Large-scale plane strain tests on mechanical properties of gravelly soils under unloading and reloading conditions
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摘要: 针对水利和交通工程中平面应变类工程重复加卸荷问题，利用压力室平面应变改造后的西安理工大学大型土工真三轴仪在不同围压条件下对两种砾粒土进行固结排水平面应变卸载-再加载试验，研究了砾粒土在平面应变状态下的应力-应变关系和卸载回弹应变和卸载-再加载回弹坡度等力学特性。结果表明：砾粒土的颗粒圆度、孔隙比、母岩强度和围压均会影响剪切峰值应力及剪胀特性，颗粒圆度好、孔隙比小的砾粒土峰值应力较低且更易表现出剪胀特性，母岩强度低会促进应变软化并降低峰值应力，围压增大可抑制剪胀并使峰值应力增大；体积应变和广义剪应变卸载回弹量与应力水平和围压有关；回弹坡度随应力水平增大先增后减，密实度较大时回弹坡度较大；卸载-再加载过程中出现主应力轴旋转现象，零应变方向的应力并非一直为中主应力；回弹坡度显著大于初始切线坡度，回弹坡度与初始切线坡度之比随围压增大快速减小。Abstract: Aiming at the repetitive loading and unloading issue in the plane strain of water conservancy and transportation projects, the large-scale geotechnical triaxial apparatus of Xi'an University of Technology modified with a pressure chamber of plane strain, was used to conduct consolidation and drainage plane strain unloading-reloading tests on two types of gravelly soils under different confining pressures. The mechanical properties investigated include the stress-strain relationship and the unloading rebound strain and unloading-reloading rebound gradient of gravelly soils under plane strain conditions. The results show the particle roundness, pore ratio, parent rock strength and confining pressure of the gravelly soils can all affect the peak shear stress and shear dilation characteristics. The gravelly soils with good particle roundness and small pore ratio have lower peak stress and are more likely to exhibit shear dilation characteristics. Low parent rock strength promotes strain softening and reduces the peak stress, while the increasing confining pressure can suppress shear dilation and increase the peak stress. The volumetric strain and shear strain unloading rebound amount are related to the stress level and confining pressure. The rebound modulus first increases and then decreases with the increase of the stress level, and when the density is high, the rebound modulus is higher; The unloading rebound volumetric strain and the generalized shear strain are influenced by the stress level during unloading and the consolidation confining pressure, while the unloading-reloading rebound gradient is related to the proportion of elastic