水化作用对GCL 剪切性能的影响

陈小红，王协群

（1.武汉电力职业技术学院，湖北 武汉 430079；2.武汉理工大学，湖北 武汉 430070）

0 引言

土工合成材料膨润土垫(Geosynthetic Clay Liner)简称GCL，是在两层土工合成材料之间夹封膨润土粉末（或膨润土颗粒），并通过针刺、缝合或黏合而成的，其夹封层可以是有纺土工织物，也可以是无纺土工织物，还有土工膜[1]。 目前，城市垃圾、废弃物已经成为城市发展面临的重大环境问题[2]。 衬垫系统和封盖系统是垃圾填埋场成败的关键[3]。 GCL 具有低渗透性的优越性， 在垃圾填埋场边坡位置，GCL 需要跟数层其他土工合成材料共同组成防渗体系。 水化作用会影响到GCL 的抗剪强度，从而使整个防渗体系的稳定性受到威胁。 因此，通过试验研究水化作用对GCL 抗剪性能的影响，非常有必要。

1 GCL 试验条件

1.1 试验装置

试验装置是在原有常规土工试验电动应变控制式直剪仪基础上，根据土工材料的特点，重新加工上下盒改装而成。 它包括剪切盒、加荷系统、量测系统和推力座等。 剪切盒由上盒和下盒组成，如图1 所示。 下盒内部平面尺寸为100 mm×100 mm，总高度为50 mm，内部净高为40 mm。 上盒没有底板，而改用一块100 mm×100 mm×10 mm 的加压板。 上盒和下盒侧面在相同位置上打孔，并与2 mm 厚的压条配合，用螺丝固定土工合成材料。 加荷系统包括施加垂直荷载和水平荷载的系统。 施加垂直荷载采用杠杆加砝码方式，施加水平荷载采用应变控制方式，二者均采用量力环和百分表读数。

图1 试验装置示意图Fig.1 Experiment equipment

1.2 剪切速率

目前还没有明确规定的统一剪切速率标准。 本次试验所使用的电动直剪仪只有一种转速， 其剪切速率为0.8mm/min，符合土工直剪试验所规定的速率范围0.2～3.0mm/min。

1.3 破坏准则

（1）如果水平荷载(剪应力)出现峰值，试验进行至获得稳定值(残余强度)。

（2）如果水平荷载(剪应力)始终随水平位移增大而增大， 试验应进行至水平位移达到L/15～L/6[4]。对于100 mm×100 mm 的剪切盒，相应水平位移应为6.67～16.67 mm。我国《土工合成材料测试规程》（SLT235-1999）第16 节建议试验剪切盒尺寸宜大于60 mm×60 mm，通常采用上盒固定、下盒滑动的形式，当位移达到6 mm 时停止试验。 结合以上准则，在本次试验中，GCL 内部摩擦特性的破坏准则采用6mm相对位移计算，而GCL 与其他土工合成材料界面之间的摩擦特性遵循峰值破坏准则确定。

1.4 计算依据

多层土工合成材料系统各层中的拉应力不是均匀分布的，在固定端有最大值，向自由端逐渐减小[5]。 剪切破坏先从边缘开始，参照土力学中土工直剪试验的做法，在计算之前，要假定土工合成材料剪切面剪应力均匀分布，用式（1）、（2）分别计算应变控制式直接剪切仪所测得试样的剪应力及剪切位移。

式中： τ 为剪应力，kPa；C 为量力环率定系数，kPa/0.01mm；R 为量力环量表读数，0.01mm。

式中：△l 为剪切位移，mm；n 为手轮转数。

2 水化作用对GCL 剪切强度的影响

GCL 内部的抗剪强度主要是指膨润土的抗剪强度，膨润土在水化后抗剪强度很低，会使GCL 中间层产生薄弱剪切面。 膨润土也会从土工织物的孔隙中挤出，在GCL 和相邻材料之间形成摩擦力很低的交界面。 因此，在垃圾填埋场衬垫与封盖系统的研究中不仅要考虑水化作用对GCL 内部剪切强度的影响，还要考虑水化作用对GCL 与其他土工合成材料界面剪切强度的影响。

2.1 水化作用对GCL 内部剪切强度的影响

2.1.1 水化时间对GCL 内部剪切强度的影响

膨润土具有极强的吸湿能力，为避免试验过程吸收周围水分而使试验结果将无法比较，本试验将常温环境下的GCL 试样视为干燥状态。

此组试验的水化溶液为自来水，分别让GCL 在相同条件下水化24 小时和5 天时间，含水量依次为185.8%和199.3%。

从图2 可以看出：水化后的GCL 强度明显下降，比未水化时小得多。 在剪切初期，水化时间越长，试样剪切强度越小，但随着剪切过程的持续，水化时间的影响作用变得不大明显。

水化时间对GCL 剪切强度的影响主要是由于膨润土水化程度引起的。 水化后，膨润土由原来的干燥颗粒状态变成胶凝状态，同时产生很大程度的体积膨胀。 这种体积膨胀发生在限定空间内时，胶凝体会受到挤压而更加致密， 从而阻止了水的渗透。 但是，随着水化时间的增加，会有更多的水分子进入膨润土空间， 这在一定程度上又稀释了胶凝体。 而胶凝体的稠度越小，摩擦力就会越小。

图2 不同水化时间下GCL 内部剪应力- 水平位移曲线Fig.2 GCL internal shear stress in different hydration time - horizontal displacement curve

