矿渣-脱硫石膏-电石渣固化剂固化黏土的研究_金胜赫.pdf

书书书Journal of Engineering Geology工程地质学报10049665/2023/31(2)-0397-12金胜赫，王修山，吴越鹏 2023 矿渣脱硫石膏电石渣固化剂固化黏土的研究J 工程地质学报，31(2):397408 doi:1013544/jcnkijeg20220576Kim Sunghyok，Wang Xiushan，Wu Yuepeng 2023 Study on modification of marine clay treated with new GDC soil stabilizerJ Journal of EngineeringGeology，31(2):397408 doi:1013544/jcnkijeg20220576矿渣脱硫石膏电石渣固化剂固化黏土的研究*金胜赫王修山吴越鹏(浙江理工大学建筑工程学院，杭州 310018，中国)(金策工业综合大学资源勘探工程学院，平壤 999093，朝鲜)摘要废弃黏土工程特性较差，难以作为路基材料进行资源化利用，还有工业废渣的产量日益增长，其利用率根本追不上产量，针对该问题研究了不同掺量矿渣脱硫石膏电石渣(GGBSDG-CCS，GDC)固化剂对黏土力学性能和微观机理的影响。采用 Design Expert 中的 box-behnken design(BBD)得出矿渣、脱硫石膏、电石渣的最佳配合比，通过无侧限抗压强度、劈裂抗拉强度和水稳试验评价了 GDC 固化土的宏观力学性能;然后采用 SEM 和 XD 分析了 GDC 固化剂与黏土之间的相互作用机理，并与同掺量的传统水泥固化方案进行对比。结果表明:矿渣、脱硫石膏、电石渣的最佳配合比为 11.93 1.53 6.01，GDC 固化黏土的无侧限抗压强度均随固化剂掺量和养护龄期的增加而增大;相较于水泥固化土，GDC 固化土具有更好的水稳定性，且随着养护龄期的增长，GDC 固化土呈现出更高的抗压强度、抗劈裂性以及更低的脆性;SEM 和 XD 分析显示，GDC 固化土在养护过程中会不断生成水化硅酸钙(C-S-H)、水化铝酸钙(C-A-H)等胶凝性水化物以及膨胀性水化产物钙矾石(Aft)，与水泥土相比，28 d 龄期的 GDC 固化土微观结构更密实，水化产物的覆盖范围更广。GDC 固化剂对废弃黏土改性效果显著，具有较好应用前景。关键词固化黏土;工业废渣;固化剂;道路工程;无侧限抗压强度中图分类号:TU502文献标识码:Adoi:1013544/jcnkijeg20220576*收稿日期:20220724;修回日期:20220926基金项目:浙江省自然科学基金项目(资助号:LGF22E080016)This research is supported by the Natural Science Foundation of Zhejiang Province(Grant No LGF22E080016)第一作者简介:金胜赫(1995)，男，硕士生，主要从事道路工程特殊土方面的研究工作 E-mail:ksh9999163com通讯作者简介:王修山(1974)，男，博士，副教授，硕士生导师，主要从事道路工程材料方面的科研与教学工作 E-mail:wxs77777163comSTUDY ON MODIFICATION OF MAINE CLAY TEATED WITH NEWGDC SOIL STABILIZEKIM SunghyokWANG XiushanWU Yuepeng(School of Architectural and Civil Engineering，Zhejiang Sci-Tech University，Hangzhou 310018，China)(Faculty of esources Probing Engineering，Kim Chaek University of Technology，Pyongyang 999093，DPKorea)AbstractThe waste clay has poor engineering properties and is difficult to be used as subgrade material for re-source utilization This paper studies the effects of different amounts of ground granulated blast furnace slag-desulfu-rization gypsum-calcium carbide slag(GDC)soil stabilizer on the mechanical properties and micro mechanism ofmarine clay Firstly，the unconfined compressive strength，splitting tensile strength and water stability tests