2025, Vol. 49
文章信息
- 陈同彦, 吴敏, 冯春健, 杨宝山, 王腾, 崔永强. 2025.
- CHEN Tongyan, WU Min, FENG Chunjian, YANG Baoshan, WANG Teng, CUI Yongqiang. 2025.
- 海洋平台桩基注浆加固水泥土抗剪强度试验研究
- Experimental study on the shear strength of cemented soil by grouting in offshore platform pile foundations
- 海洋科学, 49(3): 84-92
- Marine Sciences, 49(3): 84-92.
- http://dx.doi.org/10.11759/hykx20240421001
-
文章历史
- 收稿日期：2024-04-21
- 修回日期：2024-05-08
2. 中国石化胜利油田分公司海洋采油厂, 山东 东营 257237;
3. 中国石油大学(华东) 石油工程学院, 山东 青岛 266580
2. Sinopec Shengli Oilfield Branch Offshore Oil Production Plant, Dongying 257237, China;
3. School of Petroleum Engineering, China University of Petroleum (East China), Qingdao 266580, China
粉土广泛分布于我国黄河中下游平原城市, 该地区粉土颗粒磨圆度高、黏性和水稳定性差、塑性高和强度低。海洋平台桩基服役过程中, 由于上部组块结构生活设施及设备等的更新、维修与改造, 可能增加了很多大型设备, 导致桩基上部载荷增大, 极易出现桩基承载力不足的问题, 引发上层结构不稳定, 极大威胁工程安全。针对粉土地层在役埕岛油田海洋平台需要注浆提升桩基承载力, 因此亟需系统地开展粉土注浆水泥土抗剪强度研究, 为在役桩基的注浆加固设计提供理论基础和科学依据。
水泥土是指按一定比例配置的土、水泥、水经过拌制后形成的土工材料。在地基处理、软土加固等工程中应用非常广泛。1915年, 美国奥克街道的路基首次采用水泥和沙子混合进行加固。随后水泥土被广泛应用于工程建设, 并取得了良好的效果[1-5]。由于水泥土具有许多优势, 所以许多国内外学者对水泥土的力学性能进行了研究, 发现随着水泥掺入比和养护龄期的增加, 水泥土的强度会逐渐提高。储诚富等[6]、Horpibulsuk等[7]、王达爽等[8]对水泥土进行大量试验, 提出了水泥土强度预测公式, 并与试验对比发现预测结果较好。韩鹏举等[9-10]在水泥土中分别掺入硫酸钠和氯化镁, 试验结果发现当掺入浓度较低时, 水泥土强度会增加, 但当浓度较高时, 水泥土强度又会降低。Yang等[11]通过试验研究了酸碱度对水泥土强度的影响, 发现酸性条件会使水泥土强度损失更严重。侯淑鹏等[12]对水泥土进行冻融循环, 发现冻融循环会降低水泥土强度。王建华等[13]对水泥土进行干湿循环, 发现干湿循环会降低水泥土强度, 这是由于水泥土中的黏粒团在干燥时收缩, 潮湿时膨胀造成的。
为提高水泥土强度, 国内外学者通过外掺剂来不断改进水泥土。王嵛等[14]将粉煤灰掺入到水泥土中, 发现水泥土无侧限抗压强度随粉煤灰掺量的增加而降低。Wang等[15]利用煤矸石脱硫渣替换部分水泥掺入到水泥土中, 研究煤矸石脱硫渣水泥土的力学性能, 试验结果发现煤矸石脱硫渣能有效提高水泥土的无侧限抗压强度。Jiang等[16]、Mousavi[17]将硅灰掺入水泥土中进行室内试验, 试验结果表明硅灰的加入能有效提高水泥土的强度。Choobbasti等[18]在水泥土中掺入适量的纳米二氧化硅, 发现可以使水泥土更加密实, 强度更高。Meng等[19]在水泥土中掺入复合纳米碳酸钙, 发现复合纳米碳酸钙使得水泥水化反应更充分, 使得水泥土密实度更高。马芹永等[20]、Gao等[21]等学者在水泥土中掺入不同纤维, 通过无侧限单轴压缩试验发现纤维结构可以使水泥土更加密实, 整体性更强, 提高了水泥土的抗压及抗拉强度。
国内外关于水泥土物理力学性能的研究主要集中在抗压强度方面, 对于抗剪强度的研究较少。基于当前研究内容不利于全面认识水泥土物理力学性能规律的现状, 本文以不同深度下的粉土为研究对象, 通过直剪试验, 研究了水泥掺入比、固结压力对水泥土直剪特性的影响规律, 并采用API准则对埕岛油田海洋平台桩基注浆加固前后承载力进行计算, 以期为注浆水泥土加固工程实践提供试验数据和理论参考。
