An experimental study of reinforcement of the Wenzhou sludge based on the consolidation and solidification composite technology
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摘要: 为了对软弱淤泥土进行加固，使之满足工程建设所需的一定承载力，在试验基地采用固结-固化复合技术对淤泥进行加固研究。试验时，将一定厚度淤泥分为浅层固化加固层和深层固结加固层；浅层（≤1 m）淤泥采用固化技术进行加固，使之形成高强度硬壳层；对于深层（＞1 m）淤泥，采用真空预压技术进行加固，以提高深层淤泥的承载力并控制加固土体的后期沉降量。试验结果表明，当固化剂掺量为0.6%～5.0%时，浅层固化淤泥承载力特征值在109～330 kPa；固结-固化复合技术对土体加固效果突出，分层加固土体整体的承载力特征值在89～230 kPa；浅层淤泥经过固化处理后，土体强度较高，对地表荷载起到了明显的扩散作用，有效地减小了地表荷载在下卧层土体中产生的附加应力；多数试验单元浅层固化土的应力扩散角在19.474°～26.303°之间。Abstract: In order to reinforce the soft sludge and makes it meet the certain bearing capacity of the engineering construction, the consolidation and solidification composite technology is used to reinforce the sludge in the field site. During the test, a certain thickness of sludge is divided into a shallow solidification layer and a deep consolidation layer. The solidification technology is used to reinforce the shallow (≤1 m) sludge so as to form a high-strength overlying crust. For the deep (>1 m) sludge, the vacuum preloading technology is used to improve the bearing capacity of the deep sludge and control the later settlement of the reinforced soil. The experimental results show that the characteristic value of the shallow solidified soil bearing capacity ranges from 109 to 330 kPa when the dosage of solidified agent is 0.6%～5.0%. The consolidation and solidification composite technology has a prominent effect on the reinforcement of the sludge and the characteristic value of the overall bearing capacity of the layered reinforced soil varies between 89 and 230 kPa. After the solidification treatment of the shallow sludge, the soil strength is higher, which can generate an obvious diffusion effect on the surface load and effectively reduces the additional stress in the underlying layer caused by the surface load. The stress diffusion angle of shallow solidified soil in most test units varies between 19.474° and 26.303° in this experiment.
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淤泥具有黏粒含量高、含水率高、孔隙比大以及强度低等诸多不良工程性质[1-3]，当前处理淤泥的常见方式有排水固结法和固化法，真空预压技术也被广泛应用于海涂围垦、高速公路、机场等各种工程建设中的软土地基加固[4-8]。但大量工程实践也表明，真空预压技术在处理软土地基时，存在诸多工程缺陷，如在处理高含水率淤泥的过程中，细小的土颗粒会在排水板滤膜孔隙中聚集，排水板滤膜因产生淤堵现象进而导致渗透性下降，限制了负压沿径向的有效传递，土体有效加固深度小，强度增长有限，处理后的地基承载力仍然较低[9-12]。相比较真空预压技术，固化技术对淤泥的处理具有耗时短、土体承载力提升效果优良等优点。生石灰、水泥是工程上处理淤泥常用的固化材料[13-15]，但这两种固化材料均存在能耗大、排放多等问题，为此，国内外学者一直在努力开发节能、环保的高性能固化材料，因而钢渣型复合基材、活性氧化镁等材料不断被应用于对软土的固化加固工程中[16-18]。我国东南沿海地区广泛分布深厚的淤泥层，若采用固化技术对淤泥进行处理造价较高，因此固化技术无法像真空预压技术一样大规模应用于淤泥软土的处理。为探究一种适合工程上大规模加固淤泥的方式，使加固后的淤泥土具有较高的承载力，且满足造价相对较低这一特点，本文将真空预压技术与固化技术进行复合，采用固结-固化复合技术对淤泥进行加固。对于浅层淤泥，采用固化法进行加固，使浅层土体胶结为高强度土体；对于深层淤泥，采用真空预压技术使淤泥产生排水固结，提高深层淤泥的强度，并相应地减少了土体的后期沉降量。本研究结合两种技术，在现场试验基地对淤泥进行分层加固，并采用平板荷载试验检测淤泥土的复合加固效果。
