Consolidation mechanism of vacuum preloading for dredged slurry and anti-clogging method for drains
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摘要: 针对吹填淤泥真空预压地基处理效果差的关键问题,全面总结了笔者及其课题组多年来的研究成果,主要包括4个方面：①采用超低压固结-渗透仪进行了大量的吹填淤泥固结、渗透试验,发现了初始含水率和液限对压缩-渗透性状的影响规律,建立了压缩过程中渗透系数的定量演化规律。②吹填淤泥真空预压过程中的位移、应变发展规律和土柱形成机理。基于粒子图像测速（PIV）技术和粒子追踪测速（PTV）技术,获得了吹填淤泥真空预压固结过程中的土体位移、应变发展规律,揭示了吹填淤泥真空预压固结机理,获得了真空预压作用下不同初始含水率和不同级配吹填淤泥的土柱形成过程。③吹填淤泥真空预压固结计算方法。基于不均匀应变假定提出了土柱区内、外固结计算公式,获得了不同边界真空度时空变化下的固结规律。以土柱形成过程为基础,建立了考虑土柱影响的吹填淤泥真空预压固结计算方法。④通过室内和现场试验,从增强真空渗流场、延缓土柱形成和改良土性等方面,优化排水板滤膜孔径,提出了分级、增压式、絮凝-真空预压等多项防淤堵处理技术,缓解排水体淤堵,提高固结速率,加速吹填淤泥处理,增强加固效果。研究成果对吹填淤泥场地开发利用,缓解城市土地资源紧张,促进城市可持续发展具有重要意义。Abstract: Considering the key problem that the vacuum preloading method cannot efficiently improve dredged slurry, the research findings over the years obtained by the author’s research team are comprehensively summarized, including the following four aspects: (1) A large number of consolidation-hydraulic conductivity tests are performed using the modified consolidation apparatus under low initial stress. Based on the test results, the influences of the initial water content and the liquid limit on the compression-permeability properties are discussed. The evolution laws of the permeability coefficient during the compression are obtained quantitatively. (2) The development laws of displacement and strain of soils and the formation mechanism of soil column during the vacuum preloading consolidation of the dredged slurry are illustrated. By utilizing the particle image velocimetry (PIV) and the particle tracking velocimetry (PTV) techniques, the development laws of the displacement and strain of soils during the vacuum preloading consolidation process are obtained. Furthermore, the consolidation process of the dredged slurry is revealed. Besides, the formation process of the soil columns under different initial water contents and particle-size distributions is obtained. (3) The analytical and numerical methods are proposed to calculate the consolidation of dredged slurries improved by vacuum preloading. Based on the uneven strain assumption, the consolidation solutions are derived for the clogging zone and the intact zone, respectively. Subsequently, the consolidation behaviors are studied under various distributions and development laws of vacuum preloading at the permeable boundaries. Besides, the consolidation model considering the formation of the soil columns is also established to investigate the relevant influences. (4) Based on the laboratory and field tests, several methods are proposed by enhancing the vacuum seepage fields, slowing the formation of soil columns, and improving the soil properties, to increase the consolidation efficiency. These methods include applying staged vacuum preloading, booster PVDs, multi-flocculant treatment, and appropriate pore size of PVD filters. Using these methods, the clogging of the dredged slurry during the treatment process can be reduced, and then the consolidation speed and improvement quality can be increased. The research findings are of great significance to developing and utilizing dredging slurry sites, alleviating the shortage of urban land resources, and promoting the sustainable urban development.
