滇池固化淤泥重塑土的重塑时机及强度恢复特性试验

桂 跃，余志华，刘海明，丁祖德，张 庆

昆明理工大学土木学院，昆明 650051

0 引言

淤泥固化是在淤泥中添加水泥等固化剂，处理成填土材料的技术，是实现淤泥资源化利用的重要手段［1－2］。固化淤泥重塑土是当淤泥的固化搅拌与浇筑施工在时间和空间上不能同步时，先将淤泥进行固化处理后置于临时堆放场中，待有工程需要时再先将其破碎，运至目的地然后压实填筑的土，简称重塑土。

固化淤泥重塑技术是固化技术的重要补充，是淤泥固化中又一研究课题。目前国内外已开展相关的理论及工程运用研究。日本最早开展淤泥固化及重塑技术的研究：宫本健儿［3］报道了固化土破碎后再用作填土材料压实重塑的工程实例；石井克己［4］通过室内试验明确了重塑土的无侧限抗压强度与掺灰比的关系，采用静力触探研究了重塑土中锥尖阻力与入土深度的关系，证明了固化处理泥炭质土重塑土用作河堤填筑材料是可行的；佐藤厚子［5］通过对石灰和粉煤灰固化土的试验，明确了固化淤泥与重塑土的无侧限抗压强度的关系，并指出重塑土的黏聚力和内摩擦角可以用其无侧限抗压强度来表示。在国内：黄英豪、朱伟等［6－8］分析了固化淤泥重塑土力学性质并分析了其强度来源；桂跃等［9］通过对生石灰固化改良后的疏浚淤泥进行室内试验，发现重塑时机的不同会导致击实后的固化淤泥土强度差异显著。

由于固化的效果主要由水泥等固化剂材料的在土中的胶结作用形成，因此重塑将不可避免地破坏固化淤泥胶结强度。从固化过程中发生化学反应的角度看，当淤泥中掺入水泥进行拌合后，随着时间的发展发生系列化学反应，其中水泥的水化反应数小时内完成，而火山灰反应甚至会持续数年以上［9］。随着反应时间的延长，淤泥固化土的性质逐步改变。因此，淤泥固化土何时破碎再压实重塑比较适宜？重塑时机不同对淤泥固化重塑土的力学性质有何影响？重塑后的固化淤泥土强度怎样恢复？这些均是淤泥固化工程实践中必须明确的问题。笔者从应用性出发，系统地研究了淤泥固化重塑土在不同时机重塑（压实），经一定的养护龄期后的强度特性，明确了重塑时机选择对固化淤泥强度折减及后期重塑土强度恢复的影响，有助于工程实践中选择合适的施工时机。

1 试验材料与方法

1.1 试验材料

在云南昆明地区，有“高原明珠”之称的滇池正进行大规模的疏浚工作。滇池治理的目标是到2020年实现草海水体稳定达到Ⅴ类水质，外海水体稳定达到Ⅳ类水质。至今已经从滇池及周边河流中疏浚出1 000万m3的淤泥，但这仅占到湖区淤泥预计总量的1/10左右，预计还有8 000万～1.2亿m3的淤泥待疏浚。疏浚出的淤泥经过吹填区静置、排水、机械脱水后，运至存泥场堆放，此过程耗时长、成本高，而且存泥场将长期大量占地。因此，探索有效的疏浚淤泥资源化利用方法具有重要的工程意义。

疏浚淤泥取自昆明滇池福保村淤泥吹填堆场，其基本物理性质见表1。其中：液塑限依据《公路土工试验规程》［10］测定；粒径分析试验采用Beckman Coulter公司产的LS13320型激光粒度仪；有机质质量分数的测定采用重铬酸钾氧化法。根据土的工程分类标准，其属于高液限黏土。作为固化剂的水泥为某水泥厂生产的42.5#普通硅酸盐水泥。

表1 滇池湖疏浚淤泥试样的物理性质指标Table 1 Summary of the physical properties of dredged sludge from Dianchi Lake