1. 试验材料与方法
1.1 试验材料
将温州某工地地下开挖淤泥作为本次试验的加固对象，取样深度为地表以下10～15 m，淤泥表观呈深灰色，流塑状，有滑腻感。依据《土工试验方法标准》[19]测得淤泥基本物理指标见表1。固化剂由衢州市良诚钙业有限公司提供，主要成分为CaO，其主要氧化物成分及颗粒大小见表2。
表 1 淤泥的基本物理指标Table 1. Basic physical properties of sludge含水率
/%黏粒含量
/%液限
/%塑限
/%有机质含量
/%孔隙比 相对密度 66.3 49.4 52.5 27.5 3.4 1.821 2.67 表 2 固化剂的化学成分及粒径范围Table 2. Chemical compositions and particle size range of the solidified agent化学成分/% 粒径分布/% CaO MgO CO2 SO3 ≤100μm ≤200μm ≤2mm 85.21 2.11 0.31 0.04 70.21 88.62 100 1.2 试验方案
在试验基地开挖基坑并回填淤泥，各试验单元规格为7 m×7 m×2.3 m。回填淤泥沿竖向划分为浅层固化加固段（1 m）和深层固结加固（1～2.3 m）段（图1 ）。各试验单元固化材料按质量掺入比如表3所示，根据各试验单元预加固淤泥的质量，计算相应的固化剂掺入量；采用电子吊秤称取固化剂，均匀平铺于淤泥表面；通过ALLU搅拌斗完成固化剂与淤泥的混合，搅拌时需严格控制淤泥的搅拌深度。当完成各试验单元浅层淤泥与固化剂的搅拌后，从固化淤泥表面向下打设排水板，排水板水平间距为700～1 000 mm，深度超过回填淤泥的厚度，并在固化淤泥表面依次铺设1层编织布、1层水平排水管、1层土工布、2层密封膜，最后开启真空泵对各试验单元淤泥进行固结加固，并实时监测现场的真空度和各试验单元的表层沉降量。
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图 1 淤泥沿竖向的加固示意图Figure 1. Schematic diagram of vertical reinforcement of sludge in each test unit表 3 各试验单元固化剂掺入比Table 3. Mixing ratio of the curing agent in each test unit编号 GH-1 GH-2 GH-3 GH-4 GH-5 GH-6 固化剂掺量/% 0.0 0.6 1.0 2.0 3.0 5.0 1.3 监测方案
如图2所示，在真空预压期间，对各试验单元土体进行沉降监测，监测点有3组，第一组距试验区边缘各1.8 m，第二组位于试验区中心，第三组位于距试验区边缘各1.8 m，3组监测点位置与静力触探测试点位置相同。当各试验区各监测点沉降量平均值连续2天均低于1 mm/d时，结束真空预压，并拆除真空抽排系统。
1.4 承载力检测方式
1.4.1 静力触探试验
在对试验基地淤泥进行加固处理后，当固化淤泥的养护龄期达到7 d时，采用静力触探仪对各试验单元加固淤泥进行承载力测试。静力触探测试点有3个（图2），取测试点平均值作为代表性结果。
1.4.2 平板荷载试验
结束真空预压后，对各试验单元加固淤泥进行平板荷载试验，分别先后采用规格为0.5 m×0.5 m和0.707 m×0.707 m的平板对土体进行平板荷载试验，试验时平板距边界距离试验区边缘各1.8 m（图2）。
根据半无限空间弹性体附加应力分布辛内斯克（Boussinesq J）解及《建筑地基检测技术规范》条文说明[20]，试验中承压板面积为0.25 m2(板宽0.50 m)的静压试验主要目的是评价厚度为1.0 m第一层土的承载力特性，即浅层固化土的承载力特性；而压板面积为0.5 m2(板宽0.707 m)的静压试验主要目的是评价厚度为2.3 m双层土的承载力特性，即分层加固土体的整体承载力。为精确比较各试验单元加固土体承载力，根据平板荷载试验结果按土体沉降量确定地基承载力特征值，土体的极限荷载按照加载时沉降量为6%倍平板宽度对应的荷载取值；土体的承载力特征值按照沉降量为1%倍平板宽度取对应的荷载取值，且所取的承载力特征值不应大于土体极限荷载的一半。
2. 试验结果
2.1 地表沉降量的监测结果
真空预压过程中，膜内真空度始终保持在82～90 kPa之间。结束真空预压后，各试验单元土体表面沉降量随时间的变化如图3所示。真空预压时间（T）共计57 d，在真空预压进行的前20 d，各试验单元土体表面累计沉降量(s)相差较小。随着真空预压时间的增加，未添加固化剂的纯淤泥试验单元土体表面累计沉降量较大，逐渐超过其它分层加固试验单元土体的累计沉降量。当真空预压进行到57 d时，纯淤泥区域表面沉降量达134 mm；固化剂掺量为0.6%、1.0%、2.0%、3.0%和5.0%的试验单元土体表面沉降量分别为110.3，106.2，113.5，112.6，106.0 mm。随着固化剂掺量的增加，土体表面沉降量并未呈现有规律的减小趋势，这可能是试验的偶然误差造成的，但整体上均比纯淤泥区域土体的累计沉降量小。
