徐 瑞,黃 偉,張 麗,張耄耋,唐 剛

(安徽工業(yè)大學建筑工程學院,馬鞍山 243032)

0 引 言

隨著國家環(huán)保整治力度的加大,開采天然砂石料的管控政策逐漸趨嚴,傳統(tǒng)道路基層水泥穩(wěn)定碎石價格日漸攀升,因此研發(fā)性能優(yōu)異的水泥穩(wěn)定碎石替代材料成為道路工程研究領域的熱點。有學者就土體固化、鋼渣固廢資源利用等技術于道路基層應用開展了研究,發(fā)現(xiàn)采用土壤固化劑固化素土,其力學性能指標可達到底基層甚至基層的要求[1-3];采用鋼渣制備道路基層,可有效發(fā)揮鋼渣潛在的膠凝特性,實現(xiàn)較高的力學強度指標[4-5]。樊慧平[6]對固化劑穩(wěn)定土基層的研究表明,添加固化劑對基層的抗收縮性、抗凍性均有所提高。王清洲等[7]對摻加鋼渣的半剛性基層材料進行研究,發(fā)現(xiàn)鋼渣水化微膨脹的特性能夠改善基層的干縮性能。吳旻等[8]發(fā)現(xiàn)二灰鋼渣穩(wěn)定土基層干縮的重要原因是材料的失水,并且認為鋼渣中f-CaO遇水反應能夠產(chǎn)生微膨脹,從而可以減小二灰鋼渣土的干縮系數(shù)。徐曉云[9]研究發(fā)現(xiàn)鋼渣穩(wěn)定土由于鋼渣的膨脹,隨著鋼渣含量增加其干縮系數(shù)逐漸減小。Li等[10]研究發(fā)現(xiàn)土體經(jīng)過凍融循環(huán)后孔隙比增大。楊林等[11]對固化劑固化石灰土基層進行凍融后發(fā)現(xiàn)無側限抗壓強度、抗壓回彈模量均降低,無側限抗壓強度最大損失率不超過50%。從上述的研究成果來看,相比水泥穩(wěn)定碎石基層[12-13],以素土為主要集料制備的基層干縮更大、抗凍性更差,而鋼渣的膨脹性亦對基層干縮有影響。

將未經(jīng)陳化的鋼渣與素土混拌并復摻礦渣微粉、水泥、離子型土壤固化劑制備鋼渣混合土(steel slag mixed soil, SSMS)基層材料,開展了力學性能和體積安定性試驗研究,發(fā)現(xiàn)鋼渣與土質量比為1∶1,外摻占鋼渣質量40%的礦渣微粉時SSMS性能成本達到最優(yōu),7 d無側限抗壓強度可達7.19 MPa,持續(xù)90 d高溫水浴測試體積膨脹率不超過0.25%,表現(xiàn)出了優(yōu)異的力學性能和體積安定性能[14-15]。但是SSMS的主要材料為素土與鋼渣,在環(huán)境作用下的響應特性尚不明確,因此有必要開展SSMS干縮及抗凍性能研究,并與其他半剛性基層進行對比,為促進SSMS的工程應用提供一定的理論基礎和實驗依據(jù)。

1 實 驗

1.1 原材料

試驗主要的原材料有素土、鋼渣、礦渣微粉、土壤固化劑和水泥。素土選自安徽省馬鞍山市某建筑工地的回填土,其液限WL為44.6%,塑限WP為22.1%,塑性指數(shù)IP為22.5,屬于低液限黏土,在使用前先進行干燥破碎。鋼渣選用馬鞍山鋼鐵股份公司產(chǎn)出的未經(jīng)陳化的轉爐熱悶渣,取經(jīng)4.75 mm標準篩的篩下料。礦渣微粉選用馬鋼嘉華新型建材公司的S95級高爐礦渣微粉,其表觀密度為2 900 kg/m3,比表面積為400 m2/kg。采用X-射線熒光光譜(XRF)對鋼渣、礦渣微粉化學成分及含量進行分析,相關結果列于表1。土壤固化劑采用國產(chǎn)易孚森離子型液體土壤固化劑,以1∶200(質量比)用水稀釋后使用,凝結時間影響系數(shù)比108.3%,抗壓強度比149.2%,水穩(wěn)定性系數(shù)比115.2%,各項指標滿足《土壤外加劑》(CJ/T 486—2015)中對土壤固化外加劑的要求。水泥采用P·O 42.5普通硅酸鹽水泥,比表面積為360 m2/kg,初凝時間為171 min,終凝時間為262 min,各項指標均滿足《通用硅酸鹽水泥》(GB 175—2007)要求。