wereused to evaluate the macroscopic mechanical properties of GDC solidified soil Then the interaction mechanism be-tween the curing agent and marine clay was analyzed by SEM and XD，and compared with the traditional cementcuring scheme with the same content The results show that the unconfined compressive strength of GDC solidifiedclay and cement solidified clay increases with the increase of curing agent content and curing age Compared withcement solidified soil，GDC solidified soil has better water stability With the growth of curing age，GDC solidifiedsoil shows higher compressive strength，splitting resistance and lower brittleness;SEM and XD analysis shows thatGDC solidified soil would continuously generate cementitious hydrates such as hydrated calcium silicate(C-S-H)，hydrated calcium aluminate(C-A-H)and expansive hydrated product ettringite(Aft)during curing，which can ef-fectively wrap and connect clay particles and fill soil micro pores Compared with cement stabilized soil，GDC solid-ified soil at the age of 28 days has a denser microstructure and a wider coverage of hydrated products GDC soil sta-bilizer has remarkable effect on the modification of waste marine clay and has a good application prospectKey wordsSolidified clay;Industrial waste residue;Soil stabilizer;Highway engineering;Unconfined compres-sive strength0引言随着沿海建设工程的迅猛发展，产生的废弃黏土日益增多。此类废弃土存在天然含水率高、承载性能差、压缩性高等特点(He et al，2020;董博闻等，2021;陈锐，2022;易昕政等，2022)，不利于实际工程应用(张小芳等，2020;吴越鹏等，2022);而且传统的处置方法如换填和弃置入海会产生高昂的运输、场地与管理成本，也会带来极高的污染隐患。为解决上述问题，研究人员对废弃土资源化利用进行了探索(吴俊等，2021)。在众多利用方法中，工程建设中常用的方法是土壤固化或稳定(Geet al，2021)。水泥作为使用最为广泛的土壤固化剂，相关研究在工程应用以及理论方面取得了众多成果(俞家人等，2020)。研究发现，水泥在固化塑性指数高的黏土时会出现后期强度不足、耐久性差、易干缩开裂等问题(Zhou et al，2021)。同时，水泥在生产过程中将消耗大量不可再生资源并排放大量的温室气体，每生产 1 t 水泥将产生 0.75 0.9 t 二氧化碳(Amini et al，2019)。因此，一些学者从利用工业废渣自身化学特性或潜在的胶凝性能角度出发，以工业废渣作为水泥的代替或辅助固化材料，对工业废渣稳定路基土展开了相关研究。目前，国内工业废渣累计堆存量约为 600108t，年新增堆存量近 30108t，根据2020年全国大、中城市固体废物污染环境防治年报 统计表示，矿渣年产生量为 4.1108t，脱硫石膏年产生量为 1.3108t，电石渣产生量为 0.27108t，综合利用率均低于 30%，主要处置方式以填埋、堆存为主，不仅占用了宝贵的土地资源，且易对土壤、地下水、大气环境等造成污染(何俊等，2019)。陈鑫等(2022)采用 GS 土体硬化剂(以水泥、钢渣、矿渣、脱硫石膏为组成)进行固化黏土、砂土的室内与现场试验，结果表明:相比水泥土，GS 固化土表现出高强度、高刚度、小应变破坏，并且固化剂的成本低廉。