基于多重屏障系统的深地质处置是国际公认处置高水平放射性废物的可靠方法。膨润土由于其低渗透性、高膨胀性、强核素吸附能力以及良好的热传导性，被众多国家选作处置库工程屏障缓冲/回填材料^[1-4]。处置库长期运营过程中，在库外地下水位波动和库内高放核废物衰变放热的共同影响下，高压实膨润土将经历温度和吸力的耦合周期性变化。这种周期性的变化在引起土体含水率变化的同时还伴随着土体体积的膨胀/收缩变形，从而使得屏障系统存在破坏的风险，影响处置库长期稳定性^[5-6]。

国内外学者针对高压实膨润土含水率随吸力变化规律开展了广泛的研究，结果表明膨润土试样在吸力变化过程中，土水相互作用随着含水率变化发生改变，导致膨润土土体孔隙大小及结构发生改变，进而在宏观上表现为体积产生膨胀或收缩^[7-8]；而土体孔隙结构及土水相互作用形式的变化，反过来又会影响膨润土的持水性能，且在不同的吸力范围影响机制不同。在低吸力范围，试样的持水性主要受毛细作用的影响；而在高吸力范围内，土中的自由水大量减少，毛细作用逐渐减弱，土颗粒的吸附作用占主导地位^[9]。在吸力循环过程中，由于层叠体的分裂以及集合体的崩解与聚合是不可逆过程，因此经过一次脱湿路径与吸湿路径的循环后，膨润土会产生不可逆的塑性变形，孔隙结构的改变会导致含水率存在明显的回滞现象。然而随着循环次数增多，膨润土体积变化逐渐进入弹性阶段，含水率回滞现象也随之减弱^[10-11]。

相同吸力条件下，温度对膨润土含水率也存在明显影响。大量试验结果表明，随着温度升高，压实膨润土的持水能力降低^[12]，该现象的机理是土体中毛细作用或表面张力因温度升高而减弱。对相同含水率条件下膨润土吸力与温度的关系研究显示，随着温度升高，具有相同含水率的土样吸力减小。此外还发现温度引起的吸力变化量要大于温度升高过程中表面张力减小引起的吸力变化量^[13]。因此认为温度变化过程中不仅会引起土中毛细作用或表面张力减弱，还发生了其他削弱膨润土持水性的效应，例如土体结构的不可逆变形。另有研究者指出在高吸力和低吸力范围下，温度对试样含水率的影响机理是不同的^[14]。然而，上述试验中均未考虑到温湿度耦合变化对试样含水率的影响，尤其是干湿循环过程中温度对试样含水率及回滞特性的影响相关研究甚少。

本研究中，为了探究吸力循环过程中高压实膨润土含水量随吸力和温度的变化规律，在自由膨胀条件下进行了一系列温度控制的干湿循环试验。通过对试样吸力变化及平衡过程膨润土试样含水率的监测，获得了膨润土含水率变化的规律，并分析了吸力路径和温度的影响机理。基于试验结果对拓展的Van Genuchten模型进行了修正，分别给出了吸湿路径和脱湿路径下考虑温度的土水特征曲线修正公式，并用试验所得数据对修正后的公式进行了校验。

1 试验 1.1 试验材料及试样制备

本研究采用中国高水平放射性废物深地质处置库首选缓冲/回填材料——高庙子膨润土(GMZ)。天然条件下GMZ膨润土呈浅灰白色粉末状，其主要矿物成分为蒙脱石(质量分数72.3%)、石英(15.5%)、方石英(6.9%)、长石(5.1%)。相对体积质量为2.66，pH为8.68~9.86，总比表面积为706 m²/g，阳离子交换量为77.30 cmol/kg。

试样制备过程如下：首先在室温(20 ℃)条件下，将天然膨润土粉末放入底部装有K₂CO₃过饱和溶液的干燥器中，通过气相法平衡吸力至113 MPa，其原理是利用给定温度条件下，特定盐溶液上方蒸汽具有确定的相对湿度，经过长期水分交换可以使膨润土达到确定的吸力。本文用于不同温度下的过饱和盐溶液对应的吸力值采用Tang等(2005)^[12]的标定结果，见表 1。利用烘干法测得该状态下膨润土粉末对应的含水率约为11.51%。试验中使用的试样为长方体试样，其目标干密度为1.70 g/cm³，预设高度为10 mm、长宽均为30 mm。根据体积-密度法计算并称取相应质量的膨润土粉末置入底部垫有滤纸的不锈钢立方体模具中，并将之搅拌均匀。随后使用数控万能试验机沿试样高度方向以0.5 mm/min的位移速率进行压实。当试样被压实至目标高度后仍需静置1 h，以防止试样从模具推出后产生回弹变形并保证试样的均匀性。最后将试样以0.5 mm/min的位移速率推出模具。每个制得的试样都需测量尺寸并称重以计算其实际的初始干密度。

