納米硅溶膠改良遼寧臺安砂土的抗液化性能研究

劉鋼 任星龍 趙明志 郭文博 張沖

摘要：遼寧臺安砂土屬于易液化砂，提升其抗液化性能具有重要的工程意義。文章針對納米硅溶膠（CS）對遼寧臺安砂土抗液化性能的改良效果進行探究，通過不排水動三軸試驗，對純砂樣和改良砂樣的液化特性進行對比研究，分析CS濃度和固化時間兩個參量對改良砂樣動力特性的影響。研究結果表明：（1）CS能夠顯著提升臺安砂土的抗液化性能，在動載作用下改良砂樣均未發生液化破壞。（2）隨CS濃度和固化時間的增加，試樣動孔壓ud、動應變εd呈現先迅速下降后趨于平緩的發展規律;當CS濃度增至4%、固化時間達到3周后，試樣抗液化性能的提升效果不再明顯。（3）改良砂樣的滯回曲線變得更加穩定。隨CS濃度增加，阻尼先降低后趨于穩定，動彈性模量逐漸增大并趨于平緩，但伴隨有一定的波動;隨固化時間增大，阻尼呈減小趨勢，動彈性模量呈增大趨勢。研究成果可為遼寧臺安地區砂土液化治理提供參考依據。

關鍵詞：納米硅溶膠; 臺安砂土; 動三軸試驗; 抗液化性能; 動力特性

中圖分類號： TU435????? 文獻標志碼：A?? 文章編號： 1000-0844（2024）01-0039-11

DOI：10.20000/j.1000-0844.20221110003

Liquefaction resistance of Taian sand in Liaoning Province treated with nano colloidal silica

Abstract：? As a type of liquefiable sand， the sand in Taian， Liaoning Province， has liquefaction resistance， which is of great engineering importance. To explore the improvement effect of nano colloidal silica （CS） on the liquefaction resistance of Taian sand， a series of undrained dynamic triaxial tests was conducted to compare the liquefaction characteristics of pure and treated sand samples. The effects of CS concentration and curing time on the dynamic characteristics of the sand samples were analyzed. The research results indicate that （1） CS improves the liquefaction resistance of Taian sand. Under the action of a dynamic load， no liquefaction damage occurs in the treated sand samples. （2） The dynamic pore pressure and dynamic strain of the samples rapidly decrease at first and then stabilize with increasing the CS concentration and curing time. When the CS concentration increases to 4% and the curing time reaches three weeks， the improvement effect of the sample's liquefaction resistance is not obvious. （3） The hysteresis curve of CS-treated sand samples becomes more stable than that of the pure sand samples. With increasing CS concentration， the damping decreases first and then tends to be stable， and the dynamic elastic modulus gradually increases and then tends to be gentle， with a certain fluctuation. With increasing curing time， the damping decreases and the dynamic elastic modulus increases. The research results provide a reference for sand liquefaction treatment in the Taian region of Liaoning Province.

Keywords：nano colloidal silica; Taian sand; dynamic triaxial test; liquefaction resistance; dynamic characteristics

0 引言

遼河中下游流域位于郯城—廬江地震帶上，沿河兩岸因沖洪積作用形成了大面積的粉細砂層。研究表明，該粉細砂屬于易液化砂［1］，該地區建筑地基存在潛在液化風險，砂土液化會對地基及上層建筑造成嚴重危害［2-3］。如何提高粉細砂地層的抗液化性能，是該區域地基加固面對的重要工程問題之一。已有常規灌漿因漿液滲透性差、污染環境及養護條件苛刻［4-6］，加固效果受到影響。選用滲透性好且環境污染小的加固材料——納米硅溶膠（Nano Colloidal Silica，以下簡稱CS），對于提高地基抗液化性能，尤其是既有建筑地基的加固具有重要的工程意義。

