1.2 现状与发展
1.2.1 发展历史
水泥深层搅拌技术始于美国，美国在第二次世界大战后曾研制开发成功一种就地搅拌桩——MIP工法，即从不断回转的、中空轴的端部向周围已被搅松的土中喷出水泥浆，经翼片的搅拌而形成水泥土桩，桩径300～400mm，长度10～12m。1953年日本清水建设株式会社从美国引进了这种施工方法。1967年日本港湾技术研究所参照MIP工法的特点，开始研制石灰搅拌施工机械。1974年由于大型软土地基加固工程的需要，由日本港湾技术研究所、川崎钢铁厂和不动建设株式会社等厂家对石灰搅拌机械进行改造，合作开发研制成功水泥搅拌固化法（CMC法），用于加固钢铁厂矿石堆场软土地基，加固深度达32m。接着日本各大施工企业接连开发研制加固原理、固化剂相近，但施工机械规格、施工效率各异的深层搅拌机械，形成了多种工法。这些深层搅拌机械一般具有偶数个搅拌轴（二根、四根或八根），单个搅拌翼片的直径最大可达1.25m，一次加固的最大面积达到9.6m2，多在港工建筑中的防波堤、码头岸壁及高速公路高填方下的深厚软土地基加固工程中应用。苏联在1970年也研究成功一种淤泥水泥土桩（类似于美国MIP工法），用于港湾建设工程中。在淤泥土含水量高达100%～120%时，掺入10%～15%的水泥后，所制成的水泥土半年龄期强度达到300kPa。
国内于1977年10月开始进行深层搅拌法的室内试验和机械研制工作，于1978年末制造出国内第一台深层搅拌桩机及其配套设备，1980年首次在上海宝钢三座卷管设备基础的软土地基加固中应用并获得成功。1984年开始，国内已能批量生产成套深层搅拌机械设备。
深层搅拌技术在水利水电工程中的应用始于20世纪90年代初，主要用于闸基、泵站及电厂复合地基加固，1995年用于山东省沂沭河拦河坝坝基防渗，效果较好，当时所用设备为单头深层搅拌桩。为了降低造价，提高工效，1997年水利部淮委基础工程有限公司发明了多头小直径深层搅拌截渗技术，并在北京成立了北京振冲江河截渗技术开发有限公司，专门从事深层搅拌设备的研制开发及应用。1999年多头小直径深层搅拌截渗技术和设备获全国第十二届发明展金奖，2001年多头小直径深层搅拌机械的研制获得国家科技创新基金资助，2003年列入“十五”国家重大技术攻关项目。目前，已开发出BJS、ZCJ系列多种机型，最多已达一机五头，施工深度已达25m，已达国内领先水平，获得大禹水利科学技术奖。这一技术进步推动了深层搅拌技术在水利水电工程中的应用，已广泛用于水利水电工程的地基加固、边坡支护、堤坝防渗等工程。仅2000年上半年，该技术应用在长江堤防建造的防渗墙面积就达98万m2。2003—2005年山东省东平湖治理工程中使用深层搅拌技术建造水泥土防渗墙达120万m2，最深达25m。2007—2009年的病险水库加固中仅淮河流域使用该技术的病险水库就多达100余座。据不完全统计，到2010年年底，在全国七大江河流域及新疆等地堤坝上建造的防渗墙面积已超过2000万m2。
1.2.2 技术研究及现状
深层搅拌技术的广泛应用，取得了可观的经济和社会效益，但是，也出现了一些不容忽视的问题，其原因有两个方面：①理论研究落后于实践，对深层搅拌桩的认识不足，设计和施工质量控制技术标准不完善；②施工队伍迅速膨胀，良莠不齐，过度的市场竞争，过低的工程报价，降低了工程质量，乃至出现工程事故。为此，1998年上海市建设委员会出台《关于加强水泥土搅拌桩质量管理通知》，限制了水泥土搅拌桩的适用范围。随后，天津等城市也出台了类似通知。该问题引起了许多学者的关注，对水泥土搅拌桩的强度、变形情况、渗透性等方面进行了大量的研究。
（1）水泥土强度性质研究。
