Performance and mechanism of crack prevention measures at interface between rammed earth supplement and original body in the erosion area of rammed earth sites
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摘要: 夯补体与原遗址本体交界面工后开裂是目前夯土遗址根部掏蚀区加固普遍存在的痛点问题。研究通过设置无阻裂措施(WZ)与设置垫层(DC)、界面锚固(MG)、界面刻槽(KC)以及设置垫层+界面锚固+界面刻槽组合加固(DMK)4种阻裂措施的现场加固试验、应变和含水率的连续同步监测。分析了各阻裂措施下界面宏观裂缝发育、界面单日应变和界面塑性累积应变的变化规律,阐释了各阻裂措施对界面的阻裂性能与机制。结果表明:基于文中所设计的5种工况,在水分快速散失过程中,界面宏观裂缝发育、界面单日应变以及界面塑性累积应变的大小关系始终表现为WZ > DC > MG > KC > DMK,DMK的阻裂效果表现最佳,在该模式下界面的黏结强度主要由界面黏结力,锚杆的锚固力、摩擦力和销栓力,凹槽咬合力和黏结力等共同承担。Abstract: The interface cracking between the rammed earth supplement and the original site body, after construction, is a common issue for the reinforcement of the erosion area at the base of rammed earth sites. The on-site reinforcement experiments with four crack prevention measures are conducted: no-crack measures (WZ), setting a cushion layer (DC), interface anchoring (MG), interface grooving (KC) and a combination of cushion layer + interface anchoring + interface grooving (DMK). Continuous and synchronous monitoring of strain and moisture content is included. The development of macroscopic cracks at the interface, daily interface strain and accumulated plastic strain under each measure are analyzed, explaining the crack prevention performance and mechanisms. The results indicate that under the five operating conditions designed in this study, during rapid moisture loss, the development of macroscopic interface cracks, daily interface strain and accumulated interface plastic strain consistently ranked from the largest to the smallest are as follows: WZ > DC > MG > KC > DMK, with DMK showing the best crack prevention effects. Under this model, the interface bonding strength is mainly borne by the interfacial adhesion, anchoring force of the anchor bolts, the friction and shear pin force and the interlocking and bonding forces of the groove.