CS具有顆粒粒度小、黏滯性低，以及生物化學惰性等突出優點，是一種理想的土體固化劑，其應用于砂土液化治理的研究日益得到重視［7］。

基于CS的材料特性，Yonekura等［8］和Persoff等［9］對比了不同CS濃度和不同固化時間條件下砂樣的無側限抗壓強度，發現CS濃度高、固化時間長的砂樣強度提升較大。而在Mollamahmutoglu等［10］所報道的試驗中，砂樣無側限抗壓強度隨固化時間增長而增加的幅度與文獻［8-9］所得出的結論相比并不明顯。Gallagher等［11］在此基礎上，用Monterey砂制作了5%～20% CS濃度的注漿砂樣，并進行了4～56 d的水浴固化，通過試驗發現CS濃度和固化時間越大的砂樣變形越小，無側限抗壓強度越高，綜合判斷5%濃度的CS便能顯著降低砂土液化的風險。Towhata等［12］對Toyoura砂進行了CS注漿處理，發現相對密度Dr為40%的砂樣用濃度4.5%的CS處理后，就能夠表現出與Dr為75%或更高的未處理致密砂相似的變形特性和抗液化能力。Gallagher等［13］的研究表明，注入CS后地面變形顯著降低，且CS濃度越高效果越顯著，綜合分析后認為6%濃度的CS便能夠有效提升Nvada砂的抗液化性能。Rodríguez等［14］探究了CS對Lázaro Cárdenas砂液化的緩解作用，發現純砂樣和7.25% CS濃度的處理砂樣限制孔壓和剪應變發展的能力相差不大，增加CS濃度（10.8%、14.5%）能夠有效提升砂樣的抗液化能力。

已有研究表明，影響CS加固效果的兩個重要參量為CS濃度和固化時間，隨CS濃度和固化時間的增大，改良砂土的抗液化性能增加。然而，取樣地點和埋置深度不同的砂土，級配分布和密實度也有明顯區別，這在很大程度上影響了CS對砂土抗液化性能的改良效果。此外，已有文獻分析CS改良前后砂土的動孔壓ud和動應變εd，但少有研究圍繞CS改良砂土的動力特性進行系統、全面的探究。鑒于此，本文以遼寧臺安砂土為研究對象，通過開展純砂與CS改良砂土的不排水動三軸試驗，討論不同CS濃度與固化時間條件下改良砂樣的動孔壓ud、動應變εd發展規律，并在此基礎上進一步分析其滯回曲線、阻尼與動彈性模量Ed等動力特性，以得到CS濃度與固化時間對遼寧臺安砂土抗液化性能的影響規律。研究成果可為臺安地區砂土的液化治理提供參考依據。

1 試驗材料與設備

1.1 試驗砂土

試驗砂土取自遼河中下游流域臺安縣云柳村取土場。為保證試驗所用砂土不受周圍自然環境影響，特選取距離地表約2 m深的均勻土層進行取樣（圖1）。調查發現，該砂土為天然沖洪積砂，外觀呈淺黃色，顆粒較細，含黏、粉粒較少。按照《土工試驗方法標準（GB/T 50123—2019）》［15］規定，對試驗砂土基本物理指標進行相關試驗，結果列于表1。通過水洗法得到臺安砂土級配曲線如圖2所示。參照Lee和Fitton得到的實驗室易液化砂粒徑分布范圍［16］（圖2），試驗砂土粒徑分布曲線位于該范圍之間，結合試驗判斷臺安砂土屬于易液化砂［1］。

1.2 納米硅溶膠（CS）

CS是在飽和硅酸溶液中提取的納米級二氧化硅懸浮液，其顆粒粒度分布均勻，通常在2～100 nm范圍內。濃度較低時，初始狀態的CS黏度極低（一般為2 cP，純水為1 cP），能夠較好地滲透土體。CS凝膠時間可控，凝膠時間長短與許多因素有關，包括二氧化硅顆粒含量與粒徑大小、離子強度和溶液pH值等。在試驗中，可以通過調節pH值和電解質濃度來實現其凝膠化，但改變pH值調節凝膠時間的方法操作難度較大，因此一般通過調節電解質濃度控制凝膠時間［17-19］。

試驗采用杭州智鈦納米公司生產的VK-S01B型商用硅溶膠，其外觀為白色半透明液體。試劑所含二氧化硅顆粒粒徑為10 nm，pH值為9～11，二氧化硅質量分數為30%，用蒸餾法標定二氧化硅的實測質量分數為31.8%，與購買時標注的質量分數偏差不大，可忽略不計。電解質溶液采用NaCl溶液，由NaCl晶體粉末與純水配置而成。NaCl晶體粉末為國藥集團化學試劑有限公司生產，純度為99.5%。

