陳 霞，高志揚，彭子凌，周 顯

(1.長江科學(xué)院 材料與結(jié)構(gòu)研究所，武漢 430010； 2.長江科學(xué)院 國家大壩安全工程技術(shù)研究中心，武漢 430010)

1 研究背景

工業(yè)固體廢棄物污染防治與資源化處理，是我國經(jīng)濟社會發(fā)展急需解決的重大問題。鋼渣尾渣作為大宗工業(yè)固體廢棄物，其年排放量與存量規(guī)模巨大而綜合資源化利用率較低，給我國特別是長江中下游發(fā)達(dá)地區(qū)的生態(tài)環(huán)境帶來巨大壓力。據(jù)中國鋼鐵工業(yè)協(xié)會2017年統(tǒng)計數(shù)據(jù)，我國各類鋼渣累計堆放量超過15億t，綜合利用率約10%左右，距離《中國制造2025》工業(yè)固體廢棄物綜合利用率達(dá)到79%的目標(biāo)尚遠(yuǎn)。當(dāng)前我國大部分地區(qū)面臨砂石資源供需矛盾困局，開發(fā)鋼渣用作建筑原材料是實現(xiàn)其規(guī)?；Y源利用的有效技術(shù)途徑。

鋼渣的安定性是制約其建筑材料資源化利用的關(guān)鍵技術(shù)瓶頸[1-2]。鋼渣中殘留的f-CaO和f-MgO在水化反應(yīng)過程中會逐漸生成Ca(OH)2和Mg(OH)2，反應(yīng)前后體積分別增加98%和148%。部分研究認(rèn)為RO相也會對鋼渣體積穩(wěn)定性產(chǎn)生不利影響，具體與RO相中MgO與FeO質(zhì)量比有關(guān)[3-4]；當(dāng)體積膨脹變形產(chǎn)生的拉應(yīng)力超過混凝土自身抗拉強度就會造成開裂，屢見曝光的應(yīng)用鋼渣骨料的建筑工程發(fā)生結(jié)構(gòu)破壞的根本原因就在于鋼渣的安定性不良[5-6]。選擇合適的測試方法檢驗與評價鋼渣的安定性是確保其安全應(yīng)用的前提。

表1 現(xiàn)行鋼渣安定性測試方法、評價指標(biāo)分析及其應(yīng)用途徑Table 1 Evaluation indexes and application approaches of stability test methods for steel slag

目前有關(guān)鋼渣安定性的測試方法詳見表1[7-9]，主要針對其分別用作鋼渣粉與細(xì)骨料2類。對于應(yīng)用于混凝土中鋼渣粉的安定性，主要以沸煮法、壓蒸法進(jìn)行測試，這與混凝土的服役環(huán)境和孔隙結(jié)構(gòu)特性有關(guān)；對于道路瀝青混凝土和工程回填的鋼渣骨料和顆粒料，主要采用浸水膨脹率這一指標(biāo)進(jìn)行表征，這與其使用環(huán)境中主要面臨水浸漬有關(guān)；鋼渣砂的安定性主要采用壓蒸粉化率、壓蒸膨脹率進(jìn)行表征，其中壓蒸膨脹率是按固定的材料配合比配制砂漿，然后在規(guī)定的條件下進(jìn)行養(yǎng)護(hù)，最后測量砂漿試件長度的變化。