杨望星等(2022)采用粉煤灰、氢氧化钠、水玻璃制备粉煤灰基地聚合物，研究该地聚合物以不同比例替代水泥时对加固性能及成本的影响。结果表明:加固软土的抗压强度随地聚合物替代水泥比例的增加而有所降低;成本则随着替代比例的增加 而 减 少。王 东 星 等(2019)、Cheng et al(2016)、何晶等(2016)发现，碱激发矿渣可以显著提高固化剂活性，提升固化土的力学特性，可以作为水泥基等传统固化材料的替代品。杨博等(2020)采用工业废渣复合材料对膨胀土进行稳定处理，试验结果表明:随着工业废渣复合材料掺量增加，膨胀土的膨胀率逐渐减小，CB 值逐渐增大。李杰等(2022)研究矿渣炉渣电石渣稳定粉黏土作为路基填料的适用性，结果表明:当矿渣、炉渣、电石渣的最佳配比为 8 3 4，随着三渣总掺量的增加，其稳定粉黏土 7 d 无侧限抗压强度呈二次函数非线性增大。吴俊等(2021)研究了矿渣粉煤灰固化剂对黏土的抗压强度影响规律，并使用 SEM 和 X 射线能谱分析等方法进行微观分析，结果表明:矿渣和粉煤灰比例为 91，掺量为 15%，水灰比为 0.7 时，其 14 d的无侧限抗压强度达到 1.5 MPa;同时明确了矿渣粉煤灰固化黏土主要水化产物为无定形的水化硅酸钙和水化铝酸钙凝胶。综上所述，将矿渣、电石渣、脱硫石膏、粉煤灰、钢渣等工业废渣用于稳定路基土，路基的力学性能以及耐久性能较好，是废渣资源化利用的一条可行路径。但是，目前研究多为工业废渣部分代替水泥进行黏土固化，纯工业废渣作为固化剂对黏土的研究相对较少。为此，本文采用 Design Expert 中的893Journal of Engineering Geology工程地质学报2023box-behnken design(BBD)，进行矿渣、脱硫石膏、电石渣的配合比设计，然后不同掺量下，矿渣脱硫石膏电石渣(GDC)作为固化剂进行黏土固化。通过室内无侧限抗压强度试验(UCS)、劈裂抗拉强度试验、水稳定性试验、SEM 测试和 XD 分析对 GDC 固化土的力学性能、微观机理进行测试和表征，探究GDC 固化土的宏观力学强度与固化剂掺量、龄期和微观结构的关系;同时将 GDC 固化土与水泥固化土进行对比分析，为进一步推广工业废渣材料在道路路基中的应用提供理论依据。1试验材料与方法1.1试验材料试验用土取自温州地区某公路施工时挖出的废弃土。试验土表观形态呈黑灰色流塑态，按照土工试验方法标准(GB/T 501232019)测试其基本物理指标，见表 1;按照土的分类标准(GBJ14590)，试验土为低液限黏土(CL)。表 1试验土样的基本物理指标Table 1Basic physical indexes of test soil samples土样最优含水率/%最大干密度/g cm3液限/%塑限/%塑性指数/%低液限黏土2136178435022602090试验所用的矿渣、电石渣、脱硫石膏以及水泥均产自巩义市元亨净水材料厂，其材料的主要化学成分见表 2，XD 图谱见图 1。试验土处理后的土样与矿渣、脱硫石膏、电石渣的颗粒级配见图 2。表 2固化材料的主要化学成分(%)Table 2Main chemical components of curing materials(%)主要化学成分固化材料高炉矿渣脱硫石膏电石渣PO 425SiO2432629296022055Al2O31871485779459Fe2O3024039051327CaO4535447175486259MgO035079027261SO3013128019293P2O50642600180311.2试验方案首先为得出矿渣、脱硫石膏以及电石渣各废渣之间的最佳配合比，采用 Design Expert 中的 box-be-hnken design(BBD)设定如表 3 三因素三水平的试图 1试验材料 XD 能谱曲线Fig 1XD energy spectrum curve of test material图 2土样和工业废渣的颗粒级配分布Fig 2Particle grading distribution of soil samplesand industrial waste residues验方案，之后得出试验设计表，如表 4。按照表 4 的试验组进行无侧限抗压强度试验，得出矿渣、脱硫石膏、电石渣的最佳配合比即 GDC 固化剂的配合比。表 3三因素三水平 Box-Behnken 设计表Table 3Box Behnken design table of threefactors and three levels因素因素编号水平101矿渣/%A61014脱硫石膏/%B024电石渣/%C468得出 GDC 固化剂的最优配比后，为研究 GDC固化剂的掺量、养护龄期对黏土力学性能和微观结构的影响，采用不同 GDC 固化剂掺量(8%、10%、12%、14%)(与干土质量的比值)对黏土进行固化，并以水泥掺量 10%、14%为对照组，将 GDC 固化剂与水泥对黏土的固化效果进行对比。