高温作用对黏土抗剪性能影响及其机理分析

骆星宇，淳野杨，周东* ，刘宗辉，杜静，戴书剑

(1.广西大学 土木建筑工程学院, 广西 南宁 530004；2.广西防灾减灾重点实验室, 广西 南宁 530004；3.广西交通职业技术学院, 广西 南宁 530023；4.广西博世科环保科技股份有限公司, 广西 南宁 530007)

0 引言

温度是影响土体工程性质的重要因素。地热能源的开发与利用[1]、放射性核废料处理[2]、垃圾填埋场衬垫[3]和热脱附技术修复污染土[4]等都在工程实施过程中会对土体产生温度场效应，其内部的湿度场和化学场也会因温度场的变化而产生影响，由此带来地基变形、沉降以及地层稳定性和承载力下降等工程问题，因此，温度影响土体性能已然成为国际上广泛关注的研究热点。

温度对土体性能的影响早在20世纪30年代就已经引起学者们的关注。传统温度效应对土体性能的研究中温度大多低于100 ℃[5-6]，而目前关于温度高于100 ℃情况下对黏土抗剪性能的影响研究较少。Towhata等[7]对黏土进行0～200 ℃的预处理并进行重塑，发现黏土经过此温度范围处理后其力学性能无明显变化。Joshir等[8]探讨黏土、高岭土与伊利土混合物在300～700 ℃的无侧限抗压强度变化，研究表明黏土中矿物成分脱羟基化后抗剪强度快速增大。张玉良等[9]着重从孔隙度、孔隙体积分维数和渗透率角度对经过100～800 ℃焙烧后的黏土试样进行抗剪性能研究，发现其单轴抗压强度和普氏系数在温度范围100～400 ℃时试样基本维持不变，400 ～700 ℃时迅速增大。由此可知，高温对土体抗剪强度的影响是非常明显且是不可忽略的。

有机质、游离氧化铁和黏土矿物是构成土体的重要组成部分，还是影响土体物理力学性能的重要因素，并且决定了土体工程类别与工程性质。吕岩等[10]认为有机质具有疏松的海绵结构及良好的胶结作用，从而增强土体黏聚力。刘莉等[11]认为游离氧化铁具有提高土粒之间黏聚力的能力，但对内摩擦角无影响。强成仓等[12]认为黏土矿物为具有铝硅酸盐的矿物质，是构成土中黏粒的主要成分，对土体黏聚力与内摩擦角具有较大影响。在高温的影响下，土中的有机质会降解[13]，游离氧化铁[14]及黏土矿物[15]产生相变。此外，在高温作用下土体颗粒级配产生改变，土粒间的相互作用也会随之改变，这些因素势必都会影响土体抗剪性能。

综上所述，为了研究高温作用后土体抗剪性能的变化情况及其机理，本文采用高温处理后黏土的重塑样进行抗剪强度性能的试验研究，并从粒度分布变化、土体组成成分和微观形貌等角度进行机理分析。

1 试验设计

试验用土取自南宁化工股份有限公司，该处土为河流冲积相黏土。试验用土基本物理性质见表1。

表1 试验用土基本物理性质Tab.1 Physical properties of clay

将风干土配制到天然含水率后采用高温炉对其进行105 ℃、200 ℃、300 ℃、400 ℃、500 ℃和600 ℃加热处理，待冷却后用研磨棒碾碎并过孔径为1 mm筛进行保存。高温炉由广西大学与邦世达炉业有限公司联合开发，设备具有控制升温速率、加热时间和气压条件等功能，其可控制温度范围为0～1 200 ℃，设备如图1所示。加热时间依据土颗粒在不同温度下团聚稳定程度确定。图2分别展示了在200 ℃、400 ℃、600 ℃下，加热时间(t1，t2，t3，t4，t5，t6)分别为30,60,120,180,360,540 min的黏土粒度组成。由图2可知，360 min后土的各类土粒含量基本不变，说明当加热时间达到360 min后土粒性能稳定，因此，本文选取热处理时间为360 min。经过不同温度处理的黏土如图3所示。

图1 高温炉Fig.1 High temperature furnace

图2 加热时间影响黏土中各类土颗粒含量Fig.2 Content of all kinds of soil particles in clay affected by heating time

图3 不同温度处理黏土Fig.3 Clay treated at different temperatures

本文试验主要内容有三轴剪切试验、X射线衍射试验(XRD)、有机质测试、游离氧化铁测试(ICP)、粒度分析试验(PSD)、扫描电镜(SEM)观察。具体试验方案见表2。

