文章快速检索     高级检索
  浙江大学学报(工学版)  2017, Vol. 51 Issue (11): 2182-2188  DOI:10.3785/j.issn.1008-973X.2017.11.012
0

引用本文 [复制中英文]

邹维列, 贺扬, 张凤德, 王东星, 汪帅, 王远明. 改性淤泥固化土非饱和渗透特性试验研究[J]. 浙江大学学报(工学版), 2017, 51(11): 2182-2188.
dx.doi.org/10.3785/j.issn.1008-973X.2017.11.012
[复制中文]
ZOU Wei-lie, HE Yang, ZHANG Feng-De, WANG Dong-xing, WANG Shuai, WANG Yuan-ming. Experimental study on unsaturated permeability characteristics of solidified sediment stabilized with cement[J]. Journal of Zhejiang University(Engineering Science), 2017, 51(11): 2182-2188.
dx.doi.org/10.3785/j.issn.1008-973X.2017.11.012
[复制英文]

基金项目

国家自然科学基金资助项目(51479148;51609180);黑龙江三江工程建设管理局资助项目(SGZL/KY-15)

作者简介

作者简介:邹维列(1969-), 男, 教授, 博导, 从事非饱和土特性、土工合成材料应用和道路中的岩土工程问题等研究.
orcid.org/0000-0002-7665-2019.
Email: zwilliam@126.com

文章历史

收稿日期:2016-11-20
改性淤泥固化土非饱和渗透特性试验研究
邹维列1,2, 贺扬1, 张凤德3, 王东星1, 汪帅4, 王远明3     
1. 武汉大学 土木建筑工程学院, 湖北 武汉 430072;
2. 西京学院 土木工程学院, 陕西 西安 710123;
3. 黑龙江三江工程建设管理局, 黑龙江 哈尔滨 150006;
4. 安徽建工集团海外工程分公司 安徽 合肥 230000
摘要: 针对路基土的非饱和渗透特性对路基土强度和变形特性有着很大影响的问题,采用变水头方法,量测不同压实度、水泥掺量和养护龄期下改性淤泥固化土的饱和渗透系数.利用瞬态脱吸湿法(TRIM)系统对改性淤泥固化土样进行脱、吸湿试验,采用TRIM系统的软件进行反算,获得难以实际测量的水力学参数,得到改性淤泥固化土的渗透函数曲线.重点分析压实度、水泥掺量和养护龄期等因素对改性淤泥固化土非饱和渗透系数的影响.基于现有非饱和渗透系数模型,提出能够反映水泥掺量、压实度及饱和度等影响的改性淤泥固化土非饱和渗透系数预测模型,对模型有效性进行验证.结果表明,固化土渗透性较差,与养护龄期、水泥掺量和压实度成反比.脱、吸湿阶段,养护龄期对改性淤泥固化土非饱和渗透系数影响不大,改性淤泥固化土非饱和渗透系数随压实度增大而减小.
关键词: 淤泥固化土    水泥改性    非饱和土    渗透性    瞬态脱吸湿法(TRIM)    
Experimental study on unsaturated permeability characteristics of solidified sediment stabilized with cement
ZOU Wei-lie1,2 , HE Yang1 , ZHANG Feng-De3 , WANG Dong-xing1 , WANG Shuai4 , WANG Yuan-ming3     
1. School of Civil Engineering, Wuhan University, Wuhan 430072, China;
2. School of Civil Engineering, Xijing University, Xi'an 710123, China;
3. Sanjiang Engineering Construction Administration Bureau of Heilongjiang, Harbin 150006, China;
4. Anhui Construction Engineering Group Oversea Limited Company, Hefei 230000, China
Abstract: The unsaturated permeability properties of subgrade soils have an important influence n the strength and deformation behavior of subgrade soils. Based on the variable head method, The influences of compaction degree, cement amount and curing time on the unsaturated permeability coefficient of solidified sediment modified with cement. By using the transient release and imbibition method(TRIM)system manufactured in USA, the unsaturated permeability tests under drying and wetting paths were conducted in order to obtain the hydraulic parameters, which are usually difficult to measure., with analyzed the influences of compaction, cement amount and curing time for unsaturated permeability coefficient of modified soil. Based on the existing unsaturated permeability coefficient model, A novel unsaturated permeability coefficient prediction model was proposed by the influences of cement amount, compaction degree and saturation degree. The validation of the proposed model was confirmed. Results show that the permeability of the solidified soil is poor, and it is inversely proportional to the curing age, cement content and degree of compaction. In the drying and wetting stage, the curing age has slight influence on the unsaturated permeability coefficient of modified silt soil, and the unsaturated permeability coefficient decreases as the degree of compaction increases.
Key words: solidified soils    cement modification    unsaturated soil    permeability    transient release and inbibition method (TRIM)    

