大摻量粉煤灰淤泥固化土的強度與耐久性研究

王東星 ，徐衛亞

（1.河海大學 巖土工程研究所，南京 210098；2.河海大學 巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室，南京 210098； 3.國立杜埃高等礦業學院 土木與環境工程學院，杜埃 59500，法國）

1 引 言

疏浚淤泥處理處置問題是世界范圍內許多國家共同面臨的亟待解決的問題。在我國，僅珠三角地帶的年淤泥疏浚量就達到8 ×1 07m3。在法國，僅6個自治港和17 個內河港的淤泥疏浚量就達到2.5× 107～4.5 × 107m3（干料體積）[1]。在美國，江河湖海航道中的淤泥疏浚量達 3 ×1 08m3，其中約5 ×1 07m3淤泥直接傾倒于海洋[2]。因此，需要采取行之有效的措施處理如此大量的廢棄疏浚泥，以避免淤泥堆積造成占用土地和污染環境。

目前，在海洋傾倒和陸地拋填等常規方法受到越來越多國家質疑的同時，淤泥固化穩定化技術由于其成本低、效率高、效果好和可再生填土材料等優點而備受推崇。該方法既可有效解決淤泥占用土地和污染環境的問題，又可為沿海地區工程建設提供大量工程填料。國內許多學者針對疏浚淤泥固化處理進行了一系列深入研究[3－5]。他們研究了固化土的物理屬性、力學特性和變形規律，分析了強度增長機制和影響因素，其中部分學者還給出了強度與固化劑摻量及齡期的預測數學關系式。對于固化劑的探索，學者們除研究無機復合材料外[4,6－8]，如專用固化劑、粉煤灰、爐渣和磷石膏等，還有部分學者[9]嘗試利用高分子無機材料設計新型固化材料固化淤泥。

燃煤發電廠排出的粉煤灰長期大量積壓堆放，不僅占用土地，而且污染大氣和水系，甚至還會對人體和生物造成危害。文獻[10]指出，粉煤灰排放已經成為中國工業固體廢物的最大單一污染源；2009 年，中國粉煤灰產量達到3.75 ×1 08t ，體積達到4.24 ×1 08m3。然而，對環境危害極大的粉煤灰綜合利用率目前實際只有30%左右。

基于以廢治廢的思想，本文在傳統水泥和石灰固化方法的基礎上利用大摻量低鈣粉煤灰、水泥和石灰進行海相淤泥固化處理，以期改善淤泥的力學性質和耐久性特征，達到廢棄淤泥和粉煤灰雙重資源化利用的目的。研究旨在：（1）分析大摻量粉煤灰淤泥固化土的擊實特征與強度特性；（2）研究未固化淤泥及大摻量粉煤灰淤泥固化土的水穩性； （3）研究凍融循環對淤泥固化土的破壞作用。

2 試驗材料

2.1 試驗淤泥

試驗淤泥取自法國敦刻爾克海港東部港區底泥疏浚工程，其基本物理性質指標如表1 所示。根據土的分類方法，試驗用泥屬高液限黏土，其塑性圖如圖1 所示。底泥挖出后，立刻放入預備的塑料桶中，其初始含水率為液限的1.71 倍。

2.2 固化材料

研究采用低鈣粉煤灰、水泥和石灰作淤泥固化材料。低鈣粉煤灰中CaO 含量小于1%，且SiO2+ Al2O3含量大于70%，歸為F 類粉煤灰，其基本物理性質見表2。

水泥和石灰既可作為固化劑與淤泥發生多種反應，又可充當堿激活劑與低鈣粉煤灰發生火山灰反應。水泥主要化學成分為CaO、SiO2和Al2O3，含量分別占總質量的63.3%、21.4%、3.3%。石灰主要化學成分為CaO，其含量大于90%。

表1 海相淤泥物理性質指標 Table 1 Physical properties of marine sediments

圖1 海相淤泥塑性圖 Fig.1 Plasticity chart of marine sediments

表2 低鈣粉煤灰物理性質指標 Table 2 Physical properties of low-calcium fly ash

3 試驗方法

文獻[11]中明確規定了石灰、水泥等固化土室內干法擊實試驗方法。首先將高含水率淤泥試樣風干粉碎，測定其實際含水率；將土樣均分成5～7份，并加水至預定含水率之后分別摻加石灰、水泥和粉煤灰；機械攪拌后將試樣放入塑料袋中按規范規定時間進行悶料，然后進行重型標準擊實試驗。各固化劑摻加量見表3，粉煤灰摻量較大，固定為混合料總干質量的20%。

