1.1　试验材料

试验淤泥取自广东省中江高速某处鱼塘，通过大环刀取样后用保鲜膜密封，再转移到实验室进行后续试验。通过烘干法、联合液塑限仪、环刀法与烧失量法等得到淤泥样品的基本物理性质指标如表1所示。

淤泥试样的XRD和XRF(X-Ray Fluorescence)试验测试结果分别如表2和图1所示。由表2可知，淤泥试样的化学成分主要为SiO₂、Al₂O₃、Fe₂O₃、K₂O，上述4种成分占比为88.1%。由图1可知，淤泥试样的主要矿物组成为云英、高岭石、微斜长石及云母等。

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试样的XRD图谱

本研究选用普通硅酸盐水泥和高炉矿粉作为复合固化剂，建筑固废再生骨料作为物理改良手段。其中，水泥为普通硅酸盐水泥P.O.42.5，取自长沙市某水泥厂；高炉矿粉取自长沙市某钢铁厂，主要成分为SiO₂、Al₂O₃、CaO；再生骨料颗粒包含60%左右再生混凝土颗粒、20%左右红砖颗粒与20%左右碎石颗粒，粒径范围为0～13.2 mm。以往在处理高含水率淤泥的固化问题上，仅使用传统固化剂水泥对淤泥的加固效果不佳。因此，应当采取优化固化效率的措施^{[9, 10]}。本研究在考虑固化作用的同时，使用建筑固废再生骨料充当淤泥内部的骨架，旨在提高淤泥固化的效率。

1.2　试样制备与测试方法

1) 试样制作与养护

将现场淤泥于105 ℃下烘干，碾碎后去除杂质。接着依据淤泥的天然含水率50%，准确称量所需淤泥与水的质量，进行充分搅拌后焖料。待焖料后，根据试验要求的固化剂掺量(固化剂质量与天然淤泥质量之比)称取固化剂并与淤泥充分搅拌。随后将混合物分3层填入100 mm×100 mm×100 mm的立方体模具中，每层经振荡2 min后填充下一层。试样制备完成后，用保鲜膜覆盖模具表面，以防水分蒸发。待24 h后脱模，将试样用保鲜膜密封，随即置于恒温恒湿养护室，温度控制为20 ℃±1 ℃，湿度控制为95%±1%，并进行为期7 d的标准养护。

2) 无侧限抗压强度试验

无侧限抗压强度试验依照(JTG 3430—2020)《公路土工试验规程》进行。采用应变控制型无侧限抗压强度应变仪进行测试，加载速率设定为1 mm/min，待试样应力达到峰值后，继续加载3%～5%应变。试验在轴向应变达到20%左右时停止。若试样的应力-应变曲线中未观察到明显的应力峰值，应选取应变为15%时的抗压强度为破坏值。若同组试样的无侧限抗压强度相差超过20%时，则需重新进行试验以确保数据的可靠性。

2.1　水泥及高炉矿粉掺量对固化淤泥强度的影响

1) 水泥固化效果

本试验根据《水泥土配合比设计规程》(JGJ/T 233—2011)中对于水泥改良土的推荐水泥最大掺量不宜超过25%的要求，同时在考虑工程经济性的基础上，共设置2.5%、5%、10%、15%、20%这5种水泥掺量，研究单掺水泥时水泥掺量ω_C对固化淤泥7 d无侧限抗压强度q_u,7的影响，结果如图2(a)所示。

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水泥及高炉矿粉对无侧限抗压强度q_u，7的影响

结果表明，当ω_C在低于2.5%时，增加水泥掺量对q_u,7的提升相对较小。当ω_C由2.5%提升至5%时，q_u,7从0.051 MPa显著提升至0.54 MPa，可见此时水泥对淤泥已起到明显的加固作用。参考朱伟等^{[8, 10]}的研究结果，水泥固化淤泥时，存在一个掺量阈值，即“水泥最低掺量”。仅当水泥掺量低于最低掺量时，水泥对淤泥的加固效果不明显，对提升固化土的强度贡献有限^[18]。因此，对于本文试验所用淤泥的水泥最低掺量应为5%左右。