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图 3 各试验单元土体沉降量监测结果Figure 3. Monitoring results of the soil settlement in each test unit淤泥经固结-固化复合技术分层加固后，土体的沉降量由2部分组成，即浅层固化层土体沉降量S固和深层淤泥沉降量S淤。固化剂加入淤泥后，可有效提高浅层土体的强度，在真空预压条件下，土体很难产生排水固结，浅层固化土产生的沉降量较小。相比较浅层固化土体，深层淤泥土强度较低，在真空预压荷载的附加应力作用下会产生固结排水，淤泥孔隙被压缩使地表产生下沉，为土体在竖向沉降量的主体部分。通过对试验区土体沉降量的监测可知，浅层淤泥完成固化后，固化土下部软弱淤泥在附加应力作用下仍会产生相应的沉降，因此对固化土下部的软弱土体进行有效处理，不仅提高了下卧层土体的承载力，同时在一定程度上会减小分层加固土体的整体沉降，有利于提升分层加固土体的整体承载力。
2.2 静力触探试验结果
在各试验单元固化淤泥土的养护龄期达到7 d时，对各单元土体进行静力触探试验，静力触探试验钻杆钻进深度为2 m，结果如图4所示。由于仅对浅层淤泥进行固化，因此浅层固化段土体比贯入阻力值（Ps）较大，埋深大于1 m区域是未固化的淤泥，比贯入阻力值极低。
图5为分层加固土体浅层1 m固化土的比贯入阻力平均值。未添加固化剂淤泥的比贯入阻力平均值为0.028 5 MPa。低剂量固化剂即对淤泥有良好的加固效果，当固化剂掺量为0.6%~1.0%时，土体养护7 d后，固化土的比贯入阻力平均值在0.279 ~ 0.439 MPa。随着固化剂掺量的增加，固化淤泥土的比贯入阻力平均值平稳增加。当固化剂掺量为5.0%时，固化淤泥土的比贯入阻力平均值达到0.773 MPa。试验结果表明，本试验采取的固化剂对淤泥有良好的固化后效果。
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图 5 浅层1 m固化土比贯入阻力平均值Figure 5. Summary of the average values of the specific penetration resistance in the shallow (1 m) solidified soil2.3 平板荷载试验结果
2.3.1 浅层固化土平板荷载试验结果（0.5 m×0.5 m）
各试验单元土体经过真空预压加固后，在规格为0.5 m×0.5 m平板静压下的试验结果如图6（a）所示，各试验区域土体均呈现局部剪切破坏。根据各试验单元土体在平板静压下的沉降量确定土体承载力特征值（fak）和极限荷载（pu），结果分别如图6（b）（c）所示。
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图 6 浅层固化土平板荷载试验结果Figure 6. Results of the plate loading test of the shallow solidified soil本次试验压板面积为0.25 m2，主要目的是评价浅层固化土的承载力特性。由试验结果可知，低剂量固化剂（0.6%～1.0%）即可对试验淤泥产生较为可观的固化效果，浅层固化土的承载力特征值在109～330 kPa，表明试验中选取的固化剂很适合对类似于本次试验淤泥的加固。各试验单元土体的极限荷载在297～660 kPa范围，个别异常数据是试验过程中浅层固化土体搅拌不均或搅拌深度未到设定深度造成的。
根据规格为0.5 m×0.5 m的平板静压下的试验结果，可以估算浅层土体的变形模量（E0），估算方式如下：
E0=I0(1−μ2)pds (1) 式中：I0——刚性承压板形状系数，方形承压板取0.886；
μ——土的泊松比，取0.42；
d——承压板边长，取0.5 m；
p——p-s曲线上线性段的压力/kPa，取相应试验单元土体的承载力特征值；
s——与p对应的沉降量/mm。
根据计算结果，各试验单元浅层固化土的变形模量（E0）如图7所示。当向浅层淤泥中添加0.6%的固化剂后，经过57 d的养护及真空预压加固处理后，土体的变形模量为8 MPa。随着固化剂掺量的增加，浅层固化土的变形模量呈现明显的增大趋势。当固化剂掺量为5.0%时，固化土的变形模量提升至34.4 MPa，表明固化剂对软弱淤泥的工程性质有明显的改善效果。
2.3.2 分层加固土体平板试验结果（0.707 m×0.707 m）
各试验单元分层加固土体在规格为0.707 m×0.707 m平板静压下的试验结果如图8（a）所示，各试验区域土体均呈现冲剪破坏。未添加固化剂淤泥的极限荷载对应沉降量按板宽的6%（42 mm）取值，对应的值为80 kPa，其承载力特征值按板宽的1%（7 mm）取值，对应值为40 kPa。试验表明，经过57 d的真空预压处理后，淤泥承载力有一定的提升，但提升效果有限。