1.3 試驗設備

試驗設備采用英國GDS公司設計制造的DYNTTS-10高級動態三軸試驗系統，如圖3所示。儀器加載頻率在0～5 Hz范圍內，最大軸向壓力為40 kN，最大軸向變形為100 mm，最大圍壓為2 MPa，最大反壓為1 MPa。DYNTTS-10可實現應力/應變控制的軸向動態加載，可選擇施加正弦波、余弦波及自定義波。儀器在試樣底部施加反壓和動載，同時荷載傳感器、孔壓傳感器和位移傳感器會自動將試驗中采集的數據及時反饋給數據采集系統，由計算機記錄下實時荷載、孔壓及應變。

2 試驗概況

2.1 試驗方案

試驗按照制樣、飽和、固結、施加動載的流程進行。采用直徑50 mm、高度100 mm的重塑土樣，所有試樣相對密度Dr均為40%?？紤]CS濃度和固化時間兩個因素對改良砂樣抗液化性能的影響，添加CS濃度分別為3%、4%、5%、10%、15%、20%，固化時間分別為1、2、3、4周?；谇捌谀z試驗發現：當添加的NaCl濃度較高時，凝膠時間會迅速縮短;當NaCl濃度高于CS濃度時，最終會形成絮狀沉積而非完整凝膠結構。為了讓試樣內部形成完整穩定的凝膠，并預留充足的制樣時間，試樣添加NaCl濃度均為2%。各試樣詳細參數列于表2。

2.2 試樣制備

純砂樣采用多層濕搗法制樣。使用內徑50 mm的三瓣模、成模桶和配套的橡皮膜，制樣過程在三軸壓力室底座上進行，底座與三瓣模上涂有硅脂以使橡皮膜緊密貼合。試樣按均分的三等份填裝，填裝后使用擊實錘將砂樣均勻壓實［20］，壓實后每層高度分別為33 mm、33 mm、34 mm。

改良砂樣采用砂雨法制樣。分別稱量各試樣所需質量的CS原漿液、NaCl粉末和蒸餾水，將稱取的干砂按質量均分成三份，再將硅溶膠原漿液、NaCl粉末和蒸餾水進行混合，分三次倒入模具。每次倒入漿液后，從模具頂部均勻倒入一份砂土，再通過敲擊三瓣模側壁使砂土顆粒緩慢下沉，前兩層裝填高度為33 mm，第三層為34 mm。倒入最后一份砂土后，確保漿液剛好淹沒砂樣頂面。等待試樣凝膠完成后，拆下底座，將試樣連同三瓣模置于恒溫水箱中進行水浴固化［11］。

試樣制備完成后立即進行負壓檢測，使用反壓體積控制器從試樣頂部抽取10 kPa負壓，并保持穩定。若孔壓傳感器數值不回升到-1～0 kPa，判斷橡皮膜密封性良好，否則需重新制樣。隨后結合通二氧化碳、水頭飽和與反壓飽和，使試樣達到飽和狀態，孔壓系數B增長至0.95以上判斷為飽和完成。打開排水閥門，在30 kPa有效圍壓下對試樣進行各向同性固結，以模擬淺層砂土的受力情況，當反壓體積曲線穩定不變時，認為試樣已固結完成。關閉排水閥門，保持有效圍壓為30 kPa，代表動荷載大小的循環應力比CSR均為0.3（動荷載幅值記為σd，初始有效圍壓記為σ′c，σd/σ′c則為循環應力比CSR），動荷載采用正弦波形，頻率為1 Hz。試樣在動荷載作用下發生初始液化后，繼續施加5～10個應力循環后停止試驗。

3 試驗結果及分析

3.1 動孔壓ud及動應變εd發展規律

3.1.1 CS濃度的影響

為驗證各CS濃度對臺安砂土抗液化性能的提升效果，使固化時間相同（均為3周），制作了3%、4%、5%、10%、15%、20%共6種CS濃度的改良砂樣。固化完成后拆除試樣模具，在觀察各個試樣外觀后，按照3%～5%濃度區間、10%～20%濃度區間將試樣劃分為兩種主要外觀形態，如圖4所示。

當CS濃度為10%～20%時，試樣均表現出光滑密實且顆粒間黏結緊密的外觀特征。當CS濃度降為3%～5%時，顆粒黏結緊密程度明顯降低，試樣表面變得凹凸不平，但試樣仍具有一定的剛度和強度，使其能夠保持直立而不塌陷。