随着ω_C进一步由5%按梯度增加至20%，q_u,7先由0.54 MPa增至0.671 MPa，再由0.671 MPa增长至0.886 MPa，最后由0.886 MPa增长至1.023 MPa。其增长率从24.2%涨至32%，再降至15.5%。增长率先增后减，表明当ω_C达到15%后，继续增加水泥掺量使得强度的增长率有所下降。综上，考虑到水泥在生产过程中的高资源消耗与高温室气体产出，不利于实现低碳环保的目标，本实验将水泥的最高掺量定为15%。

2) 高炉矿粉固化效果

为研究单掺高炉矿粉的条件下，ω_GGBS对q_u,7的影响，本试验共设置5%、10%、15%、20%这4种高炉矿粉掺量，图2(b)展示了高炉矿粉单掺时ω_GGBS对q_u,7的影响。结果表明，随着ω_GGBS的提升，q_u,7的提升有限。当ω_GGBS由0增至20%，q_u,7仅增长0.017 MPa，且当ω_GGBS为20%时，固化淤泥的强度仅为0.056 MPa。这与低水泥掺量(ω_C=2.5%)时的固化淤泥强度相近，表明矿粉在这一过程中未对淤泥起到明显加固作用。出现上述现象的原因可能是由于高炉矿粉在非碱性条件下活性较低，因此，进一步测量了不同矿粉掺量下，淤泥固化7 d后的pH值，结果如图3(a)所示。

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不同因素对pH的影响

如图3(a)所示，加入不同掺量的高炉矿粉后，固化淤泥的pH波动于8.6～9.0之间。章荣军等^[11]的研究指出，环境pH＜11时，火山灰反应难以进行。此外DU等^[19]证实了水化产物与火山灰反应产物在pH小于10.8的环境中稳定性欠佳。因此，仅掺高炉矿粉时，由于环境pH较低，高炉矿粉的活性未被激发，难以起到加固淤泥的作用。而本研究的固化改良剂中含有水泥，水泥可以有效提高环境pH，因此设定水泥掺量ωC在3%～8%之间，测得养护7 d后固化淤泥试样的pH测试结果如图3(b)所示。

根据图3(b)，当水泥掺量大于4%时，固化淤泥7 d后的pH大于10.9，超过了DU等^[19]的推荐值10.8。综上所述，在复掺方案中，设定水泥掺量ω_C范围为5%～15%。同时，由于高炉矿粉与水泥的成分相近，考虑到经济性和《水泥土配合比设计规程》(JGJ/T 233—2011)中对于水泥最大掺量不宜大于25%的要求，高炉矿粉的掺量ω_GGBS范围设定为0%～10%。保证了总固化剂的掺量不大于25%。

2.2　再生骨料掺量对固化淤泥强度的影响

建筑固废再生骨料对淤泥强度的提升与水泥及高炉矿粉的固化作用不同，其主要是通过增加适当的粗骨料，在淤泥内部形成骨架，从而提升淤泥的强度。分别添加0、10%、20%、30%、40%、50%的再生骨料于淤泥之中，并将其置于与单掺水泥和单掺矿粉相同的养护条件下，以控制变量。图4展示了再生骨料掺量ω_CDW对q_u,7的影响。

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ω_CDW对q_u,7的影响

由图4可知，q_u,7随着ω_CDW的增加而增大，但与单掺水泥的情况相比，这种增幅相对有限。具体表现为，当ω_CDW增至50%时，q_u,7仅达到0.31 MPa，仍低于ω_C=5%时的q_u,7(0.54 MPa)。尽管ω_CDW对q_u,7增长的促进作用有限，但加入再生骨料可以提升固化土单位体积的干物质含量^[9]，并降低含水率，这将对水泥与矿粉的水化反应有益。因此，在复掺方案中，本研究选择保留再生骨料，以研究其与水泥及高炉矿粉的交互作用效果。如图4所示，当ω_CDW从30%增至40%时，q_u,7的增长率为58.8%，明显高于其余区间，因此在复掺方案中，将ω_CDW的上限定为40%，最终ω_CDW的掺量范围设定为0%～40%。

3.1　试验方案

试验采用三因素三水平的Box-Behnken设计法(BBD)，基于固化剂单掺试验的结果，将水泥掺量ω_C、高炉矿粉掺量ω_GGBS与再生骨料掺量ω_CDW设置为3个设计因素(X₁、X₂、X₃)。响应值Y设置为固化淤泥的7 d无侧限抗压强度q_u,7。设计因素的自变量按照高、中、低3个水平进行编码，分别以-1、0、1表示。这些编码值与真实值间的转换通过下述方程实现：