當(dāng)鋼渣用作砂漿或混凝土細(xì)骨料時，采用雷氏夾法、壓蒸粉化率法與壓蒸法對比檢測鋼渣砂安定性差異的試驗結(jié)果表明[10]，鋼渣的體積安定性并非簡單地隨f-CaO的含量增大而降低，雷氏夾法及壓蒸粉化率法在衡量鋼渣體積安定性方面均不可靠，建議采用壓蒸法測定強度變化進(jìn)行安定性評判。文獻(xiàn)[11]的研究成果也證實了這一點，認(rèn)為僅當(dāng)f-CaO含量或者壓蒸粉化率特別高時才適用雷氏夾法或壓蒸粉化率法檢驗鋼渣的體積安定性，根據(jù)壓蒸后試塊是否破碎以及壓蒸后試樣的強度變化判斷鋼渣的體積安定性更為合理?？得鱗12]建議采用“混凝土評定方法”評定鋼渣在混凝土中的安定性更為合理，并提出鋼渣細(xì)顆粒料用作砂時其摻量應(yīng)控制在50%以下，當(dāng)鋼渣砂摻量為35%時，鋼渣石摻量不宜超過25%。文獻(xiàn)[13]在熱潑、自然冷棄等鋼廠預(yù)處理方式基礎(chǔ)上，比較了自然陳放、8 h蒸汽處理和3 h壓蒸處理法對鋼渣砂的膨脹組分含量和砂漿棒膨脹率的影響，提出熱潑和自然冷棄2種預(yù)處理鋼渣砂的礦物組成相同但含量存在差異，經(jīng)相同時間陳放后，熱潑渣的安定性相比自然冷棄渣更好，與蒸汽處理工藝相比，壓蒸處理能在短時間內(nèi)顯著改善鋼渣砂的安定性。由于鋼渣排放與處理工藝的不同，鋼渣礦物與化學(xué)組成差異大，根據(jù)其具體應(yīng)用途徑及服役環(huán)境特點選擇合適的安定性測試與評價方法尤為重要。

本文圍繞鋼渣用作混凝土細(xì)骨料的安定性，采用以壓蒸膨脹率、壓蒸粉化率、分級壓蒸膨脹率及高溫水養(yǎng)護(hù)膨脹率等為表征的多種測試方法，對比分析了熱潑渣、熱燜渣、滾筒渣等幾種典型鋼渣的體積安定性及差異。通過試驗結(jié)果、測試過程及敏感性分析與比較，提出了合適的對鋼渣用作細(xì)骨料的安定性進(jìn)行檢驗的方法及評價指標(biāo)，以期為準(zhǔn)確檢驗與評價鋼渣用作細(xì)骨料的安定性提供借鑒和參考。

2 試驗原材料與方法

2.1 原材料

2.1.1 水 泥

試驗選用嘉華42.5中熱硅酸鹽水泥開展不同品種鋼渣的安定性檢驗與評價，水泥的基本物理力學(xué)性能檢測結(jié)果見表2。分別選擇盤南F類I級粉煤灰(FA)、S95礦渣粉(BFS)和艾肯硅粉(SF)進(jìn)行鋼渣的高溫水養(yǎng)護(hù)安定性試驗，其中盤南I級粉煤灰與S95礦渣粉的比表面積分別為360 m2/kg和450 m2/kg。

表2 水泥的物理力學(xué)性能Table 2 Physical and mechanical properties of cement

表3 鋼渣的顆粒級配Table 3 Particles gradation of steel slags

2.1.2 鋼 渣

選取多個廠家排放的BG-滾筒渣(BG-RFS)、MG-滾筒渣(MG-RFS)、WR-熱潑渣(WR-HSS)、MR-熱潑渣(MR-HSS)和ER-熱燜渣(ER-SDS)共5種鋼渣，分別經(jīng)過4.75 mm方孔篩后用作安定性試驗細(xì)骨料。參照《水工混凝土砂石骨料試驗規(guī)程》(DL/T 5151—2014)的技術(shù)要求，分別對幾種鋼渣顆粒料(≤4.75 mm)進(jìn)行品質(zhì)檢驗，顆粒級配篩分試驗結(jié)果列于表3和圖1，品質(zhì)檢驗結(jié)果見表4。

圖1 鋼渣的顆粒級配分布Fig.1 Particles size distribution curves of steel slags

表4 鋼渣作細(xì)骨料的品質(zhì)檢驗結(jié)果Table 4 Quality testing results of steel slag used as fine aggregate

