海水侵蚀对水泥土强度的影响与数值模拟

滨海相软土具有高含水量、高压缩性、低承载力、欠固结等不良工程特性,同时又含有大量矿物成分、有机质及盐类,在此环境中使用水泥土搅拌桩技术进行地基处理,水泥土在海水的长期浸泡下,矿物成分和微细观结构发生改变,稳定性和耐久性降低,导致水泥土搅拌桩复合地基的承载性能发生衰变,使得地面沉降过大,甚至失稳破坏;同时,海水浸泡下水泥土桩的耐久性问题也应引起工程界的高度重视。

目前国内外学者针对不同盐分对水泥土材料的影响开展了一系列的试验研究。王子帅等[1]研究硫酸盐环境下工业废渣联合水泥固化土的强度与微观反应机制,发现硫酸镁对工业废渣联合水泥固化土的侵蚀作用比硫酸钠强;陈峰等[2]通过压汞试验和扫描电子显微镜-能谱分析试验发现,水泥土中掺入镍铁渣粉能提升其抗渗性能,并得到了镍铁渣粉的最优掺量为40%;宁宝宽[3]研究不同侵蚀环境下水泥土的力学性能,并探讨该环境下水泥土的本构模型;韩鹏举等[4]提出水泥土强度与镁离子和硫酸根离子浓度相关联的模型,为工程设计具有一定的参考价值;邢皓枫等[5]通过无侧限抗压强度(UCS)试验、扫描电子显微镜(SEM)表征方法研究水泥土中

离子的含量对强度的影响及机制;董猛荣等[6]利用室内化学分析实验发现,Ca2+不断从水泥土向土体中扩散是水泥土劣化的原因之一,

离子在浓度较低时有利于水泥土强度的提高,浓度较高时则相反;杨俊杰等[7]开发了一种模拟水泥土加固体形成环境的养护装置,海水环境下水泥土的劣化进展较快,劣化深度有随水压力增大的趋势,劣化与Ca2+溶出有关;韩鹏举等[8]研究发现,氯化镁含量较低时对水泥土强度的提升有利,含量较高时则凝胶物被分解,试样的密实度下降,强度减小;宁宝宽等[9]提出Cl-的侵蚀性与水泥的掺量有关,

的浓度在一定范围内能提升水泥土的强度;刘鑫等[10]研究不同侵蚀环境下水泥土强度的变化,建立了侵蚀环境下水泥土抗剪强度指标与微结构参数的线性回归关系;Xiong等[11]通过室内试验发现,含

的水泥土的强度随龄期的增加而降低,并且多种腐蚀性离子的共存比任何单一离子都有更大的影响;白晓红等[12]研究得到各种侵蚀环境下水泥土强度与侵蚀时间的关系;Liu等[13]基于化学动力学、损伤力学理论与氯化镁在水泥土中的化学反应公式,推导出离子浓度与腐蚀时间的关系式;Yao等[14]研究硫酸盐侵蚀水泥土环境下,纳米氧化镁对水泥土强度与微观结构的影响;刘泉声等[15]针对不同施工工艺,采用不同试验方法进行模拟,得到了不同侵蚀环境、不同施工工艺下水泥土试块无侧限抗压强度的变化特点;Van等[16]研究硫酸盐环境下水泥土桩的劣化情况,利用实验数据建立分析模型,可以预测水泥土桩体强度随时间的变化规律;黄新[17]通过试验发现,侵蚀过程中硫酸盐产生的结晶体填充了水泥士中的孔隙,可以提高水泥土的抗压强度;刘东锋[18]、王运周等[19]针对人工改良氯盐渍土,研究氯盐侵蚀的化学动力学原理以及微观机制,提出了加入粉煤灰的改良配方;张飞[20]研究不同浓度海水环境下水泥土强度的变化规律,发现过低或过高浓度的海水溶液都不利于水泥土强度的提升;吴燕开等[21]选取海水中对固化土侵蚀影响较大的3种离子,深入探究单一离子对固化土强度的影响;刘鑫等[22]通过室内模拟实验,发现硫酸根离子对水泥土的侵蚀作用比氯离子的更显著,建立了侵蚀环境下水泥土抗剪强度指标与微结构参数的线性回归关系式。