1.2 试验方法

试样制备过程如下：称取一定质量的淤泥，按设计好的掺灰比加入水泥，参考前人研究成果，掺灰比（ac）依次为50、100、150、200kg/m3；倒入搅拌机搅拌10min至颜色均匀，将搅拌好的淤泥、水泥混合物分层装入内径39.1mm、高度80.0mm的钢模中，装入每层土时都振动排除气泡，装前钢模中均匀涂抹一层机油方便脱模；钢模中的试样在24h后脱出即成Ф39.1mm×80.0mm的圆柱体试样，将试样放入温度为（20±2）℃、湿度大于90%的标准养护室中进行养护至所需龄期，本次试验设计了固化土的养护龄期1、3、7、14、28、90d；剩余的固化土则装入聚乙烯塑料袋中，放在标准养护室养护。重塑过程［7］是在预定的龄期到达时，将袋中剩余的固化土拿出破碎并过5mm筛，再用轻型击实仪击实。根据击实得到的密度作为控制指标，称取相应质量的破碎固化土进行重塑土的制样，制样过程和普通土样的重塑样制样程序一致。重塑样制好后一部分立即进行试验，另一部分放入标准养护室中养生，养护龄期分别为1、3、7、14、28、90d。

分别对固化土和重塑土试样进行了无侧限抗压强度试验、直剪试验。无侧限抗压强度试验采用的是南京宁曦土壤仪器厂生产的YSH－2型石灰土无侧限压力仪，每组分别测定3个平行试样，结果取其平均值。直剪试验采用应变控制式直剪仪，试验方法为快剪，剪切速率为0.8mm/min，4组法向应力分别取50、100、150、200kPa，抗剪强度参数的获取按照规范［10］中的直线法进行。

2 试验结果分析

2.1 不同重塑时机引起的淤泥固化土强度折减分析

分析重塑时机就必须涉及到养护龄期。固化淤泥土只涉及到一个制样后的养护龄期T，即试样脱模后养护至试验时经历的时长；重塑土则有2个龄期，即重塑前的养护龄期T前和重塑后的养护龄期T后。T前是淤泥和固化剂拌和完后养护至被重塑时所经历的时长，笔者在对比分析重塑导致的强度折减时，T和T前实质上在时长上是相等的；T后是重塑样制样后再进行养护至试验时所经历的时长。不同的养护龄期下对应不同的强度，为了后文表示方便，用qu，t代表养护龄期td固化土的无侧限抗压强度；用¯qu，t代表重塑土的无侧限抗压强度，此处t代表的是重塑后的养护龄期T后。例如：固化土重塑之后不进行养护，立即进行无侧限抗压强度的测试，则其强度表示为¯qu，0；重塑之后试样养护28d再进行无侧限抗压强度测试，则其结果表示为¯qu，28。为了更直观地表述重塑土相对固化土在强度上的折减程度，引入无侧限抗压强度比λt＝¯qu，t/qu，t，此值越小，表明强度折减越严重。

从图1可以看出，qu、¯qu，0均大致与ac呈线性增长的关系；说明无论是淤泥固化土还是它的重塑土，水泥掺灰比的增加都是对增强固化效果有利的。从图1c可以看出：重塑土较固化土在强度上出现了显著的折减，仅为固化土的20%～45%；而且在某一固定的重塑前养护龄期T前下，无侧限抗压强度比λ基本满足随着水泥掺灰比的增大而减小的规律。

从图2a、b中可以看出：固化土无侧限抗压强度qu随着养护龄期T的增大而增大，重塑土的无侧限抗压强度qu，0也是随着重塑前的养护龄期T前增大而增大的，可知养护龄期同样对固化效果影响显著。图2c显示，随着T前增大，无侧限抗压强度比λ减小，表明重塑导致的强度折减越来越严重。如水泥掺灰比ac＝200kg/m3时，λ从1d时的0.38下降至28d时的0.22。

经以上分析基本可得出规律：固化淤泥土的ac越大、T前越长，重塑时导致的强度折减越严重。

2.2 重塑土的强度恢复分析

固化淤泥重塑土压实（重塑后）的强度如何变化，直接关系到其在工程中发挥作用的过程，因此更值得探求。以下将对重塑土养护龄期T后分别为28、90d时的强度恢复规律进行分析。从图3可以看出和ac基本呈线性增大的关系（图3a）；重塑前的养护龄期T前越长越大（图3b）。

图1 固化土（a）、重塑土（b）无侧限抗压强度、无侧限抗压强度比（c）与水泥掺灰比关系Fig.1 Relationship between cement content and UCS of solidified soil（a）and remodeled soil（b）and strength ratio（c）

图2 固化土（a）、重塑土（b）无侧限抗压强度、强度比（c）与（重塑前的）养护龄期关系Fig.2 Relationship between Tand UCS of solidified soil（a）and remodeled soil（b）and strength ratio（c）

