基于碳酸化鋼渣集料的瀝青混凝土體積穩定性研究

胡晨光 李恩碩 蘇 航 付佳偉

(1.華北理工大學材料科學與工程學院,河北 唐山 063210;2.河北省無機非金屬材料重點實驗室,河北 唐山 063210)

目前,我國高級公路中90%以上為瀝青路面[1],在瀝青路面中集料占總體積的90%～95%[2],然而國家禁止對天然砂石進行開采,致使瀝青道路中集料緊缺問題成為限制高級公路高質量發展的瓶頸[3]。由于鋼渣具有高強、耐磨、抗滑等優點,已作為集料應用在瀝青道路示范工程中[4-6],但鋼渣的安定性不良問題限制了其大范圍規模化應用[7-8]。研究發現,鋼渣經過一定時間的陳化,利用空氣中的水和CO2消解鋼渣中f-CaO,可實現鋼渣穩定化處理,進而取代天然集料制備瀝青道路[9-13]。然而,陳化處理占地面積大、時間周期長,且鋼渣陳化極易造成內部反應不均勻、消解不徹底,致使瀝青道路存在長期性的安全隱患。

為縮短鋼渣陳化時間和提高鋼渣穩定性,國內外學者提出利用碳酸化技術解決鋼渣顆粒安定性不良的問題。例如,唐衛軍等[14]利用 TG手段研究了100、300、500 和 700℃碳酸化(CO2和水蒸氣混合氣體)處理60 min的5～10 mm鋼渣中f-CaO含量的變化規律,該研究主要采用反應性管式爐煅燒的方式在高溫下進行碳酸化,但對碳酸化鋼渣安定性的判斷較缺乏。 KO 等[15]探討了不同溫度(100、150、200、250℃)、CO2含量(0%、10%、20%、30%、40%)和相對濕度(0%、10%、30%、60%、80%)條件下,3種粒徑(3.5～7、7～15、15～25 mm)鋼渣顆粒中礦物組成、微觀形貌和壓碎值等的變化規律,此研究也是利用煅燒的方式在高溫下進行鋼渣碳酸化處理。吳昊澤等[16]選用XRD和SEM研究了常溫常壓、相對濕度70%～90%、CO2濃度30%～40%碳酸化6 h條件下4.75～9.5 mm鋼渣集料表觀密度、堆積密度、吸水率、壓碎值等性能,以及礦物組成和微觀形貌,并分析了鋼渣透水混凝土的力學性能和抗凍性,但此研究未涉及碳酸化鋼渣安定性的分析,且考察的溫度為常溫。何懋燦[17]對 6 種粒徑鋼渣(2.36～4.75、1.18～2.36、0.6～1.18、0.3～0.6、0.15～0.3、0.08～0.15 mm)噴水潤濕后,在常溫和0.20 MPa CO2條件下分別碳酸化1、4、8 h,分析了碳酸化鋼渣的壓蒸粉化率、增重率變化規律,及所制備水泥砂漿的力學性能和膨脹性能,此研究同樣考察的溫度為常溫。可見,現有關于鋼渣集料碳酸化的研究,主要集中在常溫和利用反應爐加熱的高溫,以及對碳酸化鋼渣及所制備水泥砂漿或混凝土的微結構與性能等相關方面。

然而,目前關于碳酸化鋼渣集料在瀝青混凝土中應用研究的報道還很少,尤其是碳酸化鋼渣集料瀝青混凝土體積穩定性的研究還不深入,同時,壓蒸溫度為室溫至180℃的碳酸化溫度范圍的考察也較少。因此,本文選擇室溫至180℃為壓蒸溫度范圍,利用碳酸化方式處理粒度為4.75～9.5 mm的含釩鈦熱潑鋼渣,研究碳酸化鋼渣的瀝青混凝土體積穩定性的變化規律,分析碳酸化鋼渣安定性的變化規律和機理,為碳酸化鋼渣集料在瀝青道路中規模化應用提供理論支撐。

