鋼渣混合土基層材料干縮及抗凍性能研究

徐 瑞,黃 偉,張 麗,張耄耋,唐 剛

(安徽工業大學建筑工程學院,馬鞍山 243032)

0 引 言

隨著國家環保整治力度的加大,開采天然砂石料的管控政策逐漸趨嚴,傳統道路基層水泥穩定碎石價格日漸攀升,因此研發性能優異的水泥穩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,發現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,可有效發揮鋼渣潛在的膠凝特性,實現較高的力學強度指標[4-5]。樊慧平[6]對固化劑穩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,發現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]發現二灰鋼渣穩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遇水反應能夠產生微膨脹,從而可以減小二灰鋼渣土的干縮系數。徐曉云[9]研究發現鋼渣穩定土由于鋼渣的膨脹,隨著鋼渣含量增加其干縮系數逐漸減小。Li等[10]研究發現土體經過凍融循環后孔隙比增大。楊林等[11]對固化劑固化石灰土基層進行凍融后發現無側限抗壓強度、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,發現鋼渣與土質量比為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,7 d無側限抗壓強度可達7.19 MPa,持續90 d高溫水浴測試體積膨脹率不超過0.25%,表現出了優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。

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出的未經陳化的轉爐熱悶渣,取經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,凝結時間影響系數比108.3%,抗壓強度比149.2%,水穩定性系數比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《公路工程無機結合料穩定材料試驗規程》(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,10-6。

凍融循環試驗依據規程[16]中的凍融試驗方法進行試件制備及養護,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組。凍融組標準養生28 d后分別凍融2、4、6、8 次循環,測定試件無側限抗壓強度;標養組則分別測得28 d及對應凍融組n次凍融循環同齡期無側限抗壓強度。凍融循環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次凍融循環后的質量損失率,%;m0為凍融循環前試件的質量,g;mn為n次凍融循環后試件的質量,g;BDR為n次凍融循環后的凍融殘留強度比,%;RDC為經n次凍融循環后試件的無側限抗壓強度,MPa;Rc為與凍融組同齡期的標養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]研究發現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增長,12 d后趨于穩定,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生蒸發[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

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,繪制鋼渣占比、水泥摻量與28 d干縮系數的柱狀圖如圖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,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、失水率和干縮系數見表3。對比表3數據可知,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]研究的水泥穩定碎石(中值級配、水泥摻量5%),樊慧平[6]研究的石灰穩定固化土(石灰摻量4%)、水泥石灰穩定固化土(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定級配碎石干縮系數最小,而其余3種材料因摻有素土,整體呈土基材料的高干縮性,干縮系數較水泥穩定碎石呈數量級增大,其中SSMS的干縮系數較石灰穩定固化土大,較水泥石灰穩定固化土小,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

根據試驗數據,繪制各配合比的SSMS質量損失率Wn和凍融殘留強度比BDR隨凍融循環次數的變化曲線如圖5和圖6所示。從圖5、6中可以看出,隨著凍融循環次數的增加,不同配合比SSMS的Wn均呈現近似線性增長的趨勢,而BDR則呈單調降低的趨勢。圖6中BDR值3#配合比試件降幅最小,8次凍融循環BDR值為96.1%,表明其受凍融循環作用的影響最小,抗凍性能最佳,與優選配合比的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,與影響水泥穩定碎石抗凍性能的規律相同[21]。對比圖5和圖6中的1#、3#、5#配合比試件,發現鋼渣占比對試件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,隨著凍融循環次數的增加,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中水分對材料的不利作用[22]。

圖5 Wn-凍融循環次數曲線Fig.5 Curves of Wn and freeze-thaw cycle times

圖6 BDR-凍融循環次數曲線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次凍融循環的試件為凍融組,與其同齡期標養試件為標養組,進行SEM微觀結構分析,標養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境,鋼渣與礦渣微粉的水化反應不能充分激發,故而顆粒間孔隙結構較為明顯;而3#優選配合比試件由于有大量水化產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)可以發現,通過8次凍融循環試驗,凍融組試件團聚體顆粒間孔隙水分歷經反復凍融,對素土和鋼渣顆粒形成擠壓,迫使顆粒發生位移甚至形變,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,并且這種破壞現象隨試件凍融前孔隙發育度呈正相關。孔隙發育度高,孔隙水凍脹效應強,更易破壞水化產物與鋼渣、素土顆粒的膠結作用及其顆粒間的連接作用,孔隙發育更為明顯,結構密實度下降更多[23]。體現在圖7中各凍融組試件較標養組均出現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]研究的水泥穩定碎石(集料級配分形維數2.371,水泥摻量4%),樊慧平[6]研究的石灰穩定固化土(石灰摻量4%)、水泥石灰穩定固化土(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定碎石的BDR高于石灰穩定固化土和水泥石灰穩定固化土,而SSMS的BDR則略高于水泥穩定碎石,表明SSMS的抗凍性可達到甚至超過水泥穩定碎石,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會使鋼渣混合土出現不同程度的孔隙結構,而優選配合比的鋼渣混合土8次凍融循環后整體性最好。

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