1.2 试验装置

本试验采用可以同时控制温度和吸力的无侧限膨胀变形试验装置，如图 1所示。本文含水率测定试验的吸力路径控制方法分高、低吸力两种情况，高吸力控制(≥4.2 MPa)采用温控气相平衡法，如图 1(a)所示，低吸力控制(≤4.2 MPa)采用温控PEG溶液渗析法，如图 1(b)所示。

1.3 试验方法

本文针对不同温度、不同吸力及吸力路径，共设置了9组试验，各组试验吸力路径如图 2所示。

高吸力(≥4.2 MPa)平衡采用温控气相平衡法，如图 1(a)所示。通过饱和盐溶液法控制试样吸力(表 1)。在此过程中，无法保证不同温度条件下、控制吸力值完全相同。故本文在各温度下将吸力控制在相近范围内。步骤如下：1)试样制备完成后，放置于底部装满过饱和盐溶液的干燥器内的多孔玻璃板上；2)放置试样后，在干燥器的玻璃盖沿涂抹凡士林，盖上玻璃盖并确保气密性；3)将干燥器放入温度控制室内，通过外设的温度控制器设置目标温度，精度为±0.1 ℃，打开温控室内的空气循环系统；4)每隔一定时间，使用电子秤(精度0.000 1 g)称量试样质量并记录，当质量变化小于0.01%原始质量/d，便认为试样含水率稳定，可进行下一级吸力平衡，并重复以上操作。

低吸力(≤4.2 MPa)平衡采用PEG渗析法，如图 1(b)所示。即通过孔隙水和PEG溶液中的浓度差使半透膜中土样与溶液进行水分子相互交换，以此达到控制试样吸力的目的。试验采用Spectrum的12-14KD型半透膜的阻隔分子(MWCO)大小为14 000，渗透系数为5×10^-9 m/s。PEG溶液浓度通过便捷式折射计直接测定Brix指数来获取。Brix指数B_r与吸力s(MPa)之间的关系式为

$ B_{\mathrm{r}}=\frac{90}{\sqrt{\frac{11}{s}+1}} $

(1)

具体步骤如下：1)将半透膜放入温水中浸泡半个小时以上，消除半透膜保护层对试验的影响；2)将若干切成质量为10 g的土样放入浸泡后的半透膜中，并用细线系紧半透膜两端；3)用聚乙烯薄膜和密封圈密封烧杯，防止PEG溶液由于水分的蒸发而浓度变大；4)将烧杯放置于温控磁力搅拌器内，通过水浴加热法控制环境温度(20 ℃、40 ℃、60 ℃)，并打开底部的磁力搅拌装置，确保受热均匀，同时加速吸力平衡；5)每隔一定的时间，取出一个试样，拆开半透膜，利用烘干法测定试样的含水率；6)当试样在相邻两次测定间含水率变化小于0.01%，认为试样含水率稳定。

2 试验结果 2.1 温度影响的持水曲线

不同温度条件下获得的高压实膨润土持水曲线如图 3所示。由图 3可见，在相同吸力条件下，温度较高的试样具有更低的含水率，即持水能力变弱，曲线向下移动；且在较低吸力范围(＜100 MPa)内这一现象更为明显。当吸力大于100 MPa时，不同温度下的持水曲线近似重合，表明该吸力范围内温度对试样持水性能的影响微弱。

2.2 温度影响的干湿循环过程含水率变化

图 4绘制了干湿循环过程中试样含水率时程曲线。在吸力平衡过程中，含水率首先经历迅速增加(吸湿路径)或减少(脱湿路径)的过程，随后变化速率降低并趋于稳定。温度升高，相同吸力下试样的含水率降低，说明温度的升高对样品的持水能力具有一定的抑制作用。比较不同温度条件下试样达到吸力平衡的时间(图 5)，可以发现每级吸力下试样的平衡时间均随温度的升高而缩短，说明无论是吸湿还是脱湿路径，温度升高均会促进样品与环境之间的水分交换，使试样更快达到吸力平衡。

每一级吸力到达平衡后试样的最终含水率如图 6所示。同一吸力下，吸湿路径上试样的含水率低于脱湿路径，这一差异在较低吸力更为显著，吸湿曲线与脱湿曲线因含水率差异形成回滞环，回滞现象说明吸湿过程中部分吸收的水分滞留在土体内未能因脱湿而排出。