1）水泥掺量和龄期。周丽萍、申向东根据单轴抗压试验成果研究，认为粉质黏土中随着水泥掺入比的增加，水泥土的抗压强度亦增加，随着龄期的增加，抗压强度也随之而增加，认为水泥土抗压强度和龄期近似呈线性关系。徐至钧、曹名葆等人也得出同样的研究结果。
王珊珊、卢成原、孟凡丽根据水泥土不固结不排水剪切试验（UU剪切试验）结果，认为当水泥土掺入比小于33%时，水泥土抗剪强度随着水泥土掺入比增加而增大。90d比28d龄期的抗压强度增长26%～38%。
杨克斌、季根蔡通过室内试验，认为当水泥掺入比为15%～18%时，强度值增加明显，掺入比大于18%～28%时，强度增长幅度缓慢。
廖志萍、刘汉龙在堤身水泥土加固试验中，发现水泥土28d无侧限抗压强度，当水泥掺入比为3%～5%时，小于200kPa，当水泥掺入比为8%～10%时，为200～400kPa，认为堤身加固时，水泥掺入量应大于8%。
杨滨、顾小安、黄寅春、董毅等人认为，影响水泥土强度的主要因素是水泥与土体之间的水化反应产物的凝结反应，水泥土中水泥含量直接决定了水泥土的强度，水泥掺入比是表示水泥土强度最有效参数。同时，指出水泥掺入比与水泥土前期固结压力有较好相关关系。
胡昕、洪宝宇、闵紫超等进行了温度变化对水泥土强度影响的试验研究，结果表明，1～4d龄期水泥土无侧限抗压强度对温度不敏感，在7～40d龄期内，水泥土无侧限抗压强度随温度升高显著增大。选用黏土和粉土作为试验土料，设置试验温度20℃、10℃和-10℃。试验结果表明，低温时，黏性土抗压强度小于粉土，高温时，黏性土抗压强度大于粉土。较低温度下养护的水泥土表现出明显的脆性破坏。
Hayashi、Hirochika等研究了水泥土桩长期强度衰减问题，结果表明，水泥土中钙质的流失程度很小，水泥土强度减少较小，说明水泥土材料属稳定材料。
2）外加剂及外掺料。曹宝飞给出了水泥土不同的掺入比、龄期、含水率、三乙醇胺（外加剂）的变形模量经验公式，外加剂掺量在0～0.15%之间，随着掺量增加，50d龄期水泥土变形模量E50增大。
Rolling R.S 针对水泥土中添加硫酸盐进行试验，由于碳酸化作用，短期内可以使水泥土强度增加，但远期强度下降，在高浓度下将会破坏。
D.T.Eritius等人对水泥土掺入粉煤灰进行试验研究，认为掺入粉煤灰可减小水泥土的变形模量E50。
王辉、肖祯雁对软土地基中添加粉煤灰水泥土进行试验，认为添加粉煤灰的水泥土改变了原有的颗粒级配，使水泥土固化程度提高，但过量掺入粉煤灰会影响水泥的水化反应，影响水泥凝胶体的形成。
邵玉芳、徐日庆、李增永、龚晓南认为，增加添加剂显著提高水泥土的强度。掺入新型液态添加剂（主要成分为胺类化合物、金属络合物和催化裂化剂等）能显著提高水泥土的强度，当水泥掺量不变时，能使水泥土强度提高60%左右，在水泥用量减少4%后，还能使水泥土强度提高约40%。
王立峰通过对添加纳米硅的水泥土试验研究，认为纳米硅掺入水泥土中有利于水泥土硬化反应，水泥土强度随着纳米硅掺量增加而增加，纳米硅最佳掺入比为15%～22.5%之间。
黄严在大量的试验基础上，认为加入水玻璃的水泥土比不加的强度大。
欧阳克莲、宁宝宽对不同溶液环境中水泥土强度的影响进行研究，结果表明：酸性和高浓度化学溶液环境对水泥土力学性质有腐蚀作用；碱性溶液环境对水泥土有增强作用，并认为碱性溶液可以提高无侧限抗压强度30%。
Mohammad·L·N 等人对美国路易斯安那州路基水泥土中掺加纤维进行试验，结果表明水泥土中添加纤维可以提高水泥土韧性指标。
Osman·A·A 等人通过在水泥土中添加沸石试验研究，结果表明添加沸石可以减少1/2 水泥掺入量。
Segetin，Michael 等人对水泥土中添加亚麻纤维进行试验研究，认为当水泥土中添加0.6%以上亚麻纤维，可以改善水泥土的脆性破坏状态。