圖5給出了在循環應力比CSR=0.3下施加N=100次動載循環后，純砂樣與固化3周、添加不同CS濃度的改良砂樣動孔壓ud和動應變εd的發展規律。試樣發生初始液化的標準可以分別通過ud或εd進行判斷［21］：試驗過程中ud發展至初始有效圍壓（30 kPa）時，可認為試樣發生初始液化;若試樣ud始終未達到初始有效圍壓，基于研究初期對取土點的調查結果，結合經驗，以εd= 5%作為判斷試樣發生液化破壞的標準［22］。

觀察圖5（a）中各改良砂樣的ud曲線能夠發現，R3-D40-C4-W3和R3-D40-C5-W3試樣的ud曲線在100個加載循環中分別均勻累積增長了1 kPa、0.5 kPa，R3-D40-C10-W3、R3-D40-C15-W3、R3-D40-C20-W3試樣則基本在零軸保持波動。整體上，CS濃度為4%～20%試樣的ud曲線發展均得到了有效限制，但當CS濃度降為3%時，試樣ud曲線發生了較大幅度的增長，最終增至10.5 kPa。

由圖5（b）中改良砂樣的εd曲線可知，CS濃度為4%～20%改良砂樣的εd曲線發展同樣能夠得到較好限制，5個試樣經歷初期1～3個循環時，其εd曲線會出現輕微的增長趨勢，之后迅速進入穩定階段。整個加載期間，試樣總應變（應變曲線波動中心軸線值）增長極小，基本保持在零軸上下波動。當CS濃度降為3%時，試樣的εd曲線表現出了與ud曲線類似的增長趨勢，增長幅度同樣較大。該試樣的動孔壓與總應變均表現為前期迅速增長，中期緩慢增長，后期均勻累積增長的發展趨勢，但試樣單幅應變（應變曲線波動幅值）的增長模式卻較為不同，主要表現為前期迅速增長，中期緩慢減小，后期均勻波動。

在動載循環過程中，各試樣最大動孔壓、最大總應變及最大單幅應變隨CS濃度的變化曲線如圖6所示。在上述三項值中，CS限制試樣動孔壓和單幅應變發展的能力，代表其對試樣抗液化性能的提升效果，CS限制試樣最大總應變發展的能力，代表其對試樣剛度和強度的提升效果。

由圖6可知，在施加CSR=0.3的動荷載后，相較于純砂樣，固化3周、3%CS濃度的改良砂樣最大單幅應變降幅為91.56%，最大動孔壓與最大總應變降幅分別為65%和32%。該試樣的最大動孔壓和最大單幅軸向應變遠小于液化標準，但其最大總應變已接近純砂樣。這表明3%CS濃度改良砂樣內部形成的凝膠結構依然能夠增強砂土的抗液化性能，但由于其濃度過低，凝膠結構強度較小，試樣整體的強度和剛度較低，致使試樣總應變較大。4%～20%CS濃度改良砂樣的最大動孔壓、總應變及單幅應變均受到了良好限制。即使是4%CS濃度的改良砂樣，在固化3周后，其最大動孔壓、最大總應變及最大單幅應變的降幅也分別高達96.67%、98.89%、98.33%。但在4%～20%CS濃度范圍內，各個試樣間三項值最終結果差異不大，沒有表現出其抗液化性能、剛度及強度隨CS濃度提高而顯著提高的效果。

圖6中三條曲線整體上表現出隨CS濃度提高，試樣抗液化性能、剛度及強度提高的特點，且在4%CS濃度時趨近于零軸。按照注漿濃度為4%，相對密度Dr為40%，計算出CS治理每立方米土體的成本為342元［23］。若要達到預期的改良效果，其他化學注漿材料的加固成本為硅酸鈉1 241元、丙烯酸酯2 241元、環氧樹脂3 448元、硅酸鎂鋰2 082元。因此，CS與其他化學注漿材料相比具有較好的經濟性。綜合分析認為，在3周固化時間下，4% CS濃度便能顯著提升臺安砂土的抗液化性能，同時能在一定程度上增加臺安砂土的剛度和強度。