目前,有关盐分对水泥土侵蚀的影响大多侧重在单种盐分的影响,且缺乏直观可见的针对实际工程的影响,故此,本文中通过UCS试验、SEM表征、直接剪切试验等多种方法,研究海水中存在的3种主要盐分对水泥土强度的影响,并通过数值模拟探究海水侵蚀对复合地基的宏观性能的影响。

1 试验

1.1 材料

海水入侵地下水后,地下水中会留存部分海水中的侵蚀性离子,本试验中采用的侵蚀性物质为海水中占比最大的3种盐分,即氯化钠、氯化镁与硫酸镁,设定地下水中这3种盐分的质量浓度之比与海水中的相同。对项目现场地下水进行离子浓度测定,得到氯离子、镁离子、钠离子、硫酸根离子的质量浓度。计算地下水中盐的质量浓度

式中: M、 m分别为盐、离子的摩尔质量; ρ0为离子的质量浓度。地下水中3种盐分NaCl、 MgCl2、 MgSO4的质量浓度分别为5.50、 1.60、 0.16 g·L-1。

本实验中水泥土由盐溶液、水泥、淤泥土搅拌而得,淤泥土取自珠海市项目现场,其基本物理参数见表1; 所用水泥的标号为42.5普通硅酸盐水泥,其主要化学组分见表2。

1.2 方法

针对海水中主要的3种盐,以地下水中这3种盐的质量浓度为基准,考虑地下水升降等现象会导致滨海软土中盐分浓度的变化,同时在《岩土工程勘察规范》中将盐渍土按含盐量分别划分为弱、中、强和超盐渍土,综上考虑,设计实验方案时,将盐与淤泥土的质量比的取值设定为地下水中盐分质量浓度的5～20倍左右;采用UCS试验与SEM表征的方法,研究盐分与土的质量比和龄期对水泥土材料力学性能的影响及其微观层面的机制。

各组实验中掺入盐分与土的质量比见表3、 4。此外,确定水泥的质量分数为15%,水的质量分数为65%,在完成UCS实验后,选取强度有一定代表性的实验组,取芯部冻干后通过SEM图像观察微观结构变化,。

为了保证试样的均匀性, 制样前先搅拌淤泥土10 min; 将需要掺入的盐溶于水中搅拌均匀, 将水泥与盐溶液均匀倒入容器中与淤泥土搅拌均匀。模具为高50 mm、直径50 mm的塑料管, 装填前在管壁薄涂一层凡士林, 以便于后期脱模; 装填时注意控制试样质量并分层填入。为了避免空气中的水分影响试样的含水率, 将塑料管两头以保鲜膜包裹直至3 d后脱模, 脱模后将试样整体用保鲜膜包裹2～3层放入养护箱中养护, 龄期满7、 14、 28 d后拆除保鲜膜进行压样。

无侧限抗压强度试验采用WDW-50kN微机控制电子万能试验机,加载速率设定为1 mm/min,每组掺量的每个龄期选取3个试样压样测试,取强度平均值作为该组掺量该龄期下的最终强度。

2 结果与讨论

2.1 无侧限抗压强度试验

2.1.1 单掺氯化钠溶液

水泥土试块抗压强度与各掺量(指该种盐与土的质量比,下同)的关系如图1所示。抗压强度随氯化钠掺量的变化见图1(a)。由图可知,抗压强度随着龄期的增加均有较大提升;随着水化反应的进行,水化产物与氯化钠反应生成的CaCl2·6H2O结晶,可填充孔隙、提升水泥土的强度,结晶过多则会破坏水泥土的微观结构,造成强度下降。同一掺量下,各龄期间的差值随龄期的增长有减小的趋势,可见随龄期的增长,水泥土强度的净增长减小,原因可能是水泥水化反应放缓或氯化钠侵蚀作用增强。

2.1.2 单掺氯化镁溶液

水泥土试块强度随氯化镁掺量的变化如图1(b)所示。由图可知,水泥土强度随氯化镁掺量的增加而下降,含氯化镁试块的强度均低于未掺盐试块强度;对比7、 14 d与14、 28 d的强度曲线可知,随着氯化镁掺量的增加,前者两曲线间差值减小,而后者增大。这是因为早期水化产物较少,当掺量较大时,原本胶结能力较好的水化产物受侵蚀作用被分解或是替换成了胶结能力较弱的产物,此时水泥土强度受氯化镁侵蚀作用影响显著;在14～28 d阶段,水化反应不断进行,氯化镁反应殆尽,此阶段强度变化主要受水泥水化反应的影响。

