DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2017.08.022

MgO改性淤泥固化土压缩特性试验

王宏伟¹，王东星^{1, 2}，贺扬¹

(1. 武汉大学 土木建筑工程学院，岩土与结构工程安全湖北省重点实验室，湖北 武汉，430072；

2. 中国矿业大学 深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，江苏 徐州，221008)

摘要：将低碳、环保的活性MgO引入淤泥固化处理，通过一维压缩固结试验开展系列探索性研究。对不同MgO掺量和不同养护龄期的淤泥固化土进行分析。研究结果表明：入掺活性MgO对淤泥固化土的压缩特性具有明显改良作用。随着MgO掺量和养护龄期增加，淤泥固化土压缩性呈逐渐减小趋势，而固结屈服应力逐渐增大；对于所研究淤泥，当MgO掺量为6%时，淤泥压缩性发生突变，由高压缩性土体演变为低压缩性土体。从压缩模量角度研究固化淤泥压缩性状，发现压缩模量随应力演化过程受MgO掺量等因素影响；当MgO掺量达到6%左右时，模量-应力关系曲线出现明显峰值现象；这种现象与土体结构性的形成密切相关，且该发现与淤泥压缩性分析结果相吻合；峰值模量与压缩指数变化趋势大致服从幂函数关系模型。

关键词：活性MgO；固化淤泥；压缩特性；压缩模量；屈服应力

中图分类号：TU411.5             文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2017)08-2133-09

Experimental study on compressibility behavior of solidified dredged sludge with reactive MgO

WANG Hongwei¹, WANG Dongxing^{1, 2}, HE Yang¹

(1. Hubei Key Laboratory of Safety for Geotechnical and Structural Engineering,

School of Civil Engineering, Wuhan University, Wuhan 430072, China;

2. State Key Laboratory for GeoMechanics and Deep Underground Engineering,

China University of Mining & Technology, Xuzhou 221008, China)

Abstract: The experimental study was performed by using 1-D consolidation test on the dredged materials solidified with reactive MgO, an environmental-friendly and low carbon binder. MgO-solidified sludges with different MgO contents and curing times were analysied. The results show that the addition of MgO has an important influence on the compressibility behavior of solidified sludge. The compressibility of MgO-solidified sludge tends to decrease with curing time and MgO content, while the yielding stress increases gradually. When MgO amount increases to 6% of dry soil mass, the compressibility of solidified sludge changes significantly, from high compressible soil to low compressible soil. Based on the concept of compression modulus, it can be found that the compression modulus against consolidation stress curves are significantly affected by MgO content, and the peak modulus appears once the MgO content reaches around 6%. Whether the phenomenon of peak modulus occurs is closely related with the formation of soil structure owing to the chemical bonding, and this finding agrees well with the variation of compressibility with MgO content. Finally, the result suggests that the peak modulus tends to change with compression index with a power function model.

Key words: reactive magnesia; solidified sludge; compressibility; compression modulus; yielding stress