3.1.2 固化時間的影響

圖7為在10%CS濃度下，固化時間不同的改良砂樣與純砂樣動孔壓ud和動應變εd的發展曲線。由圖7（a）可知，在循環荷載作用下，純砂樣的ud曲線在發展初期按照正弦波形進行勻速累積增長，但從ud發展至15 kPa左右起，每個加載循環內的波峰波谷偏離中心位置的振幅會迅速增大，曲線開始喪失初始的波動形態;在總共經歷5次加載后，純砂樣ud增至30 kPa，試樣發生初始液化。

相較于純砂樣，添加CS濃度為10%的改良砂樣的ud曲線均未有較大幅度增長。其中，R3-D40-C10-W1試樣在累計經歷80個循環后，ud增至3.5 kPa，并在3.5 kPa左右保持穩定波動;R3-D40-C10-W2試樣ud在加載初始增長了約0.5 kPa，此后便一直在0.5 kPa左右穩定波動;R3-D40-C10-W3和R3-D40-C10-W4試樣ud在整個加載期間基本在零軸保持波動。

觀察圖7（b）中純砂樣的動應變εd曲線能夠發現，在初始幾個循環內，試樣εd曲線能夠在零軸上下保持較為穩定的波動，且波動幅值增長極小，但在臨近液化前，εd波動幅值急劇增大至5%左右，試樣隨即發生液化破壞。通過εd曲線同樣發現純砂樣經過5個循環便迅速發生液化破壞，相較而言，改良砂樣εd曲線的增長均得到了有效限制，其增長模式主要表現為加載初期陡增，中期緩增，后期均勻波動。其中，R3-D40-C10-W1試樣在加載初期總應變與單幅應變均按較快速率進行累積增長，發展至20個循環后，增長速率明顯減緩，至80個循環后，試樣總應變與單幅應變基本保持不變。在初始加載前10個循環內，R3-D40-C10-W2試樣總應變與單幅應變以較快速率進行累積增長，此后隨著循環次數的增加，增長速率迅速降低，在第15個循環后，試樣總應變與單幅應變基本保持不變。R3-D40-C10-W3和R3-D40-C10-W4試樣的總應變及單幅應變僅在加載初始2～4個循環內出現了輕微增長，此后一直保持穩定。

不同CS濃度改良砂樣的最大動孔壓、最大總應變及最大單幅應變隨固化時間的變化曲線如圖8所示。

由圖8可知，所有改良砂樣的最大動孔壓及最大單幅應變遠小于液化破壞標準，最大總應變遠小于純砂樣。相較于純砂樣，R3-D40-C10-W1試樣最大動孔壓、最大總應變及最大單幅應變的降幅分別為88.33%、90.22%、96.78%，且固化時間越長，三項值越小，衰減幅度越大。結果表明，在10%的CS濃度下，即使是1周的固化時間也能夠有效提升砂土的抗液化性能，同時提高其剛度和強度。并且，隨著固化時間的增長，試樣的抗液化性能、剛度和強度還能得到進一步發展。

觀察圖8發現，固化1周后，試樣最大動孔壓、最大總應變及最大單幅應變發生驟降，但隨著固化時間的持續發展，三條曲線逐漸趨于平緩;固化3周后，試樣三項值的發展整體上得到限制，趨近于0。這表明在固化初期，試樣的抗液化性能、剛度和強度表現出明顯的增長趨勢，但隨著固化時間的增加，試樣各方面性能的增長幅度會逐漸變緩，直至固化3周后，試樣抗液化性能、剛度和強度增長不再明顯。分析認為，在10%CS濃度下，固化3周便能有效緩解臺安砂土的液化破壞作用。

3.2 滯回曲線

CS濃度和固化時間的增長均能有效提升砂土的抗液化性能，而砂土的其他動力特性同樣會因這兩個參量的改變而獲得相應的改良效果。圖9為純砂樣與3周固化時間下不同CS濃度改良砂樣的滯回曲線。

觀察圖9（a）能夠發現，純砂樣在加載前3個循環均能形成規則的“柳葉型”滯回圈，但各循環滯回圈頂部和底部分別表現出向左右兩側偏移的趨勢。臨近液化前，由于純砂樣內部已接近彈塑性變形的極限狀態，從第4個循環起，純砂樣滯回圈開始喪失初始的“柳葉”形態，其頂部和底部迅速向左右兩側偏移，并最終呈現出扁平且未能閉合的滯回曲線。