1 試驗原料及方法

1.1 試驗原料

(1)鋼渣。取自河北鋼鐵股份有限公司承德分公司,為高堿度熱潑型含釩鈦轉爐鋼渣,經破碎、磁選,篩選4.75～9.5 mm粒級樣為試驗樣品。鋼渣主要化學成分分析及物理性能分別見表1、表2。

表1 鋼渣主要化學成分分析結果Table 1 Results of the main chemical composition analysis for the steel slag %

表2 鋼渣物理性能Table 2 Physical properties of the steel slag

(2)去離子水為自制。

(3)CO2氣體。由唐山市坤鵬氣體有限公司提供,CO2濃度為99.99%。

(4)石料。石灰巖,由唐山市博全新材料有限公司提供,粒徑為 13.2～16、9.5～13.2、2.36～4.75 mm。

(5)細集料。石灰巖細集料,粒徑≤2.36 mm,由唐山市博全新材料有限公司提供。(6)礦粉。粒徑為-0.075 mm,由唐山市博全新材料有限公司提供。

(7)玄武巖纖維。常州筑威建筑材料有限公司生產。

(8)瀝青為廣東茂名石化東海牌70#基質石油瀝青,具體參數見表3。

表3 基質瀝青參數Table 3 Matrix asphalt parameters

1.2 樣品制備與性能表征

1.2.1 碳酸化鋼渣集料的制備方法

用自來水清洗4.75～9.5 mm粒徑鋼渣表面粉塵,然后在水中浸泡24 h,再將鋼渣顆粒放置于底部放有去離子水的50 L高壓反應釜內,將高壓釜密封并抽至真空,通入1.0 MPa CO2氣體,分別控制碳酸化溫度 25、60、90、120、180℃,碳酸化時間 3、6、9、12、24 h,到達相應時間后將碳酸化鋼渣烘干備用,具體碳酸化制度參數見表4。

表4 鋼渣碳酸化具體制度Table 4 Concrete carbonation system of steel slag

1.2.2 鋼渣瀝青混合料的制備方法

根據《公路瀝青瑪蹄脂碎石路面技術指南》(SHC F40—01—2002)進行配合比設計,在各項指標均滿足要求的前提下,將4.75～9.5 mm粒徑鋼渣等質量取代石料進行SMA-13型瀝青混凝土的制備,其級配曲線如圖1所示。利用馬歇爾試驗方法確定最佳油石比6.0%,其他性能指標結果如表5所示。

圖1 瀝青混合料級配曲線Fig.1 Asphalt mixture gradation curve

表5 6.0%油石比鋼渣的瀝青混合料性能指標Table 5 Performance index of asphalt mixture with 6.0% asphalt-aggregate ratio

1.2.3 性能測試與微結構表征

(1)鋼渣瀝青混合料體積穩定性測試。取鋼渣瀝青混合料的馬歇爾試件(直徑為101.6mm、高度為63.5mm)3個,分別在表面3個不同位置測定試件的直徑,同時在側面對應位置測定3個試件高度,取直徑和高度的平均值,計算混合料試件的體積,3個試件體積取平均值V0。然后,將試件放置于60℃的水中浸泡6 d,每天將試件取出按相同方法測定直徑與高度,并計算浸泡后每天的體積Vx,通過計算可以得出每天試件的體積膨脹,按照以下公式計算體積膨脹率Cx:

式中,Cx為體積膨脹率,%;Vx為浸泡后混合料體積,m3;V0為混合料初始體積,m3。

(2)碳酸化鋼渣集料的壓蒸粉化率的表征。依據國家標準《鋼渣穩定性檢測方法》(GB 24175—2009),利用TZF-2S型數顯壓蒸釜對碳酸化鋼渣進行壓蒸粉化率測試。