Modoltin·C等人讨论水泥土加入NaCl、CaCl2对水泥土的影响，结果表明加入后有利于离子之间交换，提高水泥土强度。
3）不同土质、不同含水率。朱龙芬采用干法和湿法配合比试验，研究了含水率变化对水泥土强度的影响，并对两种试验结果进行了对比分析，得到了含水率变化对水泥土强度影响的数值。同时，指出含水率是影响水泥强度的一个重要因素。
周承刚、高俊良通过室内试验表明，土体的含水率对水泥土强度具有负面作用，同时指出水泥土强度并不是随着水泥掺入比增加而增大关系，特别是对淤泥、淤泥质土、有机质土的水泥土抗压强度小于黏土。不同性质土料配制出的水泥土无侧限抗压强度不同。通过三轴剪切试验（CD），得到砂质土料的水泥土剪切强度为c=250kPa，φ=41.5°。
马军庆、王有熙、李红梅、王广建根据水泥土直剪试验结果，认为土中粗颗粒含量越多，水泥土的内摩擦角φ越大，淤泥水泥土φ=25°～30°；黏土水泥土φ=27°～32°；粉土水泥土φ=30°～35°；含砂质水泥土φ=34°～40°。
宁建国、黄新、许晟研究结果表明，不同土样黏土颗粒含量、矿物成分、易溶盐含量和pH值不同，在相同的水泥掺量下，固化土孔隙液中Ca(OH)2和OH-浓度不同，固化土中胶凝性物质生成量也不同，致使固化土抗压强度相差较大。
杨克斌、季根蔡研究后提出土样中砂粒含量多少对水泥土强度影响很大，一些地基淤泥及淤泥质土因砂粒含量较低，通过在水泥粉中掺入一定比例粉细砂可取得较满意的强度。通过降低地下水位，减少地基土的含水率，有利于水泥土强度的较早较快发挥。
汤怡新、刘汉龙、朱伟通过大量试验，认为水泥掺入量是抗压强度的首要决定因素，其次为土的天然含水率，并且得到抗压强度与土的含水率的平方成反比。
（2）水泥土变形特性研究。宁宝宽、王占国、冯慧慧对不同水泥掺量的水泥土进行了三轴不排水剪试验，探讨了围压、水泥掺入比等因素对水泥土强度、变形等力学性质的影响。
曹宝飞通过大量的不同条件下水泥土室内试验，得到不同水泥土掺入比、龄期、含水率、外加剂 （三乙醇胺）条件下的E50的经验公式。
曾芳金、沈翀、王军认为，水泥土的应力—应变关系曲线与混凝土的应力—应变关系曲线比较类似。水泥掺入比对应力—应变关系影响较大。随着水泥掺入比的增加，水泥土破坏峰值强度增大，呈脆性破坏；随着水泥掺入比增加，抗压强度增加，但轴向破坏应变减少。混凝土轴向破坏应变在0.18%～0.23%之间，而水泥土轴向破坏应变在0.8%～2.0%之间。但汤怡新通过试验认为水泥土单轴抗压试验破坏应变在1%～2%之间。
范晓秋经过大量水泥土试验，结果表明增加水泥掺入比、增加掺砂量、龄期延长、降低含水率使水泥土弹性模量增大，峰值应力强度提高、塑性变形减少。同时认为，水泥掺入比和变形系数E50呈线性关系。
王立峰通过对纳米硅水泥土试验，结果表明纳米硅水泥土破坏应变随着围压增加而增大，σ3=0时，纳米硅水泥土破坏应变介于1.2%～2.0%。
郝巨涛对水泥土进行CD、等P和等向压缩试验，给出了水泥土等向固结试验静水压力与体积变形关系曲线，从中分析认为水泥土与超固结土相似；小围压水泥土呈软化剪胀现象，随着围压升高，软化和剪胀现象减弱，当围压达到0.6MPa，接近理想塑性材料。水泥土的弹性体变形经验方程为：
陈甦、彭建忠等认为，试件端部表面的平整度对水泥土应力—应变关系曲线的形状影响较大，特别是因端部不平整，使ε1增加。因此，试验时试件表面必须磨平或用砂浆找平。
（3）水泥土防渗墙渗透特性研究。汤怡新、刘汉龙、朱伟通过对水泥土渗透试验，得到三种不同土质，随着水泥掺量增加渗透系数随之降低的特性。同时，给出了渗透系数随着养护期增长而降低的结论。
