柴油污染土固结压缩特性及模型修正

李磊; 徐昊鹏; 张宇恒; 陈俊豪

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2503398

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (14) :6117-6125 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2503398

建筑科学

柴油污染土固结压缩特性及模型修正

李磊 ¹ ,
徐昊鹏 ¹ ,
张宇恒 ¹ ,
陈俊豪 ²

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Diesel Polluted Soil Consolidation Compression Characteristics and Model Correction

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摘要

柴油污染土会导致污染土体的工程性质发生改变,进而影响其上覆建筑物的稳定性。以不同含油量的人工污染土为对象,开展了标准固结实验,结果表明随着柴油污染含量的增加,压缩系数增大,固结系数减小,被柴油污染的土体更容易发生变形,且固结时间会延长;微观结构分析显示柴油污染会使孔隙封堵、颗粒团聚并被油膜包覆;基于实验数据,提出了修正太沙基一维固结理论,构建考虑油水协同作用及饱和度演化的柴油污染土固结模型。模型验证表明,该理论在高污染、高应力工况下对长期沉降预测更为准确,具有良好工程适用性。研究为柴油污染土的治理与污染场地基础设计提供了理论支撑。

Abstract

Diesel-contaminated soil exhibits altered engineering properties that can affect the stability of overlying structures. Standard consolidation tests were conducted on artificially contaminated soils with varying oil contents. Results show that increasing diesel content leads to higher compression coefficients and lower consolidation coefficients. The results demonstrate that diesel-contaminated soil exhibits increased susceptibility to deformation and requires extended consolidation time. Microstructural analysis reveals that diesel contamination causes pore blockage, particle agglomeration, and oil film encapsulation. Based on experimental data, we propose a modified Terzaghi one-dimensional consolidation theory, developing a consolidation model that considers oil-water synergistic effects and saturation evolution. Model validation demonstrates improved accuracy in long-term settlement predictions under high contamination and high-stress conditions, indicating strong engineering applicability. This research provides theoretical support for diesel-contaminated soil remediation and foundation design in polluted sites.

Graphical abstract

关键词

柴油污染土 / 压缩特性 / 固结模型 / 非水相

Key words

diesel contaminated soil / compression characteristics / model of consolidation / nonaqueous phase

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李磊, 徐昊鹏, 张宇恒, 陈俊豪. 柴油污染土固结压缩特性及模型修正[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(14): 6117-6125 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2503398

LI Lei, XU Hao-peng, ZHANG Yu-heng, CHEN Jun-hao. Diesel Polluted Soil Consolidation Compression Characteristics and Model Correction[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(14): 6117-6125 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2503398

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截至2019年,中国277个有机污染场地中,石油烃污染场地占49.5%^[1]。而柴油是工程中常见的烃类污染物之一,柴油会导致污染土体的工程性质发生改变^[2-3],如流动性变差、固结指数降低等问题^[4]。在中国,石化工业区、油田及油品储运场、历史遗留的关闭炼油厂以及交通运输沿线构成了柴油污染场地的核心区域。上海一化工厂自1958年建成后,柴油泄漏渗入进地基土中,且其渗入深度高达到8 m,导致地基土的强度和承载力降低,从而使得桩基础发生破坏^[5]。

石油烃类污染物在土体中常以4种形态存在,分别是挥发态、残留态、自由态、溶解态,这4种形态在一些条件下会发生相互转化^[6]。油类物质会吸附在土壤颗粒表面形成油膜^[7],油膜的存在会产生“假黏性”,增强颗粒间的连结性,堵塞孔隙,土体内部的气体和水分子无法有效排出^[8-9]。魏准等^[10]以黄土高原典型黄土为研究对象,结果表明石油烃污染会导致土体中固相、液相、气相三相比例发生破坏;还有些学者^[11-12]发现砂土的强度和渗透性会因原油污染减弱,而压缩性增大,并且土颗粒在吸附石油污染后,会使一部分油类污染物存留于毛管孔隙,导致透水性降低^[13]。白银涌^[14]通过人工制备废机油污染膨胀土,研究在不同浓度废机油污染下的膨胀土的压缩指标和先期固结压力的变化规律,试验表明随着膨胀土中添加的废机油浓度增加,e-lgp压缩曲线的斜率不中断增大,膨胀土的压缩系数增大且土体在受污染后变为欠固结土,扰动性增强。

