掺入粉煤灰软黏土的复合碱渣土力学特性探究

王元战，孙春鹏，王轩，陈艳萍，龚晓龙; WANG Yuanzhan; SUN Chunpeng; WANG Xuan; CHEN Yanping; GONG Xiaolong

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掺入粉煤灰软黏土的复合碱渣土力学特性探究 PDF

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龚晓龙 ²

1. 天津大学水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津 300072； 2. 天津港（集团）有限公司，天津 300461

中图分类号： TU521

最近更新：2023-03-03

DOI：10.3969/j.issn.1007-9629.2023.02.014

目录contents

摘要

为探究承载性能优良且经济适用的碱渣地基土方案，设计了24种掺入粉煤灰和软黏土的复合碱渣土，并且综合无侧限抗压强度与经济指标，通过模糊评价法确定了复合碱渣土的最优配合比，同时对其进行了劈裂抗拉试验、静力三轴试验和蠕变试验.结果表明：软黏土、粉煤灰均对碱渣有明显加固作用，软黏土的加入可减少粉煤灰的用量，具备较好的经济适用性；复合碱渣土的劈裂抗拉强度与其无侧限抗压强度之比为0.15；固结围压对复合碱渣土不排水强度的影响最大，超固结比次之，固结比最小；当上部荷载未达到长期强度时，复合碱渣土的蠕变特征较为稳定且数值极小.

关键词

复合碱渣土; 粉煤灰; 最优配合比; 三轴试验; 蠕变特性

碱渣是氨碱法生产纯碱时所产生的白色固体废料，每生产1 t纯碱将会排出0.3~0.6 t废渣^［

1］.截至当前，中国多地碱厂所排放的碱渣大量堆积^{［参考文献 2‑3}2‑3］，碱渣的综合利用已经是一个重要的研究课题.

碱渣最有效的处理方法是将其用于工程填垫.根据工程实践，用胶凝材料加固碱渣的效果远优于原位加固^［

4］.众多学者用粉煤灰、水泥、生石灰和高炉矿渣等材料对碱渣进行固化处理，使其物理力学性能得到了不同程度的提高^{［参考文献 4‑7}4‑7］.此外，也有学者直接将碱渣用于软黏土加固^{［参考文献 8‑9}8‑9］.然而，众多学者大都只考虑土体性能而忽略了经济因素，且许多改良方案对掺入碱渣的含水率缺乏控制，同一方案中碱渣含水率的不同将导致掺入碱渣的干质量不同，进而产生不同的试验结果，这导致试验结论不具备可推广性.另外，当前对于复合碱渣土的研究大多仅限于探究其基本物理力学指标，关于实际工程中的复杂工况鲜有研究.

软黏土可取自工程场地，量大、造价低廉，是一种经济可行的掺和材料.本文掺入粉煤灰及软黏土对碱渣进行加固，综合无侧限抗压强度（UCS）值及经济指标，通过模糊评价法来确定其最优配合比.模糊评价法对经济因素赋予权重，在保证了力学性能的同时考虑了加固成本.试验过程中在掺合比例上严格采用干质量比，使试验结果具备一定的可推广性.针对最优配合比复合碱渣土进行了劈裂抗拉试验以及不同固结围压、超固结比、固结比条件下的静力三轴试验和蠕变试验，进一步探究了在复杂工况下复合碱渣土的力学特性，可以为碱渣在基础工程中的应用提供参考.

1 试验方案

1.1 试验材料

碱渣取自天津港的渣坑，取样深度为地下2~4 m，其物理特性见表1（其中ω_L、I_P、C_C、C_S分别为饱和度（质量分数，文中涉及的饱和度、液限等除特别说明外均为质量分数或质量比）、液限、塑性指数、回弹指数），化学组成见表2.