從細(xì)度模數(shù)看，除WR-HSS和ER-SDS的細(xì)度模數(shù)達(dá)到DL/T 5144—2015人工砂技術(shù)要求外，其他幾種鋼渣均超過DL/T 5144—2015人工砂的相關(guān)技術(shù)要求，屬于粗砂；從顆粒級配分布也可以看出，其他幾種鋼渣中粒徑(0.315～2.50 mm)范圍內(nèi)顆粒含量偏高，粒徑(≤0.16 mm)顆粒含量偏低，滾筒渣的石粉含量更低，導(dǎo)致鋼渣的細(xì)度模數(shù)偏大。

2.2 安定性測試方法

以鋼渣用作混凝土細(xì)骨料為研究對象，分別采用壓蒸膨脹率、壓蒸粉化率、分級壓蒸膨脹率及高溫水養(yǎng)護(hù)膨脹率等試驗方法，對比分析不同品種鋼渣的安定性差異。

(1)壓蒸膨脹率試驗。參照《鋼渣應(yīng)用技術(shù)要求》(GB/T 32546—2016)的附錄A“鋼渣壓蒸膨脹率試驗方法”進(jìn)行，其試驗原理是將鋼渣用作砂拌制砂漿，在飽和蒸汽壓下壓蒸，加速鋼渣中的f-CaO和f-MgO快速反應(yīng)膨脹，通過測得砂漿的壓蒸膨脹率判定鋼渣用作砂是否會產(chǎn)生不安定體積變形。

(2)壓蒸粉化率試驗。參照《鋼渣穩(wěn)定性試驗方法》(GB/T 24175—2009)相關(guān)規(guī)定進(jìn)行，其試驗原理是使鋼渣在飽和蒸汽條件下壓蒸，使鋼渣中的f-CaO和f-MgO消解粉化，鋼渣試樣的顆粒粒徑范圍為4.75～2.36 mm，以壓蒸后通過1.18 mm方孔篩篩余顆粒質(zhì)量與鋼渣試樣總量的比值，也即壓蒸粉化率來評價鋼渣的安定性?！镀胀A(yù)拌砂漿用鋼渣砂》(YB/T 4201—2009)和《水泥混凝土路面用鋼渣砂應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》(YB/T 4329—2012)均規(guī)定壓蒸粉化率不超過5.9%時鋼渣安定性合格。

(3)分級壓蒸膨脹率試驗。將鋼渣細(xì)顆粒(粒徑<4.75 mm)篩分得到粒徑范圍分別為0.16～0.315 mm和2.50～4.75 mm的2個粒級顆粒，參照上述壓蒸膨脹率方法進(jìn)行，判斷不同級配鋼渣的安定性。

(4)高溫水養(yǎng)護(hù)膨脹率試驗。基于高溫水養(yǎng)護(hù)加速鋼渣中f-CaO和f-MgO消解的原理，自主提出60 ℃和80 ℃水養(yǎng)護(hù)觀測鋼渣用作細(xì)骨料的砂漿試件膨脹率及完整性，判定鋼渣砂漿安定性。

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 壓蒸膨脹率試驗

BG-RFS、WR-HSS、MG-RFS、MR-HSS與ER-SDS等5種鋼渣細(xì)顆粒料的壓蒸膨脹率試驗結(jié)果見表5，壓蒸后各鋼渣細(xì)骨料砂漿試件形態(tài)如圖2所示。從表5中的壓蒸膨脹率試驗結(jié)果可以看出，BG-RFS和MG-RFS作細(xì)骨料的試件壓蒸膨脹率分別為0.34%和0.07%，均滿足《鋼渣應(yīng)用技術(shù)要求》(GB/T 32546—2016)中壓蒸膨脹率不超過0.8%的規(guī)范要求；經(jīng)過壓蒸后的試件形態(tài)如圖2(c)和圖2(d)顯示，WR-HSS和ER-SDS作細(xì)骨料的砂漿試件經(jīng)過壓蒸后全部粉碎。