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Keywords:
- rammed earth site /
- erosion zone /
- interface crack prevention /
- performance /
- mechanism
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0. 引言
深层地质处置被认为是处置高放废物最合理的方法。膨润土具有低渗透性、较好的吸附性和较大的膨胀性等特点,被广泛认为是深层地质处置库理想的缓冲/回填材料[1-3]。由压实膨润土构成的屏障的一个重要功能是填充建造或运行过程中可能产生的裂缝,形成封闭的环境,防止核素迁移。在过去几十年中,膨润土基缓冲/回填材料的膨胀特性得到了广泛的研究[4-7]。研究结果表明,膨润土的膨胀受干密度、孔隙流体化学物质和温度等多种因素的影响[8-10]。
相关研究表明,温度对不同膨润土膨胀的影响是不同的,即使在不同的试验条件下对同一膨润土的影响也不相同[11-13]。Pusch等[14]指出温度对膨润土膨胀力的影响与其主要的阳离子有一定关系,温度升高可提高高密实钠膨润土的膨胀力,但会降低二价膨润土膨胀力。蒙脱石类黏土的膨胀过程大致可分为晶层膨胀和渗透膨胀[15]。在水分进入膨润土的初始阶段,膨胀是由存在于蒙脱石单元层之间的可交换阳离子的水化作用引起的(阳离子与水发生化合反应,在其周围形成一定的水分子层),称之为晶层膨胀。随着水分进一步渗入并充填蒙脱石集合体内的孔隙,集合体膨胀并裂开成薄层叠体,甚至为单层晶层,形成渗透膨胀也称为双电层膨胀[16]。扩散双电层(DDL)模型适用于渗透膨胀。根据DDL模型,DDL的厚度随温度的升高而增大。因此,如果DDL在粒间孔隙中发育良好,温度会促进黏土的膨胀。通常,扩散双电层在钠基膨润土中容易发展,但其间距随着阳离子价的增加而减小,导致二价膨润土中DDL的形成相对困难。因此,温度往往会促进钠基膨润土的膨胀,例如GMZ膨润土[17-18]。此外,DDL的发展还取决于荷载或试样的干密度,在小荷载或低密度的试样中,扩散双电层可以得到很好的发展。在这种情况下,渗透膨胀仍是主要的膨胀形式。Romero等[19]报告了FEBEX Ca/Mg-膨润土的自由膨胀率随温度升高而增加。Cho等[4]发现加热可以促进干密度较低的Korea钙基膨润土的膨胀力。Bag等[12]也发现温度升高使Bikane钙基膨润土的膨胀力有轻微的增加。然而,对于高压实膨润土,无论是钠基膨润土[13,20]还是二价膨润土[21],膨胀性能均随温度的增加而降低。这主要是因为晶层膨胀是高压下高压实膨润土主要的膨胀形式[13]。在这种情况下,晶层间水分子的动能受到热量的促进,导致水分子不稳定,蒙脱石吸水能力降低[13]。因此,根据目前的研究可以推断,在渗透膨胀为主的情况下,膨润土的膨胀特性随着温度的升高而增强,而在晶层膨胀的情况下则相反。
高庙子(GMZ)膨润土被认为是中国深层地质处置首选的缓冲/回填材料。不同条件下GMZ膨润土膨胀性能的研究已取得较丰富的成果[16-17, 22]。但温度对GMZ膨润土膨胀性能的影响还不够明确。另外,目前比较缺乏膨胀性能随温度变化的定量评价模型。DDL模型是适用于压实膨润土渗透膨胀的计算方法[23]。但目前也发现了DDL模型的一些局限性,如DDL模型不适用于晶层膨胀或浓盐溶液中的膨胀计算。此外,该模型所需参数较多且较难确定,不方便应用。Xu等[24]发现蒙脱石孔隙率em与竖向压力p之间存在分形关系,可表示为em=KpD-3。这是一种定量评价膨润土膨胀性能的简便有效方法,模型得到了室温下不同膨胀性黏土试验数据的验证[3, 25]。但该模型并没有考虑到温度变化对膨胀性能的影响。
本文开展不同温度下GMZ膨润土膨胀性能试验,分析了温度对膨胀性能的影响机理,基于DDL模型和分形模型,建立了一种温度作用下GMZ膨润土膨胀性能的简便计算方法。
1. 材料与试验方法
1.1 GMZ膨润土
GMZ膨润土来源于内蒙古自治区高庙子矿床。该膨润土被选用作为中国高放废物处置库的缓冲/回填主料。对GMZ膨润土进行研究可为处置库的设计提供科学依据。GMZ膨润土的物理化学指标见表1。