表1 試驗原材料的主要化學成分Table 1 Main chemical composition of raw materials

1.2 試驗方案

基于SSMS力學性能和體積安定性研究[14-15]得到的優(yōu)選配合比,取鋼渣質量與土和鋼渣的總質量之比(簡稱鋼渣占比)、水泥摻量、固化劑摻量為影響因素,共設計10組配合比開展SSMS干縮和凍融單因素影響試驗,配合比設計見表2。表中3#配合比為SSMS優(yōu)選配合比,各配合比中礦渣微粉摻量均按鋼渣質量的40%取用,并通過擊實試驗測得各組最佳含水率和最大干密度。

表2 試件配合比設計Table 2 Mix ratio design of specimens

干縮試件為細粒土小梁試件,尺寸為50 mm×50 mm×200 mm,采用反力框架靜力壓實成型。依據(jù)《公路工程無機結合料穩(wěn)定材料試驗規(guī)程》(JTG E51—2009)[16]進行試驗,將試件放置在自由滾動的玻璃棒上,兩端安裝千分表對其收縮量進行測量。干縮應變和干縮系數(shù)計算分別見式(1)和式(2)。

(1)

(2)

式中:l為干縮試件長度,10-3mm;Δl為干縮量,10-3mm;εi為干縮應變,單位長度的干縮量,10-6;Δω為失水率,失水量與試件干重的比值,%;αi為干縮系數(shù),10-6。

凍融循環(huán)試驗依據(jù)規(guī)程[16]中的凍融試驗方法進行試件制備及養(yǎng)護,為考慮凍融期間強度隨齡期增長的影響,各配合比均設有凍融組與標養(yǎng)組。凍融組標準養(yǎng)生28 d后分別凍融2、4、6、8 次循環(huán),測定試件無側限抗壓強度;標養(yǎng)組則分別測得28 d及對應凍融組n次凍融循環(huán)同齡期無側限抗壓強度。凍融循環(huán)試驗采用凍融質量損失率Wn和凍融殘留強度比BDR表征SSMS的抗凍性能,分別按式(3)和式(4)進行計算。

(3)

(4)

式中:Wn為n次凍融循環(huán)后的質量損失率,%;m0為凍融循環(huán)前試件的質量,g;mn為n次凍融循環(huán)后試件的質量,g;BDR為n次凍融循環(huán)后的凍融殘留強度比,%;RDC為經(jīng)n次凍融循環(huán)后試件的無側限抗壓強度,MPa;Rc為與凍融組同齡期的標養(yǎng)組試件無側限抗壓強度,MPa。

2 結果與討論

2.1 干縮性能

2.1.1 鋼渣占比、水泥摻量的影響

1)鋼渣占比與失水率、干縮應變的關系

分別測定不同鋼渣占比SSMS失水率和干縮應變隨時間的變化,繪制相關曲線如圖1(a)、(b)所示。從圖1(a)可以看出,各配合比試件的失水率隨時間的變化規(guī)律相似,初期增加較快,12 d后趨緩;且與鋼渣占比有關,鋼渣占比高,則試件最佳含水率低、水化反應需求的水分多,因而試件失水率低,與吳旻等[8]研究發(fā)現(xiàn)二灰鋼渣土最佳含水率高,則最大失水率大的特點相似。從圖1(b)可以看出,各配合比試件曲線規(guī)律基本一致,初期增幅較小,而后加快,至12 d時增幅趨緩;圖1(b)中的曲線存在拐點,究其原因是試件早期可產(chǎn)生一定的膨脹[14],能抵消部分干縮;鋼渣占比高的試件素土占比較低,且受混合料中f-CaO、f-MgO膨脹影響[17-18]及鋼渣骨料效應的共同作用,干縮應變的增幅相對較慢,干縮應變值也相對較小。

