0.   引言

淤泥的无害化处理与资源化利用一直是淤泥处治的核心问题。固化处理技术以其工艺简单、可降低淤泥污染以及经固化后的土可作为填土资源等优点，受到国内外的普遍青睐并得以大量应用。然而，工程中有的淤泥经脱水固化后，并不能满足用作路基填料的要求^[1]，还需要进一步处理。此外，固化淤泥所采用的普通硅酸盐水泥、石灰等胶凝材料，其本身的生产能耗高、CO₂排放量大、环境污染严重，且经石灰固化的土强度增长缓慢。

以MgO-MgCl₂为主要成分的氯氧镁水泥，具有生产成本低、能耗小、CO₂排放量低和环境适应性强等优点，为绿色环保的胶凝材料。而以氯氧镁水泥为基础、充分利用粉煤灰、矿渣等工业副产物为辅料形成复合胶凝材料（以下简称为“镁质水泥基多相胶凝材料”），用于进一步改性已固化处理的淤泥，资源化用作路堤填料后的性能如何演化，其长期性能是否满足要求，目前尚不清楚。

路基在运营期间一般处于非饱和状态，且经历着周期性的减湿（干）-增湿（湿）循环作用，特别是对直接暴露于大气作用之下的路堤边坡土体，干湿循环作用更为强烈，土颗粒之间的结构联结以及排列方式发生改变^[2]，长期的干湿循环作用使非饱和路基土的孔隙结构遭到破坏，导致土的持水特性发生改变，强度与刚度特性逐渐发生衰变，并可能引起路堤边坡变形失稳和路面破坏^[3-6]。因此，探明路堤在运营期间经历的干湿循环作用对改性固化淤泥土-水特性和非饱和路用力学特性演化的影响规律并提出其预测方法，为路堤长期安全与稳定的合理设计提供科学依据，有着重要的意义。

黄茂松等^[7]以长三角地区饱和黏土为对象进行不排水三轴试验，发现影响其累积塑性应变（ε_p）的因素包括了循环荷载的作用次数、加载时间、初始静偏应力和循环加载动偏应力，其中初始静偏应力对ε_p随加载次数变化的曲线影响明显；Thu等^[8]研究了高岭土试样在不同基质吸力下的各向同性固结试验和土-水特性试验，结果表明：屈服应力随着基质吸力的增加而增加，正常压缩曲线和卸载曲线是基质吸力的函数；郭林等^[9]利用动三轴仪研究了温州原状饱和软黏土在不排水循环加载下的应力-应变曲线、回弹模量和累积塑性变形，发现随着循环应力比的增大，回弹模量的衰减程度加大，达到稳定所需的循环次数增多，且存在一个循环应力比在0.6~0.7的临界应力水平；Zou等^[10]针对路基压实黏土、Ding等^[11]针对路基改性膨胀土研究了冻融、干湿循环对其水-力特性的影响。

上述研究主要聚焦于工程中常见土的土-水特性和动态响应随外荷载及环境荷载的变化等方面。针对改性固化淤泥在非饱和状态下的动特性（动回弹模量、累积塑性应变等）、静力特性（强度、刚度等）随干湿循环作用次数演化的规律的研究目前还很少。

武汉两湖连通工程（东湖段）现存大量初步固化处理的淤泥，可用作路基填料。但根据道路相关规范的要求，这些初步固化的淤泥不能直接利用^[12]。为此采用“镁质水泥基多相胶凝材料”对该固化淤泥进一步改性后，使之达到了用作路基填料的各项指标要求^[13-14]。本文以氯氧镁水泥基多相胶凝材料改性固化淤泥为对象，通过试验研究，探明了改性固化淤泥经历干湿循环作用后的微观结构、土-水特性和非饱和路用力学特性的演化规律，建立了考虑干湿循环影响的水力、力学特性的预测模型，为镁质水泥基多相胶凝材料改性固化淤泥的路用技术提供数据和理论支撑。