strain during the loading process. During the unloading-reloading process, the rotation of the principal stress axis is observed, and the stress in the non-strain direction is not always the intermediate principal stress. The rebound gradient is significantly greater than the initial tangent gradient, and the ratio of the rebound gradient to the initial tangent gradient decreases with the increasing confining pressure.
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0. 引言
近年来，港口、航道建设和江、河、湖、库、塘水域综合治理工程产生大量的疏浚淤泥[1]。这些巨量的疏浚淤泥往往含水率高达200%以上、压缩性很大、渗透性较低、承载力很低甚至无承载力[2-3]，因此这些淤泥难以被直接利用，并且运输存储非常不便。堆场堆放是一种常见的淤泥处置手段，然而，堆场长期占用大量土地，造成土地资源浪费，且容易引起二次环境污染。在这种背景下，如何快速高效地处理处置巨量的高含水率疏浚淤泥已成为工程界亟需解决的难题。另一方面，受山石河沙开采政策的限制影响，各类基础设施建设工程所需的填料资源也日趋匮乏。针对疏浚淤泥难处理处置问题和工程填料资源匮乏问题，诸多学者提出将淤泥加固后用作工程填料，实现其资源化再利用，从而达到“双赢”的效果[4-6]。
对于淤泥加固处理，基于物理脱水的真空预压方法施工简便，成本较低且可以达到比较有效的处理效果，因此成为软土加固的常用方法之一[2, 7-8]。目前，传统真空预压法均采用竖向排水板（PVD）作为排水通道。然而，使用PVD处理高含水率淤泥时存在以下缺陷：①由于高含水率淤泥几乎无承载力，插板器械和施工人员难以直接入场施工作业，需要进行耗时、高成本的前处理，例如自然晾晒、固化等，之后方能进行PVD插板施工[9]；②具有高压缩性的淤泥在排水固结过程中产生的大变形沉降往往造成PVD大幅度弯折，严重降低了排水板的真空传导和排水性能[10]；③PVD内的真空沿土体深度衰减严重，导致深部土体的加固效果较差[11-12]。Chiba等[13]提出采用基于水平排水板（PHD）的真空预压法处理高含水率淤泥，且经过实际工程验证，采用PHD作为排水通道可以避免上述以PVD为排水通道的缺陷，提高真空预压法的处理效率[14-16]。
基于水泥等材料的化学改性方法，即固化法，是另外一种常用的淤泥加固方法[17-18]。虽然，固化法可以快速提升淤泥强度，但是，该方法的加固效果对淤泥初始含水率很敏感，加固强度会随着淤泥含水率的升高而急剧下降[19]。在高含水率情况下，若直接使用固化法来加固疏浚淤泥，需要掺加大量的固化剂，其成本往往难以接受。此外，目前工程中常采用水泥作固化剂，而水泥生产是一个高能耗高排放的过程。据统计，水泥工业产生的CO2排放量占全球人类活动总排放量的5%~8%。超量使用水泥固化剂与绿色可持续发展战略理念相悖。与水泥相比，碱激发矿粉是一种低CO2排放、低能耗的固化材料，具有广阔的应用前景[20]。碱激发矿粉是由一定比例的矿粉与碱性激发剂混合而成的，其中高炉矿渣微粉是常见的矿粉之一，石灰是一种便宜高效的碱性激发剂[21]。目前，碱激发矿粉固化剂较多用于低含水率软土的固化，而用于加固高含水率淤泥的研究很少见。
综上，对于真空预压法，受限于作用机理，其最大真空不超过一个大气压力值（≈101 kPa），且实际工程中测得的真空一般≤90 kPa，导致真空预压最终加固效果具有明显的上限。另外，细粒含量高的淤泥往往渗透性很低，严重降低真空预压加固的脱水效率[22]。而采用固化法直接加固高含水率淤泥时需大幅提高固化剂掺量，成本高昂。鉴于上述两类传统方法处理高含水率疏浚淤泥的缺陷和不足，提出采用物理脱水和化学固化一体化的处理方法，即基于水平排水板的真空脱水-固化联合方法，简称PHDVDS。
本文旨在于通过模型试验研究PHDVDS方法处理高含水率淤泥的可行性及其处理效果，包括减量效果和加固效果两方面，并结合微观试验揭示该方法的作用机理。模型试验分别采用了石灰激发高炉矿渣微粉和水泥两种固化剂，并将该方法的脱水减量效果和强度提升效果与单一真空脱水方法（无固化剂）和直接固化方法（无真空脱水，以水泥为固化剂）进行了对比，最后分析了PHDVDS方法脱水减量-固化联合作用机理。
1. 模型试验
1.1 试验材料
