干濕循環作用下污泥固化土三維力學特性研究

徐 健，趙 緒，馬銳敏，楊愛武，楊少坤

（1.天津城建大學天津市軟土特性與工程環境重點實驗室，天津 300384；2.東華大學 環境科學與工程學院，上海 201620）

隨著工業化程度和城市化水平的提高，我國污水排放量日益增加，加之長期以來污水處理廠存在著嚴重的“重水輕泥”現象[1-2]，造成城市污泥利用率低下。污泥含水率高，力學性質差，且含有大量的病原體、微生物和重金屬等有害物質，若處理不當將造成嚴重的二次污染和生態問題[3]。通過對污泥進行固化處理，可生成一種擁有完整結構且具備一定強度的固化體[4-5]。固化處理后的污泥物理力學指標明顯提高，有機質和重金屬浸出含量大幅降低，且比原污泥更易于處理和運輸，從而能夠將城市污泥轉化為穩定安全的路基填墊料使用，以滿足工程需求和環境需要[6]。

近些年，國內外學者在城市污泥固化以及土體三維力學特性等方面進行了大量的試驗研究并取得了諸多成果。Sun等[7]發現僅采用水泥固化污泥時，固化體的強度增長較為緩慢，很難達到資源化利用或填埋的要求；Xin等[8]通過將不同種類的混合水泥黏結劑摻入高有機含量活性污泥中，并對污泥固化土的無側限抗壓強度和重金屬浸出率進行了研究；Cheilas等[9]通過在水泥固化污泥土中添加一定比例的黃鉀鐵礬和明礬石，發現兩者的摻入對土體強度有顯著降低作用，而浸出重金屬含量明顯減少；林城[10]利用鈣基膨潤土作為添加劑輔助水泥固化處理污泥，并對處理后污泥的基本力學性質和污泥中污染物穩定性控制的效果展開研究；李磊等[11]以水泥和膨潤土為固化材料處理的污泥為研究對象，對其質量、體積、含水率及強度等參數進行測定，發現一定摻入量的水泥可以明顯提高固化體的物理穩定性，膨潤土對固化體的干濕耐久性影響呈現出兩面性；易進翔等[12]通過對不同水泥摻量和不同初始孔隙比的污泥固化土進行壓縮試驗發現，水泥摻量大于30%時，壓縮指數減小的幅度不大，壓縮指數隨著初始孔隙比的增加而增大；吳炎等[13]采用紙漿渣燒結灰（PS灰）和水泥對污泥進行固化，結果表明固化污泥的無側限抗壓強度與PS灰和水泥含量呈“階梯形”分布；Callisto等[14]對比薩斜塔下的原狀軟土進行真三軸試驗后，發現土體的抗剪強度指標較普通三軸試驗明顯增大；Kirkgard等[15]對舊金山灣淤泥分別進行不排水條件下的常規三軸試驗和真三軸試驗，對比分析了中主應力變化對淤泥應力-應變關系產生的影響；楊利國[16]通過壓實黃土在不同中主應力系數和不同圍壓下的真三軸試驗發現，中主應力對黃土強度有一定的加固作用；而相對于常規三軸試驗結果，土體在三維應力狀態下的變形性狀和強度指標明顯互異[17-19]。

綜上所述，針對城市污泥的試驗成果多集中在污泥固化以及固化體常規力學特性等方面，對于污泥固化土三維力學特性的研究極為少見。而污泥固化土處于自然環境條件下不可避免地會受到環境氣候變化引起的干濕循環作用，其力學特性是否滿足工程需求尚需進一步探討。基于此，本文對處理后的污泥固化土開展不固結不排水條件下的真三軸試驗，探討其在干濕循環作用下的應力-應變特征和強度指標變化規律，并構建能夠考慮不同圍壓及中主應力比影響的初始彈性模量和主應力差漸近值預測公式，為固化土應用于相關工程實踐提供理論支撐。

1 試驗簡介

1.1 試驗土樣及制備

試樣取自天津濱海新區某污泥填埋廠，呈固態且有濃烈腐臭氣味，取回后裝入塑料盒中進行密封、遮光保存，保持溫度在20℃左右，防止污泥水分流失和有機質降解。其基本物理性質為：含水率385.5%，有機質58.2%，密度1.1 g/cm3，比重1.6，pH值7.1。

城市污泥含水率高并含有大量難降解有機物，直接進行固化需要投入大量固化材料，且影響固化效果，因此在污泥固化前，先添加20%的生石灰靜置9 d進行消化處理，以達到降低含水率和分解有機質的效果，滿足消化作用的技術性和經濟性[4]。干土原材料為天津濱海新區海積性軟黏土，將其置于烘箱24 h以保證足夠干燥，再用球磨機粉碎過1mm篩。試驗所用固化劑為自主研發，已申請專利[20]。固化劑主劑即普通硅酸鹽水泥，對污泥固化土強度的發揮起主要作用；固化劑輔劑分為輔劑1和輔劑2兩種，起催化作用，加快強度增長速率和增大最終強度。