圖1 不同鋼渣占比SSMS的失水率、干縮應變隨時間變化曲線Fig.1 Curves of water loss rate, dry shrinkage strain for SSMS varies with different steel slag proportion

2)水泥摻量與失水率、干縮應變的關系

分別測定不同水泥摻量SSMS失水率和干縮應變隨時間的變化,繪制相關曲線如圖2(a)、(b)所示。由圖2(a)可以看出,試件失水率隨時間呈單調(diào)增長,12 d后趨于穩(wěn)定,且隨著水泥摻量的增加,試件失水率增大。圖2(b)與圖1(b)圖形趨勢相似,各水泥摻量下試件干縮應變初期增幅較小,而后加快,至8～12 d時增幅趨緩,且隨著水泥摻量的增加,曲線拐點出現(xiàn)時間提前,干縮應變增大。分析可知,水泥摻量的增加需要消耗更多的水分參與水化反應,并生成更多的水化產(chǎn)物C-S-H凝膠,而C-S-H凝膠顆粒層間吸附水在濕度下降時會產(chǎn)生蒸發(fā)[19],因此兩者共同作用是導致SSMS干縮的主要原因。

圖2 不同水泥摻量SSMS的失水率、干縮應變隨時間變化曲線Fig.2 Curves of water loss rate, dry shrinkage strain for SSMS varies with different cement dosage

3)干縮系數(shù)

從上述分析可知,不同鋼渣占比和水泥摻量SSMS的干縮應變和失水率均在12 d后基本趨于穩(wěn)定,故取28 d干縮應變和失水率,按式(2)計算得到28 d干縮系數(shù),繪制鋼渣占比、水泥摻量與28 d干縮系數(shù)的柱狀圖如圖3和圖4所示。由圖3和圖4可以看出,28 d干縮系數(shù)隨鋼渣占比的增大而減小,隨著水泥摻量的增大而增大,表明SSMS的干縮性能與鋼渣占比成正比,與水泥摻量成反比。采用多項式擬合法,分別得到28 d干縮系數(shù)與鋼渣占比、水泥摻量的關系如式(5)和式(6)所示。式(5)和式(6)的相關系數(shù)R2分別為0.982 2、0.988 4,說明公式擬合度較高。

圖3 不同鋼渣占比SSMS的28 d干縮系數(shù)Fig.3 28 d dry shrinkage coefficient for SSMS with different steel slag proportion

圖4 不同水泥摻量SSMS的28 d干縮系數(shù)Fig.4 28 d dry shrinkage coefficient for SSMS with different cement dosage

(5)

(6)

式中:Y為28 d干縮系數(shù),10-6;X1為鋼渣的占比,%;X2為水泥的摻量,%。

2.1.2 土壤固化劑的影響

取表2中3#(優(yōu)選)與10#(未摻土壤固化劑)配合比開展SSMS干縮試驗,討論土壤固化劑對干縮性能的影響。試驗測得的28 d干縮應變、失水率和干縮系數(shù)見表3。對比表3數(shù)據(jù)可知,相比10#配合比試件,3#配合比試件28 d干縮應變、失水率及干縮系數(shù)分別減小了11.2%、9.0%、2.0%,可知土壤固化劑的添加能夠降低SSMS干縮應變和最終失水率,但對其干縮系數(shù)的影響相對較小。這主要是由于離子型土壤固化劑能夠改善土-水界面特性,使素土顆粒由親水轉為憎水,有效降低了團聚體顆粒表面吸附的結合水膜厚度,因而使得干縮過程中干縮應變、失水率均有減小,而干縮系數(shù)則略有減小[20]。

