陳雄志， 毋文濤， 張 軍， 芮大虎，， 李國玉， 伊藤譲

（1.江西地質(zhì)局第三地質(zhì)大隊，江西九江 332000； 2.河南理工大學土木工程學院，河南焦作 454000； 3.中國科學院西北生態(tài)環(huán)境資源研究院凍土工程國家重點實驗室，甘肅蘭州 730000； 4.攝南大學土木工學科，日本大阪 572-8508）

0 引言

污染土壤修復分為原位修復和異位修復。原位修復不挖掘土壤而就地進行修復治理，成本較低。因此原位修復技術(shù)在土壤修復中優(yōu)勢越加明顯，在美國超級基金支持的污染土壤修復計劃中，原位修復技術(shù)所占比例逐年上升［1］。其中土壤淋洗不僅可快速將污染物從土壤中移除，在短時間內(nèi)完成高濃度污染土壤的治理，而且具有適用污染物類型范圍廣、治理效果穩(wěn)定的優(yōu)點，受到廣泛關(guān)注和研究［2-3］。

土壤淋洗技術(shù)具有高效快速、形式多樣、治理效果穩(wěn)定等優(yōu)點，但是黏粒含量超過30%的土壤，就不適合采用土壤淋洗技術(shù)。黏土顆粒的較大比表面積對重金屬的強烈吸附和其低滲透性，減弱了淋洗液與污染物接觸反應，導致淋洗效率低下，從而制約土壤淋洗廣泛應用于工程實踐［4-6］。

關(guān)于黏性土的淋洗研究，大多采用實驗室攪拌淋洗或蠕動泵驅(qū)動的小土柱淋洗方式，以強化淋洗液與土壤的傳質(zhì)過程，從而提高淋洗效率［7-8］。但是這些實驗所用的土壤質(zhì)量和淋洗液用量較少，與實際的土壤淋洗有較大差異。

Gabr 等［9-10］首次將軟土地基處理中常用的塑料排水板引入到細粒土的修復系統(tǒng)中，開發(fā)了豎井淋洗系統(tǒng)，將原只適合砂土及粗顆粒土的淋洗技術(shù)擴展到滲透系數(shù)為1×10-3～1×10-8cm·s-1的粉土甚至是幾乎不滲透的黏性土。Quaranta 等［11］通過小型豎井淋洗模型實驗，研究了真空泵負壓和抽液速率之間的關(guān)系，并分析了排水板的影響范圍及淋洗效率；Welker 等［12］針對受溴化鉀污染的黏性土（滲透系數(shù)為1×10-5cm·s-1）開展了小型豎井淋洗模型試驗，發(fā)現(xiàn)污染土體中監(jiān)測井內(nèi)的污染物濃度在100 h 內(nèi)明顯下降，修復效果顯著；Shin 等［13］分別針對100%砂性土、80%細砂和20%高嶺土的混合土樣，通過豎井淋洗模型實驗，研究了真空負壓和塑料排水板影響范圍；唐曉武等［14］指出Gabr 所采用的抽/注水邊界條件存在的問題，并通過建立合理抽/注水邊界條件，推導了一維、二維和軸對稱淋洗工況下污染物消弭的解析解。

豎井淋洗技術(shù)在實際工程應用中，負壓抽吸期間抽液井和注液井之間土體中容易出現(xiàn)滲流通道形成優(yōu)先流。優(yōu)先流的形成引起淋洗液不能夠與吸附于土顆粒上的污染物充分接觸，導致淋洗效率逐漸降低［15］，從而制約豎井淋洗技術(shù)在低滲透性黏性土中的工程應用。

基于以上背景，本文提出了人工凍結(jié)法協(xié)同豎井淋洗修復污染黏性土的方法。其原理如圖2 所示，人工凍結(jié)條件下，未凍土側(cè)水分在向凍結(jié)鋒面遷移，以強化水或淋洗液與土中污染物接觸反應；融化期間結(jié)合抽液井，將融化水（淋出液）抽吸到地表完成淋出液與污染土壤的分離。

圖1 豎井淋洗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Diagram of PVD-enhanced system

圖2 人工凍結(jié)法協(xié)同豎井淋洗修復污染土壤示意圖Fig.2 Diagram of artificial freezing method cooperating with PVD-enhanced system for remediation of polluted soil

