王 英 張虎元 王趙明 周光平

(①蘭州大學土木工程與力學學院， 蘭州 730000， 中國)

(②蘭州理工大學土木工程學院， 蘭州 730050， 中國)

0 引 言

深地質處置是目前國際上針對高放射核廢料處置普遍采用的處置措施，利用多重屏障體系(廢物罐-緩沖回填材料-地下巖體體系)共同控制核素遷移，實現(xiàn)核廢料與人類環(huán)境的永久隔離。典型的高放廢物地質處置概念是：首先利用廢物罐將高放廢物進行包封處理，置于深埋的地下巷道，然后在廢物罐與巷道之間填筑高壓實黏土砌塊，構建緩沖回填屏障(ENA， 2005; Pusch et al.，2012)。緩沖回填屏障一般由膨潤土或者膨潤土-砂的混合物壓制而成，膨潤土中含有的大量蒙脫石礦物具有強烈的化學吸附性能，遇水之后強烈膨脹，在地下巖體和廢物罐之間形成一個完整的包封環(huán)境，阻滯核素向外遷移(葉為民等， 2007; Cho et al.，2012)。

隨著中國高放廢物處置庫地下實驗室建設進程的推進，針對膨潤土緩沖屏障的施工設計已逐步開展。對于廢物罐放置部位的污染區(qū)，通常采用膨潤土砌塊拼裝的施工方法，借助特定的機械設備，將提前壓制成形的膨潤土砌塊按照一定的施工順序進行堆砌拼裝，將廢物罐封閉其中，形成完整的密封屏障(Martin et al.，2005; Gruner et al.，2008)。這種施工方法機械化程度高，拼裝砌塊的形狀、密度以及施工工藝都可以根據地下硐室的實際情況進行調整優(yōu)化，施工速度快，過程更靈活。當硐室封閉后，隨著硐室周邊水環(huán)境的不斷恢復，地下水逐漸侵入緩沖屏障，膨潤土砌塊吸水膨脹，屏障各部分逐漸連成整體，形成一個完整的屏障體系。但是，采用砌塊拼裝施工，砌塊與砌塊之間，砌塊與廢物罐之間以及砌塊與圍巖之間均會產生不同比例和形狀的施工間隙，這些施工間隙會導致核心區(qū)砌塊體系在吸水膨脹過程中的邊界條件發(fā)生改變，發(fā)生不可抑制的不均勻變形，降低緩沖屏障的均質性，與此同時，地下水化學環(huán)境以及輻射溫度場的影響(姜昊等， 2014； 劉毅， 2016)，將進一步影響廢物罐以及周邊圍巖的穩(wěn)定性。

學術界針對砌塊體系與圍巖之間的接縫充填以及施工接縫對砌塊體系膨脹力的影響開展了很多的研究工作。陳寶等(2012)研究了施工接縫對高廟子膨潤土砌塊的滲透性影響，發(fā)現(xiàn)接縫的存在會增加膨潤土大孔隙數目，導致滲透性相應增加。Bian et al. (2018)等通過位移釋放的形式來模擬砌塊的施工接縫，發(fā)現(xiàn)隨著模擬接縫體積的增加，試樣的接縫區(qū)首先被充填，隨著水化進程的持續(xù)，試樣在接縫區(qū)域形成壓縮區(qū)，而遠離接縫區(qū)的砌塊位置形成拉伸區(qū)。Wang et al. (2013)以及Jia et al. (2019)利用上述模擬方法對含施工接縫的砌塊膨脹特性進行研究，發(fā)現(xiàn)隨著施工接縫體積的增大，砌塊最終的軸向以及徑向膨脹力均不斷降低。Furuichi et al. (1998)研究發(fā)現(xiàn)，含接縫膨潤土試樣的抗剪強度降低了50%～60%。由此說明，施工接縫的存在，會增加緩沖屏障系統(tǒng)的滲透性，削弱砌塊的膨脹力，降低整個處置庫的密封性能。針對施工接縫的不利影響，工程界提出采用二次回填的方式對其進行密封處理，例如SKB提出采用膨潤土顆粒與低堿水泥的漿狀混合料對砌塊與圍巖之間的間隙進行封閉處理，利用膨潤土顆粒的膨脹特性密封施工間隙，同時借助水泥的強度形成具有一定剛度的薄封層(Pusch， 2002； 劉樟榮等， 2020)； 國內，張虎元等(2016， 2018)采用不同類型的膨潤土密封材料對壓實砌塊之間的接縫進行二次充填并對充填后砌塊體系的滲透特性以及膨脹特性進行了研究，結果表明：二次充填后的砌塊體系水力傳導系數與完整砌塊樣在同一數量級，含接縫砌塊試樣的膨脹力發(fā)展呈現(xiàn)典型的空間各向異性，膨脹力會優(yōu)先向接縫區(qū)域發(fā)展，促進接縫的密封。目前，針對接縫密封的研究仍然停滯于接縫本身對砌塊體系宏觀滲透特性以及膨脹特性的影響，很少考慮砌塊對二次密封接縫的影響，因此，本文在已有研究的基礎上，針對砌塊與砌塊之間接縫的二次充填，從砌塊的角度出發(fā)，以砌塊干密度為基本變量，對密封后砌塊體系的膨脹特性進行研究，并對含充填接縫砌塊體系的各向膨脹力發(fā)展進行分析和探討。