(1)

式中：Xi为试验因素自变量的编码值；xi为试验因素自变量的真实值；x₀为自变量于中心点的真实值。各因素自变量水平的编码值如表3所示。

根据表3的试验编码值，进行试验组数为L+M₀=17的试验。其中，L为正方体棱边中点数(L=12)；M₀为重复点数或中心试验点数(中心试验点数可以评估试验偏差，本文取M₀=5)。试验设计表与结果如表4所示。

对表4中的试验数据进行标准回归分析，采用二次多元回归模型建立自变量(Xi)与响应值(Y)之间的关系，本文所采用的二次多元回归模型可以表示如下：

(2)

式中：Y为预测响应值；Xi、Xj分别为自变量xi、xj的编码值；β₀为截距；βi为线性系数；βii是平方系数；βij为交互作用系数。

采用式(2)对表4中的试验数据进行拟合，可以得到如下的回归方程：

(3)

式中：Y为固化淤泥的7 d无侧限抗压强度q_u,7；X₁、X₂、X₃分别为水泥、高炉矿粉、建筑固废再生骨料掺量。表5为该回归模型的方差分析，其结果表明，在本试验的取值范围内，X₁、X₂、X₃的一次项对Y有极显著影响(P＜0.01)。在交互项中，X₁X₂和X₁X₃为极显著项，而X₂X₃为显著项(P＜0.05)。二次项中，除了X为非显著项(P＞0.05)之外，其余项均为显著项。这些交互项与二次项的显著性表明，X₁、X₂、X₃与响应面值Y之间的关系并非简单的线性关系。整体模型的P值小于0.001，显示出极高的显著性；同时，失拟误差并不显著(P=0.058 5)。这表明模型能够准确描述X₁、X₂、X₃与Y之间的关系，并能有效预测不同配比下的固化淤泥的强度。

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方差分析

方差来源	平方和	均方	F值	P值
模型	53.943 9	5.993 8	130.09	< 0.000 1**
X1	15.820 3	15.820 3	343.37	< 0.000 1**
X2	30.252 5	30.252 5	656.62	< 0.000 1**
X3	5.335 0	5.335 0	115.79	< 0.000 1**
X1X2	0.584 5	0.584 5	12.69	0.009 2**
X1X3	0.750 8	0.750 8	16.30	0.005 0**
X2X3	0.418 6	0.418 6	9.09	0.019 5*
X	0.374 9	0.374 9	8.14	0.024 6*
X	0.311 9	0.311 9	6.77	0.035 3*
X	0.030 2	0.030 2	0.6548	0.445 0
残差	0.322 5	0.046 1
失拟误差	0.263 5	0.087 8	5.95	0.058 9
纯误差	0.059 1	0.014 8
总差	54.266 3

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注：*、**分别代表在5%、1%统计水平上显著。

3.2　水泥、高炉矿粉、建筑固废再生骨料交互作用分析

在所得回归模型式(3)中，令ω_C=10%，即将X₁固定在0水平，以研究ω_GGBS(X₂)与ω_CDW(X₃)之间的交互作用如何影响q_u,7(Y)。如图5(a)所示，在ω_GGBS较低的条件下，随着ω_CDW的逐渐增加，q_u,7仅缓慢提升，说明ω_CDW的增加对于提高q_u,7的作用有限。当ω_GGBS较高时，q_u,7随着ω_CDW的增加而显著增加，并且q_u,7的增长率也随着ω_CDW的增加而增加，这表明在较高ω_GGBS下，水泥提供的碱性环境促使高炉矿粉玻璃体中的Ca²⁺、AlO、Al³⁺、SiO等成分被激活并解聚^{[20, 21]}。随后这些成分进入孔隙溶液中发生水化反应，生成水化硅酸钙凝胶(C-S-H)。这一过程不仅消耗了游离水，还填充了再生骨料与土颗粒、土颗粒与土颗粒之间的孔隙，使得土体中的游离水减少，土体变得更加密实，从而有效提高了q_u,7。正因土体中游离水的持续减少，且淤泥颗粒间的水膜由于阳离子交换作用而变薄^[22]，使得随着ω_CDW增加，粗颗粒间更容易形成良好的骨架结构，最终显著提升q_u,7。综上，高炉矿粉和建筑固废再生骨料之间的交互作用对于提升固化淤泥的q_u,7有较显著的影响。

