：

式中,σij為總應力張量,Sr為飽和度,s為吸力,ua為孔隙氣壓力,δij為克朗內科 (Kronecker)符號.

本試驗中,氣壓 ua=0,將式 (2)代入式 (1),可得

經換算可得

試驗過程中,飽和度 Sr隨σv的增大而增大,如圖 3所示.隨著飽和度逐漸增大,試樣的吸力 s逐漸減小,在試樣趨于飽和時,吸力降為 0.因此,雖然豎向應力增大時飽和度 Sr增大,吸力 s減小[13],但s·Sr值的總體變化趨勢是減小的.同時,隨著吸力的減小,側向壓力系數 K0的值是增大的[14].當試樣飽和,吸力降為 0時,K0值達到最大.由式 (4)可知,豎向應力與側向應力之比σh/σv隨豎向應力σv的增大而增大.當σv增大時,若飽和度 Sr的增大明顯,σh/σv的值逐漸增大的趨勢也越明顯 (如 No.4和No.5試驗,見圖 5).

3 結束語

本工作通過在非飽和膨潤土壓縮試驗中對側向應力的測量,研究了膨潤土在豎向荷載作用下的變形.通過比較 5次不同初始含水量和密度的擊實膨潤土樣的壓縮試驗結果,分析了土樣在壓縮回彈過程中的變形、飽和度和側向壓力的變化規律.相同初始含水量而初始干密度不同的試樣,在受較高壓力時具有相近的壓縮曲線,擊實膨潤土的膨脹指數不受初始含水量和初始干密度的影響.同時,根據非飽和土的側向壓力系數 K0的定義,得出總側向應力與總垂直應力的比值σh/σv與垂直應力、吸力、飽和度之間的關系.該壓縮試驗的研究為進一步研究非飽和膨潤土浸水膨脹特性及預測非飽和膨潤土對周圍結構的膨脹壓力奠定了試驗基礎.

[1] 王駒,徐國慶,鄭華鈴,等.中國高放廢物地質處置研究進展：1985—2004[J].世界核地質科學,2005,22 (1)：5-16.

[2] 溫志堅.中國高放廢物深層地質處置的緩沖材料選擇及其基本性能 [J].巖石礦物學雜志,2005,24(6)：583-586.

[3] KOM INE H. Simplified evaluation on hydraulic conductivities of sand-bentonite mixture backfill[J]. Applied Clay Science,2004,26(1)：13-19.

[4] 劉泉聲,王志儉.砂-膨潤土混合物膨脹力影響因素的研究[J].巖石力學與工程學報,2002,21(7)：1054-1058.

[5] 徐永福,孫德安,董平.膨潤土及其與砂混合物的膨脹試驗[J].巖石力學與工程學報,2003,22(3)：451-455.

[6] 葉為民,黃雨,崔玉軍,等.自由膨脹條件下高壓密膨脹粘土微觀結構隨吸力變化特征[J].巖石力學與工程學報,2005,24：4570-4575.

[7] KOM INEH,OGATAN.Experimental study on swelling characteristics of compacted bentonite[J].Canadian Geotechnical Journal,1994,31(4)：478-490.

[8] HOFFMANNC,ALONSOE E,ROMEROE.Hydromechanical behaviour of bentonite pellet mixtures[J]. Physics and Chemistry of the Earth,2007,32：832-849.

[9] SLATTERE E,FITYUSS G,SM ITHD W.Measuring lateral pressures during suction-controlled oned imensional consolidation [C]∥ Proc International Symposium on Advanced Experimental Unsaturated Soil Mechanics.2005：117-123.

[10] ALONSOE E,GENSA,JOSAA.A constitutive model for partially saturated soils[J].Geotechnique,1990, 40(3)：405-430.

[11] TERZAGHIK. Principles ofsoil mechanics：Ⅱ—compressive strength of clay[J]. Engineering News Record,1925,95(20)：796-800.

[12] SUND A,SHENGD C,SLOANS W.Elastoplastic modelling of hydraulic and stress-strain behaviour of unsaturated compacted soils [J]. Mechanics of Materials,2007,39(3)：212-221.

[13] TANGG X,GRAHAMJ,BLATZJ,et al.Suctions, stresses and strengths in unsaturated sand-bentonite [J].Engineering Geology,2002,64：147-156.

[14] LYTTON R L. Foundations and pavements on unsaturated soils[C]∥ Proceedings 1st International Conference on Unsaturated Soils.1995：1201-1220.