宮經(jīng)偉， 林浩然， 王 亮， 慈 軍， 柴志鵬， 李 慧， 李文磊， 瑞 雪， 陳迎巷

(新疆農(nóng)業(yè)大學(xué)水利與土木工程學(xué)院， 烏魯木齊 830052)

土壤中易溶鹽含量超過0.3%的土稱為鹽漬土，將未經(jīng)處理的鹽漬土作為填料用于基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)時(shí)，遇水極易發(fā)生基礎(chǔ)的翻漿、凍脹和溶陷等危害，嚴(yán)重影響了基礎(chǔ)設(shè)施的安全性和穩(wěn)定性。在鹽漬土中加入固化材料改良鹽漬土的力學(xué)性能使其成為滿足基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)的材料顯得尤為重要。

上述學(xué)者的研究為改良鹽漬土的工程應(yīng)用奠定了一定基礎(chǔ)。然而，上述研究多是利用水泥、石灰和堿激發(fā)劑等高能耗、高CO2排放量的材料作為固化材料，探索全固廢材料作為鹽漬土固化劑是響應(yīng)國(guó)家節(jié)能減排的具體舉措。為此，選用全固廢膠凝材料(電石渣、粉煤灰、礦渣)固化鹽漬土，利用正交試驗(yàn)方法，選擇對(duì)固化鹽漬土力學(xué)性能影響最為突出的幾個(gè)因素，即電石渣摻量、火山灰質(zhì)材料(粉煤灰、礦渣)、礦渣占比(占火山灰質(zhì)材料的比值)和硫酸鹽含量等作為影響因素，分析不同因素對(duì)固化土力學(xué)性能的影響規(guī)律，通過極差分析、方差分析、二階混合料規(guī)范多項(xiàng)式分析，確定各因素對(duì)固化土力學(xué)性能的影響排序及顯著性，建立各影響因素與固化鹽漬土無側(cè)限抗壓度間的計(jì)算模型，分析各影響因素對(duì)固化鹽漬土抗壓強(qiáng)度的影響，通過掃描電子顯微鏡(scanning electron microscope，SEM)和熱重分析等微觀分析方法，分析礦渣占火山灰質(zhì)材料比值對(duì)固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度的影響規(guī)律。研究成果不僅使工業(yè)廢棄得到物循環(huán)利用，減少了資源浪費(fèi)和環(huán)境污染，還為電石渣、粉煤灰、礦渣等全固廢膠凝材料在鹽漬土的工程應(yīng)用奠定基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

1.1 原材料

全固廢膠凝材料選用烏魯木齊市周邊乙炔工廠排放的電石渣、瑪納斯電廠生產(chǎn)的Ⅰ級(jí)粉煤灰和新疆寶新盛源建材有限公司生產(chǎn)的S75礦渣，膠凝材料的化學(xué)組成如表1所示。

表1 膠凝材料的化學(xué)組成Table 1 Chemical composition of cementitious materials

土壤選用昌吉市第二污水處理廠周邊地表下深2 m的黃土，土壤中易溶鹽含量為0.27%，屬于非鹽漬土，用無水硫酸鈉來配置不同硫酸鹽含量的鹽漬土。

無水硫酸鈉選用天津市致遠(yuǎn)化學(xué)試劑有限公司生產(chǎn)的無水硫酸鈉(純度為99%)。

1.2 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

由文獻(xiàn)[3,5-7]的研究成果可知，影響全固廢膠凝材料固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度的主要因素為電石渣摻量、火山灰質(zhì)材料摻量(由粉煤灰和礦渣組成)、火山灰質(zhì)材料摻量中礦渣占比(簡(jiǎn)稱“礦渣占比”)和硫酸鹽含量，選擇上述4個(gè)因素作為正交試驗(yàn)的影響因素，每個(gè)因素選取5個(gè)水平，如表2所示，選用L25(56)正交試驗(yàn)表，如表2所示。

表2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)Table 2 Experiment design

1.3 試驗(yàn)儀器及試驗(yàn)

1.3.1 擊實(shí)試驗(yàn)