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Keywords:
- dredged slurry /
- vacuum preloading /
- consolidation /
- clogging /
- vacuum gradient /
- flocculation
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0. 引言
电渗固结法由Casagrande[1]在20世纪30年代首次引入到岩土工程中，电渗可将土中水从阳极吸附到阴极，两个电极之间的土体发生固结，进而达到提高土体强度的效果。后来，Gray等[2]提出了电化学注浆加固黏土的方法，即在通电前或通电过程中向土体内部注入化学溶液，提高土体固化效率并增加土体强度。电化学注浆加固不仅可以通过增加土体内离子含量，使土体加速排水固结[3-6]。还可以利用离子交换以及化学胶结反应来增加土颗粒之间的黏结力，进而达到固化土体的效果[7-8]。Ou等[9]把氯化钙和硅酸钠作为注浆材料，并在阳极和阴极之间加入一个中继管，通过向阳极、阴极和中继管中加入化学溶液，使土体颗粒胶结一起，达到了整体加固土体的目的；Abiodun等[10]在模型试验中分别在阳极和阴极添加CaCl2和Na2CO3溶液，使电化学注浆处理的土体强度整体增加。国内沈扬等[11]对管状电动土工合成材料（EKG）电化学注浆法进行了探索，分别在阳极和阴极注入氯化钙（CaCl2）和硅酸钠（Na2SiO3）溶液进行加固，并探究了电化学注浆法二次加固效果；任连伟等[12-13]采用CaCl2和Na2SiO3化学溶液对土体进行电化学注浆加固，改善了处理后土体强度分布不均的问题。除上述研究外，又有很多学者将电化学注浆加固法与真空预压法[14]、微生物加固法[15]、堆载预压法[16]、絮凝-真空法[17]及强夯法[18]等技术联合使用，对地基加固均取得了较好的效果。
碳化固化技术是近年来提出的一种低碳固化软弱土体的新技术[19-21]。该技术先采用碱基材料与土拌合，再利用二氧化碳（CO2）气体进行碳化，以达到快速提高土体强度的目的[22-23]。目前该技术已在软土地基处理领域进行了探索应用，并取得了一定的进展。蔡光华等[24-25]通过开展室内模型试验、现场试验利用活性MgO碳化固化了软弱地基土体，取得了很好的效果。碳化固化技术在软弱地基加固中是有效的，但受目前研究条件的限制，仅满足于浅层地基的加固，对于深层地基的固化方式和效果尚未有文献探讨。
本文综合考虑电化学注浆加固技术和碳化地基加固技术的各自优缺点及其适用条件，提出了一种电化学注浆-碳化联合加固技术以达到加固土体均匀、加固强度可靠和加固强度提升快的效果。通过提出一种电化学注浆-碳化联合加固技术试验装置，采用室内模型试验的方法验证了所提技术的可行性，为绿色、低碳地基加固技术提供新的方向。
1. 试验装置和方法
1.1 试验装置
针对本文的试验需求设计了一套新型电化学注浆-碳化联合加固装置。该装置由模型箱、电化学注浆装置和碳化装置组成。试验模型箱由有机玻璃板拼装黏贴而成，用于装载土样，其尺寸为400 mm（长）×200 mm（宽）×350 mm（高）。电化学注浆装置主要包含电极管、注浆瓶和电源。电极选用成本低且加工方便的不锈钢钢管，电极直径为20 mm，厚度为1 mm，总长度为350 mm。电极只在加固区域与土体接触，其余深度进行绝缘处理。加固区域电极沿表面钻孔使得向电极内部注入化学溶液通过开孔流入土体，开孔直径为3 mm，孔间距为20 mm。用土工布包裹电极并密封底部，以防止土体颗粒流入电极内部。加固电极长度与埋置深度可根据加固范围的深度进行改变，当加固范围较深时，加固电极管的埋置深度和开孔位置与加固范围一致，以达到深层地基加固的作用。使用支架和夹子将含有化学溶液的注浆瓶放置在电极上方，并连接到阳极或阴极管以注入化学溶液。使用最大容量为5 A、60 V的直流电源。将电源的电压梯度设置为30 V/m，由于阳极和阴极通电使加固区域产生电势，注入土体中的离子随着电势移动以实现定向加固的效果。碳化装置主要包含碳化管和二氧化碳瓶。选取直径为20 mm、长度为100 mm的圆柱形气泡石作为土体碳化管埋置在阳极和阴极电极管之间的加固深度范围内，每间距50 mm布置一个并用通气管将其连接至高压二氧化碳瓶。模型试验装置图如图 1所示。
1.2 试验土样
本次试验用土为南京地区典型淤泥质粉质黏土，取土深度为6~8 m。原状土的基本物理性质和主要矿物组成见表 1，颗粒级配曲线见图 2。将原状土置于105℃烘干箱烘干24 h并将土磨成粉末，然后通过机械搅拌将其与足够数量的蒸馏去离子水彻底混合，使其含水率大于液限的1.5倍（试验重塑土含水率为60%），并分层填入模型箱中。填入后放入振动台上以排出土中的气泡，填土总高度250 mm，之后将其静置24 h。
表 1 原状土物理性质及主要矿物组成Table 1. Physical properties and main mineral composition of undisturbed soil物理
性质天然含水率w/% 天然重度γ/(kN·m-3) 干重度γd/(kN·m-3) 孔隙比e 液限wL/% 塑限wP/% 塑性指数IP 液性指数IL Gs 原状土pH 数值 40.5 17.27 12.32 1.178 39.3 24.9 14.7 1.06 2.72 6.5 主要矿物组成 SiO2 Al2O3 Fe2O3 MgO K2O CaO Na2O TiO2 P2O5 SO3 含量/% 62.21 20.23 7.00 2.64 2.47 2.42 1.22 0.96 0.20 0.14 1.3 试验溶液和气体