1 试验概况 1.1 试验设备Geocomp ShearTrac-Ⅱ剪切装置通过微型步进电机与智能反馈系统可以实现法向和切向应力的精确控制, 可以全自动完成直剪和残余剪切试验。该试验装置可以按照恒定变形速率或恒定水平应力施加水平剪切, 并且可以实时显示当前试验曲线。该系统也可以重复完成直剪试验, 以测定残余强度。试验装置如图 1所示。
 |
| 图 1 Geocomp ShearTrac-Ⅱ试验装置 Fig. 1 Geocomp ShearTrac-Ⅱ test device |
本次试验粉土取自东营市某建筑工程场地, 呈黄褐色, 以黏粒和粉粒为主; 通过现场地质勘查报告和室内土工试验得到土样的基本物理力学性质如表 1所示; 试验采用的水泥为P.O42.5R普通硅酸盐水泥。
| 土样 | 粒径范围/mm | 制样密度/(g∙cm–3) | 含水率 | 不均匀系数Cu | 曲率系数Cc | 孔隙比 |
| 粉土 | 0.005~0.075 | 1.579 | 100% | 8.143 | 1.384 | 0.67 |
本次试验主要研究水泥掺入比、固结压力对注浆水泥土强度的影响, 因此在试验开始之前, 需要对不同深度下土样配置水泥土所需材料进行计算和细化, 各试样所需材料的详细用量如表 2所示。
| 序号 | 土体颗粒 | 水 | 水泥 |
| 1 | 360 | 85.14 | 66.77 |
| 2 | 360 | 78.19 | 87.64 |
| 3 | 360 | 71.45 | 107.86 |
| 4 | 374.4 | 78.63 | 67.95 |
| 5 | 374.4 | 71.55 | 89.19 |
| 6 | 374.4 | 64.69 | 109.77 |
在进行注浆水泥土的力学性能试验之前, 需要将注浆水泥土进行制备, 注浆水泥土的制备过程如下: 首先按照表 2准备注浆水泥土的各项材料; 按照试验用土、水泥次序依次倒入容器内, 进行充分的人工搅拌, 然后倒入水再进行充分搅拌, 将搅拌后的试样填满模具, 模具直径为62 mm, 高度为20 mm; 并将土样压实, 抹平试样表面后及时置于相应压力的固结中, 每一批的试样均进行3 d的固结养护。
1.3 试验方案根据现场实际工程土层分布情况, 分别对20 m、30 m处粉土各掺入15%、20%、25%三种不同水泥含量的样品进行剪切试验; 确定注浆水泥土强度参数; 为对于不同深度土层在相应地应力增减压载50 kPa的情况进行分析, 对于同一深度及水泥掺入比的情况下进行3组试验, 共进行18组; 另外对6组不同固结压力下正常粉土进行直剪试验作为对照组, 研究水泥掺入比、固结压力对强度参数影响规律, 具体的试验方案如表 3所示。
| 试验项目 | 编号 | 桩端深度/m | 水泥掺入比/% | 固结压力/kPa |
| 正常粉土 6组 |
F-20m-200 | 20 | 0 | 200 |
| F-20m-250 | 20 | 0 | 250 | |
| F-20m-300 | 20 | 0 | 300 | |
| F-30m-350 | 30 | 0 | 350 | |
| F-30m-400 | 30 | 0 | 400 | |
| F-30m-450 | 30 | 0 | 450 | |
| 注浆水泥土剪切强度试验研究 18组 |
F-20m-15-200 | 20 | 15 | 200 |
| F-20m-15-250 | 20 | 15 | 250 | |
| F-20m-15-300 | 20 | 15 | 300 | |
| F-20m-20-200 | 20 | 20 | 200 | |
| F-20m-20-250 | 20 | 20 | 250 | |
| F-20m-20-300 | 20 | 20 | 300 | |
| F-20m-25-200 | 20 | 25 | 200 | |
| F-20m-25-250 | 20 | 25 | 250 | |
| F-20m-25-300 | 20 | 25 | 300 | |
| F-30m-15-350 | 30 | 15 | 350 | |
| F-30m-15-400 | 30 | 15 | 400 | |
| F-30m-15-450 | 30 | 15 | 450 | |
| F-30m-20-350 | 30 | 20 | 350 | |
| F-30m-20-400 | 30 | 20 | 400 | |
| F-30m-20-450 | 30 | 20 | 450 | |
| F-30m-25-350 | 30 | 25 | 350 | |
| F-30m-25-400 | 30 | 25 | 400 | |
