纳米硅溶胶改良辽宁台安砂土的抗液化性能研究

刘钢 任星龙 赵明志 郭文博 张冲

摘要：辽宁台安砂土属于易液化砂，提升其抗液化性能具有重要的工程意义。文章针对纳米硅溶胶（CS）对辽宁台安砂土抗液化性能的改良效果进行探究，通过不排水動三轴试验，对纯砂样和改良砂样的液化特性进行对比研究，分析CS浓度和固化时间两个参量对改良砂样动力特性的影响。研究结果表明：（1）CS能够显著提升台安砂土的抗液化性能，在动载作用下改良砂样均未发生液化破坏。（2）随CS浓度和固化时间的增加，试样动孔压ud、动应变εd呈现先迅速下降后趋于平缓的发展规律;当CS浓度增至4%、固化时间达到3周后，试样抗液化性能的提升效果不再明显。（3）改良砂样的滞回曲线变得更加稳定。随CS浓度增加，阻尼先降低后趋于稳定，动弹性模量逐渐增大并趋于平缓，但伴随有一定的波动;随固化时间增大，阻尼呈减小趋势，动弹性模量呈增大趋势。研究成果可为辽宁台安地区砂土液化治理提供参考依据。

关键词：纳米硅溶胶; 台安砂土; 动三轴试验; 抗液化性能; 动力特性

中图分类号： TU435      文献标志码：A   文章编号： 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

辽河中下游流域位于郯城—庐江地震带上，沿河两岸因冲洪积作用形成了大面积的粉细砂层。研究表明，该粉细砂属于易液化砂［1］，该地区建筑地基存在潜在液化风险，砂土液化会对地基及上层建筑造成严重危害［2-3］。如何提高粉细砂地层的抗液化性能，是该区域地基加固面对的重要工程问题之一。已有常规灌浆因浆液渗透性差、污染环境及养护条件苛刻［4-6］，加固效果受到影响。选用渗透性好且环境污染小的加固材料——纳米硅溶胶（Nano Colloidal Silica，以下简称CS），对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义。

CS具有颗粒粒度小、黏滞性低，以及生物化学惰性等突出优点，是一种理想的土体固化剂，其应用于砂土液化治理的研究日益得到重视［7］。

基于CS的材料特性，Yonekura等［8］和Persoff等［9］对比了不同CS浓度和不同固化时间条件下砂样的无侧限抗压强度，发现CS浓度高、固化时间长的砂样强度提升较大。而在Mollamahmutoglu等［10］所报道的试验中，砂样无侧限抗压强度随固化时间增长而增加的幅度与文献［8-9］所得出的结论相比并不明显。Gallagher等［11］在此基础上，用Monterey砂制作了5%～20% CS浓度的注浆砂样，并进行了4～56 d的水浴固化，通过试验发现CS浓度和固化时间越大的砂样变形越小，无侧限抗压强度越高，综合判断5%浓度的CS便能显著降低砂土液化的风险。Towhata等［12］对Toyoura砂进行了CS注浆处理，发现相对密度Dr为40%的砂样用浓度4.5%的CS处理后，就能够表现出与Dr为75%或更高的未处理致密砂相似的变形特性和抗液化能力。Gallagher等［13］的研究表明，注入CS后地面变形显著降低，且CS浓度越高效果越显著，综合分析后认为6%浓度的CS便能够有效提升Nvada砂的抗液化性能。Rodríguez等［14］探究了CS对Lázaro Cárdenas砂液化的缓解作用，发现纯砂样和7.25% CS浓度的处理砂样限制孔压和剪应变发展的能力相差不大，增加CS浓度（10.8%、14.5%）能够有效提升砂样的抗液化能力。

已有研究表明，影响CS加固效果的两个重要参量为CS浓度和固化时间，随CS浓度和固化时间的增大，改良砂土的抗液化性能增加。然而，取样地点和埋置深度不同的砂土，级配分布和密实度也有明显区别，这在很大程度上影响了CS对砂土抗液化性能的改良效果。此外，已有文献分析CS改良前后砂土的动孔压ud和动应变εd，但少有研究围绕CS改良砂土的动力特性进行系统、全面的探究。鉴于此，本文以辽宁台安砂土为研究对象，通过开展纯砂与CS改良砂土的不排水动三轴试验，讨论不同CS浓度与固化时间条件下改良砂样的动孔压ud、动应变εd发展规律，并在此基础上进一步分析其滞回曲线、阻尼与动弹性模量Ed等动力特性，以得到CS浓度与固化时间对辽宁台安砂土抗液化性能的影响规律。研究成果可为台安地区砂土的液化治理提供参考依据。