本试验将选用氯化钙溶液作为试验的阳极溶液，由于氯化钙环保安全，易溶于水，成本较低，常被用作电化学注浆加固溶液。选用水玻璃（Na2SiO3）作为试验的阴极溶液，因为其具有无毒、无污染、价格低廉等显著的优点，过去常采用作为堵漏注浆材料，其与钙离子反应生成水化硅酸钙凝胶（C-S-H），也可增强土体的加固效果。由相关研究结果表明，联合注入CaCl2、Na2SiO3试剂时电化学注浆加固法加固软黏土效果相对最好。并选用氢氧化钠（NaOH）溶液作为中和溶液以改善土体中的酸碱度。
本试验选用无水氯化钙（CaCl2）来配置氯化钙溶液。选用五水偏硅酸钠（Na2SiO3·5H2O）来配置硅酸钠溶液。所用的溶剂均由国药集团化学试剂有限公司生产。所用二氧化碳气体购于南京文达特种气体有限公司，该气体采用工业法生产，纯度达99%以上。
2. 模型试验工况与方案
测量模型箱内土体的酸碱度（pH值）和电导率（EC值）后，连接电化学注浆装置和碳化装置。将通电电极管用土工布包裹，以防止黏土颗粒堵孔，碳化装置的导气管需通过连接器与塑料导管连接，外接塑料导管与二氧化碳气罐直接连接，当开始碳化前，需要对模型箱进行封膜，防止二氧化碳外溢。加固实拍详解图如图 3所示。
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图 3 实拍详解图Figure 3. Photos of combined stabilization of electrochemical grouting and carbonation本试验共设置7组试验，见表 2。试验1为对照试验，在通电过程中只注入蒸馏水，通电时间为1 d；试验2在通电过程中只向阳极注入浓度为1 mol/L的CaCl2溶液且整个加固过程不引入碳化；试验3在通电过程中向阳极注入浓度为1 mol/L的CaCl2溶液，向阴极注入浓度为1 mol/L的Na2SiO3溶液且整个加固过程不引入碳化。有研究表明[26]，使用阳极去极化方法的电化学注浆加固土体相比传统方法加固效果更好。该方法在阳极提供OH－，以平衡电解反应产生的H+，不仅阻止了土体中酸性环境的发展，而且还促进阴极产生的OH－向阳极迁移。因此在组4中，加入NaOH溶液调制pH为11的去极化CaCl2溶液与Na2SiO3作为电化学注浆加固溶液。其中所有溶液浓度为1 mol/L，且整个加固过程不引入碳化；组5到组7分别为组2到组4考虑到碳化的试验工况，在通电12 h后打开碳化装置，碳化3 h后关闭，在通电截止前通电装置保持不变。结合以往研究，通电周期为1 d，试验过程中的电极间距为200 mm，本文设置加固深度范围为50~150 mm范围内的土体，结合土体总厚度，选用长度为300 mm电极并在加固深度范围内开孔，其余部分进行绝缘处理。在通电过程中受电势的影响，离子在运动的同时会拖拽自由水产生迁移，使水从电极处排出，因此在电极附近增设抽水泵，每通电2 h关闭注浆瓶阀门，打开抽水泵将电极管内及土体表面积水排出。
表 2 试验工况Table 2. Summary of test conditions组别 选用溶液 溶液浓度/
(mol·L-1)通电
时间/d碳化
时间/h1 蒸馏水 — 1 0 2 C 1 1 0 3 CN 1 1 0 4 CNOH 1 1 0 5 C 1 1 3 6 CN 1 1 3 7 CNOH 1 1 3 注：C为CaCl2溶液（阳极）的简称；CN为CaCl2溶液（阳极）和Na2SiO3溶液（阴极）组合的简称；CNOH为去极化CaCl2溶液（阳极）和Na2SiO3溶液（阴极）组合的简称。 电化学注浆-碳化联合加固后的土体测试位置如图 4所示，加固范围内和加固范围外的均有考虑。在加固范围区域，以模型箱中线为中心取加固范围内的测点CM，左右靠近通电电极（阴阳两极）20 mm处分别取得一个测点，图中展示的电极间距为200 mm的测点布置，可以看出加固范围内共有3个测点（A、B、CM），电化学注浆-碳化联合加固后分别测得该范围测点的电导率（EC）、不排水抗剪强度（采用微型十字板剪切仪测试，VST）和pH值。在加固范围外选取了3个测点，即加固范围上部CT和加固范围下部CB，电化学注浆-碳化联合加固后分别测得该范围测点的不排水抗剪强度。
3. 模型试验结果与分析
3.1 土体不排水抗剪强度
不同试验工况下，土体加固后A、CM、B三个位置的土体不排水抗剪强度如图 5所示。在土体加固前，每个位置的土体不排水抗剪强度均为2 kPa。不考虑碳化作用时，加固土体的最大不排水抗剪强度在阳极附近，且随着距离阳极越远不排水抗剪强度越低。采用蒸馏水对照试验的最大抗剪强度为6 kPa，采用CaCl2溶液（阳极）加固的最大抗剪强度为21 kPa。前两组对照试验中引起土体不排水抗剪强度增加的原因均为排水固结的作用，在电势的作用下阳离子从阳极运动到阴极，自由水在阳离子运动时的拖拽力作用下同样产生迁移，然后水从阴极排出，由于在阳极加入了大量CaCl2溶液导致自由水的运移加快，这也是采用CaCl2溶液加固土体强度大于蒸馏水加固的原因。采用CaCl2溶液（阳极）和Na2SiO3溶液（阴极）组合以及去极化CaCl2溶液（阳极）和Na2SiO3溶液（阴极）组合进行电化学注浆加固均可以显著提高软弱土体的不排水抗剪强度，加固范围内两电极中点处土体比两电极附近的土体不排水抗剪强度偏大，这是因为不停的在两电极内注入化学溶液，两电极附近的土体含水率偏大，土体强度略小。加固后两电极中点处土体不排水抗剪强度分别为19，24 kPa。土体强度增加的原因除排水固结外，阳极加入Ca2+和阴极加入SiO32－在电势的作用下发生迁移，离子在运动过程中反应生成C-S-H胶凝物质附着土体颗粒表面也进一步增加了土体不排抗水剪强度。