關(guān)于凍融-淋洗技術(shù)研究，芮大虎等以鉛、鎘復合污染黏性土為研究對象，進行了土柱淋洗實驗［15-18］。結(jié)果表明，利用凍脹過程中吸水現(xiàn)象使淋洗液進入土中，通過融沉過程中排水現(xiàn)象收集淋出液的思路可行，為今后利用季節(jié)凍土區(qū)特有的凍融交替現(xiàn)象，修復季節(jié)凍土區(qū)重金屬污染黏性土提供了新的思路。

本文為擴大凍融-淋洗技術(shù)的適用范圍，通過人工凍結(jié)-豎井淋洗模型試驗，開展人工凍結(jié)條件下溫度場、水分場及融化期排水方式等基礎(chǔ)研究，以期為今后人工凍結(jié)法協(xié)同豎井淋洗原位修復污染黏性土提供借鑒和參考。

1 試驗材料及方法

1.1 土樣

土樣取自河南焦作某冶煉場附近農(nóng)田土壤，采樣深度0～30 cm，屬于粉質(zhì)黏土。按照《土工試驗方法標準》（GBT50123—1999）進行了界限含水率、顆粒分布和擊實試驗等，結(jié)果如表1所示。

表1 土樣的基本物理性質(zhì)Table 1 Basic physical properties of soil samples

1.2 模型試驗裝置

如圖3所示，模型試驗裝置包括土槽、人工凍結(jié)系統(tǒng)、豎井淋洗系統(tǒng)、自動補水裝置、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。土槽由左、右兩側(cè)補水槽和中間土槽組成，其尺寸為170 cm×100 cm×100 cm。土槽外部包裹保溫棉，以免與外界發(fā)生熱交換損失冷量。

圖3 人工凍結(jié)-豎井淋洗模型試驗裝置Fig.3 Model device of artificial freezing and PVD-enhanced system

凍結(jié)系統(tǒng)由凍結(jié)板、去（回）路鹽水輸送管及低溫鹽水箱組成。凍結(jié)板材質(zhì)為不銹鋼，其尺寸為長50 cm、寬40 cm、厚8 cm。豎井淋洗系統(tǒng)包括抽液井、補水槽、真空泵及水氣分離裝置。抽液井采用排水固結(jié)法中常用的寬100 mm、厚4 mm的塑料排水板，將塑料排水板對稱垂直插入距凍結(jié)板30 cm處。

自動補（排）水裝置由電子天平、清水泵、儲水桶及水位控制器組成，其補水量（排水量）通過電子天平自動記錄儲存。傳感器的布置如圖4 所示，土中溫度的測定采用K 型熱電偶，距土槽底部25 cm 的水平上，以凍結(jié)板為軸左右對稱共布置44個；土中水分的測定采用TDR 水分計，以凍結(jié)板為中心每隔10 cm 共布置10 個。TDR 水分計根據(jù)電磁波在介質(zhì)中傳播頻率測量土壤的表觀介電常數(shù)計算土體體積含水量，無法測得凍土中含冰量，只能測定凍土中液態(tài)水（未凍水）的體積含水率。

圖4 傳感器布置圖Fig.4 Arrangement of sensors

1.3 試驗步驟

（1）將風干土樣按照20%的含水率配制土樣1 300 kg，然后分層擊實制成140 cm×100cm×50 cm土體，土體密度約為1.62 g·cm-3。填土完成后靜置72 小時，以保證土中含水率均勻。通過變水頭滲透試驗方法測得土樣滲透系數(shù)為4.29×10-7cm·s-1。

（2）凍結(jié)開始前，向左右兩側(cè)水槽補水，并通過自動補水裝置保證水位高度土體上端齊平。待到兩側(cè)補水槽中水位不變，土水勢達到平衡后，進行鹽水循環(huán)開始凍結(jié)土體。

（3）采用分步階梯降溫模式凍結(jié)土體，當土體不再吸水時停止凍結(jié)（溫控方式見圖5）。

圖5 鹽水箱溫度與凍結(jié)板表面溫度Fig.5 Temperature of the saltwater tank and freezing plate surface