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图 8 分层加固土体平板试验结果Figure 8. Results of the plate loading test of the layered reinforced soil （0.707 m×0.707 m）本次试验承压板面积为0.5 m2，主要目的是评价分层加固土体的整体承载力特性。对平板荷载试验结果进行统计整理，各试验单元土体整体承载力特如图8（b）所示。当固化剂掺量为0.6%时，分层加固土体整体的承载力特征值可达89 kPa，远高于纯淤泥经真空预压加固后的承载力特征值40 kPa。随着固化剂掺量的增加，分层加固土体的承载力特征值呈现明显的增大趋势。当固化剂掺量为5.0%时，分层加固土体的整体承载力提升至230 kPa，土体展现出良好的承载力特性，表明淤泥经过固结-固化复合技术处理后，土体承载力提升效果明显。
分层加固土体的极限荷载如图8（c）所示，随着固化剂掺量的增加，固结-固化复合技术加固土的极限荷载呈现明显的增大趋势。当固化剂掺量为1.0%时，土体的极限荷载可达320 kPa。各试验单元土体在规格为0.707 m×0.707 m平板静压下的数据汇总如表4所示。
表 4 土体的平板荷载试验数据汇总（0.707 m×0.707 m）Table 4. Summary of the plate loading test data of soil区域 固化剂
掺量/%加载时土体
极限荷载/kPa土体极限
荷载/kPa土体承载力
特征值/kPa破坏形式 GH-1 0.0 80 80 40 冲剪破坏 GH-2 0.6 180 178 89 冲剪破坏 GH-3 1.0 320 320 133 冲剪破坏 GH-4 2.0 360 360 168 冲剪破坏 GH-5 3.0 380 380 190 冲剪破坏 GH-6 5.0 460 460 230 冲剪破坏 3. 固结-固化复合技术机理探讨
3.1 双层地基应力扩散模型
浅层淤泥经过固化处理后形成了高强度的硬壳层，这一硬壳层对附加应力起到了较大的扩散作用，有效地减小了地表荷载在下卧层土体中产生的附加应力。浅层土体经固化后与深层土体形成的双层地基， 硬壳层以下的下卧层淤泥的应力计算简图如图9所示，土体产生破坏时极限荷载可以表示为[21]：
pz=pBL(B+2Ztanθ)(L+2Ztanθ) (2) 式中：L、B——承压板的长度和宽度，均取0.707 m；
Z——基础底面至软弱下卧层顶面的距离，取1 m；
p——基底平均压力值，为各试验区土体土体的 极限荷载；
θ——地基压力扩散角。
淤泥经过真空预压之后的极限荷载为80 kPa，由于固化土下方淤泥层未添加固化剂，仅采用真空预压进行加固，将该层土体极限荷载近似取值为80 kPa，根据各试验单元土体在规格为0.707 m×0.707 m平板静压下的极限荷载，反算出各试验单元浅层固化土的应力扩散角θ近似值：
θ=arctan(√pB2pz−B2) (3) 其中，pz取80 kPa，B取值均为0.707 m，p为各试验单元在规格为0.707 m×0.707 m平板静压下双层地基的极限荷载。各试验单元浅层固化土应力扩散角估算值如表5所示。
表 5 双层地基模型数据汇总Table 5. Data summary of the double-layer foundation model区域 固化剂
掺量/%第一层土体
变形模量E 01/MPa第二层土体
变形模量E02/MPa模量
比扩散角
θ/（°）GH-1 0.0 4.0 4.0 1.0 / GH-2 0.6 8.0 4.0 2.0 10.027 GH-3 1.0 9.2 4.0 2.3 19.474 GH-4 2.0 11.3 4.0 2.8 21.628 GH-5 3.0 20.6 4.0 5.2 22.638 GH-6 5.0 34.4 4.0 8.6 26.303 由估算结果可知，当固化剂掺量为0.6%时，浅层固化土的应力扩散角为10.027°，其它试验单元浅层固化土的应力扩散角都比较大，其值在19.474°～26.303°之间。在整体上，随着固化剂掺量的增加，浅层固化土的应力扩散角呈现增大趋势。浅层土体经固化处理后，形成高强度整板式结构，具有突出的应力扩散效果，有效减小了地表荷载在下卧层软弱土中产生的附加应力，从而使分层加固后的土体地基承载力得到有效提升。相应地，采用真空预压技术对下部软弱层淤泥进行加固，可以提高双层地基的整体承载力。
根据淤泥在规格为0.707×0.707 m平板静压下的试验数据，按式（1）求出淤泥经过真空预压加固后土体的变形模量E02为4 MPa，将分层加固试验区下卧层淤泥的变形模量近似取4 MPa，结合各试验单元浅层固化土的变形模量（图7），可以得出各试验单元浅层固化土与其下卧层淤泥的变形模量之比，结果如表5所示。当浅层固化土与其下部淤泥的变形模量之比在2.0～2.8时，随着双层土变形模量比值的增加，浅层固化土应力扩散角的增长幅度明显，其值在10.027°～21.638°之间，如图10所示。当双层土变形模量之比超过2.8时，随着比值的增大，应力扩散角仍然呈现增长趋势，但增长幅度较为缓慢，其值在22.638°～26.303°之间。采用固结-固化复合技术对淤泥进行加固处理时，适当增加浅层淤泥固化剂的掺入量，可有效提升固化土的变形模量，在一定程度上可以增大浅层固化土的应力扩散角，相应地减少了下卧层淤泥的附加应力，在整体上有利用提升地基的承载力。
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图 10 变形模量之比与应力扩散角的关系Figure 10. Relationship between the ratio of deformation modulus and stress spread angle3.2 加固淤泥开挖效果