表5 鋼渣用作細(xì)骨料的砂漿壓蒸膨脹率試驗結(jié)果Table 5 Test results of autoclave expansion rate of mortar mixed with steel slag for use as fine aggregate

圖2 不同類型鋼渣砂漿試件經(jīng)過壓蒸后的形態(tài)Fig.2 Morphology of mortar specimens made with different steel slags after autoclave test

值得注意的是，BG-RFS作細(xì)骨料的砂漿試件經(jīng)過壓蒸后表面明顯可見局部點蝕和剝落現(xiàn)象，MG-RFS作細(xì)骨料時砂漿試件表面完整性較好，《鋼渣應(yīng)用技術(shù)要求》(GB/T 32546—2016)等標(biāo)準(zhǔn)僅以壓蒸膨脹率作為安定性判定依據(jù)，并未對壓蒸后試件表面局部出現(xiàn)點蝕或剝落是否視為安定性不良進(jìn)行明確說明。

3.2 壓蒸粉化率試驗

3.2.1 壓蒸粉化率

5種鋼渣細(xì)骨料的壓蒸粉化率試驗結(jié)果見圖3。BG-RFS與MG-RFS的壓蒸粉化率分別為1.20%和1.40%，均低于《普通預(yù)拌砂漿用鋼渣砂》(YB/T 4201—2009)和《水泥混凝土路面用鋼渣砂應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》(YB/T 4329—2012)中壓蒸粉化率不超過5.9%的技術(shù)要求；WR-HSS的壓蒸粉化率為26.5%，遠(yuǎn)超過5.9%技術(shù)要求；MR-HSS的壓蒸粉化率為4.61%，ER-SDS的壓蒸粉化率為2.26%，均低于5.9%的技術(shù)要求。經(jīng)過壓蒸后各鋼渣試樣的粗顆粒含量減小、細(xì)顆粒量增加，這也反映出壓蒸過程中粒徑較大的粗顆粒內(nèi)部分f-CaO和f-MgO在高壓水蒸氣作用下快速水解反應(yīng)，粗顆粒消解粉化，使得鋼渣顆粒平均粒徑細(xì)化，該試驗結(jié)果與文獻(xiàn)[14]觀測得到的試驗現(xiàn)象一致。

圖3 不同鋼渣壓蒸粉化率試驗結(jié)果Fig.3 Autoclave pulverization rates of different steel slags

結(jié)合前述壓蒸安定性試驗結(jié)果，盡管MR-HSS和ER-SDS的壓蒸粉化率滿足《普通預(yù)拌砂漿用鋼渣砂》(YB/T 4201—2009)和《水泥混凝土路面用鋼渣砂應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》(YB/T 4329—2012)中壓蒸粉化率不超過5.9%的規(guī)范要求，但經(jīng)過壓蒸后砂漿試件均斷裂、粉碎。分析認(rèn)為，盡管該類型鋼渣內(nèi)含有的部分f-CaO和f-MgO在壓蒸條件下發(fā)生消解粉化的量較少，但當(dāng)用作細(xì)骨料時，這部分反應(yīng)引起的膨脹會在砂漿內(nèi)形成局部應(yīng)力集中而發(fā)生開裂、剝落或斷裂，即f-CaO和f-MgO的不均勻分布產(chǎn)生的危害相比其量的增加更應(yīng)該引起重視。文獻(xiàn)[15]也提出鋼渣內(nèi)f-CaO和f-MgO基本呈局部集中或聚集分布，其水化生成的Ca(OH)2、Mg(OH)2也呈局部集中分布且以無定形或小晶體形態(tài)存在，隨著水化進(jìn)行，初期形成的Ca(OH)2、Mg(OH)2晶體逐漸增大不斷擠壓周圍的水化產(chǎn)物，引起硬化漿體內(nèi)部產(chǎn)生局部膨脹壓力和結(jié)構(gòu)不均勻并最終導(dǎo)致材料膨脹開裂；文獻(xiàn)[16]通過對游離氧化鈣水泥的顯微結(jié)構(gòu)分析，也印證了其局部集中不均勻膨脹的特點。