试验所使用的淤泥取自浙江温州海岸某堆场，该堆场中淤泥为绞吸式疏浚作业产生的，经过初始的沉淀后，在取样时含水率为180%左右。采用土工试验方法标准[23]，测得其土颗粒相对密度为2.66，液限、塑限和塑性指数分别为61.26%，26.34%和34.92，属于高塑性黏土。实际清淤工程中所产生的淤泥的含水率往往超过2~3倍液限，不同疏浚方式产生的淤泥含水率稍有不同，绞吸式疏浚产生的淤泥含水率更高，有时甚至高达10倍液限。本文模型试验使用的温州淤泥初始含水率为300%，约为其5倍液限，位于清淤工程常见的淤泥含水率范围内。试验采用了两种不同的固化剂，分别为熟石灰（Ca(OH)2）激发高炉矿渣微粉（GGBS）、325复合型硅酸盐水泥。高炉矿渣微粉采购自武新新型建材有限公司，生产原料为生铁冶炼中排出的高炉矿渣。模型试验采用整体式防淤堵排水板（江苏鑫泰岩土科技公司），宽度和厚度分别为100，4 mm，纵向通水量≥50 cm3/s，抗拉强度（干态）≥6 MPa，透水率≥0.33 s-1（由生产商提供）。
XRF试验表明，高炉矿渣微粉的主要成分为CaO，SiO2和Al2O3，占比分别为41.42%，32.60%和14.04%，与水泥的主要成分比较接近（占比分别为58.71%，20.13%和7.45%）；试验所用石灰的CaO质量占比为93.9%。
1.2 试验装置
模型试验在透明的壁厚为10 mm的有机玻璃箱中进行，模型箱长×宽×高（内部尺寸）为600 mm×110 mm×500 mm。在模型箱主侧面等间距地设置了3条标尺用于测量真空脱水过程中淤泥的体积变化量。按照图 1所示，将模型箱通过排水管依次与控制阀、水气分离器、真空泵（藤原1550D型，功率3 kW）连接，在真空脱水开始前，使用柔性薄膜将模型箱顶部进行密封。
模型试验的具体方案见表 1，主要研究了以不同配比的石灰激发高炉矿渣微粉为固化剂的PHDVDS方法（即VSLG1~VSLG4）处理高含水率淤泥的减量效果和加固效果，并将水泥为固化剂的PHDVDS方法（VSC组）、单一真空脱水方法（VD组，无固化剂）和直接固化方法（SC组）作为对照组。表 1中，固化剂掺量是指高炉矿渣微粉或水泥质量与干土质量的比值，石灰/高炉矿渣微粉比值为石灰与高炉矿渣微粉的干质量比值。
表 1 模型试验方案Table 1. Program of model tests组别 固化剂
类型固化剂掺量/% 石灰/高炉矿渣微粉/% 真空
荷载/kPaVSLG1 石灰-高炉矿渣微粉 10 5 -80 VSLG2 石灰-高炉矿渣微粉 10 10 -80 VSLG3 石灰-高炉矿渣微粉 10 20 -80 VSLG4 石灰-高炉矿渣微粉 10 40 -80 VSC 水泥 10 — -80 SC 水泥 10 — — VD — — — -80 1.3 试验过程
试验大体分为前期的模型试验和后期的强度测试和微观测试两部分，具体试验过程如下：
（1）将温州淤泥的初始含水率调至300%并充分搅拌均匀，调节含水率所添加的水为自来水。
（2）按照试验方案将固化剂加入淤泥中，搅拌10 min，倒入模型箱，然后使用柔性薄膜密封模型箱顶部，如图 1所示。对于采用碱激发高炉矿渣微粉做固化剂的试验组，先将石灰和高炉矿渣微粉的干粉充分搅拌混合，然后再加入淤泥中。
（3）按照图 1所示连接真空脱水装置，进行真空脱水，真空按照-10，-20，-40，-80 kPa 4个梯度依次施加，每隔30 min增加一个梯度直至达到最大真空值-80 kPa。真空脱水过程中，分别通过标尺和电子秤监测模型箱内淤泥沉降量和真空脱水量，如图 1所示，真空脱水共持续5 d。
（4）真空脱水阶段结束后，使用自制的取样器取样，试样高度和直径分别为100，50 mm。
（5）将固化土样用保鲜膜密封之后放入恒温恒湿箱进行养护，箱内养护条件为温度20±2℃，相对湿度≥95%。然后，在养护龄期分别为7，14，28，60 d时，进行无侧限抗压强度（UCS）试验，每个养护龄期取3个平行试样进行测试并取其平均值作为测试结果。根据土工试验方法标准[23]，采用轴向应变速率为1 mm/min，即每分钟1%试样初始高度，进行UCS测试。
（6）在UCS试验结束后，取试样中心位置部分固化土样浸泡在无水乙醇中，并每隔2 d时间换一次无水乙醇，共浸泡一周时间，以终止后续的固化反应[24]。然后取出进行真空冷冻干燥，作为XRD、SEM和MIP试验试样。
需要注意的是，真空脱水时间共持续5 d，由于VD试验组未掺加固化剂，真空脱水结束后，距排水板不同竖向距离处土体强度差异较大，土体整体强度也很低，无法取出完整的圆柱形土样来测试UCS，因此在距排水板竖向距离5 cm处进行了十字板剪切强度试验（GEONOR H-60手持式十字板剪切仪），共取3个水平位置进行了测试，取其平均值的两倍[25]等效为VD试验组真空脱水后土体的UCS值。
2. 试验结果分析与讨论
2.1 脱水减量效果
为研究PHDVDS方法对淤泥的脱水减量效果，分别分析了真空脱水效率和体积变化量随时间的变化规律。真空脱水量随时间的变化规律如图 2所示。对于VSLG1~VSLG4和VSC试验组，真空脱水量先随时间快速增长，然后增长速率逐渐减缓直至脱水量达到最大值（大约在真空脱水2~4 d时），随后便几乎没有更多的水排出；然而，对照组VD的真空脱水量随时间持续增长，在真空脱水5 d时仍没有趋于稳定的趋势。在真空脱水时间内，VSLG1~VSLG4组和VSC组的脱水量明显高于VD组，换言之，PHDVDS方法的脱水量明显高于单一真空脱水法，且以石灰-高炉矿渣微粉作固化剂的PHDVDS方法的脱水效果明显优于水泥作固化剂的工况，即VSC组的脱水量显著低于VSLG1~VSLG4组。例如，在真空脱水3 d时，VSLG1组的真空脱水量为14.1 kg，比VSC和VD组分别提高了32%和74%。另外，石灰/高炉矿渣微粉比值也对脱水量和有效真空脱水时间具有显著影响，例如，对于石灰/高炉矿渣微粉比值分别为5%和10%的VSLG1和VSLG2组，在真空脱水4 d时的脱水量趋近于最大值（约为15.4 kg），然而石灰/高炉矿渣微粉比值分别为20%和40%的VSLG3和VSLG4组，在真空脱水3 d左右时脱水量便达到最大值，分别约为13.1，14.2 kg。