在分层加固土体完成各项检测后，对现场土体进行开挖，沟槽开挖深度为1.5 m，宽度为1 m，如图11所示。固化加固层与固结加固层界限较为明显（图11c），固化土强度较高，手感坚硬；淤泥层经过真空预压处理后土体强度较处理之前有一定提升，但提升幅度不大，土体仍呈现软弱状态，手指可轻按出指印，总体上与上部固化土体衔接完整、密实。未经固化处理的淤泥，在开挖时沟槽未坍塌，但开挖约1 h后，沟槽塌陷（图11d），表明仅采用真空预压技术对淤泥进行处理后强度较低。相比较而言，固化处理后的土体均未产生塌陷现象，因此在实际工程中，采用真空预压处理后的土体不适合直接充当地基土。可将真空预压加固淤泥作为下卧层，而地基上部的浅层采用固化土，二者结合使用即可发挥上部固化土强度高的优势，又可避免下部淤泥层采用固化法处理以导致固化材料浪费现象。
4. 结论
（1）低剂量固化剂即可对淤泥产生理想的固化效果，可对淤泥进行有效固化，土体承载力特征值在109～330 kPa。
（2）固结-固化复合技术对土体加固效果突出，在试验范围内，分层加固后的土体整体承载力特征值在89～230 kPa，土体的极限荷载在178～460 kPa。
（3）浅层淤泥经过固化处理后，形成了高强度硬壳层，对地表荷载起到了明显的扩散作用，有效地减小了地表荷载在下卧层土体中产生的附加应力。在本试验中，多数试验单元浅层固化土体的应力扩散角在19.474°～26.303°之间。
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图 1 淤泥沿竖向的加固示意图
Figure 1. Schematic diagram of vertical reinforcement of sludge in each test unit
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图 3 各试验单元土体沉降量监测结果
Figure 3. Monitoring results of the soil settlement in each test unit
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图 5 浅层1 m固化土比贯入阻力平均值
Figure 5. Summary of the average values of the specific penetration resistance in the shallow (1 m) solidified soil
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图 6 浅层固化土平板荷载试验结果
Figure 6. Results of the plate loading test of the shallow solidified soil
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图 8 分层加固土体平板试验结果
Figure 8. Results of the plate loading test of the layered reinforced soil （0.707 m×0.707 m）
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图 10 变形模量之比与应力扩散角的关系
Figure 10. Relationship between the ratio of deformation modulus and stress spread angle
表 1 淤泥的基本物理指标
Table 1 Basic physical properties of sludge
含水率
/%黏粒含量
/%液限
/%塑限
/%有机质含量
/%孔隙比 相对密度 66.3 49.4 52.5 27.5 3.4 1.821 2.67 
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表 2 固化剂的化学成分及粒径范围
Table 2 Chemical compositions and particle size range of the solidified agent
化学成分/% 粒径分布/% CaO MgO CO2 SO3 ≤100μm ≤200μm ≤2mm 85.21 2.11 0.31 0.04 70.21 88.62 100
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表 3 各试验单元固化剂掺入比
Table 3 Mixing ratio of the curing agent in each test unit
编号 GH-1 GH-2 GH-3 GH-4 GH-5 GH-6 固化剂掺量/% 0.0 0.6 1.0 2.0 3.0 5.0
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表 4 土体的平板荷载试验数据汇总（0.707 m×0.707 m）
Table 4 Summary of the plate loading test data of soil
区域 固化剂
掺量/%加载时土体
极限荷载/kPa土体极限
荷载/kPa土体承载力
特征值/kPa破坏形式 GH-1 0.0 80 80 40 冲剪破坏 GH-2 0.6 180 178 89 冲剪破坏 GH-3 1.0 320 320 133 冲剪破坏 GH-4 2.0 360 360 168 冲剪破坏 GH-5 3.0 380 380 190 冲剪破坏 GH-6 5.0 460 460 230 冲剪破坏