侯永锋认为，相同龄期的水泥土渗透系数随水泥土掺入比的增加而减小，水泥土掺入量大于10%以后，渗透系数下降变缓；相同掺入比的水泥土渗透系数亦随龄期的增大而减小；龄期大于28d，渗透系数降低幅度趋于平缓；同时，当掺入比大于15%，不同掺入比水泥土龄期达到90d后渗透系数差别较少，大小基本相等。
廖志萍认为，堤防水泥固化土随着水泥掺入比增加和龄期的增长，水泥土的渗透系数曲线开始阶段减小显著，后期趋于平缓；同时，指出水泥掺入量为3%、5%、8%、10%，水灰比为0.0、0.5、1.0，龄期7d、14d、28d 时，水泥土渗透系数在1×10-5～1×10-6cm/s之间，均满足堤防加固所需的抗渗性要求。
柯臣尼（J.Kozeny）提出抛物线法计算土坝浸润线方程，利用复变函数保角变换求解不透水地基上均质土坝渗流浸润线方程，即设一个变换平面的函数，把需要求解的域变换成一个已解答的域。
王妍、陶军亮通过室内测定不同土层处桩体的渗透系数及其强度，并对试验结果进行分析，提出超深水泥土搅拌桩在不同土层的渗透系数和强度特性，并指出对砂性土层加固效果更为明显的原因。
吴杰、刘福天、陶军亮等根据工程实例，介绍了不同深度处桩体芯样的渗透系数，指出超深水泥土搅拌桩能够显著降低砂性土层的渗透系数，可起到很好防渗效果。
朱乔生、方子帆、姜平等提出一种水泥土的加工方式和水泥土渗透及渗透变形试验的方法，并在堤防工程水泥土截渗墙渗透变形试验中进行应用，获得了较好效果。
陈骏峰、冯美果针对地下水位较高的基坑开挖时，地下水渗入基坑，土体的渗透破坏使基坑整体失稳，提出各种防渗处理措施，应用饱和—非饱和渗流理论，对某工程基坑进行了渗流计算，评价了基坑的渗透稳定性，并确定了基坑的最佳防渗措施及相应的参数。
吴世余、李宏利用缩放渗流场比尺的方法，解决均质各向异性土层中的轴对称渗流问题，并提出抽水、压水和注水试验等的轴对称渗流问题的渗透系数的正确计算式。
丁留谦、张金接根据渗流理论和严格的数学计算方法，针对薄截渗墙渗透系数公式进行推导，提出理论的计算方法。
杨晓东、丁留谦介绍了现有的几种地基防渗技术，并对各种防渗技术进行了比较。水利水电工程注水试验规程中现场试坑注水试验适用于渗透系数 K>A×10-4cm/s（A是小于10的正整数）；提出钻孔注（抽）水试验，前提是井四周均为均质，且为无穷远边界条件，给出了不同形状井的测试方法和计算公式。
罗胜平、许光祥、钟亮基用有限元数值计算结果，分别讨论了均质土坝和各向异性土坝多个位置坝基防渗帷幕对浸润线和渗流量的影响，阐述了浸润线和渗流量变化的一般趋势，得出了均质土坝最有利的坝基防渗体位置位于坝轴线或坝轴线上游附近坝基中的结论，但随着Kx/Ky的增大，坝基防渗体的防渗作用将逐渐减小。
谢兴华、王国庆研究截渗墙的合理深度，能够在一定程度上减少工程量，优化施工工期。基于改进阻力系数法求得截渗墙底部坡降随截渗墙深度变化的解析解，并且通过数值模拟方法详细研究了深厚覆盖层内截渗墙深度变化时截渗墙底部水头、坡降的变化规律。认为深厚覆盖层内设置截渗墙的深度并非越深越好，而是存在一个最优深度。
罗谷怀、罗玉龙、彭华根据洞庭湖区堤防工程地质、地形特性，建立了多元结构堤基垂直防渗概化模型，并按照优化思想，采用渗流有限元法，对垂直截渗墙在砂卵石、相对不透水堤基中的贯入深度和堤内最大渗透坡降的位置、大小的关系进行系统分析研究。根据有限元计算结果，全面评价了两种型式截渗墙的防渗效果，提出了临界最优贯入深度的概念。
毛海涛、侍克斌、魏东认为，垂直截渗墙的位置直接影响截渗墙深度和防渗效果，以往的公式和经验不能明确其对坝基渗流量和渗透坡降的影响，采用保角变换的方法，推导出无限深透水地基上土石坝坝基渗流量和下游出逸坡降公式，分析垂直截渗墙位置变化与坝基渗流的关系。