將土樣與全固廢膠凝材料充分?jǐn)嚢瑁凑铡豆饭こ虩o機(jī)結(jié)合料穩(wěn)定材料試驗(yàn)規(guī)程》[8](JTG E51—2009)中的要求，進(jìn)行重型擊實(shí)試驗(yàn)，選用STDJ-3型數(shù)顯多功能電動(dòng)擊實(shí)儀，測(cè)試不同膠凝材料配比下固化鹽漬土試件的最優(yōu)含水率和最大干密度。

1.3.2 無側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)

按照重型擊實(shí)試驗(yàn)獲得的最優(yōu)含水率和最大干密度配置固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度試件(試件為圓柱體，尺寸為φ50 mm×H50 mm)，試件壓實(shí)度為98%，將成型試件包裹在聚氯乙烯袋中放置在溫恒濕[(20±2) ℃ 、95%濕度]的養(yǎng)護(hù)室中養(yǎng)護(hù)。待養(yǎng)護(hù)到相應(yīng)齡期時(shí)將試件取出進(jìn)行無側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)。無側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)選用RGM-4300型萬能試驗(yàn)機(jī)，軸向位移速度為1 mm/min。

1.3.3 SEM掃描電鏡測(cè)試

采用Quanta FEG 250型電子掃面顯微鏡分析全固廢膠凝材料固化鹽漬土試件的微觀形貌。測(cè)試樣為無側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)后試件的中心樣，將試樣浸入無水乙醇中72 h終止水化。將試樣取出在40 ℃ 環(huán)境下烘干12 h，然后用鍍膜機(jī)對(duì)試樣進(jìn)行噴金鍍膜處理，將處理好的試樣放置到測(cè)試臺(tái)上測(cè)試。

1.3.4 TG-DTA熱重分析測(cè)試

采用梅特勒-托利多TGA/DSC型熱重及熱分析儀對(duì)固化鹽漬土試件進(jìn)行熱重-差熱分析(thermogravimetric-differential thermal analysis, TD-DTA)，測(cè)試溫度為25～800 ℃,升溫速率為10 K/min。取無側(cè)限抗壓強(qiáng)度測(cè)試后的試件進(jìn)行測(cè)試，通過測(cè)定不同溫度范圍內(nèi)試件質(zhì)量的損失量來計(jì)算水化硅酸鈣、鈣礬石、氫氧化鈣等含量。由Fraire-Luna等[9]的研究可知固化鹽漬土試件在50～200 ℃ 的質(zhì)量損失為鈣礬石和水化硅酸鈣脫水所致，由崔孝煒等[10]的研究可知,固化鹽漬土試件在400～500 ℃ 的質(zhì)量損失為強(qiáng)氧化鈣脫羥基所致，由黎良元等[11]、杜延軍等[12]的研究可知固化鹽漬土在700～800 ℃ 的質(zhì)量損失由方解石分解所致。

2 正交試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 正交試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)得到1組非固化鹽漬土和25組正交試驗(yàn)固化鹽漬土的擊實(shí)參數(shù)、養(yǎng)護(hù)28 d齡期的無側(cè)限抗壓強(qiáng)度，試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。由表3可知，全固廢膠凝材料固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度均高于非固化鹽漬土，固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度最大值出現(xiàn)在S5，較非固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度提升了81.8倍。為進(jìn)一步分析各影響因素與全固廢膠凝材料固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度的關(guān)系，采用極差分析和方差分析來分析不同影響因素對(duì)全固廢材料膠凝固化鹽漬土無側(cè)線抗壓強(qiáng)度的影響。

表3 全固廢膠凝材料固化鹽漬土擊實(shí)試驗(yàn)和養(yǎng)護(hù)28 d齡期無側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Unconfined compressive strength test results of solidified solid waste salted soil

2.2 正交試驗(yàn)固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度結(jié)果分析

對(duì)養(yǎng)護(hù)28 d齡期的固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度正交試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行極差和方差分析，分析結(jié)果如表4和表5所示。由表4和表5可知，養(yǎng)護(hù)齡期為28 d時(shí)，各因素對(duì)固化土擊實(shí)性能影響權(quán)重按從大到小排序?yàn)椋夯鹕交屹|(zhì)摻量、礦渣占比、電石渣摻量、硫酸鹽含量，其中火山灰質(zhì)材料摻量對(duì)固化土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度有特別顯著的影響。由圖1可知，正交試驗(yàn)組養(yǎng)護(hù)齡期28 d時(shí)，隨著電石渣摻量的增加，固化土的抗壓強(qiáng)度隨之降低。電石渣摻量從4%增加到20%，無側(cè)限抗壓強(qiáng)度降低27.7%。隨著火山灰質(zhì)材料摻量和礦渣占比的增大，固化土抗壓強(qiáng)度隨之增大。火山灰質(zhì)材料摻量從0增加到24%，無側(cè)限抗壓強(qiáng)度增長(zhǎng)526.4%。礦渣摻量從0%增加到100%，無側(cè)限抗壓強(qiáng)度增加145.1%。隨著硫酸鹽含量的增加，固化土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度先增加后減小，在硫酸鹽含量為1.5%時(shí)出現(xiàn)了最大值。