1 試驗設計與材料

1.1 試驗材料與制樣

試驗所選用的膨潤土材料為高廟子膨潤土(簡稱“GMZ膨潤土”)，產自我國內蒙古高廟子鄉(xiāng)。所采用的標準石英砂產自甘肅省永登縣。試驗材料基本物理性質見表1。

表1 試驗材料基本物理性質

根據以往的混合型緩沖材料配比優(yōu)化研究結果(張明等， 2012)，試驗所用膨潤土-砂混合物壓實方法為單向靜力壓實，壓實速率為0.5mm·min-1，最大壓力為20.96MPa。含接縫壓實砌塊樣的制樣過程如下：首先在內徑為102mm的壓樣筒中預先豎向固定一個厚度為3mm的薄鋼片，鋼片重心通過壓樣筒底座圓心并借助底座的預制凹槽對其進行固定； 然后將混合料均勻傾倒至筒中，利用刮板將填料刮平并在水平方向來回振動數次，保證鋼片兩側填料的均勻； 最后采用靜力壓實法制成 102mm×20mm的圓餅型試樣； 壓制結束后脫模并取出鋼片，即可形成接縫寬度為3mm的對開型砌塊試樣。

1.2 試驗裝置及裝樣過程

本次試驗采用自制的剛性壁膨脹力測定裝置，如圖1所示。膨脹力監(jiān)測試驗裝置由自主加工的剛性壁裝置、注水系統(tǒng)以及數據采集系統(tǒng)組成。膨脹力測定裝置主要由底座、試樣環(huán)和頂蓋部分組成。其中：底座兩端以及頂蓋兩端分別設有排(進)水口，可以實現(xiàn)從上往下或者從下往上的單向以及雙向供水。試樣環(huán)內部上下端放置透水石，中間為膨潤土試樣，透水石與試樣中間放置濾紙。注水系統(tǒng)由美國生產的HM-4160A型柔性壁滲透儀實現(xiàn)，注水管精度0.1mL。數據采集系統(tǒng)采用美國Tekscan公司生產的采集儀，數據采集最短時間間隔為1s。

圖1 恒定體積膨脹力測試裝置示意圖

當膨脹力測試設備調試好后，將對開型砌塊樣放入膨脹力測試設備，并首先在砌塊接縫內放入傳感器。為了保證接縫區(qū)填料的均勻性，當接縫區(qū)傳感器放入接縫區(qū)域后，將接縫區(qū)填料按質量均分為兩份，分3次填充入傳感器兩側，并采用薄刮片劃撥均勻。之后將頂部區(qū)域的傳感器放置在砌塊樣頂部，蓋上頂蓋，密封穿線孔。試驗所用傳感器采用薄膜壓力傳感器，包封后長度為80mm，厚度為0.4mm，感應探頭直徑為10mm，最大量程550 N。由于傳感器包封厚度很小，可以忽略其與上部頂蓋之間形成的空隙。