(3)碳酸化鋼渣中f-CaO含量測試。選用密封式化驗制樣粉碎機將碳酸化前后鋼渣(4.75～9.5 mm)粉碎至-0.075 mm,依據行業標準《鋼渣中游離氧化鈣含量測定方法》(YBT 4328—2012),使用EDTA溶液對碳酸化鋼渣進行f-CaO含量測定。

(4)礦相分布及微觀形貌分析。利用切割機將鋼渣顆粒切開,然后選用不同細度的砂紙對鋼渣表面依次打磨,并拋光。經拋光的鋼渣進行碳酸化處理,隨后采用聚焦離子束場發射掃描電子顯微鏡(FEI捷克有限公司的SCIOS)進行BSE礦相分布分析,工作條件為:20 kV電壓、13 nA電流;采用SEM-EDS進行微觀形貌和元素組成分析,工作條件為:20 kV電壓、0.8 nA電流。

2 試驗結果與討論

2.1 碳酸化處理鋼渣的瀝青混合料體積穩定性

2.1.1 不同碳酸化溫度下鋼渣的瀝青混合料體積穩定性

圖2為不同碳酸化溫度下鋼渣的瀝青混合料體積膨脹率。

圖2 不同碳酸化溫度鋼渣的瀝青混合料體積膨脹率Fig.2 Volume expansion rate of asphalt mixture with different carbonation temperature steel slag

由圖2可知:隨著養護齡期的延長,未經碳酸化處理鋼渣的瀝青混合料體積膨脹率大幅升高,在養護3 d后,混合料的膨脹率達到1.49%,接近《公路瀝青路面施工技術規范》(JTG F40—2004)要求的1.5%,養護時間繼續延長至6 d時,膨脹率達到了2.12%,并且仍呈繼續升高的趨勢,說明未經碳酸化處理的鋼渣存在長期性不穩定的問題。

然而,經過不同溫度碳酸化處理鋼渣的瀝青混合料膨脹率,整體上均呈逐漸升高后趨于穩定的變化規律,且均低于未碳酸化鋼渣;養護3 d時混合料膨脹率均低于1.5%,可見,碳酸化處理方式可有效解決鋼渣安定性不良問題。與未碳酸化鋼渣相比,25℃碳酸化處理后鋼渣的瀝青混合料在養護3 d后,膨脹率為1.19%,降低幅度達到20.13%,同時6 d的膨脹率為1.42%,降低達33.01%,說明常溫碳酸化能大幅消解鋼渣中的f-CaO,提高鋼渣的安定性。另外,隨著碳酸化溫度的升高,混合料膨脹率均有所降低,其中60℃碳酸化溫度的膨脹率降低幅度居中,而在90、120、180℃碳酸化溫度下的膨脹率相接近,無顯著差別,其中 90℃處理后混合料3 d膨脹率為0.97%,降低幅度達34.89%,6 d膨脹率為1.16%,降低幅度高達45.28%。由此說明,碳酸化溫度升高有利于提高鋼渣的安定性,但碳酸化溫度超過一定值(90℃)后,其提高鋼渣安定性的作用并不明顯。推測原因為:當溫度低于90℃時,碳酸化過程中CO2對f-CaO消解起主導作用,由于CO2向鋼渣內部傳輸緩慢,導致鋼渣中仍有大量f-CaO存在;當溫度超過90℃時,碳酸化過程中出現水蒸氣,造成水蒸氣的分壓提高,整體壓力增大,進而在CO2和H2O蒸汽分子同時作用下,大幅提高了對f-CaO的消解作用,從而推斷在90℃碳酸化處理條件下4.75～9.5 mm粒徑的鋼渣安定性已趨于良好,碳酸化進程已到達了鋼渣顆粒的中心位置,因此溫度高于90℃的碳酸化(120℃和180℃條件)下鋼渣安定性變化較小,其混合料體積穩定性相接近。