1 试验材料与设备

1.1 试验砂土

试驗砂土取自辽河中下游流域台安县云柳村取土场。为保证试验所用砂土不受周围自然环境影响，特选取距离地表约2 m深的均匀土层进行取样（图1）。调查发现，该砂土为天然冲洪积砂，外观呈浅黄色，颗粒较细，含黏、粉粒较少。按照《土工试验方法标准（GB/T 50123—2019）》［15］规定，对试验砂土基本物理指标进行相关试验，结果列于表1。通过水洗法得到台安砂土级配曲线如图2所示。参照Lee和Fitton得到的实验室易液化砂粒径分布范围［16］（图2），试验砂土粒径分布曲线位于该范围之间，结合试验判断台安砂土属于易液化砂［1］。

1.2 纳米硅溶胶（CS）

CS是在饱和硅酸溶液中提取的纳米级二氧化硅悬浮液，其颗粒粒度分布均匀，通常在2～100 nm范围内。浓度较低时，初始状态的CS黏度极低（一般为2 cP，纯水为1 cP），能够较好地渗透土体。CS凝胶时间可控，凝胶时间长短与许多因素有关，包括二氧化硅颗粒含量与粒径大小、离子强度和溶液pH值等。在试验中，可以通过调节pH值和电解质浓度来实现其凝胶化，但改变pH值调节凝胶时间的方法操作难度较大，因此一般通过调节电解质浓度控制凝胶时间［17-19］。

试验采用杭州智钛纳米公司生产的VK-S01B型商用硅溶胶，其外观为白色半透明液体。试剂所含二氧化硅颗粒粒径为10 nm，pH值为9～11，二氧化硅质量分数为30%，用蒸馏法标定二氧化硅的实测质量分数为31.8%，与购买时标注的质量分数偏差不大，可忽略不计。电解质溶液采用NaCl溶液，由NaCl晶体粉末与纯水配置而成。NaCl晶体粉末为国药集团化学试剂有限公司生产，纯度为99.5%。

1.3 试验设备

试验设备采用英国GDS公司设计制造的DYNTTS-10高级动态三轴试验系统，如图3所示。仪器加载频率在0～5 Hz范围内，最大轴向压力为40 kN，最大轴向变形为100 mm，最大围压为2 MPa，最大反压为1 MPa。DYNTTS-10可实现应力/应变控制的轴向动态加载，可选择施加正弦波、余弦波及自定义波。仪器在试样底部施加反压和动载，同时荷载传感器、孔压传感器和位移传感器会自动将试验中采集的数据及时反馈给数据采集系统，由计算机记录下实时荷载、孔压及应变。

2 试验概况

2.1 试验方案

试验按照制样、饱和、固结、施加动载的流程进行。采用直径50 mm、高度100 mm的重塑土样，所有试样相对密度Dr均为40%。考虑CS浓度和固化时间两个因素对改良砂样抗液化性能的影响，添加CS浓度分别为3%、4%、5%、10%、15%、20%，固化时间分别为1、2、3、4周。基于前期凝胶试验发现：当添加的NaCl浓度较高时，凝胶时间会迅速缩短;当NaCl浓度高于CS浓度时，最终会形成絮状沉积而非完整凝胶结构。为了让试样内部形成完整稳定的凝胶，并预留充足的制样时间，试样添加NaCl浓度均为2%。各试样详细参数列于表2。

2.2 试样制备

纯砂样采用多层湿捣法制样。使用内径50 mm的三瓣模、成模桶和配套的橡皮膜，制样过程在三轴压力室底座上进行，底座与三瓣模上涂有硅脂以使橡皮膜紧密贴合。试样按均分的三等份填装，填装后使用击实锤将砂样均匀压实［20］，压实后每层高度分别为33 mm、33 mm、34 mm。

改良砂样采用砂雨法制样。分别称量各试样所需质量的CS原浆液、NaCl粉末和蒸馏水，将称取的干砂按质量均分成三份，再将硅溶胶原浆液、NaCl粉末和蒸馏水进行混合，分三次倒入模具。每次倒入浆液后，从模具顶部均匀倒入一份砂土，再通过敲击三瓣模侧壁使砂土颗粒缓慢下沉，前两层装填高度为33 mm，第三层为34 mm。倒入最后一份砂土后，确保浆液刚好淹没砂样顶面。等待试样凝胶完成后，拆下底座，将试样连同三瓣模置于恒温水箱中进行水浴固化［11］。