表 1 GMZ膨润土的物理化学指标[22]Table 1. Physicochemical indices of GMZ bentonite土粒相对质量密度 液限wL/% 塑限wP/% 塑性指数IP 蒙脱石含量Cm/% 阳离子交换量/(cmol·kg-1) 主要交换性阳离子/(cmol·kg-1) Na+ Ca2+ Mg2+ K+ 2.66 276 37 239 75 75.1 36.2 24.7 11.9 3.62 1.2 试验装置
所用不同温度下膨胀试验的试验装置如图1所示,该装置其主要包括自制的固结室和电加热套,温度可以用温度控制器调节。电加热套和固结室可以安装于普通的三联中压固结仪。
1.3 膨胀试验
将GMZ膨润土配制成含水率约18.0 %的湿土,并在环刀中静压制成高度1.0 cm,直径6.18 cm的饼状试样。将压实试样放入自制的固结室中,连同外部加热套安装于三联固结仪中。设置目标温度,一次性施加所需荷载,加蒸馏水进行渗流饱和,外部容器中水面高度保持高于试样顶面的1.0 cm左右。采用百分表记录膨润土的膨胀率随时间的增加过程,膨胀率为高度变化量与原试样高度之比,当在24 h内百分表指针保持不动,认为试样膨胀饱和完成,此时的最终膨胀率称为最大膨胀率。
在膨胀力试验中,将压实试样安装在固结仪中并对其施加恒定温度后,记录指针的初始读数,向试样中注入蒸馏水。当样品开始膨胀时,迅速施加竖向荷载到样品上,让指针回到原来的位置,在试验过程中保持指针变化量小于0.01 mm。当百分表读数在某压力下保持24 h不变时,认为达到最大膨胀压力ps,试验完成。
Pastina等[26]发现高放废物储存库中的最高温度可接近于90℃,且距离核废料储藏罐距离越远温度越低。据此本文将膨胀变形和膨胀力试验的温度设定为25℃,40℃,60℃和90℃。膨胀变形试验中各试样的初始状态和试验条件见表2。
表 2 膨胀变形试验中试样的初始状态和试验条件Table 2. Initial and experimental conditions of samples in swelling deformation tests初始干密度/(g·cm-3) 初始含水率/% 温度/℃ 竖向荷载/kPa 1.70 ± 0.03 17.7~18.1 25,40,60,90 6.25,12.5,25,50,100,200,400,800 1.50 ± 0.03 17.5~17.9 25,40,60,90 100,400 1.60 ± 0.03 17.6~18.2 25,40,60,90 100,400 1.4 氮吸附试验
在蒸馏水中膨胀后,卸载膨润土试样,在105℃的烘箱中干燥12 h,然后磨成粉末状,过200目筛。对原GMZ膨润土粉末和40℃,90℃水中膨胀后的试样进行了N2吸附试验,分析了温度对GMZ膨润土表面性质的影响。
2. 膨胀试验结果
图2为不同温度下初始干密度为1.7 g/cm3的GMZ膨润土的最大膨胀率εmax。可以发现,εmax随竖向荷载的增大而减小,随温度的升高而增大。这是由于在本次试验条件下,渗透膨胀为主要膨胀形式,这种状况下,蒙脱石颗粒间扩散双电层厚度随温度的增加而增大,进而增强了膨胀变形。从图中也可发现,温度升高引起的膨胀率的增加随竖向压力的增大而减小。当竖向荷载较小时,试样的膨胀率随着温度的升高明显增大,而竖向荷载较大时,试样的膨胀率随温度升高轻微增加。
图3为初始干密度为1.7 g/cm3试样的最大膨胀率与温度之间的关系。可以看出在给定的压力下,试样的εmax随温度增加线性增加,而随着竖向荷载的增加,线性εmax-Tc关系的斜率逐渐减小。
如图4所示,在相同的荷载和温度条件下,GMZ膨润土试样的εmax随初始干密度ρd的增大线性增加,这与室温下不同膨润土的试验结果一致[1, 27]。
在膨胀力试验中,膨润土试样的干密度相对较低(ρd=1.35~1.55 g/cm3)。从图5中可以发现,在给定温度下,膨胀力随初始干密度呈指数增长,对于相同密度的样品,膨胀力随温度升高而增大。此外,相较于膨胀变形随温度增加轻微增加,温度对GMZ膨润土膨胀力的影响较大,且随初始干密度的增大而显著增大。这种差异主要是由于GMZ膨润土具有较高的膨胀性,需要较高的应力来防止膨胀变形;此外,根据Zhang等[28]GMZ膨润土压缩曲线发现压实膨润土的压缩模量可达到30 MPa-1。微小的变形变化需要较大的荷载维持,所以膨胀变形随温度略有增加,而膨胀力显著增加。