太沙基于1923年首次提出经典的一维太沙基固结理论与有效应力原理,为现代土力学的奠定基础,并为土工构筑物的设计与施工提供了有力的指导。但是并非所有问题都能用太沙基一维固结理论进行解答,于是在经典固结理论基础上,不断地有学者在不同的运用环境下对其进行修正和改进^[15-16]。吴雄志^[17]考虑了土体固结过程中孔隙流体渗流力的作用,建立出向上及向下渗流时固结度的表达式。章为民等^[18]系统分析了目前主流的一维固结理论的解析解,指出其在不同工程条件下的适用范围。也有一些学者研究了特殊种类复合地基固结的解析解^[19-22],为本文模型构建与修正提供了思路。

目前大多数学者仅研究了单一石油烃对于土体性质的影响,而柴油污染土的固结特性与传统的基于太沙基固结理论中的饱和土体有着显著差异^[23],柴油污染土体的孔隙中会同时赋存水相与油相,共同影响着土体的固结压缩性质。并且目前对柴油污染土的固结理论研究不足,尚未建立反映柴油污染土固结的理论模型。

基于此,现采用人工配置不同浓度的柴油污染土,通过固结实验研究水相和油相共存状态下柴油污染土体的固结特性,再通过旋转蒸发技术测定污染土固结过程中的水油排出量、水油饱和度变化,并运用微观技术研究柴油污染土的固结机理,以定量分析柴油污染对于土体固结性能的影响。并根据实验结果对太沙基一维固结理论进行修正,建立考虑油水协同作用及饱和度演化的柴油污染土体的一维固结理论模型,为柴油污染土的修复及上覆构筑物的安全评价提供理论支撑。

1 实验材料与方法

1.1 实验原料

实验所使用土样选取典型粉质黏土作为研究对象,该类土体在污染场地与城市填埋工程中广泛分布,更具代表性,取自江苏省南京市江宁区天然土,所取土样经风干、除杂、研磨过筛后备用;实验土样含水率为16.96%,密度为1.74 g/cm³,比重为2.513,且塑限为29.04%、液限为39.42%。图1为X射线衍射线(X-ray diffraction,XRD)图谱,通过分析可知本试样中的矿物成分以黏土矿物为主,含量约为59.4%。

实验所选代表性油品取自江苏省南京市城东加油站0#柴油,其密度为0.835 kg/m³,沸点200 ℃,黏滞系数0.562 Pa·s。

1.2 试样制备

实验用土进行烘干、碾碎、过筛后,称量500 g的干土并将干土分为5组,重量均保持在100 g。按实验所需的比例向干土中加入柴油进行混合并搅拌均匀。Mashalah 等^[24]指出当土体中油的质量与干土质量的百分比超过16%时,油就开始溢出土体孔隙并浮于土体表面。因此本次实验配置3组实验,配置结果如下:1号试样为未污染试样,土体中含油量为0;2号和3号试样为低污染试样,土体中含油量分别为4%、8%;4号和5号试样为高污染试样,土体中含油量分别为12%、15%。由于污染土的孔隙内赋有柴油,因此若直接使用真空饱和法对土样进行饱和必然会将掺入土中的柴油吸出。选择将真空饱和过程中传统的土工滤纸更换为聚醚砜(polyethersulfone,PES)微孔滤膜,该滤膜具有良好的亲水性和通量的同时,也具有一定的疏油抗油能力。饱和后的土样密封后静置2 d,使土体内的液相充分平衡。

1.3 实验方法

根据《土工试验方法标准》(GB/T50123—2019)选用标准固结实验。

在柴油污染土水油饱和度分析实验中选用真空抽滤方法提取液相并利用旋转蒸发技术将液相中的柴油相与水相分离出来,选取二氯甲烷作为污染土中液相的萃取溶液。

选择扫描电镜(scanning electron microscope,SEM)扫描来进行对柴油污染土壤的微观机理研究。具体实验过程如图2所示。

1.4 含水率测定

由于柴油污染土中的空隙中含有水相以及会挥发的柴油相,如若按照传统含水率测试方法,柴油污染土在烘干时,柴油在高温下会发生挥发,此时烘干前后的质量差应为烘干水分与挥发损失柴油之和,因此在测定柴油污染土的含水率时,使用传统的含水率公式并不合适,这便需要对传统的含水率公式进行改进。