为更直观地展现真空脱水效率，对比了不同试验组脱水速率随真空脱水时间的变化规律，如图 3所示，脱水速率定义为真空脱水过程中两相邻记录时间点内的脱水量与该时间段的比值。总体趋势上，所有试验组的真空脱水速率在初始时刻较大，然后随时间迅速减慢。对比各试验组可以看出，真空脱水刚开始时，VSLG1~VSLG4和VSC组脱水速率显著高于VD组。在真空脱水第110 min时，VSLG3、VSLG4和VSC组的脱水速率分别为0.015，0.018，0.012 kg/min，分别比VD组提高了67%，100%和33%。也就是说，采用PHDVDS方法试验组的脱水速率显著高于单一真空脱水方法。另外，随着石灰/高炉矿渣微粉比值的提高，在真空脱水初期，脱水速率逐渐增大，例如，在真空脱水第110 min时，当石灰/高炉矿渣微粉比值从5%增大到20%和40%，脱水速率分别提高了25%和50%。
另一方面，与无固化剂的单一真空脱水法相比，PHDVDS方法的脱水速率随真空脱水时间降低的更快速。在真空脱水开始的前2 d时间内，VSLG1 ~VSLG4和VSC组的脱水速率均显著高于VD组，然而，在真空脱水4 d之后，VSLG1~VSLG4和VSC组的脱水速率明显低于VD组，如图 3中的内嵌图所示。
为比较不同处理方法的减量效果，分析了体积减量比随真空脱水时间的变化规律，如图 4所示。体积减量比定义为真空脱水过程中淤泥体积减少量与初始体积的比值，即(Vo－Vt)/Vo×100%，其中Vo为初始体积，Vt为真空脱水时间t时的淤泥体积。体积减量比随真空脱水时间的变化规律与图 2真空脱水量的变化规律相似，VSLG1~VSLG4和VSC组对应的体积减量比随着脱水时间增长而增大，并在约2~4 d真空脱水后便达到了最大值，随后不再继续减量，其中VSLG2的体积减量比最大，约为49.8%，有效脱水时间最长，约为4 d，而VSC的体积减量比最小，有效脱水时间也最短，分别为30.0%和2 d。在有效真空脱水时间内，VSLG1~VSLG4组的减量效果都优于VD组。例如，在真空脱水第4 d时，VSLG1和VSLG2的体积减量比为47.5%和49.7%，分别比VD组体积减量比的绝对值提高了10%和12%，相对值提高了26%和32%。另外，在真空脱水第2 d时，VSC的体积减量比为28.8%，比VD组体积减量比的绝对值提高了1.8%，相对值提高了7%。由此可知，PHDVDS方法的减量效果明显优于单一真空脱水方法。然而，值得注意的是，在5 d真空脱水总时间结束时，VSC组体积减量比比VD组的体积减量比绝对值降低了11%，相对值降低了27%，因为VSC组有效脱水时间仅约为2 d，而VD组真空脱水在5 d的试验期内是持续进行的。
为了进一步分析石灰/高炉矿渣微粉比值对PHDVDS方法脱水减量效果的影响，对真空脱水比率进行了分析，真空脱水比率定义为真空脱水量与初始淤泥中水的总质量的比值。石灰/高炉矿渣微粉比值为5%和10%时的真空脱水比率分别为67.8%和68.4%，略大于石灰/高炉矿渣微粉比值为40%时（比值= 63.7%）的情况，石灰/高炉矿渣微粉比值为20%时真空脱水比率最低，为58.5%。当石灰/高炉矿渣微粉比值从10%提高到20%时，真空脱水比率绝对值反而降低了约10%，这可能是提高石灰/高炉矿渣微粉比值缩短了有效真空脱水时间tde引起的。例如，石灰/高炉矿渣微粉比值为5%和10%时的有效真空脱水时间大约为4 d，当比值提高到20%和40%时，tde降低为3 d左右。另外，VSC组的有效真空脱水时间最短，仅为2 d，石灰/高炉矿渣微粉比值为10%时比VSC组真空脱水比率提高了46%，比VD组（真空脱水时间第4 d时）提高了67%。综上，石灰/高炉矿渣微粉对真空脱水减量具有两方面的影响，一方面，真空脱水速率随石灰/高炉矿渣微粉比值提高而加快；另一方面，提高激发剂含量加快了固化反应[21, 24]，导致有效真空脱水时间缩短，在一定程度上减弱了真空脱水效果。石灰/高炉矿渣微粉比值为10%时，同时兼顾了较快的真空脱水速率和较长的真空脱水有效时间，脱水效果最优。
对模型试验真空抽滤出的孔隙水pH值进行了测试，无固化剂的VD试验组为pH = 7.52，而掺加固化剂试验组的孔隙水pH介于9.4~12.6，且随着石灰/高炉矿渣微粉比值的提高，真空脱滤水pH逐渐增大，因为石灰的碱性较高。按照污水排放标准[26]规定，允许的排放水pH介于6~9。因此，采取PHDVDS方法抽滤出的水在排放前需进行pH调节处理。真空抽滤出的孔隙水pH较高的主要原因是固化剂中Ca(OH)2微溶于水，电离出OH-。需要指出的是，电离出的离子会随孔隙水在真空脱水过程中被抽滤出，因此会造成一部分固化剂损失。由于固化剂成分复杂，不同组分溶解度不同且受环境因素影响显著，另外真空抽滤水体积较大，导致直接量测固化剂损失量难度较大。根据Ca(OH)2在固化剂中的含量及其饱和度进行估算，VSLG1~VSLG4和VSC组的固化剂损失量分别约为掺入量的2.3%，2.2%，1.7%，1.6%和1.6%，损失量较低。