随着我国环境整治工作的深入, 许多城市已经开始关注湖泊、河道淤泥的清理与处置, 如武汉东湖、杭州西湖等.为减小清淤产生有害物质对环境产生二次污染, 通常对淤泥进行无害化处理和资源化利用, 而淤泥固化处理技术是目前我国使用比较广泛的大规模处理淤泥方法[1].固化方法就是通过向淤泥中添加不同粒径的石灰、水泥和粉煤灰等固化材料, 进行搅拌、混合、养护, 使固化材料、水与淤泥之间发生一系列化学反应, 使低强度淤泥土改良以满足工程要求.固化处理后淤泥土常用做市政、道路工程填方材料, 这样不仅可以减少环境污染, 还可以缓解我国路基填筑材料日益紧缺的状况.但如果淤泥固化土尚不满足用作路基填料的要求, 则需要研究二次改性技术措施, 可利用水泥、石灰、二灰土和化学固化剂等对淤泥固化土进行二次改性.

为避免地下水的影响, 路基一般铺筑在地下水位以上.因此, 路基土一般属于非饱和土范畴, 强度和变形特性需要从非饱和土角度加以研究.非饱和路基土的强度和变形特性与很多因素有关, 其中渗透特性是重要的影响因素之一.邵明安等[2-3]研究发现, 通过土-水特征曲线推求非饱和土土渗透系数有准确性高等特点, 并以土壤水分再分布为基础推求土壤渗透系数.Richard[4]将达西定律应用于饱和-非饱和土渗流中.Davidson[5-6]等学者对非饱和重塑黏土的渗透性进行了讨论, 提出了基于试验结果的非饱和土渗透系数计算公式.上述模型都是利用形式比较简单的数学方程式来表征非饱和土渗透系数函数, 而这些函数大都是由饱和渗透系数与拟合参数所构成.其中拟合参数需要根据土的类型及孔径特征进行优化和校准.为了模拟非饱和土渗透系数函数的滞后效应, 需要对处于吸湿过程与脱湿过程的土分别赋予不同的拟合参数.但极难推导对所有类型土均有效的数学模型或拟合参数.

在实际工程中, 改性淤泥固化土将受改性剂掺量、养护龄期和孔隙比(可用压实度表征)等因素的影响.这使得现有渗流模型很难用于非饱和改性淤泥固化土.虽然目前国内外对淤泥固化土的强度、水稳定性以及饱和渗透系数等方面都已有一定的研究[7-9], 但关于改性淤泥固化土的非饱和渗透特性的研究还很不够.为此, 本文采用水泥对武汉东湖淤泥固化土进行二次改性所形成的“改性淤泥固化土”用作路基填料的非饱和渗透特性, 重点探讨水泥改性剂掺量、养护龄期和压实度等因素对非饱和渗透系数的影响.

1 试验装置及试验方法 1.1 淤泥固化土饱和渗透试验

在开展非饱和渗透试验之前, 针对不同压实度(92%、94%、96%和98%)的素淤泥固化土以及不同压实度(92%、94%、96%和98%)、不同水泥掺量(2%、4%、6%和8%)和不同养护龄期(7、14和28 d)的改性淤泥固化土样, 利用变水头渗透试验测试其饱和渗透系数.试件尺寸为30 cm2×4 cm(横截面积×高度)的环刀样, 采用《公路土工试验规程》[11](JTG E40-2007)中的“击样法”制作环刀试样.

1.2 瞬态脱吸湿(TRIM)系统

试验采用瞬态脱吸湿法(transient release and imbibitions method, TRIM)测试系统.该系统主要由渗流压力室(围压室)、仪器面板、称量系统以及电脑操作系统等构成(如图 1所示).TRIM系统主要优点是其集物理试验和数值演算于一体.其原理是吸力从一个状态到另一个状态时, 通过精确量测土样中孔隙水变化量随时间变化关系曲线, 利用Richards方程进行模拟, 再通过VG-M(Van Genuchten-Mualem)模型反算水力学参数.结合由变水头渗透试验得到的饱和渗透系数, 即可得到非饱和土的渗透系数函数.以流动变量的误差平方和为目标函数, 采用广泛应用的求解非线性最小平方拟合的LM(Levenberg-Marquardt)算法, 最小化目标函数以获取未知参数的最优解.