1.   试验材料与试样制备

1.1   试验材料

试验所用的固化淤泥取自武汉市两湖连通工程东湖段（该段挖掘的天然淤泥均进行了固化处理），其基本物理性质指标见表 1。经CBR试验发现，土样压实度为93%时，CBR=6.23% > 6%，已满足规范关于路堤填料在规定压实下最小强度（5%），但不能满足城镇主干路对“路床”填料的CBR要求（8%）；经过压缩试验发现，淤泥在92%和94%压实度下的压缩系数系数a_1-2均大于0.5 MPa^-1，属于高压缩性土，即使在96%和98%压实度时压缩系数也大于0.45 MPa^-1，也不满足规范对于路基填料小于0.5 MPa^-1的要求^[12]。

表  1  基本物性指标

Table  1.  Basic physical properties

液限 wL/%	塑限 wp/%	塑性 指数 Ip	相对质量密度 G	最大干密度ρmax/ (g·cm-3)	最优 含水率 wopt/%
34	12	21	2.7	1.96	11.4

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1.2   试样制备

基于既有物理力学试验（CBR、压缩性）、水稳定性以及基于扫描电镜SEM、核磁共振NMR试验结果^[12]，选定多相胶凝材料的最优配比为：氯氧镁水泥3%+高钙粉煤灰2%+粒化高炉矿渣2%（由此得到的改性固化淤泥试样的物理性质指标见表 2），改性固化淤泥的养护龄期为28 d。

表  2  改性材料配比与改性固化淤泥试样的压实参数

Table  2.  Ratios of modified materials and compaction parameters of modified solidified sludge

名称	氯氧镁水泥掺量/ %	高钙粉煤灰掺量/ %	粒化高炉矿渣掺量/ %	最大干密度ρmax/(g·cm-3)	最优含水率wopt/%	压实度 K/%
改性固化淤泥	3	2	2	1.786	14.8	94

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Han等^[14]指出，土的结构与其压实含水率密切相关，即不同含水率下压实得到的土结构存在一定的差异。为了保证路基具有良好的工程性质，通常在最优含水率（w_opt）下压实路基土^[15]。据此将碾碎、烘干的固化淤泥磨细后过2 mm筛，掺入上述最优配比的多项胶凝材料和适量的水充分混合，至含水率达到改性固化淤泥的最优含水率（14.8%）。其后置于密封袋中24 h，使土样中的水分均匀。

试样有两种尺寸：①直径61.8 mm高10 mm的环刀试样，用于微观孔隙结构试验和土-水特性试验；②直径38 mm高76 mm的三轴试样，用于动三轴试验和无侧限抗压强度试验。试验中制样压实度取改性固化淤泥拟用于主干路路床的压实度要求94%，列于表 2。

2.   试验内容与方案

2.1   干湿循环与微观结构观测试验方案

（1）干湿循环方案

循环次数：根据相关研究^[16-17]，第一次干湿循环对试样的影响最大，经过5~7次干湿循环后，试样的土-水特性和力学特性将趋于稳定。因此，本次试验的干湿循环次数（记为N_DW）设定为0，1，3，10次。

循环方法：主要模拟在自然气候状态下，路基土原位含水率变化的两个极端情况（常见温度区间内“含水率变化的最大区间），即将干湿循环过程中试样含水率变化范围设定在饱和含水率（w_sat =24.0%）和缩限（w=8.37%）之间。首先将固化淤泥试样在制样含水率（即最优含水率14.8%）状态下进行抽气饱和，然后将试样放入可程式恒温恒湿试验箱中干燥至缩限，设定干燥温度为25℃，相对湿度为75%。当超过24 h后试样重量不再减少时，相应的含水率被视为缩限）；将试样抽气饱和，再次放入恒温恒湿试验箱中脱湿至制样时的含水率（w_opt=14.8%），即完成1次干湿循环。3次和10次干湿循环重复上述步骤。路基土通常处于非饱和状态，故直接将经历不同循环次数的非饱和改性固化淤泥试样（w_opt=14.8%）进行后续的动三轴试验和无侧限抗压强度试验（UCS）。

（2）微观结构观测试验方案

对未经历和经历不同干湿循环次数作用后的试样，取样进行压汞试验（MIP）和扫描电镜（SEM）试验，分析干湿循环对试样微观结构的影响。

2.2   土-水特征曲线（SWCC）的测定

采用型号为Whatman No.42的滤纸测定全吸力范围的土-水特征曲线，用双圈牌慢速定量滤纸作为保护滤纸。采用精度为0.0001 g的电子分析天平测定Whatman No.42滤纸的质量含水率（w），并由率定公式（1）计算相应的吸力值。结合每个环刀试样的含水率（当两个土样的含水率不一致时，取其平均值），即可确定最终的SWCC。