3.2.2 壓蒸粉化率與壓蒸前后成分變化的關(guān)系

鋼渣壓蒸粉化率與壓蒸前后f-CaO、MgO含量之間對應(yīng)關(guān)系如圖4所示，壓蒸粉化率與壓蒸前后MgO與Fe2O3的質(zhì)量比關(guān)系如圖5所示。

圖4 壓蒸前后鋼渣顆粒f-CaO與MgO含量對比分析Fig.4 Comparison of f-CaO and MgO content in steel slags before and after autoclave test

圖5 鋼渣壓蒸粉化率與壓蒸前后MgO/Fe2O3 比值的關(guān)系Fig.5 Relationship between autoclave pulverization rate and MgO/Fe2O3 mass rate of steel slags before and after autoclave test

從壓蒸前后化學(xué)組成看，經(jīng)過壓蒸后鋼渣的MgO、CaO、Fe2O3、CO2含量變化明顯，經(jīng)過壓蒸后MgO和CO2含量增加、CaO和Fe2O3含量降低，變化幅度從大到小依次為：MgO>CaO>Fe2O3>CO2。壓蒸前選取的是粒徑范圍為4.75～2.36 mm的鋼渣顆粒，壓蒸后測試對象為經(jīng)過1.18 mm方孔篩的細(xì)顆粒；從試驗結(jié)果來看，經(jīng)過壓蒸后鋼渣粗顆粒內(nèi)f-MgO消解程度較高，經(jīng)過1.18 mm方孔篩后顆粒中MgO含量占比相對增加，導(dǎo)致經(jīng)過壓蒸后鋼渣細(xì)顆粒中MgO含量增加。

比較不同類型鋼渣壓蒸前后的化學(xué)組成變化幅度，熱潑渣與熱燜渣經(jīng)過壓蒸后化學(xué)成分變化幅度較大，滾筒渣的化學(xué)成分變化幅度最??；壓蒸前后鋼渣f-CaO含量對比分析結(jié)果與上述化學(xué)成分分析結(jié)果一致，即滾筒渣的化學(xué)成分相對更加穩(wěn)定。

鋼渣的壓蒸粉化率與f-CaO、MgO含量以及MgO與Fe2O3質(zhì)量比之間存在良好的對應(yīng)關(guān)系，即f-CaO和MgO含量越高的鋼渣，其壓蒸粉化率也相對較高；經(jīng)過壓蒸后f-CaO含量降幅越大、MgO含量增幅越大，鋼渣的壓蒸粉化率越大；鋼渣原樣中MgO與Fe2O3質(zhì)量比越高，鋼渣的壓蒸粉化率越大；經(jīng)過壓蒸后鋼渣的MgO與Fe2O3質(zhì)量比呈不同幅度增長，該比值增幅越大、壓蒸粉化率越高。

為保證鋼渣體積穩(wěn)定性，應(yīng)高度重視鋼渣中f-CaO和f-MgO含量的影響，由于難以準(zhǔn)確定量表征鋼渣中以游離態(tài)存在的方鎂石含量，在鋼渣應(yīng)用過程中應(yīng)格外重視MgO含量控制并重點關(guān)注RO相中MgO與Fe2O3質(zhì)量比[4]。

表6 BG-RFS砂漿高溫水養(yǎng)砂漿膨脹率Table 6 Expansion rate of mortar mixed with BG-RFS cured in water of different temperatures