本文共设置 4个养护龄期(3 d、7 d、14 d、28 d)。试验分组见表 5。99331(2)金胜赫等:矿渣脱硫石膏电石渣固化剂固化黏土的研究表 4基于 Box-Behnken 的试验设计表Table 4Experimental group based on box Behnken design试验编号矿渣/%脱硫石膏/%电石渣/%16282606362446465100861026710048104491048101446111424121406131428表 5试验分组Table 5Test group试验编号固化剂土质固化剂掺量/%养护龄期/dG8GDC黏土83、7、14、28G10GDC黏土10G12GDC黏土12G14GDC黏土14P10水泥黏土10P14水泥黏土141.3制样方法首先，将试验土放置于 105 的烘箱中烘干20 h 以上，之后将土料磨碎并过 2 mm 筛备用;然后，将备好的土样分别与按方案确定的固化剂和去离子水充分拌和，不同掺量的 GDC 固化土和水泥固化土的用水量均由击实试验取得的最优含水率所确定，之后使用水泥砂浆搅拌机进行充分混合后即刻进行试样制作，以防止水分流失;最后，制样过程采用一次压制成型法，使用尺寸为 50 mmH50 mm的圆柱体钢模制样，压样结束后放置 5 min，脱模器脱模后，将试样用保鲜膜密封包裹，在标准养护条件(温度 20 2，相对湿度95)下置于养护箱中养护至设计龄期。1.4测试方法(1)击实试验参照公路工程无机结合料稳定材料试验规程(JTG E512009)进行，利用 JZ-20数控电动击实仪、DL200 kN 多功能液压脱模仪进行。(2)无侧限抗压强度、劈裂抗拉强度试验参照公路工程无机结合料稳定材料试验规程(JTGE512009)制作试件，经标准养护到规定时间后采用 HYZ-300.10 恒加载抗折抗压试验机进行试验，轴向应变速率控制在 1 mmmin1。(3)水稳定性试验参照中华人民共和国城镇建设行业标准(CT/T4862015)进行。采用标准养护 6 d 后再进行 1 d 浸水养护的试件的无侧限抗压强度与标准养护 7 d 后试件的无侧限抗压强度之比来评价固化土的水稳定性。固化土的水稳性系数按式(1)计算。w=w0 100(1)式中:w为水稳定系数(%);w为标准养护 6 d 后浸水养护 1 d 的试件无侧限抗压强度(MPa);0为7 d 标准养护试件的无侧限抗压强度(MPa)。(4)XD 分析利用 D8 Advance X 射线衍射仪进行，测 量 范 围 2 为 5 70，扫 描 速 率 为2()min1，电压为 40 kV。(5)SEM 测试在 GeminiSEM500 场发射扫描电子显微镜上进行，加速电压为 3 kV。2试验结果及分析2.1矿渣脱硫石膏电石渣固化剂的配合比设计2.1.1试验结果与模型分析表 6 是根据表 4 中的试验设计条件对固化土的 7 d、28 d 无侧限抗压强度进行试验的实测值以及Box-behnken 的预测值。表 6Box-behnken 试验设计与结果Table 6Box Behnken experimental design and results编号7 d 无侧限抗压强度/MPa28 d 无侧限抗压强度/MPa实测值预测值实测值预测值13593564795002391391512499328729239139943183164324165479482654646662662582382474954906206268378375511519943243757957310498498654668115115147437221257858174876413512506701694004Journal of Engineering Geology工程地质学报2023利用 Design-expert 统计软件对抗压强度试验值进行多种拟合模型的综合分析，其分析结果如表 7与表 8 所示。在统计分析中，假设检验分析、失拟检验分析的显著性用 P 表示。一般地，假设 P值0.01 为非常显著，假设 P 值0.010.05 为显著，假设 P 值0.05 为不显著(吕官记等，2021;Chen et al，2022)。由表 7、表 8 可知，7 d 无侧限抗压强度模型中二次多项式模型假设 P 值最小且为非常显著，失拟 P 值最大，2校正值和 2预测值都最大，建议采用二次多项式模型。同理 28 d 无侧限抗压强度模型中的多项式的假设 P 值是 0.0008，为非常显著，建议采用二次多项式模型。