杨秀竹、陈福全、雷金山、王星华建立了二维渗流方程的有限元表达式，比较了某工程实例防渗帷幕建造前后渗流速度和出溢处水力坡降的变化情况。计算表明，除帷幕底部小范围内渗流速度有所上升外，其他地区的渗流速度及下游出溢处的水力梯度均显著降低。同时，提出在运用悬挂式防渗帷幕时，要注意提高帷幕底部的抗冲刷能力。
刘川顺、刘祖德等分析了冲积层地基的结构类型和渗流特点，在渗流计算分析的基础上，研究了堤防垂直截渗墙的适用条件、优化布置方案和合理设计标准。
（4）水泥土本构模型研究现状。
1）基于广义胡克定律的各种增量非线性弹性模型研究。方志峰根据复合桩基水泥土应力应变曲线的特点，采用分段连续函数表示水泥土的本构模型。周敏锋、张克旭建立了一种用分段连续函数表示水泥土应力—应变关系的本构模型，并进行验证。范晓秋对不同条件下水泥土进行应力应变关系进行分析，在Logistic 函数的基础上建立单轴抗压下非线性三参数水泥固化土本构模型，该模型与Duncan-Chang模型相似，只能反映硬化，不能反映软化。
2）弹塑性静力模型。郝巨涛通过不同路径下的水泥土试验，提出了水泥土塑性功方程，并建立了水泥土弹塑性本构模型，该模型可以反映水泥土的软化特性。王立峰通过对纳米硅水泥土试验，给出了纳米硅水泥土在子午面上的图形，认为在子午面上低强度水泥土拉压曲线为直线形，高强度水泥土拉压为抛物线形，假定破坏线在π平面上与椭圆线相连，建立纳米硅水泥土屈服准则，在水泥土屈服准则的基础上，采用相关联流动法则和塑性功硬化规则，推导出纳米硅水泥土材料弹塑性本构模型。姬凤玲以双屈服面模型为基础，建立考虑轻质混合土结构的改进双屈服面模型。陈辉利用双剪统一强度理论推导了水泥土的强度准则计算公式。在屈服准则研究方面，Wong.P.K.K 提出了水泥土的屈服准则。
3）损伤模型。1992 年张士乔在连续性损伤力学框架下建立水泥土的损伤本构关系和损伤演变方程，并进行室内试验验证。1998—2002年，童小东依据不可逆热力学与连续介质损伤力学的基本理论，根据水泥土的硬化规律和损伤硬化规律得到水泥土的塑性损伤本构关系和损伤演化规律，建立了水泥土单轴抗压情况下的弹塑性损伤模型。赵永强依据Lemaitre 的应变等效原理，在单轴受力状态下，提出水泥土损伤本构模型，并进行试验验证。王立峰、朱向荣假定损伤应力主轴与材料主轴重合，建立水泥土损伤本构模型。骊建俊提出了水泥土胶结杆弹性完全损伤模型。陈四利、宁宝宽、鲍文博、金吉生建立了水泥土细观孔隙损伤变量和相应的损伤本构模型。
4）有待探讨的水泥土本构问题。水泥土是土和水泥的混合体，水泥的水化反应生成的水化物对土体产生胶结和填充作用，土体因水化物硬凝强度增加，因胶结和填充使渗透系数降低。因此，水泥土是软土地基加固处理及堤坝和基坑截渗工程常用的加固材料。研究结果表明，水泥土的力学特性与其他材料不同，具体体现如下：①从水泥土单轴抗压应力应变关系分析，水泥土具有非线性弹性，曲线形状介于混凝土和岩土之间。②水泥的胶结和填充作用，水泥土内部形成封闭或半封闭孔隙，将水泥土充分饱和后，孔隙水压力系数B总是小于1。③CU 剪切时，虽然固结排水后孔隙水压力消散为零，但在剪切过程中仍有孔隙水压力产生，并且随σ1变化而变化。④由于水泥的胶结作用，使土体收缩，试验中发现水泥土存在很大的先期固结压力的特性。⑤水泥土在压力作用下引起塑性体积变形，剪切也会引起水泥土塑性体积变形。⑥试验结果表明，不同应力路径对水泥土变形产生一定影响。⑦郝巨涛通过水泥土试验，发现水泥土应力—应变性质更类似于超固结土。围压0.6MPa <σ3应力—应变关系曲线为软化型，剪切过程中试样出现剪胀，且随着围压的升高，软化和剪胀现象减弱；当围压0.6MPa>σ3时，水泥土近似为理想弹塑性材料，且具有相对稳定的残余强度。