目前，在我国河道、湖泊等疏浚工程及港口建设过程中都会产生大量疏浚淤泥，据有关部门统计，广州市河道淤泥年均清出量有100万m³，武汉市东湖通道工程淤泥总处理量达82.5万m²，江苏太湖生态清淤工程5年共清理淤泥3 541万m³。因此，如何采取合理、有效、环保的方法处理如此大量的废弃淤泥已成为环保工程重要问题。传统海洋倾倒、陆地吹填等处理方法存在污染环境、耗时长、成本高等系列问题。采用固化稳定化技术，可有效实现淤泥资源化利用，不但具有成本低、效率高、污染小等优点，而且固化后淤泥土可作为工程用土循环利用，且已受到国内外众多学者的广泛关注^[1-3]。固化稳定化技术被美国国家环保总局确认为可有效处理57种有害废弃物的最佳处理技术^[4]。将废弃淤泥进行固化处理作为工程建筑材料，既符合当今世界可持续发展理念，又可解决工程用土需求、淤泥堆积占地污染等环境问题。国内外许多学者对淤泥固化处理技术开展了系统深入的研究，取得了系列研究成果。黄英豪等^[5]研究了初始含水率、水泥添加量和养护龄期等因素对水泥固化淤泥压缩特性的影响。丁建文等^[6]通过压缩试验，研究了高含水率疏浚淤泥固化土的压缩性状，探讨了固化剂掺量、初始含水率和养护龄期等对固化土压缩变形特性和结构屈服应力的影响。丁建文等^[7]利用水泥-磷石膏双掺固化处理高含水率淤泥，研究了磷石膏掺量、养护龄期和初始含水率对固化淤泥土压缩变形特性的影响。魏明俐等^[8]利用压缩试验对不同水泥掺量、不同锌离子浓度的水泥固化污染土压缩特性开展研究，探索了水泥固化锌污染土的固结屈服应力和压缩指数的变化。RAO等^[9]从颗粒黏结强度形成的角度，分析了石灰固化黏土的压缩特性，发现入掺石灰可使固化黏土屈服强度达到3.9~5.2 MPa。MOGHAL等^[10]研究了快速加载方式对石灰固化土压缩性的影响，观察到石灰掺入对土体压缩性具有显著影响，且最终孔隙比随着荷载持时的延长而增加。分析上述文献可发现：前人研究主要利用石灰、水泥和粉煤灰等传统固化材料，进行粉土和黏土等不同类型土体的压缩性改良，而利用活性MgO等新兴绿色材料改良淤泥性能等方面的研究则明显较少。相比水泥等传统固化材料，活性MgO具有以下优点：活性MgO的生产温度通常低于900 ℃(约700 ℃)，远低于硅酸盐水泥的生产温度(约1 450 ℃)，可有效减少能源消耗、减少CO₂排放和降低环境污染^[11-12]。因此，研究更加低碳、节能、环保的新型固化剂替代或部分替代硅酸盐水泥，是可持续发展理念下的环境岩土工程研究热点。近几年，活性氧化镁作为一种相对环保、低碳材料，开始受到国内外研究人员的逐渐关注。刘松玉等^[13-14]将MgO用于加固粉土和黏土等地基土体，取得了丰富的研究成果。然而，整体上国内相关研究尚处于起步阶段，尤其将活性MgO用于淤泥性质改良，目前尚未发现相关研究数据和报道。本文作者采用高活性MgO作为固化材料，开展MgO改性淤泥固化土压缩试验研究，结合MgO遇水反应微观机理，分析MgO掺量和养护龄期等因素影响下淤泥固化土的压缩特性，探索屈服应力、屈服前后压缩指数等参数的变化规律，尝试从压缩模量角度分析MgO固化淤泥土的压缩行为，揭示新兴固化剂MgO改良淤泥压缩特性的内在机制。

1  试验

1.1  试验材料

试验所用淤泥取自武汉东湖通道穿湖隧道淤泥疏浚工程，临时堆积于湖内场地且经过长时间天然晾晒而导致淤泥初始含水率较低。由于其本身物质组成等方面特殊性，为区别于一般土体，本文仍应称之为淤泥。将取回的土样烘干、粉碎并过筛，以去除土中杂质并确保所研究试样颗粒粒度均匀。所研究淤泥的基本物理性质如表1所示，颗粒级配曲线如图1所示。试验结果表明：淤泥初始含水率为40%，远低于液限；黏粒质量分数为18%，粉粒质量分数为45%；淤泥液限(质量分数)为54.9%，塑性指数(质量分数)为24.9%；比重为2.66；试样最优含水率(质量分数)为24.4%，最大干密度为1.543 g/cm³。根据土的分类标准，该土属于高液限粉土(MH)。