童玲^[25]和陈伟胜等^[26]测定不同温度下烘干只含油相的污染土并测定其在烘干后的柴油损失量,利用线性拟合方法提出了油烘干损失系数,并在计算过程中引进油烘干损失系数以修正油污染土的含水率公式,即

(1)w=$\frac{{m}_{1}-{m}_{0}}{{m}_{0}}$×100%-γω_oil

式(1)中:m₀为污染土烘干后的质量;m₁为污染土的质量;γ为油污染土中油烘干损失系数;ω_oil为污染土的含油量。

柴油污染土含水率的计算结果如表1所示。从表1可知,计算所得的误差率基本都在5%,因此该修正公式的准确性与可靠性较高,采用此修正公式进行柴油污染土的含水率计算。

2 实验结果与分析

2.1 固结压缩特性

根据实验所得数据,绘制出不同含油量下试样的固结压缩e-lgp曲线,其中e为孔隙比,p为有效应力,如图3所示。从柴油污染的含量影响上看,无污染土体的e-lgp曲线位于最上方,随着污染含量的增加,曲线逐渐下移,表明柴油污染导致土体产生更大的压缩比;而在低应力水平下,污染土体相比于无污染土体显示出更高的压缩性;在高应力水平下,污染土体的压缩性增强明显,这是因为柴油在土颗粒之间起到润滑作用,降低了颗粒间的摩擦力,这使得在外部应力作用下土体更容易发生变形^[27]。说明柴油污染含量对于土的压缩特性存在着显著影响。

各级荷载下的压缩系数如表2所示,对比同一荷载下不同含油污染土的压缩系数,在12.5~25 kPa荷载作用下,随着土体中柴油含量的增加,土体的压缩系数逐渐增大,其中12.5 kPa荷载作用下的4号和5号高污染试样的压缩系数达到2号和3号低污染试样的1.8~2倍,更是1号无污染试样的5~5.5倍;而在50~400 kPa荷载作用下,随着土体中柴油含量的增加,土体的压缩系数呈现先减小后增大的趋势。

对比同一试样中不同荷载作用下的压缩系数,1号~5号试样的压缩系数都呈下降趋势,其中1号无污染试样压缩系数降低幅度达到89%;2号试样压缩系数下降达到无污染土压缩系数下降值的3倍,降低幅度达到96%;而5号试样的压缩系数下降值为无污染土的6.1倍,其降低幅度达到98%。

固结系数C_v计算结果如图4所示,从整体上看随着施加荷载的增大,污染土固结系数均呈现先减小后增大再减小并趋向稳定的趋势。对于各柴油掺入量的污染土,在施加最初荷载12.5 kPa时,其固结系数最大;而在施加荷载300 kPa后,固结系数降低速度极为缓慢,且在300~400 kPa,各柴油掺入量的污染土的固结系数近似相同。对于同一荷载作用下的不同柴油含量的污染土,随着柴油含量的增加,污染土的固结系数迅速降低,在25 kPa下,8%~15%柴油含量污染土的固结系数降至0.01以下,不到该荷载作用下无污染土固结系数的1/3,这表明含柴油量越大的土体完成固结所需的时间越长。从污染物的影响方面看,无污染土体的C_v值初始应力施加后急剧下降,之后随着应力的增加而逐渐趋于平稳,而随着柴油含量的增加,p-C_v曲线的峰值逐渐减小,并且峰值点向右移动,这可能是因为污染物改变了土体的孔隙结构,且由于柴油具有比水高的黏滞性,从而在低应力下阻碍了水分的流动,而在较高应力下,所有土体的C_v都趋于接近,这表明在高应力作用下,柴油的影响减弱,土体的固结行为更多地受到土颗粒本身的影响。

2.2 水油排出规律与水油饱和度分析

土体固结时液相的排出对固结有很大的影响,通过表3可知,各污染土固结排出柴油量与初始柴油量之比、总液相排出量与其初始含液相量之比都呈上升趋势。这是由于高污染水平的柴油污染土中,其孔隙多数由柴油占据,而柴油的黏性大于水,因此孔隙中柴油含量越高,柴油对于水的流动封堵性越大^[28],从而使得固结过程中土体中排出的水量减少。而由于柴油在土体骨架结构中起润滑作用,柴油含量越高,致使土体骨架结构之间摩擦力减小,压缩量变大,土体中孔隙减少。