表4 固化鹽漬土養(yǎng)護(hù)28 d齡期無側(cè)限抗壓強(qiáng)度極差分析Table 4 Extremely poor analysis of unconfined compressive strength of cured saline soil at 28 d

表5 固化鹽漬土養(yǎng)護(hù)28 d齡期無側(cè)限抗壓強(qiáng)度方差分析Table 5 Variance analysis of unconfined compressive strength of cured saline soil at 28 d

圖1 各影響因素對(duì)固化鹽漬土28 d抗壓強(qiáng)度的影響Fig.1 The influence of various factors on the 28 d compressive strength of solidified saline

2.3 全固廢膠凝材料固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度計(jì)算模型

2.3.1 計(jì)算模型建立及精度分析

對(duì)固化鹽漬土28 d無側(cè)限抗壓強(qiáng)度進(jìn)行多元非線性回歸分析，得到各影響因素與固化鹽漬土28 d齡期無側(cè)限抗壓強(qiáng)度的非線性回歸關(guān)系公式，回歸模型采用二階混合料規(guī)范多項(xiàng)式，回歸公式為

Y=1.625 2+36.492 2x1+116.939 6x2-

6.039 6x3-69.698 2x4-404.091 1x1x2+

105.763 5x1x3+1 860.825 7x1x4+

73.842 4x2x3+667.380 0x2x4+59.587 9x3x4-

(1)

式(1)中：x1為電石渣摻量，取值范圍為0.04～0.20；x2為火山灰質(zhì)摻量，取值范圍為0～0.24；x3為礦渣占比，取值范圍為0～1；x4為硫酸鹽含量，取值范圍為0.03～0.27；R2為相關(guān)系數(shù)。

圖2為全固廢膠凝材料固化鹽漬土養(yǎng)護(hù)28 d齡期無側(cè)限抗壓強(qiáng)度預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值對(duì)比圖。由圖可知，28 d無側(cè)限抗壓強(qiáng)度回歸模型的平均相對(duì)誤差為5.93%，相對(duì)誤差δ在10%以內(nèi)的合格率為84%，說明此回歸模型具有較高的精度。

圖2 固化鹽漬土抗壓強(qiáng)度預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值對(duì)比Fig.2 Comparison of predicted and actual measured compressive strength of solidified saline

2.3.2 計(jì)算模型仿真計(jì)算

對(duì)28 d固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度計(jì)算模型進(jìn)行仿真計(jì)算，計(jì)算各影響因素對(duì)固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度的影響，并與實(shí)測(cè)值進(jìn)行比較，各影響因素對(duì)固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度影響圖如圖3所示。由圖3可知，固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度與火山灰質(zhì)材料摻量成正比，與電石渣摻量成反比，隨著硫酸鹽含量的增加固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度呈先增大后減小的變化規(guī)律。仿真計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值的結(jié)果相同，進(jìn)一步說明計(jì)算模型具有很好的適用性。通過模型仿真計(jì)算可知，電石渣摻量為4%、火山灰質(zhì)材料摻量為24%、礦渣占比為100%時(shí)，固化土具有最優(yōu)的力學(xué)特性。

圖3 各因素對(duì)固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度的影響Fig.3 Influence of various factors on the unconfined compressive strength cured saline soil

2.4 養(yǎng)護(hù)齡期對(duì)不同礦渣占比固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度的影響