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表 5 双层地基模型数据汇总
Table 5 Data summary of the double-layer foundation model
区域 固化剂
掺量/%第一层土体
变形模量E 01/MPa第二层土体
变形模量E02/MPa模量
比扩散角
θ/（°）GH-1 0.0 4.0 4.0 1.0 / GH-2 0.6 8.0 4.0 2.0 10.027 GH-3 1.0 9.2 4.0 2.3 19.474 GH-4 2.0 11.3 4.0 2.8 21.628 GH-5 3.0 20.6 4.0 5.2 22.638 GH-6 5.0 34.4 4.0 8.6 26.303
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[1] 王臻华, 项伟, 吴雪婷, 等. 碱性氧化剂对水泥固化淤泥强度的影响研究[J]. 岩土工程学报,2019,41(4):693 − 699. [WANG Zhenhua, XIANG Wei, WU Xueting, et al. Influences of alkaline oxidant on strength of cement-stabilized sludge[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2019,41(4):693 − 699. (in Chinese with English abstract) [2] 谈云志, 柯睿, 陈君廉, 等. 偏高岭土增强石灰-水泥固化淤泥的耐久性研究[J]. 岩土力学,2020,41(4):1146 − 1152. [TAN Yunzhi, KE Rui, CHEN Junlian, et al. Enhancing durability of lime-cement solidified sludge with metakaolin[J]. Rock and Soil Mechanics,2020,41(4):1146 − 1152. (in Chinese with English abstract) [3] 董辉, 程子华, 刘禹岐, 等. 生物酶改良淤泥质土的时效强度试验研究[J]. 水文地质工程地质,2020,47(2):84 − 94. [DONG Hui, CHENG Zihua, LIU Yuqi, et al. Experimental study of aging strength of the mucky soils improved with bio-enzyme[J]. Hydrogeology & Engineering Geology,2020,47(2):84 − 94. (in Chinese with English abstract) [4] 应舒, 高长胜, 黄家青. 新吹填淤泥地基浅层处理试验研究[J]. 岩土工程学报,2010,32(12):1956 − 1960. [YING Shu, GAO Changsheng, HUANG Jiaqing. Experimental study on surface-layer improvement of soft foundation filled by newly dreged silt[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2010,32(12):1956 − 1960. (in Chinese with English abstract) [5] 刘景锦, 雷华阳, 卢海滨, 等. 真空预压法淤堵泥层形成机理及预测模型研究[J]. 水文地质工程地质,2017,44(3):61 − 71. [LIU Jingjin, LEI Huayang, LU Haibin, et al. A study of siltation mud formation mechanism and prediction model of vacuum preloading method[J]. Hydrogeology & Engineering Geology,2017,44(3):61 − 71. (in Chinese with English abstract) [6] 龚敦红, 陈志芳, 祝湛毅, 等. 浅层动力固结在温州某软土路基中的试验研究[J]. 水文地质工程地质,2007,34(3):82 − 84. [GONG Dunhong, CHEN Zhifang, ZHU Zhanyi, et al. Experimental study of shallow dynamic consolidation in a soft soil subgrade in Wenzhou[J]. Hydrogeology & Engineering Geology,2007,34(3):82 − 84. (in Chinese) DOI: 10.3969/j.issn.1000-3665.2007.03.021 [7] CAI Y Q, XIE Z W, WANG J, et al. New approach of vacuum preloading with booster prefabricated vertical drains (PVDs) to improve deep marine clay strata[J]. Canadian Geotechnical Journal,2018,55(10):1359 − 1371. DOI: 10.1139/cgj-2017-0412