引入回滞系数η的概念以定量研究试样干湿循环过程中回滞特性及温度和吸力对其影响^[14-15]。即对于确定的吸力点，有

$ \eta=\frac{\omega_{\mathrm{d}}-\omega_{\mathrm{w}}}{\omega_{\mathrm{w}}} \times 100 \% $

(2)

式中：ω_d、ω_w分别为吸湿曲线与脱湿曲线上相同吸力点所对应的含水量。

根据式(2)可知回滞系数η越大，回滞特性越明显。图 6中回滞环所对应的回滞系数在不同温度下随吸力变化如图 7所示。由图 7可见，相同温度条件下，η随吸力的增大而减小，即吸力增大，高压实膨润土的回滞性减弱。相同吸力条件下，较高温度下的试样具有较低的回滞系数η，表明温度升高使得膨润土的回滞行为减弱。

2.3 温度影响下多次干湿循环过程含水率变化规律

图 8反映了不同温度条件下试样在经历3个吸湿-脱湿循环或3个脱湿-吸湿循环过程中含水率的变化情况。结果显示，各温度条件下不同吸力循环路径下均发生含水率的累积，且经历脱湿-吸湿循环的试样最终累积的含水率高于经历吸湿-脱湿循环的试样。各试样在每级吸力平衡后的含水率则绘制于图 9。由图观察到不同吸力循环路径下温度较高的试样含水率均较小，这说明温度升高削弱了压实膨润土在吸力循环过程中的持水能力。此外，所有试样在每个循环结束后的含水率均高于上一个循环，即每个循环过程都存在含水率的累积。

多次干湿循环试验中各试样经历每次循环后的回滞系数η绘制于图 10。在两种循环路径下，回滞系数均随着循环次数的增加而减小；相同循环路径下，回滞系数随温度的升高而减小。即随着循环次数的增加或温度的升高，含水率的累积能力均减弱。此外，还可发现相同温度条件下，脱湿-吸湿路径试样的回滞系数均小于吸湿-脱湿路径，这与单次循环过程中观察到的高吸力(干)时的回滞性弱于低吸力(湿)时的现象一致。

3 讨论 3.1 温度对持水特征的影响机制

研究表明，温度升高引起蒙脱石晶格内阳离子水合厚度减小，集合体内吸附水转变为集合体间的自由水进入大孔隙^[12-13]。较低吸力下由于大孔隙在一定吸力下持水能力一定，因升温转化而进入大孔隙的自由水难以在大孔隙滞留而被排出，导致膨润土含水量降低(图 3)。此外温度升高导致孔隙中自由水的黏滞系数降低，自由水的流动性增强更易排出孔隙，也是膨润土含水量降低的原因之一^[16-18]。处于高吸力状态的试样，对应其持水曲线的残余含水率阶段，此时土体内几乎不存在自由水，结合水含量也极为有限，温度升高后能够转变的自由水极少，因此图 3中观察到温度在高吸力阶段对试样持水性能的影响并不明显^[19]。

3.2 吸力路径对干湿循环过程含水率变化的影响规律

单次干湿循环过程中，自由水进出晶层间孔隙与集合体内孔隙(小孔隙)比进入集合体间孔隙(大孔隙)困难。因此吸湿过程中进入小孔隙中的自由水，在脱湿过程中产生滞留，未能完全排出^[20]。同时，文献[22-23]指出，膨润土在吸湿过程中大量水分子进入晶层之间，层叠体会发生不可逆的分裂，这一现象在土体吸力低于38 MPa时更加显著，由此使得大孔隙增多，在脱湿路径下能够容纳更多的孔隙水。因此试样在脱湿路径的含水率要高于吸湿路径(图 6)。高吸力条件时，土体中水分大多以结合水的形式存在，而回滞现象主要由自由水导致，因此回滞现象并不明显^[21](图 7)。同样，多次循环试验中，由于每次吸湿过程均有不可逆的层叠体分裂，产生的额外的孔隙，使得试样经历三次干湿循环的含水率逐次增加(图 9)。虽然多次脱湿-吸湿循环试验中先脱湿再吸湿，但由于其吸湿过程吸力低于38 MPa，累积的额外孔隙较为显著，因此最终循环过程仍表现为含水率的累积。但随着干湿循环次数增加，层叠体分裂趋近于完全，膨润土累积的不可逆的体积膨胀逐渐减少，最后进入弹性状态^[24-27]。因此随着循环次数的增加，每次循环累积的含水率增量都会减少，表现为回滞系数的减小(图 10)。此外，多次脱湿-吸湿循环试验由于初始吸力较低，累积的孔隙都处于充满水的状态，而由于初始吸力较高，多次吸湿-脱湿循环试验累积的孔隙中仅较小的孔隙充满水。因此多次脱湿-吸湿循环试验最终累积的含水率高于多次吸湿-脱湿循环试验(图 8)。