在污泥固化土制備過程中，分別考慮A（污泥∶干土）、B（水）、C（固化劑主劑）、D（固化劑輔劑1）及E（固化劑輔劑2）共5種因素對土體力學特性的影響，各因素及水平設置見表1。以固化土7 d無側限抗壓強度為評判指標，進行正交試驗，結果見表2。

表1 正交試驗因素和水平Table 1 Factors and levels of the orthogonal test

表2 正交試驗結果分析Table 2 Analysis of the orthogonal test results

表2中，A、B、C、D、E代表各影響因素，S代表某一因素在不同水平下無側限抗壓強度之和，M代表對應S的平均值，極差R為某一因素在不同水平下M的最大值和最小值之差。由表2可以得到污泥固化土的最佳配比為A1 B5 C4 D3 E5。工程實踐中，在考慮固化土強度要求和材料造價的同時，應盡可能多地消耗污泥，故選擇A2（25%∶75%）、B4（40%）、C2（10%）、D5（0.6%）、E3（0.3%）作為污泥固化土制備的最終配比方案。最終配比下養護齡期28 d污泥固化土試樣的含水率41.7%，密度1.75 g/cm3，干密度1.24 g/cm3，無側限抗壓強度360.7 kPa。可見含水率大幅降低，無側限抗壓強度增長明顯，且能達到養護齡期60 d強度的90%以上，因此后續試驗均選擇養護齡期28 d的固化土試樣。

1.2 干濕循環次數的確定

制作7組試樣（每組3個平行樣），在恒溫恒濕條件下養護28 d后，包裹保鮮膜防止水分流失，常溫環境中濕化24 h，再置于恒溫恒濕箱中（35℃）干化12 h，如此完成1次干濕循環過程。每次干濕循環結束后取1組試樣進行無側限抗壓強度試驗，得到無側限抗壓強度與干濕循環次數（N）之間的關系曲線（圖1）。

圖1 無側限抗壓強度與干濕循環次數間關系Fig.1 Relationship between the unconfined compressive strength and drying-wetting cycles

由圖1可知，2次干濕循環之前，污泥固化土無側限抗壓強度會有所增長，超過2次后，無側限抗壓強度迅速降低。當循環次數超過5次之后，固化土強度衰減量隨干濕循環次數增加而顯著減小，曲線漸趨平緩。循環次數達到7次以后，干濕循環對無側限抗壓強度的影響甚微，強度趨于穩定狀態。這與固化劑同土顆粒和水之間發生一系列水化反應所產生的膠結物質以及固化土中影響強度的重金屬物質相關。這些膠結物質增加了各種顆粒之間的黏結力，使土體具備了一定的抵抗干濕效應能力，土體在經過最初幾次干濕循環作用后，其內部重金屬部分失去，顆粒間重組，致使土體強度有增長趨勢。隨著干濕循環次數的增加，重金屬離子運動趨于穩定，同時土體內部由于失水干縮與吸水濕脹出現較多裂縫，導致土體強度急劇下降。而在經過一定次數（5次）的干濕循環作用后，裂縫不再繼續擴大，表現為強度降低幅度明顯變緩。此外，污泥固化土是一種結構性很強的土體[21]，當循環次數較少時，土體內部較松散、易破壞的不穩定粒群在干濕循環作用下迅速遭到破壞，導致土體強度降低。而當循環次數增加到一定次數后，土體內部不穩定粒群及松散體已完全破壞，此時土體強度將由內部穩定結構提供，土顆粒之間的黏結力和干濕循環作用產生的應力逐漸趨于平衡，因此隨干濕循環次數的繼續增加，污泥固化土的無側限抗壓強度不再繼續降低而漸趨穩定狀態。據此選擇0，1，3，5，7，10次干濕循環次數作為試驗條件較為合適。

1.3 真三軸試驗方案

為研究污泥固化土作為路基填料的強度和變形特性，采用美國GCTS公司生產的SPAX-2000真三軸試驗儀，通過應力控制式加載。試樣尺寸為長×寬×高=75mm×75mm×150mm，圍壓選用20，40，60 kPa，中主應力比b取為0.00，0.25，0.50，0.75，1.00，干濕循環溫度取35，20℃，干濕循環次數取0，1，3，5，7，10次，采用不固結不排水剪切方式。試驗過程中，先對養護好的試樣進行不等次數的干濕循環作用，再對其進行三維應力狀態下的加載，即讓土樣處于三相初始應力狀態，然后保持水壓不變，也即小主應力σ3不變，同時增加豎向大主應力σ1和水平向中主應力σ2，并控制σ1和σ2的增量比Δσ2/Δσ1=b（中主應力比）不變，直到試驗結束。