| F-30m-25-450 | 30 | 25 | 450 |
本次试验基于GB/T50123—1999《土工试验方法标准》规定的操作流程, 按照试验方案分别对试样施加相应的固结压力, 然后再进行直接剪切试验。以0.8 mm/min的剪切速度进行剪切, 每一个试样均剪切至试样破坏时停止, 即随剪切位移增加剪应力开始降低或者保持不变, 记录剪应力的最大值。
2 结果分析 2.1 水泥掺入比对注浆水泥土剪切特性的影响 2.1.1 正常粉土直剪试验结果对20 m、30 m深度下正常粉土进行直剪试验, 根据试验测试结果绘制不同固结压力下试样剪应力-位移关系曲线, 如图 2所示, 记录剪应力的峰值或最大值, 发现当水泥掺入比为0时, 固结压力为200、250、300、350、400、450 kPa时, 最大剪应力分别为117.44、143.71、160.85、188.01、210.33、235.62 kPa。对试样直剪实验数据进行汇总并拟合, 如图 3所示, 可以根据拟合函数推导出试样的黏聚力及摩擦角, 发现黏聚力为24.09 kPa, 摩擦角为25.05°。
 |
| 图 2 不同固结压强下粉土剪应力-位移曲线 Fig. 2 Shear stress–displacement curve of silt under different consolidation pressures |
 |
| 图 3 正常固结粉土强度拟合曲线 Fig. 3 Strength fitting curve of normally consolidated silt |
20 m深度下粉土不同水泥掺入比的试样剪切破坏时, 试样剪切面的上下部分黏结在一起, 破坏面不明显。根据试验测试结果绘制不同水泥掺入比条件下试样剪应力-位移关系曲线, 如图 4所示, 记录剪应力的峰值或最大值, 发现当水泥掺入量为15%, 固结压力为200、250、300 kPa时的最大剪应力分别为363、408、449 kPa; 当水泥掺入比为20%时, 最大剪应力分别为382、435、472 kPa; 当水泥掺入比为25%时, 最大剪应力分别为406、463、492 kPa; 发现随着水泥掺入比的增加, 试样达到破坏时的剪应力不断增加。相对于原始粉土, 15%水泥掺入比试样的抗剪强度提高179%~209%, 25%水泥掺入比试样抗剪强度提高206%~246%。25%水泥掺入比试样抗剪强度比15%水泥掺入比试样高9.58%~11.85%。对试样直剪实验数据进行汇总并拟合, 如图 5所示, 可以根据拟合函数推导出试样的黏聚力及摩擦角, 发现水泥掺入比为15%、20%、25%时试样的黏聚力分别为191.67、204.67、238.67 kPa, 摩擦角分别为36.87°、38.31°、38.65°。
 |
| 图 4 深度20 m粉土不同水泥掺入比试样剪应力-位移曲线 Fig. 4 Shear stress–displacement curve of silt at different cement content and a depth of 20 m |
 |
| 图 5 深度20 m粉土不同水泥掺入比试样强度及拟合关系 Fig. 5 Strength and fitting relationship of silt at different cement content and a depth of 20 m |
30 m深度下粉土不同水泥掺入比试样的剪切破坏形式与20 m深度下注浆水泥土的破坏形式一致。根据试验测试结果绘制不同水泥掺入比条件下试样剪应力-位移关系曲线, 如图 6所示, 记录剪应力的峰值或最大值, 发现当水泥掺入比为15%, 固结压力为350 kPa、400 kPa、450 kPa时的最大剪应力分别为496 kPa、526 kPa、566 kPa; 当水泥掺入比为20%, 最大剪应力分别为512 kPa、558 kPa、593 kPa; 当水泥掺入比为25%, 最大剪应力分别为533 kPa、573 kPa、613 kPa; 相对于原始粉土, 15%水泥掺入比试样的抗剪强度提高140%~164%, 25%水泥掺入比试样抗剪强度提高160%~183%。25%水泥掺入比试样抗剪强度比15%水泥掺入比试样高7.46%~8.93%。对试样直剪实验数据进行汇总并拟合, 如图 7所示, 可以根据拟合函数推导出试样的黏聚力及摩擦角, 发现水泥掺入比为15%、20%、25%时的试样黏聚力分别为210.33 kPa、230.33 kPa、253 kPa, 同一水泥掺入比试样相比于30 m深度时黏聚力提高了6%~12.5%; 摩擦角分别为40.69°、41.98°、43.83°, 同一水泥掺入比试样相比于20 m深度时摩擦角提高了9.6%~14.3%。这说明当水泥掺入比相同时, 随着固结压力的增加, 水泥土的抗剪强度增加。这是由于固结压力越大, 土体中气体被排出, 孔隙体积越小, 水泥颗粒与土颗粒之间咬合更加紧实造成的。