2.3   无侧限抗压强度（UC）试验

使用GDS非饱和土动/静三轴仪，在无侧限条件下，根据ASTM D2166—16试验规程^[18]，按照1.0 mm/min的加载和卸载速率对试样进行压缩，直至破坏。试验步骤如下^[19]（图 1）。

图  1  S_u1%, E_1%和q_u的确定

Figure  1.  Determination of S_u1%, E_1% and q_u

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（1）将经历干湿循环后的试样放置到GDS动/静三轴仪中，在无围压条件下施加轴向荷载，当轴向应变${\varepsilon _{\text{a}}}$达到1%时停止加载（此时对应的轴向应力σ_a即为1%应变处的轴向刚度，S_u1%）。

（2）如上停止加载后，接着便开始卸载，直至轴向荷载全部卸除（${\sigma _{\text{a}}}$=0 kPa）时停止（在应力-应变曲线上连接开始卸载的点与荷载全部卸除的点，连线的斜率即为1%应变处的再加载弹性模量，E_1%）。

（3）将试样重新加载直至破环（应力-应变曲线最高点所对应的${\sigma _{\text{a}}}$为无侧限抗压强度，q_u）。

2.4   动三轴试验

采用GDS动三轴仪开展回弹模量（M_R）和累积塑性应变（ε_p）的测定，加载波形为正弦波，频率为1 Hz，加载时间为1 s，参照AASHTO T307—99^[20]制定M_R加载步骤如下：在静围压${\sigma _{\text{c}}}$为41.4 kPa和动偏应力${\sigma _{\text{d}}}$为（包含循环偏应力${\sigma _{{\text{cyc}}}}$=0.9σ_d及接触偏应力${\sigma _{{\text{con}}}}$=0.1${\sigma _{\text{d}}}$）27.6 kPa下进行5000次预加载。其后，依次在41.4，27.6，13.8 kPa的静围压下施加${\sigma _{\text{d}}}$。每级${\sigma _{\text{c}}}$下，${\sigma _{\text{d}}}$按照13.8，27.6，41.4，55.2，68.9 kPa顺序加载，每级${\sigma _{\text{d}}}$循环加载100次。测量各级荷载作用下最后5次循环的回弹应变均值（ε_r），按下式计算各级荷载水平下试样的${M_{\text{R}}}$：

另外，${\sigma _{\text{c}}}$=27.6 kPa和${\sigma _{\text{d}}}$=41.4 kPa为所研究应力状态范围的平均值，将该应力水平下测得的M_R定义为代表性回弹模量（M_Rrep）；测定${\varepsilon _{\text{p}}}$的应力加载步骤为依次在13.8，41.4，55.2 kPa的静围压下施加${\sigma _{\text{d}}}$（包含循环偏应力${\sigma _{{\text{cyc}}}}$=0.9${\sigma _{\text{d}}}$及接触偏应力${\sigma _{{\text{con}}}}$=0.1${\sigma _{\text{d}}}$两部分）。每级${\sigma _{\text{c}}}$下，${\sigma _{\text{d}}}$按照27.6，41.4，68.9 kPa顺序加载，每级${\sigma _{\text{d}}}$循环加载5000次。

3.   试验结果与分析

3.1   干湿循环对试样微观结构的影响

（1）MIP试验结果分析

根据MIP试验，得到经历不同干湿循环作用次数试样的累积进汞曲线（cumulative intrusion curves, 简记为CI）与孔径分布曲线（pore size distribution curves，简记为PSD），分别如图 2（a），（b）所示。

图  2  经历干湿循环改性固化淤泥的MIP试验结果（w=w_opt）

Figure  2.  Test results of MIP for modified solidified sludge specimens underdoing drying-wetting cycles (w=w_opt)

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图 2（a）图中e_MIP为汞压入开放且连通孔隙的孔隙比，CI曲线反映了进汞孔隙比（e_MIP）和孔径（d）的关系；PSD曲线反映了累积进汞曲线的一阶导数与孔径的关系，即−δe_MIP/δ(lgd)-lgd关系。