为了获取各试样的矿物成分，将加热处理后的黏土用研钵研磨过孔径为0.025 mm的筛，放入60 ℃烘箱内9 h，待冷却后进行XRD物相测试，测量角度为3°～80°，步长为0.5(°)/min，样品中掺入ZnO作为内标物进行矿物成分的定量分析[16]。采用激光粒度仪(Mastesizer 3000型)进行各温度处理后土体粒度分布测量，测量范围为0～3 800 μm；有机质含量确定方法采用重铬酸钾氧化法进行测试[17]；游离氧化铁含量采用电感耦合等离子发射光谱仪(Optima 8000DV型)进行测试；试样微观结构分析采用日本日立公司扫描电子显微镜(S-3400N型)观测，设备可放大倍数为100～10 000倍，加速电压为0.3～30 kV。SEM样品采用冷冻干燥法制作[18]。

表2 试验方案Tab.2 Experimental schemes

为了解决分层击实法对每层土样的击实功不同而造成每层土样性质不均的问题，本文采用自制压样仪制作三轴试样，仪器标有刻度尺以控制每层试样高度一致。三轴试样尺寸(D×H)为38 mm×76 mm，含水率为20%，干密度为1.40 g/cm3,，试样分4层压实，每层19 mm，试样制作完成后放入保湿缸中静置24 h。制样仪与重塑试样如图4、图5所示。

图4 自制压样仪Fig.4 Sample pressing instrument

图5 重塑试样效果图Fig.5 Remold sample renderings

三轴试验仪器采用英国生产的GDS应变控制式三轴仪，轴力传感器最大量程为8 kN，精度为0.000 1 kN，压力室承受最大压力为2 MPa。本文采用不固结不排水三轴试验获取抗剪强度指标，试验围压采用100、200、300、400 kPa，剪切速率为0.38 mm/min，轴向应变达到16%时结束试验，若轴向应变达到15%偏应力未出现峰值，则取轴向应变为15%所对应的偏应力为抗剪强度。

2 抗剪强度试验结果

2.1 应力-应变关系

高温作用黏土重塑样应力-应变关系曲线如图6所示。剪切初期，土体偏应力随轴向应变增大而迅速增大。当轴向应变达到一定值后，T1、T2、T3、T4试样偏应力与轴向应变呈非线性增长的关系，曲线表现出应变硬化现象，而T5和T6试样偏应力随轴向应变增大呈现出非线性减小的关系，曲线呈现出应变软化现象。

图6 各温度处理黏土重塑试样应力-应变关系曲线Fig.6 Relations between deviatoric stress and strain of samples remolded by clay heated at different temperature

通常采用Duncan-Chang模型来对应变硬化型曲线进行描述。该模型采用双曲线拟合出试样的(σ1-σ3)-εa关系曲线，即

(1)

式中：σ1、σ3分别为最大主应力与最小主应力；a、b为试验参数。

对于常规三轴剪切试验，通常认为εa=ε1，ε1为轴向应变，即

(2)

式(2)中可将ε1/(σ1-σ3)-ε1的关系视为一次线性关系，并由式(2)推导，可得公式

(3)

式中：Ei为初始切线模量；(σ1-σ3)ult为极限偏差应力。

应变软化型曲线不适用于Duncan-Chang模型。因此，沈珠江[19]提出驼峰型3次曲线拟合q-ε1关系的软化模型，具体方程式为

(4)

式中，a、b、d为试验参数，根据式(4)推导可得

(5)

式中qr为残余强度。本文以σ3=100 kPa状态下各试样的应力-应变关系为例，以式(2)、(4)函数形式分别对不同温度处理后黏土的重塑样在100 kPa围压下剪切的应力-应变曲线进行分析整理。为了探讨温度变化对试样应力-应变曲线变化规律，本文仅探讨式(2)、(4)可推导出的共同结果Ei。100 kPa围压状态下各式样应力-应变关系试验数据与模型拟合曲线如图7所示，Duncan-Chang模型与软化模型拟合参数见表3。

(a) σ3=100 kPa时T1、T2、T3、T4试样ε1/(σ1-σ3)-ε1拟合关系

(b)σ3=100 kPa时T5、T6试样(σ1-σ3)-ε1拟合关系

表3 Duncan-Chang模型与软化模型拟合参数Tab.3 Fitting parameters of Duncan-Chang model and softening model