由計(jì)算模型仿真計(jì)算可知，當(dāng)電石渣摻量為4%，火山灰材料占比為24%，礦渣占比為50%，硫酸鹽含量為1.8%時(shí)，固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度有最大值，由正交試驗(yàn)分析可知，礦渣占比對(duì)固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度有著顯著性影響，且隨著礦渣占比的增加，固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度逐漸增大，為了進(jìn)一步分析養(yǎng)護(hù)齡期對(duì)不同礦渣占比固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度的影響，對(duì)不同養(yǎng)護(hù)齡期的固化鹽漬土試件進(jìn)行無側(cè)限抗壓強(qiáng)度測(cè)試，不同礦渣占比固化鹽漬土試件無側(cè)限抗壓強(qiáng)度隨養(yǎng)護(hù)齡期的變化規(guī)律如圖4所示。

圖4 養(yǎng)護(hù)齡期對(duì)固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度的影響Fig.4 Effect of curing age on unconfined compressive strength of cured saline soil

由圖4(a)可知，全固廢膠凝材料固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度隨養(yǎng)護(hù)齡期的增加逐漸增大，當(dāng)養(yǎng)護(hù)齡期相同時(shí)，隨著火山灰質(zhì)材料摻量中礦渣占比的增加，固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度逐漸增大。以養(yǎng)護(hù)28 d齡期為例，當(dāng)電石渣摻量為4%、火山灰質(zhì)材料摻量為24%、硫酸鹽含量為1.8%時(shí)，礦渣占比為50%、100%的固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度為21.9、22.04 MPa，是礦渣占比為0的固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度(16.65 MPa)的1.31倍和1.32倍。

由圖4(b)可知，當(dāng)養(yǎng)護(hù)齡期在0～7 d時(shí)，試件內(nèi)火山灰質(zhì)材料中礦渣占比越高，試件無側(cè)限抗壓強(qiáng)度增長(zhǎng)越快，但當(dāng)養(yǎng)護(hù)齡期在120～180 d時(shí)，隨著試件內(nèi)礦渣占比的增加固化鹽漬土的無側(cè)限抗壓強(qiáng)度增長(zhǎng)逐漸降低，產(chǎn)生上述現(xiàn)象的主要原因?yàn)榈V渣粉相較粉煤灰具有更高的活性，在早期水化反應(yīng)過程中礦渣的反應(yīng)速度快于粉煤灰，使得礦渣占比越高的固化鹽漬土試件在前期養(yǎng)護(hù)時(shí)有更高的無側(cè)限抗壓強(qiáng)度，但當(dāng)養(yǎng)護(hù)齡期較長(zhǎng)時(shí)，前期水化反應(yīng)消耗了大量礦渣中的活性成分，同時(shí)粉煤灰開始進(jìn)行緩慢的火山灰反應(yīng)，致使礦渣占比較高的固化鹽漬土試件，在養(yǎng)護(hù)長(zhǎng)齡期時(shí)無側(cè)限抗壓強(qiáng)度增長(zhǎng)比較緩慢。

2.5 火山灰質(zhì)材料摻量中礦渣占比對(duì)固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度的影響機(jī)理分析

由固化鹽漬土養(yǎng)護(hù)28 d齡期正交試驗(yàn)分析結(jié)果可知，礦渣占比對(duì)固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度有著顯著的影響，并在其余影響因素相同時(shí)，固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度隨著礦渣占比的增加逐漸增大。

為了進(jìn)一步分析礦渣占比對(duì)固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度的影響機(jī)理，對(duì)不同礦渣渣比的固化鹽漬土試件進(jìn)行SEM電鏡掃描和熱重分析，通過微觀角度分析礦渣占比對(duì)固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度的影響機(jī)理。

2.5.1 SEM電鏡掃描分析

為了進(jìn)一步分析礦渣占比對(duì)固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度的影響，對(duì)不同礦渣占比固化鹽漬土試件的微觀形貌進(jìn)行SEM測(cè)試，不同礦渣占比對(duì)固化鹽漬土微觀形貌的影響如圖5所示。

圖5 全固廢膠凝材料固化鹽漬土SEM圖(×10 000)Fig.5 SEM of all solid waste cementitious material solidifies saline soil and magnifies(×10 000)