3. 膨胀性能计算
3.1 em-p分形关系
GMZ膨润土的膨胀性能主要是由其中蒙脱石矿物所引起的[29]。膨润土的膨胀性能可采用膨胀饱和时的蒙脱石孔隙比em表示[29]:
em=eα=VwVm。 (1) 式中 e为膨润土试样膨胀饱和的孔隙比;
α 为膨润土中蒙脱石的含量;Vw为饱和试样中的水体积;Vm 为蒙脱石的体积。基于N2等温吸附方程[30],Xu等[25]给出了蒙脱石吸附水的相应表达式:
em=η(lnhr)D−3, (2) 式中,η为吸水系数,hr为相对湿度。
当含水率高于10%时,Kahr等给出膨润土的膨胀力计算公式为[31]
p=RTMυlnhr, (3) 式中,R为气体常数,T为热力学温度,M和
υ 分别为水的分子质量和部分比体积。因此,将式(2)和(3)相结合,可以得出膨胀性能的em-p分形关系[24]:em=KpD-3, (4) 式中,D为膨润土表面分维,K为反映膨润土中蒙脱石矿物膨胀性能的系数,简称为蒙脱石膨胀系数,K越大蒙脱石的膨胀性能越大,在温度一定时只与蒙脱石交换性阳离子有关[32]。
膨润土的分形维数可通过N2吸附得到。图6绘制了不同蒸气压p/p0下原始GMZ膨润土粉末和40℃和90℃下试样的N2吸附量Vads。可以发现3个试样的等温吸附线基本相同。采用Frenkel-Halsey-Hill方程计算了试样的表面分维[33],各试样的D值约为2.75。表明膨润土的分形维数基本不受试验温度的影响,这主要是因为GMZ膨润土的矿物组成在25℃到90℃范围的蒸馏水中没有发生改变[18],膨润土的表面结构在膨胀过程中没有受到化学反应的作用。
3.2 K-Tc关系
如上所述,当荷载一定时,膨润土的膨胀随温度的升高而增大,而分形维数为常数,所以可以认为温度对GMZ膨润土膨胀的影响主要表现在蒙脱石膨胀系数K的变化,该系数随温度的升高而增大。膨润土的膨胀性能随温度的升高而提高,也说明此时渗透膨胀为主,而DDL模型在这种情况下有很好的应用。因此,利用DDL模型可以计算GMZ膨润土在不同温度下的膨胀系数K。
Gouy-Chapman的DDL理论是基于两个蒙脱石层间的排斥力和吸引力提出的[34]。完全饱和时的em表示为[34]
em=d−Riont+Rion。 (5) 式中,t为蒙脱石层的厚度(0.96 nm),d为两蒙脱石层之间距离的一半,Rion为未水化的交换性阳离子的平均半径。
DDL模型表明膨胀力可以表示为[34]
p=fr−fa, (6) 式中,fa为范德华力,表达式为[34]
fa=Ah24π[1d3+2(d+t)3−2(d+t/2)3]。 (7) 式中,Ah为Hamaker常数(2.2×10-20 J)。
蒙脱石间排斥力fr计算式为[34]
fr=2nbT(coshu−1), (8) u=8artanh[e−κdtanh(Z/4)], (9) κ=√2nν2e′2εkT, (10) Z=2arsinh(96.5×CECS√18nεkT)。 (11) 式中 u为平行蒙脱石层间中平面的静电势;1/κ为Debye长度(m);b为Boltzmann常数(1.38×10-23J/k);ε为孔隙水的静态介电常数(6.95×10-10C2/J/m);n0为孔隙水离子浓度(10×6.023×1023个/m3);CEC为阳离子交换量(75.1 cmol/kg);
e′ 为电子电荷(1.602×10-19C);S为GMZ膨润土的总比表面积(0.75×810 m2/g)。通常认为当膨润土在一定荷载作用下饱和时,渗透膨胀是在晶层膨胀完成之后才开始的[15]。因此,半间距d应满足[22]
d>t+Riontdm+Rion, (12) 其中,
dm=1CEC∑iEXCidi, (13) Rion=1CEC∑iEXCiRi。 (14) 式中 EXCi和Ri分别为第i个交换性阳离子的交换量和离子半径;Na+、K+、Mg2+和Ca2+的半径分别为0.098,0.133,0.082,0.1115 nm[15];di为仅存在第i个交换性阳离子蒙脱石晶层膨胀最大距离,对于K+、Ca2+、Mg2+和Na+,di分别为0.6,0.9,0.9,1.2 nm[15]。因此,根据式(12),常温时GMZ膨润土发生渗透膨胀d值应大于1.25 nm[22]。将该值作为GMZ膨润土发生渗透膨胀和晶层膨胀的临界值,代入式(5)可以算出临界蒙脱石孔隙比约为1.086,并可估算出相应的荷载值为1820 kPa。所以对于GMZ膨润土而言,当荷载小于1820 kPa时,渗透膨胀为主要膨胀形态,反之,则以晶层膨胀为主。