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图 5 不同工况下土体的不排水抗剪强度Figure 5. Undrained shear strengths of soil under different test conditions在通电过程中同时考虑碳化作用时，对照组5土体不排水抗剪强度与对照组2比只阴极附近略有增加。这是因为当加入Ca2+后，在电势的作用下离子从阳极迁移至阴极，并与电解得到的OH－反应生成氢氧化钙（Ca(OH)2）胶体，当在加固范围内通入二氧化碳后，由于阳极附近的土体H+浓度较高土体整体呈酸性，没有Ca(OH)2的胶结产生，因此碳化对该范围没有影响。而阴极附近的土体OH－浓度含量较高与CO2反应生成碳酸钙（CaCO3）胶结物质。对照组6和7中碳化作用整体提升了土体的不排水抗剪强度，这是因为电化学注浆生成的Ca(OH)2和CO2反应生成CaCO3胶结物质，电化学注浆生成的部分C-S-H和CO2反应生成CaCO3胶结物质进一步增加了土体强度。加固范围内两电极中点处土体比两电极附近的土体不排水抗剪强度偏大。对照组6的结果显示，碳化作用最大能提升土体不排水抗剪强度的69%。对照组7的结果显示，碳化提升土体不排水抗剪强度的作用显著，对土体强度提升效果更大主要原因为处于弱碱性环境下更利于碳化作用的发挥。采用对照组7加固土体不排水抗剪强度最大提升27.5倍。
为了探讨电渗、注入化学溶液及碳化对土体不排水抗剪强度的影响程度如图 6所示，不排水抗剪强度增量占比计算式为
Seo=ceou−cinuctu−cinu×100%， (1) Sec=cecu−ceouctu−cinu×100%， (2) Sca=ctu−cecuctu−cinu×100%。 (3) ![]()
图 6 不同工况下的土体的不排水抗剪强度贡献Figure 6. Contribution of undrained shear strength of soil under different test conditions式中：Seo为电渗引起的不排水抗剪强度增量占比；Sec为注入化学溶液引起的不排水抗剪强度增量占比；Sca为碳化引起的不排水抗剪强度增量占比；cinu为未加固前土体的强度；cecu为只注入蒸馏水加固后土体的强度；cecu为注入化学溶液加固后土体的强度；cut为注入化学溶液并碳化加固后土体的强度（如未考虑碳化即为注入化学溶液加固后土体的强度）。
当采用CaCl2溶液（阳极）加固时如图 6（a），在阳极附近处，电渗作用对土的不排水抗剪强度贡献占总强度增量的21%，电化学注浆加固对土的不排水抗剪强度贡献占总强度增量的79%，碳化在该位置同样不产生作用。在阴极附近，电渗作用对土的不排水抗剪强度同样不产生贡献，电化学注浆加固对土的不排水抗剪强度贡献占总强度增量的69.2%，碳化作用的贡献占总强度增量的30.8%。由于电极中间位置土体呈酸性，不能生成氢氧化物胶结物质，碳化对其不产生影响。电渗和电化学注浆加固是该位置土体强度增强的原因，其中电化学注浆加固占总强度比超过87.5%。
当采用CaCl2溶液（阳极）和Na2SiO3溶液（阴极）组合加固时，如图 6（b），在阳极附近处，电渗作用对土的不排水抗剪强度贡献占总强度增量的23.5%，电化学注浆加固作用对土的不排水抗剪强度贡献占总强度增量的53%，碳化作用的贡献占总强度增量的23.5%；在阴极附近，电化学注浆加固对土的不排水抗剪强度贡献占总强度增量的55%，碳化作用的贡献占总强度增量的45%。电极中间位置电渗作用对土的不排水抗剪强度贡献占总强度增量的2.1%，电化学注浆加固对土的不排水抗剪强度贡献占总强度增量的68.8%，碳化作用的贡献占总强度增量的29.1%。
当采用去极化CaCl2溶液（阳极）和Na2SiO3溶液（阴极）组合加固时，如图 6（c），在阳极附近处，电渗作用对土的不排水抗剪强度贡献占总强度增量的8.9%，注入化学溶液的电化学注浆加固作用对土的不排水抗剪强度贡献占总强度增量的26.7%，碳化作用的贡献占总强度增量的64.4%；在阴极附近处，电渗作用对土的不排水抗剪强度没有贡献，电化学注浆加固对土的不排水抗剪强度贡献占总强度增量的35.9%，碳化作用的贡献占总强度增量的64.1%；在两电极中间位置，电渗作用对土的不排水抗剪强度贡献占总强度增量的1%，电化学注浆加固对土的不排水抗剪强度贡献占总强度增量的39.7%，碳化作用的贡献占总强度增量的59.3%。有研究显示[25]，土体pH值超过11后，有利于碳化反应的发生，这是对照组7的碳化作用大于对照组6的碳化作用的主要原因。
不同试验工况下，土体不排水抗剪强度沿深度的变化如图 7所示。使用采用CaCl2溶液（阳极）进行加固后可以看出，位于加固范围内的CM点加固后土体的强度整体大于CT点和CB点。但碳化对该位置的土体不产生效果，碳化前后土体的土体不排水抗剪强度不变。使用CN溶液进行加固后可以看出，位于加固范围内的CM点加固后土体的不排水抗剪强度也整体大于CT点和CB点。碳化对CM点的强度提升略有影响，由于二氧化碳的逸出，碳化也略微提升了CT点的土体强度。使用去极化CaCl2溶液（阳极）和Na2SiO3溶液（阴极）组合加固时进行加固后可以看出，位于加固范围内的CM点加固后土体的不排水抗剪强度远大于加固范围外的点。碳化对CM点的强度提升略有很大影响，同时CT点由于二氧化碳的溢出，碳化也略微提升了该点土体的不排水抗剪强度。综上可以看出，采用电化学注浆-碳化联合加固对定向提升土体强度具有显著的作用。