图 1 TRIM测试系统照片 Fig. 1 Photo of TRIM testing system

刘建军等[12]利用该软件反推土壤水力特征参数, 并与实测值对比, 发现土壤累积入渗量、含水量分布、湿润锋、入渗率模拟数据与实测数据之间的平均相对误差均在2%~15%之间, 软件模拟土壤水力参数与试验实测数据基本吻合.

1.3 试验材料

试验所用东湖淤泥固化土, 选自武汉东湖通道工地经现场固化(第一次改性)后同一批淤泥试样.现场采取化学固化剂联合机械脱水方法进行处理, 经固化后露天堆放于淤泥堆场约5个月时间, 所选固化剂为FSA有机高分子调理剂和HEC高强高耐水土体固结剂.对其进行界限含水率试验、比重试验、颗分试验和击实试验, 得到基本物理性质指标如表 1所示.表中,WP为塑限,WL为液限,IP为塑性指数,GS为比重,w0为最优含水率,ρS为最大干密度.粒径累计曲线如图 2所示, 横坐标d为粒径, 纵坐标w为质量分数.由图可知, 东湖淤泥固化土的黏粒(粒径<0.002 mm)含量为18%, 粉粒(0.002<粒径<0.075 mm)含量为45%, 细砂(0.075<粒径<0.25 mm)含量为37%.根据《公路土工试验规程》, 东湖淤泥固化土可定名为高液限粉土(MH).

表 1 东湖淤泥固化土的物理指标 Table 1 Basic physical properties
图 2 东湖淤泥固化土的颗粒级配曲线 Fig. 2 Grain size distribution of treated soil
1.4 试验方案

试验目标是要研究水泥改性后淤泥固化土的非饱和渗透特性(文中以“改性淤泥固化土”表示采用水泥进行二次改性后淤泥固化土试样).水泥改性淤泥固化土非饱和渗透系数曲线的3个主要影响因素为:压实度、养护龄期以及水泥掺量.本次试验对3个影响因素变化的设定如下:1)由于在城市道路中, 路基填筑工程中土的压实度较高, 据此将淤泥固化土的压实度设定为:92%、94%、96%和98%.2)水泥掺量(干重百分比)设定为:2%、4%、6%和8%.3)改性淤泥固化土养护龄期设定为:7、14和28 d(后期又增加了一组水泥掺量为8%、压实度为96%、养护龄期为0 d(即不养护)的试样).

2 试验结果与分析 2.1 淤泥固化土的饱和渗透特性

不同压实度的素淤泥固化土和不同水泥掺量、不同压实度以及不同养护龄期的改性淤泥固化土进行饱和渗透试验, 得到素淤泥固化土和改性淤泥固化土的饱和渗透系数随压实度的变化, 结果如图 3所示, 图中λ为压实度, ks为饱和渗透系数, m为水泥掺量, t为养护龄期.

图 3 素固化土和改性淤泥固化土饱和渗透系数随压实度变化 Fig. 3 Variations of saturated coefficient of permeability vs. degree of compaction

图 3中可知:1)素淤泥固化土和水泥改性淤泥固化土的饱和渗透系数都处于10-8~10-6 cm/s数量级的范围内;2)素淤泥固化土和水泥改性淤泥固化土的饱和渗透系数均随压实度增加而呈指数型减小, 且改性淤泥固化土的饱和渗透系数随水泥掺量增加而减小;3)水泥改性淤泥固化土的饱和渗透系数随养护龄期增加而逐渐减少, 但仍处于同一数量级.

2.2 改性淤泥固化土的非饱和渗透特性 2.2.1 水泥掺量的影响

图 4所示为压实度为92%、养护龄期为28 d、不同水泥掺量的改性淤泥固化土样在脱湿阶段、吸湿阶段的渗透系数随土的体积含水率θ变化曲线.从图 4中可以看出:试样体积含水率越高, 不同水泥掺量固化土渗透系数差别越小;随着水泥掺量的增加, 饱和体积含水率θ呈减小趋势, 残余体积含水率逐渐增大.随水泥掺量的增大, 脱湿与吸湿阶段渗透系数的变化率也随之增大, 表现为水泥掺量高的改性固化土渗透曲线比水泥掺量低的更陡.