所用活性MgO购买自某镁业有限公司，MgO纯度达97%以上，吸碘值为110，属于高活性氧化镁。活性MgO和含水淤泥一起均匀拌合，部分水分吸附在MgO表面并扩散至多孔MgO颗粒的内部，与MgO发生水化反应生成Mg(OH)₂(式(1))，Mg(OH)₂具有弱黏结性，饱和沉淀后引起土颗粒发生团聚等现象，且水解后生成的Mg²⁺会与黏土颗粒中的低价阳离子发生离子交换反应，导致土颗粒发生凝聚反应形成土团等整体，从而使强度有所提高。此外，MgO材料中还含有少量CaO，SiO₂和Al₂O₃等杂质，它们能够与土体孔隙水发生火山灰反应，生成水化硅酸钙(CSH)和水化铝酸钙(CAH)等胶体，从而填充和凝聚土颗粒，对土体强度的提高起辅助作用^[15]。

表1  试验用土基本物理特性

Table 1  Physical characteristics of studied soils

图1  东湖淤泥颗粒级配曲线

Fig. 1  Particle size distribution of dredged sludge from East Lake

           (1)

1.2  试验方法

实验开始前，应先将现场取回淤泥经晾晒、烘干，之后用橡皮锤粉碎后过孔径为2 mm筛，将过筛试样与水均匀混合至40%含水率，在塑料袋中密封放置用于后续制样。结合已有研究，将活性MgO掺量分别设计为0，3%，6%和9%，掺量定义为MgO干粉质量与淤泥干土质量之比。详细混合料配比如表2所示。

试验过程中，称取一定量湿土后，将MgO与湿土均匀拌合，养护10 min，制备MgO淤泥混合料所需压缩试验试样，共需制备24个试样。根据JTGE40—2007“公路土工试验规程”^[16]，压缩固结试验用环刀(规格为d61.8 mm×20 mm)采用 “击样法”制样，将制备好试样用塑料保鲜膜包裹密封，编号、记录和称量后立即放入标准养护箱养护至设计龄期。养护龄期为7，14和28 d，养护条件为恒温恒湿，即温度为(20±1) ℃，湿度为98%±1%。值得注意的是，每组试样须制备2个平行试样，取其平均值作为代表性结果。由于试验研究的MgO改性固化土设定的龄期为7，14和28 d，采用常规固结方法加载周期太长将导致实际龄期与设定龄期不符合。为避免试验过程中加载时间过长引起试样性质发生剧变，研究将采用JTG E40—2007“公路土工试验规程”^[16]中的快速固结试验方法，即每级荷载作用时间为1 h，该方法已被部分研究人员^[16-17]所采用。试验采用YS系列高压固结仪，加载等级为12.5，25，50，100，200，400，800，1 600和3 200 kPa共9个荷载水平。

表2  试验方案

Table 2  Testing programs

2  结果及分析

2.1  淤泥固化土压缩特性概述

由于每组试验2个平行样的压缩试验结果非常一致，为了清晰地展示MgO淤泥固化土孔隙比随竖向固结压力变化的关系，每组试样仅绘制其中1条试样压缩曲线作为代表曲线。各组试样初始孔隙比见表3。

表3  不同MgO掺量和养护龄期下淤泥试样初始孔隙比e₀

Table 3  Initial void ratio e₀ of sludge cured at different MgO contents and curing times

经分析可知：随着MgO掺量的增加，淤泥固化土的初始孔隙比呈逐渐减小的趋势，但养护龄期对初始孔隙比影响并不大，未发现明显规律。图2所示为不同养护龄期时，不同MgO掺量下淤泥固化土的圧缩曲线。养护龄期和MgO掺量的变化，引起试样初始孔隙比不断改变，进而引起各压缩曲线位置和性状的演化。

压缩系数a是表征土的压缩性常用的指标之一，通常采用100~200 kPa压力范围内的压缩系数a_1-2表示土的压缩性 ^[18]。图3所示为a_1-2随MgO掺量、养护龄期等因素的变化过程。经分析可发现：未固化淤泥土的压缩系数a_1-2＞0.5 MPa^-1，属于高压缩性土；掺入3%活性MgO改性淤泥土压缩系数明显减小至0.25左右。当MgO掺量达到6%时，淤泥固化土演

