上覆CRSS快速固化淤泥硬殼層厚度對(duì)淤泥地基承載特性的影響

王明明 方祥位 劉漢龍 王忍 申春妮 張熙晨

DOI：?10.11835/j.issn.2096-6717.2022.146

收稿日期：2022?10?17

基金項(xiàng)目：科技創(chuàng)新項(xiàng)目（20-163-13-ZT-007-060-01）

作者簡(jiǎn)介：王明明（1998-?），男，主要從事淤泥固化研究，E-mail：2446250985@qq.com。

通信作者：方祥位（通信作者），男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，E-mail：fangxiangwei1975@163.com。

Received： 2022?10?17

Foundation item： Science and Technology Innovation Project （No. 20-163-13-ZT-007-060-01）

Author brief： WANG Mingming （1998-?）， main research interest： sludge solidification， E-mail： 2446250985@qq.com.

corresponding author：FANG Xiangwei （corresponding author）， PhD， professor， doctoral supervisor， E-mail： fangxiangwei1975@163.com.

摘要：復(fù)合型早強(qiáng)土壤固化劑（CRSS）具有快凝高強(qiáng)特性，利用自主研發(fā)的CRSS固化劑對(duì)表層淤泥快速固化并作為上覆硬殼層，通過(guò)模型試驗(yàn)研究不同上覆硬殼層厚度（3、6、9、12 cm）條件下硬殼層破壞形式、p-s曲線特性、彎沉盆形狀以及土壓力分布規(guī)律，在現(xiàn)有彎沉盆變形理論基礎(chǔ)上，結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)彎沉盆變形形狀函數(shù)進(jìn)行修正。研究結(jié)果表明：隨硬殼層厚度增大，硬殼層破壞形式由對(duì)折破壞過(guò)渡到?jīng)_切破壞；硬殼層厚度越大，擴(kuò)散作用越明顯，極限承載力越高，沉降相應(yīng)增大；與荷載板中心點(diǎn)不同距離的沉降位移可用彎沉盆形狀描述，提出了修正的對(duì)數(shù)彎沉盆假設(shè)變形計(jì)算公式，比線性彎沉盆假設(shè)變形計(jì)算公式更合理；土壓力從中心向外呈下降趨勢(shì)，沿深度方向逐漸減小；隨硬殼層厚度增大，土壓力分布更均勻。

關(guān)鍵詞：淤泥地基；復(fù)合型早強(qiáng)土壤固化劑；快速固化；硬殼層；承載力；彎沉盆

中圖分類(lèi)號(hào)：TU472.5 ????文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A ????文章編號(hào)：2096-6717（2024）02-0070-09

Influence of the thickness of the overlying CRSS rapid solidifying sludge hard shell layer on the bearing characteristics of sludge foundations

WANG Mingming¹，?FANG Xiangwei¹，?LIU Hanlong¹，?WANG Ren²，?SHEN Chunni³，?ZHANG Xichen¹

（1. School of Civil Engineering， Chongqing University， Chongqing 400045， P. R. China；?2. Beijing Urban Construction Design & Development Group Co.， Ltd.， Beijing 100037， P. R. China；?3. School of Civil Engineering and Architecture， Chongqing University of Science & Technology， Chongqing 401331， P. R. China）

Abstract： The composite early strength soil stabilizer （CRSS） has the characteristics of rapid setting and high strength. The independently developed CRSS stabilizer is used to rapidly solidify the surface sludge as the overlying hard shell layer. Through model tests， the failure mode of the hard shell layer，p-scurve characteristics， the shape of the deflection basin and the distribution law of soil pressure under different overlying hard shell layer thicknesses （3 cm， 6 cm， 9 cm and 12 cm） are studied. On the basis of the existing deformation theory of the deflection basin， combined with the test results， deformation shape function of the deflection basin is modified. The results show that with increase of the thickness of the hard shell， the failure mode of the hard shell transits from folding failure to punching failure; The greater the thickness of the hard shell， the more obvious the diffusion effect， and the higher the ultimate bearing capacity， as well as the corresponding increase in settlement; the settlement displacement at different distances from the central point of the load plate can be described by the shape of the deflection basin. A modified formula for calculating the assumed deformation of the logarithmic deflection basin is proposed， which is more reasonable than the formula for calculating the assumed deformation of the linear deflection basin; the earth pressure decreases from the center outwards and gradually decreases along the depth direction; the distribution of earth pressure becomes more uniform with increase of the thickness of the hard shell.