表3 土壤固化劑對SSMS干縮性能的影響Table 3 Effect of soil curing agent on drying shrinkage performance of SSMS

2.1.3 干縮性能對比分析

取表2中3#配合比(鋼渣占比50%、水泥摻量5%)與王艷等[12]研究的水泥穩(wěn)定碎石(中值級配、水泥摻量5%),樊慧平[6]研究的石灰穩(wěn)定固化土(石灰摻量4%)、水泥石灰穩(wěn)定固化土(水泥摻量4%、石灰摻量3%)進行干縮性能比較,相關結果見表4。從表中可以看出水泥穩(wěn)定級配碎石干縮系數(shù)最小,而其余3種材料因摻有素土,整體呈土基材料的高干縮性,干縮系數(shù)較水泥穩(wěn)定碎石呈數(shù)量級增大,其中SSMS的干縮系數(shù)較石灰穩(wěn)定固化土大,較水泥石灰穩(wěn)定固化土小,表明鋼渣混合土可以作為道路基層材料用于實際工程。

表4 不同基層材料干縮系數(shù)對比Table 4 Comparison of drying shrinkage coefficient for different base materials

2.2 抗凍性能

2.2.1 無側限抗壓強度

以3#優(yōu)選配合比試件為基準,選取表2中6個配合比開展凍融循環(huán)對比試驗,分析鋼渣占比、水泥摻量和土壤固化劑摻量對SSMS的抗凍性能影響,各配合比凍融組和標養(yǎng)組無側限抗壓強度試驗結果見表5。

表5 無側限抗壓強度試驗結果Table 5 Unconfined compressive strength of test results

2.2.2 凍融質量損失率與凍融殘留強度比

根據(jù)試驗數(shù)據(jù),繪制各配合比的SSMS質量損失率Wn和凍融殘留強度比BDR隨凍融循環(huán)次數(shù)的變化曲線如圖5和圖6所示。從圖5、6中可以看出,隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加,不同配合比SSMS的Wn均呈現(xiàn)近似線性增長的趨勢,而BDR則呈單調(diào)降低的趨勢。圖6中BDR值3#配合比試件降幅最小,8次凍融循環(huán)BDR值為96.1%,表明其受凍融循環(huán)作用的影響最小,抗凍性能最佳,與優(yōu)選配合比的SSMS 7 d無側限抗壓強度最大[15]的研究結論相吻合;未摻加水泥的6#配合比試件降幅最大,8次凍融循環(huán)BDR值僅為77.7%,表明水泥對SSMS的抗凍性影響更為顯著,與影響水泥穩(wěn)定碎石抗凍性能的規(guī)律相同[21]。對比圖5和圖6中的1#、3#、5#配合比試件,發(fā)現(xiàn)鋼渣占比對試件Wn、BDR影響有差異,隨著鋼渣占比增大,試件Wn的增幅減小,BDR則先增后減。對比圖5和圖6中3#、6#和8#配合比試件,可知增加水泥摻量,隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加,Wn增幅、BDR降幅均減小。對比圖5和圖6中3#、10#配合比試件,未摻入固化劑的10#試件Wn增幅稍有增加,而BDR下降幅度較大,這是由于離子型固化劑可減小顆粒團聚體吸附的水層厚度,因而降低了凍融循環(huán)中水分對材料的不利作用[22]。