2 試驗結果與分析

2.1 應力-應變曲線

圖2為污泥固化土在圍壓為20，40，60 kPa時，不同中主應力比狀態下經過不同干濕循環次數后的應力-應變曲線。由圖2可以發現以下規律：

（1）相同圍壓條件下，曲線初始階段都近似表現為線性關系，同一干濕循環次數下，曲線斜率隨著b值增大而越來越陡，破壞應力即出現轉折點的偏應力逐漸增大。相同b值下，破壞應力隨循環次數增大逐漸減小。當循環次數大于5時，轉折點對應的值趨于平緩。其他條件相同時，破壞應力隨圍壓的增大總體呈現出增大趨勢。這主要是因為在三維應力狀態下，隨著b值的增大，側向約束力增加，從而提高了土體抵抗變形的能力；而保持b值不變時，隨干濕循環次數的增加，土體內部結構受水分子的影響，土顆粒進行重組，土體結構性變差，因此其破壞應力在干濕循環初始階段顯著下降。循環次數大于5次后，土體結構性受水分子的影響逐漸變弱，土體內部顆粒基本穩定，破壞應力降低幅度漸趨穩定。

（2）相同干濕循環次數下，破壞應變值隨b值和圍壓的增加而增大。圍壓為20，40，60 kPa時的平均破壞應變值分別為1.05%、1.15%、1.31%，土體破壞形式呈脆性破壞。

（3）在b值較小、循環次數小于3時，曲線產生應變軟化現象，隨著圍壓和b值的增大，試樣應變軟化現象逐漸消失，表現為硬化現象。這是由于土體本身存在一定的結構性，在外力足夠小時，試樣處于穩定狀態，此時應力不變，應變仍然處于上升狀態。此后，外力逐漸增大，土體結構性破壞，試樣出現脆性破壞，也即應變隨應力增大而呈現緩慢增長趨勢。

圖2 不同圍壓時的應力-應變曲線Fig.2 Stress-strain curves under different confining pressures

（4）經過干濕循環1，3，5，7，10次之后，不同圍壓下污泥固化土的破壞應力值均呈現出下降趨勢，與0次循環相比，破壞應力下降值分別為6.71%、12.7%、4.29%、1.21%、0.27%。可見，破壞應力在干濕循環作用初始階段下降比率較大，以循環次數第3次時達到最高，超過5次以后降低幅度趨于平緩。分析可知，土體內部較松散、易破壞的不穩定粒群在最初幾次干濕循環作用下迅速遭到破壞，致使土體強度急劇降低。而當循環次數增加到一定次數后，土體內部不穩定結構已徹底破壞，此時土體強度由內部穩定結構提供，從而受干濕循環作用的影響大幅減弱。

2.2 考慮中主應力比影響的c、φ值變化

根據摩爾庫倫破壞理論對污泥固化土應力-應變曲線進行研究，得到其在不同干濕循環次數時3組圍壓下的抗剪強度包線，分析可得固化土在不同中主應力比下c、φ值隨干濕循環次數的變化曲線（圖3）。

圖3 不同干濕循環次數下c，φ值變化曲線Fig.3 Changes of c and φ under different drying-wetting cycles

從圖3可看出，3種圍壓作用下污泥固化土c、φ值均隨干濕循環次數的增大呈現降低趨勢，并最終漸趨穩定。不同中主應力比條件下的c值變化趨勢可采用式（1）對其進行描述：

式中：c——黏聚力；

A、B、D——試驗參數；

R2——擬合度，具體參數值見表3。

表3 不同中主應力比下的參數值Table 3 Parameter values under different medium principal stress ratios

由表3可以看出，R2均在0.95以上，說明采用式（1）能較好地描述污泥固化土c值的變化情況。由表3還可以發現，參數A、B、D值與中主應力比b之間具備良好的線性關系：

將式（2）～（4）代入式（1），得到污泥固化土c值與干濕循環次數N、中主應力比b之間的關系式：

同理，可以建立φ與干濕循環次數N以及中主應力比b之間的關系式：

采用式（5）、式（6）對考慮中主應力影響下污泥固化土的c、φ值進行計算，并與常規三軸試驗得到的c、φ值進行比較，發現常規三軸下的數據值低出6%～10%，表明將常規三軸試驗數據應用于工程會偏于保守，考慮中主應力影響后固化土強度值將增大6%～10%，因此應用真三軸試驗參數可充分利用土體力學指標，對于節省工程造價具有重要的應用價值。