再分析重塑土的无侧限抗压强度与固化土养护28d的无侧限抗压强度qu，28之比λ28。图4a为λ28与ac的关系，从图中可以看出λ28随ac增大而减小。从图4a可知，当T前＝28d，λ28从ac＝50kg/m3时的1.92降至ac＝200kg/m3时的0.91。这表明虽经28d的养护，但大掺灰比的重塑土的强度恢复效果不理想。从图4b中可以看出λ28与T前之间存在较好的线性增长的关系，表明重塑前的养护龄期越长，重塑土的28d强度恢复得越好。

从图5a可以看出，在不同的T前下，重塑土与ac基本均呈线性增大的关系。从图5b中可以看出不仅和T前有关，还和ac有关：当ac＝50、100kg/m3时二者呈线性增大的关系；而ac＝150、200kg/m3时呈线性减小的关系。分析λ90与ac、T前的关系可知：λ90大致满足随着ac增大而减小的规律（图6a），此规律和重塑土28d时的λ28－ac关系（图4a）相似；λ90与T前的关系也和ac有关（图6b），不再是T前＝28d时单纯增大的关系（图4b），而是呈现2种规律，当ac＝50、100kg/m3时呈线性增大的关系，ac＝150、200kg/m3时呈线性减小的关系。

综合分析重塑土28、90d的强度可知：ac≤100 kg/m3时的重塑土养护后强度相对于固化土的强度是增大的，即λ＞1，归类为强度恢复效果较好的重塑土；而掺灰比ac＞100kg/m3的重塑土普遍λ＜1，表明强度难以恢复到固化土的水平。如在T前＝28 d的情况下：ac＝50kg/m3时，λ90＝1.416；ac＝100 kg/m3时，λ28＝1.13。

图3 与ac（a）及T前（b）的关系Fig.3 Relationship betweenand cement content（a）or curing period before remodeled（b）

图4 重塑土λ28与ac（a）及T前（b）的关系Fig.4 Relationship betweenλ28of remodeled soil and cement content（a）or curing period before remodeled（b）

图5 重塑土养护90d无侧限抗压强度与水泥掺灰比（a）及重塑前的养护龄期（b）关系Fig.5 Relationship between 90day’s UCS of remodeled soil and cement content（a）or curing period before remodeled（b）

图6 重塑土λ90与ac（a）及T前（b）的关系Fig.6 Relationship betweenλ90and cement content（a）or curing period before remodeled（b）

以上现象的原因可从养护龄期和重塑造成的强度折减角度进行解释。重塑土T前＝28d的试样，从水泥拌合到淤泥中至重塑土养护28d后进行强度测试，总的化学反应时长是T前＋T后，共计56d，是固化土的养护龄期T＝28d的2.00倍；对于重塑后养护90d的重塑土，T前＋T后为118d，是固化土养护龄期T＝90d的1.31倍。从化学反应的角度来看，固化淤泥中发生了水化反应、离子交换、火山灰反应和碳酸化反应［11－13］，反应持续的时间分别为数时、数日、数月甚至数年［12，14］，反应产物发生了胶结和骨架支撑作用，产物越多，发生的作用越显著。因此总体反应时间越长，微观上土的性质改善程度越显著，而且总养护龄期长的优势部分弥补了重塑过程带来的强度折减。从试验结果还可发现λ90＜λ28的试样组数增多，表明从长期强度来看，重塑前养护龄期T前延长带来的总反应时间延长的优势逐渐不足以弥补推迟重塑过程带来的强度折减增大。另外，前文分析得到的规律——小掺灰比固化土重塑时的强度折减程度小于大掺灰比的固化土，可以用来解释小掺灰比重塑土强度恢复普遍好于大掺灰比重塑土的原因。

2.3 固化淤泥重塑土强度折减、恢复机理分析

采用直剪试验测定固化土和重塑土的黏聚力（c）和内摩擦角（φ），分析重塑导致强度折减及重塑后强度恢复的机理。

从图7可以看出：固化土的黏聚力c随养护龄期T的增加而增大；而重塑土中除ac＝200kg/m3外，其黏聚力c重亦基本满足随T前增加而增大的规律。同时还可以看出，c重相比c有了显著的折减，仅为其5%～25%，说明黏聚力的减小是重塑过程带来的强度折减的直接原因。

图7 固化土（a）、重塑土（b）黏聚力与养护龄期关系Fig.7 Relationship between cohesion of solidified（a）or remodeled soil and curing period（b）