2.2 无侧限抗压强度
不同方法处理的土样的无侧限抗压强度UCS如图 5所示。随着养护龄期的增长，所有固化土样的UCS也逐渐增长，PHDVDS方法固化土样的UCS在各龄期都明显高于单一真空脱水方法和直接固化方法。VSLG2、VSLG4和VSC组60 d UCS分别为614.9，785.3，94.3 kPa，分别比采用直接固化法的SC组提高了41.1倍、52.8倍和5.5倍，分别比采用单一真空脱水法的VD组提高了53.9倍、69.1倍和7.4倍。另外，对于PHDVDS方法，以石灰-高炉矿渣微粉为固化剂的VSLG1~VSLG4组的UCS显著高于以水泥为固化剂的VSC组，例如VSLG2和VSLG4组固化土60 d时UCS分别比VSC组高3.3倍和8.1倍。此外，VSLG4组固化土养护龄期由28 d增长到60 d时UCS从859.0 kPa略降低至785.3 kPa，与其他组UCS随龄期不断增长的趋势不同，可能的原因是：激发剂石灰掺量比较大时，在固化反应早期未完全被消耗掉，而持续参与中后期固化反应，形成更多的反应产物（钙矾石等），使得相对较密实的固化土内产生微裂隙，造成固化土强度降低[21, 24]。
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图 5 不同处理方法的固化土样的无侧限抗压强度Figure 5. Unconfined compressive strengths of soils solidified by different methods石灰/高炉矿渣微粉比值对不同养护龄期（7，14，28和60 d）固化土强度的影响如图 6所示。7，14 d固化土UCS随石灰/高炉矿渣微粉比值的增大而增大。例如，当石灰/高炉矿渣微粉比值由5%增大到20%和40%时，固化土的14 d UCS由26.6 kPa增大到223.9和580.3 kPa，分别提高了7.4倍和20.8倍。28，60 d的UCS随石灰/高炉矿渣微粉比值的变化规律与真空脱水比率的变化规律相似，即先随石灰/高炉矿渣微粉比值增大而增大，在石灰/高炉矿渣微粉=10%后开始略有减小，而后又开始增大。固化土强度受激发剂掺量和真空脱水后土体状态（含水率、密实度等）两方面共同影响，石灰/高炉矿渣微粉比值为5%，10%和40%时的真空脱水效率（图 2）和减量效果（图 4）均优于比值为20%时的工况，也就是说比值为5%，10%和40%时真空脱水后土体比比值为20%时含水率更低，土体密实度更高，更有利于真空脱水后的固化反应进行。
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图 6 石灰/高炉矿渣微粉比例对固化土强度的影响Figure 6. Effects of Ca(OH)2/GGBS ratio on strength of solidified soils石灰/高炉矿渣微粉比值对固化土强度的影响也是两方面的，一方面，石灰/高炉矿渣微粉比值会影响真空脱水减量效果，在2.1节已经详述，此处不再重复；另一方面，提高激发剂石灰掺量可以提供更强的碱性环境，从而提高高炉矿渣微粉的固化反应速率和固化效果[21, 24]。结合图 4的脱水减量结果和图 5的强度结果分析，石灰/高炉矿渣微粉比值在10%左右为最优配比，兼具优越的减量效果和加固效果：与单一真空脱水法相比，在4 d的有效真空脱水时间内其减量结果提高了35%；与单一真空脱水法和直接固化法相比，其60 d强度值分别提高了54倍和41倍。此外，还有比水泥更低的成本和更绿色的环境效益：根据Yi等[21]和Oti等[27]报道，比值为10%时的石灰-高炉矿渣微粉固化剂比水泥的价格降低约30%，CO2排放量降低约86%，生产能耗降低约69%。
2.3 固化土微观结构分析
通过X射线衍射（XRD）、电镜扫描（SEM）和压汞（MIP）试验对固化土的微观结构进行分析。养护60 d的固化土XRD物相分析结果如图 7所示，图中C为方解石，E为钙矾石，H为水铝钙石，K为高岭石，Cl为斜绿泥石，I为伊利石，Q为石英，CAH为水化铝酸钙，CSH为水化硅酸钙。在VSC组水泥固化土中检测到的主要固化反应产物包括CSH、CAH和钙矾石等，而石灰-高炉矿渣微粉固化土中同样检测到CAH、CSH和钙矾石等产物，即水泥与石灰-高炉矿渣微粉的固化产物未发现显著区别，该结果与Yi等[21, 24]报道的结果相似。Yi等[24]指出，水泥和石灰-高炉矿渣微粉两者的最主要产物均为CSH。提高激发剂掺量增大了固化反应环境的碱性值，有利于提高CSH生成量，且石灰本身也有固化作用，可与黏土矿物（高岭石、伊利石等）发生火山灰反应，这可能是提高石灰/高炉矿渣微粉比例会增大固化土强度（图 6）的主要原因。另外，在石灰掺量最多的VSLG4固化土中未检测到氢氧化钙，可能原因是高炉矿渣微粉的激发过程以及氢氧化钙-黏土矿物之间的火山灰反应将氢氧化钙消耗了[21, 24]。