表1 碱渣的物理特性

Table 1 Physical characteristics of soda residue

Water content(by mass)/%	Density/(g·cm^-3)	Relative density	ω_L/%	I_P	C_C	C_S
203.6	1.24	2.24	90.3	16.6	1.27	0.06

表2 碱渣的化学组成

Table 2 Chemical composition of soda residue ( w/% )

CaCO₃	Ca(OH)₂	CaCl₂	SiO₂	CaSO₄	Al₂O₃	NaCl	Acid insoluble
55.7	9.5	8.4	5.8	4.7	3.8	3.3	8.8

粉煤灰为二级粉煤灰，密度为2.55 g/cm³，堆积密度为1.12 g/cm³，其主要化学组成如表3所示.

表3 粉煤灰的主要化学组成

Table 3 Main chemical composition of fly ash ( w/% )

Al₂O₃	SiO₂	CaO	SO₃	FeO
24.20	45.10	5.60	2.10	0.85

软黏土取自天津港滨海地区的软黏土土层，其物理特性如表4所示.其中：e为孔隙比.

表4 软黏土的物理特性

Table 4 Physical properties of soft clay

Density/(g·cm^-3)	Water content(by mass)/%	Dry density/(g·cm^-3)	e
1.820	48.62	1.220	1.315

1.2 击实试验

根据赵献辉等^［

5］和冀国栋等^{［参考文献 6

百度学术}6］关于粉煤灰加固碱渣的配比研究，综合考虑经济性与加固效果，选取5%、10%和15%（干质量比）作为粉煤灰掺量，同时设计无粉煤灰掺入的对照组.在每组粉煤灰掺量均确定的前提下，将软黏土占碱渣与软黏土总质量比例由0%以每组10%为梯度上升至50%.综上，粉煤灰掺量分为4种，碱渣与软黏土比例为6种，共有24种配合比，如表5所示.

表5 复合碱渣土的配比方案

Table 5 Proportion scheme of composite soda residue soil

Group No.	w(fly ash)/%	w(soft clay)/%	w(soda residue)/%
F0‑G1	0	0	100.0
F0‑G2	0	10.0	90.0
F0‑G3	0	20.0	80.0
F0‑G4	0	30.0	70.0
F0‑G5	0	40.0	60.0
F0‑G6	0	50.0	50.0
F5‑G1	5.0	0	95.0
F5‑G2	5.0	9.5	85.5
F5‑G3	5.0	19.0	76.0
F5‑G4	5.0	28.5	66.5
F5‑G5	5.0	38.0	57.0
F5‑G6	5.0	47.5	47.5
F10‑G1	10.0	0	90.0
F10‑G2	10.0	9.0	81.0
F10‑G3	10.0	18.0	72.0
F10‑G4	10.0	27.0	63.0
F10‑G5	10.0	36.0	54.0
F10‑G6	10.0	45.0	45.0
F15‑G1	15.0	0	85.0
F15‑G2	15.0	8.5	76.5
F15‑G3	15.0	17.0	68.0
F15‑G4	15.0	25.5	59.5
F15‑G5	15.0	34.0	51.0
F15‑G6	15.0	42.5	42.5

1.3 无侧限抗压试验与劈裂抗拉试验

依据击实试验得到表5中F0‑G1至F15‑G6总计24种复合碱渣土的最优含水率与最大干密度，以95%压实度制备尺寸为 $ϕ$ 80.0×39.1 mm的试样，试样制备完成后以标准养护条件分别养护至7、28 d.加入7 d龄期是为了满足施工进度需求，掌握复合碱渣土的早期强度增长.每种配合比7、28 d龄期各准备3个平行试样，养护至规定龄期后，通过应变式无侧限压缩仪测定其无侧限抗压强度.

采用模糊评价法，综合考虑各配合比条件下的无侧限抗压强度与造价成本，选出最优配合比；随后，针对最优配合比的复合碱渣土，将其养护至28 d，通过万能试验机进行劈裂抗拉强度试验.

1.4 静力学三轴试验

静力学三轴试验针对最优配合比复合碱渣土进行，试验方案如表6所示.其中：OCR为超固结比，σ_c为固结围压，σ_s为剪切围压，K为固结比，σ_v0为轴向固结应力.

