王元戰(zhàn)，孫春鵬，王 軒，陳艷萍，龔曉龍

（1.天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2.天津港（集團(tuán)）有限公司，天津 300461）

堿渣是氨堿法生產(chǎn)純堿時(shí)所產(chǎn)生的白色固體廢料，每生產(chǎn)1 t 純堿將會(huì)排出0.3～0.6 t 廢渣［1］.截至當(dāng)前，中國(guó)多地堿廠所排放的堿渣大量堆積［2-3］，堿渣的綜合利用已經(jīng)是一個(gè)重要的研究課題.

堿渣最有效的處理方法是將其用于工程填墊.根據(jù)工程實(shí)踐，用膠凝材料加固堿渣的效果遠(yuǎn)優(yōu)于原位加固［4］.眾多學(xué)者用粉煤灰、水泥、生石灰和高爐礦渣等材料對(duì)堿渣進(jìn)行固化處理，使其物理力學(xué)性能得到了不同程度的提高［4-7］.此外，也有學(xué)者直接將堿渣用于軟黏土加固［8-9］.然而，眾多學(xué)者大都只考慮土體性能而忽略了經(jīng)濟(jì)因素，且許多改良方案對(duì)摻入堿渣的含水率缺乏控制，同一方案中堿渣含水率的不同將導(dǎo)致?lián)饺雺A渣的干質(zhì)量不同，進(jìn)而產(chǎn)生不同的試驗(yàn)結(jié)果，這導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)論不具備可推廣性.另外，當(dāng)前對(duì)于復(fù)合堿渣土的研究大多僅限于探究其基本物理力學(xué)指標(biāo)，關(guān)于實(shí)際工程中的復(fù)雜工況鮮有研究.

軟黏土可取自工程場(chǎng)地，量大、造價(jià)低廉，是一種經(jīng)濟(jì)可行的摻和材料.本文摻入粉煤灰及軟黏土對(duì)堿渣進(jìn)行加固，綜合無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度（UCS）值及經(jīng)濟(jì)指標(biāo)，通過(guò)模糊評(píng)價(jià)法來(lái)確定其最優(yōu)配合比.模糊評(píng)價(jià)法對(duì)經(jīng)濟(jì)因素賦予權(quán)重，在保證了力學(xué)性能的同時(shí)考慮了加固成本.試驗(yàn)過(guò)程中在摻合比例上嚴(yán)格采用干質(zhì)量比，使試驗(yàn)結(jié)果具備一定的可推廣性.針對(duì)最優(yōu)配合比復(fù)合堿渣土進(jìn)行了劈裂抗拉試驗(yàn)以及不同固結(jié)圍壓、超固結(jié)比、固結(jié)比條件下的靜力三軸試驗(yàn)和蠕變?cè)囼?yàn)，進(jìn)一步探究了在復(fù)雜工況下復(fù)合堿渣土的力學(xué)特性，可以為堿渣在基礎(chǔ)工程中的應(yīng)用提供參考.

1 試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)材料

堿渣取自天津港的渣坑，取樣深度為地下2～4 m，其物理特性見(jiàn)表1（其中ωL、IP、CC、CS分別為飽和度（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，文中涉及的飽和度、液限等除特別說(shuō)明外均為質(zhì)量分?jǐn)?shù)或質(zhì)量比）、液限、塑性指數(shù)、回彈指數(shù)），化學(xué)組成見(jiàn)表2.

表1 堿渣的物理特性Table 1 Physical characteristics of soda residue

表2 堿渣的化學(xué)組成Table 2 Chemical composition of soda residue w/%

粉煤灰為二級(jí)粉煤灰，密度為2.55 g/cm3，堆積密度為1.12 g/cm3，其主要化學(xué)組成如表3 所示.

表3 粉煤灰的主要化學(xué)組成Table 3 Main chemical composition of fly ash w/%

軟黏土取自天津港濱海地區(qū)的軟黏土土層，其物理特性如表4 所示.其中：e為孔隙比.