[8] 杨国强, 李宝详. 真空加堆载预压法的大面积应用[J]. 岩土工程师,1991,3(4):43 − 49. [YANG Guoqiang, LI Baoxiang. Application of vacuum-surcharge preloading method for soft ground treatment[J]. Geotechnical Engineer,1991,3(4):43 − 49. (in Chinese) [9] 鲍树峰, 娄炎, 董志良, 等. 新近吹填淤泥地基真空固结失效原因分析及对策[J]. 岩土工程学报,2014,36(7):1350 − 1359. [BAO Shufeng, LOU Yan, DONG Zhiliang, et al. Causes and countermeasures for vacuum consolidation failure of newly-dredged mud foundation[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2014,36(7):1350 − 1359. (in Chinese with English abstract) DOI: 10.11779/CJGE201407020 [10] 黄鹏华, 王柳江, 刘斯宏, 等. 真空堆载预压联合电渗竖向排水地基非线性固结解析解[J]. 岩石力学与工程学报,2021,40(1):206 − 216. [HUANG Penghua, WANG Liujiang, LIU Sihong, et al. Nonlinear analytical solutions for vertical drainage consolidation of foundations under vacuum-surcharge preloading combined with electroosmosis[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2021,40(1):206 − 216. (in Chinese with English abstract) [11] 占宏, 李晗峰, 翁振奇. 石灰对真空预压加固高含水率淤泥效果影响试验研究[J]. 地基处理,2020,2(3):192 − 195. [ZHAN Hong, LI Hanfeng, WENG Zhenqi. Experimental study on the effect of lime treatment on vacuum preloading to strengthen high water content muck[J]. Chinese Journal of Ground Improvement,2020,2(3):192 − 195. (in Chinese with English abstract) [12] 蒲诃夫, 潘友富, KHOTEJA Dibangar, 等. 絮凝-水平真空两段式脱水法处理高含水率疏浚淤泥模型试验研究[J]. 岩土力学,2020,41(5):1502 − 1509. [PU Hefu, PAN Youfu, DIBANGAR K, et al. Model test on dewatering of high-water-content dredged slurry by flocculation-horizontal vacuum two-staged method[J]. Rock and Soil Mechanics,2020,41(5):1502 − 1509. (in Chinese with English abstract) [13] 杨爱武, 肖敏, 周玉明. 石灰粉煤灰固化天津滨海软土试验研究[J]. 地下空间与工程学报,2019,15(1):60 − 67. [YANG Aiwu, XIAO Min, ZHOU Yuming. Experimental study on lime-fly ash to cure Tianjin marine soft soil[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering,2019,15(1):60 − 67. (in Chinese with English abstract) [14] 饶春义, 朱剑锋, 庹秋水, 等. 镁质水泥固化淤泥一维压缩特性研究[J]. 水文地质工程地质,2018,45(4):94 − 99. [RAO Chunyi, ZHU Jianfeng, TUO Qiushui, et al. A study of the 1D compression characteristics of magnesia cement silt[J]. Hydrogeology & Engineering Geology,2018,45(4):94 − 99. (in Chinese with English abstract) [15] 刘松玉, 周建, 章定文, 等. 地基处理技术进展[J]. 土木工程学报,2020,53(4):93 − 110. [LIU Songyu, ZHOU Jian, ZHANG Dingwen, et al. State of the art of the ground improvement technology in China[J]. China Civil Engineering Journal,2020,53(4):93 − 110. (in Chinese with English abstract) [16] 邓永锋, 赵余, 刘倩雯, 等. 