2.1.2 不同碳酸化時間下鋼渣的瀝青混合料體積穩定性

圖3為不同碳酸化時間下鋼渣的瀝青混合料體積膨脹率。

圖3 不同碳酸化時間鋼渣的瀝青混合料體積膨脹率Fig.3 Volume expansion rate of asphalt mixture with different carbonation time steel slag

由圖3可知:經不同碳酸化時間處理鋼渣的瀝青混合料膨脹率均呈現先升高后趨于穩定的規律,同樣在養護3 d時,不同碳酸化時間鋼渣的混合料膨脹率均低于規范規定的1.5%。與未碳酸化鋼渣相比,90℃碳酸化3 h鋼渣的瀝青混合料3 d膨脹率為1.18%,降低幅度達20.80%;養護6 d的膨脹率為1.39%,降低幅度達34.43%,說明90℃碳酸化3 h已大幅消解鋼渣中f-CaO。隨著碳酸化時間的延長,混合料的膨脹率逐漸降低,其中3 h和6 h碳酸化時間下其膨脹率(養護3 d和6 d)降低程度均較接近,而在9、12和24 h碳酸化時間下其膨脹率(養護3 d和6 d)已幾乎相同。這說明延長碳酸化時間會促進鋼渣穩定性的提高,但碳酸化時間長于9 h,延長時間對鋼渣穩定性的提高作用逐漸不顯著。推測原因為:當碳酸化時間少于9 h時,在90℃高溫高壓環境下,CO2和水蒸氣向鋼渣內部傳輸速率較快,加快f-CaO的消解;碳酸化時間到達9 h時,鋼渣內部f-CaO已消解完全,繼續延長碳酸化時間對混合料膨脹率的影響較小。

2.2 碳酸化鋼渣集料的安定性研究

2.2.1 碳酸化處理后鋼渣中f-CaO含量變化規律

圖4、圖5分別顯示了碳酸化溫度、時間對鋼渣中f-CaO含量的影響。

圖4 碳酸化溫度對鋼渣中f-CaO含量的影響(碳酸化時間9 h)Fig.4 Effect of carbonation temperature on the content of f-CaO in steel slag(carbonation time of 9 h)

圖5 碳酸化時間對鋼渣中f-CaO含量的影響(碳酸化溫度90℃)Fig.5 Effect of carbonation time on the content of f-CaO in steel slag(carbonation temperature of 90℃)

由圖4可知:未碳酸化鋼渣中f-CaO含量高達5.46%,隨著碳酸化溫度升高,鋼渣中f-CaO含量呈先降低后趨于平穩的趨勢。25℃碳酸化鋼渣中f-CaO含量下降至4.25%,說明在常溫下CO2和水可與f-CaO反應,并且由于初始CO2壓力為1 MPa,高壓將促進CO2擴散進入鋼渣內部,加快f-CaO的消解;在25～90℃范圍內f-CaO含量大幅下降。由此可推斷,在尚未有大量水蒸氣形成的階段,溫度(100℃以內)與CO2消解f-CaO的效率成正比,符合阿倫尼烏斯公式中化學反應速率常數與溫度變化的關系;但在90～180℃時f-CaO含量變化不顯著,說明在90℃碳酸化下4.75～9.5 mm鋼渣顆粒中f-CaO已消解到一定程度,鋼渣已趨于穩定,繼續升高溫度對加速f-CaO消解作用不明顯,與瀝青混合料體積穩定性變化一致。然而,在90～180℃碳酸化鋼渣中仍有3%左右的f-CaO,其原因可能與化學滴定過程中初始鋼渣內部的Ca(OH)2參與反應,或部分f-CaO沒有水化活性有關。

由圖5可知:在90℃碳酸化作用下,隨著時間的延長,鋼渣中f-CaO含量也呈現先降低后趨于平穩的規律。由此說明,90℃碳酸化9 h可使4.75～9.5 mm粒徑鋼渣中活性f-CaO完全消解,繼續延長碳酸化時間,f-CaO含量未有顯著變化。綜上可知,在90℃碳酸化9 h條件下4.75～9.5 mm鋼渣顆粒中活性f-CaO已完全消解,可達到鋼渣陳化6個月以上的消解效果。

