海水拌合对盐渍土加固性能的影响

2020-09-12白旭昕陈明涛何小军赵庆新

硅酸盐通报 2020年8期

白旭昕，陈明涛，何小军，赵庆新

(1.燕山大学，河北省土木工程绿色建造与智能运维重点实验室，秦皇岛 066004；2.中国水利水电第四工程局有限公司，西宁 810007；3.石家庄铁路职业技术学院，石家庄 050000)

0 引言

鉴于此，本文以海水拌合以及自来水拌合的水泥和磨细矿渣为固化剂分别制备加固土，研究其强度发展规律，同时结合加固土烧失量、固结物含量、XRD、扫描电镜(SEM)和能谱(EDS)等探究海水拌合对盐渍土加固性能影响的机理。海水拌合盐渍土在保证使用要求的前提下能够有效节约淡水资源，方便施工,对完善土壤固化理论，拓展研究思路以及节约资源有重要意义，对相似工程的开展有着借鉴价值。

1 实验

1.1 原材料

被加固土为黄骅港滩涂地区滨海盐渍土，天然含水率为38.9%，液限、塑限分别为38.8%和20.4%，该盐渍土属于黏性土，其Cl-含量为0.89%。固化剂采用浅野P·O 42.5 R普通硅酸盐水泥和S95级矿渣(GGBS)，盐渍土及固化剂主要化学组成和烧失量见表1。拌合水采用黄骅港滩涂地区天然海水及自来水。

表1 盐渍土、水泥和磨细矿渣的主要化学组成及烧失量Table 1 Main chemical compositions and loss on ignition of saline soil, cement, GGBS /wt%

1.2 配合比及试验方法

1.2.1 试件的制备及无侧限抗压强度测试

为降低盐渍土含水量对试验结果的影响且保持其良好的和易性，在保持盐渍土的基本物理特性不变的条件下，仅调整盐渍土的含水量至37.5%，此时的盐渍土接近实际施工现场的状态且容易搅拌成型。计算含水率为37.5%时所需要额外添加的自来水或海水，据此将盐渍土与海水或自来水置于搅拌机中充分搅拌，待搅拌均匀，将按照表2所示配合比计算并量取的固化剂干粉加入到盐渍土中均匀搅拌。固化剂掺量为总质量(干土、水和固化剂质量之和)的10%和20%。采用50%和75%磨细矿渣等质量替代水泥分别制备成型尺寸为70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm的8类加固土试件，每个配比制备3个加固土试件。为避免碳化和水分流失造成收缩，加固土试件成型后，立刻用凡士林和保鲜膜进行密封并编号放入室温(恒温14.5 ℃)环境中养护至预定龄期。参照JGJ/T 233—2011中无侧限抗压强度试验方法进行强度测试。

表2 加固土配合比Table 2 Mix proportions of reinforced soil /wt%

1.2.2 加固土固结物含量测试

选取经压力机破碎且直径小于10 mm的加固土试件碎片置于孔径为0.315 mm标准筛内，用清水将其表面冲洗干净后置于温度为105 ℃干燥箱中干燥至恒重。加固土固结物含量ω按式(1)进行计算。

(1)

式中：M1为收集的加固土碎片总质量，g；M2为冲洗后干燥至恒重的固结物质量，g。

1.2.3 加固土固结物烧矢量测试

使用参考文献[14]中的处理方法对养护28 d的加固土试件烧失量进行测试。步骤如下：(1)将用水冲洗后的固结物在无水乙醇中用玛瑙研钵研磨成粉末并通过0.16 mm标准筛；(2)采用抽滤瓶对粉末进行真空过滤，乙醇冲洗5次，乙醚冲洗2次；(3)将过滤的粉末放置于真空干燥箱内，在105 ℃的环境中干燥24 h，将干燥后的粉末在950 ℃下灼烧至恒重。加固土固结物烧失量按式(2)计算。

(2)

式中：wne为单位质量加固土的固结物烧失量，%；m1为干燥24 h后的固结物质量，g；m2为烧灼后的固结物质量，g。

1.2.4 加固土XRD测试

用1.2.2中的方法取适量冲洗后的固结物，将固结物浸泡在无水乙醇中终止水化并研磨成粉，过0.16 mm标准筛，放入真空干燥箱中干燥至恒重并编号封存。采用X射线衍射仪对干燥粉末进行分析，衍射角2θ扫描区间设定为10°～80°，扫描速度设置为4°/min。

