单组分地聚物加固海相沉积软土的复合地基

刘纪峰， 张会芝*， 郑春林， 叶德泰

(1. 三明学院 建筑工程学院， 福建 三明 365004；2. 海峡建工集团有限公司， 福建 福州 350000；3. 海颐建工集团有限公司， 福建 三明 366100)

0 引言

海相沉积软土在我国东南沿海广泛分布， 具有含水量高、 压缩性高、 孔隙比大、 抗剪强度低等特性， 一旦扰动， 其结构性很容易被破坏， 造成强度降低和长期大变形等工程问题[1]。 在海相沉积软土中进行地铁隧道、 深基坑、 地基处理等施工， 常用水泥浆液加固， 存在能耗高、 二氧化碳排放量大、 抗氯离子长期侵蚀性能差、 工程造价较高等不足[2]， 对性能优良、 节能环保、造价低廉的海相沉积软土加固新材料的需求迫切。

地聚合物(geopolymer， 又称地质聚合物或地聚物， 文中统称地聚物)是由硅铝酸盐及其氧化物(主要是SiO2和Al2O3)在碱性环境中反应生成的凝结硬化材料， 具有快硬早强和耐化学侵蚀性等性能[3]， 可在部分环境替代水泥制备混凝土， 减少碳排放[4]， 近年来引起学者关注。Coudert 等探讨用碱活化高钙粉煤灰基浆液改善软黏性土的工程特性[5]； Murmu 等利用氢氧化钠(NaOH)和偏硅酸钠(Na2SiO3)激发粉煤灰制备地聚物改善膨胀土的工程性质[6]； Yi 等利用不同激发剂和粒化高炉矿渣制备地聚物加固海相沉积软土[7]； 俞家人等采用矿渣微粉与碱激发溶液混合制成的地聚物材料加固软黏土[8]； 刘旭等的研究表明， 偏高岭土基地聚物是一种有效的含硫软土加固材料[9]； Hughes 等将粒化高炉矿渣与红石膏掺和， 进行英国肯特郡泥炭土的加固[10]。

铅锌铁等金属尾矿的主要成分为硅铝矿物，通过高温烧结和磨细， 能产生较好的活性， 可制备单组分地聚物。 刘清等以碱浸铅锌渣和偏高岭土为原料， 以硅酸钠和氢氧化钠为激发剂制备碱浸铅锌渣地聚物并分析其力学性能[11]； Perumal等试验研究了磷矿、 高岭石和锂矿尾矿有效参与碱活化的能力， 以及碱性条件下， 热处理对提高尾矿活性的效果[12]； 白蕾以粉煤灰、 矿渣等大宗工业固体废弃物及水泥为主要原料， 在改性水玻璃的激发下制备地聚合物注浆材料[13]； 张会芝等研究了铅锌尾矿地聚物建材化利用的可行性[14-15]； Wei 等用高温活化的钒尾矿和偏高岭土为前驱物制备单组分地聚物， 发现煅烧温度对钒尾矿活化至关重要并最终影响地聚物的抗压强度， 在400℃～600℃热活化后， 制备的地聚物标准养护7 d 后的抗压强度达29 MPa[16]。

国内外学者的研究推动了地聚物加固土体的进展， 但对于铅锌尾矿地聚物加固海相软土地基的研究， 尚未见文献报道。 为此， 笔者以铅锌尾矿渣为主要原材料制备单组分地聚物， 并探讨其加固海相沉积饱和软土的机理和形成复合地基的承载力特性。

1 单组分地聚物的制备及性能测试

以硅铝比分别为 2.50、 2.75、 3.00 和 3.25将偏高岭土和铅锌尾矿渣(二者主要矿物成分见表1)掺合， 并分别经600℃持续4 h、 800℃持续3 h 40min 和1350℃持续3h 煅烧， 其后掺加烧结料质量比8%的氢氧化钠和12%的偏硅酸钠， 磨细至比表面积 350 ～ 400 m2·kg-1， 按 0.35 的水固比做胶砂试验， 自然养护28 d 后测试试样强度， 试验方案和结果见表2。 由表2 可知: 当硅铝比为 2.75 ～3.25 时， 各组试样的 28 d 抗压强度略高于325 水泥， 而28 d 抗折强度低于325 水 泥， 即比325 水泥更具有脆硬性。

表1 偏高岭土和铅锌尾矿渣主要矿物成分表 %

表2 试验方案和结果

2 单组分地聚物加固海相沉积饱和软土效果与机理

将采用方案2 ～8 制备的单组分地聚物与被加固海相沉积饱和软土以15%～25%的质量比进行充分拌合后， 装入直径50 mm、 高100 mm 的PVC 塑料管中， 并分层压实， 室内自然养护。 被加固的海相沉积饱和软土显著膨胀(图1)， 养护28 d 后测量， 总膨胀率在10%～25%， 并随地聚物掺量的增加而增大。 养护7 d 后与同条件养护的纯海相沉积饱和软土试样进行含水量测试， 得出单组分地聚物吸水量为其质量的35%～50%。养护28 d 后测试各试样的无侧限抗压强度: 纯海相沉积饱和软土试样， 0.248 MPa； 其余试样，1.500～3.750 MPa， 是纯海相沉积饱和软土试样的 6～15 倍。