表 77d 无侧限抗压强度多种函数模型综合分析Table 7Comprehensive analysis of various modelsof 7 days unconfined compressive strength函数模型假设 P 值失拟 P 值调整 2预测 2评估线性型00368000320423703932可分离二次型09627000260207501843完整二次型00001003430996309816建议表 828 d 无侧限抗压强度多种函数模型综合分析Table 8Comprehensive analysis of various modelsof 28 days unconfined compressive strength函数模型假设 P 值失拟 P 值调整 2预测 2评估线性型00245000410471104457可分离二次型09541000340277102753完整二次型00008001560973108673建议2.1.2回归方程的建立与方差分析利用响应面分析法对表 6 试验数据进行多元回归拟合，所得到的 7 d 无侧限抗压强度、28 d 无侧限抗压强度回归模型(Y1、Y2)见式(2)，式(3)。Y1=62575+93012A39563B+13875C1975AB1785AC173BC104237A275237B2104413C2(2)Y2=8236+129025A47763B+18463C3325AB32875AC8350BC1247A2112275B2120325C2(3)式中:Y1为 7 d 无侧限抗压强度(kPa);Y2为 28 d无侧限抗压强度(kPa)。在表 9 和表 10 中，F 值为显著性检验指标、P值为概率，其中，F 值越大、P 值越小表示模型原假设不成立的概率越小，模型显著性越强，模拟精度越高;失拟项 P 值反映的是试验数据与模型不相关的显著程度，当其值小于 0.05 时表明显著程度较高，反之则较低。由表 9 和表 10 可知，7 d 抗压强度和28 d 抗压强度模型的 P 值分别为小于 0.0001 和0.0008，F 值分别为 385.37 和 53.16，显著性都非常高。在 A、B 和 C 3 个单因素中，对于 7 d 抗压强度模型，3 个因素均非常显著，对 7 d 抗压强度的影响排序为 ABC;28 d 抗压强度模型中，A 和 B 因素影响为非常显著，排序为 ABC。二次回归模型的P 值分别为小于 0.0001 和 0.0008，均小于 0.01，说明此模拟方程与实际契合度较高。表 97 d 抗压强度回归模型方差分析Table 9Analysis of variance of 7 days compressivestrength regression model变异来源平方和自由度均方差F 值P 值模型1494E+0791660E+063853700001A6921E+0616921E+0616065400001B1252E+0611252E+062906500001C1540E+0511540E+05357500039AB15602511560250362205798AC1274E+0511274E+05295800055BC1197E+0511197E+05277900062A23477E+0613477E+068070800001B21811E+0611811E+064204700001C23489E+0613489E+068097900001表 1028d 抗压强度回归模型方差分析Table 10Analysis of variance of 28 days compressivestrength regression model变异来源平方和自由度均方差F 值P 值模型2540E+0792823E+06531600008A1332E+0711332E+072508100001B1603E+0611603E+06301900053C2727E+0512727E+0551400861AB44222514422250083307872AC4193E+0514193E+0579000483BC2788900127889000525205087A24976E+0614976E+06937100006B24034E+0614034E+06759700010C24633E+0614633E+068725000072.1.3响应面相互作用工作图 3a图 3c 和图 3d图 3f 分别为两因素交互作用对 7 d 抗压强度、28 d 抗压强度影响的响应曲面和等高线图。图 3a 反应了电石渣在零水平(6%)时，高炉矿渣和脱硫石膏两因素的交互作用及对抗压强度的影响规律。当高炉矿渣保持在零水平(10%)时，7 d 抗压强度对脱硫石膏的增大而呈现抛物线的趋势，先增大后减小，脱硫石膏约在1.5%时，7 d 抗压强度最大。图 3b 反应了脱硫石10431(2)金胜赫等:矿渣脱硫石膏电石渣固化剂固化黏土的研究膏在零水平(2%)时，高炉矿渣和电石渣两因素的交互作用及对 7 d 抗压强度的影响规律。当电石渣保持在零水平时，7 d 抗压强度随电石渣的掺量大，图 3两因素交互项作用对抗压强度的影响Fig 3Effect of interaction of two factors on UCS也呈现了抛物线的趋势，先增大后减小，高炉矿渣约在 12%时，7 d 抗压强度最大。同理，由图 3c图 3f可知其他两因素相互作用对 7 d、28 d 无侧限抗压强度的影响规律。