可见看出：

a）随着干湿循环次数的增加，CI曲线呈整体上移的趋势，即在相同汞压条件下，随着干湿循环次数增加，改性固化淤泥的累积进汞体积更大，这说明干湿循环作用增大了试样的孔隙比。

b）从PSD曲线看出，未经过干湿循环（N_DW=0）的试样，在孔径0.1~1 µm与1~10 µm有2个波峰；经历1次干湿循环后，0.1~1 µm的孔隙呈现逐渐减少的趋势，与此同时1~10 µm的孔隙数量逐渐增加；随着干湿循环次数的增加，在孔径1~10 µm曲线呈整体上移趋势，这表明干湿循环使部分0.1~1 µm微孔隙发展为1~10 µm的小孔隙。

（2）SEM试验结果分析

选取最优含水率（w_opt）条件下经历不同干湿循环作用后的试样进行SEM试验，放大200倍的图像如图 3所示。可见，未经干湿循环作用的试样，结构致密，相邻土颗粒的间距约为几微米；经1次干湿循环作用后，试样内部开始出现微小裂隙，裂隙尺寸从几微米到十几微米不等，使试样不再致密，见图 3（b）；从图 3（c），（d）可见，随着循环次数的继续增加（N_DW=3，10），裂隙的数量越来越多，裂隙尺寸也越来越大，大多数达到几十微米。这是由于在干湿循环过程中，试样反复地吸水和失水，使微孔隙尺寸逐渐增大，形成小孔隙以至相互贯通成裂隙，破坏了原试样结构的致密性和完整性。

图  3  经历干湿循环改性固化淤泥的SEM图像（w=w_opt，放大200倍）

Figure  3.  SEM images of modified solidified sludge undergoing drying-wetting cycles (w=w_opt, magnified 200 x)

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3.2   干湿循环对SWCC的影响

以质量含水率w表示的SWCC（w-SWCC）和以饱和度S_r表示SWCC（S_r-SWCC）分别如图 4（a），（b）所示。采用Van Genuchten^[21]提出的V-G模型（式（3），（4））对w-SWCC和S_r-SWCC进行拟合。

图  4  经历不同干湿循环次数改性固化淤泥的土-水特征曲线

Figure  4.  SWCCs of modified solidified sludge undergoing different dying-wetting cycles

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式中：w_sat，s分别为试样的饱和含水率和基质吸力；a_w，a_S，n_w，n_S，m_w，m_S均为模型参数，反映了SWCC的特征：a_w和a_S与试样进气值有关（kPa）；n_w和n_S是与试样孔隙尺寸分布有关的参数，反映试样的脱水速率；m_w和m_S是与SWCC整体对称性有关的参数（见表 3）。为了简化起见，一般取m_w=1-1/n_w，m_S=1-1/n_S。据此得到拟合曲线如图 4所示。可见：

表  3  不同干湿循环下改性固化淤泥SWCCs的拟合参数

Table  3.  Fitting parameters for SWCCs of modified solidified sludge under different drying-wetting cycles

SWCCs	模型参数	N=0	N=1	N=3	N=10
w-SWCCs	wsat/%	24.00	24.21	24.40	24.76
	aw/kPa	77	40	24	16
	nw	0.44	0.42	0.41	0.4
	R2	0.987	0.993	0.961	0.984
Sr-SWCCs	as/kPa	83	42	24	15
	ns	0.441	0.415	0.407	0.402
	R2	0.984	0.993	0.965	0.982

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（1）滤纸法所测得的SWCCs均具有很好的连续性，不同干湿循环次数下的w-SWCCs和S_r-SWCCs拟合优度系数R²均不小于0.96，说明了V-G模型可以较好的拟合该改性固化淤泥全吸力段的SWCC。

（2）经历干湿循环之后，改性固化淤泥试样在s＜10⁴ kPa吸力段的持水能力下降，分析其原因，压实土体的持水能力主要取决于以下两个因素：决定吸附水含量的土体矿物成分和影响毛细水含量的土体结构。干湿循环作用并未改变固化淤泥的矿物成分，但是其土体结构发生巨大改变，由MIP试验结果可知干湿循环使部分0.1~1 µm微孔隙发展为1~10 µm的小孔隙和SEM图像可知干湿循环作用使改性固化淤泥内部出现大孔隙和贯通的裂隙，易造成毛细水的流失，因此导致改性固化淤泥土持水能力降低。