变为低压缩性土，这充分表明高活性MgO对固化淤泥压缩特性具有明显改良作用。由图3可知：同一养护龄期下压缩系数随MgO掺量的增加而逐渐减小，并趋于一个稳定值；其关系曲线存在1个明显拐点，此时对应MgO掺量为6%。在相同MgO掺量下，改性淤泥固化土的压缩系数随养护龄期增加略有减小，但差别不大，这说明养护龄期对淤泥固化土压缩系数的影响不大。

图2  MgO固化淤泥土压缩曲线

Fig. 2  Compression curves of MgO-solidified sludge

图3  压缩系数随MgO掺量和养护龄期变化曲线

Fig. 3  Variation of compression coefficient with MgO content and curing times

2.2  MgO掺量和养护龄期对压缩指数和屈服应力影响

综合上述分析可知：活性MgO掺量和养护龄期对淤泥固化土压缩性质起着重要作用。本研究采用BUTTERFIELD^[19]提出的双对数法(ln(1+e)-lg p)，以确定淤泥固化土的屈服应力。图4所示为不同养护龄期对应不同MgO掺量下固化淤泥的双对数压缩曲线。从图4可发现：添加MgO后淤泥固化土的压缩曲线有逐渐向右平移的趋势，初始孔隙比减少导致压缩曲线位置逐渐下降；屈服前的压缩曲线较为平缓，而屈服后圧缩曲线由于化学胶结形成的结构性遭到破坏而发生陡降现象。

图5所示为不同MgO掺量下淤泥固化土的固结屈服应力和压缩指数随MgO掺量变化曲线。箭头指示该曲线对应的竖向坐标轴。在e-lg p坐标系中，将屈服前和屈服后直线段斜率定义为屈服前后的压缩指数，分别用C_s和C_c表示。经分析可知：淤泥固化土固结屈服应力随MgO掺量的增加而逐渐增大，即MgO掺量越高，淤泥固化后的屈服强度也越高。值得注意的是，当MgO掺量为0%时，未固化淤泥表现出似屈服特性，这主要由制样时原料含水状态和压实功诱发颗粒挤密而导致，并非由于颗粒间黏结效应引起的。这就是说，对于MgO固化淤泥土，计算所得屈服应力除受MgO掺量和养护龄期等因素诱发颗粒间化学胶结作用之外，还受到试样含水状态和压实功等其他因素所影响。

图4  不同MgO掺量下固化淤泥的双对数压缩曲线

Fig. 4  Double-log compression curves of solidified sludge at different MgO contents

图5  不同MgO掺量下固化淤泥的屈服应力和压缩指数

Fig. 5  Yielding stress and compression index of solidified sludge at different MgO contents

总体而言，不同配比、不同龄期影响下淤泥固化土的C_s均较小，且随着MgO掺量增加C_s呈逐渐减小的趋势。未固化淤泥的C_s为0.071，而3%MgO掺量对应C_s为0.03，约为前者的50%，这说明高活性MgO的掺入使得固化淤泥未屈服阶段的压缩性显著减小。然而，随着应力水平增加，固化土体发生屈服破坏，试样压缩性发生突变。每种配比在不同龄期下的C_c较之C_s都明显增大，且随着MgO掺量的增加C_c整体上呈现逐渐减小趋势。

活性MgO改性淤泥固化土内在机理，主要是由MgO与淤泥中自由水发生系列物理化学反应，而这种反应与时间因素有关。这就是说，养护时间对MgO固化淤泥土的强度起着至关重要的作用。图6所示为不同MgO掺量时，不同养护龄期对应固化淤泥土的双对数压缩曲线；图7所示为不同MgO掺量时，不同养护龄期下对应固结屈服应力和压缩指数的变化曲线。由图6和图7可知：养护龄期变化对屈服前淤泥固化土的压缩性C_s影响不大，但屈服后养护龄期较长的固化淤泥压缩曲线位于偏右上方。曲线位置的变化将直接导致固结屈服应力发生变化。经分析可知：MgO改性淤泥固化土的固结屈服应力随养护龄期的增加而不断增大，即养护龄期越大，高活性MgO固化淤泥的屈服强度也越高。不同养护龄期对应的C_s变化范围很小，且明显小于C_c，而C_c随养护龄期变化同样也不大。