图 4 不同水泥掺量改性淤泥固化土样的渗透曲线 Fig. 4 Curves of permeability vs. different additions of cement
2.2.2 养护龄期的影响

图 5所示为水泥掺量为8%、压实度为96%的改性淤泥固化土样在养护0、7、14和28 d之后渗透系数随饱和体积含水率的变化曲线.由图 5可知:在脱湿阶段和吸湿阶段, 改性淤泥固化土的非饱和渗透系数随养护龄期的增大而降低, 但不同养护龄期的非饱和渗透系数均相差不大.这说明养护龄期对改性淤泥固化土的非饱和渗透系数影响不大.不同养护龄期改性淤泥固化土的残余体积含水率、饱和体积含水率差别也不大.

图 5 不同养护龄期下改性淤泥固化土的渗透曲线 Fig. 5 Curves of permeability vs. different curing period
2.2.3 压实度的影响

图 6所示为水泥掺量为8%、养护龄期为28 d、压实度为92%、94%、96%和98%改性淤泥固化土样的渗透系数随体积含水率的变化曲线.从图 6中可以看出:在同一养护龄期和水泥掺量下, 脱湿和吸湿阶段改性淤泥固化土的渗透系数均随压实度增大而减小.这是由于压实改变了土的孔隙比和孔隙结构.压实度越高, 大孔隙越少, 孔隙比就越小, 进而渗透系数越小.此外, 随着压实度的增大, 改性淤泥固化土的饱和体积含水率逐渐减小而残余体积含水率逐渐增加.

图 6 不同压实度下的改性淤泥固化土渗透曲线 Fig. 6 Curves of permeability vs. different degrees of Compaction
2.3 微观机理分析

分别对同一压实度下素固化土和4%水泥掺量下经7、14和28 d养护改性淤泥固化土样进行电镜扫描试验(放大6 000倍), 得到电镜扫描形貌, 见图 7.

图 7 素固化土和水泥淤泥固化土的电镜扫描形貌图 Fig. 7 Pictures of scanning electron microscope

水泥改性淤泥固化土主要机理在于:水泥自身水化反应以及在土中矿物碱性环境中发生一系列物理化学反应, 形成胶结物质和团粒结构, 逐渐填充土体中孔隙.从素淤泥固化土和水泥改性淤泥固化土电镜扫描形貌图可知(见图 7(a)), 素淤泥固化土土粒表面胶结物较少;随着养护龄期增加(见图 7(c)(d)), 尽管胶结产物团聚形成结晶体有所增多、变密, 但已经不明显.这就解释了前述养护龄期对改性固化土非饱和渗透系数影响不大的原因.

3 改性淤泥固化土渗透系数预测模型 3.1 改性淤泥固化土饱和渗透系数预测

在建立非饱和土渗透系数表达式之前, 可先确定相应饱和渗透系数预测模型.针对不同压实度、不同水泥掺量改性淤泥固化土养护28 d后进行饱和渗透试验, 所得关系曲线如图 8所示.从图中分析可知, 在半对数坐标系中, 不同水泥掺量下饱和渗透系数ks与压实度之间均呈递减比例关系, 即

$ {{\mathit{k}}_{\rm{s}}}=\mathit{a}\ \rm{exp}~\left( \mathit{b}\lambda \right). $ (1)
图 8 不同水泥掺量改性固化土饱和渗透系数与压实度的关系 Fig. 8 Relationships between the saturated coefficient of permeability and the degree of compaction

式中:ab均为拟合参数.

对式(1)两边取对数, 可得

$ \rm{ln}~{{\mathit{k}}_{\rm{s}}}=\rm{ln}~\mathit{a}+\mathit{b}\lambda . $ (2)

拟合得参数ab随水泥掺量m的变化如图 9所示, 有

$ \mathit{a}=\rm{exp }\left( 26.888+1.847\mathit{m} \right), \rm{ }\mathit{b}=-0.438-0.02\mathit{m}. $ (3)
图 9 拟合参数ln a, b与水泥掺量的关系 Fig. 9 Relationships between fitting parameters ln a, b and cement content
3.2 考虑压实度与水泥掺量影响改性淤泥固化土非饱和渗透系数预测模型

Lobbezoo等[12]基于多种土相对渗透系数kr与饱和度S之间关系分析, 提出公式:

$ {{\mathit{k}}_{\rm{r}}}=\alpha {{\mathit{S}}^{7.9\gamma }}. $ (4)

式中:α为曲线拟合参数, γ为饱和度调整参数.