有效应力影响着土体的变形行为,而水油饱和度则影响着土体的渗透性、压缩性和剪切强度,了解这两者的关系有助于预测和评估污染土壤的工程特性。

但需注意,柴油饱和度的变化不仅受到排出柴油体积减小的影响,同时也受到固结压缩过程中孔隙体积减小的影响。因此,在计算饱和度时引入了孔隙压缩修正项^[29],使计算更准确,反映加载过程中多因素影响下的液相变化。

根据水油排出量测定实验中所得到的数据可以发现,lgSr_oil-lgp'曲线的线性关系更加良好,将该组数据进行线性拟合后所得到的R²均大于0.9,因此选择lgSr_oil-lgp'曲线来分析有效应力p'与水油饱和度Sr之间的关系,通过图5中所表现出的线性关系,可得表达式为

(2)

$\begin{array}{c}C=-\frac{lgS{r}_{0}-lgSr}{lgp\text{'}}\end{array}$

式(2)中:C为lgp'-lgSr拟合曲线的斜率,本文中定义为饱和度指数;Sr₀为初始水(柴油)饱和度;Sr为有效应力p'下所对应的水(柴油)饱和度;p'为有效应力,其值为初始饱和度Sr₀下所对应应力与某一饱和度Sr下所对应应力的差值的绝对值。

图5为柴油饱和度与有效应力之间的lgSr_oil-lgp'曲线,随着有效应力的增加,柴油饱和度呈现稳定下降的趋势。图5中每一组数据都有一个独特的线性趋势,这表示柴油污染程度对于土体柴油饱和度的影响与有效应力对于土体柴油饱和度的影响是不同的,对于柴油污染程度最低的土体,其lgSr_oil-lgp'曲线的斜率与其他污染量的曲线相比较大,这表明在低污染水平下,有效应力对柴油饱和度的影响较大。

根据图6水饱和度与有效应力之间的lgSr_w-lgp'显示,各个柴油污染量下的曲线均呈现下降趋势。当土体中柴油的污染量较低时,lgSr_w的值基本保持稳定,而随着柴油污染量的增加,每条曲线的斜率也随之增加,特别是在15%的柴油污染量的情况下,lgSr_w-lgp'的曲线斜率达到最大值,这说明在高污染水平下,有效应力对水饱和度的影响最为显著。

2.3 微观固结机理

通过图7扫描电镜分析得到土体内部结构随着柴油含量增加发生显著变化。随着柴油含量的上升,粉黏土颗粒趋向于形成更大的颗粒团块,分布越来越不均匀,形状也变得更不规则,这表明污染程度的增加直接影响了土体的结构完整性。

粉黏土颗粒表面的变化也很明显,粉黏土颗粒的表面在柴油的作用下逐渐被薄膜覆盖,导致其边缘的棱角变得模糊不清。这种表面的变化使得粉黏土颗粒由原来的粗糙状态变得更加圆滑。这种现象证明了柴油的存在降低了土颗粒间的摩擦,改变了土体的力学特性。

在含油污染土体中还观察到少许裂缝,这可能是由于土体中柴油的挥发作用造成的。柴油挥发可能会导致内部压力的不均匀变化,从而在土体中形成新的裂缝和空洞。这些微观层面的变化直接影响了污染土样的物理和力学性质,这与之前通过固结实验和水油排出实验获得的结果一致,也说明了柴油污染改变了水油排出规律与结构状态,不能简单地用经典固结理论解释。

3 柴油污染土固结模型

3.1 模型建立

现根据固结实验得出的柴油污染土的特性,对传统的一维太沙基固结理论的假设进行修正,修正假设如下:柴油与水在孔隙中均匀分布。孔隙通道在土体中均匀分布。压缩系数为变量。土体中的渗流满足达西定律视柴油污染土中混合液相的流动为水相流线与柴油相流线互相平行且流速不同的流动。由于柴油的饱和蒸汽压远低于汽油等轻质石油烃,且试验中为封闭体系,暂不考虑液-气相变过程。

对于柴油污染土中瞬时通过某一截面的流量q'_m可视为瞬时通过截面的水流量q_w与油流量q_oil之和,表达式为

(3)q'_m=q_w+q_oil=K₁iSr_wA+K₂iSr_oilA=$\frac{k{\rho }_{w}g}{{\eta }_{w}}$iSr_wA+$\frac{k{\rho }_{oil}g}{{\eta }_{oil}}$iSr_oilA