 |
| 图 6 深度30 m粉土不同水泥掺入比试样剪应力-位移曲线 Fig. 6 Shear stress–displacement curve of silt at different cement content and a depth of 30 m |
 |
| 图 7 深度30 m粉土不同水泥掺入比试样强度及拟合关系 Fig. 7 Strength and fitting relationship of silt at different cement content and a depth of 30 m |
对不同水泥掺入比水泥土的抗剪强度进行汇总如表 4所示。可以看出: 随着水泥掺入比的增加, 不同深度土层下水泥土的黏聚力与摩擦角都呈增长趋势; 同一配置参数的试样, 其水泥掺入比为15%时的黏聚力约为水泥掺入比为25%时黏聚力的56.36%~ 83.13%, 摩擦角的比例约为92.83%~97.56%。
| 土样 | 水泥掺入比/% | 抗剪强度拟合函数 | 黏聚力/kPa | 摩擦角/(°) |
| 正常粉土 | 0 | y=0.4674x+24.09 | 24.09 | 25.05 |
| 20 m粉土 | 15 | y=0.75x+191.67 | 191.67 | 36.87 |
| 20 | y=0.79x+204.67 | 204.67 | 38.31 | |
| 25 | y=0.8x+238.67 | 238.67 | 38.65 | |
| 30 m粉土 | 15 | y=0.86x+210.23 | 210.33 | 40.69 |
| 20 | y=0.9x+230.33 | 230.33 | 41.98 | |
| 25 | y=0.96x+253 | 253 | 43.83 |
建立在标准养护条件下不同水泥掺量与黏聚力、摩擦角的数学模型, 如图 8、9所示。从图中可以看出: 对于不同深度下的粉土, 随着水泥掺入比增加, 试样的黏聚力与摩擦角都不断增大。对于30 m深度下注浆粉土的黏聚力和摩擦角都大于20 m深度的注浆粉土; 水泥土强度参数(黏聚力、摩擦角)与水泥掺入比呈线性增长关系。
 |
| 图 8 不同水泥掺入量对黏聚力的影响 Fig. 8 Influence of cement content on cohesion |
 |
| 图 9 不同水泥掺入量对摩擦角的影响 Fig. 9 Influence of cement content on friction angle |
埕岛油田海洋平台钢管桩长度为30.5 m, 桩径为1.1 m, 壁厚为0.03 m。依据地勘报告, 将实际工程中管桩周围土层的分布情况和物理指标生成地基土模型, 其土层分布共6层土体, 其中1、2、3层为黏土, 采用桩侧注浆方法对第4、5、6层粉土进行注浆加固, 运用API计算准则对其注浆前后承载力进行计算。土体注浆前后的材料参数如表 5所示。
| 土层 | 土体类型 | 深度/m | 密度/(g∙cm–3) | 未注浆 | 注浆后 | ||
| 摩擦角/(°) | 黏聚力/kPa | 摩擦角/(°) | 黏聚力/kPa | ||||
| 1 | 黏土 | 0~4.05 | 1.97 | 0 | 13 | — | — |
| 2 | 黏土 | 4.05~9.3 | 1.85 | 0 | 15 | — | — |
| 3 | 黏土 | 9.3~13.3 | 1.9 | 0 | 22 | — | — |
| 4 | 粉土 | 13.3~17.75 | 2 | 26 | 11 | 33 | 85 |
| 5 | 粉土 | 17.75~26.8 | 1.95 | 27 | 15 | 37 | 116 |
| 6 | 粉土 | 26.8~35.8 | 1.98 | 25 | 24 | 32 | 208 |
| 注: —表示没有注浆 | |||||||
水泥掺量的增加对水泥土的黏聚力、摩擦角有明显的提高, 根据试验数据确定出注浆粉土抗剪强度参数的增长规律, 如下式所示:
| $ \tau = c + \sigma \tan \varphi , $ | (1) |
| $ c = (a\ln (x) + b){c_0} + {c_0} , $ | (2) |
| $ \varphi = (m\ln (x) + n){\varphi _0} + {\varphi _0} , $ | (3) |