从图7和表3可以看出，Duncan-Chang模型与软化模型能有效的拟合高温作用黏土后的重塑试样应力-应变关系曲线，拟合出的相关系数均达到0.91以上。试样的初始切线模量代表应力-应变关系曲线初始斜率。当温度低于200 ℃时，试样的初始弹性模量无明显变化。当温度高于200 ℃后，随着加热温度升高，试样的初始弹性模量逐渐增大。

2.2 抗剪强度指标

高温作用黏土后重塑试样抗剪强度指标见表4。由表4可知，105 ℃与200 ℃试样抗剪强度无明显变化。土体经过高于200 ℃的温度处理后，在同一围压状态下，各温度处理试样抗剪强度随温度升高而增大。

为了说明高温处理后黏土重塑样黏聚力和内摩擦角与温度之间的关系，本文采用η表示抗剪强度指标变化幅度，具体公式为

(6)

式中：ki和ki-1分别代表温度区间为Ti、Ti-1处理试样的抗剪强度指标；kn、km分别代表在整个温度范围内抗剪强度指标最大值和最小值。若h>0，则表明土体抗剪强度指标随温度变大而增大，反之减小；用ηc和ηφ分别代表土体黏聚力与内摩擦角的变化幅度。

表4 高温作用黏土后重塑试样抗剪强度指标Tab.4 Shear strength indexes of the remolded samples after high temperature treatment on clay

图8 各温度区间试样抗剪强度指标变化幅度 Fig.8 Variation range of shear strength index of samples at various temperature ranges

图8为各温度区间试样抗剪强度指标变化幅度，图中t1、t2、t3、t4和t5分别代表105～600 ℃由低到高各相邻温度区间。由图8可知，当温度由105 ℃升高至400 ℃时，ηc<0。当加热温度高于400 ℃后，ηc>0，其中400～500 ℃区间黏聚力增幅达到60.94%，为整个温度区间黏聚力增幅最大的区间。500～600 ℃区间，黏聚力继续增大，但增长幅度明显下降。在整个温度区间内ηφ>0，内摩擦角根据增幅变化规律可分为2个阶段：当温度低于500 ℃时，随着温度升高其内摩擦角增幅增大；当温度高于500 ℃后，内摩擦角增幅随温度升高而减小。因此，温度为500 ℃时内摩擦角增幅最大，幅值达到43.64%，表明温度由400 ℃升高至500 ℃时，土体抗剪强度指标受到温度的影响最为明显。

3 机理试验结果分析

3.1 高温作用后土中成分变化

图9所示为各试样成分含量与加热温度关系。由图9(a)和图9(b)可知，在整个温度区间内土中有机质质量分数减小0.52%，其中在200～300 ℃区间土中有机质减小由0.79%降至0.40%，占整个温度区间有机质含量变化总值的75%，说明有机质在200～300 ℃间产生明显的降解现象。在整个温度区间内土中游离氧化铁含量减小0.85%，在105～300 ℃区间，土中的游离氧化铁仅下降0.04%，而在300～600 ℃之间游离氧化铁质量分数降幅达到0.81%，说明游离氧化铁在300 ℃后产生了明显的化学反应。

(a) 有机质

(b) 游离氧化铁

(c) 高岭石

(d) 非晶态物质

高温作用对黏土矿物成分的影响如图10所示。结合图中对各温度处理后的黏土矿物成分进行分析，土中的主要矿物成分有高岭石、石英和绢云母。由图10可知，高岭石所对应的衍射峰在500 ℃时消失，而其余矿物成分含量均未产生较大变化。从图9(c)、(d)可知，当温度低于400 ℃时，高岭石的含量无明显变化，而当温度达到500 ℃后，其含量为0，原因是高岭石在400～600 ℃区间产生脱羟反应(-OH)，生成无结晶状的硅铝化合物[12,15]，即

图10 高温作用对黏土矿物成分的影响Fig.10 Effect of high temperature on mineral composition of clay

温度由105 ℃升高至400 ℃时，土中非晶态物质质量分数由18.96%增大至23.89%。而温度由400 ℃升高至500 ℃时，非晶态物质质量分数上升13.32%，占整个温度区间非晶态物质质量分数上升幅度的70.89%，这是主要是由高岭石产生相变所导致。温度由500 ℃升高至600 ℃时，土中非晶态物质含量无明显变化。