2.3 考慮中主應力比影響的Ei、（σ1?σ3）ulti值變化

由圖3可以看出，其變化趨勢基本一致，因此，取干濕循環次數N=0、中主應力比b=0.25條件下，對其應力-應變關系進行變換，得到ε1/（σ1?σ3）與ε1之間的關系曲線（圖4）。由圖4可知，曲線并不具備良好的線性關系，而在鄧肯-張模型中，應力-應變均呈現線性關系。因此考慮對圖4在ε1=1.0處進行分段研究，分段曲線變化情況如圖5所示。

圖4 ε1/（σ1?σ3）與ε1間關系曲線Fig.4 Relationship between ε1/（σ1?σ3）and ε1

由圖5得到2段應力-應變曲線趨勢線，見表4。由表4可知，R2均在0.98以上，說明2段應力-應變曲線均具有良好的線性關系。可以看出，圍壓為20，40，60 kPa時各曲線的變化趨勢基本相同，限于篇幅，本文僅選取圍壓40 kPa時的ε1/（σ1?σ3）～ε1的關系曲線來研究污泥固化土在不同中主應力比b條件下的初始彈性模量Ei和主應力差漸近值（σ1?σ3）ulti變化情況，結果如圖6所示。

圖5 ε1/（σ1?σ3）～ ε1關系曲線的第一段（a）和第二段（b）Fig.5 Relationships of ε1/（σ1?σ3）and ε1 of（a） the first segment and（b） the second segment

表4 ε1/（σ1?σ3）～ ε1關系曲線趨勢線Table 4 Tendency lines of the relationship between ε1/（σ1?σ3）and ε1

對圖6曲線進行分析，可以得到不同中主應力比下污泥固化土1/Ei、1/（σ1?σ3）ulti變化曲線隨干濕循環次數N變化的函數關系。基于試驗數據，建立初始彈性模量Ei與循環次數N之間的關系式：

式中：P、S、T——試驗參數，見表3。

對各參數P、S、T與中主應力比b間的關系繼續進行線性分析，得到參數P、S、T的表達式如下：

圖6 不同中主應力比下1/Ei和1/（σ1?σ3）ulti值變化曲線Fig.6 Change of 1/Ei and 1/（σ1?σ3）ulti under different medium principal stress ratios

將式（8）～（10）代入式（7），得到初始彈性模量Ei與干濕循環次數N以及中主應力比b之間的關系式：

同理，可以建立主應力差漸近值（σ1?σ3）ulti與干濕循環次數N以及中主應力比b之間的關系式：

對不同圍壓下的試驗數據進行分析，綜合得出不同圍壓下考慮中主應力比和干濕循環次數的初始彈性模量Ei和主應力差漸近值（σ1?σ3）ulti的關系式：

為了驗證式（13）和式（14）的準確性，取圍壓20 kPa、b=0.00、b=0.50和圍壓60 kPa、b=0.00、b=1.00，分別得到Ei和（σ1?σ3）ulti在不同干濕循環次數下的預測值與試驗值，對比結果如圖7所示。

圖7 1/Ei和1/（σ1?σ3）ulti試驗值與預測值對比結果Fig.7 Comparison of the test values and predicted values of 1/Ei and 1/（σ1?σ3）ulti

圖7表明預測值與試驗值整體上較為接近，說明上述公式可以有效預測污泥固化土在不同圍壓下考慮中主應力比和干濕循環次數影響的Ei和（σ1?σ3）ulti變化情況。

3 結論

（1）污泥固化土應力-應變曲線初始階段均近似表現為線性關系，同等條件下，破壞應力隨中主應力比b的增大而增大。相同b值下，破壞應力隨循環次數增大而逐漸減小。經過干濕循環1，3，5，7，10次之后，不同圍壓下污泥固化土的破壞應力值均呈現下降趨勢，破壞應力在干濕循環作用初始階段下降比率較大，當循環次數超過5次以后降低幅度趨于平緩。

（2）相同干濕循環次數下，破壞應變值隨b值和圍壓的增加而增大。在b值較小、循環次數小于3時，應力-應變曲線產生應變軟化現象，隨著圍壓和b值的增大表現為硬化型。

（3）污泥固化土c、φ值隨干濕循環次數的增大呈現出降低趨勢，最終漸趨穩定。對不同中主應力比條件下的c、φ值變化趨勢進行分析，分別構建出其與干濕循環次數以及中主應力比b之間的關系式。

（4）根據不同中主應力比條件下污泥固化土的初始彈性模量Ei和主應力差漸近值（σ1?σ3）ulti變化趨勢，建立了不同圍壓下考慮中主應力比和干濕循環次數影響的Ei、（σ1?σ3）ulti關系式。