式中, x为水泥掺量; c0、φ0为水泥掺量为0时的黏聚力、摩擦角; a, b, m, n为拟合参数。
根据上式求解实际工程中粉土注浆后的抗剪强度参数, 桩基的极限侧摩承载力计算公式为:
| $ {Q_f} = f{A_s} , $ | (4) |
式中, As是桩侧表面积, 单位m2; f是单位侧摩阻力, 单位kPa。
3.2 计算结果注浆前后桩侧摩阻力分布曲线如图 10所示。
 |
| 图 10 注浆前后侧摩阻力-深度分布曲线 Fig. 10 Side friction resistance–depth distribution curves before and after cemented |
从图中可以看出桩侧摩阻力随着深度的增加不断增大, 但由于第4层粉土抗剪强度比第3层黏土的抗剪强度低, 导致侧摩阻力急剧降低。对比注浆前后桩基的侧摩阻力曲线, 发现未注浆时第4、5、6层桩侧摩阻力分别为7.7、10.5、16.8 kPa, 注浆后各层土体的侧摩阻力分别为16.1、23.1、27.3 kPa, 分别增长了109%、120%、63%。另外计算未加固前桩极限承载力为2 967 kN, 注浆后桩侧极限承载力为5 379 kN, 注浆后提升了81.29%。
4 结论本文以粉土为研究对象, 通过直剪试验, 定量分析了水泥掺入比、固结压力对注浆水泥土抗剪强度的影响规律, 得到主要结论如下。
(1) 试样抗剪强度随着水泥掺入比的增加不断增大, 15%水泥掺入比试样的抗剪强度相对于原始粉土提高140%~209%, 25%水泥掺入比试样抗剪强度比原始粉土提高160%~246%, 比15%水泥掺入比试样高7.46%~13.48%。
(2) 随着水泥掺入比的增加, 不同深度土层下水泥土试样的黏聚力与摩擦角均有提高, 同一配置参数的试样, 25%水泥掺入比试样的黏聚力相对于15%水泥掺入比时提高了20.29%~24.52%, 摩擦角提高了4.83%~7.72%。水泥土强度参数(黏聚力、摩擦角)与水泥掺入比呈线性增长关系。
(3) 当水泥掺入比相同时, 随着固结压力的增加, 试样的抗剪强度增加; 本试验中同一水泥掺入比在固结压力提高150 kPa时, 黏聚力提高了6%~12.5%, 摩擦角提高了9.6%~14.3%; 这是由于竖向荷载越大, 土体中气体被排出, 孔隙体积越小, 水泥颗粒与土颗粒之间咬合更加紧实造成的。
(4) 埕岛油田海洋平台桩基注浆加固前后承载力数值计算结果表明, 未注浆时桩基极限承载力为2 967 kN, 注浆后桩基极限承载力为5 379 kN, 增长了81.29%, 说明注浆技术能够有效地提升桩基承载能力。
| [1] |
ANAGNOSTOPOULOS C A. Strength properties of an epoxy resin and cement-stabilized silty clay soil[J]. Applied Clay Science, 2015, 114: 517-529. DOI:10.1016/j.clay.2015.07.007 |
| [2] |
CHOOBBASTI A J, TAVAKOLI H, KUTANAEI S S. Modeling and optimization of a trench layer location around a pipeline using artificial neural networks and particle swarm optimization algorithm[J]. Tunnelling and Underground Space Technology Incorporating Trenchless Technology Research, 2014, 40: 192-202. |
| [3] |
CONSOLI N C, ROSA D, CRUZ R C, et al. Water content, porosity and cement content as parameters controlling strength of artificially cemented silty soil[J]. Engineering Geology, 2011, 122(3): 328-333. |
| [4] |
XU F, WEI H, QIAN W, et al. Composite alkaline activator on cemented soil: Multiple tests and mechanism analyses[J]. Construction and Building Materials, 2018, 188(10): 433-443. |