2.1.3 单掺硫酸镁溶液

水泥土试块强度随硫酸镁掺量的变化如图1(c)所示。由图可知,随着硫酸镁掺量的增加,各龄期下水泥土强度呈现出先上升后下降的变化规律。硫酸镁与水化产物发生一系列反应,首先硫酸镁与氢氧化钙反应生成Mg(OH)2,Mg2+与SiO2反应生成水化硅酸镁(M-S-H),二者胶结能力弱,水泥土强度下降;而后有

与水泥土中Ca2+离子反应生成CaSO4·2H2O,其与水化铝酸钙(C-A-H)反应生成钙矾石,这2种产物可以很好地填充颗粒间孔隙,使得水泥土强度上升;当硫酸镁掺量较大时,会生成大量的石膏与钙矾石,其体积膨胀使得水泥土微观结构破坏,造成强度下降。

2.2 扫描电镜表征微观形貌

2.2.1 单掺氯化钠水泥土的微观形貌分析

当水泥土中掺入氯化钠时,各掺量下水泥土强度皆随龄期的增加快速上升,水泥土微观结构变化由水泥水化反应主导,侵蚀效应对水泥土强度的影响较小。掺入氯化钠导致水泥土强度的上升或下降,主要取决于方程式(2)中CaCl2·6H2O结晶的生成量[18],

适量的结晶生成会填充水泥土孔隙,提高强度;随着掺量的增加,生成的结晶逐渐将颗粒间孔隙充填完全,随后生成的晶体逐渐膨胀破坏水泥土的微观结构,同时不稳定的水化产物被分解,使得水泥土强度下降,宏观表现为水泥土无侧限抗压强度随氯化钠掺量的增加呈先上升后下降的变化规律。

单掺氯化钠养护28 d水泥土的SEM图像如图2(a)所示。由图可以看出,水泥土微观结构较为完整,颗粒主要为片状结构,且颗粒排列较为致密,但部分位置出现较为明显、大小不一的孔隙;颗粒表面存在纤维状、针状的水化产物,这些水化产物适量地充填于孔隙之中,可以提升颗粒间的胶结能力,宏观上表现出使水泥土强度上升。

2.2.2 单掺氯化镁水泥土的微观形貌分析

当水泥土中存在氯化镁时, 水泥水化产物中的氢氧化钙与其发生反应, 生成氯化钙与氢氧化镁, 且氢氧化镁还会进一步与水泥中的二氧化硅反应, 生成的M-S-H。 Mg2+易替换C-A-H、水化硅酸钙(C-S-H)中的Ca2+,使C-A-H、 C-S-H被替换成弱胶结能力的M-S-H与水化铝酸镁(M-A-H)[8],因此随着反应的进行,微观颗粒间的联接逐渐减弱,由紧密的块体变为由颗粒组成的团粒。在氯化镁含量较高的环境中,土颗粒间发挥联接作用的水化产物会迅速反应,生成胶结能力较弱的产物,在宏观上表现为水泥土强度的下降。反应如方程式(3)、 (4)所示。

单掺氯化镁养护28 d水泥土的SEM图像如图2(b)所示。由图可知,土颗粒周围原本胶结能力较好的C-S-H、 C-A-H等水化产物与氯化镁发生一系列反应后,生成薄片状、胶结能力较弱的M-S-H和M-A-H等产物,颗粒周围的孔隙发育变大且互相联通,导致试样密实度差,宏观上表现为水泥土的强度下降, 黏聚力减小。

2.2.3 单掺硫酸镁水泥土的微观形貌分析

水泥土中存在硫酸镁时的情况与存在氯化镁情况相似,硫酸镁与水泥水化产物氢氧化钙反应消耗大量的氢氧化钙,生成的氢氧化镁松软,胶凝能力较弱;同时镁离子参与反应生成M-S-H、 M-A-H,使得水泥土的强度降低。

与掺入氯化镁不同的是,硫酸镁对水泥土的影响还表现在

参与的反应,

与水泥土中的Ca2+反应生成石膏(CaSO4·2H2O),石膏还会与水泥水化产物C-A-H反应生成钙矾石(3CaO·Al2O3·3CaSO4·32H2O)[23],此产物呈针状结晶,通常被称为水泥杆菌。石膏与钙矾石在微观孔隙中结晶膨胀,适量的产物可以充填孔隙;而当硫酸镁含量较大时,产生的大量石膏与钙矾石会破坏原有稳定的固相结构。反应见方程式(5)、 (6)。