1.2.5 加固土SEM、EDS测试

先用压力机将加固土试件破碎，挑选片状特征明显，薄厚适中，长宽在1mm左右的加固土碎片放置在无水乙醇中终止水化，观测前要干燥处理。然后在观测前对加固土碎片进行固定和真空喷金处理，在电脑端控制扫描电子显微镜观察加固土试件内部各点形貌。并在有代表性的形貌特征上打点采用EDS技术分析该处元素组成。

2 结果与讨论

2.1 无侧限抗压强度

不同配比加固土28 d、90 d龄期无侧限抗压强度如图1所示。由图1可知：28 d龄期时，当固化剂含量为20%，水泥与矿渣比例为1∶1时，海水拌合的加固土强度远高于自来水拌合的加固土，此时H-1组加固土的强度比Z-1组加固土强度高出约42%；当水泥与矿渣比例为1∶3时，海水拌合的加固土强度低于自来水拌合的加固土，Z-2组加固土的强度比H-2组加固土的强度高出约23%。当固化剂含量为10%时，自来水拌合的加固土的强度高于海水拌合的加固土，相较于固化剂含量20%时，加固土试件的强度大幅下降，强度损失60%以上；加固土在90 d龄期时强度呈现出的规律与28 d时基本一致。对比28 d龄期时加固土的强度，加固土的后期强度发展缓慢，28 d龄期加固土平均强度达到90 d龄期强度的85%。

图1 加固土无侧限抗压强度Fig.1 Unconfined compressive strength of reinforced soils

图2 加固土固结物的含量Fig.2 Consolidation content of reinforced soils

2.2 加固土固结物含量

对不同配合比下28 d和90 d龄期加固土进行固结物含量测试，测试结果如图2所示。由图2可知：总体而言，固结物含量的多少与加固土强度呈正相关，即固结物含量越高，加固土的强度就越高。这说明加固土固结物含量可能是影响加固土强度的重要因素。当固化剂含量为20%，水泥与矿渣比例为1∶1时(H-1和Z-1组)，海水拌合的加固土固结物含量与自来水拌合的加固土固结物含量相差无几，但在强度上，海水拌合的加固土强度高出自来水拌合的加固土强度42%，这说明除固结物含量外还有其他因素影响着加固土的强度。

2.3 加固土固结物烧矢量

图3 加固土烧失量Fig.3 Loss on ignition of reinforced soils

分别对28 d和90 d龄期加固土的固结物烧失量进行测试，结果见图3。由图3可知：28 d与90 d龄期的加固土固结物烧失量之间的差距不大，均在10%以内，且海水拌合时，各配比间固结物烧失量变化较为稳定；各龄期自来水拌合的加固土固结物烧失量皆高于用海水拌合的加固土固结物烧失量，这可能是因为海水拌合的加固土生成的胶凝产物结构更致密，水化产物网状结构与土颗粒的结合更好；烧失量的变化规律与图1强度的变化规律相关性较低，因此不能单独采用加固土水化产物数量解释其强度差异。

2.4 水化产物XRD分析

加固土的破坏形态呈脆性破坏，加固土的固结物中可能形成了类晶态的水化产物[14]。为进一步探知结晶水化产物的类型及其加固机理，对28 d龄期不同配比的加固土以及盐渍土进行X射线衍射试验，结果见图4。从图4可知，加固土内成型较好的矿物主要有石英、方解石以及一种新生成的沸石类物质(CaAl2Si2O8·4H2O)。对比盐渍土与不同配比加固土的XRD谱可观察到，盐渍土中的高岭土(Al2Si2O5(OH)4)、钠长石(NaAlSi3O8)以及透长石(KSi3AlO8)三类晶体的衍射峰消失，而加固土XRD谱中2θ=26.64°处出现了新的含Si和Al的产物，这证明盐渍土中的透长石、钠长石以及高岭土参与了生成沸石类物质(CaAl2Si2O·4H2O)的反应。这种沸石类物质为水钙沸石，沸石类物质的体积膨胀可起到填充作用，从而提高加固土的强度。加固土在25°～35°之间均出现了明显“凸包”现象，说明水化产物中有C-S-H凝胶的生成。加固土中没有出现Ca(OH)2的衍射峰，说明Ca(OH)2在加固土中没有以晶体形式析出，亦或是在试样制备的过程中发生了碳化，转化为CaCO3所致。相较于海水拌合，自来水拌合的加固土XRD谱峰值相对较低，这说明海水拌合而成的加固土的反应产物的结晶度更好，晶体化的程度以及有序性更好。

图4 盐渍土及不同配合比加固土XRD谱Fig.4 XRD patterns of saline soil and reinforced soils with different mix ratio