图6  不同养护龄期下固化淤泥的双对数压缩曲线

Fig. 6  Double-log compression curves of solidified sludge at different curing times

2.3  压缩模量的应力依赖性探讨

压缩模量E_s是评价土体压缩特性的重要指标，为土在完全侧限条件下竖向附加应力与相应应变增量的比值。本文尝试从压缩模量角度分析淤泥固化土压缩特性，试图开展初步探索。图8所示为MgO固化淤泥土在7，14和28 d时压缩模量随荷载变化关系曲线。经分析可知：MgO掺量为6%和9%时，固化淤泥土压缩模量与荷载变化曲线在7，14和28 d不同养护龄期时均表现出明显的“峰值”现象。文中将该峰值定义为“峰值模量”，用E_sp表示(图8(d))，则E_s-p曲线相应地被分为2个阶段，即峰值前上升阶段和峰值后下降阶段。

图7  不同养护龄期下固化淤泥屈服应力和压缩指数

Fig. 7  Yielding stress and compression index of solidified sludge at different curing times

峰值前上升阶段：在达到峰值模量之前，压缩模量E_s快速增长直至峰值模量E_sp。以图8(d)中试样(9%MgO，养护14 d)为例，固化土压缩模量从初始值3.2 MPa迅速增大到峰值79.0 MPa。这主要是由于活性MgO掺入淤泥土后发生一系列物理化学反应而形成胶结物质，将细粒土颗粒连接在一起进而产生一定的结构性。当荷载小于土体结构屈服应力时，固化淤泥土的结构性保持较好，且荷载的施加使土颗粒间挤密或发生颗粒重排，土体微观结构变得更为致密，引起固化土压缩模量增加。

峰值后下降阶段：在达到峰值模量后，压缩模量出现快速或缓慢降低阶段。图8(d)表明所取代表试样的压缩模量从峰值79.0 MPa迅速下降到38.8 MPa，降低速度较快。这是荷载达到结构屈服应力后，固化淤泥土的结构强度遭到破坏，土体变形突然急剧增大而引起的。

值得注意的是，MgO掺量为0%和3%时，压缩模量随荷载变化曲线在7，14和28 d龄期时均未表现出明显的“峰值”现象，整体上表现为压缩模量E_s随荷载增加而逐渐增大。该结果与入掺6%和9% MgO固化淤泥土所表现出的模量-应力关系曲线变化规律不同。究其原因，主要是高MgO掺量时化学反应生成的胶结产物黏结细粒土，从而表现出明显的结构性；未固化淤泥或MgO掺量较低时，土颗粒黏结强度较弱从而未形成明显的结构性，其表观屈服强度的形成主要是由于制样时压实功和低含水状态等共同决定的。在整个压缩阶段，低MgO掺量固化淤泥和未固化淤泥的压缩模量E_s随荷载水平增加而持续增加，直至趋向于高MgO固化淤泥的模量-应力关系曲线。这个过程与孔隙压缩、颗粒变形和颗粒重新排列等因素密切相关，而无化学胶结或化学胶结较弱情况下颗粒重新排列挤密效应是诱发压缩模量持续增长的主要原因。

图8  不同养护龄期下淤泥固化土压缩模量随荷载的变化

Fig. 8  Variation of compression modulus with vertical stress of solidified sludge at different curing times

针对低MgO掺量(0%，3%)无“峰值模量”，而高MgO掺量(6%，9%)出现“峰值模量”，上述分析深入揭示了这种现象出现的本质原因。这充分说明MgO掺量对MgO固化淤泥结构性的形成有很大影响，这直接影响固化淤泥土模量-应力曲线是否出现峰值模量现象。本研究显示：只有MgO掺量达到6%左右时，经化学反应生成胶结物质诱发的结构性才能明显起作用，该发现与图3中MgO掺量达到6%时，淤泥由高压缩性土体演变为低压缩性土体的分析结果相吻合。值得注意的是，淤泥固化过程是非常复杂的系统工程，其试验结果与固化剂掺量、养护龄期、土体性质和温度效应等因素密切相关。