相較于CS改良前砂樣的滯回曲線在加載初期緩慢平移，隨后迅速偏移變形的變化規律，經CS改良后的砂樣滯回曲線呈現出了較為穩定的發展趨勢。觀察圖9（b）～（g）可以發現，在加載初期改良砂樣滯回圈以較為穩定的“柳葉”形態逐漸向右側緩慢平移，隨著循環加載次數的增加，滯回圈向右側平移的速度逐漸減緩，進入加載中、后期時，各試樣的滯回圈均已保持不變，且因循環次數的發展而相互重疊。在加載期間，改良砂樣的應變較小，滯回曲線頂部和底部均未表現出向左右兩側偏移的趨勢，這表明經過CS改良后的砂樣滯回曲線變得更加穩定。對比不同CS濃度試樣的滯回曲線能夠發現：各試樣曲線間的差異主要表現在加載初期滯回曲線緩慢向右側平移發展階段，在該階段，CS濃度越小的試樣，滯回圈向右側平移的距離越長，滯回曲線表現越不穩定;但在加載中后期，所有試樣滯回曲線都已發生重疊，沒有明顯差異。

圖10為10%CS濃度下，不同固化時間改良砂樣的滯回曲線。觀察圖10可以發現，各試樣滯回曲線同樣表現為初期向右側緩慢平移，中后期基本重疊的變化趨勢。固化時間越短的試樣，在加載初期滯回曲線越不穩定，平移距離增長更為明顯。但即使是在固化時間較短的條件下，試樣滯回圈頂部和底部在整個加載期間也未表現出向左右兩側偏移變形的趨勢。

3.3 阻尼與動彈性模量Ed

在試驗中，除3% CS濃度的改良砂樣外，其余改良砂樣變形均較小，但該試樣僅在加載初期產生了較大變形，隨著循環次數的持續發展，其變形逐漸減緩并趨于穩定。因此，選取第91～100次循環對試樣穩定階段的滯回曲線進行分析討論。

將滯回圈所圍成的面積視為S，其反映了土體耗散能量的能力，S越大，表明土體在一個循環內消耗的能量越多，阻尼越大［24］。計算試樣第91～100次循環滯回圈面積并取平均值，得到滯回圈面積S隨CS濃度與固化時間變化的關系曲線如圖11所示。

觀察圖11（a）可以發現，S隨CS濃度的增加呈先迅速降低，隨后趨于穩定的變化規律。當CS濃度增加至4%時，S迅速下降，降幅達63.1%;當添加 CS濃度為4%～20%時，S無明顯差異。由圖11（b）可知，S隨固化時間增加而逐漸減??；在相同CS濃度條件下，較長固化時間對應更小的S，表明隨著固化時間的提高，改良砂樣因阻尼產生的能量損耗相應減小。

土體通過變形使得循環荷載的能量被耗散，可以認為在循環荷載作用下，土體的整體變形量與所耗散的能量（S）呈正比關系。分析認為，固化時間為3周、添加不同濃度CS的改良砂樣的變形均較小，在承受動荷載時對應更低的能量損耗。CS濃度為10%，固化1、2、3、4周試樣的變形均受到了較好限制，且固化時間越長，對砂土的改良效果越好，其變形越小，試樣耗散的能量越少。

動彈性模量Ed在宏觀上反映了砂樣抵抗動應力彈性變形的能力，在微觀上表征了砂土顆粒間結合力的大小。計算改良砂樣91～100次循環內動彈性模量Ed，并取平均值，得到CS濃度及固化時間對動彈性模量Ed的影響如圖12所示。

在圖12（a）中，固化時間為3周、添加不同濃度CS的改良砂樣的動彈性模量均大于純砂樣，各試樣動彈性模量隨CS濃度的提高呈現出先快速增加，隨后均勻波動的發展規律。在3周固化時間下，CS濃度為3%～20%的改良砂樣的動彈性模量較純砂樣（取第三次循環，Ed=0.058 MPa），分別增加了60.3%、108.6%、319%、401.7%、243.1%、325.9%?？梢钥闯?，當添加的CS濃度低于5%時，增加CS濃度能夠顯著提高改良砂樣的動彈性模量，但當CS濃度在5%～20%范圍時，各試樣動彈性模量在0.244 MPa左右保持波動。