对公式两边取对数, 有

$ \rm{ln}~{{\mathit{k}}_{\rm{r}}}=\rm{ln}~\alpha +7.9\gamma \rm{ln}~\mathit{S}. $ (5)

在双对数坐标内, 对不同压实度和不同水泥掺量下, 养护28 d改性淤泥固化土样的相对渗透系数kr与饱和度S的数据进行拟合, 如图 10所示.

图 10 改性淤泥固化土相对渗透系数随饱和度变化过程 Fig. 10 Variations of relative coefficient of permeability vs. the degree of saturation

2个拟合参数αγ与压实度λ、水泥掺量m有关.根据试验结果, 可得

$ \alpha =\rm{exp}~\left( 2.857-0.031\ 2\lambda -0.005\ 73\mathit{m} \right). $ (6)
$ \gamma =-11.992+0.144\lambda +0.093\rm{ }1\mathit{m}. $ (7)

结合改性淤泥固化土饱和渗透系数公式(1), 得到以饱和度S、水泥掺量m及压实度λ为自变量的东湖改性淤泥固化土非饱和渗透系数kw的预测模型:

$ {{\mathit{k}}_{\rm{w}}}={{\mathit{k}}_{\rm{s}}}{{\mathit{k}}_{\rm{r}}}=\alpha {{\mathit{S}}^{7.9\gamma }}\mathit{a}\ \rm{exp}~\left( \mathit{b}\lambda \right). $ (8)

将上述表达式代入式(8), 经过整理可得

$ {{\mathit{k}}_{\rm{w}}}={{\mathit{S}}^{{{\mathit{f}}_{1}}(\lambda, \mathit{m})}}\rm{exp}\mathit{~}{{\mathit{f}}_{2}}\left( \lambda, \mathit{m} \right). $ (9)

式中:f1(λ, m), f2(λ, m)均为与水泥掺量m与压实度λ有关的函数, 表达式分别为

$ {{\mathit{f}}_{1}}\left( \lambda, \mathit{m} \right)=-94.737+1.138\lambda +0.735\mathit{m}. $ (10)
$ \begin{align} &{{\mathit{f}}_{2}}\left( \lambda, \mathit{m} \right)=\rm{ }\left( -0.438-0.02\mathit{m} \right)\lambda +29.745- \\ &\ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ 0.0312\lambda +1.841\mathit{m} \\ \end{align} $ (11)

上述预测模型将改性淤泥固化土非饱和渗透系数与压实度和改性水泥掺量之间建立了定量联系.在实际工程中, 水泥掺量m和压实度λ较容易获得, 因此该预测模型的实际应用较为便捷.

3.3 改性淤泥固化土非饱和渗透系数预测模型验证

为了验证所提出改性淤泥固化土非饱和渗透系数预测模型(式(8)), 在获得该预测模型所采用的压实度与水泥掺量范围以内(取m=5%、λ=95%)和范围以外(m=5%、λ=89%和m=10%、λ=95%)等几种情况重新进行脱吸湿渗透试验, 并将测试所得渗透系数与式(8)预测所得渗透系数进行对比.3个试样养护龄期为28 d, 渗透系数测试值与式(8)预测结果, 如图 11所示.

图 11 渗透系数实测值与模型预测值对比 Fig. 11 Comparisons between measured values andpredicted Values

图 11中可知, 实测渗透系数与预测渗透系数吻合较好, 因此本文所提出考虑水泥掺量与压实度影响的改性淤泥固化土非饱和渗透系数预测模型是有效的.

4 结论

(1) 通过渗透试验, 利用变水头法得到东湖素淤泥固化土和水泥改性淤泥固化土的渗透性均较差, 素固化土饱和渗透系数随压实度增加而降低, 改性淤泥固化土饱和渗透系数随压实度、水泥掺量及养护龄期增加而降低.