试样制备完成后立即进行负压检测，使用反压体积控制器从试样顶部抽取10 kPa负压，并保持稳定。若孔压传感器数值不回升到-1～0 kPa，判断橡皮膜密封性良好，否则需重新制样。随后结合通二氧化碳、水头饱和与反压饱和，使试样达到饱和状态，孔压系数B增长至0.95以上判断为饱和完成。打开排水阀门，在30 kPa有效围压下对试样进行各向同性固结，以模拟浅层砂土的受力情况，当反压体积曲线稳定不变时，认为试样已固结完成。关闭排水阀门，保持有效围压为30 kPa，代表动荷载大小的循环应力比CSR均为0.3（动荷载幅值记为σd，初始有效围压记为σ′c，σd/σ′c则为循环应力比CSR），动荷载采用正弦波形，频率为1 Hz。试样在动荷载作用下发生初始液化后，继续施加5～10个应力循环后停止试验。

3 试验结果及分析

3.1 动孔压ud及动应变εd发展规律

3.1.1 CS浓度的影响

为验证各CS浓度对台安砂土抗液化性能的提升效果，使固化时间相同（均为3周），制作了3%、4%、5%、10%、15%、20%共6种CS浓度的改良砂样。固化完成后拆除试样模具，在观察各个试样外观后，按照3%～5%浓度区间、10%～20%浓度区间将试样划分为两种主要外观形态，如图4所示。

当CS浓度为10%～20%时，試样均表现出光滑密实且颗粒间黏结紧密的外观特征。当CS浓度降为3%～5%时，颗粒黏结紧密程度明显降低，试样表面变得凹凸不平，但试样仍具有一定的刚度和强度，使其能够保持直立而不塌陷。

图5给出了在循环应力比CSR=0.3下施加N=100次动载循环后，纯砂样与固化3周、添加不同CS浓度的改良砂样动孔压ud和动应变εd的发展规律。试样发生初始液化的标准可以分别通过ud或εd进行判断［21］：试验过程中ud发展至初始有效围压（30 kPa）时，可认为试样发生初始液化;若试样ud始终未达到初始有效围压，基于研究初期对取土点的调查结果，结合经验，以εd= 5%作为判断试样发生液化破坏的标准［22］。

观察图5（a）中各改良砂样的ud曲线能够发现，R3-D40-C4-W3和R3-D40-C5-W3试样的ud曲线在100个加载循环中分别均匀累积增长了1 kPa、0.5 kPa，R3-D40-C10-W3、R3-D40-C15-W3、R3-D40-C20-W3试样则基本在零轴保持波动。整体上，CS浓度为4%～20%试样的ud曲线发展均得到了有效限制，但当CS浓度降为3%时，试样ud曲线发生了较大幅度的增长，最终增至10.5 kPa。

由图5（b）中改良砂样的εd曲线可知，CS浓度为4%～20%改良砂样的εd曲线发展同样能够得到较好限制，5个试样经历初期1～3个循环时，其εd曲线会出现轻微的增长趋势，之后迅速进入稳定阶段。整个加载期间，试样总应变（应变曲线波动中心轴线值）增长极小，基本保持在零轴上下波动。当CS浓度降为3%时，试样的εd曲线表现出了与ud曲线类似的增长趋势，增长幅度同样较大。该试样的动孔压与总应变均表现为前期迅速增长，中期缓慢增长，后期均匀累积增长的发展趋势，但试样单幅应变（应变曲线波动幅值）的增长模式却较为不同，主要表现为前期迅速增长，中期缓慢减小，后期均匀波动。

在动载循环过程中，各试样最大动孔压、最大总应变及最大单幅应变随CS浓度的变化曲线如图6所示。在上述三项值中，CS限制试样动孔压和单幅应变发展的能力，代表其对试样抗液化性能的提升效果，CS限制试样最大总应变发展的能力，代表其对试样刚度和强度的提升效果。