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图 7 不同试验工况下沿深度的土体不排水抗剪强度分布Figure 7. Distribution of undrained shear strength of soil along depth under different test conditions如图 8为采用不同方式加固，土体加固前后效果图。图 8（a）可以看出未加固的土体由于含水率高整体呈稀软状态，当挖出一段槽后土体发生流动并坍塌。图 8（b）为CaCl2溶液（阳极）加固后的土体效果，可以看出在电极周围（阳极）的土体加固效果较为明显，但由于加固方式为排水固结，因此加固区域土体偏软。图 8（c）为利用去极化CaCl2溶液（阳极）和Na2SiO3溶液（阴极）组合加固并采用电化学注浆-碳化联合加固后的土体效果，可以看出土体胶结作用效果明显，加固区域内的土体很坚硬，当挖出一段槽后由于土体强度较高，未发生坍塌。
3.2 土体电导率
不同试验工况下，土体加固后各测点位置的电导率如图 9所示。未加固土体内离子含量较少因此其电导率较低。对于只加入蒸馏水通电的对照组1，由于电解的作用土体产生H+和OH－使其电导率略微升高。对照组2中，在阳极添加了溶液，使阳极周围土体电导率最大，且随着与阳极的距离增加电导率急剧减小。对照组1和2的电导率结果结合3.1节可以看出，由于电导率较大的位置土体内部离子含量高，在电势的影响下离子拖拽自由水发生移动，使该位置土体排水固结提升了其不排水抗剪强度。在对照组3，4中，由于在阳极和阴极均注入化学溶液导致阳极和阴极附近土体电导率均有大幅增加，阳极附近的电导率最大达到97 dS/m，结合3.1节可以看出，两电极中间土体中的离子在电势的作用下充分发生了反应生成沉淀，导致中间土体强度提升较大电导率降低。由于在通电的同时通入了CO2，对照组5，6土体电导率略有增加，而对照组7土体电导率略有减小，对比3.1节发现原因是在对照组7中注入的CO2参与了较多反应生成大量沉淀物质减少了土体中离子的存在。
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图 9 不同试验工况下土体的电导率Figure 9. Electrical conductivities of soil under different test conditions3.3 土体酸碱度
不同试验工况下，土体加固后各测点位置的pH值如图 10所示。土体在未加固前的pH值接近中性。处理后的对照组1、对照组2和对照组3的土体pH值变化规律基本一致。靠近阳极位置的土体pH值很低，在3~5内整体呈酸性，靠近阴极位置的土体pH值很高，在9~12内整体呈碱性。而中间位置的土体pH值在4~6内。由于土体在通电过程中内部发生电解，在电势的影响下阳极产生H+和阴极产生OH－发生移动且H+的移动速度大于OH－，这是中间的土体pH值较小的原因。对于采用去极化CaCl2溶液（阳极）和Na2SiO3溶液（阴极）组合加固土体时，阳极附近土体pH值较低，其余位置土体均呈碱性。这是由于最初时阳极附近的土体也提供OH－，以平衡电解反应产生的H+，阻止了土体中酸性环境的发展，并促进了阴极产生的OH－向阳极迁移。在通电的同时通入了CO2，由于CO2溶于水呈酸性，碳化降低了土体的整体pH值。对照组7中，在碳化前由于去极化CaCl2溶液的存在使除阳极附近外的土体整体处于碱性环境中，随着溶液的加入和电势的影响使土体中生成大量的Ca(OH)2，碳化后由于沉淀的生成和CO2的持续通入整体土体pH值略有下降。总体可以看出，土体处于碱性环境中更有利于碳化作用生成碳酸盐沉淀。
3.4 电流变化分析
图 11显示了采用蒸馏水、CaCl2溶液（阳极）、CaCl2溶液（阳极）和Na2SiO3溶液（阴极）组合和去极化CaCl2溶液（阳极）和Na2SiO3溶液（阴极）组合进行电化学注浆-碳化联合加固时的电流随时间的变化。如图所示，随着溶液加入土体中，土体内部离子浓度增加，在通电初期电流随时间增加，有利于两电极间离子的交换，此时大量离子结合发生化学反应。当通电时间继续增加时，由于黏土颗粒之间胶结的形成增加了电阻，导致电流稳步下降。通入CO2的过程中导致离子浓度的增加使得电流略有上升。从图 11中还可看出，CaCl2溶液（阳极）加固时的通电电流总体小于CaCl2溶液（阳极）和Na2SiO3溶液（阴极）组合加固以及去极化CaCl2溶液（阳极）和Na2SiO3溶液（阴极）组合时的电流，这是因为由于后两种加固方法分别在阴阳极注入离子，增加了土体内电荷的流动性。
3.5 微观机理分析
通过对组2试验后的土样品进行扫描电镜测试，研究了电化学注浆加固淤泥质粉质黏土的水化产物结构形貌变化。从图 12（a）可以看出，土颗粒表面光滑，土颗粒表面的胶结物质较少。从高倍扫描电镜照片中可以清晰地观察到（图 12（b）），电化学注浆加固后土颗粒表面的形貌结构显示为片状胶结物，这种片状胶结物的主要成分为Ca(OH)2，其层间与土颗粒形成较弱的连接。形成胶结物质的主要原因为当加入Ca2+后，在电势的作用下离子从阳极迁移至阴极，并与电解产生的OH－反应生成Mg(OH)2或Ca(OH)2胶体具体：