2.2.2 碳酸化處理后鋼渣的壓蒸粉化率變化規律

圖6、圖7分別顯示了碳酸化溫度、時間對鋼渣壓蒸粉化率的影響。

圖6 碳酸化溫度對鋼渣壓蒸粉化率的影響(碳酸化時間9 h)Fig.6 Effect of carbonation temperature on autoclave pulverization rate of steel slag(carbonation time of 9 h)

圖7 碳酸化時間對鋼渣壓蒸粉化率的影響(碳酸化溫度90℃)Fig.7 Effect of carbonation time on autoclave pulverization rate of steel slag(carbonation temperature of 90℃)

由圖6可知:未碳酸化鋼渣的壓蒸粉化率可達5.85%;在相同的9 h碳酸化時間下,隨著溫度的升高,經碳酸化處理鋼渣的壓蒸粉化率幾乎呈直線下降,其變化規律與對應的f-CaO含量變化規律明顯不同,并未出現后期趨于穩定的現象。由此說明,盡管90℃碳酸化處理可以使鋼渣達到穩定,但180℃碳酸化鋼渣安定性更為良好。從鋼渣瀝青混合料體積膨脹率來看,碳酸化溫度高于90℃鋼渣的瀝青混合料體積已穩定,因此利用f-CaO含量來判定鋼渣瀝青混凝土體積穩定性具有一定的可靠性。

由圖7可知:在90℃碳酸化處理下,隨著碳酸化時間的延長,經處理后鋼渣的壓蒸粉化率呈現先大幅降低,后近乎直線型下降的趨勢;同樣,其變化規律與之對應f-CaO含量變化規律不同,也未出現后期趨于穩定的現象。由此說明,在90℃碳酸化9 h內主要消解f-CaO,而隨著時間延長,后期主要消解f-MgO或RO相,進而推斷90℃碳酸化條件下短時間內消解鋼渣中f-CaO,延長碳酸化時間可消解f-MgO或RO相。

2.2.3 碳酸化鋼渣中f-CaO含量與其壓蒸粉化率的關系

圖8為碳酸化鋼渣中f-CaO含量與其壓蒸粉化率的關系圖。

圖8 碳酸化鋼渣中f-CaO含量與其壓蒸粉化率的關系Fig.8 Relationship between f-CaO content in carbonated steel slag and its autoclaving pulverization rate

由圖8(a)可知:在25～90℃范圍內,鋼渣中f-CaO與壓蒸粉化率的關系呈近似直線下降相關,說明在溫度低于90℃時,碳酸化過程鋼渣安定性主要由f-CaO含量決定。當碳酸化溫度高于90℃時,兩者關系近乎呈垂直橫坐標的直線,說明鋼渣經高于90℃碳酸化處理,f-CaO消解到一定程度,鋼渣的壓蒸粉化率降低主要由f-MgO或RO相反應膨脹所貢獻。

由圖8(b)可知:在90℃碳酸化時間3～9h鋼渣中f-CaO含量與壓蒸粉化率的關系,呈下凹逐漸降低的曲線相關,并未出現直線型相關,說明在90℃碳酸化下,隨著時間延長,鋼渣壓蒸粉化率降低不只是f-CaO反應貢獻,f-MgO或RO相也開始反應貢獻;同樣的規律,當90℃碳酸化時間超過9h時,兩者的關系也近似呈垂直于橫坐標的直線相關,進而說明90℃碳酸化時間高于9 h的鋼渣壓蒸粉化率降低主要由f-MgO或RO相貢獻。可知,90℃碳酸化鋼渣壓蒸粉化率降低的原因,在9 h內f-CaO、f-MgO或 RO相均起作用,但f-CaO為主導;而超過9 h時活性f-CaO已完全消解,由f-MgO或RO相起主導作用。