综上所述，建立水泥土本构模型不仅要考虑应力路径的影响，更要考虑围压σ3值对应力—应变关系曲线的影响。
根据水泥土单轴抗压强度试验建立的本构模型，不能完全反映水泥土变形规律。工程中水泥土受力状态复杂，采用单轴抗压和三轴试验不能全面反映水泥土的变形各向异性特征，应开展平面应变试验或真三轴试验研究，解决复杂应力状态下水泥土变形各向异性问题。
1.2.3 技术标准发展及现状
我国深层搅拌技术的技术标准最早于1991年4月由冶金工业部建筑研究总院周国均、胡同安等人主编的《软土地基深层搅拌加固法技术规程》（YBJ 225—91），该规程于1991年10月开始施行，直到现在，在地基处理设计施工中仍在使用。1991年建设部在组织编写《建筑地基处理技术规范》（JGJ 79—91）时，把“深层搅拌法”作为第9章编入规范，该规范于1992年9月施行，于2002年12月31日废止。同时于2003年1月1日开始施行《建筑地基处理技术规范》（JGJ 79—2012），深层搅拌法更名为水泥土搅拌法,作为新规范的第11章。2012年8月23日住房和城乡建设部发布新的《建筑地基处理技术规范》（JGJ 79—2012），自2013年6月1日起实施。在新规范中把“水泥土搅拌桩复合地基”仅作为该规范第7.3节。该规范被工业民用建筑、市政、交通等领域广泛使用。由于水利水电行业工程的特殊性，使用上述规范出现了许多问题，为了满足水利水电工程应用“深层搅拌法”的需要，2006年国家发展和改革委员会把水利水电行业《深层搅拌法技术规范》（DL/T 5425—2009）的编制列入行业标准项目计划，由北京振冲工程股份有限公司和长江水利委员会工程建设局刘勇、熊进、刘保平等人主编。《深层搅拌法技术规范》（DL/T 5425—2009）于2009年7月，由国家发展和改革委员会、能源局发布，自2009年12月起实施。
1.2.4 发展趋势
随着人类社会的发展，人们对工程的需求必将进一步的深化，工程技术装备水平也将与时俱进，整个工程界也会发生深层次的变革。工程界的需求，是深层搅拌法发展的动力，而工程界业内技术的大力发展又为深层搅拌法发展注入活力。因而，工程界的这种变革也将促进深层搅拌技术的进一步的发展。根据深层搅拌法的工艺特征，其在止水和地基处理、挡土方面具有较大发展空间，也有较多的技术课题值得探索。因此，这将导致深层搅拌技术在这两个方向上大力发展。
对于止水工程而言，深层搅拌是建造一道地下连续墙，其止水的效果在于连续墙的均匀性、连续性、地质结构的适应性和水泥等固化剂材料的耐久性等。一方面，要求对材料进行深入的研发，确保固化剂材料的经济性、可得性、可靠性，防渗墙结构体强度可快速成长，且质量具有稳定性和长效性；另一方面，要求机械设备的施工能力、搅拌装置刚度、深层搅拌方式（如横向、纵向或水平旋转等）仍需要进一步探索，以适应对深厚渗漏地质体的止水工程。目前，国内外已经研发出TRD深层搅拌设备（等厚水泥土搅拌地下连续墙工法机）、CSM深层搅拌为双轮铣深搅设备等，为深层搅拌设备的发展奠定了一些基础，但仍然有进一步发展的空间。
对于地基处理工程和挡土工程而言，深层搅拌结构体的均匀性、变形能力、强度大小及强度成长过程往往是工程界关注的重点。总体上，地基处理工程浅部附加竖向荷载较大，挡土工程浅部变形严重而深部水平附加荷载较大，这就要求结构体在不同的工程、不同的部位，具有相适应的强度和变形能力，可考虑调整水泥等固化剂的掺入量和加大其搅拌均匀程度，进行调整设计，以改善不同部位的结构体强度，也可以考虑在结构体中插入筋材，改变其传力途径，强化其工程能力。