表3 混合料配比 Table 3 Mixture design

根據擊實試驗確定的最大干密度和最優含水率，制備直徑為50 mm、高度為100 mm 的圓柱體試樣，并放入特制密封塑料盒中。將試樣標準養護（溫度20℃±1℃，相對濕度98%）28、90 d 之后，進行無側限抗壓強度試驗和劈裂法間接抗拉強度試驗。強度試驗采用INSTRON 5500R 4206-006 型微機控制電子萬能試驗機，且對每個類型試樣至少做3 次平行試驗。

為模擬潮濕和多雨環境下淤泥試樣的水穩性，依據文獻[12]進行浸水軟化試驗。將標準養護28 d的試樣置入去離子水中浸泡32 d，水外溫度維持常溫20℃，之后將試樣取出瀝水1 h，進行無側限抗壓強度試驗。

依據文獻[13]，在實驗室密閉系統內進行凍融循環試驗，可以模擬在沒有水分交換情況下淤泥試樣抵抗冬夏季節溫度驟變的能力。將標準養護28 d的試樣浸入去離子水1 d 以飽和試樣，之后取出瀝水1 h。用密封塑料薄膜包裹試樣，放入密閉系統中進行20 個凍融循環，之后進行無側限抗壓強度試驗。單個凍融循環持續24 h，具體過程如下：在10℃維持4 h，之后4 h 內勻速下降至-10℃，在-10℃維持14 h，最后2 h 內勻速上升至10℃。

4 試驗結果與分析

4.1 淤泥固化土的擊實特征

未固化淤泥和淤泥固化土的擊實曲線，即干密度隨實測含水率變化曲線，如圖2 所示。由此確定未固化淤泥和淤泥固化土的最大干密度和最優含水率見表4。對于未固化淤泥，其最大干密度為 1.61 g/cm3，最優含水率為21.6%。摻入大量粉煤灰等固化劑后，引起淤泥固化土的最優含水率降低，最大干密度略有增加。這種現象與單摻石灰和水泥導致固化土最優含水率增大和最大干密度降低的結論相反[14－16]。他們[14－16]認為，主要是由于水泥和石灰的水化作用而導致固化土需水量增加、干密度變化。

盡管單摻石灰和水泥會導致需水量增加，但對于摻加大量低鈣粉煤灰的情況，則必須考慮粉煤灰的形態效應。粉煤灰中含有大量的粒徑分布不均的玻璃微珠，粒形完整，表面光滑，質地致密。這種形態對土體而言，無疑能起到減水和填充致密作用，原有充水的孔隙則被粒徑很小的玻璃微珠和碎屑占據。因此，相對于未固化淤泥，大量低鈣粉煤灰的摻加使淤泥固化土的最優含水率降低，最大干密度略有增加。

圖2 未固化淤泥和淤泥固化土的擊實曲線 Fig.2 Compaction curves of untreated and solidified sediments

表4 未固化淤泥和淤泥固化土的 最大干密度和最優含水率 Table 4 Maximum dry density and optimum water content of untreated and solidified sediments

由表4 可知，對于混合料SD10L20FA、SD5L5- C20FA 和SD10C20FA，在石灰被同摻量水泥取代的過程中，盡管設計混合料的最大干密度和最優含水率發生變化，但其變化幅度很小。

4.2 淤泥固化土的模量和強度特性

未固化淤泥和淤泥固化土的彈性模量、無側限抗壓強度和抗拉強度，如圖3～5 所示。對于未固化淤泥，彈性模量、無側限抗壓強度和抗拉強度在齡期28、90 d 時均變化不大，近乎恒定。這主要是由于密封貯存條件下，試樣的含水狀態幾乎保持不變。對于淤泥固化土，當養護時間從28 d 延續至90 d時，彈性模量、無側限抗壓強度和抗拉強度均明顯增加，且三者變化規律一致。這主要是由于火山灰反應或水化反應生成硅酸鈣和鋁酸鈣凝膠體等產物，粘結土顆粒而形成網絡狀骨架結構，導致淤泥固化土的整體結構性增強，宏觀上表現為固化土的強度和模量增加。