当硫酸镁含量较低时,硫酸根离子与水泥土发生反应,主要生成产物为钙矾石结晶,均匀充填于水泥土的微观孔隙中,可使水泥土强度增大;当硫酸镁含量较高时,钙矾石的产量增加,使得水泥土内部应力变大,易导致微观结构被产物膨胀破坏。

单掺硫酸镁养护28 d水泥土的SEM图像如图2(c)所示。与图2(b)相比,图2(c)中的孔隙较少,微观结构主要由板块状结构与颗粒体构成,产物间存在清晰可见的针棒状钙矾石,正逐渐填充孔隙,水泥土的强度处于峰值附近,可推测此时微观结构正处于填充发育阶段。

2.3 侵蚀作用下复合地基的数值模拟

通过UCS试验、直剪试验获取受侵蚀水泥土材料的相关力学参数,输入至ABAQUS软件创建的模型中,以模拟实际工程中海水侵蚀对复合地基的影响。

建立水泥土桩复合地基模型,模型由群桩、土、垫层组成。群桩以正方形布置,桩长为25 m,桩径为0.8 m,桩间距为2.0 m,桩间以桩径0.4 m、长8 m的短桩加固;为了降低边缘效应影响,土体选择长、宽为15 m, 深度为50 m, 材料采取采用摩尔-库伦本构模型, 相关材料参数如表5所示, 模型网格图见图3(a),模型剖面局部图见图3(b)。

模型底面的位移边界条件为x、 y、 z方向全约束,土体四周的位移边界条件均设置法向约束。桩土接触为面-面接触,桩体为主表面,土体为从表面;桩土接触属性中,法向选择硬接触,切向选择罚摩擦,系数设定为0.3;桩-碎石垫层接触形式简化为绑定;土-碎石垫层设置为面-面接触,罚摩擦系数设定为0.6。复合地基上部荷载分10级施加于垫层表面,单级荷载为10.5 kPa,总荷载为105 kPa。本模型皆采用六面体划分网格,单元类型为C3D8R,在桩土接触面及附近布种较密,其余部分较为稀疏。

2.3.1 侵蚀作用对单桩抗压强度的影响

图4为不同龄期下侵蚀作用对水泥土抗压强度的影响。随着龄期的增长,侵蚀作用对水泥土强度的劣化影响逐渐增大;14 d时发生侵蚀的水泥土的抗压强度是未发生侵蚀水泥土的79.56%,28 d龄期时上涨至89.68%。

2.3.2 侵蚀作用对水泥土抗剪强度指标的影响

选取UCS实验第16、 17组的材料, 进行3组直接剪切实验, 获取侵蚀作用对水泥土抗剪强度的影响。对水泥土内摩擦角的影响见图5。由图可以看出, 在7 d龄期时, 侵蚀前、后水泥土的内摩擦角分别为42.6°、 37.0°, 后者为前者的86.85%;在28 d龄期时,侵蚀前、后水泥土的内摩擦角分别为50.9°、 47.2°, 后者为前者的92.73%;对水泥土黏聚力的影响见图6。由图可以看出,在7 d龄期时,侵蚀前、后水泥土的黏聚力分别为52.7、 40.4 kPa,后者为前者的76.66%;在28 d龄期时,侵蚀前、后水泥土的黏聚力分别为80.9、 73.8 kPa,后者为前者的91.22%。综上可见,随着龄期的增加,抗剪强度均有提升,这是因为对强度有益的水泥水化作用不断进行,而削弱强度的盐分侵蚀作用的反应物已消耗完毕,所以使得水泥土抗剪强度,抗压强度得到提升。

2.3.3 侵蚀作用影响的模拟

为了模拟出水泥水化增强与盐分侵蚀劣化共同作用下,水泥土材料强度的变化,需要使材料的属性随时间而改变。在inp文件的对应分析步下加入“*field, variable=1 Set-100, 0”,该语句效果即为:在该分析步,对集“Set-100”中的材料调用场变量0对应的材料属性,后续分析步重复操作,以此实现在不同分析步中代入对应的材料属性参数。