由圖5可知，礦渣占比為0的固化鹽漬土試件內(nèi)，土顆粒間膠凝產(chǎn)物較少，較大的孔隙已被鈣礬石填充；與之相比，礦渣占比為100%的固化鹽漬土試件內(nèi)，土顆粒間膠結(jié)緊密，大孔隙已經(jīng)被鈣礬石完全填充，僅有少量的小孔隙存在，土顆粒被膠凝產(chǎn)物緊密包裹，看不出明顯的膠凝材料與土顆粒間的過渡界面。礦渣摻量為50%的固化鹽漬土試件內(nèi)，土顆粒被膠凝產(chǎn)物相連接，大孔隙被鈣礬石填充，但仍有一些小孔隙留存，膠凝產(chǎn)物未完全包裹土顆粒。由此可知，當(dāng)電石渣摻量恒定為4%、火山灰質(zhì)材料摻量恒定為24%時(shí)，隨著火山灰質(zhì)材料中的礦渣摻量的增多，固化鹽漬土試件內(nèi)大孔隙含量逐漸減少，土壤顆粒從剛開始的被膠凝性水化產(chǎn)物不完全膠結(jié)到后面的緊密包裹過度，進(jìn)而使得養(yǎng)護(hù)28 d齡期的固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度隨礦渣摻量的增加而增大。

2.5.2 熱重分析

為了進(jìn)一步分析礦渣摻量對(duì)固化鹽漬土水化產(chǎn)物生成量的影響，對(duì)不同礦渣占比的固化鹽漬土試件進(jìn)行熱重分析，熱重分析結(jié)果如圖6所示。由圖6可知，隨著火山灰質(zhì)材料中礦渣材料摻量的增加，鈣礬石和水化硅酸鈣在50～200 ℃ 區(qū)段的質(zhì)量損失逐漸增大，Ca(OH)2在400～500 ℃ 區(qū)段的質(zhì)量損失逐漸減小，這說明提高火山灰質(zhì)材料中的礦渣摻量有助于增加水化反應(yīng)產(chǎn)物的生成。由2.4節(jié)研究可知，4%電石渣+24%粉煤灰、4%電石渣+12%粉煤灰+12%礦渣、4%電石渣+24%礦渣固化硫酸鹽含量為1.8%鹽漬土養(yǎng)護(hù)28 d齡期的無側(cè)限抗壓強(qiáng)度分別為16.65、21.90、22.04 MPa，由此可知，隨著膠凝材料中礦渣摻量的增加，固化鹽漬土中水化反應(yīng)產(chǎn)物逐漸增多，進(jìn)而增加了固化鹽漬土試件的無側(cè)限抗壓強(qiáng)度。

圖6 全固廢膠凝材料固化鹽漬土28 d熱重-差熱分析(TG-DTA)曲線Fig.6 The curve of 28 d TG-DTA of solidified saline soil of all solid waste cementitious material

3 結(jié)論

(1)全固廢膠凝固化鹽漬土試件無側(cè)限抗壓強(qiáng)度與火山灰質(zhì)材料摻量、礦渣占比呈正相關(guān)，與電石渣摻量呈負(fù)相關(guān)，隨硫酸鹽含量的增加呈現(xiàn)增長(zhǎng)后減小的變化規(guī)律；各因素對(duì)固化鹽漬土28 d齡期無側(cè)限抗壓強(qiáng)度影響權(quán)重排序?yàn)椋夯鹕交屹|(zhì)摻量>礦渣占比>電石渣摻量>硫酸鹽含量。

(2)全固廢膠凝材料固化鹽漬土試件無側(cè)限抗壓強(qiáng)度的顯著影響因素是火山灰質(zhì)材料摻量和礦渣占比，且火山灰質(zhì)材料摻量的顯著性大于礦渣占比；全固廢膠凝材料固化鹽漬土的最優(yōu)膠凝材料配比為：電石渣摻量為4%、火山灰質(zhì)材料摻量為24%、礦渣占比為0.5。

(3)根據(jù)正交試驗(yàn)結(jié)果建立了全固廢膠凝材料固化鹽漬土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度與電石渣摻量、火山灰質(zhì)材料摻量、礦渣占比和硫酸鹽含量之間的預(yù)測(cè)模型，模型具有較高的精度，能夠?yàn)楣こ虒?shí)踐提供一定的借鑒作用。

(4)通過微觀分析可知，提高火山灰質(zhì)材料摻量中的礦渣占比，有助于增加固化鹽漬土試件內(nèi)的水化產(chǎn)物生成量，減少了試件內(nèi)部的孔隙體積，進(jìn)而增強(qiáng)了試件的無側(cè)限抗壓強(qiáng)度。