偏高嶺土基地聚物改良土最優配比及固化效果分析

顧海榮， 張鵬， 王盛年*， 吳凱， 袁潔君， 薛欽培

(1.江蘇省送變電有限公司， 南京 210028； 2.南京工業大學交通運輸工程學院， 南京 211816； 3.南京智慧巖土工程技術研究院， 南京 211816)

改良土作為一種砂礫料缺乏地區的建筑材料，具有就地取材、減少運輸、施工方便、價格低廉等優點，如水泥土、石灰土等已被廣泛用于地基加固、渠道防滲、深基坑、土石壩等工程[1-2]。然而，實際工程中，石灰土因干縮溫縮顯著，適用性不如水泥土；水泥盡管幾乎適用于各類土體的改良，但用量過多將造成水泥土在硬化過程中出現干縮開裂等缺陷[3]，同時，由于普通硅酸鹽水泥土強度可調節范圍小、水穩性差[4]，其同樣無法長期保障改良土體的堅固性、穩定性和耐久性。此外，水泥生產過程還將釋放大量二氧化碳，導致全球環境壓力倍增[5]。因此，如何提升改良土工程性能并實現人與自然和諧相處已成為學術界和工程界探討的熱點問題。

盡管大量研究表明[10,27-28]，強堿(NaOH)和水玻璃(Na2SiO4)對地聚物活性材料具有更好的激發效果，但在實際應用中，兩者運輸和儲存方面均存在較大困難，且難以保證對環境的不利影響，因此，現從應用可行性出發，以生石灰(CaO)和小蘇打(NaHCO3)營造堿激發環境，采用干混方式配制偏高嶺土基地聚物材料，進而探討其在黏土中的改良參數設計及固化效果。

1 試驗材料

1.1 試驗用土

試驗用土取自江蘇省南京市南京工業大學江浦校區某施工場地黏土，黏土級配曲線如圖1所示。原狀土基本物理力學指標如表1所示。為保證制樣壓實度質量控制，采用標準擊實試驗獲取最大干密度和最佳含水率。擊實試驗曲線如圖2所示。

圖1 黏土級配曲線Fig.1 Grading curve of clay

表1 黏土基本物理參數

1.2 活性材料

試驗所用活性材料為河北省盛運礦業生產的白色粉末狀偏高嶺土，其型號為AS2-1250目，如圖3所示。偏高嶺土化學成分如表3所示。

1.3 堿激發劑

以生石灰(CaO)和小蘇打(NaHCO3)的混合物作為堿激發材料，如圖4所示，兩者均來自南京工業大學化工學院實驗室。其中，小蘇打為純度99%的普通碳酸氫鈉100目粉末狀顆粒，生石灰為粉末狀細顆粒。試驗用水為普通自來水。

圖2 擊實試驗曲線Fig.2 Proctor compaction test

圖3 偏高嶺土材料Fig.3 Powder of metakaolin

表2 偏高嶺土化學成分

圖4 堿激發材料Fig.4 Materials of alkali activator

2 試驗方案與試樣制備

2.1 試驗方案

考慮到核心目的是在常溫弱堿條件下實現地聚物活性材料的穩定激發，進而尋找出其在土中的最優摻入比，并揭示土體改良固化效果，因此，試驗內容分為3部分：①活性材料(偏高嶺土)與堿激發劑之間的配比關系分析；②偏高嶺土基地聚物在土中的最優配比分析；③通過與普通硅酸鹽水泥土、純黏土進行強度平行對比試驗，探討地聚物對土體的改良效果及破壞模式，并結合掃描電鏡試驗從細觀層面分析三者在微結構上的差異，揭示不同類型土的團聚效應和強度改善機制。具體方案如下。

(1)偏高嶺土基地聚物材料配比試驗。如表3所示，按最優含水量和水灰比(0.35)確定試驗最終用水量，以生石灰(CaO)和小蘇打(NaHCO3)質量比為1∶1制備堿激發劑，制備不同偏高嶺土和堿激發劑摻量下的地聚物改良土圓柱試樣，開展室內7 d無側限抗壓強度試驗。試驗設備采用YSH-2型電動無側限壓力儀，試驗加載速率為10 mm/min。每組3個試樣作為平行試驗。

表3 試驗方案

(2)偏高嶺土基地聚物改良土配比試驗。依據上述試驗所得活性材料與堿激發劑之間的配比關系，以干混方式制備地聚物(即配制偏高嶺土、生石灰、碳酸氫鈉的粉末狀混合物)。參考Zhang等[25]所述試驗方案，并結合《水泥土配合比設計規范》，制備地聚物摻量為6%、8%、10%和12%的改良土圓柱試樣，開展室內7 d無側限抗壓強度試驗。每組3個試樣作為平行試驗。