2H2O－4e－→O2+4H+， (4) 2H2O+2e－→H2+2OH－， (5) Ca2++2OH－→Ca(OH)2。 (6) ![]()
图 12 不同试验工况加固土的SEM照片Figure 12. SEM pictures of reinforced soil under different test conditions但由于Ca(OH)2的强度很低，稳定性极差，导致加固后的土体强度提升较低。
通过对组3试验后的土样品进行扫描电镜测试（图 12（c））可以看出，土颗粒被大量的C-S-H胶结物所连接，土颗粒表面也有大量的胶结物覆盖。从高倍扫描电镜照片中（图 12（d））可以清晰地观察到胶结物的形貌结构显示主要为棒状/棱柱状以及薄片状。棒状/棱柱状结构物为C-S-H产物，薄片状结构物为Ca(OH)2。由于C-S-H的存在，增加了土颗粒之间的胶结，增大了土体的强度。形成胶结物质的主要原因为阳极加入Ca2+，在阴极加入SiO32－后，电势的作用使阳离子从阳极迁移至阴极，阴离子从阴极迁移至阳极，阴阳离子在迁移中发生化学反应产生CaSiO3沉淀：
CaCl2+Na2SiO3→CaSiO3↓+2NaCl。 (7) 由于土体中的OH－离子浓度较高，Ca2+又会与黏土矿物中的可溶性硅酸盐类物质发生火山灰反应，产生C-S-H胶体：
Ca(OH)2+Na2O·nSiO2+mH2O→CSH+NaOH。 (8) 通过对组6试验后的土样品进行扫描电镜测试，研究了电化学注浆-碳化联合加固淤泥质粉质黏土的水化产物结构形貌变化。由图 12（e）可以看出，土颗粒被大量的胶结物所连接，土颗粒表面也有大量的胶结物覆盖。从高倍扫描电镜照片中（图 12（f））可以清晰地观察到胶结物的形貌结构显示主要为棒状/棱柱状、薄片状以及块状。棒状/棱柱状结构物为CSH产物，薄片状结构物为Ca(OH)2，块状产物主要为碳化后产生的CaCO3。C-S-H和CaCO3的存在，增加了土颗粒之间的胶结，增大了土体的强度。但利用该组试验加固的土体CaCO3的存在较少。形成胶结物质的主要原因除上述外，电化学注浆加固产生的Ca(OH)2继续与CO2反应生成CaCO3沉淀：
Ca(OH)2+CO2→CaCO3↓+H2O。 (9) 同时电化学注浆加固产生的CaSiO3与CO2反应生成CaCO3沉淀：
CaO·SiO2·H2O+CO2→CaCO3↓+SiO2+H2O。 (10) 通过对组7试验后的土样品进行扫描电镜测试，研究了电化学注浆-碳化联合加固淤泥质粉质黏土的水化产物结构形貌变化。由图 12（g）可以看出，土颗粒被大量的胶结物所连接，土颗粒表面也有大量的胶结物覆盖。从高倍扫描电镜照片中（图 12（h））可以清晰地观察到胶结物的形貌结构显示主要为棒状/棱柱状、薄片状以及块状。棒状/棱柱状结构物为CSH产物，薄片状结构物为Ca(OH)2，块状产物主要为碳化后产生的CaCO3。C-S-H和CaCO3的存在，增加了土颗粒之间的胶结，增大了土体的强度。利用该组方法加固的土体CaCO3的存在较多，因此该方法加固的土体强度最大。形成胶结物质的主要原因与上述基本一致，且由于该方法处理的土体在碱性环境中，更容易生成大量的胶结物质。
4. 结论
本文首次提出了电化学注浆-碳化联合加固技术处理软土地基，通过室内模型试验，探讨了利用该技术处理的土体的物理力学特性，并揭示了其加固机理，可得到以下5点结论。
（1）传统的电化学注浆法加固软弱土体时，去极化CaCl2溶液（阳极）和Na2SiO3溶液（阴极）组合的加固效果大于CaCl2溶液（阳极）和Na2SiO3溶液（阳极）加固效果大于CaCl2溶液（阳极）加固效果。
（2）碳化作用能大幅提高加固效果。电化学注浆-碳化联合加固时土体不排水抗剪强度最大提升27.5倍。大量的土体处在碱性环境中使碳化作用贡献占总增长强度的59.3%。
（3）所采用的电极只在加固区域与土体接触，碳化装置埋置在预定加固范围内。结果显示，位于加固范围内土体的不排水抗剪强度远大于加固范围外的土体，该方法可以定向深层的加固土体。
（4）土体处于碱性环境中更有利于碳化作用生成碳酸盐沉淀。在碳化过程中，注入的CO2参与了较多反应生成大量沉淀物质减少了土体中离子的存在使得加固后的土体电导率下降。
（5）通过扫描电镜观察加固后的土体，分析了其加固机理。研究发现，强度显著提升的原因为电化学注浆加固时生成的C-S-H和碳化后生成的CaCO3，土体中大量的CaCO3存在增强了土颗粒之间的胶结作用。
本文通过模型试验验证了电化学注浆-碳化联合加固软土地基的可行性，如若将其应用到实际工程中，还需要进一步的开展现场试验。但本文模型试验也可为工程现场实施提供一些指导：①工程现场的电极管布置方式、阳极和阴极溶液配比以及通电和通入CO2方式及时间可参考本文。②现场测量加固后的土体强度时建议采用原位测试的方法（深层地基固化测量可选用静力触探技术）。③本文模型试验阐明了所提方法的加固机理，也可为工程现场的软土地基加固提供参考。
致谢: 感谢土力学和岩土工程界各位同行的信任,让我有幸成为今年黄文熙讲座的主讲人；本文研究和撰写过程中得到了浙江工业大学土木工程学院孙宏磊教授、曾玲玲教授、潘晓东副教授、史吏副教授、徐山琳博士后,温州大学建筑工程学院王军教授、王鹏教授、符洪涛副教授等的大力帮助,也部分反映了课题组的研究成果。 笔者的相关研究生论文成果是本文的主要基础,这些研究生包括翁振奇、刘斯杰、何自立、陆靖凌、陆逸、张皓、朱彦臻。感谢国家自然科学基金委对笔者相关研究的持续支持。 -
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图 1 不同初始含水率温州淤泥的e-