觀察圖12（b）可以發現，改良砂樣的動彈性模量與固化時間呈正相關，在相同循環次數下，固化時間越長，動彈性模量越大。相較于純砂樣，CS濃度為10%，固化1、2、3、4周的改良砂樣的動彈性模量分別提升了13.8%、260.3%、401.7%、836.2%。這表明固化時間越長，砂樣抵抗動應力彈性變形的能力越強，砂土顆粒間的結合力增強，CS凝膠結構的強度越高，改良砂樣的強度也越高［7］。

通過分析改良砂樣滯回曲線、阻尼與動彈性模量等動力特性可以發現，改良砂樣的滯回曲線形態更為穩定，其阻尼降低，動彈性模量增加。這表明改良砂樣抵抗變形和承受動荷載的能力有所提升，從而印證了CS對臺安砂土抗液化性能的提升作用。

4 結論

選取遼河中下游流域廣泛分布的粉細砂作為試驗砂土，用納米硅溶膠對試驗砂土進行固化改性處理，基于動三軸試驗，得到純砂樣和改良砂樣的液化特性，并探討了CS濃度和固化時間兩個參量對改良砂樣抗液化性能和動力特性的影響。主要結論如下：

（1） CS能夠顯著提升臺安砂土的抗液化性能，較好地限制砂樣動孔壓ud及動應變εd的發展。通過ud和εd兩個指標進行判斷，改良砂樣均未發生液化破壞。

（2） 在3周固化時間下，改良砂樣的ud和εd均隨CS濃度增加而逐漸減小，并趨于穩定。當CS濃度在4%～20%范圍內時，各改良砂樣間抗液化性能無明顯差異。在10%CS濃度下，改良砂樣的εd和ud均隨固化時間的增加而降低，當固化時間達到3周后，試樣抗液化性能提升效果趨于穩定。

（3） 改良砂樣的滯回曲線變得更為穩定。通過滯回曲線得出滯回圈面積S與動彈性模量，S反映了試樣阻尼的大小。隨著CS濃度增加，阻尼先降低后趨于穩定，動彈性模量逐漸增大并趨于平緩，但伴隨有一定的波動。隨著固化時間增大，阻尼呈減小趨勢，動彈性模量呈增大趨勢。

參考文獻（References）

［1］ 劉鋼，郭文博，趙明志，等.遼寧臺安砂土液化特性動三軸試驗研究［J］.地震工程學報，2022，44（3）：558-569.

LIU Gang，GUO Wenbo，ZHAO Mingzhi，et al.Dynamic triaxial test on liquefaction characteristics of sandy soil in Taian，Liaoning Province［J］.China Earthquake Engineering Journal，2022，44（3）：558-569.

［2］ 王謙，鐘秀梅，高中南，等.門源M6.9地震誘發地質災害特征研究［J］.地震工程學報，2022，44（2）：352-359.

WANG Qian，ZHONG Xiumei，GAO Zhongnan，et al.Characteristics of geological hazards induced by the Menyuan M6.9 earthquake［J］.China Earthquake Engineering Journal，2022，44（2）：352-359.

［3］ 郭海濤，許世陽，蒲小武，等.海原地震石碑塬液化滑移地表特征形成機制探討［J］.地震工程學報，2020，42（5）：1159-1164.

GUO Haitao，XU Shiyang，PU Xiaowu，et al.Formation mechanism of surface characteristics of liquefaction-triggered sliding flow in Haiyuan earthquake Shibei tableland［J］.China Earthquake Engineering Journal，2020，42（5）：1159-1164.

［4］ 董建軍，許書俊，汪天翼，等.粉沙地基水泥灌漿處理及效果檢測［J］.長江科學院院報，1991，8（3）：52-58.

DONG Jianjun，XU Shujun，WANG Tianyi，et al.The treatment of silt foundation by cement grouting and examination of its effectiveness［J］.Journal of Yangtze River Scientific Research Institute，1991，8（3）：52-58.

［5］ VIK E A，SVERDRUP L，KELLEY A，et al.Experiences from environmental risk management of chemical grouting agents used during construction of the Romeriksporten tunnel［J］.Tunnelling and Underground Space Technology，2000，15（4）：369-378.

［6］ 程曉輝，麻強，楊鉆，等.微生物灌漿加固液化砂土地基的動力反應研究［J］.巖土工程學報，2013，35（8）：1486-1495.

CHENG Xiaohui，MA Qiang，YANG Zuan，et al.Dynamicresponse of liquefiable sand foundation improved by bio-grouting［J］.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2013，35（8）：1486-1495.