但由表 9、表 10 可知交互项 AB 对7 d 无侧限抗压强度的 P 值为 0.5798，交互项 AB、BC 对 28 d 无侧限抗压强度的 P 值为 0.7872、0.5087，均大于 0.05，说明它们的交互作用对抗压强度贡献度较低，并不显著。2.1.4参数优化及验证利用 Design-expert 软件进行配合比的优化，优化时每个变量和响应值选择了愿望目标。将 28 d抗压强度最大值作为目标优化值，对高炉矿渣、脱硫石膏和电石渣掺量进行优化，得出工业废渣复合固化剂最优配合比(GDC 固化剂)为:矿渣 脱硫石膏 电石渣=11.931.536.01。将所预测模型的预测值与试验值进行了比较，使用相对误差绝对值进行表征，计算公式见式(4)。D=|E P|E 100%(4)式中:D 为相对误差绝对值;E 为试验值;P 为预测值。表 11 为优化后 GDC 固化土的无侧限抗压强度预测值与其试验值的对比。表 11优化后固化土的预测值与试验值对比Table 11Comparison between optimal mix proportionof curing agent and test value高炉石膏/%脱硫石膏/%电石渣/%28 d 无侧限抗压强度预测值/MPa试验值/MPa相对误差值/%1193153601862879199204Journal of Engineering Geology工程地质学报2023由表11 可知预测值与试验值之间的相对误差绝对值均小于 5%，表明建立的预测模型具有参考性。22GDC 固化土的宏观力学性能2.2.1击实试验按照表 3 将固化材料和黏土搅拌后，通过细粒土击实试验测定 G8、G10、G12、G14、P10 和 P14 的最优含水率以及最大干密度。击实试验结果见图4。从图 4 可知，GDC 固化剂掺量分别为 8%、10%、12%、14%的固化黏土试样，G8，G10，G12，G14 的最优 含 水 率 分 别 为 22.89%、23.61%、23.82%、23.55%，对应的最大干密度分别为 1.62 gcm3、1.66 gcm3、1.61 gcm3、1.63 gcm3。普通硅酸盐水泥掺量分别为 10%、14%的固化黏土试样，它们的最优含水率分别为 24.13%、24.37%，对应的最大干密度分别为 1.64 gcm3、1.68 gcm3。从 GDC固化土的击实试验数据上可以得出，GDC 固化土的最佳含水率随掺量增加而先增后降。图 4固化土的击实曲线Fig 4Compaction curve of solidified soil图 5无侧限抗压强度与龄期的关系Fig 5elationship between unconfinedcompressive strength and age表 12无侧限抗压强度增长率Table 12Unconfined compressive strength growth rate试验编号抗压强度增长率/%37 d314 d1428 d328 dG8345910189496815157G10605610944627817222G12601911845475716602G14500010250495815208P102423480238768678P1424925803272185252.2.2无侧限抗压强度试验固化土的 UCS 随龄期的变化和固化土的强度增长率如图 5 和表 12 所示。试验组 G8 在养护龄期为 314 d 过程中强度几乎呈直线上升，其强度增长率为 101.89%，然后在 1428 d 期间增加幅度趋缓，其强度增长率仅为 49.68%。试验组 G10 的抗压强度上升变化趋势是 T1(37 d)、T2(314 d)、T3(1428 d)的上升顺序，强度从开始的迅速上升到后面缓慢上升，在 T1、T2、T3 期间强度增长率分别为 60.56%、109.44%、62.78%。在 T1、T2、T3 期间 G12 和 G14 的 强 度 增 加 率 分 别 为 60.19%、118.45%、47.57%和 50.00%、102.50%、49.58%。以上结果表明，GDC 固化土的早期(T2)，碱激发反应与火山灰反应速率较快，可产生大量的 C-S-H 和C-A-H 等水化产物(张小芳等，2020)。而在固化过程后期(T3)，虽然土体中活性硅酸盐原料含量较少，但固化反应仍可持续进行。在同掺量(10%、14%)下，水泥固化土的强度增加幅度与 GDC 固化土相比，前者相对平缓具体表现为:10%GDC 固化土比 10%水泥土的 3 d 龄期强度低约 0.47 MPa，但是之后的 7 d、14 d 和 28 d 3 个龄期强度反超约 0.09 MPa、0.25 MPa、0.66 MPa。这是由于普通硅酸盐水泥虽然能在养护初期(3 d)依靠自身较好的水化活性和水硬性使土体获得较高的强度，但由于淤泥质黏土的塑性较大、分散度极高，其中的黏土矿物能强烈地与水泥的水化物发生反应，从而破坏后期水泥正常水化与硬化，致使水泥不能充分发挥自身的作用(李立寒等，2018)。与之相对的是 GDC 固化剂和黏土混合后，电石渣中的钙离子可以与黏土矿物发生离子交换反应，使黏土颗粒表面的双扩散层厚度减小促使土壤颗粒的絮凝和团聚，即“砂化”，改变了黏土的塑性和分散性。