Keywords： sludge foundations；?composite early strength soil stabilizer （CRSS）；?rapid solidifying；?hard shell layer；?bearing capacity；?deflection basin

中國(guó)幅員遼闊，海岸線長(zhǎng)，內(nèi)陸河流交錯(cuò)復(fù)雜，清淤與水環(huán)境治理工程產(chǎn)生大量疏浚淤泥，隨著海洋強(qiáng)國(guó)戰(zhàn)略的提出，填海造陸等工程項(xiàng)目對(duì)淤泥的處理需求也日益增加。淤泥具有三高兩低（即高含水率、高孔隙比、高壓縮性，低強(qiáng)度和低滲透性）的特點(diǎn)，難以被工程直接利用；經(jīng)過(guò)改性或固化用于土木建筑領(lǐng)域一直是備受關(guān)注的熱點(diǎn)問(wèn)題^[1]。

淤泥改性固化方法有很多，其中通過(guò)摻入水泥和工業(yè)廢料等固化材料實(shí)現(xiàn)土體加固的化學(xué)加固法應(yīng)用廣泛，取得了諸多成果。Kim等^[2]用轉(zhuǎn)爐爐渣固化淤泥，對(duì)固化后的淤泥進(jìn)行了XRD、SEM和EDS等分析，揭示了固化機(jī)理。王東星等^[3]將氯氧鎂水泥引入淤泥固化中，取得了良好的效果。Ma等^[4]研究了不同氯氧鎂水泥摻量對(duì)淤泥固化的影響，得出MgO/MgCl₂的最佳比例為3：1，氯氧鎂水泥固化淤泥的最低摻量為3：100。

淤泥表層通過(guò)化學(xué)加固后（相當(dāng)于淤泥上覆硬殼層）可有效提高淤泥地基的承載力，目前主要通過(guò)模型試驗(yàn)研究上覆硬殼層淤泥地基的承載特性。已有研究表明硬殼層厚度、荷載板大?。ǔ叽纾┖陀矚訌?qiáng)度等對(duì)上覆硬殼層淤泥地基承載變形特性有重要影響^[5-8]。劉青松等^[9]通過(guò)模型試驗(yàn)研究了堆場(chǎng)淤泥制作人工硬殼層（MMC）的強(qiáng)度和厚度等因素對(duì)人工硬殼層雙層地基極限承載力的影響規(guī)律。閆澍旺等^[10]研究了硬殼層在吹填土真空預(yù)壓中的應(yīng)用。廖聲浩^[11]對(duì)濱海相軟土地基人造硬殼層建造及其特性進(jìn)行了研究，揭示了硬殼層厚度和寬厚比等對(duì)承載力的影響規(guī)律，分析了淤泥上覆硬殼層加載過(guò)程中的3個(gè)狀態(tài)。

化學(xué)固化法加固淤泥和上覆硬殼層淤泥地基承載特性研究方面已取得豐碩成果。但存在兩方面問(wèn)題，一是固化材料多以硅酸鹽水泥為基礎(chǔ)膠凝材料，其固化效果可以滿足一般工程需要，但是固化周期較長(zhǎng)，早期強(qiáng)度不高，在搶險(xiǎn)救災(zāi)、應(yīng)急道路搶通等需要對(duì)淤泥快速固化的緊急情況下難以發(fā)揮作用。二是在上覆硬殼層淤泥地基承載特性模型試驗(yàn)中，一般僅在荷載板中心點(diǎn)埋設(shè)土壓力傳感器與位移傳感器等，較少監(jiān)測(cè)與荷載板中心不同距離和深度的土壓力和位移等，不能深入分析硬殼層擴(kuò)散作用以及淤泥地基受力變形情況。

筆者自主研發(fā)了具有快硬高強(qiáng)特性的復(fù)合型早強(qiáng)土壤固化劑（CRSS）^[12]，并對(duì)CRSS快速固化淤泥的力學(xué)特性和耐久性等進(jìn)行了初步研究^[13-14]；但對(duì)CRSS快速固化淤泥硬殼層的承載特性研究尚未開(kāi)展。利用CRSS對(duì)表層淤泥進(jìn)行快速固化并作為上覆硬殼層，通過(guò)模型試驗(yàn)研究上覆硬殼層厚度對(duì)淤泥地基承載特性的影響，深入分析硬殼層的擴(kuò)散作用等，為CRSS的工程應(yīng)用提供理論基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)所用淤泥取自福建省福州市長(zhǎng)樂(lè)區(qū)首占鎮(zhèn)福平鐵路長(zhǎng)樂(lè)站工地，天然孔隙比為1.524，天然含水率約為59.2%，土粒比重為2.625，塑限為23.6%，液限為42.8%，塑性指數(shù)為19.2，屬于黏土。主要化學(xué)元素為Si、Al、Fe，主要礦物為石英（二氧化硅），黏土礦物則以高嶺石為主^[13-14]。淤泥相關(guān)物理特性參數(shù)如表1所示。