由图6可知，在施加CSR=0.3的动荷载后，相较于纯砂样，固化3周、3%CS浓度的改良砂样最大单幅应变降幅为91.56%，最大动孔压与最大总应变降幅分别为65%和32%。该试样的最大动孔压和最大单幅轴向应变远小于液化标准，但其最大总应变已接近纯砂样。这表明3%CS浓度改良砂样内部形成的凝胶结构依然能够增强砂土的抗液化性能，但由于其浓度过低，凝胶结构强度较小，试样整体的强度和刚度较低，致使试样总应变较大。4%～20%CS浓度改良砂样的最大动孔压、总应变及单幅应变均受到了良好限制。即使是4%CS浓度的改良砂样，在固化3周后，其最大动孔压、最大总应变及最大单幅应变的降幅也分别高达96.67%、98.89%、98.33%。但在4%～20%CS浓度范围内，各个试样间三项值最终结果差异不大，没有表现出其抗液化性能、刚度及强度随CS浓度提高而显著提高的效果。

图6中三条曲线整体上表现出随CS浓度提高，试样抗液化性能、刚度及强度提高的特点，且在4%CS浓度时趋近于零轴。按照注浆浓度为4%，相对密度Dr为40%，计算出CS治理每立方米土体的成本为342元［23］。若要达到预期的改良效果，其他化学注浆材料的加固成本为硅酸钠1 241元、丙烯酸酯2 241元、环氧树脂3 448元、硅酸镁锂2 082元。因此，CS与其他化学注浆材料相比具有较好的经济性。综合分析认为，在3周固化时间下，4% CS浓度便能显著提升台安砂土的抗液化性能，同时能在一定程度上增加台安砂土的刚度和强度。

3.1.2 固化时间的影响

图7为在10%CS浓度下，固化时间不同的改良砂样与纯砂样动孔压ud和动应变εd的发展曲线。由图7（a）可知，在循环荷载作用下，纯砂样的ud曲线在发展初期按照正弦波形进行匀速累积增长，但从ud发展至15 kPa左右起，每个加载循环内的波峰波谷偏离中心位置的振幅会迅速增大，曲线开始丧失初始的波动形态;在总共经历5次加载后，纯砂样ud增至30 kPa，试样发生初始液化。

相较于纯砂样，添加CS浓度为10%的改良砂样的ud曲线均未有较大幅度增长。其中，R3-D40-C10-W1试样在累计经历80个循环后，ud增至3.5 kPa，并在3.5 kPa左右保持稳定波动;R3-D40-C10-W2试样ud在加载初始增长了约0.5 kPa，此后便一直在0.5 kPa左右稳定波动;R3-D40-C10-W3和R3-D40-C10-W4试样ud在整个加载期间基本在零轴保持波动。

观察图7（b）中纯砂样的动应变εd曲线能够发现，在初始几个循环内，试样εd曲线能够在零轴上下保持较为稳定的波动，且波动幅值增长极小，但在临近液化前，εd波动幅值急剧增大至5%左右，试样随即发生液化破坏。通过εd曲线同样发现纯砂样经过5个循环便迅速发生液化破坏，相较而言，改良砂样εd曲线的增长均得到了有效限制，其增长模式主要表现为加载初期陡增，中期缓增，后期均匀波动。其中，R3-D40-C10-W1试样在加载初期总应变与单幅应变均按较快速率进行累积增长，发展至20个循环后，增长速率明显减缓，至80个循环后，试样总应变与单幅应变基本保持不变。在初始加载前10个循环内，R3-D40-C10-W2试样总应变与单幅应变以较快速率进行累积增长，此后随着循环次数的增加，增长速率迅速降低，在第15个循环后，试样总应变与单幅应变基本保持不变。R3-D40-C10-W3和R3-D40-C10-W4试样的总应变及单幅应变仅在加载初始2～4个循环内出现了轻微增长，此后一直保持稳定。

不同CS浓度改良砂样的最大动孔压、最大总应变及最大单幅应变随固化时间的变化曲线如图8所示。

由图8可知，所有改良砂样的最大动孔压及最大单幅应变远小于液化破坏标准，最大总应变远小于纯砂样。相较于纯砂样，R3-D40-C10-W1試样最大动孔压、最大总应变及最大单幅应变的降幅分别为88.33%、90.22%、96.78%，且固化时间越长，三项值越小，衰减幅度越大。结果表明，在10%的CS浓度下，即使是1周的固化时间也能够有效提升砂土的抗液化性能，同时提高其刚度和强度。并且，随着固化时间的增长，试样的抗液化性能、刚度和强度还能得到进一步发展。