表6 静力学三轴试验方案

Table 6 Static stress triaxial test scheme

Test No.	OCR	σ_c/kPa	σ_s/kPa	K	σ_v0/kPa
J01	1	100	100.0	1.0	100
J02	1	150	150.0	1.0	150
J03	1	200	200.0	1.0	200
J04	2	150	75.0	1.0	150
J05	4	150	37.5	1.0	150
J06	6	150	25.0	1.0	150
J07	1	150	150.0	1.4	210
J08	1	150	150.0	1.8	270

1.5 静荷载蠕变试验

静荷载蠕变试验同样针对最优配合比复合碱渣土进行，试验方案如表7所示，选用分级加载的方式进行试验.采用5级荷载的方式逐级施加，每级上部应力增量取q_f/5.其中：q_f为试样静力抗剪强度，由静力学三轴试验得到.

表7 静荷载蠕变试验方案

Table 7 Static load creep test scheme

Test No.	σ_c/kPa	Upper load/kPa	Drain valve
L01	100	38/72/114/152/190	Off
L02	150	52/104/156/208/260	Off
L03	200	65/130/195/260/325	Off

2 确定复合碱渣土的最优配合比

通过击实试验得到各配合比复合碱渣土的最优含水率及最大干密度，以95%压实度及最优含水率制备无侧限抗压强度试样，进而进行无侧限抗压强度试验，得到表5中 F0‑G1至F15‑G6共24种复合碱渣土的7、28 d无侧限抗压强度，最后通过模糊评价法，综合考虑其7、28 d无侧限抗压强度及固化成本，确定最优配合比.

2.1 击实试验结果

通过击实试验得到F0‑G1至F15‑G6共24种掺入粉煤灰和软黏土的复合碱渣土的最优含水率及最大干密度，如表8所示.由表8可见：随着软黏土、粉煤灰掺量的提高，复合碱渣土的最大干密度逐渐增加，最优含水率逐渐降低；软黏土及粉煤灰均能起到填充孔隙和吸收水分的作用，但软黏土的效果不及粉煤灰理想.

表8 不同配合比复合碱渣土的最优含水率与最大干密度

Table 8 Optimal moisture content and maximum dry density of composite soda residue soils with different mix proportions

Group No.	Optimal moisture content(by mass)/%	Maximum dry density/(g·cm^-3)
F0‑G1	62.79	0.892
F0‑G2	57.70	0.954
F0‑G3	53.99	0.999
F0‑G4	48.24	1.054
F0‑G5	44.73	1.092
F0‑G6	39.97	1.147
F5‑G1	56.61	0.944
F5‑G2	53.60	1.004
F5‑G3	50.93	1.055
F5‑G4	45.38	1.092
F5‑G5	40.04	1.152
F5‑G6	37.65	1.206
F10‑G1	52.51	0.989
F10‑G2	48.37	1.060
F10‑G3	44.69	1.105
F10‑G4	40.86	1.159
F10‑G5	36.26	1.193
F10‑G6	33.95	1.253
F15‑G1	49.33	1.024
F15‑G2	45.64	1.087
F15‑G3	41.83	1.137
F15‑G4	37.87	1.186
F15‑G5	34.08	1.236
F15‑G6	30.85	1.285

2.2 无侧限抗压强度试验结果

复合碱渣土无侧限抗压强度随粉煤灰掺量的变化如图1所示.由图1可见：复合碱渣土的无侧限抗压强度值随着粉煤灰掺量的增加而逐渐增大；当粉煤灰掺量为15%而无软黏土掺入时，复合碱渣土的7、28 d无侧限抗压强度分别达到169.88、206.57 kPa；在相同粉煤灰掺量情况下，软黏土的掺量越高，复合碱渣土的无侧限抗压强度值越大；当粉煤灰掺量为15%，碱渣软黏土比例达到1∶1时，复合碱渣土的7、28 d无侧限抗压强度分别达到212.07、255.37 kPa；当同时有粉煤灰与软黏土掺入时，复合碱渣土的28 d无侧限抗压强度值较纯碱渣土样均有70 kPa以上的提高.由此可见，粉煤灰、软黏土均对碱渣起到了较好的加固作用.