3.3 分級壓蒸膨脹率試驗

目前僅有部分文獻(xiàn)對不同級配鋼渣粉的碳化效果進(jìn)行研究[17-18]，有關(guān)鋼渣細(xì)骨料的顆粒級配與安定性的相關(guān)研究尚未見諸報道。根據(jù)前述試驗結(jié)果，MG-RFS的安定性相對較好，現(xiàn)采用分級試驗方法，將MG-RFS細(xì)骨料(粒徑<4.75 mm)篩分得到粒徑范圍分別為0.16～0.315 mm和2.50～4.75 mm的顆粒，開展壓蒸膨脹率試驗以確定不同級配對安定性的影響。

經(jīng)過壓蒸后2組不同粒徑鋼渣成型砂漿試件的安定性均不合格。其中，粒徑范圍0.16～0.315 mm的顆粒砂漿試件經(jīng)壓蒸后完全粉碎，粒徑范圍2.50～4.75 mm的顆粒砂漿試件斷裂破壞，如圖6所示。

圖6 壓蒸后不同粒徑鋼渣細(xì)骨料砂漿試件形態(tài)Fig.6 Morphology of mortar specimens made with steel slags of different gradations used as fine aggregate after autoclave test

對比鋼渣顆粒料分級壓蒸與混合原樣壓蒸試驗結(jié)果可知，相較于原樣MG-RFS(0.16～4.75 mm)經(jīng)過壓蒸后膨脹率可測(0.07%)且表面完整性較好，經(jīng)過分級后鋼渣顆粒料砂漿試件完全粉碎或斷裂，表明單一級配鋼渣顆粒料用作細(xì)骨料時相比連續(xù)級配骨料，其安定性問題更加嚴(yán)重。分析認(rèn)為，單一級配鋼渣顆粒料經(jīng)過高溫壓蒸后，由f-CaO、f-MgO水化生成Ca(OH)2和Mg(OH)2產(chǎn)生的體積膨脹更易在局部富集引起試件開裂，而連續(xù)級配顆粒料經(jīng)壓蒸產(chǎn)生的體積膨脹會有部分被各級骨料間空隙消納，通過緊密堆積起到一定程度的膨脹彌散效果。因此，鋼渣細(xì)顆粒料用作細(xì)骨料時，應(yīng)優(yōu)先考慮連續(xù)級配。

3.4 高溫水養(yǎng)試驗

選擇BG-RFS進(jìn)行高溫水養(yǎng)試驗，養(yǎng)護(hù)水溫分別為60 ℃、80 ℃，鋼渣細(xì)骨料砂漿試件的膨脹率試驗結(jié)果如表6所示。

顯而易見，提高養(yǎng)護(hù)水溫會加速鋼渣顆粒料的膨脹，加快鋼渣顆粒料砂漿試件的膨脹開裂。60 ℃、80 ℃水養(yǎng)護(hù)條件下，經(jīng)過一段時間養(yǎng)護(hù)后砂漿試件均斷裂，養(yǎng)護(hù)水溫越高，開裂破壞時間越早，60 ℃與80 ℃水養(yǎng)護(hù)下試件斷裂齡期分別為120～150 d和28～56 d。對于試驗用BG-RFS，摻入15%～50%的粉煤灰、礦渣粉或3%～8%硅粉，均不能有效抑制鋼渣顆粒料的不均勻膨脹。

值得注意的是，摻入不同品種、不同摻量活性摻和料時，鋼渣顆粒料砂漿試件開裂破壞時對應(yīng)的臨界膨脹率基本一致，即在0.06%左右；當(dāng)鋼渣顆粒料砂漿試件的膨脹率接近或達(dá)到0.06%時，試件發(fā)生膨脹開裂破壞。

3.5 各測試方法與評價指標(biāo)比較分析

綜合比較上述壓蒸膨脹率、壓蒸粉化率、分級壓蒸膨脹率以及高溫水養(yǎng)護(hù)膨脹率等試驗方法時熱潑渣、熱燜渣和滾筒渣的體積安定性試驗結(jié)果，發(fā)現(xiàn)滾筒鋼渣的體積安定性明顯優(yōu)于熱潑渣與熱燜渣。