养护60 d的VSLG4、VSC和SC固化土样的电镜扫描试验结果分别如图 8~10所示。在VSLG4、VSC和SC固化土中均发现了胶凝类CSH/CAH和针棒状的钙矾石（E）生成，与XRD试验结果一致，与Yi等[21, 24]的发现也一致。未固化土体成片层状，结构松散，与VD组未固化土相比，VSLG4和VSC固化土样中胶凝类反应产物CSH/CAH包裹土颗粒，钙矾石填充了颗粒间孔隙，土体骨架结构更加致密，这与脱水量结果（图 2）及强度结果（图 5）相符。
养护60 d的SC、VSC、VSLG2、VSLG3固化土样的累积孔隙体积曲线和孔径分布密度（即MIP试验结果）分别如图 11，12所示。VSC、VSLG2和VSLG3固化土样的累积孔隙体积的增长主要集中在半径≤ 2×103 nm的范围内，其中VSC固化土的累积孔隙体积最大，为VSLG2和VSLG3固化土累积孔隙体积的1.5倍左右，换言之，VSLG2和VSLG3固化土的总孔隙体积比VSC更小，结构更致密，该结果与固化土电镜结果（图 8，9）、体积减量结果（图 4）和强度结果（图 5）均一致。需要指出，SC固化土的累积孔隙体积曲线明显与其他组不同。虽然该组固化土的累积孔隙体积最小，但是，SC固化土压汞入口孔隙半径的范围比VSC、VSLG2和VSLG3固化土更广，尤其是孔隙半径为2×103~4×104 nm，累积孔隙体积量显著高于其他组。这说明SC固化土的大孔隙的体积比其他固化土样更多，土体结构更松散，这与其无侧限抗压强度值较小的结果相符。另外，在半径为3×103~5×103 nm，SC固化土的累积孔隙体积并没随着孔径减小而显著增大，可能是因为固化土强度过小，MIP试验过程中压汞压力较大，导致土体结构破坏，造成该范围内没有明显的累积孔隙体积变化。
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图 11 不同固化土样的累积孔隙体积曲线Figure 11. Curves of cumulative pore volume of different solidified soils![]()
图 12 不同固化土样的孔径分布密度Figure 12. Pore-size distribution densities of different solidified soils图 12更直观的展现了直接固化方法和PHDVDS方法处理的固化土的孔径分布。SC组固化土的中孔隙（1×103~1×104 nm）、大孔隙（104~105 nm）和超大孔隙（˃105 nm）显著多于其他组。VSC、VSLG2和VSLG3组固化土均以微孔隙（10~100 nm）和小孔隙（100~1000 nm）为主，但是VSC固化土以小孔隙居多、而VSLG2和VSLG3以微孔隙居多，说明VSLG2和VSLG3固化土比VSC结构更密实，这与微观的电镜试验结果（图 8，9）、宏观的真空脱水结果（图 4）和强度结果（图 5）也是吻合一致的。另外，VSLG2固化土比VSLG3固化土的小孔隙更少，微孔隙更多，累积孔隙体积更小，说明VSLG2固化土比VSLG3更致密，因此，VSLG2比VSLG3的强度更高（图 6）。
2.4 作用机理分析与讨论
为分析固化剂对淤泥渗透性的影响，取初始含水率为93.3%的温州淤泥制作水泥含量Aw分别为0%和10%的两个土样进行了变水头渗透试验，测试了5 d内土体的渗透系数随时间的变化情况，结果见表 2。第0.5 d时，Aw = 10%的试样渗透系数为Aw = 0%试样渗透系数的2.7倍。随后，Aw = 10%的试样渗透系数随时间迅速衰减，在第2.5 d时其渗透系数已经低于Aw = 0%试样，而Aw = 0%试样因为没有固化剂参与反应，其渗透系数随时间不发生变化。
表 2 土体渗透系数随时间的变化Table 2. Variation of soil permeability with time工况 渗透系数 k/(10-8 m·s-1) 0.5 d 1.5 d 2.5 d 3.5 d 4.5 d Aw = 0% 1.10 1.10 1.10 1.10 1.10 Aw = 10% 2.96 1.47 0.82 0.79 0.77 与单一真空脱水方法相比，PHDVDS方法真空脱水量和脱水效率均更高，减量效果更好，如图 2~4所示，主要原因是：①水泥或石灰-高炉矿渣微粉的水化反应产生Ca(OH)2，Ca(OH)2与孔隙水反应，电离出大量的Ca2+离子[28]。二价Ca2+离子替换黏土颗粒表面的Na+、K+等一价离子，即离子交换，使得黏土颗粒表层电位降低，吸附层厚度减小，黏土颗粒间距减小，聚集形成较大的颗粒或团粒，即产生了絮凝作用[29]；②固化剂水化反应和火山灰反应产生了CSH、CAH等胶凝产物，将土颗粒胶结在一起，淤泥形成骨架，即土骨架构建作用[29]。在上述絮凝作用和骨架构建作用共同影响下，淤泥的渗透性显著增大，见表 2，从而提高了真空脱水速率，增大了真空脱水量，增强了减量效果。然而，固化剂早期反应产生的絮凝作用和骨架构建作用并非长期持续存在的，而是随真空脱水的进行在几天内迅速衰减的，即PHDVDS方法具有一个较短的有效脱水时间窗口，这主要是因为：①固化剂的火山灰反应过程会持续消耗Ca2+等高价离子，造成絮凝作用减弱；②水化反应和火山灰反应生成的CSH/CAH等胶结填充产物和真空脱水固结过程使淤泥骨架不断变得更加密实，降低了渗透性[30]，即表 2中固化土渗透系数随时间迅速降低，导致脱水速率降低，真空脱水量在几天内便达到最大值。