3.3 温度影响的干湿循环过程含水率变化机制

温度升高一方面减少了膨润土体内结合水的含量，使得相同吸力下可以交换的水分减少^[12]；另一方面温度升高减小了水的黏滞性^[28]，加快了水分子的运动。从而导致温度升高加快了吸力平衡的进程(图 5)。温度升高减少了膨润土试样体内结合水的含量使得试样中孔隙通道的连通性增强，因此在脱湿路径中能排出更多的水分。并且温度升高使得膨润土与水分子结合能力减弱，减弱了层叠体的分裂，从而减少了吸湿过程中不可逆体积膨胀量。上述两个原因使得温度升高，回滞系数η降低，膨润土的回滞行为减弱^[29](图 7、10)。

3.4 考虑温度影响的土水特征模型

为了进行水-热耦合分析，需要建立考虑温度的土水特征模型。参考Jacinto^[30]拓展的Van Genuchten模型^[31]对试验所得B1、B2、B3的吸湿和脱湿路径分别进行拟合。公式如下：

$ \frac{\omega-\alpha}{\beta-\alpha}=\frac{1}{\left[1+(m \times S)^n\right]^{1-\frac{1}{n}}} $

(3)

式中：ω为某一吸力下的含水率；S为土体吸力，MPa；α、β、m、n均为拟合参数。

对于不同温度下试样吸湿和脱湿路径下得到的拟合曲线如图 11所示，拟合参数及相关系数见表 2。

从表 2可以发现，温度升高，β、m、n参数数值变化不大，而拟合参数α值受温度影响变化明显，将各个温度下参数α的值绘制于图 12中，并进行拟合。

图 12表明拟合参数α与温度在吸湿和脱湿路径下的关系分别为

$ \alpha=0.004 t^2-0.037 t-9.030 \text { (吸湿路径) } $

(4)

$ \alpha=-0.072 t^2-8.151 t-257.961 \text { (脱湿路径) } $

(5)

式中：α为拟合参数；t为摄氏温度，℃。

将拟合获得的参数分别代入模型中，修正后的考虑温度影响的膨润土土水特征模型为

$ \frac{\omega-\alpha}{81.56-\alpha}=\frac{1}{\left[1+(122.21 \times S)^{1.18}\right]^{1-\frac{1}{1.18}}} \text { (吸湿路径) } $

(6)

$ \frac{\omega-\alpha}{51.66-\alpha}=\frac{1}{\left[1+(82.32 \times S)^{1.06}\right]^{1-\frac{1}{1.06}}} \text { (脱湿路径) } $

(7)

为了进一步验证该土水特征模型的可靠性，对D1、D2、D3试验中试样的第一个干湿循环路径的含水率进行预测，并与试验中得到的实际含水率进行对比，结果如图 13所示。

由表 3对比发现，修正后的模型预测值和实测值的误差均小于5%，可以很好地预测不同吸力路径及不同温度下压实膨润土试样的含水率，同时可以明显地表征出吸力湿-干循环过程中的回滞现象。

4 结论

本研究以压实膨润土为研究对象，在自由膨胀条件下进行了一系列温度控制的干湿循环试验。对试验过程中高压实膨润土试样的含水率变化进行了监测，得出以下主要结论：

1) 试验过程中观察到在任何吸力路径下，温度都会削弱膨润土的持水性能力。这一削弱作用在小于100 MPa的较低吸力范围更为明显，当含水率在100 MPa以上的残余含水率阶段，这一作用不显著。

2) 在单次循环或多次循环中，均可以观察到膨润土含水率的回滞现象。引入回滞系数η进行定量分析，回滞现象随吸力增大或温度升高而减弱。对多次循环中含水率回滞现象的观察发现，循环次数越多，回滞现象越弱。此外还观察到试样在吸湿-脱湿路径的三次循环中的回滞系数小于脱湿-吸湿路径。

3) 利用单次干湿循环过程中的含水率-吸力数据对Van Genuchten模型进行了修正。在吸湿和脱湿路径下分别给出了考虑温度的膨润土土水特征曲线修正公式。采用多次干湿循环试验中初次循环的数据对修正后的公式进行验证的结果表明，该公式能够可靠地预测不同吸力路径及不同温度下压实膨润土试样的含水率。