观察图8发现，固化1周后，试样最大动孔压、最大总应变及最大单幅应变发生骤降，但随着固化时间的持续发展，三条曲线逐渐趋于平缓;固化3周后，试样三项值的发展整体上得到限制，趋近于0。这表明在固化初期，试样的抗液化性能、刚度和强度表现出明显的增长趋势，但随着固化时间的增加，试样各方面性能的增长幅度会逐渐变缓，直至固化3周后，试样抗液化性能、刚度和强度增长不再明显。分析认为，在10%CS浓度下，固化3周便能有效缓解台安砂土的液化破坏作用。

3.2 滞回曲线

CS浓度和固化时间的增长均能有效提升砂土的抗液化性能，而砂土的其他动力特性同样会因这两个参量的改变而获得相应的改良效果。图9为纯砂样与3周固化时间下不同CS浓度改良砂样的滞回曲线。

观察图9（a）能够发现，纯砂样在加载前3个循环均能形成规则的“柳叶型”滞回圈，但各循环滞回圈顶部和底部分别表现出向左右两侧偏移的趋势。临近液化前，由于纯砂样内部已接近弹塑性变形的极限状态，从第4个循环起，纯砂样滞回圈开始丧失初始的“柳叶”形态，其顶部和底部迅速向左右两侧偏移，并最终呈现出扁平且未能闭合的滞回曲线。

相较于CS改良前砂样的滞回曲线在加载初期缓慢平移，随后迅速偏移变形的变化规律，经CS改良后的砂样滞回曲线呈现出了较为稳定的发展趋势。观察图9（b）～（g）可以发现，在加载初期改良砂样滞回圈以较为稳定的“柳叶”形态逐渐向右侧缓慢平移，随着循环加载次数的增加，滞回圈向右侧平移的速度逐渐减缓，进入加载中、后期时，各试样的滞回圈均已保持不变，且因循环次数的发展而相互重叠。在加载期间，改良砂样的应变较小，滞回曲线顶部和底部均未表现出向左右两侧偏移的趋势，这表明经过CS改良后的砂样滞回曲线变得更加稳定。对比不同CS浓度试样的滞回曲线能够发现：各试样曲线间的差异主要表现在加载初期滞回曲线缓慢向右侧平移发展阶段，在该阶段，CS浓度越小的试样，滞回圈向右侧平移的距离越长，滞回曲线表现越不稳定;但在加载中后期，所有试样滞回曲线都已发生重叠，没有明显差异。

图10为10%CS浓度下，不同固化时间改良砂样的滞回曲线。观察图10可以发现，各试样滞回曲线同样表现为初期向右侧缓慢平移，中后期基本重叠的变化趋势。固化时间越短的试样，在加载初期滞回曲线越不稳定，平移距离增长更为明显。但即使是在固化时间较短的条件下，试样滞回圈顶部和底部在整个加载期间也未表现出向左右两侧偏移变形的趋势。

3.3 阻尼与动弹性模量Ed

在试验中，除3% CS浓度的改良砂样外，其余改良砂样变形均较小，但该试样仅在加载初期产生了较大变形，随着循环次数的持续发展，其变形逐渐减缓并趋于稳定。因此，选取第91～100次循环对试样稳定阶段的滞回曲线进行分析讨论。

将滞回圈所围成的面积视为S，其反映了土体耗散能量的能力，S越大，表明土体在一个循环内消耗的能量越多，阻尼越大［24］。计算试样第91～100次循环滞回圈面积并取平均值，得到滞回圈面积S随CS浓度与固化时间变化的关系曲线如图11所示。

观察图11（a）可以发现，S随CS浓度的增加呈先迅速降低，随后趋于稳定的变化规律。当CS浓度增加至4%时，S迅速下降，降幅达63.1%;当添加 CS浓度为4%～20%时，S无明显差异。由图11（b）可知，S随固化时间增加而逐渐减小；在相同CS浓度条件下，较长固化时间对应更小的S，表明随着固化时间的提高，改良砂样因阻尼产生的能量损耗相应减小。

土体通过变形使得循环荷载的能量被耗散，可以认为在循环荷载作用下，土体的整体变形量与所耗散的能量（S）呈正比关系。分析认为，固化时间为3周、添加不同浓度CS的改良砂样的变形均较小，在承受动荷载时对应更低的能量损耗。CS浓度为10%，固化1、2、3、4周试样的变形均受到了较好限制，且固化时间越长，对砂土的改良效果越好，其变形越小，试样耗散的能量越少。