钢渣的硅系与复合系激发及其在软土固化中的应用[J]. 中国公路学报,2018,31(11):11 − 20. [DENG Yongfeng, ZHAO Yu, LIU Qianwen, et al. Na2SiO4-and cement-based activation on steel slag and its application in soft-soil stabilization[J]. China Journal of Highway and Transport,2018,31(11):11 − 20. (in Chinese with English abstract) DOI: 10.3969/j.issn.1001-7372.2018.11.002 [17] 刘松玉, 郑旭, 蔡光华, 等. 活性MgO碳化固化土的抗硫酸盐侵蚀性研究[J]. 岩土力学,2016,37(11):3057 − 3064. [LIU Songyu, ZHENG Xu, CAI Guanghua, et al. Study of resistance to sulfate attack of carbonated reactive MgO-stabilized soils[J]. Rock and Soil Mechanics,2016,37(11):3057 − 3064. (in Chinese with English abstract) [18] 刘松玉, 李晨. 氧化镁活性对碳化固化效果影响研究[J]. 岩土工程学报,2015,37(1):148 − 155. [LIU Songyu, LI Chen. Influence of MgO activity on stabilization efficiency of carbonated mixing method[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2015,37(1):148 − 155. (in Chinese with English abstract) DOI: 10.11779/CJGE201501018 [19] 中华人民共和国住房和城乡建设部, 国家市场监督管理总局. 土工试验方法标准: GB/T 50123—2019[S]. 北京: 中国计划出版社, 2019. [Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China, State Administration for Market Regulation. Standard for geotechnical testing method: GB/T 50123—2019[S]. Beijing: China Planning Press, 2019. (in Chinese)
[20] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 建筑地基检测技术规范: JGJ 340—2015[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2015. Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China. Technical code for testing of building foundation soils: JGJ 340—2015[S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2015. (in Chinese)
[21] 中华人民共和国住房和城乡建设部, 中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局. 建筑地基基础设计规范: GB 50007—2011[S]. 北京: 中国计划出版社, 2012. Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China, General Administration of Quality Supervision, Inspection and Quarantine of the People’s Republic of China. Code for design of building foundation: GB 50007—2011[S]. Beijing: China Planning Press, 2012. (in Chinese)
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期刊类型引用(3)
1. 邵吉成，袁波，白银银，骆嘉成. 采用骨料架构-固化技术对开挖淤泥加固试验研究. 土木与环境工程学报(中英文). 2025(01): 100-109 . 
百度学术
2. 汤连生，杜继杰，黄家宁，陈洋，程子华，丁威涯. 钢架-土工材料系统预加固流塑土力学机理及参数敏感性分析. 水文地质工程地质. 2025(02): 85-93 . 本站查看
3. 吴其长，徐方，张期树，彭扬发，韩諝，阮波，杨奇. 塑料排水板地基侧向变形的模型试验与仿真分析. 水文地质工程地质. 2024(06): 113-125 . 本站查看
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