图9  不同MgO掺量和不同养护龄期时固化淤泥峰值模量

Fig. 9  Peak modulus E_sp of solidified sludge at different MgO contents and curing times

图9所示为不同MgO掺量和养护龄期影响下的峰值模量。由图9可知：0%和3%MgO淤泥固化土并无峰值模量；6%MgO固化淤泥峰值模量达到28.5~31.9 MPa，受养护龄期影响较小；9%MgO固化淤泥峰值模量达到49.8~79.7 MPa，14 d和28 d龄期对应峰值模量明显大于7 d龄期对应模量。

图10所示为峰值模量E_sp与对应压缩指数C_c的关系。图10显示：峰值模量随压缩指数增大而大致呈现递减变化趋势，二者的拟合曲线关系式为

             (2)

图10  峰值模量与压缩指数关系

Fig. 10  Relationship between peak modulus and compression index

3  结论

1) 活性MgO的掺入对改性固化淤泥土的压缩性有明显改良作用。随着MgO掺量的增加、养护龄期的延长，固化淤泥土的压缩性和初始孔隙比呈减小趋势，且其固结屈服应力逐渐增大。

2) 淤泥固化土屈服后压缩指数出现突变现象，远大于屈服前压缩指数；随着MgO掺量的增加C_c呈现减小趋势，而养护龄期对C_c影响较小。对于所研究淤泥，MgO掺量为6%时，淤泥压缩性突变，由高压缩性土体演变为低压缩性土体。

3) MgO固化淤泥压缩模量-应力关系曲线揭示了土体结构性形成与MgO掺量等因素相关。MgO掺量直接影响固化淤泥模量-应力关系曲线形态，进而影响峰值模量现象发生与否。若MgO掺量达到6%左右，可观察到明显峰值模量现象，这与MgO固化淤泥压缩性变化规律相吻合。

4) 峰值模量水平受MgO掺量影响较大，而养护龄期对峰值模量影响程度与MgO掺量水平密切相关；峰值模量随压缩指数变化趋势大致服从幂函数关系模型。

参考文献：

[1] SIHAM K, FABRICE B, EDINE A N, et al. Marine dredged sediments as new materials resource for road construction[J]. Waste Management, 2008, 28(5): 919-928.

[2] 王东星, 徐卫亚. 固化淤泥长期强度和变形特性试验研究[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2013, 44(1): 332-339.

WANG Dongxing, XU Weiya. Experimental study on long-term strength and deformation properties of solidified sediments[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2013, 44(1): 332-339.

[3] 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): 103-107.

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.

[4] US, EPA. Treatment technologies for site cleanup: annual status report[R]. Washington D C: Office of Solid Waste and Emergency Response, 2004: 1-1-11-8.

[5] 黄英豪, 朱伟, 周宣兆, 等. 固化淤泥压缩特性的试验研究[J]. 岩土力学, 2012, 33(10): 2923-2928.

HUANG Yinghao, ZHU Wei, ZHOU Xuanzhao, et al. Experimental study of compressibility behavior of solidified dredged material[J]. Rock and Soil Mechanics, 2012, 33(10): 2923-2928.

[6] 丁建文, 吴学春, 李辉, 等. 疏浚淤泥固化土的压缩特性与结构屈服应力[J]. 工程地质学报, 2012, 20(4): 627-632.

DING Jianwen, WU Xuechun, LI Hui, et al. Compression properties and structure yield stress for solidified soil composing of dredged clays[J]. Journal of Engineering Geology, 2012, 20(4): 627-632.

[7] 丁建文, 张帅, 洪振舜, 等. 水泥-磷石膏双掺固化处理高含水率疏浚淤泥试验研究[J]. 岩土力学, 2010, 31(9): 2817-2822.