1.3 試驗設計

依據已有研究成果，本試驗設定混合型壓實砌塊摻砂率為30%，擬設定砌塊干密度分別為 1.60g·cm-3、1.70g·cm-3以及 1.80g·cm-3， 試樣初始含水率為10.5%。砌塊接縫的充填材料采用膨潤土粉末，天然含水率為7.5%，接縫充填密度為1.2±0.05g·cm-3。試驗注水方式為底部向上注水，初始水頭高度1m。注水設備開啟即為試驗開始，同時開啟數據采集系統(tǒng)以及水量采集系統(tǒng)?？紤]到初始水頭的影響，在試驗開始的前2h，設備上部的排水閥處于關閉狀態(tài)，待注水穩(wěn)定后，開啟排水閥，設備內部與大氣連通并直至試驗結束。具體的試驗參數見表2。

表2 試驗參數設定表

2 試驗結果

如圖2所示，對于含充填接縫的砌塊，接縫區(qū)膨脹應力為砌塊體系的徑向膨脹應力，砌塊頂部膨脹應力為砌塊體系的軸向膨脹應力，因此本文在分析過程中，統(tǒng)一采用徑向膨脹應力以及軸向膨脹應力對試驗數據進行分析。從應力發(fā)展曲線來看：對于含充填接縫的砌塊試樣，砌塊徑向膨脹應力的發(fā)展速度明顯快于軸向膨脹應力的發(fā)展速率。隨著砌塊干密度的增大，接縫區(qū)膨脹應力不斷增大，而膨脹應力達到最大值所需時長則顯著縮短。與此同時，隨著砌塊干密度的增加，砌塊軸向膨脹應力發(fā)展速度也不斷加快，與徑向膨脹應力的數值差不斷縮小，當砌塊干密度達到1.796 g·cm-3時，其最終軸向膨脹應力反超其徑向膨脹應力。從徑向膨脹應力與軸向膨脹應力發(fā)展的相對時間進程來看，砌塊干密度為 1.632 g·cm-3的砌塊體系，其軸向膨脹應力的發(fā)展相對滯后時長最長，隨著砌塊干密度的增加，砌塊干密度為1.708 g·cm-3試樣的軸向應力滯后時長縮短。但是，當砌塊干密度達到 1.796 g·cm-3時，砌塊軸向膨脹應力的滯后時長又呈現(xiàn)增大的趨勢，這一現(xiàn)象將在后面的討論部分進行分析說明。

圖2 膨脹應力隨時間的變化

3 討 論

3.1 砌塊體系應力發(fā)展的各向異性

從圖2中不同干密度砌塊的膨脹應力發(fā)展過程可以看出，砌塊最終穩(wěn)定的軸向以及徑向應力的數值并不相等。由膨潤土的礦物成分可知，膨潤土中的蒙脫石單元在陽離子的水合作用下，晶層之間會吸收數個甚至數十個水分子，產生沿堆疊軸方向的體積膨脹(Pusch et al.， 2006)。膨潤土試樣的制備方法以及接縫和接縫充填材料的存在，會進一步對膨潤土砌塊的土顆粒排列和應力的發(fā)展產生影響，并進一步對整個砌塊體系的膨脹應力發(fā)展產生影響。因此，本文引入各向膨脹應力比Ca對壓實膨潤土砌塊的膨脹性能進行分析：

式中：Ca為壓實膨潤土砌塊的各向膨脹應力比；σh為砌塊的徑向膨脹應力；σv為砌塊的軸向膨脹應力。如圖3所示，對于完整的GMZ純膨潤土試樣，其各向膨脹應力比隨著砌塊干密度的增加呈下降趨勢，對于摻砂率為30%的MX80膨潤土完整砌塊樣，其應力各向異性系數的變化趨勢基本同GMZ純膨潤土系列，但是各向膨脹應力比有所提高。需要指出的是，以上兩組數據所采用的膨潤土砌塊均為完整砌塊樣。而對于本文含充填接縫的砌塊系列，如圖3所示，隨著砌塊干密度的增加，其各向膨脹應力比亦呈現(xiàn)減小的趨勢，相較于完整試樣，其各向異性系數均顯著提高，干密度為 1.632 g·cm-3以及 1.708 g·cm-3的試樣，各向應力比均大于1，砌塊干密度越小，各向膨脹應力比的提高比例越大。