由于渗透膨胀时蒙脱石层间间距随温度的升高而略有增加,在DDL模型的计算中,令GMZ膨润土在每个温度下的d等于1.3 nm,此时相应的蒙脱石孔隙比为1.13,对应于不同温度下保持体积不变的膨胀力试验。通过计算可以发现(表3),DDL理论计算的膨胀力p随温度的增加而增大,得出的膨胀系数K随温度呈线性增加(图7),K与温度Tc的关系式为
表 3 不同温度下膨胀系数K计算Table 3. Calculated values of swelling coefficient K under different temperaturesTc/℃ Z κ/m-1 u p/kPa K 25 19.172 691409134 3.456 1393.12 6.904 30 19.156 685683554 3.485 1465.08 6.992 40 19.123 674646562 3.542 1615.84 7.165 50 19.092 664125934 3.598 1775.94 7.336 60 19.061 654082622 3.652 1945.66 7.506 70 19.032 644481593 3.705 2125.26 7.673 80 19.003 635291309 3.756 2315.02 7.839 90 18.975 626483295 3.806 2515.22 8.003 K=0.017Tc+ 6.486, (15) 式中,Tc为摄氏温度(℃)。
3.3 验证与计算
结合K-Tc关系可得到不同温度下GMZ膨润土的em-p关系:
em=(0.017Tc+ 6.486)pD−3。 (16) 从式(16)可以看出,当荷载相同时,孔隙比与温度之间存在线性关系。采用式(16)估算了不同温度下GMZ膨润土em(图8)。室温条件下,Sun等[35]GMZ膨润土试验数据也用于比较。结果表明,不同温度下GMZ膨润土的蒙脱石孔隙比的估算值与试验值吻合较好。
根据Bag等[12]对Bikaner膨润土开展的膨胀试验结果,发现相同荷载下,Bikaner膨润土试样的孔隙比也随温度呈线性增加,不同温度下的e-p关系式可表示为
e=(0.033Tc+ 6.58)pD−3 ,其中D= 2.785。Bikaner膨润土膨胀预测值与试验数据的比较如图9所示,孔隙比预测值与试验数据之间吻合较好。图 9 不同温度下GMZ膨润土的蒙脱石孔隙比估算值[13]Figure 9. Estimation of void ratio for Bikaner bentonite under different temperatures根据土力学公式,饱和后试样的最大膨胀率与试样孔隙比之间的关系为
εmax=e−e01+e0×100%。 (17) 式中,e为饱和后膨润土试样的孔隙比,e0为初始孔隙比,可以表达为
e0=dsρwρd−1。 (18) 式中,ds为GMZ膨润土土粒相对质量密度,ρw为水的密度,ρd为试样的干密度。
结合式(1),(17)和(18),膨润土的最大膨胀率
εmax 与孔隙比em之间关系为εmax=(αem+1dsρwρd−1)×100%。 (19) 将式(16)代入式(19)中,可以得出不同温度下GMZ膨润土的最大膨胀率。从式(19)也可以看出,当荷载和温度条件相同时,
εmax 随试样的初始干密度线性增加,这与试验数据一致(图4)。同样,如图10所示,在相同的荷载和密度条件下,εmax 随温度线性增加。εmax -Tc关系的斜率随竖向荷载减小,但随初始干密度增大而增大,表明温度对膨胀变形的影响随压力的增大而减弱,随干密度的增大而增强。当式(19)中的膨胀率等于零时,可得出不同温度下GMZ膨润土的膨胀力:
ps=[1Kα(Gsρd−1)]1D-3。 (20) 由式(20)可知,膨胀力应随温度或初始干密度呈指数增长。初始干密度显著促进了温度对膨胀力的影响。如图11所示,不同温度下膨胀压力的预测值与试验数据之间也具有较好的一致性。
4. 结论
(1)由于在本次试验条件下,渗透膨胀占主导地位,温度增加了黏土颗粒间扩散双电层的厚度,进而提高了GMZ膨润土的膨胀性能。使得膨胀率和膨胀力均随温度的升高而增大。