（4）根據(jù)土體融化期排水方式不同分為工況（1）和工況（2）。

工況（1）：土體融化期采用自然排水的模式，即融化水向兩側(cè)水槽自然排出，此時將自動補水裝置轉(zhuǎn)換為自動排水裝置，保證排水期間水槽水位與土樣上端齊平。工況（1）中，0～288 h 為凍結(jié)-吸水、288～492 h 為融化期自然排水階段，試驗時間總計492 h；

工況（2）：工況（1）試驗結(jié)束后，重復步驟（2）、（3），實施第二次凍融循環(huán)。土體融化期采用負壓抽吸的模式，即啟動豎井淋洗系統(tǒng)，利用負壓抽吸土中孔隙水（融化水）。工況（2）中，0～335 h 為凍結(jié)期吸水、335～430 h為土體融化、430～460 h為-20 kPa負壓抽吸、460～507 h為-30 kPa負壓抽吸階段，試驗時間總計507 h。

2 試驗結(jié)果與及分析

2.1 凍結(jié)模式與土中溫度

凍融-淋洗之所以能夠有效去除黏性土中污染物，其主要原因為，未凍土側(cè)水分（淋洗液）通過黏土顆粒表面薄膜水向凍結(jié)鋒面遷移，能夠強化淋洗液與吸附于黏土顆粒的重金屬污染物充分接觸反應；其次反復凍融破壞土顆粒原有結(jié)構(gòu)，有助于淋洗液與土顆粒充分接觸，從而能夠提高淋洗效率［17-18］。

根據(jù)凍融-淋洗技術(shù)的特點，為了增大凍結(jié)過程中水分遷移量，采用分步降溫模式。與連續(xù)凍結(jié)模式相比，分步凍結(jié)模式更容易使土體產(chǎn)生凍脹，并吸收更多的水分。該凍結(jié)模式使得凍結(jié)緣內(nèi)溫度梯度較大，而其水分遷移量與溫度梯度成正比［19］。

凍結(jié)板的降溫模式如圖5所示。將鹽水箱初始溫度設(shè)置為-4 ℃，然后以-2 ℃·d-1冷卻速率降至設(shè)定值-22 ℃，降至設(shè)定值后保持不變。凍結(jié)初期，鹽水箱與凍結(jié)板的溫差達到2.7 ℃，降至設(shè)定值后凍結(jié)板表面實測溫度為-16.3 ℃，與鹽水箱溫度相差達到5.7 ℃。其原因與凍結(jié)板表面與周圍土體之間的能量交換及鹽水循環(huán)系統(tǒng)傳遞冷媒過程中能量損耗有關(guān)。

圖6 為凍結(jié)融化期間軸線③（具體位置見圖4）上不同測點溫度的分布。圖6 中橫軸0 cm 為凍結(jié)板位置，左右兩側(cè)為以凍結(jié)板為中心不同距離的土體溫度。

圖6 凍結(jié)期軸線③上各距離點溫度分布Fig.6 Temperature distribution of each point on the axis③

土中溫度變化可分為三個階段，快速降溫、緩慢降溫、穩(wěn)定階段。工況（1）中，0～92 h 為快速降溫階段，降溫3 h 后土體出現(xiàn)負溫。凍結(jié)初期未凍土區(qū)水分來不及向凍土區(qū)遷移發(fā)生原位凍結(jié)，導致凍結(jié)鋒面的推移速度快。在“凍吸力”作用下兩側(cè)水槽中水分開始向凍土側(cè)遷移，遷移水凍結(jié)成冰釋放潛熱，導致凍結(jié)鋒面推移減緩［20］。此階段凍結(jié)板提供的冷量大于相變潛熱及水分遷移帶來的熱量，導致土體溫度整體下降。92～264 h 為緩慢降溫階段，距凍結(jié)板20 cm 之內(nèi)的土體降溫緩慢，凍結(jié)范圍進一步擴大。等溫線從冷端（凍結(jié)板）向兩側(cè)暖端（兩側(cè)補水槽）緩慢遷移，距凍結(jié)板20 cm 以外的土體溫度變化較小，始終處于正溫。264～288 h 為穩(wěn)定階段，土中水分凍結(jié)釋放的潛熱和凍結(jié)板提供的冷量達到平衡，土體溫度趨于穩(wěn)定。