图1 复合碱渣土无侧限抗压强度随粉煤灰掺量的变化

Fig.1 Unconfined compressive strength of composite soda residue soil varies with the amount of fly ash mixed

2.3 模糊评价法确定最优配合比

模糊评价法是一种能够对受多种因素影响的事件做出全面评价的多因素决策方法，对复合碱渣土最优配合比的选取主要考虑了7、28 d无侧限抗压强度及固化成本3个因素.由调查可知，复合碱渣土中每加入1 kg（干质量）粉煤灰的造价成本为0.200元，每加1 kg（干质量）软黏土的造价成本为0.029元.计算得到每种配合比土体每立方米的干质量值，通过配合比对应的比例，计算每种配合比对应加入的粉煤灰及软黏土干质量，进而得到每立方米复合碱渣土的加固费用，具体见表9.

表9 不同配合比复合碱渣土经济力学指标的赋分结果

Table 9 Scoring results of economic and mechanical indexes of composite soda residue soil with different mix proportions

Group No.	Cost/(yuan·m^-3)	UCS/kPa		Scoring result
		UCS/kPa		Cost	UCS
		7 d	28 d	Cost	7 d	28 d
F0‑G1	0	91.05	99.91	1.00	0	0
F0‑G2	2.81	117.62	120.11	0.95	0.22	0.13
F0‑G3	5.89	125.00	129.69	0.89	0.28	0.19
F0‑G4	9.32	128.39	132.93	0.83	0.31	0.21
F0‑G5	12.88	108.99	115.61	0.76	0.15	0.10
F0‑G6	16.90	134.01	138.23	0.69	0.35	0.25
F5‑G1	9.44	130.92	152.58	0.83	0.33	0.34
F5‑G2	12.85	144.22	165.26	0.76	0.44	0.42
F5‑G3	16.46	154.68	171.44	0.70	0.53	0.46
F5‑G4	20.19	140.30	173.15	0.63	0.41	0.47
F5‑G5	24.42	155.69	179.79	0.55	0.53	0.51
F5‑G6	28.98	167.26	192.25	0.47	0.63	0.59
F10‑G1	19.77	158.87	184.52	0.64	0.56	0.54
F10‑G2	23.85	150.50	189.09	0.56	0.49	0.57
F10‑G3	27.96	163.73	193.88	0.49	0.60	0.60
F10‑G4	32.39	177.54	206.28	0.41	0.71	0.68
F10‑G5	36.52	181.57	219.28	0.33	0.75	0.77
F10‑G6	41.67	194.97	230.17	0.24	0.86	0.84
F15‑G1	30.72	169.88	206.57	0.44	0.65	0.69
F15‑G2	35.33	176.75	213.57	0.35	0.71	0.73
F15‑G3	39.81	183.44	218.31	0.27	0.76	0.76
F15‑G4	44.50	192.82	233.65	0.19	0.84	0.86
F15‑G5	49.47	203.96	242.18	0.09	0.93	0.92
F15‑G6	54.64	212.07	255.37	0	1.00	1.00

本文固化碱渣将用于工程填垫，需对固化成本进行严格限制，且由于在施工过程中对进度有着严苛要求，因此复合碱渣土7 d强度同28 d强度同等重要.但如若经济因素占据权重过高，则未掺入任何粉煤灰和软黏土的纯碱渣便为最优配合比；如若力学因素占据权重过高，则加入粉煤灰和软黏土最多的力学性质最优的复合碱渣土即为最优.参考陈永辉等^［

10］、李海龙等^{［参考文献 11

百度学术}11］和李志斌等^{［参考文献 12

百度学术}12］关于水泥土的研究，经济因素往往占据0.4的权重，2种力学因素各占0.3权重.因此，本文同样将经济因素赋予0.4的权重，7 d无侧限抗压强度与28 d无侧限抗压强度的权重均为0.3，综上建立因素权重集A=（0.4，0.3，0.3）.