式(3)中:k为土体的渗透率,仅与土体骨架本身性质有关;i为水力梯度;A为垂直于流动方向的横截面积;ρ为液相的密度;g为重力加速度;η为液相的动力黏滞系数;Sr_w为水饱和度,即水在孔隙中的占比;Sr_oil为柴油饱和度,即柴油在孔隙中的占比。

由于假设水与柴油均匀分布,因此Sr_wA与Sr_oilA可以分别表示为水与柴油通过某一孔隙截面时所占的面积。因此从土体内流入的液体量与流出的液体量Q_m和Q'_m可以分别改写为

(4)dq'_m=$\left(\frac{k{\rho }_{w}g}{{\eta }_{w}}S{r}_{w}+\frac{k{\rho }_{oil}g}{{\eta }_{oil}}S{r}_{oil}\right)\left(-\frac{\partial h}{\partial z}\right)$dxdydt

(5)dq″_m=$\left(\frac{k{\rho }_{w}g}{{\eta }_{w}}S{r}_{w}+\frac{k{\rho }_{oil}g}{{\eta }_{oil}}S{r}_{oil}\right)\left(-\frac{\partial h}{\partial z}-\frac{{\partial }^{2}h}{\partial z}\right)$dxdydt

式中:z为土层垂直方向空间变量,描述位置;h为水头孔隙水的能量状态;t为时间。

该微元体在Δt时间内所流出的液体量应为Q_m与Q'_m之差,即

(6)dq″_m-dq'_m=-$\left(\frac{k{\rho }_{w}g}{{\eta }_{w}}S{r}_{w}+\frac{k{\rho }_{oil}g}{{\eta }_{oil}}S{r}_{oil}\right)\frac{{\partial }^{2}h}{\partial z}$dxdydt

而根据渗流连续条件可以得出在Δt时间内饱和微元体内所流出的液体量q_m就等于饱和微元体中孔隙的变化量,即可得到

(7)

$\begin{array}{c}d{q}_{m}=-dV\end{array}$

式(7)中:V=V_S+V_W+V_Oil=V_S+V_V。

所以通过代换可以得到

(8)-dV=-V_Sde=-$\frac{de}{1+{e}_{0}}$V₀=-$\frac{de}{1+{e}_{0}}$dxdydz

式(8) 中:V_S为土体体积;V_oil为油的体积;V_V为孔隙体积;V₀为土体固结前的初始总体积;e为当前孔隙比,随时间变化;e₀为初始孔隙比,固结开始前的孔隙比。

将式(8)代入并整理可得

(9)-$\left(\frac{k{\rho }_{w}g}{{\eta }_{w}}S{r}_{w}+\frac{k{\rho }_{oil}g}{{\eta }_{oil}}S{r}_{oil}\right)\frac{{\partial }^{2}u}{{\gamma }_{w}\partial {z}^{2}}$=-$\frac{1}{1+{e}_{0}}\frac{\partial e}{\partial t}$

式(9)中:u为孔隙水压力。

根据2.1节可知,e-lgp曲线并非呈线性关系,这也就表示压缩系数并非不变的常数,而根据e-lgp曲线可以看出,该曲线有较强的线性关系,因此可以通过修正公式将压缩系数a_V替换为压缩指数C_C进行计算,表达式为

(10)

$\begin{array}{c}{C}_{C}=-\frac{{e}_{1}-{e}_{2}}{lg{p}_{1}-lg{p}_{2}}=-\frac{de}{dlgp}\end{array}$

式(10) 中:p₁、p₂为土体固结压缩时不同的有效应力值;e₁、e₂分别为有效应力p₁、 p₂ 的孔隙比。

结合2.2节可以推断出,水饱和度Sr_w与柴油饱和度Sr_oil在固结过程随着有效应力p'的改变而发生改变,且在双对数关系下,Sr_w、Sr_oil与有效应力p'线性相关,其线性关系表达式为

(11) lgSr=Sr₀-Clgp'

式(11)中:C为斜率系数。

通过式(11),可得

(12)Sr=$\frac{{10}^{S{r}_{0}}}{{\left(p\text{'}\right)}^{C}}$

将式(12)代入式(9)中可得

(13)-$\left[\frac{k{\rho }_{w}g}{{\eta }_{w}}\frac{{10}^{S{r}_{w0}}}{{\left(p\text{'}\right)}^{{C}_{w}}}+\frac{k{\rho }_{oil}g}{{\eta }_{oil}}\frac{{10}^{S{r}_{oil0}}}{{\left(p\text{'}\right)}^{{C}_{oil}}}\right]\frac{{\partial }^{2}u}{{\gamma }_{w}\partial {z}^{2}}$=$\frac{{C}_{C}}{1+{e}_{0}}\frac{\partial p\text{'}}{\partial t}$