試驗(yàn)所用固化劑為自主研制的CRSS^[12]，其主要成分為硫鋁酸鹽水泥（CSA）、早強(qiáng)組分、膨脹組分及減薄雙電層組分等。該固化劑具有快凝、快硬、高強(qiáng)的特點(diǎn)，可用于搶險(xiǎn)救災(zāi)、應(yīng)急道路搶通等緊急情況下對(duì)淤泥等土體快速固化。

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ脱b置

為使試驗(yàn)順利進(jìn)行，設(shè)計(jì)加工了特定的模型箱，如圖1所示。模型箱主要由主體結(jié)構(gòu)、加載結(jié)構(gòu)和硬殼層制作結(jié)構(gòu)3部分組成，可較好地解決固化淤泥硬殼層制作、脫模和加載等問(wèn)題。

主體結(jié)構(gòu)（圖1（a））為600 mm×600 mm×500 mm（長(zhǎng)×寬×高）的亞克力箱體，外部加有角鋼防止加載變形。

加載結(jié)構(gòu)（圖1（b）、（c））主要由反力梁和荷載板組成。反力梁由橫梁、豎梁和附屬部件組成。荷載板由兩塊厚1 cm的圓形鋼板和高15 cm、直徑3 cm的鋼圓柱焊接而成，其中一面圓形鋼板直徑6 cm，與硬殼層接觸（此圓形鋼板相當(dāng)于真實(shí)的荷載板）；另一面圓形鋼板直徑20 cm，用于放置千斤頂。中間焊接的鋼圓柱可以在加載變形前后保持荷載板與硬殼層的接觸面積不變，確保試驗(yàn)的準(zhǔn)確性。

硬殼層制作結(jié)構(gòu)（圖1（d））為內(nèi)徑為59.5 cm×59.5 cm×20 cm（長(zhǎng)×寬×高）的亞克力箱體，外部有一層鋼框架，底部為單獨(dú)的鋼板，栓接可拆卸，有利于硬殼層脫模。

1.3 試驗(yàn)方案

為研究硬殼層厚度對(duì)淤泥地基承載力、沉降和下部淤泥土壓力等的影響，設(shè)計(jì)硬殼層厚度分別為3、6、9、12 cm四種工況。模型試驗(yàn)所用淤泥初始含水率均為50%，上覆快速固化淤泥硬殼層固化劑摻量為20%，固化時(shí)間為24 h，荷載板直徑均為6 cm。試驗(yàn)方案如表2所示。

采用土壓力盒測(cè)量土體內(nèi)部土壓力，采用位移傳感器測(cè)量表面沉降。在距離承壓板中心0、5、10、15、20 cm位置，深度0、15、30 cm處布置土壓力盒采集土體內(nèi)部土壓力。在距離承壓板中心0、10、15、25 cm硬殼層表面位置布置位移傳感器測(cè)量沉降。傳感器布置如圖2所示。

1.4 試驗(yàn)流程

試驗(yàn)流程主要包括硬殼層制作、底部淤泥填筑及傳感器埋設(shè)和加載裝置安裝及加載試驗(yàn)3個(gè)步驟。

硬殼層制作：首先按要求準(zhǔn)備好淤泥土樣和CRSS固化材料，根據(jù)預(yù)設(shè)含水率、摻量和硬殼層厚度等將淤泥與CRSS拌和均勻，放入硬殼層制作結(jié)構(gòu)箱體中，整平硬殼層表面至設(shè)計(jì)厚度，固化24 h后即得試驗(yàn)用硬殼層。

底部淤泥填筑及傳感器埋設(shè)：根據(jù)設(shè)計(jì)的底部淤泥干密度和含水率等稱量淤泥土和水，拌和均勻；分層裝入模型箱中，每層淤泥用抹灰刀抹平，厚度約5 cm；在傳感器設(shè)計(jì)深度處埋設(shè)相應(yīng)的傳感器，所有傳感器線均需理順到模型箱每一角落，方便硬殼層的放置。