通过线性内插法^［

13］对不同配合比下复合碱渣土的各项指标进行无量纲化，得到不同配合比下固化碱渣土经济力学指标的赋分结果，如表9所示.

将各配合比赋分结果改写为矩阵R，第1行为造价赋分结果，第2、3行为7、28 d无侧限抗压强度赋分结果，即式（1）.

R = [\begin{matrix} 1.00 & 0.95 & 0.89 & 0.83 & 0.76 & 0.69 & 0.83 & 0.76 & 0.70 & 0.63 & 0.55 & 0.47 & 0.64 & 0.56 & 0.49 & 0.41 & 0.33 & 0.24 & 0.44 & 0.35 & 0.27 & 0.19 & 0.09 & 0 \\ 0 & 0.22 & 0.28 & 0.31 & 0.15 & 0.35 & 0.33 & 0.44 & 0.53 & 0.41 & 0.53 & 0.63 & 0.56 & 0.49 & 0.60 & 0.71 & 0.75 & 0.86 & 0.65 & 0.71 & 0.76 & 0.84 & 0.93 & 1.00 \\ 0 & 0.13 & 0.19 & 0.21 & 0.10 & 0.25 & 0.34 & 0.42 & 0.46 & 0.47 & 0.51 & 0.59 & 0.54 & 0.57 & 0.60 & 0.68 & 0.77 & 0.84 & 0.69 & 0.73 & 0.76 & 0.86 & 0.92 & 1.00 \end{matrix}]

（1）

对7、28 d无侧限抗压强度和固化成本进行综合评价，即将赋分结果R与A进行线性变换即可得到由F0‑G1 到F15‑G6的模糊线性变换的加权结果B，如式（2）所示.

B = A \times R =

[\begin{array}{l} 0.400 0.484 0.499 0.488 0.381 0.457 0.531 0.564 0.575 0.516 0.536 0.555 \\ 0.587 0.545 0.557 0.583 0.587 0.604 0.576 0.573 0.566 0.585 0.592 0.600 \end{array}]

（2）

依据模糊评价原理，分值越高说明其综合评价效果越优良，即选择最大分值作为最优掺量配比方案.依据式（2）结果，F10‑G6综合得分最高，为0.604.因此，综合考虑了经济性及7、28 d无侧限抗压强度后，确定F10‑G6为最优配合比.

3 最优配合比复合碱渣土的力学特性

如2.3所述，模糊评价法确定的复合碱渣土最优配合比编号为F10‑G6.其方案具体为：粉煤灰掺量为10%，软黏土及碱渣掺量均为45%，最优含水率为33.95%，最大干密度为1.253 g/cm³.复合碱渣土劈裂抗拉试验、抗剪特性试验、蠕变特性试验均针对最优配合比复合碱渣土进行.

3.1 最优配合比复合碱渣土劈裂抗拉强度

经最优配合比复合碱渣土劈裂抗拉试验得到其劈裂抗拉强度为35.61 kPa，由2.2可知最优配合比复合碱渣土的无侧限抗压强度为230.17 kPa，可发现抗拉强度值为抗压强度值的0.15，稍大于Ismail等^［

14］的试验结果（0.1）.

3.2 最优配合比复合碱渣土的抗剪特性

3.2.1 固结围压对复合碱渣土抗剪特性的影响

不同固结围压条件下试样的应力-应变（q‑ε）曲线如图2所示.随着固结围压的增大，复合碱渣土的峰值强度（q_f）和峰值应变（ε_f）都越来越大，初始刚度（E₀）和残余强度也有了明显提高，但曲线走势基本保持一致.固结围压由100 kPa增至200 kPa时，复合碱渣土的不排水强度增加了约75%.图2可见：剪切破坏后的复合碱渣土出现了应变软化，但破坏后依旧保有较大的残余强度；同原状碱渣相比，相同条件下复合碱渣土的不排水强度提升了约80 kPa，并且剪切曲线出现了明显的破坏点，体现了更强的结构性.