与单一真空脱水方法相比，PHDVDS方法处理后的土体强度显著提高，如图 5所示，主要是因为：①PHDVDS方法真空脱水减量效果更好，真空脱水后土体变得更密实；②固化剂固化反应生成具有胶结填充作用的产物，进一步降低土颗粒间孔隙含量，从而提高土体强度[27]。与直接固化方法相比，由于PHDVDS方法真空脱水过程显著降低了淤泥含水率，提高了淤泥密实度，使后续的固化反应在一个相对更加密实的土骨架中发挥胶结填充作用，从而显著提高了固化效果。
对于PHDVDS方法的固化剂而言，采用石灰-高炉矿渣微粉为固化剂时的脱水速率和有效脱水时间都优于以水泥为固化剂，这是因为石灰-高炉矿渣微粉比水泥的固化反应更慢[21, 24]，其絮凝作用衰减更缓慢，淤泥渗透性降低更缓慢。以石灰-高炉矿渣微粉为固化剂处理的土体强度比以水泥为固化剂更高，因为石灰-高炉矿渣微粉为固化剂时①减量效果更显著，脱水处理后土体含水率更低、骨架更致密，更有利于固化剂发挥胶结填充作用；②就固化剂本身而言，在其他条件完全一样的情况下，碱激发高炉矿渣微粉比水泥生成更多的胶结填充固化产物，能产生更好的固化效果[26-27]。由于PHDVDS方法真空脱水时间有限，最初几天时间是真空脱水的关键时间窗口，应当充分利用这段时间对淤泥进行快速脱水，以达到更好的脱水减量效果，使真空脱水后的土体更密实。对于固化反应较快的固化剂，例如水泥，如果采取适当的措施来延长有效真空脱水时间或进一步提高早期的真空脱水效率，例如添加缓凝剂或絮凝剂，则可能会进一步提高PHDVDS方法的减量效果和加固效果。
本文主旨在于研究PHDVDS方法的可行性和处理效果，并分析该方法的作用机理。需指出，文中模型试验有其局限性，模型箱底部的排水板为满铺，没有考虑工程中排水板间的水平间距，另外包括淤泥厚度、初始含水率、固化剂类型、固化剂掺量、真空荷载的启动时间和作用时间等因素对该方法处理效果及成本的影响也还不明确，有待开展进一步研究。
3. 结论
（1）PHDVDS方法比传统的单一真空脱水方法和直接固化方法具有显著更优越的真空脱水效率、减量效果和加固效果。以石灰-高炉矿渣微粉为固化剂的PHDVDS方法的脱水减量效果比单一真空脱水方法提高了25%以上，无侧限抗压强度比直接固化法和单一真空脱水方法分别提高了24倍和31倍以上。PHDVDS方法处理效果更优的原因是固化剂早期反应产物有助于改善淤泥渗透性，从而提高了真空脱水效率，增强了减量效果，因此形成更加密实的土体骨架，后期固化反应在更密实的骨架中进行，进一步大幅度提高土体强度。
（2）固化剂类型对PHDVDS方法的脱水减量效果和加固效果影响显著，以石灰-高炉矿渣微粉作固化剂时PHDVDS方法表现更好，且石灰/高炉矿渣微粉比值对处理效果也有显著影响。
（3）微观试验表明，对于PHDVDS方法，以石灰-高炉矿渣微粉作固化剂的固化土比以水泥作固化剂时小孔隙更多，大孔隙更少，总孔隙体积也更小，土体结构更密实。微观试验结果与固化土强度的宏观力学结果相吻合。
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图 6 砾粒土卸载-再加载和单调加载q-εs关系曲线
Figure 6. q-εs relation curves of gravelly soils under loading and unloading and monotonic loading conditions
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图 7 砾粒土加-卸载-ε3-q关系曲线
Figure 7. (-ε3)-q relation curves of gravelly soils under loading and unloading conditions
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图 8 砾粒土加-卸载(-ε3)-ε1关系曲线
Figure 8. (-ε3)-ε1 relation curves of gravelly soils under loading and unloading conditions
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图 9 砾粒土加-卸载εs-ε1关系曲线
Figure 9. εs-ε1 relation curves of gravelly soils under loading and unloading conditions
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图 10 砾粒土加-卸载εv-ε1关系曲线