基于前述壓蒸粉化率試驗結(jié)果，對MR-HSS和ER-SDS分別采用壓蒸粉化率與壓蒸膨脹率試驗進(jìn)行安定性檢驗時，根據(jù)測試結(jié)果判定的鋼渣安定性互相矛盾，即壓蒸粉化率滿足相關(guān)規(guī)范要求但壓蒸膨脹率不合格；分析認(rèn)為鋼渣內(nèi)殘留f-CaO和f-MgO經(jīng)過壓蒸消解粉化的量即使相對較少，但當(dāng)其用作骨料時這部分膨脹在砂漿內(nèi)形成的局部應(yīng)力足以引發(fā)開裂、剝落或斷裂破壞，與控制f-CaO和f-MgO含量相比，更應(yīng)該重視其不均勻分布帶來的安定性不良問題。相比較而言，在鋼渣安定性檢驗時，壓蒸膨脹率試驗方法相比壓蒸粉化率測試方法更為嚴(yán)苛，更偏安全。

除此之外，當(dāng)鋼渣用作細(xì)骨料時，應(yīng)優(yōu)先考慮連續(xù)級配。單一級配鋼渣顆粒料經(jīng)過高溫壓蒸后產(chǎn)生的體積膨脹更易在局部富集引起試件開裂，而連續(xù)級配顆粒料經(jīng)壓蒸產(chǎn)生的體積膨脹會有部分被各級骨料間空隙消納，通過緊密堆積起到一定程度的膨脹彌散效果。值得注意的是，在高溫水養(yǎng)護(hù)膨脹率試驗中發(fā)現(xiàn)，不論摻和料種類與摻量變化，當(dāng)鋼渣顆粒料砂漿試件的膨脹率接近或達(dá)到0.06%時，試件均會發(fā)生膨脹開裂破壞，可以進(jìn)一步探討采用高溫水養(yǎng)護(hù)膨脹率方法用于檢驗或評價鋼渣安定性時，膨脹率不超過0.06%作為判定依據(jù)的合理性。

綜合考慮測試周期、測試結(jié)果的敏感性及應(yīng)用安全性，建議采用壓蒸膨脹率測試方法用于檢驗和評價鋼渣安定性，并結(jié)合“壓蒸膨脹率”和“外觀完整性”雙控指標(biāo)進(jìn)行安定性評價。

4 結(jié) 論

(1)壓蒸膨脹率與壓蒸粉化率試驗結(jié)果均表明，滾筒渣的安定性優(yōu)于熱燜渣與熱潑渣的安定性，鋼渣的壓蒸粉化率與壓蒸前后f-CaO、MgO含量變化以及MgO與Fe2O3質(zhì)量比之間呈良好相關(guān)性。

(2)采用壓蒸膨脹率與壓蒸粉化率試驗方法時，MR-HSS和ER-SDS的安定性判定結(jié)果存在互相矛盾現(xiàn)象，相比f-CaO和f-MgO含量控制，更應(yīng)該重視其不均勻分布帶來的安定性不良問題。

(3)分級壓蒸鋼渣顆粒料砂漿試件完全粉碎或斷裂，當(dāng)鋼渣用作細(xì)骨料時，應(yīng)優(yōu)先使用連續(xù)級配顆粒。

(4)提高養(yǎng)護(hù)水溫會加速鋼渣顆粒料的膨脹，加快鋼渣顆粒料砂漿試件的膨脹開裂；建議進(jìn)一步探討采用高溫水養(yǎng)護(hù)膨脹率方法用于檢驗或評價鋼渣安定性時，膨脹率不超過0.06%作為判定依據(jù)的合理性。

(5)綜合考慮試驗周期、測試結(jié)果的敏感性及使用的安全性，建議采用壓蒸膨脹率測試方法用于檢驗和評價鋼渣安定性，結(jié)合“壓蒸膨脹率”和“外觀完整性”雙控指標(biāo)進(jìn)行安定性評價。