图1 养护中的加固试样显著膨胀

单组分地聚物加固海相沉积饱和软土的反应机理如下: 单组分地聚物的主要成分为SiO2和Al2O3， 与海相沉积饱和软土搅拌混匀后， 地聚物中的碱性激发剂在水环境下生成OH-离子， 使搅拌混合体呈碱性， 高浓度的 OH-促使 SiO2、Al2O3中的 Si—O 键和 Al—O 键断裂， 生成 N-AS-H 凝胶， 再经过缩聚反应形成具有一定强度的聚合物， 这些网络结构的聚合物强化软土颗粒之间的黏结性能， 从而提高其强度[17]。

3 单组分地聚物加固海相沉积饱和软土复合地基承载力特性

在单组分地聚物搅拌桩桩位周边， 正方形(图2(a))或梅花形(图2(b))布设竖向排水体；竖向排水体为直径7.0～10 cm 的砂井、 袋装砂井或宽度为10 cm 的塑料排水带， 深度根据加固土层厚度确定， 水平间距1.0 ～1.5 m， 位置偏差小于5 cm， 垂直度偏差小于1%。 地表铺设 0.5 ～1.0 m 厚的中粗砂水平排水体(后期作为复合地基的褥垫层)， 并压实至中密状态。

图2 单组分地聚物搅拌桩和竖向排水体布置图

根据搅拌桩桩身强度的设计要求， 制备的单组分地聚物掺量为被加固饱和软土质量的15%～25%。 以干粉喷射搅拌法施工， 形成0.2 ～0.5 m直径的搅拌桩， 可用 “一喷二搅” 或 “二喷三搅” 的施工工艺， 使单组分地聚物与饱和软土搅拌均匀， 桩位偏差和垂直度偏差根据《建筑桩基技术规范》(JGJ94—2018)确定。

如图3 所示， 搅拌桩施工完成后， 桩体中的单组分地聚物吸收饱和软土中水分进行水化反应， 吸水量为单组分地聚物质量的35%～50%，水化反应过程中搅拌桩体积膨胀10%～25%， 膨胀力挤压周边土体， 一方面使土体密实度增加，另一方面产生超孔隙水压力， 使周边饱和软土中的水分通过竖向排水体排出地面， 再通过地面上的水平排水体排出场外， 由此加快海相沉积饱和软土的排水固结速率。

图3 搅拌桩膨胀加速饱和软土固结示意图

假定海相沉积饱和软土层厚50 m， 水平固结系数 Cv＝ 竖向固结系数 Ch＝ 1.8×10-3cm2·s-1，袋装砂井直径dw＝0.1 m， 砂井水平间距l ＝1.4 m， 砂井深度 H1＝ 10 m， 砂井按图 2(b)布置，直径0.5 m 的搅拌桩施工100 d 后， 砂井范围内土层的平均固结度可达到96%， 计算过程如下:

式(1)～(8)中:def为每个排水井的有效影响范围(cm)，Th为水平固结时间因数(无量纲)，Tv为竖向固结时间因数(无量纲)， t 为固结时间(s)， H为土层的竖向排水距离(cm)， n 为井径比(无量纲)，Fn为井径比影响参数(无量纲)，为径向排水平均固结度(%)，z为竖向排水平均固结度(%)，rz为砂井范围内土层平均固结度(%)。

因单组分地聚物具有早强特性， 经过较短的时间(一般在28 d 内)， 单组分地聚物搅拌桩就形成桩身强度1.500～3.750 MPa 的结石体。 由于单组分地聚物搅拌桩的吸水和膨胀双重作用， 使周边海相沉积饱和软土加速排水固结， 与结石体共同作用形成复合地基， 使得海相沉积饱和软土的强度提高、 变形量降低。 此时， 地表 0.5 ～1.0 m 厚、 中密状态的中粗砂水平排水体， 成为复合地基的褥垫层， 上部荷载作用后， 搅拌桩和周边软土需要变形协调， 承载力较大、 变形较小的地聚物搅拌桩刺入褥垫层， 承载力较小、 变形较大的周边软土继续排水固结， 强度进一步提高， 变形进一步降低， 直至二者与上部荷载达到静力平衡和变形协调状态(图4)。

图4 地聚物搅拌桩复合地基示意图

以上述数据继续计算单组分地聚物加固海相沉积饱和软土复合地基的承载力。 以25%的质量比掺加单组分地聚物， 形成桩身强度为3.75 MPa的搅拌桩， 对排水固结后软土承载力特征值fsk取150 kPa， 经计算， 复合地基置换率 m ＝ 23.1%，根据桩侧摩阻力和桩底端承力计算单桩承载力特征值Ra(kN)为:

根据桩身强度确定Ra为:

取Ra＝589 kN 计算复合地基承载力特征值 fspk(kN)为:

式(9)～(11)中:up为桩身横截面周长(m)，qsi为各土层桩周土摩阻力特征值(kPa)， 取35 kPa，li为按土层划分的各段桩长(m)， α 为桩端天然地基承载力折减系数， 取1， Ap为桩端横截面积(m2)，qp为桩端天然地基承载力特征值(kPa)，取 410 kPa， η 为折减系数， 取 0.8， fcu为桩身强度(kPa)， λ 为桩间土承载力发挥度(无量纲)，取0.5。

4 分析与讨论

由表1、 表2 可知， 利用铅锌尾矿和偏高岭土， 通过调节二者的质量比使掺合料中的硅铝比在2.50 ～3.25 之间， 通过高温煅烧一定时间后掺加固体碱激发剂并磨细， 制备成单组分地聚物。 在自然养护条件下， 325 水泥和单组分地聚物的胶砂试样均未能充分水化， 前者的28 d 抗压强度为25.5 MPa， 为325 水泥胶砂标准养护试件的80%左右。 当掺合料中硅铝比为2.75、 3.00和3.25 时， 各单组分地聚物的抗压强度均高于325 水泥地聚物； 当掺合料中硅铝比为2.50 时，无论烧结温度高低和持续时间长短， 其试件的抗压强度均在15.0 MPa 左右， 比325 水泥试件低40%左右。

对比各组试样的抗折强度可知， 与水泥胶砂试样相比， 单组分地聚物试样的抗折强度普遍较低， 表明单组分地聚物脆性更大， 承受压力性能较好， 但抗弯曲、 抗剪切性能较差， 在工程应用时应充分注意。

固体碱激发剂掺量相同的情况下， 硅铝比是决定单组分地聚物强度的主要因素， 本次试验条件下适宜的硅铝比为3.00±0.25， 烧结温度和烧结时间的影响较小， 同种条件下， 试件强度随烧结温度增加而轻微下降。 在硅铝比为 3.25、1 350℃烧结3 h 时， 试样出现熔融板结现象。 为节约能源， 后续试验可采用600℃～800℃的烧结温度， 并适当减少烧结时间。

利用铅锌尾矿单组分地聚物加固海相沉积饱和软土， 加固后的软土大幅膨胀， 通过设置的竖向排水带、 水平排水体加速饱和软土的排水固结， 并形成单组分地聚物搅拌桩桩体， 其膨胀效应可使范围内饱和软土在较短的时间达到90%以上的固结度。 此时， 地面水平排水体可作为褥垫层协调桩-土变形和承载， 地聚物搅拌桩、 排水固结的土体和褥垫层形成复合地基， 其承载力特征值可达排水固结后软土承载力特征值的5 倍以上。 文中单组分地聚物加固海相沉积饱和软土的效果和复合地基承载力的计算结果， 应用于工程实际时， 应结合现场试验测试进一步确认。

5 结论与建议

“碳达峰、 碳中和” 是我国绿色发展的必由之路。 国务院发布的 《2030 年前碳达峰行动方案》 明确指出: 推动建材行业碳达峰， 鼓励建材企业使用尾矿渣等作为原料或水泥混合材[18]。铅锌尾矿渣富含SiO2、 Al2O3等活性成分， 具有很高的利用价值。 为此， 本次试验以铅锌尾矿渣等为原材料， 通过偏高岭土调节组分中的硅铝比， 并经高温煅烧后掺加适量的固体碱性激发剂， 混合后粉磨至比表面积 350 ～400 m2·kg-1，制成单组分地聚物， 将单组分地聚物以15%～25%的质量比掺入海相沉积饱和软土， 利用水化反应吸水和膨胀， 加速饱和软土排水固结， 最终形成复合地基， 试验测试和理论计算的结果表明:

(1)按表2 方案制备的单组分地聚物28 d 抗压强度为15.0～27.4 MPa， 原材料中硅铝比是单组分地聚物强度的主要影响因素， 本次试验条件下适宜的硅铝比为3.00±0.25；

(2)单组分地聚物吸水量为其质量的35%～50%， 与海相沉积饱和软土发生水化反应， 混合物体积膨胀10%～25%， 加固后的海相沉积饱和软土无侧限抗压强度提高6～15 倍；

(3)单组分地聚物搅拌桩加固海相沉积饱和软土时， 通过吸水和膨胀， 能有效加速饱和软土的排水固结， 搅拌桩形成桩身强度1.500 ～3.750 MPa 的结石体， 可与周边排水固结的土体、 地面水平排水体形成复合地基， 其承载力特征值是排水固结后软土承载力特征值的5 倍以上。

本次试验还有三个需要改进的方面， 可为下一步研究提供方向。 一是养护条件对试件强度有较大影响， 建议后续研究统一采用标准养护， 更具有对比性； 二是烧结温度不宜过高， 烧结试样强度的影响因素可采用正交试验进一步分析； 三是地聚物加固海相沉积饱和软土的膨胀机理需要进一步揭示， 膨胀力需要量化， 为提高饱和软土固结速率和完善复合地基设计提供依据。