綜上可知,經90、120、180℃碳酸化9 h,以及在90℃碳酸化 9、12、24 h鋼渣的瀝青混合料,在60℃水浴下體積膨脹率均較接近的原因是:鋼渣中活性f-CaO已完全消解,即可保證鋼渣瀝青混凝土體積穩定性良好。

2.3 碳酸化鋼渣微觀形貌分析

2.3.1 BSE微觀形貌分析

圖9為未碳酸化鋼渣的面掃描能譜圖像。在鈣元素分布圖中①位置不存在鈣元素,在氧、鎂、鐵元素分布圖中①位置3種元素含量較高,因此判定①位置為鐵鎂氧化物固溶體,即RO相,并且RO相中鐵含量高于鎂。相同的推斷方法可知,②位置處為硅酸鹽礦物(CxS);③位置為鐵鋁酸鈣(CAF);④位置僅有鈣和氧元素、無硅元素存在,此處為f-CaO。

圖9 未碳酸化鋼渣的EDS-mapping圖像Fig.9 EDS-mapping images of uncarbonated steel slag

利用圖9的分析方法得到碳酸化鋼渣的BSE圖(圖10)。

圖10 不同碳酸化制度下鋼渣的背散射電鏡圖像Fig.10 BSE images of steel slag with different carbonation systems

由圖10(a)可知:未碳酸化鋼渣中CxS、RO相、CAF、f-CaO等各礦物邊緣輪廓清晰、礦物間界面分明,大量RO相呈大顆粒聚集分布,f-CaO呈大顆粒集中分布。與之對比可見,圖10(b)中25℃碳酸化9 h鋼渣內部CxS、f-CaO礦物逐漸分裂,邊緣出現毛刺;但RO相、CAF礦物邊緣和顆粒尺寸并未有顯著變化,說明常溫下碳酸化先易與CxS、f-CaO礦物反應,不易與RO相、CAF礦物反應。而在90℃碳酸化3 h和9 h鋼渣內部CxS、RO相、CAF、f-CaO各礦物均出現分裂、顆粒尺寸變小、邊緣出現鋸齒狀;并且隨碳酸化時間延長此現象越明顯。同樣,在180℃碳酸化9 h鋼渣內部各礦物顆粒尺寸更加減小,各礦物呈均勻分散分布。由此可推斷,碳酸化溫度高于90℃時,鋼渣中各礦物參與反應程度提高,可能與水蒸氣參加礦物水化有關;同時,碳酸化時間延長,鋼渣中各礦物參加反應程度增大。因此解釋了碳酸化溫度高于90℃和時間長于9 h,有利于鋼渣中f-CaO和RO相的消解,促進鋼渣穩定化。由此佐證了碳酸化鋼渣f-CaO含量與其壓蒸粉化率關系中,鋼渣中f-CaO消解到達一定值后,碳酸化鋼渣壓蒸粉化率仍能降低的原因是由RO相消解所貢獻。

2.3.2 SEM微觀形貌分析

圖11為不同碳酸化條件下鋼渣表面SEM圖。

圖11 不同碳酸化制度下鋼渣微觀形貌圖像Fig.11 Micro-morphology of steel slag with different carbonation systems