从图8中可以看出：固化土的φ和ac及T之间并不存在明显的相关性（图8a）；而对于重塑土来说，可以看出随着T前的增大，φ重基本上是增大的，且满足随着ac的增加，φ重也增大的规律（图8b）。将固化土的φ和重塑土φ重进行比较可以发现，大部分情况下φ重是要略大于φ的，尤其是水泥掺灰比大的重塑土。如ac＝200kg/m3、T前＝28d时，重塑土φ重＝28.5°，固化土φ＝15.8°，前者提高了12.7°。文献［6］在研究固化淤泥重塑土的内摩擦角时，亦得出相似的结论。其机理可解释如下：固化土的强度和土骨架结构，主要来源于水泥水化和土中物质发生化学反应生成胶结物质，水泥掺灰比大和养护龄期长都使得胶结物质产量大、固化效果显著；而固化土重塑过程将这些胶结破坏，形成了大小不一的土团粒体，其间的黏聚力和内摩擦，成为重塑土的强度来源，见图9。而这些土团粒体的性质是直接和母土（即固化土）的性质相关的，母土属于固化效果好的一类土时，土团粒表现出的脆硬性明显，反之则以软塑性为主。重塑（压实）后，土团聚体间虽还存在一定的黏聚力，但相比固化土折减显著；而微观结构上此时抵抗剪应力p的是以土团粒间的摩擦、咬合作用为主［6］，团粒体越脆硬，则土粒间的摩擦咬合作用越强，表现出来内摩擦角相应越大。所以固化淤泥重塑土的剪切性是和水泥掺灰比ac及养护龄期T前有直接关系的：T前越长、ac越大，越有利于使土团粒体的塑性消弱、脆硬性增强，使得重塑土的内摩擦角增大。

图8 固化土（a）、重塑土（b）内摩擦角与养护龄期关系Fig.8 Relationship between internal fiction of solidified（a）or remodeled soil（b）and curing period

图9 重塑土的来源示意图［6］Fig.9 Sketch map of strength source of remolded solidified soil

对重塑土进行养护，土中的化学反应仍在持续，土的性质会发生一定的改变。选择4组有代表性的重塑土，分析c重、φ重与T后关系，如图10所示。

图10 重塑土的黏聚力（a）、内摩擦角（b）与重塑后的养护龄期关系Fig.10 Relationship between cohesion（a）or internal fiction（b）of remodeled soil and curing period after remodeled

从图10可以看出，随着重塑后养护龄期T后的增大，重塑土的c重、φ重均相应有所增大。这表明破碎固化土重塑之后，土中发生的化学反应对土团聚体间的胶结及土团聚体的性质改善仍发挥作用，使得重塑土的强度仍有一定的增大潜力。此外，还可以看出：ac＝50kg/m3时，在90d内，黏聚力c重随着T后的增大而增大；ac＝200kg/m3时，c重值的增大趋势在T后到达28d后则有所减弱。φ重随着重塑后的养护龄期增长，基本满足增大规律。以上表明随着时间增长，土中化学反应使得土的性质得到了进一步改善。

3 固化土的最优重塑时机

判别固化土的最优重塑时机应综合考虑重塑时的强度折减及重塑之后的强度恢复。从以上试验结果来看：重塑时机的选择对固化淤泥重塑土的强度折减程度有显著的影响，重塑前的养护龄期T前越长，破碎过程带来的强度折减越大；大致满足水泥掺灰比ac越大、强度折减越大的规律。从强度恢复特性来看，小水泥掺灰比的重塑土经过重塑后的养护，其强度恢复较好，对于大掺灰比的重塑土其强度则较难恢复至固化土的水平，并且重塑前的养护龄期T前越长，对强度恢复越不利。结合成本来考虑，笔者认为：对于工期不紧迫、有足够堆放场地的工程，可以采用小水泥掺灰比、延长重塑前养护龄期的方法获取较理想的固化土效果，且节约可观的固化成本；而工期紧迫的情况下可以采用大掺灰比固化土早重塑的手段，尽可能减小重塑带来的强度损失，获得和固化土强度相当的理想填土料。

4 结论与建议

1）固化土重塑时的强度折减，主要是由于破碎过程对固化土中胶结强度的损失。固化土水泥掺灰比越高，重塑前的养护龄期越长，重塑时的强度折减越严重。

2）从强度恢复特性来看，小水泥掺灰比的重塑土经过重塑后的养护，其强度恢复较好，对于大掺灰比的重塑土其强度则较难恢复至固化土的水平，并且重塑前的养护龄期T前越长，对强度恢复越不利。

3）结合成本来考虑，对于工期不紧迫、有足够堆放场地的工程，可以采用小水泥掺灰比、延长重塑前养护龄期的方法，即可获取较理想的固化土效果，且节约可观的固化成本；而工期紧迫的情况下可以采用大掺灰比固化土早重塑的手段，尽可能减小重塑带来的强度损失，获得和固化土强度相当的理想填土料。

（References）：

［1］朱伟，张春雷，高玉峰，等.海洋疏浚泥固化处理土基本力学性质研究［J］.浙江大学学报：工学版，2005，39（10）：1561－1565.Zhu Wei， Zhang Chunlei， Gao Yufeng，et al.Fundamental Mechanical Properties of Solidified Dredged Marine Sediment［J］.Journal of Zhejiang University：Engineering Science，2005，39（10）：1561－1565.