工況（2）中，0～166 h 為快速降溫、166～310 h 為緩慢降溫、310～335 h為穩(wěn)定階段。相較于工況（1），工況（2）的降溫所用時間較長。由于工況（2）的環(huán)境溫度較高，導致凍結(jié)板提供的冷量需要抵消更多土體熱量，延遲了等溫線向兩側(cè)的推移，導致兩者的溫度場具有一定的差異。

2.2 凍結(jié)鋒面的推移

圖7 為軸線③（具體位置見圖4）上凍結(jié)鋒面隨凍結(jié)時間的變化。在相同凍結(jié)模式下，工況（1）和（2）的凍結(jié)鋒面的變化趨勢基本一致，分別在288 h和336 h 后達到最大值，水平方向最大凍土厚度分別達到20.2 cm 和16.3 cm。由圖可知，距凍結(jié)板5 cm 范圍內(nèi)，凍結(jié)鋒面推移速率基本一致，達到0.146 cm·h-1。隨后由于土中溫度梯度的存在，補水槽中水分向凍土側(cè)遷移，引起土中溫度重新分布，減緩了凍結(jié)鋒面的推進速率。工況（1）在凍結(jié)3 h后出現(xiàn)負溫，而工況（2）在凍結(jié)24 h后出現(xiàn)負溫。由于受凍結(jié)板的周圍含水率及環(huán)境溫度的影響，相同凍結(jié)模式下工況（2）的初始凍結(jié)時間較工況（1）延遲了21 h。

第三次熔頂發(fā)生在第一道氣環(huán)閉口間隙值較小的第二缸、第三缸，從表1看出，其二、三缸的閉口間隙值是偏小的，與第二次熔頂?shù)脑蝾愃?，其閉口間隙值偏小是造成拉缸、熔頂?shù)母驹颉?/p>

圖7 不同工況條件下凍結(jié)鋒面的推移Fig.7 Variation of freezing front under different test conditions

2.3 土中水分分布

圖8 為軸線③（具體位置見圖4）上各測點液態(tài)含水率隨時間的變化曲線。凍結(jié)初期，隨凍結(jié)板周圍土體溫度下降，未凍土區(qū)水分向凍結(jié)鋒面遷移，導致未凍土區(qū)含水率減小，同時補水槽中水分滲入土體以彌補未凍土區(qū)遷移走的水分。

由圖8 工況（1）可知，凍結(jié)鋒面推移至10 cm 測點時，該測點土中孔隙水開始凍結(jié)液態(tài)體積含水率減??；凍結(jié)鋒面推移過后，液態(tài)含水率逐漸趨于穩(wěn)定；融化階段，凍土中冰晶融化成水，含水率逐漸升高，并大于初始含水率。

圖8 各測點液態(tài)含水率與土體溫度Fig.8 Liquid moisture content and temperature in the soil of each point

凍結(jié)-吸水階段，距離凍結(jié)鋒面越近，土中液態(tài)水減小量越大，距凍結(jié)鋒面越遠，土中液態(tài)水的減小量就越小。10 cm、20 cm、30 cm、40 cm 和50 cm測點的液態(tài)含水率分別減小28.55%、21.62%、3.48%、1.54%和0.89%。當凍結(jié)鋒面推移至10 cm、20 cm 處，土中水分凍結(jié)成冰液態(tài)含水率急劇減小，而外界水源補給條件下，30 cm、40 cm、50 cm 測點含水率的變化較小。

在封閉條件下單向凍結(jié)時，未凍土側(cè)水分向凍結(jié)鋒面遷移，導致未凍土側(cè)含水率降低，而開放條件下未凍土側(cè)含水率變化不大，說明在一定的溫度梯度作用下補水槽中水分經(jīng)土顆粒表面向凍土側(cè)遷移。土體溫度升至正溫后，10 cm 處含水率由初始值33%增大至41.2%。

由圖8 工況（2）可知，分為凍結(jié)-吸水、融化、融化抽吸階段。其中，430～460 h為-20 kPa負壓抽吸、460～507 h為-30 kPa負壓抽吸階段。為防止凍土融化期間融化水向兩側(cè)補水槽遷移排出，凍土溫度回升至正溫前，結(jié)合預埋的塑料排水板，進行負壓抽吸。