加載裝置安裝及加載試驗(yàn)：將固化好的硬殼層放置在淤泥土層表面，緊密貼合，保持水平，然后安裝位移傳感器、荷載板、千斤頂以及壓力傳感器。將傳感器與數(shù)據(jù)采集箱系統(tǒng)連接好后數(shù)據(jù)清零，開(kāi)始加載。圖3為模型試驗(yàn)裝置圖。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 破壞形式

不同上覆硬殼層厚度模型試驗(yàn)硬殼層的破壞形式如圖4所示。從圖中可以看出，當(dāng)下部淤泥含水率超過(guò)液限時(shí)，上覆硬殼層厚度不同，其破壞形式呈現(xiàn)明顯差異。當(dāng)硬殼層厚度為3 cm時(shí)，硬殼層發(fā)生沿中心線的對(duì)折破壞。當(dāng)硬殼層厚度為6 cm時(shí)，硬殼層發(fā)生以加載中心為中心點(diǎn)的十字對(duì)折破壞。當(dāng)硬殼層厚度為9 cm時(shí)，硬殼層產(chǎn)生沖切破壞，同時(shí)伴有輕微的對(duì)折破壞裂隙。當(dāng)硬殼層厚度為12 cm時(shí)，硬殼層同樣發(fā)生沖切破壞，同時(shí)發(fā)生以加載中心為中心點(diǎn)的三線破壞，且破壞裂隙相對(duì)于硬殼層厚度9 cm時(shí)更明顯，破壞線的夾角約為120°。

隨著硬殼層厚度增大，上部硬殼層可承擔(dān)的荷載越大。當(dāng)硬殼層厚度為3 cm時(shí)，上部硬殼層可承擔(dān)荷載較小，加載時(shí)擴(kuò)散作用面積小，底部淤泥在荷載的擠淤作用下向外流動(dòng)，由于硬殼層厚度小，迅速?gòu)闹虚g折斷破壞。當(dāng)硬殼層厚度為6 cm時(shí)，上部硬殼層可承擔(dān)荷載增大，底部淤泥受到荷載作用向外擠淤，所能承受的豎向壓縮沉降更大，破壞裂隙由一條變成垂直的兩條，呈現(xiàn)十字對(duì)折破壞。當(dāng)硬殼層厚度為9 cm時(shí)，硬殼層可承擔(dān)荷載更大，封閉作用和擴(kuò)散作用更強(qiáng)，荷載主要集中在荷載板上，破壞形式為沖切破壞，同時(shí)伴有一條輕微的對(duì)折破壞裂隙。當(dāng)硬殼層厚度為12 cm時(shí)，硬殼層可承擔(dān)荷載最大，荷載主要由硬殼層承擔(dān)，硬殼層發(fā)生沖切破壞；由于所能承載的荷載更大，沉降更大，3條破壞裂隙更明顯。

2.2p-s曲線

不同上覆硬殼層厚度淤泥地基的p-s曲線如圖5所示。從圖中可以看出，不同上覆硬殼層厚度淤泥地基p-s曲線可大致分為3段：彈性階段、彈塑性階段以及破壞階段。彈性階段時(shí)，隨著荷載增大，硬殼層產(chǎn)生輕微變形，底部淤泥壓縮，沉降近似線性增大。當(dāng)荷載繼續(xù)增大，進(jìn)入彈塑性階段，硬殼層局部變形較大，產(chǎn)生裂縫，中心沉降速率增大。由于CRSS固化淤泥硬殼層強(qiáng)度高，當(dāng)硬殼層出現(xiàn)裂縫后，隨著上部荷載增大，裂隙迅速擴(kuò)大，隨后破壞，此階段為極限階段。

由圖5可知，隨著硬殼層厚度增大，地基極限承載力明顯提升，沉降也隨之增大。劉青松等^[9]認(rèn)為在硬殼層強(qiáng)度相同的情況下，增大硬殼層厚度只是增加了剪力的作用距離，對(duì)其所能承擔(dān)的剪切變形沒(méi)有任何貢獻(xiàn)，所以不同硬殼層厚度沉降基本相同。但由于CRSS固化淤泥強(qiáng)度高，能承受更大的荷載，在封閉作用下底部淤泥的壓縮變形更大，所以隨著硬殼層厚度增大，沉降略有增大。

淺層平板載荷試驗(yàn)中，沉降特征可以利用第i階段的變形模量來(lái)反映^[15]