2.1.2 水化正应力对GCL 内部剪切强度的影响

在垃圾填埋场施工时，GCL 主要有两种水化方式——预先水化和建成后被水化，其区别是GCL 水化过程中所承受的正应力不同。 本组试验分别得到了GCL 在0kPa、5kPa 和15kPa 水化应力下内部剪应力-水平位移关系曲线（如图3 所示）。

图3 不同水化应力下GCL 内部剪应力- 水平位移曲线Fig.3 GCL internal shear stress in different hydration stress - horizontal displacement curve

水化正应力会阻止水分子不断进入膨润土间隙，使其充分与水作用，而稀释胶凝体，胶凝体触变性的增强会导致剪切应力的下降。 从图3 可以看出：低应力水化对GCL 剪切强度影响的规律并不明显。 较高应力时剪切强度随着水化正应力的增大而增大。

2.1.3 水化溶液浓度对GCL 内部剪切强度的影响

垃圾填埋场滤沥液含有的各种离子，会与膨润土中的离子发生交换作用，进而影响GCL 内部的剪切强度。

试验分别对去离子水水化5 天、 自来水水化5天和1mol/L 溶液水化5 天进行测试。 从试验结果可以看出：随着离子浓度的增加，剪应力也相应加大（如图4 所示）。

膨润土分为钠基和钙基两种。 钠基膨润土的膨胀形式主要是渗透膨胀，外部溶液的离子浓度越大，水分子进入膨润土的可能性越小。 钙基膨润土则主要是内晶体膨胀，钙离子更容易将钠离子钙置换出来，置换作用减小了片层之间的间隙。 由分散的钠离子矿物片层置换为集中的钙离子片层，改变了矿物内部结构，增大了晶体结构，使渗透系数增加，同时吸水率和膨胀性都降低[6]。3 种不同含水量试样测定显示：去离子水水化5 天的GCL 试样为193.0%，自来水水化5 天为188.2%， 而用1mol/L 的溶液水化5 天后的含水量为96.7%。这也充分证明，离子交换作用降低了GCL 试样吸水能力， 导致剪应力加大。

图4 不同水化溶液下GCL 内部剪应力- 水平位移曲线Fig.4 GCL internal shear stress in different hydrated solution-horizontal displacement curve

2.2 对GCL 界面剪切强度的影响

J.S.McCartney[7]等的研究发现，GCL 与膜界面抗剪强度的不确定性来源于材料本身的差异和试验方法的不同，如水化、固结和剪切速率。 本组试验选择了经常与GCL 共同作用的土工膜和土工织物，通过试验，探讨界面剪切变化规律。

对比图5(a)和5(b)可知，相同点是：两种材料与GCL 的界面剪切强度都是无压水化时候的最大，而15 kPa 正应力下水化后剪切强度减小。这是因为，在GCL 界面剪切试验中，正应力作用下水化的GCL 表面承压，膨润土会在水化过程中或多或少被挤出表面，而这种水化后的胶凝体对剪切过程有润滑作用，进而使交界面的剪切强度降低。 不同点是：GCL 与无纺土工织物剪切试验，不水化GCL 与织物的剪切强度小于无压水化后的GCL 与织物的剪切强度；而GCL 与土工膜则相反。 产生这一现象的原因在于，无纺土工织物是一种透水性材料， 在与水化后的GCL 剪切时，对于界面而言，是一种排水剪切，孔隙水压力的消散致使有效应力相应增长。 在正应力增长的情况下，剪应力当然也是成比例增加的；而土工膜是一种不透水材料，界面是不排水剪切，有效正应力并没有变化。

图5 水化作用对GCL 与土工合成材料界面剪切的影响Fig.5 Influence of hydration on GCL and geosynthetics interfacial shear

3 结论

GCL 是一种特殊的土工合成材料，中间加封的膨润土，水化后状态会从颗粒转变成胶凝体。 这时，一方面内部抗剪强度会下降很快， 另一方面会通过加封土工织物的渗透作用，对表面产生润滑作用，进而影响界面剪切强度。水化作用是影响GCL 抗剪的重要因素，本次试验主要根据GCL 在垃圾填埋场建设和使用过程中可能产生的水化条件设计的， 严格按照土工试验标准进行的试验。得出以下规律：内部剪应力随着水化时间的增大而减小， 随着正应力的增大而增大，随着溶液浓度的增大而增大，界面剪应力因受到水化作用的影响而降低。试验规律性明显，对工程设计及垃圾填埋场的维护具有借鉴参考价值。

[1] 陈小红，王协群. GCL 的气体渗透性研究[J]. 人民长江,2009(3):84-86.

[2] 张益，陶华. 垃圾处理处置技术及工程实例[M]. 北京:化学工业出版社,2002:39-52.

[3] 缪林昌，刘松玉等. 环境岩土工程学概论[M]. 北京:中国建材出版社,2005:112-114.

[4] 南京水利科学研究院. 土工合成材料测试手册[M]. 北京:水利水电出版社,1991:79.

[5] 李明飞，金泉繁良，周蓝玉. 多层土工合成材料受力特性有限元研究[J]. 沈阳建筑工程学院报(自然科学版),2003(1):5-7.

[6] Egloffstein,T.A.. Natural bentonites-influence of the ion exchange and partial desiccation on permeability and self-healing capacity of bentonites used in GCLs[J].Geotextiles and Geomembranes. 2001（19）:427-444.

[7] J.S.McCartney, J.G.Zornberg.. Reliability-based stability analysis considering GCL shear strength variability[J].Geosynthetics International. 2004(3):212-232.