DING Jianwen, ZHANG Shuai, HONG Zhenshun, et al. Experimental study of solidification of dredged clays with high water content by adding cement and phosphogypsum synchronously[J]. Rock and Soil Mechanics, 2010, 31(9): 2817-2822.

[8] 魏明俐, 杜延军, 张帆. 水泥固化锌污染黏土的压缩特性试验研究[J]. 土木工程学报, 2011, 44(S2): 165-168.

WEI Mingli, DU Yanjun, ZHANG Fan. Compressibility of cement solidified/stabilized zinc contaminated clays[J]. China Civil Engineering Journal, 2011, 44(S2): 165-168.

[9] RAO S M, SHIVANANDA P. Compressibility behaviour of lime-stabilized clay[J]. Geotechnical & Geological Engineering, 2005, 23(3): 309-319.

[10] MOGHAL A A B, OBAID A A K, AL-REFEAI T O. Effect of accelerated loading on the compressibility characteristics of lime-treated Semiarid soils[J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2014, 26(5): 1009-1016.

[11] 裴守宇, 徐鹏. 水泥工业的环境污染与防治[J]. 环境科学与技术, 2003, 26(S2): 66-68.

PEI Shouyu, XU Peng. Environment pollution and control in cement industry[J]. Environmental Science & Technology, 2003, 26(S2): 66-68.

[12] SHAND M A. The chemistry and technology of magnesia[M]. New York: John Wiley & Sons, 2006: 231-238.

[13] 刘松玉, 李晨. 氧化镁活性对碳化固化效果影响研究[J]. 岩土工程学报, 2015, 37(1): 148-155.

LIU Songyu, LI Chen. Influence of MgO activity on stabilization efficiency of carbonated mixing method[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2015, 37(1): 148-155.

[14] 郑旭, 刘松玉, 蔡光华, 等. 活性MgO碳化固化土的干湿循环特性试验研究[J]. 岩土工程学报, 2016, 38(2): 297-304.

ZHENG Xu, LIU Songyu, CAI Guanghua, et al. Experimental study on drying-wetting properties of carbonated reactive MgO-stabilized soils[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2016, 38(2): 297-304.

[15] 曹菁菁, 刘松玉. 活性氧化镁水泥碳化加固软土地基研究进展[J]. 江苏建筑, 2014(6): 40-45.

CAO Jingjing, LIU Songyu. Advances of research on the reactive magnesia stabilizing soft soil foundation[J]. Jiangsu Construction, 2014(6): 40-45.

[16] JTG E40—2007, 公路土工试验规程[S].

JTG E40—2007, Test methods of soils for highway engineering[S].

[17] 邵玉芳, 徐日庆, 刘增永, 等. 一种新型水泥固化土的试验研究[J]. 浙江大学学报(工学版), 2006, 40(7): 1196-1200.

SHAO Yufang, XU Riqing, LIU Zengyong, et al. Experimental study on new variety of cement-stabilized soil[J]. Journal of Zhejiang University (Engineering Science), 2006, 40(7): 1196-1200.

[18] GB 50007—2011, 建筑地基基础设计规范[S].

GB 50007—2011, Code for design of building foundation[S].

[19] BUTTERFIELD R. A natural compression law for soils (an advance on e-logp')-reply[J]. Géotechnique, 1981, 31(4): 567.

(编辑  陈爱华)

收稿日期：2016-12-20；修回日期：2017-03-05

基金项目(Foundation item)：国家自然科学基金资助项目(51609180);湖北省自然科学基金资助项目(2016CFB115);深部岩土力学与地下工程国家重点实验室开放基金资助项目(SKLGDUEK1506);中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(2042016kf0048)(Project(51609180) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2016CFB115) supported by Hubei Provincial Natural Science Foundation of China; Project(SKLGDUEK1506) supported by State Key Laboratory for Geomechanics and Deep Underground Engineering, China University of Mining & Technology; Project(2042016kf0048) supported by the Fundamental Research Funds for the Central Universities)

通信作者：王东星，博士，副教授，从事淤/污泥处置、污染土修复和软基处理等环境岩土工程研究；E-mail：dongxing-wang@whu.edu.cn