图5全屏查看

不同因素交互作用示意图

令ω_GGBS=5%，即固定X₂在0水平，探讨ω_C(X₁)与ω_CDW(X₃)之间的交互作用对q_u,7(Y)的影响。如图5(b)所示，在ω_C较低的条件下，ω_CDW的变化对q_u,7的影响与图5(a)展示的趋势大致相同，即随着ω_CDW增加，q_u,7缓慢增加。当ω_C较高时，由于水泥为固化土提供了良好的碱性环境与充足的水化反应原料，水化产物能够不断生成，从而填充于颗粒间孔隙之中，使得固化淤泥的q_u,7得到提高。总体而言，水泥与建筑固废再生骨料的交互作用显著提高了固化淤泥的强度，且根据曲线的变化趋势可以看出，高含水率淤泥进行固化时，低水泥掺量的作用效果不佳^{[9, 10]}。

令ω_CDW=20%，即固定X₃在0水平，进一步研究ω_C(X₁)与ω_GGBS(X₂)之间的交互作用对q_u,7(Y)的影响。如图5(c)所示，当ω_C较低时，随着ω_GGBS的增加，q_u,7的增长率相对图5(a)和图5(b)更为显著。这表明随着固化剂总含量ω_GGBS+ω_C的增加，试样的水化反应与火山灰反应对固化淤泥的加固作用相较于随着ω_CDW的增加对于固化淤泥的土性改良作用对于q_u,7的增长更为明显。与此同时，当ω_C较高时，随着ω_GGBS的增加，q_u,7迅速提升。在高ω_C的环境中，整体反应环境的碱性较强，有利于激发高炉矿粉的活性，增加水化反应的产物，从而形成更加致密的固化淤泥结构，提升土壤密实度，最终提升固化淤泥的强度。

综合以上分析可知，水泥能够有效激发高炉矿粉的水化活性，促使其参与水化反应与火山灰反应，导致水化产物C-S-H与Aft的不断增加，填充了土颗粒之间、土颗粒与建筑固废再生骨料之间的孔隙，进而提升了固化淤泥的强度。同时，激发后高炉矿粉的水化反应和火山灰反应消耗了淤泥内部的水分，降低了固化淤泥含水率，从而增强了水泥的固化效果。此外，建筑固废再生骨料颗粒通过物理作用，改良了固化土土性，减少了固化土单位体积内的含水率，从而促进了固化剂的反应，加强了粗骨料形成的骨架，增强了固化淤泥的强度。因此，固化剂含量是提高固化淤泥强度的最显著因素，而建筑固废再生骨料的掺量则起到了辅助作用。在实际工程设计中，三者间的配比应依据材料成本进行优化。

3.3　固化剂最优配比分析

采用真实值x₁、x₂、x₃替代式(2)中的编码值X₁、X₂、X₃，并以此求偏导，相关方程如式(4)和式(5)所示。发现在5≤x₁≤15，0≤x₂≤10，0≤x₃≤40的区间内，Y对x₁、x₂的偏导数恒大于0，而当且仅当x₃≥12.9时，Y对x₃的偏导数在整个模型定义域内大于0。这表明在水化活性物质(水泥与高炉矿粉)掺量较低时，若建筑固废再生骨料的掺量不足，不仅不能提升q_u,7，反而有可能降低q_u,7。这是因为建筑固废再生骨料颗粒相较于淤泥颗粒更大，低掺量的再生骨料颗粒的引入增加了整体结构中的孔隙率，此时水化胶结产物的胶结填充对强度的增强作用难以抵消孔隙率上升导致的强度削弱作用，使得q_u,7不能提高^[23]。综上所述，为确保再生骨料的掺入有效，确定最优配比中再生骨料的掺量下限为12.9%。

(4)

(5)