3.2 高温作用土体粒度分布变化

高温作用黏土后粒度变化图如图11所示，图11(a)给出了各温度作用黏土后的粒度分布曲线。根据各温度处理黏土粒度分布曲线计算各试样土粒体积平均粒径，具体计算公式为

(7)

式中：MVD为土样体积平均粒径；di为某一土粒直径；xi为粒径是di的土粒所占体积分数。

(a) 黏土粒度分布曲线

(b) 黏土体积平均粒径与温度的关系

图11(b)为各温度处理黏土土粒体积平均粒径与温度之间的关系。由图11(b)可知，土体经过105 ℃与200 ℃处理后其土粒体积平均粒径无明显变化。当温度由200 ℃升高至600 ℃时，土粒体积平均粒径随温度升高由68.77μm线性增长至224.28μm。结合上节，分温度区间分析粒度分布变化原因：当温度由200 ℃升高至300 ℃，有机质降解导致细小土粒胶结形成大颗粒团聚体。当温度由300 ℃升高至400 ℃，游离氧化铁在高温作用下形成针铁矿或赤铁矿[14]，由于赤铁矿或针铁矿具有强大的吸附作用从而包被在黏粒表面形成不规则形状的砂粒[20, 21]，但在XRD分析中并没有检索到这类物质，有可能是游离氧化铁在转变过程中生成与赤铁矿和针铁矿类似物质，并且结晶程度不高，以至于在进行XRD衍射试验时未发现此类物质。当温度由400 ℃升高至500 ℃，高岭石产生脱羟反应生成硅铝化合物引起土粒相互团聚。当温度由500 ℃升高至600 ℃时，土粒尺寸进一步增大，这是由于当温度达到573 ℃时，常温状态下α-石英回转变为β-石英[22]，α-石英是由2个互呈150°夹角的Si-O四面体连接而成，而β-石英是由2个Si-O四面体相互连接成180°夹角而成，说明石英在发生相变反应过程中会发生膨胀从而引起土颗粒尺寸增大。

4 讨论

4.1 应力-应变关系曲线变化讨论

105 ℃与200 ℃处理土体的主要粒度组成部分是粉粒。相对于砂粒来说，粉粒的可塑性较强，有利于土中的砂粒在土体破坏过程中产生滑移，土颗粒并没有出现破碎现象，因此，土体应力应-变曲线呈现出应变硬化型。随着温度升高，砂粒占据粒度组成的主要部分。土中的含砂量对应力-应变关系和初始切线模量影响很大[23]。当砂粒占土中粒度组成主要部分时，颗粒之间的接触形式主要为砂粒与砂粒接触，则土粒可移动性减弱，试样剪切达到峰值强度后砂粒破碎，应变-应变曲线便呈现软化现象。高温作用下黏土中亲水性矿物成分脱羟基化，土粒中原子序列重新排布，使其颗粒强度更大[8]，因此，随着温度升高试样的抗剪强度逐渐增强。

4.2 黏聚力变化讨论

黏聚力主要由土粒间的结合水间离子吸引力、土粒的胶结连接或毛细水连接组成。有机质中的腐殖质是具有亲水性的胶体，从而能增强土粒之间的黏结作用。据有关资料显示[24]，土中1%含量的有机质相当于1.5%其他矿物成分形成的黏粒，但是在高温环境下，土中有机质降解并会转化“腐殖化”产生斥水性物质，因此，在200～300 ℃区间，有机质降解幅度最大，导致黏粒和粉粒含量减少，土粒间结合水连接强度减弱，土体黏聚力减小。

游离氧化铁主要分布在细粒土的表面，以包膜和“桥”的形式存在。土中的铁离子容易在pH为4～9的环境下发生氢氧化铁沉淀反应[如式(10)、(11)]，当土壤pH值在7.1以下时，游离氧化铁是以带有正电荷的Fe(OH)2+形式存在[如式(12)]，由于土粒表面带有负电荷，则土粒以Fe(OH)2+作为介质相互吸引，使土体黏聚力增强。当温度达到300 ℃后，游离氧化铁脱水结晶化，土粒之间相互吸引的能力减弱，导致土体黏聚力减小。