由圖11(a)可知:在未碳酸化鋼渣表面礦物堆積緊密,有少量顆粒分布于表層。60℃碳酸化9 h的鋼渣表面存在大量尺寸較為接近的立方體狀和板狀顆粒,結合能譜判斷其可能是CaCO3和Ca(OH)2顆粒;并且局部有少量C—S—H凝膠形成,說明60℃碳酸化條件能促進碳酸鈣生成和硅酸鹽礦物水化。然而,在90℃碳酸化6 h鋼渣表面生成了大量大塊堆積的C—S—H凝膠,且零散分布CaCO3大顆粒和圓片狀小顆粒;在90℃碳酸化9 h鋼渣表面不僅存在大塊狀C—S—H凝膠,同時在C—S—H凝膠表面也有CaCO3形成,而且均勻分布大量尺寸不一的CaCO3或MgCO3顆粒。由此說明,溫度低于90℃碳酸化條件更利于CaCO3顆粒生成,但硅酸鹽礦物水化程度較低;達到90℃時,隨溫度升高水蒸氣含量增加,不僅促進硅酸鹽礦物水化形成C—S—H凝膠和Ca(OH)2,而且利于CaCO3或MgCO3顆粒生成,進而推斷90℃高溫已促使f-MgO或RO相參與碳酸化反應;同時,隨著碳酸化時間延長,CaCO3顆粒逐漸長大。由上可知,在高溫90℃碳酸化下,硅酸鹽礦物優先水化形成C—S—H凝膠和小顆粒Ca(OH)2,然后再發生碳化反應形成CaCO3顆粒,并逐漸長大。

在120℃、180℃碳酸化9 h的鋼渣表面有大量簇狀生長的短棒顆粒,呈類似“木材自然斷口”的纖維狀,且顆粒表面附著大量細小立方體顆粒,尤其是180℃條件下的最為顯著;結合能譜分析,可判斷這些細小立方體顆粒可能是夾雜MgCO3和FeCO3等物質的CaCO3。由此說明,高于90℃碳酸化溫度加速鋼渣中各礦物的水化和碳化反應,促使反應產物呈粗纖維狀堆積快速生長,尤其在孔洞內生長迅速,致使鋼渣內部體積增大,這可能是鋼渣在壓蒸條件下粉化率升高的原因。同時,在溫度高于90℃碳酸化條件下有 MgCO3形成,也佐證了上文中,在鋼渣內部f-CaO消解到一定程度下f-MgO或RO相逐漸消解,致使碳酸化鋼渣的壓蒸粉化率降低的結論,進而解釋了90℃和9 h碳酸化鋼渣的瀝青混凝土體積穩定性良好的原因。

3 結 論

(1)利用碳酸化處理鋼渣集料可從根本上解決鋼渣瀝青混凝土體積不穩定的問題。隨鋼渣的碳酸化溫度升高和時間增長,其瀝青混合料體積膨脹率先逐漸降低,隨后溫度高于90℃和時間長于9 h的體積膨脹率相接近(3 d約為0.97%),均低于標準規定養護3 d的1.5%,并且其膨脹率與未碳酸化鋼渣相比,降低幅度達34.89%;其6 d膨脹率(約1.16%)趨于平穩,降低幅度達45.28%,碳酸化鋼渣瀝青混凝土具有長期良好穩定性。

(2)隨碳酸化溫度升高和時間增長,鋼渣中f-CaO含量均先降低后趨于平穩,而鋼渣的壓蒸粉化率卻逐漸下降。碳酸化溫度低于90℃主要消解鋼渣中活性f-CaO;而溫度高于90℃和時間長于9 h碳酸化制度可完全消解4.75～9.5mm鋼渣中活性f-CaO,同時消解f-MgO或RO相,碳酸化時間短于9 h的壓蒸粉化率降低由活性f-CaO起主導作用,而超過9 h時活性f-CaO已完全消解,由f-MgO或RO相起主導作用。

(3)碳酸化溫度升高和時間增長,促進鋼渣內部大顆粒聚集礦物向小尺寸礦物分裂和呈均勻分散重排,有利于硅酸鹽礦物水化和碳酸鹽生成。碳酸化溫度低于90℃,鋼渣中碳酸化產物主要為顆粒尺寸較大且均勻的立方體狀CaCO3;溫度高于90℃,碳酸鹽顆粒尺寸減小,促進f-MgO和RO相參與反應,形成夾雜MgCO3和FeCO3等物質的CaCO3,同時促使短棒簇狀顆粒堆積快速生長,且小尺寸碳酸鹽顆粒附著其表面。