［7］ HUANG Y，WANG L.Experimental studies on nanomaterials for soil improvement：a review［J］.Environmental Earth Sciences，2016，75（6）：497.

［8］ YONEKURA R，MIWA M.Fundamental properties of sodium silicate based grout［J］.Eleventh Southeast Asia Geotechnical Conference，1993：439-444.

［9］ PERSOFF P，APPS J，MORIDIS G，et al.Effect of dilution and contaminants on sand grouted with colloidal silica［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，1999，125（6）：461-469.

［10］ MOLLAMAHMUTOGLU M，YILMAZ Y.Pre- and post-cyclic loading strength of silica-grouted sand［J］.Proceedings of the Institution of Civil Engineers - Geotechnical Engineering，2010，163（6）：343-348.

［11］ GALLAGHER P M，MITCHELL J K.Influence of colloidal silica grout on liquefaction potential and cyclic undrained behavior of loose sand［J］.Soil Dynamics and Earthquake Engineering，2002，22（9-12）：1017-1026.

［12］ TOWHATA I，KABASHIMA Y.Mitigation of seismically-induced deformation of loose sandy foundation by uniform permeation grouting［C］//Proceedings of Earthquake Geotechnical Engineering Satellite Conference，15th International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering.Istanbul，Turkey，2001：313-318.

［13］ CONLEE C T，GALLAGHER P M，BOULANGER R W，et al.Centrifuge modeling for liquefaction mitigation using colloidal silica stabilizer［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2012，138（11）：1334-1345.

［14］ DAZ-RODRGUEZ J A，ANTONIO-IZARRARAS V M，BANDINI P，et al.Cyclic strength of a natural liquefiable sand stabilized with colloidal silica grout［J］.Canadian Geotechnical Journal，2008，45（10）：1345-1355.

［15］ 中華人民共和國住房和城鄉建設部.土工試驗方法標準：GB/T 50123—2019［S］.北京：中國計劃出版社，2019.

Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People's Republic of China.Standard for geotechnical testing method：GB/T 50123—2019［S］.Beijing：China Planning Press，2019.

［16］ LEE K L，FITTON J A.Factors affecting the dynamic strength of soil［M］//Vibration Effects of Earthquakes on Soils and Foundations，ASTM STP 450.Philadelphia：ASTM，1968：71-95.

［17］ ILER R K.The Chemistry of Silica［M］.New York：John Wiley & Sons，1979：225-235.

［18］ BAO X H，JIN Z Y，CUI H Z，et al.Soil liquefaction mitigation in geotechnical engineering：an overview of recently developed methods［J］.Soil Dynamics and Earthquake Engineering，2019，120：273-291.

［19］ GALLAGHER P M，LIN Y Z.Colloidal silica transport through liquefiable porous media［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2009，135（11）：1702-1712.

［20］ 王艷麗，王勇.飽和砂土液化后強度與變形特性的試驗研究［J］.水利學報，2009，40（6）：667-672.

WANG Yanli，WANG Yong.Experimental study on strength and deformation characteristics of saturated sand after liquefaction［J］.Journal of Hydraulic Engineering，2009，40（6）：667-672.

［21］ 李廣信，張丙印，于玉貞.土力學［M］.2版.北京：清華大學出版社，2013.

LI Guangxin，ZHANG Bingyin，YU Yuzhen.Soil mechanics［M］.2nd ed.Beijing：Tsinghua University Press，2013.

［22］ El Mohtar C S.Evaluation of the 5% double amplitude strain criterion［C］//Proceedings of the 17th International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering.Alexandria，Egypt，2009：80-83.

［23］ LIU G，ZHANG C，ZHAO M Z，et al.Comparison of nanomaterials with other unconventional materials used as additives for soil improvement in the context of sustainable development：a review［J］.Nanomaterials，2020，11（1）：15.

［24］ 莊心善，周睦凱，周榮，等.EPS改良膨脹土孔隙特征與滯回曲線形態［J］.浙江大學學報（工學版），2022，56（7）：1353-1362，1403.

ZHUANG Xinshan，ZHOU Mukai，ZHOU Rong，et al.Pore characteristics and hysteresis curve morphology of expansive soil improved by EPS［J］.Journal of Zhejiang University （Engineering Science），2022，56（7）：1353-1362，1403.