表4 軟黏土的物理特性Table 4 Physical properties of soft clay

1.2 擊實(shí)試驗(yàn)

根據(jù)趙獻(xiàn)輝等［5］和冀國(guó)棟等［6］關(guān)于粉煤灰加固堿渣的配比研究，綜合考慮經(jīng)濟(jì)性與加固效果，選取5%、10%和15%（干質(zhì)量比）作為粉煤灰摻量，同時(shí)設(shè)計(jì)無(wú)粉煤灰摻入的對(duì)照組.在每組粉煤灰摻量均確定的前提下，將軟黏土占?jí)A渣與軟黏土總質(zhì)量比例由0%以每組10%為梯度上升至50%.綜上，粉煤灰摻量分為4 種，堿渣與軟黏土比例為6 種，共有24種配合比，如表5 所示.

1.3 無(wú)側(cè)限抗壓試驗(yàn)與劈裂抗拉試驗(yàn)

依據(jù)擊實(shí)試驗(yàn)得到表5 中F0-G1 至F15-G6 總計(jì)24 種復(fù)合堿渣土的最優(yōu)含水率與最大干密度，以95%壓實(shí)度制備尺寸為?80.0×39.1 mm 的試樣，試樣制備完成后以標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)條件分別養(yǎng)護(hù)至7、28 d.加入7 d 齡期是為了滿足施工進(jìn)度需求，掌握復(fù)合堿渣土的早期強(qiáng)度增長(zhǎng).每種配合比7、28 d 齡期各準(zhǔn)備3個(gè)平行試樣，養(yǎng)護(hù)至規(guī)定齡期后，通過(guò)應(yīng)變式無(wú)側(cè)限壓縮儀測(cè)定其無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度.

表5 復(fù)合堿渣土的配比方案Table 5 Proportion scheme of composite soda residue soil

采用模糊評(píng)價(jià)法，綜合考慮各配合比條件下的無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度與造價(jià)成本，選出最優(yōu)配合比；隨后，針對(duì)最優(yōu)配合比的復(fù)合堿渣土，將其養(yǎng)護(hù)至28 d，通過(guò)萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行劈裂抗拉強(qiáng)度試驗(yàn).

1.4 靜力學(xué)三軸試驗(yàn)

靜力學(xué)三軸試驗(yàn)針對(duì)最優(yōu)配合比復(fù)合堿渣土進(jìn)行，試驗(yàn)方案如表6所示.其中：OCR為超固結(jié)比，σc為固結(jié)圍壓，σs為剪切圍壓，K為固結(jié)比，σv0為軸向固結(jié)應(yīng)力.

表6 靜力學(xué)三軸試驗(yàn)方案Table 6 Static stress triaxial test scheme

1.5 靜荷載蠕變?cè)囼?yàn)

靜荷載蠕變?cè)囼?yàn)同樣針對(duì)最優(yōu)配合比復(fù)合堿渣土進(jìn)行，試驗(yàn)方案如表7 所示，選用分級(jí)加載的方式進(jìn)行試驗(yàn).采用5 級(jí)荷載的方式逐級(jí)施加，每級(jí)上部應(yīng)力增量取qf/5.其中：qf為試樣靜力抗剪強(qiáng)度，由靜力學(xué)三軸試驗(yàn)得到.

表7 靜荷載蠕變?cè)囼?yàn)方案Table 7 Static load creep test scheme

2 確定復(fù)合堿渣土的最優(yōu)配合比

通過(guò)擊實(shí)試驗(yàn)得到各配合比復(fù)合堿渣土的最優(yōu)含水率及最大干密度，以95%壓實(shí)度及最優(yōu)含水率制備無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試樣，進(jìn)而進(jìn)行無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，得到表5 中 F0-G1 至F15-G6 共24 種復(fù)合堿渣土的7、28 d 無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度，最后通過(guò)模糊評(píng)價(jià)法，綜合考慮其7、28 d 無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度及固化成本，確定最優(yōu)配合比.