圖5 Wn-凍融循環(huán)次數(shù)曲線Fig.5 Curves of Wn and freeze-thaw cycle times

圖6 BDR-凍融循環(huán)次數(shù)曲線Fig.6 Curves of BDR and freeze-thaw cycle times

2.2.3 凍融微觀結構分析

選取1#、3#、6#配合比8次凍融循環(huán)的試件為凍融組,與其同齡期標養(yǎng)試件為標養(yǎng)組,進行SEM微觀結構分析,標養(yǎng)組和凍融組微觀結構形貌如圖7(a)、(b)所示。分析可知,1#配合比試件因鋼渣占比較低,鋼渣中f-CaO含量也相對較低,與礦渣微粉水化反應的生成物相對較少,水化產(chǎn)物不足以完全填充鋼渣與素土顆粒團聚體間隙;6#配合比試件因缺少水泥提供的堿性環(huán)境,鋼渣與礦渣微粉的水化反應不能充分激發(fā),故而顆粒間孔隙結構較為明顯;而3#優(yōu)選配合比試件由于有大量水化產(chǎn)物填充于團聚體顆粒間,形成化學膠結和骨架構建的雙重效應,顆粒間連接成片形成板狀,結構較1#、6#配合比試件更為緊密,具體見圖7(a),微觀結構形貌表現(xiàn)與表5中抗壓強度3#配合比試件最高、6#配合比試件最低的狀況相對應。

圖7 微觀結構形貌Fig.7 Microstructure morphology of samples

比較圖7(a)、(b)可以發(fā)現(xiàn),通過8次凍融循環(huán)試驗,凍融組試件團聚體顆粒間孔隙水分歷經(jīng)反復凍融,對素土和鋼渣顆粒形成擠壓,迫使顆粒發(fā)生位移甚至形變,一定程度上破壞了顆粒間水化生成物的黏結效能,降低了結構的整體性,并且這種破壞現(xiàn)象隨試件凍融前孔隙發(fā)育度呈正相關。孔隙發(fā)育度高,孔隙水凍脹效應強,更易破壞水化產(chǎn)物與鋼渣、素土顆粒的膠結作用及其顆粒間的連接作用,孔隙發(fā)育更為明顯,結構密實度下降更多[23]。體現(xiàn)在圖7中各凍融組試件較標養(yǎng)組均出現(xiàn)不同程度的結構損傷,比較而言,3#配合比試件結構密實度最好,凍融作用下結構損傷相對較小,6#配合比試件結構孔隙發(fā)育較明顯,凍融作用下結構損傷更大,很好地印證了凍融循環(huán)試驗中兩者凍融殘留強度比BDR值的變化差異。

2.2.4 抗凍性能對比分析

以BDR為指標,取表2中8#配合比(鋼渣占比50%、水泥摻量3%)與李建忠等[13]研究的水泥穩(wěn)定碎石(集料級配分形維數(shù)2.371,水泥摻量4%),樊慧平[6]研究的石灰穩(wěn)定固化土(石灰摻量4%)、水泥石灰穩(wěn)定固化土(水泥摻量4%、石灰摻量3%)進行抗凍性能比較,相關結果見表6。從表中可以看出水泥穩(wěn)定碎石的BDR高于石灰穩(wěn)定固化土和水泥石灰穩(wěn)定固化土,而SSMS的BDR則略高于水泥穩(wěn)定碎石,表明SSMS的抗凍性可達到甚至超過水泥穩(wěn)定碎石,這主要是因為礦渣微粉能提高SSMS的后期強度[15],其28 d無側限抗壓強度相較水泥穩(wěn)定碎石[24]更高,因而其抗凍性能也較好。

表6 不同基層材料抗凍性能對比Table 6 Comparison of frost resistance for different base materials

3 結 論

1)合適的鋼渣占比既能抑制鋼渣混合土的干縮,又可實現(xiàn)較好的抗凍性能;水泥摻量的增加不利于鋼渣混合土的干縮性能,但有利于提高其抗凍性能;土壤固化劑的摻入能改善鋼渣混合土的干縮和抗凍性能。

2)凍融微觀結構分析表明凍融循環(huán)會使鋼渣混合土出現(xiàn)不同程度的孔隙結構,而優(yōu)選配合比的鋼渣混合土8次凍融循環(huán)后整體性最好。

3)對比不同半剛性基層,鋼渣混合土的干縮系數(shù)較水泥石灰穩(wěn)定固化土小,凍融殘留強度比相對水泥穩(wěn)定碎石略高,表明鋼渣混合土在實際工程中具有較大的應用潛力。