負壓抽吸過程中，距凍結(jié)板10 cm和20 cm處含水率略有增大，而30 cm、40 cm、50 cm 處含水率保持不變。負壓的作用下，排水板與凍結(jié)板之間土體中孔隙水和氣體被抽出，土體發(fā)生固結(jié)，體積含水率隨之增大；而補水槽中水分流經(jīng)排水板與補水槽之間土體被抽至塑料排水板的過程中，體積含水率基本沒有變化，說明土體結(jié)構(gòu)沒有發(fā)生明顯的變化。

2.4 凍結(jié)期吸水量

圖9 為凍結(jié)期吸水量和吸水通量的變化曲線。由圖可知，宏觀上吸水量與凍結(jié)時間近似成正比。當土體溫度降低至其凍結(jié)溫度時，土中孔隙水開始凍結(jié)，且伴隨著冰晶的產(chǎn)生。在“凍吸力”的作用下，未凍土側(cè)水分連續(xù)不斷地向凍結(jié)鋒面遷移。由于土體兩端與外界補水槽連通，在土水勢的作用下外界的水分持續(xù)通過未凍土區(qū)向凍土區(qū)遷移［21］。

圖9 吸水量和吸水通量Fig.9 Amount of water intake flow and water intake flux

由圖9 可知，吸水通量峰值出現(xiàn)在快速降溫和緩慢降溫階段，而穩(wěn)定階段沒有出現(xiàn)峰值。工況（1）的峰值為3.8×10-6cm·s-1，工況（2）的峰值達到8.0×10-6cm·s-1，約為工況（1）的2.1 倍。其原因認為，凍融循環(huán)過程中，土中水經(jīng)歷反復的相變和遷移，導致土體結(jié)構(gòu)發(fā)生改變，有助于水遷移通道的形成，造成工況（2）的吸水通量的峰值大于工況（1）。

2.5 融化期不同排水模式

2.5.1 自然排水模式

凍結(jié)過程中，未凍土側(cè)水分向凍結(jié)鋒面遷移，完成凍結(jié)-吸水；融化過程中，凍土中的冰晶融化成水，并在自重作用下向下部遷移，發(fā)生排水固結(jié)，從而實現(xiàn)融化-排水。

圖10 為自然排水模式下吸水量與排水量的變化。由圖可知，凍結(jié)期吸水量隨凍結(jié)板溫度的降低而逐漸增大，融化期土中融化水向兩側(cè)水槽排水。凍結(jié)-吸水量和融化-排水量分別為22.78 L 和24.60 L，排水量略大于吸水量，說明凍融作用下土中部分原有的孔隙水也被排出。由此可知，利用土體的凍結(jié)-吸水現(xiàn)象，將水（淋洗液）注入到污染土體中，并通過融化-排水現(xiàn)象，將融化水（淋出液）從污染土體中分離的思路在水平凍結(jié)條件下也可以實現(xiàn)。

圖10 凍結(jié)-吸水和融化-排水Fig.10 Freeze-water absorption and thaw-water drainage

2.5.2 負壓抽吸模式

為了提高排水效率，采用了負壓抽吸模式。負壓抽吸過程中，保持注水速率和抽液速率一致是確保豎井淋洗系統(tǒng)成功運行的關(guān)鍵［12］。因為非飽和土體在負壓抽吸過程中抽液速率大于注水速率，容易導致抽液井附近土體發(fā)生固結(jié)，導致周圍土體滲透系數(shù)降低，影響排水效果。

圖11 為不同負壓條件下抽、注水量和抽、注水流速的變化。試驗采用分步式調(diào)節(jié)真空負壓，以控制抽液速率。融化期抽液時間總計77 h，其中前30 h 為-20 kPa 負壓抽吸、后47 h 為-30 kPa 負壓抽吸階段。由設(shè)置在排水板內(nèi)的真空測頭數(shù)據(jù)可知，抽吸開始后排水板內(nèi)真空度迅速達到設(shè)定值，但是沒有出現(xiàn)排水。抽吸4h后陸續(xù)排水，抽液速率逐漸增大并趨于穩(wěn)定，而此時兩側(cè)補水槽水位無變化，說明排水主要來自土中孔隙水。

圖11 抽、注水量與抽、注水流速Fig.11 Injection/extraction yield and rate

當負壓由-20 kPa 調(diào)整為-30 kPa 時，抽吸的影響范圍隨之增大，排水量明顯增加。當排水板的抽吸半徑達到補水槽一側(cè)時，補水槽水位開始下降，此時開啟自動補水裝置，以保證補水槽水位與土樣上端齊平。