2.5 加固土微观形貌SEM分析

为确定加固土的微观形貌特征，对28 d不同配比海水拌合及自来水拌合加固土的断裂面进行SEM试验，如图5所示。由图5可知,加固土内部均产生了纤维状、丛簇状以及连续的呈褶皱状的C-S-H凝胶，同时也生成了大量椭球体以及短柱状产物CaCO3，吸附于C-S-H凝胶上，CaCO3的生成除盐渍土中固有之外，还可能是因为粉土质盐渍土保水性差，实验中加固土被压碎后，溶解在孔隙水中的Ca(OH)2随着孔隙水蒸发到加固土表面，与空气接触后碳化所致。对比H-1～H-4与Z-1～Z-4图像可知，海水拌合的加固土内部产物结晶粗大密集，填充效果明显，自来水拌合的加固土内部水化产物更多。

图5 不同配合比加固土SEM照片Fig.5 SEM images of reinforced soils with different mix ratios

2.6 加固土EDS能谱分析

为进一步探究固化剂在海水环境中的水化反应机理。在SEM微观形貌检测试验的基础上对Z-1、Z-3、H-1和H-3组中的明显晶体结构打点测定该晶体的化学组成。H-1和Z-1组EDS打点位置照片见图6。矿渣是水化产物中铝元素的主要来源，为研究盐渍土表面活性离子与矿渣的水化反应，特别地对EDS能谱分析结果中的硅元素和铝元素进行分析。H-1和Z-1组各点硅元素和铝元素的EDS分析结果见表3。

图6 H-1与Z-1组EDS点位图Fig.6 EDS spot images of H-1 and Z-1 groups

表3 H-1与Z-1组各点硅元素和铝元素分析结果Table 3 Analysis results of silicon and aluminum at various spots of H-1 and Z-1 groups/wt%

对比分析表3中的EDS分析结果可知，H-1组水化产物中的硅元素与铝元素的质量百分比比Z-1中的低。磨细矿渣和盐渍土是加固土中铝元素的主要来源，而盐渍土的活性远不如磨细矿渣，故水化产物中铝离子的出现，主要是因为矿渣参与了水化。在海水拌合的加固土水化产物中铝离子含量较低，这说明在海水拌合的加固土中矿渣的水化反应受到了一定程度的抑制。

将H-3和Z-3组进行同样的EDS分析，H-3和Z-3组EDS打点位置照片见图7。H-3和Z-3组各点硅元素和铝元素的EDS分析结果见表4。

图7 H-3与Z-3组EDS点位图Fig.7 EDS spot images of H-3 and Z-3 groups

表4 H-3与Z-3组各点硅元素和铝元素分析结果Table 4 Analysis results of silicon and aluminum at various spots of H-3 and Z-3 groups/wt%

2.7 海水拌合对加固土强度影响机理浅析

固化剂含量相同条件下，加固土强度的产生主要依赖于水化产物的胶结作用，加固土孔隙中水化产物的多少决定着加固土的强度[16]。在水化产物数量基本相同时，结合加固土固结物烧失量曲线与SEM照片分析，加固土的强度将是水化产物数量与加固土的密实度共同作用的结果。

在固化剂含量为10%时(即H-3、H-4、Z-3、Z-4组)，主导强度的因素是水化产物的生成量，此时海水拌合加固土的固结物含量约为自来水拌合加固土的一半。海水拌合的加固土的无侧限抗压强度低于自来水拌合的加固土，这是因为在海水环境中，水泥的水化反应进行较快，未水化的固化剂颗粒以及盐渍土颗粒被水泥水化生成的C-S-H凝胶包裹，阻碍了水泥及矿渣的水化反应，生成的水化产物少于自来水拌合的加固土。

当固化剂含量为20%，水泥与矿渣比例为1∶1时(即H-1和Z-1组)，海水拌合与自来水拌合的加固土固结物含量接近，此时土体密实度对加固土强度的影响较大。海水与水泥迅速反应，生成的水化产物以及沸石类物质能够补偿成型时土壤胶结料消耗水分而产生的体积收缩，使得孔隙率下降，结构更加致密，且海水中的活性金属阳离子比自来水中的阳离子价位高、浓度大，离子交换作用会使土壤颗粒间双电层厚度更薄，化学键强度更高(结晶度好)，土壤颗粒团聚性趋势更好,土体结构的密实度有所提升[17]。因此，水化产物生成量相近的情况下，海水拌合的加固土密实度更好，强度高于自来水拌合的加固土。