吸力超过10⁴ kPa后，不同循环次数的w-SWCC和S_r-SWCC则逐渐重合，表明干湿循环作用几乎不影响试样在高吸力段的持水能力。原因在于：储存在试样土基质中的水可分为毛细水和吸附水，其中毛细水与土孔隙结构的大小、形态及连通性有关，而吸附水则主要与矿物成分和土颗粒的表面特征有关。在低吸力范围内，土的持水能力主要受储存毛细水的大孔隙的影响；而高吸力范围内，土的持水能力则主要受土中储存水分的微孔隙及土颗粒吸附水分能力的影响。

3.3   干湿循环对动/静态力学参数的影响

表 4为经历干湿循环后由动三轴和无侧限抗压强度试验测得改性固化淤泥的动/静力学指标q_u，E_1%，S_u1%和M_Rrep，可以看出：q_u，E_1%，S_u1%和M_Rrep在第一次循环过程中衰减最显著，衰减率约为35%~40%，随后降幅逐渐变缓，至N_DW=6次之后逐渐趋于稳定状态。分析其原因：4个刚度强度参数的衰减主要与第一次干湿循环过程中裂隙和大孔隙的产生密切相关，而不是后续干湿循环阶段中裂隙和大孔隙的发展，即刚度和强度性能的降低似乎主要是由于裂缝的存在而不是它们的发展。

表  4  改性固化淤泥的静力学指标q_u，E_1%，S_u1%和M_Rrep

Table  4.  Static indexes of modified cured silt q_u, E_1%, S_u1% and M_Rrep

循环次数	qu/kPa	E1% /MPa	Su1%/kPa	MRrep/MPa
0	967.3	137.7	665.9	144.5
1	653.2	98.7	515.9	104.7
3	551.6	77.2	308.9	52.5
10	421.2	48.3	185.4	49.1

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根据上述试验结果，用衰减因子${\mathit{\chi} _{DW}}$来描述q_u，E_1%，S_u1%和M_Rrep的衰减，提出了描述${\mathit{\chi} _{DW}}$随${{\rm N}_{DW}}$衰减的数学模型，如下所示：

式中：Ω₀分别代表未经历干湿循环试样的q_u，E_1%，S_u1%，M_Rrep；${\mathit{\Omega} _N}$分别代表经历过N_DW次干湿循环后试样的q_u，E_1%，S_u1%，M_Rrep；$\alpha$和$\beta$为拟合参数，e为自然对数的底，取2.7182。图 5总结了q_u，E_1%，S_u1%，M_Rrep的${\mathit{\chi} _{DW}}$随${{\mathit{N}}_{DW}}$的变化。${\mathit{\chi} _{DW}}$在前3次干湿循环周期内显著下降，随着N_DW的进一步增加趋于平稳。拟合的${\mathit{\chi} _{DW}}$-${{\mathit{N}}_{DW}}$曲线和R²值如图 5所示。

图  5  q_u，E_1%，S_u1%和M_Rrep的χ_DW随干湿循环次数的变化

Figure  5.  Variation of χ_DW for q_u, E_1%, S_u1%, M_Rrep with drying- wetting cycles

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3.4   干湿循环对回弹模量M_R的影响

利用文献[13]提出的M_R预估模型（式6），对试验所得15种应力状态下的M_R进行拟合，可得到模型参数k₁，k₂，k₃的值。

式中：θ代表体积应力，θ=3${\sigma _{\text{c}}}$+${\sigma _{\text{d}}}$；${\tau _\mathrm{oct}}$代表八面体剪应力，${\tau _\mathrm{oct}}$=0.471${\sigma _{\text{d}}}$；${p_{\text{a}}}$代表大气压强（取101.3 kPa；k₁表示在参考应力状态（${\tau _\mathrm{oct}}$= 0，θ =${p_{\text{a}}}$）下的M_R值；k₂是与θ的侧限效应有关的参数；k₃是与${\tau _\mathrm{oc}}$剪切效应有关的参数。

图 6给出了经历不同干湿循环次数的改性固化淤泥的M_R-${\sigma _{\text{c}}}$-${\sigma _{\text{d}}}$关系，图 7为模型参数k₁，k₂，k₃随干湿循环次数的变化曲线。可以看出：