Fe2++H2O+O2→2Fe(OH)3

Fe3++H2O→Fe(OH)3

高岭石作为亲水性矿物具有一定的黏结能力，其机理主要表现为2个方面：一方面高岭石具有高比表面积，在土粒表面形成厚结合水膜，使土粒间产生黏结力；另一方面是高岭石土粒之间存在双电子层重叠形成“公共扩散层”，层中的阳离子对临近的阴离子产生静电力致使土粒间产生黏结力。当温度达到500 ℃后，土中高岭石脱去羟基导致结合水膜变薄，土体黏聚力应产生降低趋势，但是试验结果与该理论相矛盾。土粒相对错动示意图如图12所示，分析认为这是由于土粒间产生离子吸引力与土粒之间相互咬合形成的表观黏聚力产生了“竞争机制”[25]。由于高岭石产生相变后土粒的结合水膜更薄，使颗粒咬合形成的表观黏聚力占主导地位[26]。因此，温度达到500 ℃时土体形成表观黏聚力导致由Mohr-Coulomb准则所计算获得的黏聚力大幅增长。

图12 土粒相对错动示意图Fig.12 Diagram of relative dislocation of particles

4.3 内摩擦角变化讨论

土体内摩擦角主要由土粒表面的粗糙程度和颗粒之间咬合程度决定。土粒表面越粗糙，土体越致密，则内摩擦角就越大。通过前文机理分析试验可将内摩擦角增大原因分为以下2点：①高温处理后土壤中有机质降解、游离氧化铁结晶化和高岭石产生相变均会导致土粒形状发生不规则变化，土粒产生“砂化”现象，则土粒之间摩擦系数变大；②土中亲水性物质脱水后，土粒表面结合水膜变薄，颗粒之间的润滑效应减弱，因此，越高温度处理的黏土重塑试样的内摩擦角越大。

4.4 高温作用黏土重塑样微观结构验证

各温度处理黏土后重塑样微观结构如图13所示。本文是在获取大量SEM图像基础上，选取整个温度区间内最具有代表性的样本进行描述，放大倍数为2 000倍。由图13可知，105 ℃处理黏土重塑样土粒之间连接方式以面-面连接为主，土体形成了明显的絮凝结构。当温度达到400 ℃时，试样中粗颗粒被细颗粒包裹，形成尺寸更大的土粒，土粒表面更为粗糙，连接处出现胶结物质，粒间主要以边-边和边-面形式连接，土体中还存在较多孔隙。当温度升高至500 ℃和600 ℃时，试样中出现了更大的团聚体，土粒之间结合更为紧密。综上所述，随着温度升高，土粒砂化的程度加剧，在500～600 ℃区间土的孔隙面积大幅减小即土粒之间结合更为紧密。SEM图像所展现出的现象从微观角度印证了不同温度作用黏土后重塑试样的抗剪性能变化趋势。

(a) 试样T1，105 ℃

(b) 试样T4，400 ℃

(c) 试样T5，500 ℃

(d) 试样T6，600 ℃

5 结论

通过对高温作用后的南宁市河流冲积相黏土重塑试样进行不固结不排水三轴试验，并结合高温作用后土体成分变化(矿物成分、有机质和游离氧化铁)、粒度分布变化以及微观机制进行分析，获得以下几点结论：

① 随着温度升高，试样应力-应变关系也由应变硬化型(105～400 ℃)逐渐过渡为应变软化型(500 ℃和600 ℃)。应力-应变关系曲线趋势的改变与含砂量相关。Duncan-Chang模型与软化模型能分别较好的模拟105～400 ℃和500～600 ℃处理黏土重塑试样应力-应变关系曲线，且土体初始切线模量随温度的升高而增大。

② 在105～200 ℃区间，土体黏聚力无明显变化。在200～400 ℃区间，由于土中亲水性物质(有机质、游离氧化铁与高岭石)产生相变，导致c值变化幅度ηc<0。当加热温度达到500 ℃后，土粒由于团聚且其咬合作用增强导致摩擦占据主导地位形成表观黏聚力，因此，c值变化幅度ηc>0。

③ 内摩擦角φ在整个温度区变化幅度ηφ>0，总体增大17.07°，其中当温度由400 ℃升高至500 ℃内摩擦角增幅最大，这是由土体成分中产生的一系列反应引起土粒表面的粗糙程度与颗粒之间的咬合程度变化所决定的。

④ 通过扫描电镜试验发现105 ℃与200 ℃土体中具有明显的絮凝结构。随着温度的升高，土粒砂化程度加剧，颗粒表面更为粗糙，其连接方式由面-面形式过渡到边-边与边-面形式，并且连接处产生胶结物质。当温度达到500 ℃后，试样中孔隙减少，土体更为致密。微观试验印证了高温作用对土体抗剪性能产生的影响并做出合理解释。