式中：μ為泊松比；為承壓板位于半空間表面的影響系數(shù)；為承壓板埋深z時(shí)的修正系數(shù)；為p-s關(guān)系曲線直線段的斜率，。

式中：和分別為第i級(jí)和第i+1級(jí)荷載，kPa；和分別為第i級(jí)和第i+1級(jí)荷載下的沉降值，mm。不同硬殼層厚度的分段斜率計(jì)算值如圖6所示。

從圖6可以看出，不同硬殼層厚度分段斜率大致可以分為2個(gè)階段：波動(dòng)上升階段和波動(dòng)下降階段。第1階段波動(dòng)上升階段為彈性壓密階段，此階段，在荷載作用下，硬殼層與底部淤泥不斷壓密，接觸更緊密，淤泥地基上部水分部分被擠出，前3級(jí)荷載分段斜率變化較小，接觸緊密后分段斜率增大，對(duì)應(yīng)彈性模量也隨之增大，但由于底部淤泥含水率大于液限，流動(dòng)性較強(qiáng)，所以該階段彈性模量處于波動(dòng)上升狀態(tài)。隨著荷載不斷增大，硬殼層內(nèi)部開(kāi)始出現(xiàn)微小裂隙，隨后進(jìn)入第2階段。第2階段波動(dòng)下降階段為彈塑性階段，在第2階段中，硬殼層微小裂隙不斷增大，擴(kuò)散作用和封閉作用減弱，隨著荷載增大，相應(yīng)沉降快速增大，對(duì)應(yīng)分段彈性模量減小，隨后喪失承載力。對(duì)于3 cm硬殼層，由于硬殼層厚度小，分段斜率增大后迅速下降，相較于較厚的硬殼層，整個(gè)過(guò)程變化較為迅速。隨著硬殼層厚度增大，分段斜率波動(dòng)上升和下降階段越明顯。

2.3 彎沉盆分析

平板載荷試驗(yàn)中，與荷載板中心點(diǎn)不同距離的沉降連線類(lèi)似于彎沉盆。彎沉盆的形狀對(duì)Winkler地基模型以及雙層地基的承載力有重要影響，談至明等^[16-17]和王秉剛^[18]通過(guò)假設(shè)不同的彎沉盆函數(shù)形式計(jì)算了地基的承載力，取得了較滿意的結(jié)果。筆者通過(guò)測(cè)量與中心點(diǎn)不同距離的沉降，對(duì)彎沉盆進(jìn)行分析。圖7為通過(guò)與中心點(diǎn)不同距離的沉降描述的不同厚度硬殼層的彎沉盆形狀。

從圖7可以看出，硬殼層厚度不同，彎沉盆形狀亦不同。當(dāng)硬殼層厚度為3 cm時(shí)，彎沉盆形狀不明顯，其原因是硬殼層厚度小可承擔(dān)荷載小，下部淤泥含水率超過(guò)液限，容易在擠淤作用下向邊緣流動(dòng)，硬殼層迅速破壞，失去承載力。

當(dāng)硬殼層厚度不小于6 cm（6、9、12 cm）時(shí)，隨硬殼層厚度增大彎沉盆形狀越明顯，中心點(diǎn)和邊緣點(diǎn)的沉降均增大，但中心點(diǎn)和邊緣點(diǎn)的沉降差距隨硬殼層厚度增大而減小，原因是隨硬殼層厚度增大，硬殼層可承擔(dān)荷載變大，封閉作用變強(qiáng)，抵抗變形能力增強(qiáng)，在承受較大荷載時(shí)下部淤泥的壓縮增大，所以整體沉降增大，中心與邊緣處的沉降差異減小。

對(duì)于彎沉盆函數(shù)形式，談至明等^[17]采用線性假設(shè)（認(rèn)為荷載板內(nèi)部范圍內(nèi)沉降相等）計(jì)算與中心點(diǎn)不同距離處的沉降。

式中：R為彎沉盆邊界半徑；r為距中心點(diǎn)的距離；為中心荷載板的沉降。式（3）基于彎沉盆的線性假設(shè)在計(jì)算時(shí)比較簡(jiǎn)單，但并不完全符合實(shí)際。

Sneddon^[19]在半無(wú)限固體受到矩形剛體的刻鑿問(wèn)題中提出了彎沉變形函數(shù)