(2) 利用TRIM系统进行试验及软件反算, 可以看出对素淤泥固化土和改性淤泥固化土, 吸湿阶段渗透曲线滞后于脱湿阶段渗透曲线, 且吸湿阶段稳定后渗透系数小于试样脱湿阶段饱和渗透系数, 因而提高固化土压实度有利于降低渗透曲线滞回效应.

(3) 在吸湿和脱湿阶段, 当土体积含水率较高时, 水泥掺量变化不会显著改变改性淤泥固化土非饱和渗透系数;在土体积含水率较低时, 改性淤泥固化土非饱和渗透系数随水泥掺量增加而显著降低;养护龄期对改性淤泥固化土非饱和渗透系数影响不大;改性淤泥固化土非饱和渗透系数随压实度增大而减小, 残余含水率随压实度增大而增大.

(4) 通过电镜扫描, 观察土样微观机理发现素淤泥固化土土粒表面胶结物较少, 二次水泥改性诱发土颗粒表面有较多胶结产物生成, 这些胶结物对土体孔隙结构影响较大.随着养护龄期增加, 胶结物仍有所增加, 但对渗透系数影响明显减小.

(5) 提出改性淤泥固化土饱和渗透系数函数与相对渗透系数表达式.以此为基础, 提出了考虑压实度和水泥掺量影响的改性淤泥固化土非饱和渗透系数模型, 并验证了该模型的适用性.

参考文献
[1] 杨永荻, 汤怡新. 疏浚土的固化处理技术[J]. 水运工程, 2001(4): 12–15.
YANG Yong-di, TANG Xin-yi. Draged soil solidification treatment technique[J]. Port & Waterway Engineering, 2001(4): 12–15.
[2] RICHARDS L A. Capillary conduction of liquids through porous mediums[J]. Journal of Applied Physics, 1931, 1(5): 318–333.
[3] DAVIDSON J M, STONE L R, NIELSEN D R, et al. Field measurement and use of soil-water properties[J]. Water Resources Research, 1969, 5(6): 1312–1321. DOI:10.1029/WR005i006p01312
[4] FREDLUND M D, FREDLUND D G, WILSON G W. Prediction of the soil-water characteristic curve from grain-size distribution and volume-mass properties[J]. Proceedings of The. Symposium on Unsaturated Soil Rio De Janeiro, 1997: 13–23.
[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 Ying-hao, ZHU Wei, ZHOU Xuan-zhao, et al. Experimental study of compressibility behavior of solidified dredged material[J]. Rock and Soil Mechanics, 2012, 33(10): 2923–2928.
[6] 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 Donf-xing, XU Wei-ya. 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.
[7] 张亚灿, 赵仲辉, 胡孝彭, 等. 固化淤泥渗透性的微观分析[J]. 科学技术与工程, 2015, 15(7): 243–247.
HANG Ya-can, ZHAO Zhong-hui, HU Xiao-peng, et al. Microscopic analysis of permeability of sludge[J]. Science Technology and Engineering, 2015, 15(7): 243–247.
[8] HORPIBULSUK S, MIURA N, NAGARAJ T S. Assessment of strength development in cement-admixed high water content clays with Abrams' law as a basis[J]. Géotechnique, 2003, 53(4): 439–444. DOI:10.1680/geot.2003.53.4.439
[9] 刘建军, 王全九, 雪静, 等. 利用Hydrus-1D反推土壤水力参数方法分析[J]. 世界科技研究与发展, 2010, 32(2): 173–175.
LIU Jian-jun, WANG Quan-jiu, XUE Jing. Inverse solution soil hydraulic and verification using hydrus-1D model[J]. World Sci-Tech R & D, 2010, 32(2): 173–175.
[10] 张俊峰, 戴小松, 邹维列, 等. 水泥改性固化脱水淤泥路用性能试验[J]. 浙江大学学报:工学版, 2015, 49(11): 2165–2171.
ZHANG Jun-feng, DAI Xiao-song, ZOU Wei-lie, et al. Experiments on pavement performance of solidified sediment modified with cement[J]. Journal of Zhejiang University:Engineering Science, 2015, 49(11): 2165–2171.
[12] LOBBEZOO J P, VANAPALLI S K. A simple technique for estimating the coefficient of permeability of unsaturated soils.[C]//55th Canadian Geotechnical Conference. At Niagara Falls:, 2002. http://citeseerx.ist.psu.edu/viewdoc/download?doi=10.1.1.571.8645&rep=rep1&type=pdf