接着电石渣中的 Ca(OH)2一方面与矿渣、脱硫石膏里的SiO2、Al2O3进行火山灰反应生成 C-S-H，C-A-H 和30431(2)金胜赫等:矿渣脱硫石膏电石渣固化剂固化黏土的研究钙矾石填充着土颗粒间的微空隙，另一方面让土体保持较高的 pH 值，利于水化产物形成稳定的三维网格结构，保证固化土的长期稳定性(宁建国等，2005;Jiang et al，2016;朱剑锋等，2019)。但是，上述反应主要发生在养护中后期，因此虽然在早期GDC 固化土的抗压强度低于水泥固化土的抗压强度，但是在后期前者的抗压强度超过了水泥固化土的抗压强度。2.2.3水稳定性试验水稳定性的试验结果如表 13 所示。G8、G10、G12、G14 的 7 d 标 准 无 侧 限 抗 压 强 度 分 别 为2.14 MPa、2.89 MPa、3.30 MPa、3.60 MPa，6 d 标准养护后浸水养护 1 d 的 G8、G10、G12、G14 无侧限抗压强度下降到了为 1.82 MPa、2.51 MPa、2.97 MPa、3.31 MPa，水稳定系数分别为 85.05%、86.85%、90.00%、91.94%。普通水泥固化土 P10、P14 的标准无侧限抗压强度为 2.82 MPa、3.81 MPa，浸水养护 1 d 的 P10、P14 无 侧 限 抗 压 强 度 下 降 至2.22 MPa、3.31 MPa，水稳定系数分别为 78.72%、81.63%。从上述试验结果中可以看到，标准养护6 d 后浸水养护 1 d 的两种固化土试件的 UCS 与标准养护 7 d 的试件的 UCS 相较时，前者有着一定的下降，但随着固化剂掺量的增加，两种固化土的水稳定系数逐步提高。综合 6 组试验数据可知，掺量为8%14%的 GDC 固化土水稳定系数均超过 85%，而两组水泥固化土水稳定系数均低于 82%，这说明GDC 固化剂与传统水泥相比，在固化黏土时具有更好的水稳定性。表 13水稳定性试验结果Table 13Water stability test results编号标准养护 7 d 试件强度/MPa浸水 1 d 试件强度/MPa水稳定系数/%G82141828505G102892518685G123302979000G143603319194P102822227872P1438131181632.2.4劈裂抗拉强度试验固化土劈裂抗拉强度试验的结果如图 6 所示。根据图 6 可知，掺入 GDC 固化剂 8%、10%、12%和14%的固化土，它们养护 728 d 期间的劈裂强度值范围分别在 0.3030.507 MPa、0.3630.669 MPa、0.4580.783 MPa 和 0.6060.898 MPa。在两种固图 6劈裂抗拉强度随龄期的变化Fig 6Change of splitting tensile strength with age化剂不同掺量下，固化土劈裂抗拉强度随着养护龄期的增加而增加，并且有着比较平稳的增长幅度。GDC 固化剂掺量越多，GDC 固化黏土的劈裂抗拉强度越高，并且比水泥土更高的劈裂强度。这表明在用于道路底基层、基层与路基铺筑时，GDC 固化土可以更好地防止层底张裂和路面反射裂缝的产生。2.2.5脆性分析脆性可由 28 d 龄期的抗压强度与劈裂抗拉强度的比值(压拉比)反映，压拉比越大则表示材料越脆(李庆瑞等，2021)。两种固化土的脆性如图 7 所示。G8、G10、G12、G14、P10、P12 对应的压拉比分别为 7.89、7.32、7.00、6.74、8.12、7.52。G8 和G10、G10 和 G12、G12 和 G14 之间压拉比减少量分别为 0.57、0.32、0.26，说明 GDC 固化剂掺量越增加，GDC 固化土的压拉比就越小。图 7不同固化土的脆性Fig 7Brittleness of different solidified soilsGDC 固化土相较于水泥固化土，后者的 28 d 压拉比更大，因此，水泥固化土比 GDC 固化土更脆性更易损坏。道路基层与路基强度稳定性、强度和变404Journal of Engineering Geology工程地质学报2023形协调性三者并重，铺筑材料需要保证一定的韧性和板体性。由此得出当用于道路工程时，GDC 固化土具有较低的脆性、较高水稳定性和较高的终期强度，而明显优于水泥固化土。23微观作用机理2.3.1SEM 分析图8 为原状土试样和固化土试样的 SEM 图像。从图 8a 可知，土体微观结构由块状和片状黏土颗粒以较为松散的形式堆积而成，且颗粒间的连接方式以点面接触与边面接触为主。此种疏松的结构是造成原状土强度低、水稳定性差、压缩性高的主要原因。养护 7 d 后，GDC 固化黏土(图 8b、图 8c)和水泥固化黏土(图 8d)与原状土相比，固化处理极大地减少了土体中的微孔隙，并且出现了一些新的水化产物(C-S-H、C-A-H)和膨胀性水化产物(AFt)(戴蕾等，2010;张小芳等