圖3 砌塊膨脹應力各向異性系數隨砌塊干密度的變化

在常規(guī)的室內試驗中，膨潤土壓實砌塊主要采用單向靜力壓制而成，由于軸向的壓實功更大，膨潤土顆粒沿軸向排列更緊密，徑向排列相對無序。壓制密度越高，土顆粒的軸向密實程度越高，當砌塊吸水膨脹時，軸向膨脹應力往往大于徑向膨脹應力(Saba et al.，2014)。接縫的存在會改善壓實砌塊由于壓制過程造成的土粒結構分布的不均勻，當水分進入砌塊內部時，由于接縫處的充填密度相對較低，砌塊吸水后優(yōu)先向位移約束較小，孔隙較大的接縫方向移動，充填接縫區(qū)孔隙，從而導致徑向應力發(fā)展速度快于軸向應力，同時砌塊軸向膨脹變形能力減弱，應力也會相應降低，產生“應力補償”現(xiàn)象，由此達到新的應力平衡狀態(tài)。砌塊干密度越小，這種“應力補償”現(xiàn)象越明顯。砌塊干密度越高，砌塊的徑向密實程度增大，砌塊徑向膨脹所提供的擠壓力越大，接縫的密實程度更好，由此所需的軸向應力補償越少，各向膨脹應力比越小。綜合來看，接縫充填改變了砌塊體系的應力分布模式，砌塊徑向與軸向膨脹應力分布狀態(tài)趨向于等向應力分布，接縫區(qū)應力的提高對于接縫的愈合是有利的。從實際工程的角度來看，不論是豎井式還是平硐式的緩沖屏障結構，徑向接縫是膨潤土緩沖屏障連接廢物罐以及周邊圍巖而形成的主要結構式施工接縫，徑向接縫密封程度的高低對于整個緩沖屏障的完整性影響更為顯著，因此，徑向應力提高，對于緩沖屏障的有效密封是積極有利的。

3.2 砌塊體系徑向膨脹應力發(fā)展的階段特點

圖4 砌塊徑向膨脹應力隨水化時間的變化過程

3.3 砌塊體系軸向膨脹應力發(fā)展的階段特點

圖5所示為接縫充填密度相同時，不同砌塊初始干密度砌塊體系的軸向應力隨時間的變化。結合數據統(tǒng)計表3可以發(fā)現(xiàn)：砌塊干密度為 1.632g·cm-3、 1.708g·cm-3和 1.796g·cm-3時，其軸向應力達到最大值的時長分別為373h、176h和158h。砌塊干密度越大，其軸向最終膨脹應力越高，并且達到最大應力所需的時間越短(Tm1>Tm2>Tm3)，干密度為 1.796 g·cm-3的砌塊達到最大應力的時間僅為干密度 1.632 g·cm-3時的40%左右。對于砌塊軸向應力的滯后時長，則分別為242h、62h和90h，隨著砌塊干密度的增加，呈現(xiàn)先縮短后增加的現(xiàn)象。從砌塊的水化進程來看，砌塊干密度越高，試樣在水化過程中其膨脹應力發(fā)展速度更快，接縫區(qū)封閉速度快，密實度快速增加，水分向上的遷移通道體積不斷減小，導致其頂部軸向膨脹應力的發(fā)展反而落后于干密度適中的試樣。需要說明的是，對于砌塊軸向膨脹應力滯后于徑向膨脹應力的原因，砌塊與剛性壁容器內壁的摩擦力也是不可忽略的，盡管貫通接縫的存在會削弱摩擦力的影響，但是，隨著砌塊干密度的遞增，砌塊與側壁的摩擦力也不斷增大，也會造成砌塊頂部膨脹力發(fā)展滯后的因素之一。