lgσ′v 压缩曲线Figure 1. e-
lgσ′v curves of Wenzhou sludge with different initial water contents![]()
图 2 不同淤泥在相近初始含水率下的e-
lgσ′v 压缩曲线Figure 2. e-
lgσ′v curves of different sludges with similar initial water content![]()
图 3 重塑屈服压力与不同淤泥
e0/eL 归一化关系Figure 3. Normalized relationship between yield stress and
e0/eL ![]()
图 4 不同初始含水率吹填淤泥的kv-
lgσ′v 渗透曲线Figure 4. kv-
lgσ′v curves of sludge with different initial water contents![]()
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图 13 εp-εq坐标中的应变路径(其中εp=εv+εr; εq=(εv-εr)/2)
Figure 13. Strain paths in εp-εq coordinates (εp=εv+εr; εq=(εv-εr)/2)
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图 23 不同种类淤泥的土柱半径随时间变化
Figure 23. Variation of radius of soil columns of different sludges with time
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图 24 不同种类土体的孔隙水压力消散曲线
Figure 24. Curves of pore water pressure dissipation of different sludges
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图 26 径向、竖向真空度时空变化的大应变固结计算简图
Figure 26. Analysis scheme of unit cell with vertical drains considering variation of vacuum pressure in radial and vertical directions
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图 28 不同加固深度下径竖向真空度衰减的影响
Figure 28. Consolidation of cases with different soil thicknesses
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图 29 不同径向真空度衰减下超静孔压径向分布
Figure 29. Radial distribution of excess pore water pressure under different radial losses
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图 30 不同时间因子对小应变固结与大应变固结的影响
Figure 30. Comparison between small and large strain solutions
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图 31 考虑土柱的不均匀应变固结计算简图
Figure 31. Analysis scheme of unit cell with vertical drains considering soil columns
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图 32 排水板通水量衰减速度对两区域固结的影响
Figure 32. Effects of decay speed of discharge capacity on consolidation degree for soil columns and normal zone
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图 33 土柱区与外围渗透系数比对两区域固结的影响
Figure 33. Effects of permeability ratio on consolidation degree for soil columns and normal zone
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图 34 土柱区与外围压缩系数比对两区域沉降的影响
Figure 34. Effects of compressibility ratio on settlements for soil columns and normal zone
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图 35 土柱半径对两区域固结的影响