1)侵蚀作用下复合地基应力对比。图7为不同龄期侵蚀前后的复合地基剖面应力分布图。由图可知,在同样的上部荷载下,2个龄期下侵蚀前后土层的应力分布皆均匀良好,且各情况下土中的应力分布较为类似,数值差异较小;在复合地基中,高应力值都出现在长桩中,在桩顶与1/3桩长位置易观察到应力集中的现象。对比复合地基整体的应力值大小,在发生侵蚀后,复合地基的最大应力值较侵蚀前有所上升,7 d龄期时上升为15.6%,28 d龄期时上升为13.70%。

选取同样位置的桩, 对桩芯位置设置路径后可获得其桩身应力曲线图, 见图8。由图可知, 7、 28 d龄期的桩身应力曲线走势较为一致, 数值大小存在略微差异,28 d龄期下的桩身应力略小于7 d龄期的。对比28 d龄期侵蚀前后的桩身应力曲线, 2种情况下应力均为自桩顶处开始增加, 至桩身中上部位置达到峰值后, 应力快速衰减直至桩端位置。盐分的侵蚀作用使得桩身应力峰值的位置向下移动, 且整体应力值降低; 28 d龄期下, 侵蚀前桩身在1/3桩长深度位置达到应力峰值, 在存在侵蚀作用的情况下, 峰值位置下移至1/2桩长深度, 且峰值由侵蚀前的0.598 MPa降至侵蚀后的0.527 MPa, 降幅为11.9%; 桩顶位置应力在侵蚀前为0.463 MPa,侵蚀后降为0.345 MPa,降幅为25.5%。综上可见,由于水泥土桩内部侵蚀作用的影响,桩体各项强度发生衰减,因此群桩复合地基的承载能力降低,与未受侵蚀作用桩体所承担的荷载相比,此时桩体承担的荷载减小,荷载被桩体传递至土体深处。

2)侵蚀作用下复合地基沉降量对比。图9为复合地基竖直方向位移云图,即沉降图。由图可知,在未发生侵蚀作用的复合地基中, 7 d时最大沉降值为24.1 cm,28 d时最大沉降值为24.8 cm,增幅为2.82%; 在发生侵蚀作用的复合地基中, 7 d下最大沉降值为28.7 cm, 28 d时最大沉降值为29.7 cm,增幅为3.27%。由7 d到28 d沉降增加值较小, 复合地基在7 d时已较为稳定。综上可见, 由于侵蚀作用削弱了桩体的承载能力, 桩与桩周土的压缩量与未侵蚀复合地基相比有所增加, 因此使得表层的最大沉降值在发生侵蚀后增幅达20%左右。

3)侵蚀作用下桩侧摩阻力对比。取左上角长桩, 选取软件侧摩阻力参数, 在相同位置设定路径后可提取该路径下桩的桩侧摩阻力。图10为侵蚀前后的侧摩阻力云图。由图可知,在7、 28 d龄期下, 无论是否存在侵蚀影响, 均在桩侧的上半部分出现负摩阻力区域, 长度约为桩长的1/2, 且在距桩顶5 m左右位置达到极值, 由此导致桩身轴力最大值不在桩顶位置, 而是向下移动; 当桩侧负摩阻力达到最大值时, 此位置的桩身应力随之达到峰值, 随后桩侧摩阻力向正向变化, 即负摩阻力大小逐渐减小至0, 随后桩侧摩阻力为正值, 且迅速增大, 表明桩侧摩阻力分担的上部荷载逐渐增大, 该段区域桩身的应力值不断降低。

对比2个龄期下侵蚀前后的区别,发现侵蚀前后桩侧摩阻力的分布规律一致,差异仅体现在数值大小上。7 d龄期时,桩侧负摩阻力最大值由侵蚀前的9.803 kPa增至侵蚀后的10.42 kPa,增幅为6.3%;28 d龄期时,桩侧负摩阻力最大值由侵蚀前的9.734 kPa增至侵蚀后的10.57 kPa,增幅为8.6%。

图11为不同龄期下侵蚀前后的桩侧摩阻力曲线。由图可以看出,侵蚀前后桩侧摩阻力皆从桩顶位置快速向负向增加,桩端段与桩顶段两者桩侧摩阻力曲线均几乎重合,龄期间的差异较小,侵蚀作用对桩侧摩阻力的影响主要体现在负摩阻力段。7 d龄期时,距桩顶3 m位置处两曲线走势开始变化,侵蚀后较侵蚀前的桩侧负摩阻力增幅较大;7 d龄期时,负摩阻力峰值由侵蚀前的9.75 kPa增至侵蚀后的10.36 kPa,增幅为6.3%;28 d龄期时,负摩阻力峰值由侵蚀前的9.65 kPa增至侵蚀后的10.33 kPa,增幅为7.0%;2个龄期下侵蚀前后的负摩阻力峰值位置都在距桩顶5 m左右位置。中性点位置靠近桩端,各情况下的中性点位置重合。