圖5 砌塊軸向膨脹應力隨水化時間的變化過程

表3 砌塊軸向應力數據統(tǒng)計表

從軸向應力發(fā)展曲線的形狀來看，砌塊軸向應力的發(fā)展過程可以劃分為3個階段，如圖6所示：(1)快速增長階段：此階段的膨脹應力發(fā)展主要與砌塊的干密度相關，干密度越大，膨脹應力發(fā)展更快，曲線斜率越大。如表3所示，干密度為 1.63g·cm-3、 1.70g·cm-3和 1.79g·cm-3的砌塊試樣，其軸向應力的應力平均增長率分別為1.41%、2.67%和13.88%； (2)穩(wěn)步發(fā)展階段：隨著試樣飽和度的不斷增加，接縫區(qū)域逐漸密封，試樣底部的滲透性降低，水分向上遷移的速率降低，膨脹應力發(fā)展的速度減緩，呈現(xiàn)出波動上升的趨勢。砌塊干密度越小，穩(wěn)步發(fā)展階段的曲線斜率越小，發(fā)展進程相對更慢； 砌塊干密度為1.632g·cm-3的試樣，應力平均增長率略有增加，與前一階段基本接近，對于砌塊干密度為 1.708g·cm-3和 1.796 g·cm-3的試樣，在該階段的軸向應力的應力平均增長率則呈現(xiàn)顯著下降的趨勢，分別為1.23%、2.29%； (3)應力調整階段：隨著砌塊水化程度的遞增，當砌塊完全水化后，由于砌塊與剛性容器內壁的間隙以及接縫區(qū)填料不均勻性的影響，砌塊的軸向及徑向應力會發(fā)生輕微調整，并最終達到穩(wěn)定的平衡狀態(tài)。

圖6 砌塊軸向應力發(fā)展過程階段示意圖

4 結 論

針對緩沖屏障的施工接縫對高放射廢棄物處置庫建設的不利影響，采用膨潤土材料對接縫區(qū)域進行二次充填，不僅可以增加緩沖砌塊屏障的整體密封性，提高緩沖屏障的抗?jié)B性能，同時也可以降低施工接縫對膨潤土砌塊在水化過程中的膨脹力發(fā)展的影響。本文通過室內模擬試驗，壓制含接縫的模擬砌塊試樣，并采用膨潤土干粉對砌塊之間的接縫進行充填，利用實驗室自主加工設計的膨脹力測定設備，對充填后的砌塊接縫體系的膨脹力特性進行研究，初步得到以下幾點結論：

(1)經過二次充填的含接縫砌塊體系，其膨脹應力發(fā)展模式與完整砌塊樣的發(fā)展模式存在較大區(qū)別。砌塊膨脹應力優(yōu)先向接縫區(qū)域發(fā)展，接縫區(qū)膨脹應力發(fā)展先于軸向膨脹應力，兩者存在一定的時間差。

(2)含接縫砌塊的膨脹力發(fā)展各向異性系數較普通完整砌塊試樣顯著增大，軸向膨脹應力會對砌塊的徑向應力發(fā)展提供“應力補償”，從而促進接縫區(qū)域的愈合，由此也會導致砌塊軸向應力會產生相應降低，應力發(fā)展模式更接近于等向應力發(fā)展模式。

(3)在相同的接縫充填密度前提下，隨著砌塊初始干密度的不斷增加，接縫區(qū)膨脹應力的發(fā)展速度更快，達到最大應力所需時間縮短，接縫區(qū)愈合速度更快。

(4)在相同的接縫充填密度前提下，隨著砌塊初始干密度的增加，砌塊軸向膨脹應力的發(fā)展速度遞增，可以初步劃分為快速發(fā)展階段、穩(wěn)步增長階段以及應力調整階段。其中快速發(fā)展階段主要受砌塊初始干密度的控制，而穩(wěn)步增長階段則受到水分遷移、側壁摩擦力以及接縫愈合速率的影響。