(2)当其他条件相同时,GMZ膨润土的最大膨胀率随温度呈线性增加,膨胀力随温度和干密度呈指数增长。温度对膨胀性能的影响还与试样干密度有关,干密度越大,温度升高对膨胀性能的促进作用越明显。
(3)压实膨润土的膨胀性能可采用分形模型表达成em=KpD-3。试验结果表明,GMZ膨润土在在25℃~90℃范围内蒸馏水中膨胀时,其分形维数D不变。同时,采用DDL模型计算得出蒙脱石的膨胀系数K随温度呈线性增加,GMZ膨润土的K-Tc关系可表示为
K=0.017Tc+ 6.486 。利用em-p与温度的关系,可以估算出GMZ膨润土在不同温度下的膨胀变形和膨胀压力。(4)本文中计算模型是建立在膨润土矿物在100 ℃以内基本不发生改变的基础上的。当温度更高时,膨润土中某些矿物可能会发生化学反应并对膨胀性能产生影响,这种条件下膨胀性能的变化仍有待进一步的研究。
利益冲突声明/Conflict of Interests:所有作者声明不存在利益冲突。All authors disclose no relevant conflict of interest.作者贡献/Authors' Contributions:崔凯、许鹏飞和于翔鹏商讨了论文的思路和方法以及现场实验的设计;许鹏飞参与论文初稿的写作;崔凯对论文进行了审阅和修改并提供实验的资金和项目支持;许鹏飞、于翔鹏、邵会安和韦鑫完成现场实验工作和监测。所有作者均阅读并同意最终稿件的提交。CUI Kai, XU Pengfei, and YU Xiangpeng discussed the research ideas, methodologies, and the design of field experiments. XU Pengfei contributed to the writing of the initial draft of the manuscript. CUI Kai reviewed and revised the manuscript, provided funding for the experiments, and offered project supervision. XU Pengfei, YU Xiangpeng, SHAO Hui'an, and WEI Xin carried out the field experiments and monitoring work. All authors have read and approved the final manuscript for submission. -
表 1 遗址土体与夯筑土体基本物理性质对比
Table 1 Comparison of basic physical properties between soil body of sites and rammed earth body
类型 天然含水率/% 天然密度/
(g·cm-3)干密度/
(g·cm-3)土粒相对密度 最佳含水率/% 最大干密度/
(g·cm-3)孔隙率/
%液限/
%塑限/
%遗址土 1.05 1.52 1.50 2.69 18 1.89 44.0 23.8 16.0 夯筑土 1.09 1.49 1.47 2.61 17 1.80 43.7 21.0 14.3 表 2 不同阻裂措施下抑制效果对比
Table 2 Comparison of inhibitory effects under different crack prevention measures
测点 方向 阻裂措施应变抑制率/% DC MG KC DMK J-1(上) X 4.66 7.31 27.71 32.12 Y 13.31 27.09 43.76 63.73 Z 9.52 22.34 40.04 47.99 J-2(中) X 7.08 17.68 34.46 39.50 Y 18.79 39.58 51.64 71.72 Z 12.16 32.17 44.70 49.63 J-3(下) X 7.33 13.61 28.71 38.60 Y 20.56 32.37 49.19 83.69 Z 11.06 21.14 42.00 48.54 -
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