式中：a為荷載板半徑。該式不能反映彎沉盆的邊界，當(dāng)r一直增大時(shí)，可能大于2ln 2，沉降將會(huì)變?yōu)樨?fù)值，式中表示為向上翹曲，經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證亦不合理；其次，該式也未考慮荷載作用下硬殼層的整體沉降c。

筆者基于試驗(yàn)結(jié)果，將式（4）修正為

式中：為中心點(diǎn)相對(duì)沉降；為距中心點(diǎn)25 cm試驗(yàn)測(cè)得的沉降；為硬殼層的整體沉降。

凌建明等^[20]根據(jù)大量試驗(yàn)得出，為Winkler地基的相對(duì)剛度半徑。

式中：E為硬殼層的彈性模量；υ為硬殼層的泊松比；h為硬殼層的厚度；k為Winkler地基的反應(yīng)模量。

本文中，不同硬殼層厚度的荷載板半徑a均為3 cm，均為1 600 MPa，均為0.2，及其他相關(guān)參數(shù)如表3所示。

利用表3中計(jì)算出的不同硬殼層厚度的相對(duì)剛度半徑l，可計(jì)算不同硬殼層厚度的彎沉盆邊界半徑R，進(jìn)而求出與中心點(diǎn)不同距離的沉降。將試驗(yàn)實(shí)測(cè)沉降數(shù)據(jù)代入線性彎沉盆假設(shè)變形公式（3）和對(duì)數(shù)假設(shè)變形公式（7）中，并求相關(guān)性系數(shù)，不同硬殼層厚度兩種彎沉盆變形公式以及與試驗(yàn)實(shí)測(cè)沉降的相關(guān)性系數(shù)如表4所示。從相關(guān)性系數(shù)看，除硬殼層厚度3 cm外，其余硬殼層厚度的對(duì)數(shù)假設(shè)相關(guān)性系數(shù)均大于線性假設(shè)。由于3 cm硬殼層可承受荷載較低，在荷載較小時(shí)即發(fā)生破壞，不能充分變形，所以相關(guān)性較低。

利用修正后的對(duì)數(shù)彎沉盆假設(shè)變形公式（7）計(jì)算出與中心點(diǎn)不同距離的沉降與試驗(yàn)實(shí)測(cè)的沉降對(duì)比如圖8所示。從圖8可以看出，式（7）的計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果相近。由此可見(jiàn)，修正后彎沉盆形狀函數(shù)更準(zhǔn)確，更能反映淤泥上覆硬殼層在中心點(diǎn)加載時(shí)的彎沉變形。

2.4 土壓力分布規(guī)律

不同上覆硬殼層厚度淤泥地基第1層土壓力（距硬殼層底部0 cm）在不同荷載作用下的分布如圖9所示。由圖可知，隨荷載增大，不同厚度的硬殼層第1層土壓力均增大，隨與中心點(diǎn)水平距離增大，土壓力逐漸減小且減小幅度變緩。隨硬殼層厚度增大，土壓力分布更加均勻，與中心點(diǎn)不同距離之間的差異越小。其原因是隨硬殼層厚度增大，硬殼層承擔(dān)荷載增大，抵抗差異變形的能力不斷增強(qiáng)，封閉作用增強(qiáng)；同時(shí)厚度越大，擴(kuò)散作用也越強(qiáng)，使得下部土壓力的分布更加均勻。

不同硬殼層厚度在極限荷載作用下，與硬殼層底部不同距離土壓力分布如圖10所示。從圖中可以看出，硬殼層厚度越大對(duì)應(yīng)的硬殼層底部土壓力越大，下部淤泥不同深度的土壓力也越大；深度越大，土壓力越小。當(dāng)硬殼層厚度為3 cm時(shí)，由于可承受荷載小，經(jīng)硬殼層的擴(kuò)散作用和封閉作用后傳遞到下部淤泥的土壓力更小，土壓力沿深度方向變化不明顯。當(dāng)硬殼層厚度大于3 cm時(shí)，土壓力沿深度方向的減小速率基本相同；其原因是下部淤泥土性相同，傳遞規(guī)律幾乎一致。

3 結(jié)論

進(jìn)行了上覆不同厚度CRSS快速固化淤泥硬殼層的淤泥地基平板載荷模型試驗(yàn)，研究了硬殼層破壞形式、p-s曲線特性、彎沉盆形狀以及土壓力分布規(guī)律，得到主要結(jié)論如下：