2.1 擊實(shí)試驗(yàn)結(jié)果

通過(guò)擊實(shí)試驗(yàn)得到F0-G1 至F15-G6 共24 種摻入粉煤灰和軟黏土的復(fù)合堿渣土的最優(yōu)含水率及最大干密度，如表8 所示.由表8 可見(jiàn)：隨著軟黏土、粉煤灰摻量的提高，復(fù)合堿渣土的最大干密度逐漸增加，最優(yōu)含水率逐漸降低；軟黏土及粉煤灰均能起到填充孔隙和吸收水分的作用，但軟黏土的效果不及粉煤灰理想.

表8 不同配合比復(fù)合堿渣土的最優(yōu)含水率與最大干密度Table 8 Optimal moisture content and maximum dry density of composite soda residue soils with different mix proportions

2.2 無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果

復(fù)合堿渣土無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度隨粉煤灰摻量的變化如圖1 所示.由圖1 可見(jiàn)：復(fù)合堿渣土的無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度值隨著粉煤灰摻量的增加而逐漸增大；當(dāng)粉煤灰摻量為15%而無(wú)軟黏土摻入時(shí)，復(fù)合堿渣土的7、28 d無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度分別達(dá)到169.88、206.57 kPa；在相同粉煤灰摻量情況下，軟黏土的摻量越高，復(fù)合堿渣土的無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度值越大；當(dāng)粉煤灰摻量為15%，堿渣軟黏土比例達(dá)到1∶1 時(shí)，復(fù)合堿渣土的7、28 d 無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度分別達(dá)到212.07、255.37 kPa；當(dāng)同時(shí)有粉煤灰與軟黏土摻入時(shí)，復(fù)合堿渣土的28 d 無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度值較純堿渣土樣均有70 kPa 以上的提高.由此可見(jiàn)，粉煤灰、軟黏土均對(duì)堿渣起到了較好的加固作用.

圖1 復(fù)合堿渣土無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度隨粉煤灰摻量的變化Fig.1 Unconfined compressive strength of composite soda residue soil varies with the amount of fly ash mixed

2.3 模糊評(píng)價(jià)法確定最優(yōu)配合比

模糊評(píng)價(jià)法是一種能夠?qū)κ芏喾N因素影響的事件做出全面評(píng)價(jià)的多因素決策方法，對(duì)復(fù)合堿渣土最優(yōu)配合比的選取主要考慮了7、28 d 無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度及固化成本3 個(gè)因素.由調(diào)查可知，復(fù)合堿渣土中每加入1 kg（干質(zhì)量）粉煤灰的造價(jià)成本為0.200 元，每加1 kg（干質(zhì)量）軟黏土的造價(jià)成本為0.029 元.計(jì)算得到每種配合比土體每立方米的干質(zhì)量值，通過(guò)配合比對(duì)應(yīng)的比例，計(jì)算每種配合比對(duì)應(yīng)加入的粉煤灰及軟黏土干質(zhì)量，進(jìn)而得到每立方米復(fù)合堿渣土的加固費(fèi)用，具體見(jiàn)表9.

本文固化堿渣將用于工程填墊，需對(duì)固化成本進(jìn)行嚴(yán)格限制，且由于在施工過(guò)程中對(duì)進(jìn)度有著嚴(yán)苛要求，因此復(fù)合堿渣土7 d 強(qiáng)度同28 d 強(qiáng)度同等重要.但如若經(jīng)濟(jì)因素占據(jù)權(quán)重過(guò)高，則未摻入任何粉煤灰和軟黏土的純堿渣便為最優(yōu)配合比；如若力學(xué)因素占據(jù)權(quán)重過(guò)高，則加入粉煤灰和軟黏土最多的力學(xué)性質(zhì)最優(yōu)的復(fù)合堿渣土即為最優(yōu).參考陳永輝等［10］、李海龍等［11］和李志斌等［12］關(guān)于水泥土的研究，經(jīng)濟(jì)因素往往占據(jù)0.4 的權(quán)重，2 種力學(xué)因素各占0.3 權(quán)重.因此，本文同樣將經(jīng)濟(jì)因素賦予0.4的權(quán)重，7 d 無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度與28 d 無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度的權(quán)重均為0.3，綜上建立因素權(quán)重集A=（0.4，0.3，0.3）.