| [5] |
YAO K. Investigation on strength and microstructure characteristics of nano-MgO admixed with cemented soft soil[J]. Construction and Building Materials, 2019, 206: 160-168. DOI:10.1016/j.conbuildmat.2019.01.221 |
| [6] |
储诚富, 洪振舜, 刘松玉, 等. 用似水灰比对水泥土无侧限抗压强度的预测[J]. 岩土力学, 2005, 26(4): 645-649. CHU Chengfu, HONG Zhenshun, LIU Songyu, et al. Prediction of unconfined compressive strength of cemented soils with quasi-water-cement ratio[J]. Geotechnical Mechanics, 2005, 26(4): 645-649. |
| [7] |
HORPIBULSUK S, MIURA N, NAGARAJ T S. Clay-water/cement ratio identity for cement admixed soft clays[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2005, 131(2): 187-192. DOI:10.1061/(ASCE)1090-0241(2005)131:2(187) |
| [8] |
王达爽, 杨俊杰, 董猛荣, 等. 水泥土强度预测室内试验研究[J]. 中国海洋大学学报(自然科学版), 2018, 48(7): 96-102. WANG Dashuang, YANG Junjie, DONG Mengrong, et al. Laboratory test on the prediction of cement soil strength[J]. Periodical of Ocean University of China, 2018, 48(7): 96-102. |
| [9] |
韩鹏举, 刘新, 白晓红. 硫酸钠对水泥土的强度及微观孔隙影响研究[J]. 岩土力学, 2014, 35(9): 2555-2561. HAN Pengju, LIU Xin, BAI Xiaohong. Effect of sodium sulfate on strength and micropores of cemented soil[J]. Geotechnical Mechanics, 2014, 35(9): 2555-2561. |
| [10] |
韩鹏举, 张文博, 刘新, 等. 氯化镁对水泥土早期强度的影响研究[J]. 岩土工程学报, 2014, 36(6): 1173-1178. HAN Pengju, ZHANG Wenbo, LIU Xin, et al. Early strength of cemented soils polluted by magnesium chloride[J]. Journal of Geotechnical Engineering, 2014, 36(6): 1173-1178. |
| [11] |
YANG Y Y, WANG G H, XIE S W, et al. Effect of mechanical property of cemented soil under the different pH value[J]. Applied Clay Science, 2013, 79: 19-24. |
| [12] |
侯淑鹏, 陈礼仪, 王胜, 等. 冻融循环条件下水泥土损伤劣化特征研究[J]. 长江科学院院报, 2016, 33(12): 124-127, 132. HOU Shupeng, CHEN Li, WANG Sheng, et al. Degradation and deterioration behaviors of cemented soil under cyclic freezing-thawing[J]. Proceedings of the Yangtze Academy of Sciences, 2016, 33(12): 124-127, 132. |
| [13] |