1）硬殼層厚度對(duì)硬殼層破壞形式有重要影響，硬殼層厚度為3、6 cm時(shí)呈以荷載板為中心的對(duì)折破壞和十字形破壞，硬殼層厚度為9 cm和12 cm時(shí)，硬殼層發(fā)生沖切破壞，并伴有破壞裂隙。

2）硬殼層厚度越大，擴(kuò)散作用越明顯，極限承載力越高，沉降相應(yīng)增大；承壓板中心沉降特征通過(guò)p-s曲線分段斜率描述，可分為彈性和彈塑性兩個(gè)階段。

3）與荷載板中心點(diǎn)不同距離的沉降可用彎沉盆形狀描述，提出了修正的對(duì)數(shù)彎沉盆假設(shè)變形計(jì)算公式，相對(duì)于線性彎沉盆假設(shè)變形計(jì)算公式更合理。

4）土壓力從中心向外呈下降趨勢(shì)，隨硬殼層厚度增大，土壓力分布更均勻；土壓力沿深度方向逐漸減小，當(dāng)硬殼層厚度大于3 cm時(shí)，由于淤泥性質(zhì)相同減小速率基本相同。

參考文獻(xiàn)

[1] ?王寧偉， 高園， 王玉梅. 固化軟土地基的室內(nèi)平板載荷試驗(yàn)[C]//第八屆沈陽(yáng)科學(xué)學(xué)術(shù)年會(huì)論文集. 吉林?延吉， 2011： 521-525.

WANG N W， GAO Y， WANG Y M. Solidified layer of the foundation of the laboratory test [C]//The 8th Shenyang Science Academic Annual Conference， Yanji， Jilin， 2011： 521-525.

[2] ?KIM E H， CHO J K， YIM S. Digested sewage sludge solidification by converter slag for landfill cover [J]. Chemosphere， 2005， 59（3）： 387-395.

[3] ?王東星， 陳政光. 氯氧鎂水泥固化淤泥力學(xué)特性及微觀機(jī)制[J]. 巖土力學(xué)， 2021， 42（1）： 77-85， 92.

WANG D X， CHEN Z G. Mechanical properties and micro-mechanisms of magnesium oxychloride cement solidified sludge [J]. Rock and Soil Mechanics， 2021， 42（1）： 77-85， 92. （in Chinese）

[4] ?MA J L， ZHAO Y C， WANG J M， et al. Effect of magnesium oxychloride cement on stabilization/solidification of sewage sludge [J]. Construction and Building Materials， 2010， 24（1）： 79-83.

[5] ?史文會(huì)， 劉文白， 吳麗穎. 固化疏浚泥雙層地基承載性能室內(nèi)模型試驗(yàn)研究[J]. 水利與建筑工程學(xué)報(bào)， 2015， 13（5）： 65-71， 145.

SHI W H， LIU W B， WU L Y. Indoor model test on the bearing capacity of double-layered foundation with upper solidified dredging sludge [J]. Journal of Water Resources and Architectural Engineering， 2015， 13（5）： 65-71， 145. （in Chinese）

[6] ?劉文白， 魏曉添， 趙玉同. 軟黏土上覆硬土層極限承載力室內(nèi)模型試驗(yàn)研究[J]. 水運(yùn)工程， 2011（5）： 119-123.

LIU W B， WEI X T， ZHAO Y T. On indoor model test about the ultimate bearing capacity of soft soil covered by hard solum [J]. Port ＆?Waterway Engineering， 2011（5）： 119-123. （in Chinese）

[7] ?姚超， 賀玲鳳. 淤泥質(zhì)黏土層的室內(nèi)模型試驗(yàn)研究與有效利用[J]. 施工技術(shù)， 2018， 47（Sup1）： 39-42.

YAO C， HE L F. Laboratory model test and effective utilization of mucky clay layer [J]. Construction Technology， 2018， 47（Sup1）： 39-42. （in Chinese）

[8] ?劉文白， 黃曉健， 魏曉添， 等. 基于DPDM技術(shù)的室內(nèi)雙層地基承載試驗(yàn)及變形場(chǎng)分析[J]. 水運(yùn)工程， 2011（8）： 133-138.

LIU W B， HUANG X J， WEI X T， et al. Indoor bearing experiments and deformation field analysis of double-layer soil foundation by the technique of DPDM [J]. Port ＆?Waterway Engineering， 2011（8）： 133-138. （in Chinese）

[9] ?劉青松， 張春雷， 汪順才， 等. 淤泥堆場(chǎng)人工硬殼層地基極限承載力室內(nèi)模擬研究[J]. 巖土力學(xué)， 2008， 29（Sup1）： 667-670.