图2 不同固结围压条件下试样的应力-应变曲线

Fig.2 q‑ε curves under different consolidation confining pressures of specimens

不同固结围压条件下试样的剪切孔压发展曲线由图3所示.由图3可见：

图3 不同围压条件下试样的剪切孔压发展曲线

Fig.3 Shear pore water pressure development curve under different confining pressures of specimens

（1）剪切孔压（u_s）在剪切初期迅速增长，而后增速逐渐放缓，最终达到稳定状态.随着固结围压的增大，剪切孔压的增速变大，因而稳定后的剪切孔压也随之升高，不同围压条件下剪切孔压的发展趋势基本一致.

（2）同原状碱渣相比，复合碱渣土的整体孔压数值水平减小了约50%.这是由于原状碱渣土颗粒的骨架结构孔隙较大，而复合碱渣土改善了其孔隙大的缺点，土颗粒的排列更为紧密，孔隙比较小.因此，在荷载作用下复合碱渣土土粒骨架不易于滑动，其所能承担的有效应力更大，分担到孔隙水上的压力更小.

3.2.2 超固结比对复合碱渣土抗剪特性的影响

复合碱渣土在不同超固结比条件下的应力-应变曲线如图4所示.由图4可见：

图4 复合碱渣土在不同超固结比条件下的应力-应变曲线

Fig.4 q‑ε curves of composite soda residue soil under different over‑consolidation ratios

（1）超固结比越大，土样的峰值强度越小，峰值应变越小，当超固结比由1增至6时，其不排水强度降低了约50%.这是因为超固结比增大的同时会使剪切围压减小，使试样在剪切过程中受到的约束减小，同时还会使土样在回弹过程中吸收更多的水分，使其含水率提高，因此超固结比的提高使得土样的不排水强度有了显著降低.

（2）对于原状碱渣，当超固结比从1增大到6时，其不排水强度减小了25%~30%^［

15］.同原状碱渣相比，超固结比对复合碱渣土的影响更大.

不同超固结比条件下试样的剪切孔压发展曲线如图5所示.由图5可见：

图5 不同超固结比条件下试样的剪切孔压发展曲线

Fig.5 Shear pore water pressure development curve under different over‑consolidation ratio of specimens

（1）在超固结情况下，剪切孔压的发展同正常固结土样相比表现出了显著的不同.当OCR=2时，剪切孔压在初始阶段增长后出现明显的回落，而后开始缓慢增长，最终稳定于8 kPa左右.当OCR=4时，剪切孔压在初始增长后迅速回落，剪切孔压开始出现负值，随后降低速率逐渐放缓，最终稳定于-14 kPa左右.当OCR=6时，剪切孔压值在剪切之初便开始迅速减小，随后减小速率逐步放缓，最终稳定于-25 kPa左右.上述现象的出现主要是不同超固结比试样在剪切过程中剪胀性发生了变化，相对于正常固结土样，其在剪切过程中土体主要发生剪缩，土体内部自动调整，采用增大孔隙水压力减小有效应力的方式来对抗剪缩趋势，因此体现出了正孔压上升的现象；当OCR=2时，剪胀出现，剪胀同剪缩相互抵消，孔压维持至一较低数值；当OCR=4及当OCR=6时，剪胀起主导作用，剪切过程中孔隙水压力降低至负值，有效应力增加以保持土样体积不变.

（2）复合碱渣土剪切孔压的发展趋势同原状碱渣基本一致.