式(13)中:η_w为水的动力黏度;η_oil为油(柴油)的动力黏度;γ_w为水的重度。

由于有效应力等于总应力p与孔隙水压力u之差,因此式(13)可以写为

$\left[\frac{k{\rho }_{w}g}{{\eta }_{w}}\frac{{10}^{S{r}_{w}}}{{(P-u)}^{{C}_{w}}}+\frac{k{\rho }_{oil}g}{{\eta }_{oil}}\frac{{10}^{S{r}_{oil}}}{{(P-u)}^{{C}_{oil}}}\right]\frac{{\partial }^{2}u}{{\gamma }_{w}\partial {z}^{2}}$

(14)-

=-$\frac{{C}_{C}}{(1+{e}_{0})(P-u)}\frac{\partial u}{\partial t}$

为简化模型求解并增强计算稳定性,在理论推导中将拟合曲线斜率C_w与C_oil取值为1处理,作为归一化分析用途。该简化处理主要用于识别模型趋势,代入可明显减小预测沉降量,后续在模型工程应用中,应根据实测值代入,提高模型精度。

简化求解则可得到

(15)$\frac{({\eta }_{oil}k{\rho }_{w}g{10}^{S{r}_{w}}+{\eta }_{w}k{\rho }_{oil}g{10}^{S{r}_{oil}})(1+{e}_{0})}{{\eta }_{w}{\eta }_{oil}{\gamma }_{w}{C}_{C}}\frac{{\partial }^{2}u}{\partial {z}^{2}}$=$\frac{\partial u}{\partial t}$

令

(16)$\frac{({\eta }_{oil}k{\rho }_{w}g{10}^{S{r}_{w}}+{\eta }_{w}k{\rho }_{oil}g{10}^{S{r}_{oil}})(1+{e}_{0})}{{\eta }_{w}{\eta }_{oil}{\gamma }_{w}{C}_{C}}$=C'_v

即可得到修正后的饱和柴油污染土的一维固结微分方程为

(17)

$\begin{array}{c}C\text{'}{ }_{v}\frac{{\partial }^{2}u}{\partial {z}^{2}}=\frac{\partial u}{\partial t}\end{array}$

3.2 模型验证

沉降量实测值与预测值对比如图8所示。可以很明显地观测到当柴油污染水平较低时,修正预测曲线与太沙基预测曲线的变化趋势基本一致;而随着柴油污染水平的升高,修正预测曲线与太沙基预测曲线之间明显出现差异。所提出的修正模型对比太沙基经典理论,在高应力下的长期变形预测上更接近实际。且模型假设适用于厚度大于宽度、竖向渗流主导、边界条件清晰的典型一维变形条件。

4 结论

(1)柴油污染对土体的固结压缩特性有显著影响。随着柴油含量升高,土体压缩系数增大,固结系数迅速减小,表现出更高的压缩性和固结时间延迟,柴油污染土的变形和沉降风险明显升高。

(2)随着有效应力的增加,lgSr_w-lgp'与lgSr_oil-lgp'均存在较强的线性关系,表现为在低污染水平下时,有效应力对饱和度的影响较小;在高污染水平下,有效应力对水饱和度的影响最为显著。水油排出规律和微观结构分析显示,柴油污染使粉粒团聚增强、孔隙结构紊乱,颗粒表面被油膜包覆,并伴随有微裂缝生成,改变了水油排出通道与土体整体结构。

(3)基于水油协同作用及饱和度变化规律建立适用于柴油污染土的固结模型。通过修正固结模型计算得出固结沉降变形曲线,与实验值所得到的基本一致,且在高应力下的长期变形预测时比太沙基经典理论更接近实际,可为污染场地修复提供沉降预测工具。

(4)研究对象以粉质黏土为主,尚未覆盖其他类型污染土,未来可在多种土类中开展对比研究。模型建立过程中,进行了简化处理,未能充分考虑非饱和条件下多相流耦合作用,后续可引入多场耦合理论进行拓展。

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