4)侵蚀作用下塑性变形对比。图12为桩体塑性变形图。由图可见,各情况下桩体的塑性变形规律一致,潜在破坏形式也一致,均为压屈鼓胀破坏,各情况下的主要区别为塑性应变值的大小不同。

7 d龄期时,未受侵蚀影响的桩群,其最大等效塑性应变为2.562 cm,受侵蚀作用影响的桩群,其最大等效塑性应变为3.463 cm,增幅为35.17%;28 d龄期时,未受侵蚀影响的桩群,其最大等效塑性应变为2.437 cm,受侵蚀作用影响的桩群,其最大等效塑性应变为3.244 cm,增幅为33.11%。可见侵蚀作用使得桩体塑性应变显著增大,极大地增加了桩体破坏的风险。

3 讨论

水泥土强度随氯化钠含量的增加先增大后减小,该变化规律主要与氯化钙结晶的生成有关;水泥土强度随氯化镁含量的增加不断减小,该变化在于镁离子替换了C-A-H、 C-S-H中的钙离子,使得强度大、胶结能力强的水化产物C-A-H、 C-S-H被替换成弱胶结能力的M-S-H、 M-A-H;水泥土强度随硫酸镁含量的增加先增加后减小,原因在于硫酸根离子参与反应生成大量钙矾石,产量较少时可充填孔隙提高强度,随着产物生成,微观结构因产物膨胀而破坏,使得强度降低。由数值模拟结果可见,对比无侵蚀影响的桩体,掺入与原位地下水相同浓度的侵蚀性离子后,单桩强度衰减约为10%,复合地基整体沉降最大值增加约为20%。

由试验与模拟结果可见,滨海环境中侵蚀性离子对工程的影响较大,应针对多种侵蚀性离子进行针对性的水泥土抗侵蚀研究,以应用于工程实际;在工程设计当中应当予以充分的重视,适当提高水泥掺量,提高桩体强度,采取适合的抗侵蚀措施,避免桩体受侵蚀后破坏失效。同时本文中存在一些研究不够全面的问题:未设置浸泡环境实验组、未讨论水泥掺量问题、考虑的水泥土龄期较短等。由于自然环境中存在更为复杂的复合侵蚀环境,因此今后可设置更为贴近自然条件的侵蚀环境进行试验,以探究侵蚀机理,并提出相应的抗侵蚀措施。

4 结论

1)由UCS试验与SEM表征方法得出, 含氯化钠水泥土强度随氯化钠含量增加先增加后减小, 含氯化镁钠水泥土强度随氯化镁含量增加而不断减小, 含硫酸镁水泥土强度随硫酸镁含量增加先增加后减小。含氯盐的试块中, 强度变化主要来自于氯离子与氢氧化钙反应产生的氯化钙; 含镁盐的试块中, 强度变化主要由于镁离子替换C-A-H、 C-S-H中的钙离子后生成胶结能力较弱的M-S-H与M-A-H; 含硫酸盐的试块中, 强度变化原因是硫酸根离子与氢氧化钙反应生成石膏, 石膏又与水泥水化产物C-A-H反应生成钙矾石, 适量的产物可提升水泥土强度, 产物过量则造成微观结构膨胀破坏, 使强度降低。

2)通过直接剪切试验获得水泥土材料的各项指标, 经数值模拟后得出: 盐与土的质量比为0.6 g/kg时, 侵蚀效应的影响会使得单桩强度衰减约为10%,复合地基整体沉降最大值增加约为20%。侵蚀性离子对复合地基整体的工作性能与寿命周期影响较大,在工程设计与施工中应当采用一些针对性的抗侵蚀方法,以控制地基沉降,延长工程寿命。

3)基于以上研究,后续可开展浸水环境下的侵蚀性研究、侵蚀环境下较大龄期水泥土搅拌桩强度变化规律研究、不同侵蚀环境抗侵蚀措施研究,侵蚀环境与冻融、酸碱等环境结合考虑等。

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