王建华, 高玉琴. 干湿循环过程导致水泥改良土强度衰减机理的研究[J]. 中国铁道科学, 2006, 27(5): 23-27. WANG Jianhua, GAO Yuqin. Study on the strength degradation mechanism of cement-soils resulting from dry-wet cycles[J]. China Railway Science, 2006, 27(5): 23-27. |
| [14] |
王嵛, 黄耀英, 方国宝, 等. 洞庭湖区掺粉煤灰水泥土性能试验研究[J]. 水资源与水工程学报, 2019, 30(4): 210-216. WANG Yu, HUANG Yaoying, FANG Guobao, et al. Experimental study on performances of fly ash cement soil in dongting lake area[J]. Journal of Water Resources and Hydraulic Engineering, 2019, 30(4): 210-216. |
| [15] |
WANG Y L, ZHAO Y Q, HAN Y S, et al. The effect of circulating fluidised bed bottom ash content on the mechanical properties and drying shrinkage of cement- stabilised soil[J]. Materials, 2022, 15(1): 14. |
| [16] |
JIANG N, WANG C M, WANG Z P, et al. Strength characteristics and microstructure of cement stabilized soft soil admixed with silica fume[J]. Materials, 2021, 14(8): 1929. |
| [17] |
MOUSAVI S E. Utilization of silica fume to maximize the filler and pozzolanic effects of stabilized soil with cement[J]. Geotechnical and Geological Engineering, 2018, 36(1): 77-87. |
| [18] |
CHOOBBASTIA J, KUTANAEIS S. Microstructure characteristics of cement-stabilized sandy soil using nanosilica[J]. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering, 2017, 9(5): 981-988. |
| [19] |
MENG T, QIANG Y J, HU A F, et al. Effect of compound nano-CaCO3 addition on strength development and microstructure of cement-stabilized soil in the marine environment[J]. Construction and Building Materials, 2017, 151: 775-781. |
| [20] |
马芹永, 高常辉. 玄武岩纤维和砂对水泥土微观结构及拉压强度的影响[J]. 应用基础与工程科学学报, 2020, 28(1): 148-159. MA Qinyong, GAO Changhui. Effects of basalt fiber and sand on the microstructure and tensile and compressive strength of cement-soil[J]. Journal of Applied Basic and Engineering Sciences, 2020, 28(1): 148-159. |
| [21] |
GAO C H, DU G Y, GUO Q, et al. Static and dynamic behaviors of basalt fiber reinforced cement-soil after freeze-thaw cycle[J]. KSCE Journal of Civil Engineering, 2020, 24: 1-11. |