图  6  干湿循环对改性固化淤泥试样M_R-σ_c-σ_d关系的影响

Figure  6.  Influences of dying-wetting cycles on M_R-σc-σ_d relationship of modified solidified sludge specimens

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图  7  模型参数随干湿循环的变化

Figure  7.  Variation of model parameters with drying-wetting cycles

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（1）15种应力状态下改性固化淤泥的M_R均随着围压${\sigma _{\text{c}}}$的增大而增大，而干湿循环使M_R随${\sigma _{\text{c}}}$的变化更为强烈，主要反映在两个方面：①从图 6可见，相同偏应力下，M_R-${\sigma _{\text{c}}}$关系曲线随着干湿循环次数的增加逐渐变陡；②从图 7（a）可见，反映侧限效应的模型参数k₂随干湿循环次数的增加逐渐增大，且始终保持为正值。其原因在于试样在循环偏应力${\sigma _{\text{d}}}$作用下的侧向变形受到了${\sigma _{\text{c}}}$的限制，使试样的刚度增加，进而减小了试样的轴向应变^[22-23]。其根本原因在于改性固化淤泥试样在经历干湿循环作用后，试样内部孔隙率逐渐增大，同时伴有裂隙的产生，使试样骨架的完整性以及土颗粒之间的黏聚力减弱。随着循环次数的增加，这种效应更为显著，使试样的刚度更加依赖于围压${\sigma _{\text{c}}}$的贡献。

（2）与M_R-${\sigma _{\text{c}}}$关系相比，改性固化淤泥的M_R-${\sigma _{\text{d}}}$关系则更为复杂。从图 7（b）中可知，模型参数k₃随着干湿循环次数的增加先增大再减小，最后缓慢提高，且干湿循环次数N_DW=0，1时k₃为正值，而在N_DW=3，10则变为负值。其原因在于偏应力${\sigma _{\text{d}}}$对试样的刚度有两种相反的效应：①反复剪切造成试样结构的损伤，进而造成刚度的降低；②在反复剪切过程中试样产生累积塑性应变，被逐渐压实，因此其刚度提高^[24]。正是由于经历不同干湿循环次数时这两种效应对试样刚度影响的主导作用存在差异，因而造成模型参数k₃随干湿循环次数增加而变化的规律不明确。

3.5   干湿循环对累积塑性应变ε_p的影响

图 8为经历不同干湿循环次数的改性固化淤泥试样在${\sigma _{\text{c}}}$=13.8 kPa，${\sigma _{\text{d}}}$=27.6 kPa条件下，5000次循环加载中的前10次和最后10次的应力-应变曲线。可见：

图  8  干湿循环对改性固化淤泥试样在循环荷载作用下应力-应变关系的影响

Figure  8.  Influences of drying-wetting cycles on stress-strain curves of modified solidified sludge specimens under cyclic loading

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（1）每一次加载-卸载过程均导致改性固化淤泥试样产生一定的不可恢复的塑性变形，但主要产生于前期阶段。

（2）最后10次加载的应力-应变曲线基本重合。其原因在于累计塑性应变ε_p的产生增大了改性固化淤泥的密实度，导致试样在此阶段下基本处于塑性稳定阶段，所以最后10次加载阶段产生的塑性变形可忽略。这说明5000次的循环荷载加载次数足以使改性固化淤泥的塑性变形达到稳定状态。

图 9给出了${\sigma _{\text{c}}}$分别为13.8，55.2 kPa、${\sigma _{\text{d}}}$分别为27.6，41.4，68.9 kPa状态下，改性固化淤泥试样经历不同干湿循环次数N_DW时，ε_p随加载次数N的变化。采用第1次和第N次的累计塑性应变的比ε_p(N)/ε_p(1)，来描述不同N下ε_p的增长速率。对比图 9（a），（b）与（c），（d）可以看出：

图  9  改性固化淤泥ε_p-N，ε_(N)/ε₍₁₎-N关系

Figure  9.  Relationship curves of ε_p-N and ε_(N)/ε₍₁₎-N of modified solidified sludge

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（1）总体上讲，不同应力状态下，改性固化淤泥ε_p的发展主要集中于循环加载的初期阶段（N≤1000）；随着加载次数的增加，ε_p的增长速率减小，即的ε_p(N)/ε_p(1)-N曲线逐渐平缓（见图 9（c），（d））。