通過(guò)線性內(nèi)插法［13］對(duì)不同配合比下復(fù)合堿渣土的各項(xiàng)指標(biāo)進(jìn)行無(wú)量綱化，得到不同配合比下固化堿渣土經(jīng)濟(jì)力學(xué)指標(biāo)的賦分結(jié)果，如表9 所示.

表9 不同配合比復(fù)合堿渣土經(jīng)濟(jì)力學(xué)指標(biāo)的賦分結(jié)果Table 9 Scoring results of economic and mechanical indexes of composite soda residue soil with different mix proportions

將各配合比賦分結(jié)果改寫為矩陣R，第1 行為造價(jià)賦分結(jié)果，第2、3 行為7、28 d 無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度賦分結(jié)果，即式（1）.

對(duì)7、28 d 無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度和固化成本進(jìn)行綜合評(píng)價(jià)，即將賦分結(jié)果R與A進(jìn)行線性變換即可得到由F0-G1 到F15-G6 的模糊線性變換的加權(quán)結(jié)果B，如式（2）所示.

依據(jù)模糊評(píng)價(jià)原理，分值越高說(shuō)明其綜合評(píng)價(jià)效果越優(yōu)良，即選擇最大分值作為最優(yōu)摻量配比方案.依據(jù)式（2）結(jié)果，F(xiàn)10-G6 綜合得分最高，為0.604.因此，綜合考慮了經(jīng)濟(jì)性及7、28 d 無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度后，確定F10-G6 為最優(yōu)配合比.

3 最優(yōu)配合比復(fù)合堿渣土的力學(xué)特性

如2.3 所述，模糊評(píng)價(jià)法確定的復(fù)合堿渣土最優(yōu)配合比編號(hào)為F10-G6.其方案具體為：粉煤灰摻量為10%，軟黏土及堿渣摻量均為45%，最優(yōu)含水率為33.95%，最大干密度為1.253 g/cm3.復(fù)合堿渣土劈裂抗拉試驗(yàn)、抗剪特性試驗(yàn)、蠕變特性試驗(yàn)均針對(duì)最優(yōu)配合比復(fù)合堿渣土進(jìn)行.

3.1 最優(yōu)配合比復(fù)合堿渣土劈裂抗拉強(qiáng)度

經(jīng)最優(yōu)配合比復(fù)合堿渣土劈裂抗拉試驗(yàn)得到其劈裂抗拉強(qiáng)度為35.61 kPa，由2.2 可知最優(yōu)配合比復(fù)合堿渣土的無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度為230.17 kPa，可發(fā)現(xiàn)抗拉強(qiáng)度值為抗壓強(qiáng)度值的0.15，稍大于Ismail 等［14］的試驗(yàn)結(jié)果（0.1）.