LIU Q S， ZHANG C L， WANG S C， et al. Laboratory simulation study of the ultimate bearing capacity of the man-made crust over dredged wastes dump sites [J]. Rock and Soil Mechanics， 2008， 29（Sup1）： 667-670. （in Chinese）

[10] ?閆澍旺， 郭炳川， 孫立強(qiáng)， 等. 硬殼層在吹填土真空預(yù)壓中的應(yīng)用[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)， 2013， 32（7）： 1497-1503.

YAN S W， GUO B C， SUN L Q， et al. Application of crust layer to vacuum preloading dredge fill [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2013， 32（7）： 1497-1503. （in Chinese）

[11] ?廖聲浩. 濱海相軟土地基人造硬殼層建造及其承載特性研究[D]. 江蘇?徐州： 中國(guó)礦業(yè)大學(xué)， 2018.

LIAO S H. Study on artificial hard crust construction and bearing characteristics [D]. Xuzhou， Jiangsu： China University of Mining and Technology， 2018. （in Chinese）

[12] ?方祥位， 龍開(kāi)荃， 劉漢龍， 等. 一種土壤固化劑材料和快速固化淤泥的方法： 202118001622.7 [P].

FANG X W， LONG K Q， LIU H L， et al. A soil stabilizer and method for rapidly solidifying sludge： China 202118001622.7 [P]. （2021）.

[13] ?龍開(kāi)荃. 淤泥快速固化及力學(xué)特性研究[D]. 重慶： 重慶大學(xué)， 2022.

LONG K Q. Study on rapid solidification of sludge and mechanical properties of solidified sludge [D]. Chongqing： Chongqing University， 2022.

[14] ?ZHANG X C， FANG X W， LIU J L， et al. Durability of solidified sludge with composite rapid soil stabilizer under wetting-drying cycles [J]. Case Studies in Construction Materials， 2022， 17： e01374.

[15] ?雷華陽(yáng)， 劉廣學(xué)， 周駿. 吹填場(chǎng)區(qū)雙層軟黏土地基承載特性及破壞模式[J]. 巖土力學(xué)， 2019， 40（1）： 260-268， 394.

LEI H Y， LIU G X， ZHOU J. Bearing property and failure mode of double-layer soft clay grounds in a dredger fill site [J]. Rock and Soil Mechanics， 2019， 40（1）： 260-268， 394. （in Chinese）

[16] ?談至明， 姚堯， 郭晶晶. 文克勒地基板極限承載力的彈塑解[J]. 同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版）， 2016， 44（5）： 730-733.

TAN Z M， YAO Y， GUO J J. Elastic-plastic solution to ultimate bearing capacity of plate on winkler foundation [J]. Journal of Tongji University （Natural Science）， 2016， 44（5）： 730-733. （in Chinese）

[17] ?談至明， 從志敏， 姚堯. 再論文克勒地基板極限承載力的彈塑性解[J]. 中國(guó)公路學(xué)報(bào)， 2019， 32（11）： 129-136.

TAN Z M， CONG Z M， YAO Y. Re-discussion on elastic-plastic solution of the ultimate bearing capacity of a plate on a Winkler foundation [J]. China Journal of Highway and Transport， 2019， 32（11）： 129-136. （in Chinese）

[18] ?王秉綱. 彈性半空間地基混凝土路（地）面的承載力分析[J]. 長(zhǎng)安大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版）， 1986， 6（1）： 8-14.

WANG B G. Load-carrying capacity of cnocrete pavements on the semi-space elastic foundation [J]. Journal of Chang， an University （Natural Science Edition）， 1986， 6（1）： 8-14. （in Chinese）

[19] ?SNEDDON I N. 富利葉變換[M]. 何衍王睿，張燮，?譯. 北京： 科學(xué)出版社， 1958.

SNEDDON I N. Fourier transformation[M]. Translated by HE Y X，?ZHANG X. Bijing： Science Press， 1958. （in Chinese）

[20] ?凌建明， 劉詩(shī)福， 袁捷. 剛性道面彎沉盆重心距離法及回歸模型[J]. 同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版）， 2018， 46（12）： 1683-1689.

LING J M， LIU S F， YUAN J. Improved area back-calculation method for rigid pavement and its regression model [J]. Journal of Tongji University （Natural Science）， 2018， 46（12）： 1683-1689. （in Chinese）

（編輯??王秀玲）