(3)強度對比試驗與掃描電鏡試驗。根據地聚物改良土配比試驗確定出的最優摻比，制備相同摻比條件下的普通硅酸鹽水泥土試樣，以及純黏土試樣，開展室內7 d抗壓、抗剪、抗拉強度測試，對比分析地聚物對土體的改良效果，并探討不同摻量下地聚物改良土在荷載作用下的破壞模式。同時，通過對恒溫恒濕養護箱中養護7 d后的地聚物改良土、普通硅酸鹽水泥土以及純黏土試樣進行切片，選取具有代表性的土樣塊，自然脫水干燥、打磨、拋光、整平，然后采用JSM-5900掃描電鏡對試樣表面放大500倍和4 000倍兩個倍數進行成像。其中，500倍數區圖像用來觀察試樣切面上松散區與密實區的分布情況、大顆粒與較小顆粒及顆粒間的接觸狀況以及孔隙分布情況，4 000倍數區圖像用以觀察微小顆粒與特微小孔隙、以及改良土微觀結構，以反映改良土的微觀加固機制。當然，需要注意的是，由于觀察范圍小，試驗無法完整反映整個試樣的微觀結構狀態。

2.2 試樣制備

將試驗黏土放入105 ℃烘箱中持續烘干24 h，碾壓磨碎，過2 mm篩。按配比設計分別稱取每組所需的烘干黏土、偏高嶺土、生石灰、小蘇打和水，然后將各組稱好的烘干黏土、偏高嶺土、小蘇打和生石灰混合均勻后(圖5)，加水充分攪拌。將充分拌和均勻的改良土樣分別等分四等份放入試驗托盤中備用。在制樣模具內壁均勻涂抹凡士林，并包裹保鮮膜(其目的是為了盡可能保證拆樣時試樣的完整性)。然后分層將改良土樣裝入39.1 mm×80.0 mm模具中，每層均勻壓實至指定高度。制樣結束后，將試樣編號并放入常溫(約10 ℃)恒濕養護箱靜置24 h后拆模(圖6)，繼續養護6 d后利用電動無側限壓力儀進行無側限抗壓強度試驗。

圖5 偏高嶺土基地聚物改良土混合物Fig.5 Soil mixed with metakaolin-based geopolymer

圖6 偏高嶺土基地聚物激發改良土Fig.6 Samples of geopolymer-improved soil

3 試驗結果與分析

3.1 無側限抗壓強度試驗結果

地聚物改良土試樣7 d無側限抗壓強度試驗結果如表4所示，可知，不同偏高嶺土和堿激發劑摻量下的地聚物改良土無側限抗壓強度值均呈現先增大后減小趨勢，最大抗壓強度在偏高嶺土和堿激發劑摻量分別為10%和5%時獲得，平均抗壓強度值為418.63 kPa。

表4 無側限抗壓強度試驗結果

3.2 地聚物堿激發材料配比分析

對表4數據進一步分析發現，地聚物改良土無側限抗壓強度在相同偏高嶺土摻量下均隨堿激發劑摻量呈先增后減變化，對其峰值摻比進行分析發現，偏高嶺土和堿激發劑的摻比均在2.0左右，因此，推測穩定合成地聚物的偏高嶺土和堿激發劑的理想配比應為2∶1。為進一步驗證該推斷，補充偏高嶺土摻量為8%和12%，堿激發劑摻量為4%和6%的無側限抗壓強度試驗，所得偏高嶺土摻量8%、堿激發劑摻量4%和偏高嶺土摻量12%、堿激發劑摻量6%的無側限抗壓強度均值分別為385.38 kPa(試驗值為381.60、377.01、397.52 kPa)和343.77 kPa(試驗值為300.54、350.94、379.83 kPa)。將其與表4結果匯總，繪制偏高嶺土摻量相同、堿激發劑摻量不同條件下的地聚物改良土無側限抗壓強度曲線如圖7所示。

圖7 不同偏高嶺土摻量、堿激發劑摻量下的地聚物改良土無側限抗壓強度曲線Fig.7 UCS of improved soil with different metakaolin content and alkali activator contents

從圖7可知，當偏高嶺土摻量分別為6%、8%、10%和12%時，其無側限抗壓強度峰值曲線均隨堿激發劑摻量的增加呈拋物線型變化，且峰值曲線峰值也確實在堿激發劑摻量分別為3%、4%、5%和6%時獲得，因此可以斷定地聚物堿激發材料中活性材料與堿激發劑間的最佳配比就是2∶1。