3.2 最優(yōu)配合比復(fù)合堿渣土的抗剪特性

3.2.1 固結(jié)圍壓對(duì)復(fù)合堿渣土抗剪特性的影響

不同固結(jié)圍壓條件下試樣的應(yīng)力-應(yīng)變（q-ε）曲線如圖2 所示.隨著固結(jié)圍壓的增大，復(fù)合堿渣土的峰值強(qiáng)度（qf）和峰值應(yīng)變（εf）都越來(lái)越大，初始剛度（E0）和殘余強(qiáng)度也有了明顯提高，但曲線走勢(shì)基本保持一致.固結(jié)圍壓由100 kPa 增至200 kPa時(shí)，復(fù)合堿渣土的不排水強(qiáng)度增加了約75%.圖2可見(jiàn)：剪切破壞后的復(fù)合堿渣土出現(xiàn)了應(yīng)變軟化，但破壞后依舊保有較大的殘余強(qiáng)度；同原狀堿渣相比，相同條件下復(fù)合堿渣土的不排水強(qiáng)度提升了約80 kPa，并且剪切曲線出現(xiàn)了明顯的破壞點(diǎn)，體現(xiàn)了更強(qiáng)的結(jié)構(gòu)性.

圖2 不同固結(jié)圍壓條件下試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 q-ε curves under different consolidation confining pressures of specimens

不同固結(jié)圍壓條件下試樣的剪切孔壓發(fā)展曲線由圖3 所示.由圖3 可見(jiàn)：

圖3 不同圍壓條件下試樣的剪切孔壓發(fā)展曲線Fig.3 Shear pore water pressure development curve under different confining pressures of specimens

（1）剪切孔壓（us）在剪切初期迅速增長(zhǎng)，而后增速逐漸放緩，最終達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài).隨著固結(jié)圍壓的增大，剪切孔壓的增速變大，因而穩(wěn)定后的剪切孔壓也隨之升高，不同圍壓條件下剪切孔壓的發(fā)展趨勢(shì)基本一致.

（2）同原狀堿渣相比，復(fù)合堿渣土的整體孔壓數(shù)值水平減小了約50%.這是由于原狀堿渣土顆粒的骨架結(jié)構(gòu)孔隙較大，而復(fù)合堿渣土改善了其孔隙大的缺點(diǎn)，土顆粒的排列更為緊密，孔隙比較小.因此，在荷載作用下復(fù)合堿渣土土粒骨架不易于滑動(dòng)，其所能承擔(dān)的有效應(yīng)力更大，分擔(dān)到孔隙水上的壓力更小.

3.2.2 超固結(jié)比對(duì)復(fù)合堿渣土抗剪特性的影響

復(fù)合堿渣土在不同超固結(jié)比條件下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖4 所示.由圖4 可見(jiàn)：

圖4 復(fù)合堿渣土在不同超固結(jié)比條件下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 q-ε curves of composite soda residue soil under different over-consolidation ratios

（1）超固結(jié)比越大，土樣的峰值強(qiáng)度越小，峰值應(yīng)變?cè)叫?，?dāng)超固結(jié)比由1 增至6 時(shí)，其不排水強(qiáng)度降低了約50%.這是因?yàn)槌探Y(jié)比增大的同時(shí)會(huì)使剪切圍壓減小，使試樣在剪切過(guò)程中受到的約束減小，同時(shí)還會(huì)使土樣在回彈過(guò)程中吸收更多的水分，使其含水率提高，因此超固結(jié)比的提高使得土樣的不排水強(qiáng)度有了顯著降低.

（2）對(duì)于原狀堿渣，當(dāng)超固結(jié)比從1 增大到6 時(shí)，其不排水強(qiáng)度減小了25%～30%［15］.同原狀堿渣相比，超固結(jié)比對(duì)復(fù)合堿渣土的影響更大.

不同超固結(jié)比條件下試樣的剪切孔壓發(fā)展曲線如圖5 所示.由圖5 可見(jiàn)：

圖5 不同超固結(jié)比條件下試樣的剪切孔壓發(fā)展曲線Fig.5 Shear pore water pressure development curve under different over-consolidation ratio of specimens