3.2.3 固结比对复合碱渣土抗剪特性的影响

复合碱渣土在不同固结比条件下的抗剪特性曲线如图6所示.由图6可见：随着固结比由1.0增大至1.8，复合碱渣土的不排水强度增大了约30%，这是由于固结比的增大使复合碱渣土在固结过程中将更多的孔隙水排出，因此在复合碱渣土固结完成后的孔隙比及含水率有所降低，土体更加密实，土体中各颗粒之间的摩擦作用增强；对于原状碱渣，当固结比从1.0增大到1.8时，试样的不排水强度增大了40%~50%^［

15］，同原状碱渣相比，固结比对复合碱渣土强度的影响较小，这是由于复合碱渣土的密实程度较原状碱渣要高得多；对于不同固结比试样，其应力-应变曲线、孔压发展曲线趋势基本一致，随着固结比的增大，剪切过程中孔压增长同比减小，这同样是由于偏压固结后，土样的孔隙比及含水率出现了进一步降低.

图6 复合碱渣土在不同固结比条件下的抗剪特性曲线

Fig.6 Shear characteristic curves of composite soda residue soil under different consolidation ratios

3.3 最优配合比复合碱渣土的蠕变特性

复合碱渣土的蠕变特性曲线如图7所示.由图7可见：

图7 复合碱渣土的蠕变特性曲线

Fig.7 Creep characteristic curves of composite soda residue soil

（1）复合碱渣土在各级荷载施加的瞬间均有一瞬时弹性应变产生，而后趋于稳定，在其上部荷载达到破坏应力前，其应变随着时间的延长而逐渐稳定.最后一级荷载施加前，复合碱渣土率先呈现衰减蠕变特征，随后其蠕变逐渐稳定，呈现稳定蠕变特征.在最后一级荷载施加后，复合碱渣土的蠕变曲线体现出“破坏型”特征，即在荷载施加完成后试样发生加速蠕变，在较短时间内发生破坏.在复合碱渣土试样破坏前，其未曾出现过加速蠕变阶段.

（2）以图7（b）为例，在第1级荷载作用下，5 h后其轴向应变达到了0.098%，而第1级荷载作用下其轴向应变总值为0.140%，前5 h变形量占本级荷载应变量的70%；第2级荷载前5 h变形量占本级荷载应变量的72%；第3级荷载前5 h变形量占本级荷载应变量的77%；第4级荷载前5 h变形量占本级荷载应变量的78%.由此可见，在各级荷载作用下，复合碱渣土的大部分轴向应变均发生于蠕变衰减阶段，蠕变稳定阶段其应变趋于稳定值，变形十分有限.固结围压为100、200 kPa时仍符合这一规律.

4 结论

（1）粉煤灰、软黏土的掺入能有效降低复合碱渣土的最优含水率并提高其最大干密度，同时也能提高其无侧限抗压强度.软黏土的掺入可以降低粉煤灰的用量.

（2）综合7、28 d无侧限抗压强度及固化成本，通过模糊评价法确定复合碱渣土的最优配合比为粉煤灰掺量为10%，软黏土及碱渣掺量均为45%的方案.

（3）最优配合比复合碱渣土劈裂抗拉强度与无侧限抗压强度的比值为0.15.

（4）不同固结应力条件、应力历史会显著影响复合碱渣土的强度特性.固结围压（σ_c）由100 kPa增至200 kPa时，复合碱渣土的不排水强度增加了约75%.当超固结比（OCR）由1增至6时，其不排水强度降低约50%.当固结比（K）由1.0增至1.8时，其不排水强度增加约30%.相较原状碱渣，超固结比对复合碱渣土的影响更大，固结比则对其影响较小.

（5）随着σ_c的提高，复合碱渣土的剪切孔压（u_s）增速变大，稳定后的u_s也随之升高，但整体数值较原状碱渣小约50%.OCR会对复合碱渣土的剪胀性产生显著影响，K的改变不会影响u_s的变化趋势，但会使其数值同比变小.

（6）当上部荷载小于抗剪强度时，复合碱渣土呈现先衰减蠕变后稳定的蠕变特征，在此阶段试样的轴向应变极小且大多发生于荷载施加的前5 h；当上部荷载达到抗剪强度时，试样进入加速蠕变状态，在较短时间内即发生破坏.

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