动弹性模量Ed在宏观上反映了砂样抵抗动应力弹性变形的能力，在微观上表征了砂土颗粒间结合力的大小。计算改良砂样91～100次循环内动弹性模量Ed，并取平均值，得到CS浓度及固化时间对动弹性模量Ed的影响如图12所示。

在图12（a）中，固化时间为3周、添加不同浓度CS的改良砂样的动弹性模量均大于纯砂样，各试样动弹性模量随CS浓度的提高呈现出先快速增加，随后均匀波动的发展规律。在3周固化时间下，CS浓度为3%～20%的改良砂样的动弹性模量较纯砂样（取第三次循环，Ed=0.058 MPa），分别增加了60.3%、108.6%、319%、401.7%、243.1%、325.9%。可以看出，当添加的CS浓度低于5%时，增加CS浓度能够显著提高改良砂样的动弹性模量，但当CS浓度在5%～20%范围时，各试样动弹性模量在0.244 MPa左右保持波动。

观察图12（b）可以发现，改良砂样的动弹性模量与固化时间呈正相关，在相同循环次数下，固化时间越长，动弹性模量越大。相较于纯砂样，CS浓度为10%，固化1、2、3、4周的改良砂样的动弹性模量分别提升了13.8%、260.3%、401.7%、836.2%。这表明固化时间越长，砂样抵抗动应力弹性变形的能力越强，砂土颗粒间的结合力增强，CS凝胶结构的强度越高，改良砂样的强度也越高［7］。

通过分析改良砂样滞回曲线、阻尼与动弹性模量等动力特性可以发现，改良砂样的滞回曲线形态更为稳定，其阻尼降低，动弹性模量增加。这表明改良砂样抵抗变形和承受动荷载的能力有所提升，从而印证了CS对台安砂土抗液化性能的提升作用。

4 结论

选取辽河中下游流域广泛分布的粉细砂作为试验砂土，用纳米硅溶胶对试验砂土进行固化改性处理，基于动三轴试验，得到纯砂样和改良砂样的液化特性，并探讨了CS浓度和固化时间两个参量对改良砂样抗液化性能和动力特性的影响。主要结论如下：

（1） CS能够显著提升台安砂土的抗液化性能，较好地限制砂样动孔压ud及动应变εd的发展。通过ud和εd两个指标进行判断，改良砂样均未发生液化破坏。

（2） 在3周固化时间下，改良砂样的ud和εd均随CS浓度增加而逐渐减小，并趋于稳定。当CS浓度在4%～20%范围内时，各改良砂样间抗液化性能无明显差异。在10%CS浓度下，改良砂样的εd和ud均随固化时间的增加而降低，当固化时间达到3周后，试样抗液化性能提升效果趋于稳定。

（3） 改良砂样的滞回曲线变得更为稳定。通过滞回曲线得出滞回圈面积S与动弹性模量，S反映了试样阻尼的大小。随着CS浓度增加，阻尼先降低后趋于稳定，动弹性模量逐渐增大并趋于平缓，但伴随有一定的波动。随着固化时间增大，阻尼呈减小趋势，动弹性模量呈增大趋势。

参考文献（References）

［1］ 刘钢，郭文博，赵明志，等.辽宁台安砂土液化特性动三轴试验研究［J］.地震工程学报，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］ 王谦，钟秀梅，高中南，等.门源M6.9地震诱发地质灾害特征研究［J］.地震工程学报，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，许世阳，蒲小武，等.海原地震石碑塬液化滑移地表特征形成机制探讨［J］.地震工程学报，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］ 董建军，许书俊，汪天翼，等.粉沙地基水泥灌浆处理及效果检测［J］.长江科学院院报，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］ 程晓辉，麻强，杨钻，等.微生物灌浆加固液化砂土地基的动力反应研究［J］.岩土工程学报，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］ 中華人民共和国住房和城乡建设部.土工试验方法标准：GB/T 50123—2019［S］.北京：中国计划出版社，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］ 王艳丽，王勇.饱和砂土液化后强度与变形特性的试验研究［J］.水利学报，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］ 李广信，张丙印，于玉贞.土力学［M］.2版.北京：清华大学出版社，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，周睦凯，周荣，等.EPS改良膨胀土孔隙特征与滞回曲线形态［J］.浙江大学学报（工学版），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.