（1）在超固結(jié)情況下，剪切孔壓的發(fā)展同正常固結(jié)土樣相比表現(xiàn)出了顯著的不同.當(dāng)OCR=2 時(shí)，剪切孔壓在初始階段增長(zhǎng)后出現(xiàn)明顯的回落，而后開(kāi)始緩慢增長(zhǎng)，最終穩(wěn)定于8 kPa 左右.當(dāng)OCR=4 時(shí)，剪切孔壓在初始增長(zhǎng)后迅速回落，剪切孔壓開(kāi)始出現(xiàn)負(fù)值，隨后降低速率逐漸放緩，最終穩(wěn)定于-14 kPa左右.當(dāng)OCR=6 時(shí)，剪切孔壓值在剪切之初便開(kāi)始迅速減小，隨后減小速率逐步放緩，最終穩(wěn)定于-25 kPa左右.上述現(xiàn)象的出現(xiàn)主要是不同超固結(jié)比試樣在剪切過(guò)程中剪脹性發(fā)生了變化，相對(duì)于正常固結(jié)土樣，其在剪切過(guò)程中土體主要發(fā)生剪縮，土體內(nèi)部自動(dòng)調(diào)整，采用增大孔隙水壓力減小有效應(yīng)力的方式來(lái)對(duì)抗剪縮趨勢(shì)，因此體現(xiàn)出了正孔壓上升的現(xiàn)象；當(dāng)OCR=2 時(shí)，剪脹出現(xiàn)，剪脹同剪縮相互抵消，孔壓維持至一較低數(shù)值；當(dāng)OCR=4 及當(dāng)OCR=6 時(shí)，剪脹起主導(dǎo)作用，剪切過(guò)程中孔隙水壓力降低至負(fù)值，有效應(yīng)力增加以保持土樣體積不變.

（2）復(fù)合堿渣土剪切孔壓的發(fā)展趨勢(shì)同原狀堿渣基本一致.

3.2.3 固結(jié)比對(duì)復(fù)合堿渣土抗剪特性的影響

復(fù)合堿渣土在不同固結(jié)比條件下的抗剪特性曲線如圖6 所示.由圖6 可見(jiàn)：隨著固結(jié)比由1.0 增大至1.8，復(fù)合堿渣土的不排水強(qiáng)度增大了約30%，這是由于固結(jié)比的增大使復(fù)合堿渣土在固結(jié)過(guò)程中將更多的孔隙水排出，因此在復(fù)合堿渣土固結(jié)完成后的孔隙比及含水率有所降低，土體更加密實(shí)，土體中各顆粒之間的摩擦作用增強(qiáng)；對(duì)于原狀堿渣，當(dāng)固結(jié)比從1.0 增大到1.8 時(shí)，試樣的不排水強(qiáng)度增大了40%～50%［15］，同原狀堿渣相比，固結(jié)比對(duì)復(fù)合堿渣土強(qiáng)度的影響較小，這是由于復(fù)合堿渣土的密實(shí)程度較原狀堿渣要高得多；對(duì)于不同固結(jié)比試樣，其應(yīng)力-應(yīng)變曲線、孔壓發(fā)展曲線趨勢(shì)基本一致，隨著固結(jié)比的增大，剪切過(guò)程中孔壓增長(zhǎng)同比減小，這同樣是由于偏壓固結(jié)后，土樣的孔隙比及含水率出現(xiàn)了進(jìn)一步降低.

圖6 復(fù)合堿渣土在不同固結(jié)比條件下的抗剪特性曲線Fig.6 Shear characteristic curves of composite soda residue soil under different consolidation ratios

3.3 最優(yōu)配合比復(fù)合堿渣土的蠕變特性

復(fù)合堿渣土的蠕變特性曲線如圖7 所示.由圖7可見(jiàn)：

圖7 復(fù)合堿渣土的蠕變特性曲線Fig.7 Creep characteristic curves of composite soda residue soil