（2）对比图 9（a），（b）可见：①在相同围压水平下，与未经过干湿循环的试样相比较，经历10次干湿循环后试样的ε_p显著增大。其原因在于干湿循环使试样产生体变和结构弱化。②在低围压水平（${\sigma _{\text{c}}}$=13.8 kPa）下，试样的ε_p(N)/ε_p(1)分布范围较宽，而在高围压水平（${\sigma _{\text{c}}}$=55.2 kPa）下，ε_p(N)/ε_p(1)曲线分布则较为集中，与M_R-${\sigma _{\text{d}}}$曲线之间的变化相比，ε_p-${\sigma _{\text{d}}}$的关系较为单一，即同一${\sigma _{\text{c}}}$条件下ε_p与${\sigma _{\text{d}}}$之间呈现出正相关关系，${\sigma _{\text{d}}}$的增大促进了ε_p的发展，特别是在低围压水平的情况下。

为了明确累积塑性应变ε_p和加载次数N的关系，根据安定性理论^[25]，将交通动荷载作用下路基土ε_p的演化趋势划分为塑性稳定型、塑性过渡型和递增破坏型，选定ε_p(3000)（加载3000次）和ε_p(5000)（加载5000次）的差值来判定ε_p-N关系的类型，如下式：

根据式（7）对其进行ε_p类型判定，结果汇总于表 5。

表  5  不同应力状态下改性固化淤泥ε_p的类型

Table  5.  Types of ε_p of modified solidified sludge under different stress states

NDW	σc/kPa	σd/kPa	εp(5000)-εp(3000)/ 10-3	类型 判定		NDW	σc/kPa	σd/kPa	εp(5000)-εp(3000)/ 10-3	类型 判定
0	13.8	27.6	0.008	塑性稳定型		1	13.8	27.6	0.052	塑性过渡型
		41.4	0.002	塑性稳定型				41.4	0.051	塑性过渡型
		68.9	0.024	塑性稳定型				68.9	0.065	塑性过渡型
	41.4	27.6	0.011	塑性稳定型			41.4	27.6	0.010	塑性稳定型
		41.4	0.028	塑性稳定型				41.4	0.009	塑性稳定型
		68.9	0.035	塑性稳定型				68.9	0.026	塑性稳定型
	55.2	27.6	0.009	塑性稳定型			55.2	27.6	0.018	塑性稳定型
		41.4	0.011	塑性稳定型				41.4	0.026	塑性稳定型
		68.9	0.011	塑性稳定型				68.9	0.034	塑性稳定型
3	13.8	27.6	0.057	塑性过渡型		10	13.8	27.6	0.073	塑性过渡型
		41.4	0.068	塑性过渡型				41.4	0.099	塑性过渡型
		68.9	0.087	塑性过渡型				68.9	0.175	塑性过渡型
	41.4	27.6	0.082	塑性稳定型			41.4	27.6	0.022	塑性稳定型
		41.4	0.044	塑性稳定型				41.4	0.035	塑性稳定型
		68.9	0.078	塑性过渡型				68.9	0.114	塑性过渡型
	55.2	27.6	0.012	塑性稳定型			55.2	27.6	0.025	塑性稳定型
		41.4	0.029	塑性稳定型				41.4	0.016	塑性稳定型
		68.9	0.05	塑性过渡型				68.9	0.097	塑性过渡型

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由表 5可知，未经干湿循环作用的改性固化淤泥在9种应力状态下均表现为塑性稳定型；经1次干湿循环作用后，试样在${\sigma _{\text{c}}}$=13.8 kPa条件下的ε_p转变为塑性过渡型；经历3次干湿循环时，试样在${\sigma _{\text{d}}}$=68.9 kPa应力状态下的ε_p从塑性稳定型转变为塑性过渡型；当干湿循环次数的增加到10次，ε_p(5000)-ε_p(3000)值总体上增大，但试样的塑性状态并未发生变化，在低σ_c和高${\sigma _{\text{d}}}$的情况下，试样的ε_p均为塑性过渡型，未出现递增破坏的类型，表明随着干湿循环次数的持续增加，改性固化淤泥试样的结构逐渐发生损伤，但是仍未造成显著的破环，试样抵抗动荷载的能力较强。为了探明${\sigma _{\text{c}}}$，${\sigma _{\text{d}}}$对ε_p的影响，本文根据式（8）计算得到不同应力状态下试样的平均正应力，以此建立ε_p(5000)-p的关系。