抽吸過程中真空度的變化，導致抽、注水流速發(fā)生波動，當負壓為-20 kPa 時，其平均抽水流速為480 mL·h-1，-30 kPa 時抽水流速約為-20 kPa 時的1.5 倍，達到760 mL·h-1。外界補水14 h 后，抽水速率和注水速率接近一致。

2.6 討論

土壤淋洗的關(guān)鍵在于如何強化淋洗液與吸附于黏土顆粒的污染物充分接觸，以及如何有效將土壤與反應物的分離。豎井淋洗技術(shù)指通過淋洗液注入污染土體中，解吸、螯合、溶解土中污染物，并將其抽出到地表的修復技術(shù)。但是對于黏粒含量超過30%，其去除效效果差，不適合采用土壤淋洗技術(shù)。為此，作者提出了凍融協(xié)同化學淋洗修復重金屬污染黏性土的方案，即利用未凍土側(cè)水分在“凍吸力”作用下向凍結(jié)鋒面遷移的現(xiàn)象，結(jié)合化學淋洗技術(shù)，能夠解決黏性土淋洗困難的問題，為今后利用季節(jié)凍土區(qū)特有的凍融交替現(xiàn)象，修復季節(jié)凍土區(qū)重金屬污染黏性土提供了新的方法［15-17］。

本文為提高凍融-淋洗技術(shù)的適用性，開展了人工凍結(jié)協(xié)同豎井淋洗修復污染黏性土的可行性試驗。實驗數(shù)據(jù)表明，在水平凍結(jié)土體過程中，在一定的水分和溫度梯度條件下，未凍土側(cè)水分向凍土側(cè)水平遷移，完成凍結(jié)-吸水；融化過程中，無論采用融沉-排水還是結(jié)合豎井淋洗系統(tǒng)負壓抽吸模式，都能實現(xiàn)淋出液與土壤的分離，能夠解決抽液過程中抽液井和注液井之間土體容易形成滲流通道出現(xiàn)優(yōu)先流，導致淋洗效率低下的問題，為今后原位修復污染黏性土提出了新的思路。

人工凍結(jié)法協(xié)同豎井淋洗原位修復污染黏性土的方法，對凍結(jié)土的溫度、強度、范圍沒有具體要求，實施過程中只需要一定的冷量形成適宜的溫度梯度，即提供足夠的“凍吸力”，使淋洗液從暖端向冷端充分發(fā)生遷移就能達到修復目的。與人工地層凍結(jié)技術(shù)的原理不盡相同，避免了人工凍結(jié)土體需求大量冷量帶來的高成本問題，因此認為在實際工程應用中具有一定的現(xiàn)實性和普適性。

根據(jù)人工凍結(jié)工藝的特點，可進行多次凍融-淋洗，直至達到土壤環(huán)境質(zhì)量標準。但多次凍融-淋洗循環(huán)造成設(shè)備維護和運行費用高，導致修復成本增加。因此如何通過凍結(jié)板（冷端、暖端）之間溫度梯度的調(diào)節(jié)，在最小凍土體積條件下，使得淋洗液的遷移量達到最大化，從而縮短凍結(jié)時間和減少能耗是下一步的研究重點。

3 結(jié)論

本文通過人工凍結(jié)-豎井淋洗模型試驗，探討了原位修復污染黏性土的可行性，得到了如下結(jié)論：

（1）利用人工凍結(jié)法，通過凍結(jié)-吸水作用使水（淋洗液）進入土體，吸附于黏土顆粒的污染物接觸，然后結(jié)合塑料排水板技術(shù)將融化水（淋出液）抽取到地表，完成淋出液與土壤分離的方案可行。

（2）人工凍結(jié)法協(xié)同豎井淋洗方法，能夠解決抽液過程中抽液井和注液井之間土體容易形成滲流通道出現(xiàn)優(yōu)先流，導致淋洗效率低下的問題。

（3）該方法對凍結(jié)土的溫度、強度、范圍沒有要求，只需一定的冷量形成適宜的溫度梯度，即提供足夠的“凍吸力”使水（淋洗液）從暖端向冷端充分發(fā)生遷移就能達到修復要求，避免了人工凍結(jié)土體需求大量冷量帶來的高成本問題。