（1）復(fù)合堿渣土在各級(jí)荷載施加的瞬間均有一瞬時(shí)彈性應(yīng)變產(chǎn)生，而后趨于穩(wěn)定，在其上部荷載達(dá)到破壞應(yīng)力前，其應(yīng)變隨著時(shí)間的延長(zhǎng)而逐漸穩(wěn)定.最后一級(jí)荷載施加前，復(fù)合堿渣土率先呈現(xiàn)衰減蠕變特征，隨后其蠕變逐漸穩(wěn)定，呈現(xiàn)穩(wěn)定蠕變特征.在最后一級(jí)荷載施加后，復(fù)合堿渣土的蠕變曲線體現(xiàn)出“破壞型”特征，即在荷載施加完成后試樣發(fā)生加速蠕變，在較短時(shí)間內(nèi)發(fā)生破壞.在復(fù)合堿渣土試樣破壞前，其未曾出現(xiàn)過(guò)加速蠕變階段.

（2）以圖7（b）為例，在第1 級(jí)荷載作用下，5 h 后其軸向應(yīng)變達(dá)到了0.098%，而第1 級(jí)荷載作用下其軸向應(yīng)變總值為0.140%，前5 h 變形量占本級(jí)荷載應(yīng)變量的70%；第2 級(jí)荷載前5 h 變形量占本級(jí)荷載應(yīng)變量的72%；第3 級(jí)荷載前5 h 變形量占本級(jí)荷載應(yīng)變量的77%；第4 級(jí)荷載前5 h 變形量占本級(jí)荷載應(yīng)變量的78%.由此可見(jiàn)，在各級(jí)荷載作用下，復(fù)合堿渣土的大部分軸向應(yīng)變均發(fā)生于蠕變衰減階段，蠕變穩(wěn)定階段其應(yīng)變趨于穩(wěn)定值，變形十分有限.固結(jié)圍壓為100、200 kPa 時(shí)仍符合這一規(guī)律.

4 結(jié)論

（1）粉煤灰、軟黏土的摻入能有效降低復(fù)合堿渣土的最優(yōu)含水率并提高其最大干密度，同時(shí)也能提高其無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度.軟黏土的摻入可以降低粉煤灰的用量.

（2）綜合7、28 d 無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度及固化成本，通過(guò)模糊評(píng)價(jià)法確定復(fù)合堿渣土的最優(yōu)配合比為粉煤灰摻量為10%，軟黏土及堿渣摻量均為45%的方案.

（3）最優(yōu)配合比復(fù)合堿渣土劈裂抗拉強(qiáng)度與無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度的比值為0.15.

（4）不同固結(jié)應(yīng)力條件、應(yīng)力歷史會(huì)顯著影響復(fù)合堿渣土的強(qiáng)度特性.固結(jié)圍壓（σc）由100 kPa 增至200 kPa 時(shí)，復(fù)合堿渣土的不排水強(qiáng)度增加了約75%.當(dāng)超固結(jié)比（OCR）由1 增至6 時(shí)，其不排水強(qiáng)度降低約50%.當(dāng)固結(jié)比（K）由1.0 增至1.8 時(shí)，其不排水強(qiáng)度增加約30%.相較原狀堿渣，超固結(jié)比對(duì)復(fù)合堿渣土的影響更大，固結(jié)比則對(duì)其影響較小.

（5）隨著σc的提高，復(fù)合堿渣土的剪切孔壓（us）增速變大，穩(wěn)定后的us也隨之升高，但整體數(shù)值較原狀堿渣小約50%.OCR 會(huì)對(duì)復(fù)合堿渣土的剪脹性產(chǎn)生顯著影響，K的改變不會(huì)影響us的變化趨勢(shì)，但會(huì)使其數(shù)值同比變小.

（6）當(dāng)上部荷載小于抗剪強(qiáng)度時(shí)，復(fù)合堿渣土呈現(xiàn)先衰減蠕變后穩(wěn)定的蠕變特征，在此階段試樣的軸向應(yīng)變極小且大多發(fā)生于荷載施加的前5 h；當(dāng)上部荷載達(dá)到抗剪強(qiáng)度時(shí)，試樣進(jìn)入加速蠕變狀態(tài)，在較短時(shí)間內(nèi)即發(fā)生破壞.