根据《公路路面基层施工技术细则》(JTG/T F20—2015)，对于运用于中、轻交通下高速公路及一级公路的水泥稳定材料而言，其7 d无侧限抗压强度标准值应介于2.0～4.0 MPa之间。以2.0 MPa为最低标准，并考虑室内制样与现场取样之间可能存在的差异^[24]，引入1.25的安全系数，即当室内试验的抗压强度值≥2.5 MPa时，即可认为满足规范的要求。按照固化剂材料价格^[25]：水泥520 元/t，S95级高炉矿粉360 元/t，建筑固废再生骨料34 元/t，淤泥的天然密度为1.6 g/cm³，可计算出固化一立方淤泥的成本函数式(6)。为找出当Y(x₁,x₂,x₃)≥2.5时，每立方造价最低的建筑固废再生骨料-复合固化剂的配比，令Y(x₁,x₂,x₃)≥2.5，进而可将问题转化为式(7)的数学模型进行求解。

(6)

(7)

依据参考文献[26]提出的方法，通过建立原约束优化问题的外点惩罚函数，使用增广拉格朗日乘子法可以求得最优解。最终保留一位小数的最优解为：x₁=5、x₂=7.8、x₃=13.8、minf(x)=94。这表明当ω_C=5、ω_GGBS=7.8、ω_CDW=13.8时，得到了满足规范要求的最经济配比。

3.4　最优配比下固化淤泥强度验证试验

将3.3节得到的最优固化改良剂配比5%∶7.8%∶13.8%进行等比例转换，得出固化改良剂各组分间的比例为ω_C∶ω_GGBS∶ω_CDW=1∶1.56∶2.76。为了验证3.1节建立的模型准确性，按该比例配置固化改良剂，记为GS固化剂。接着，将不同含量的GS固化剂(分别为15%、20%、25%、30%、35%)加入淤泥中，并对经过7 d标准养护的固化淤泥进行了无侧限抗压强度试验。通过对图6(a)的试验值进行线性插值，可知当GS固化改良剂掺量达到25.7%时，其q_u,7达到2.5 MPa。此时水泥、高炉矿粉、建筑固废再生骨料的掺量分别为4.8%、7.5%、13.3%，与模型响应值图6(b)接近，进一步验证了模型的准确性。

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不同GS固化改良剂掺比下的试验值与模型响应值

3.5　固化淤泥矿物种类与微观孔隙定性分析

为了进一步了解水泥、高炉矿粉、建筑固废再生骨料颗粒对淤泥的固化机理，记添加最优配比5%∶7.8%∶13.8%的固化淤泥为GH固化淤泥，对经过7 d养护的GH固化淤泥试样开展了X射线衍射分析试验。结果如图7所示，固化前后土样的主要矿物成分包括石英和一些黏土矿物，如高岭石、云母等。淤泥固化后，高岭石和云母等黏土矿物的特征峰强度有所削弱，同时检测到了少量水化硅酸钙(C-S-H)相的生成，其特征峰分别位于3.03Å和1.67Å处。这些现象表明，固废淤泥中的黏土矿物与固化剂发生了水化反应，生成了水化硅酸钙，填充了颗粒间的间隙，从而有助于提升土体的力学性能，并降低其渗透性。

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天然淤泥与固化淤泥的XRD图谱

进一步对比固化前后淤泥的XRD图谱发现，石英的相对特征峰强度值有所下降，这一现象可能与水泥中存在NaOH等碱性物质有关。碱性物质在特定条件下可能会促进土壤中石英等矿物发生硅铝酸盐反应，导致部分石英颗粒发生了破坏与溶解^[27]。这进一步揭示了GH固化淤泥强度提升的机理。

通过扫描电镜(SEM)分析，本文研究了固化淤泥的微观结构以及固化前后孔隙结构的变化。图8展示了原位淤泥与经7 d养护后的GH固化淤泥在颗粒形态与微观结构上的差异。在原位淤泥样本中，颗粒与颗粒间的连接相对松散^[28]，这导致了淤泥表面的粗糙性和深层孔隙的形成，表面麻面破坏严重。同时，淤泥颗粒呈现出不规则形状，尺寸分布不均，与原位淤泥的典型特征一致^[29]，反映了淤泥自然状态下的形态与结构。而淤泥固化后，其表面的麻面病害和深度孔隙明显减少。此外，部分颗粒表面存在不规则的胶状物质覆盖，而针棒状物质较少且分布极其不均^[30]，这表明固化产物分布较为不均。

图8全屏查看

天然淤泥与固化淤泥的SEM图