式中：p为平均正应力；${\sigma _1}$，${\sigma _3}$分别为试样受到的最大和最小主应力。

图 10反映了改性固化淤泥试样的ε_p(5000)随p的变化规律。可以看出：

图  10  改性固化淤泥试样的ε_p(5000)-p关系

Figure  10.  Relationship between ε_p(5000) and p of modified solidified sludge specimens

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（1）改性固化淤泥的ε_p(5000)-p关系与${\sigma _{\text{c}}}$密切相关：任意${\sigma _{\text{c}}}$水平下，随着p的增大，ε_p(5000)均呈现增大的趋势；${\sigma _{\text{c}}}$值越小，相同p水平下试样产生的ε_p(5000)值越小，且ε_p(5000)的增长速率也越大，反之亦然。

（2）不同干湿循环次数下改性固化淤泥的ε_p(5000)-p关系均表现出一定的相似性，但干湿循环次数对该关系的影响程度较大，当干湿循环次数达10次时，ε_p(5000)-p的实测点表现出的离散程度最高，特别是平均正应力p > 40 kPa水平下。这是由于干湿循环作用对改性固化淤泥的影响较大，试样产生更为明显的体变。图 11给出了${\sigma _{\text{c}}}$=13.8 kPa和${\sigma _{\text{d}}}$=27.6 kPa应力条件下，ε_p(5000)与干湿循环作用次数的关系曲线。可以看出，ε_p(5000)随着N_DW的增加而不断增大。这与干湿循环过程中试样产生体变和结构损伤有关，即试样产生了较明显的体变，结构受到了不可恢复的损伤。干湿循环作用次数少时，试样产生的体变较小，裂隙发育不明显，结构损伤程度也较小，但随着干湿循环作用次数的增加，由于结构损伤过大，导致ε_p(5000)对循环作用次数更为敏感。

图  11  改性固化淤泥的ε_p(5000)-N_DW关系

Figure  11.  Relationship between ε_p(5000) and N_DW for modified solidified sludge

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4.   结论

为了探明以绿色氯氧镁水泥为基、以工业副产物粉煤灰和矿渣为辅所形成的多相胶凝材料对已固化淤泥进一步改性而得的“改性固化淤泥”用作路基填料的长期性能，针对武汉东湖改性固化淤泥试样，开展一系列经历不同干湿循环作用次数后的微观试验和持水特性、非饱和力学特性等宏观试验，得到以下4点结论。

（1）干湿循环使试样产生大量的宏观裂缝和微观裂隙，裂隙和裂缝的产生显著降低了改性固化淤泥试样在低吸力段（s＜10⁴ kPa）的持水能力，但对高吸力段的影响很小。

（2）q_u，E_1%，S_u1%和M_Rrep在前3次干湿循环过程中衰减最为明显，衰减率约为50%~70%，且不同干湿循环次数作用下，其衰减具有相似的规律，依此建立了${\mathit{\chi} _{{\text{DW}}}}$-N关系模型。

（3）干湿循环后，改性固化淤泥试样的回弹模量M_R减小。M_R对围压${\sigma _{\text{c}}}$变化的敏感性有所增加，而偏压${\sigma _{\text{d}}}$对试样刚度则有两种相反的效应：①反复剪切应力作用下试样结构产生损伤，使其刚度降低；②试样在反复剪切过程中产生累积塑性应变，被逐渐压密，使其刚度得到提高。在不同试验工况下，${\sigma _{\text{c}}}$和${\sigma _{\text{d}}}$二者对试样刚度影响的主导地位不同。

（4）试样塑性累计应变ε_p的增大主要集中在循环加载的初期阶段（N≤1000），后续重复加载引起ε_p增加的速率较缓。改性固化淤泥试样在未经历干湿循环时的ε_p表现为塑性稳定型，经过干湿循环后，试样在高${\sigma _{\text{d}}}$低${\sigma _{\text{c}}}$水平下ε_p会转变为塑性过渡型。