Figure 10. εv-ε1 relation curves of gravelly soils under loading and unloading conditions
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图 11 砾粒土加-卸载Δεs-S2/(σ3/pa)m拟合曲线
Figure 11. Δεs-S2/(σ3/pa)m fitting curves of gravelly soils under loading and unloading conditions
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图 12 砾粒土加-卸载Δεv - (S2)2/(σ3/pa)n拟合曲线
Figure 12. Δεv - (S2)2/(σ3/pa)n relation curves of gravelly soils under loading and unloading condition
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图 13 弹性应变占比与应力水平关系曲线
Figure 13. Relation curves between elastic strain proportion and stress level
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图 14 400 kPa围压砾粒土单调加载应力-应变曲线
Figure 14. Monotonic loading stress-strain curves of gravelly soils under confining pressure of 400 kPa
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图 15 400 kPa围压砾粒土加-卸载应力-应变曲线
Figure 15. Loading and unloading stress-strain curves of gravelly soils under confining pressure of 400 kPa
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图 17 砾粒土的回弹坡度与应力水平关系曲线
Figure 17. Relation curves between rebound gradient and stress level of gravelly soils
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图 18 砾粒土lg(Gur/pa)-lg(σ3/pa)关系曲线
Figure 18. lg(Gur/pa)-lg(σ3/pa) relation curves of gravelly soils
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图 19 砾粒土lg(Gur/Ei)-lg(σ3/pa)拟合线
Figure 19. (Gur/Ei)-(σ3/pa) fitting curves of gravelly soils
表 1 砾粒土物理性质指标
Table 1 Physical parameters of gravelly soils
砾粒土编号 制样干密度ρd/
(g·cm-³)土粒相
对质量密度Gs孔隙比e 相对
密实度Dr中值
粒径
d50点荷载
强度/
MPa土样A 1.96 2.64 0.344 0.89 23.99 6.44 土样B 1.80 2.68 0.487 0.90 23.99 9.12 
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表 2 砾粒土坡度参数
Table 2 Gradient parameters of gravelly soils
土样编号 坡度参数 lur li mur mi lur/li mur/mi 土样A 188843 54739 0.512 0.648 3.45 0.79 土样B 192531 57969 0.556 0.749 3.32 0.74
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表 3 砾粒土坡度和坡度比
Table 3 Gradient and gradient ratios of gravelly soils
土样编号 σ3/kPa Gur/MPa Gi/MPa Gur/Gi 土样A 100 190 56 3.39 200 265 81 3.27 300 324 109 2.97 400 397 139 2.86 土样B 100 193 58 3.33 200 281 97 2.99 300 356 135 2.64 400 411 161 2.55
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