［2］姬凤玲，朱伟，张春雷.疏浚淤泥的土工材料化处理技术的试验与探讨［J］.岩土力学，2004，25（12）：1999－2002.Ji Fengling，Zhu Wei，Zhang Chunlei.Study of Treatment Technology of Dredging Sludge with Geosynthetizing Method［J］.Rock and Soil Mechanics，2004，25（12）：1999－2002.

［3］宫本健儿，今林弘.泥岩破碎土を用いた事前混合処理工法の施工事例［R］.豊田市：土木学会第59回年次学术講演會，1999.Miyamoto K，Imabayashi K.The Preprocessing Method and Construction Example of Remoulded Mudstone［R］.Aichi－ken： The 59th Academic Conference of Civil Society，1999.

［4］石井克己，高崎守仁，林隆幸.固化処理した泥炭の盛土試験について［R］.岐阜市：第35回地盤工学研究発表会プログラム，2010.Katsumi I，Takasaki M，Hayashi T.The Stabilization Treatment Experiment on Peat Soil［R］.Gifu－ken：The 35th Foundation Engineering Conference，2010.

［5］佐藤厚子，西本聪，铃木辉之.加固破碎土的强度特性［R］.2版.北海道：日中地盘シンボジらム，2005.Satoh A， Nishimoto S， Suzuki T.Strength Characteristics of Crushed Solidified Soil［R］.2nd.Hokkaido： Japan－China Joint Symposium on Geotechnical Engineering，2005.

［6］黄英豪，朱伟，张春雷，等.固化淤泥重塑土力学性质及其强度来源［J］.岩土力学，2009，30（5）：1352－1356.Huang Yinghao，Zhu Wei，Zhang Chunlei，et al.Mechanical Characteristics and Strength Source of Remolded Solidified Dredged Material［J］.Rock and Soil Mechanics，2009，30（5）：1352－1356.

［7］Zhu Wei，Huang Yinghao，Zhang Chunlei.Effect of Curing Time on Mechanical Behavior of Crushed Solidified Dredged Material［C］//Proceedings of Geocongress 2008：Characterization，Monitoring，and Modeling of Geosystems，New Orleans，Louisiana，United States.［S.l.］：ASCE，2008：597－604.

［8］Huang Yinghao，Zhu Wei，Qian Xuede，et al.Change of Mechanical Behavior Between Solidified and Remolded Solidified Dredged Materials［J］.Engineering Geology，2011，119（4）：112－119.

［9］桂跃，高玉峰，李振山，等.高含水率疏浚淤泥材料化土击实时机选择研究［J］.地下空间与工程学报，2010，6（5）：1072－1076.Gui Yue，Gao Yufeng，Li Zhenshan，et al.Study on the Compaction Timing of the Quicklime－Stabilized Dredged Sediment of High－Water－Content［J］.Chinese Journal of Underground Space and Engineering，2010，6（5）：1072－1076.

［10］JTG E40－2007公路土工试验规程［S］.北京：人民交通出版社，2010.JTG E40－2007Test Methods of Soils for High Way Engineering［S］.Beijing：China Communications Press，2010.

［11］Boutouil M，Levacher D.Effect of High Initial Water Content on Cement－Based Sludge Solidification［J］.Ground Improvement，2005，9（4）：169－174.

［12］Kitazume M，Nakamura T，Terashi M，et al.Laboratory Tests on Long－Term Strength of Cement Treated Soil［J］.Grouting and Ground Treatment，2003：586－597.

［13］Jesse R C.Guide to Improving the Effectiveness of Cement－Based Stabilization/Solidation［M］.Skokie：Portland Cement Association，1997.

［14］李俊才，高国瑞，赵泽三.粉喷法加固软土地基的机理探讨［J］.南京建筑工程学院学报，1994，28（1）：8－14.Li Juncai，Gao Guorui，Zhao Zesan，Analysis of the Mechanism of Reinforcing Soft Cohesive Ground with Cement Dry Jet Mixing Method［J］.Journal of Nanjing Architectural and Civil Engineering Institute，1994，28（1）：8－14.