3.3 地聚物改良土最佳配比分析

圖8 不同地聚物摻量下改良土無側限抗壓強度曲線Fig.8 Curves of unconfined compression strength of improved soil with different geopolymer contents

圖8(a)為不同地聚物堿激發材料摻量下改良土的無側限抗壓強度曲線(偏高嶺土和堿激發劑的摻比均為2∶1)。可以看出，當地聚物堿激發材料摻量小于15%時，改良土無側限抗壓強度隨地聚物堿激發材料摻量的增加而增大，而當地聚物堿激發材料摻量大于15%后，改良土無側限抗壓強度卻不增反降。因此，可以初步推斷地聚物堿激發材料在土體中的最優摻量應為15%。為進一步論證這一結論，繪制不同地聚物堿激發材料摻量下的改良土無側限峰值抗壓強度均值曲線如圖8(b)所示。可以看出，隨著地聚物堿激發材料摻量增加，改良土無側限峰值抗壓強度確實先增后減，且在地聚物堿激發材料摻量為15%時最優。然而需要注意的是，地聚物堿激發材料在土體中的摻量不僅與土體的強度提升有關，也與土體的工程性能需求和經濟性有關，也即強度最優摻比不一定就是最佳的工程使用摻比。盡管改良土峰值強度在地聚物堿激發材料摻量在15%時取得了最大值，但其強度提升效果與地聚物堿激發材料摻量為12%時相比，差異并不是很大，即優勢不明顯，因此，若考慮工程經濟性影響，改良土中偏高嶺土基地聚物的最佳摻量取12%更為合理。

另外，從圖8(a)所示改良土無側限抗壓強度曲線斜率可以發現，當地聚物堿激發材料摻量小于12%時，曲線斜率隨地聚物堿激發材料摻量增加呈變陡趨勢，但當地聚物堿激發材料摻量大于12%后，曲線斜率增長速率卻逐漸變緩，曲線斜率甚至近似不變。顯然，若從變形性能來看，地聚物堿激發材料摻量為12%也是土體改良的最經濟選擇。

3.4 偏高嶺土摻量影響分析

圖9為不同偏高嶺土摻量下地聚物改良土的單軸壓縮應力應變關系曲線。可知，相同偏高嶺土摻量下，地聚物改良土峰值抗壓強度均隨堿激發劑摻量增加呈先增后減變化。當偏高嶺土摻量近似為2倍堿激發劑摻量時，地聚物改良土峰值抗壓強度取得最大值。同樣，曲線切線彈性模量也隨著堿激發劑摻量增加呈先增后減變化，且當偏高嶺土摻量近似為2倍堿激發劑摻量時，曲線切線斜率最大，也即地聚物改良土剛度最好。相同偏高嶺土摻量地聚物改良土峰后曲線特征表明，隨著偏高嶺土與堿激發劑摻量比接近2.0，峰后曲線逐漸變陡，改良土峰后軟化特征減弱、脆性增強。

圖9 不同偏高嶺土摻量下改良土應力-應變關系曲線Fig.9 Stress-strain curves of geopolymer-improved soil with different metakaolin contents

3.5 堿激發劑摻量影響分析

圖10 不同堿激發劑摻量下改良土應力應變關系曲線Fig.10 Stress-strain curves of geopolymer-improved soil with different alkali activator contents

4 固化效果與破壞模式

4.1 固化效果

表5所示為偏高嶺土基地聚物改良土(偏高嶺土10%，堿激發材料5%)、普通硅酸鹽水泥土(水泥摻量15%)以及純黏土的無側限抗壓強度、直接剪切強度和巴西劈裂抗拉強度平均值。由表5可知，即便是在溫度較低情況下(試驗養護溫度約為5 ℃)，偏高嶺土基地聚物改良土不論是在抗壓強度、抗剪強度，還是在抗拉強度方面均表現出更大的優勢，特別是，只要土體中硅鋁酸根離子未反應完全，在OH-作用下地聚物網狀結構隨著時間發展將持續形成并不斷相互連接成更大的網絡結構，從而將使地聚物改良土強度繼續增加，因此，同樣可預判偏高嶺土基地聚物改良土的力學性能將更好。