Figure 35. Effects of radius of soil columns on consolidation degree for soil columns and normal zone
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图 40 含水率和十字板剪切强度随深度变化曲线
Figure 40. Variation of water content and vane shear strength with depth
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图 43 不同水力梯度下GR随时间的变化曲线
Figure 43. Curves of GR with time at different hydraulic gradients
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图 44 不同孔径滤膜的排水量随时间变化
Figure 44. Variation of volume of drainage with time for different filters
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图 45 十字板剪切强度随深度和距排水板径向距离变化曲线
Figure 45. Vane shear strengths at different depths and distances from PVD
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图 49 真空和增压压力作用下土单元的应力状态
Figure 49. Stress states of soil element subjected to vacuum pressure and booster pressure
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图 51 含水率和十字板剪切强度随深度的变化趋势
Figure 51. Variation of water content and vane shear strength with depth
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图 56 A区和B区初始和加固后的土体含水率曲线
Figure 56. Initial and post-soil improvement water content profiles for Zone A and Zone B
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图 57 A区和B区初始和加固后的土体十字板剪切强度曲线
Figure 57. Initial and post-soil improvement vane shear strength profiles for Zone A and Zone B
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图 58 不同石灰掺量下排水量随时间变化曲线
Figure 58. Variation of discharged water with time under various lime contents
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图 59 不同石灰含量十字板强度随深度变化曲线
Figure 59. Variation of vane shear strength with depth under various lime contents
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图 63 距PVD径向距离0.05 m处十字板强度随深度变化曲线
Figure 63. Variation of vane shear strength at radial distance of 0.05 m with depth
表 1 淤泥的初始含水率
Table 1 Initial water contents of sludges
试验编号 w0 /%wL /%w0 /wL 1 106 53 2.0 2 133 53 2.5 3 159 53 3.0 
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表 2 淤泥的初始含水率
Table 2 Initial water contents of sludges
试验土样 w0 /%wL /%w0 /wL 温州土 106 53 2 台州土 80 40 2 广州土 54 27 2
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表 3 试验方案
Table 3 Test schemes
试验编号 加载方式 真空梯度/kPa 加载模式/kPa 1 一级 80 80 2 二级 60 20→80 3 三级 30 20→50→80 4 四级 20 20→40→60→80
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