圖11 SEM微觀結構特征Fig.11 Microstructural characteristics of soils by SEM

另外，為進一步評價地聚物改良土的固化效果，分別對純黏土、普硅酸鹽水泥土及偏高嶺土基地聚物改良土開展掃描電鏡試驗(圖11)。由圖11(a)、圖11(b)可知，未改良純黏土基本以片狀單元體為主，單元體排列定向性較差，單元體之間以接觸聯結為主，但也同時存在著單元體間的膠結聯結，單元體間排列較疏松，結構類型為顆粒-團粒體、接觸-膠結、架空結構。由圖11(c)、圖11(d)可知，普通硅酸鹽水泥土中，顆粒分布呈團簇狀，具有明顯不規則立體狀分布特征，水泥水化結晶將顆粒聯結在了一起，構成了粒狀-鑲嵌-膠結結構，而正是這種較強的結構聯結，使得普通硅酸鹽水泥土在宏觀上表現出了更高的強度。相比未加固黏土，普通硅酸鹽水泥土團聚顆粒粒徑明顯增大(不排除大顆粒間存在局部架空)，且水泥水化產物的膠結作用使得片狀黏土顆粒更加致密。由圖11(e)、圖11(f)可知，地聚物改良土中的膠結物質使得片狀黏土顆粒之間的接觸聯結轉變為膠結聯結。由于土顆粒表面及顆粒間存在著不同程度的硅鋁酸鹽聚合物，先前的微小獨立顆粒、疊聚體以及絮凝體在硅鋁酸鹽聚合物的牢牢包裹下形成了大體積的團狀凝聚體及極強的網狀聯結，顆粒單元體和絮凝體之間排列緊密，架空現象較普通硅酸鹽水泥土減少，使得地聚物改良土在結構上較普通硅酸鹽水泥土更加密實，地聚物改良土結構強度也呈現不斷增長趨勢。另外，相比普通硅酸鹽水泥土，地聚物改良土中顆粒、疊聚體以及絮凝體在自身周邊呈現有大量凝膠結晶物質(物相分析發現主要為C—S—H、C—A—H、CaCO3、CaSiO3等)，這種凝膠結晶物質隨時間的發展存在向外不斷擴展的趨勢，這將使得地聚物改良土密實度進一步提高，進而整體增強改良土的強度。因此，相較黏土和普通硅酸鹽水泥土，地聚物改良土對土體的固化效果更為顯著。

表5 不同類型土力學強度對比

圖12 不同偏高嶺土和堿激發劑摻量下土樣破壞形態Fig.12 Failure patterns of geopolymer-improved soil with different metakaolin and alkali activator contents

4.2 破壞模式

圖12為不同偏高嶺土和摻量堿激發劑摻量下的土樣破壞情況。由圖12可知，低偏高嶺土和堿激發劑摻量下，地聚物改良土試樣在荷載作用下均有明顯剪切帶形成，土體的結構性破壞實質上屬剪切帶區域土體的剪切塑性破壞。隨著偏高嶺土摻量和堿激發劑摻量的增加，試樣在荷載作用下形成的剪切帶不再明顯，而是逐漸轉變為豎向鼓脹開裂及劈裂破壞。究其緣由主要是，當偏高嶺土摻量多、堿激發劑摻量少，即二者摻比大于2∶1時，地聚物改良土中的活性物質SiO2、Al2O3將因堿激發劑摻量不足導致聚合反應不充分，地聚物改良土強度增加有限；當偏高嶺土摻量少、堿激發劑摻量多，即二者摻比小于2∶1時，地聚物改良土中的活性物質將隨堿激發劑摻量的增多得到充分溶解與聚合，地聚物改良土脆性因此增強。

5 結論

通過對不同材料配比下的偏高嶺土基地聚物改良土進行無側限抗壓強度試驗及掃描電鏡試驗，探討了地聚物改良土的最優配比，分析了偏高嶺土和堿激發劑摻量對土的力學特性及固化效果的影響，結論如下。

(1)地聚物改良土應力應變關系曲線均隨活性材料(偏高嶺土)與堿激發劑(生石灰和小蘇打1∶1混合物)摻量增加呈現先增后減。地聚物中活性材料與堿激發劑的最佳配比為2∶1，當二者在土中的摻比為12%時，地聚物改良土抗壓強度最為理想。

(2)在相同摻比下，地聚物改良土不論是在抗壓和抗剪性能，還是在抗拉性能方面均優于普通硅酸鹽水泥土以及純黏土。

(3)微結構分析表明，地聚物改良土中顆粒單元體和絮凝體之間呈緊密網狀聯結，架空現象較普通硅酸鹽水泥土更少，固化效果更好。

(4)隨著地聚物摻量增加，改良土破壞模式由塑性剪切破壞向脆性劈裂破壞發展。