對比這3 種大摻量粉煤灰固化土，其彈性模量和強度特性較未固化淤泥均有不同程度的提高。水泥摻量越高，28、90 d 齡期時固化土的彈性模量和拉壓強度增加越明顯；相反，石灰摻量越高，28、90 d 齡期時固化土的強度和模量降低越明顯。可見，水泥摻量增加是大摻量粉煤灰固化土強度明顯改善的決定性因素。對于石灰-粉煤灰固化土，在化學反應初期，粉煤灰、火山灰效應并未充分發揮，導致其早期強度改善并不明顯。這也符合混凝土領域中堿激發劑對粉煤灰早期火山灰反應無明顯促進作用的結論。盡管石灰-粉煤灰固化土后期強度和彈性模量增長較明顯，但仍不及水泥-粉煤灰固化土。

圖3 未固化淤泥和淤泥固化土的彈性模量 Fig.3 Elastic modulus of untreated and solidified sediments

圖4 未固化淤泥和淤泥固化土的抗拉強度 Fig.4 Tensile strength of untreated and solidified sediments

圖5 未固化淤泥和淤泥固化土的抗壓強度 Fig.5 Compressive strength of untreated and solidified sediments

4.3 未固化淤泥和固化淤泥的水穩性

通過32 d 浸水試驗，可評價淤泥固化土相對于未固化淤泥水穩性的變化。對于未固化淤泥試樣，完全浸水數小時之后便開始發生崩解，圖6 展示了淤泥試樣在5、8、24 h 和4 d 的崩解過程。將完整試樣置入水中淹沒后，水分子立刻滲入試樣的表面孔隙和表面微裂紋中至飽和狀態，弱化土粒間的各種物理化學作用力。如圖6(a)～(c)所示，表面微裂紋擴展而形成表面裂縫，并向縱深擴展；擴展到一定程度后，裂縫周圍土粒失去黏結力，土塊便在自身重力作用下某一時刻突然爆炸式崩塌。這樣，大塊體分解成小塊體，小塊體繼續分解成細顆粒。在浸水4 d 后，試樣如散沙狀分布，完全崩解，如圖6(d)所示。

圖6 未固化淤泥試樣的崩解過程 Fig.6 Collapse of untreated sediments

摻入固化劑淤泥固化后，固化土試樣完全浸水32 d 后仍然完好無損，如圖7 所示，從而直觀地反映出摻水泥、石灰和粉煤灰的固化處理技術能明顯改善淤泥的水穩性。淤泥固化土水穩性改善主要歸功于水化作用或火山灰反應生成的膠結物質，通過膠結作用相互粘結土顆粒形成空間網狀骨架結構，從而增強固化土的整體結構性和穩定性。

圖7 浸水32 d 后的淤泥固化土試樣 Fig.7 Solidified sediment samples suffered from 32 d water immersion

從無側限抗壓強度的角度量化淤泥固化土的水穩性，結果如圖8 所示。對比浸水前后試樣的抗壓強度，浸水軟化效應導致固化土的無側限抗壓強度明顯降低。對于混合料SD10L20FA，其抗壓強度大幅度降低，降幅為45%。SD5L5C20FA 和SD10C20FA的抗壓強度降幅相對較小，分別降低了12%、15%。這主要由于SD10L20FA 早期火山灰反應速度較慢，膠結物質的生成量遠小于摻加水泥的SD5L5C20FA和SD10C20FA。

圖8 浸水軟化對固化土強度影響 Fig.8 Effect of water immersion on solidified sediments

4.4 凍融循環對固化土強度影響

未固化淤泥試樣在浸水數小時后便開始崩解，因此，無法對未固化淤泥進行凍融循環試驗。對于混合料SD10L20FA 試樣，雖然未在浸水過程中崩解，但試樣在凍融循環過程中便發生破壞，如圖9所示，無法量化凍融循環后該試樣的抗壓強度。試樣養護至28 d 時，石灰與粉煤灰發生火山灰反應生成較少量的硅酸鹽膠結物質而未能形成致密完整的空間網狀結構。這點可借助圖4、5 所示的28 d 齡期時SD10L20FA 試樣的抗壓強度和抗拉強度改善不明顯的現象證實。

凍融循環試驗之前，試樣處于飽水狀態。試驗過程中，當溫度降低時，土體孔隙中水逐漸轉化為冰而體積膨脹，引起土顆粒位移和孔隙體積增大，破壞土顆粒之間的相互咬合和膠結作用。當溫度升高時，冰逐漸融化成水而體積減小，但土顆粒間黏聚力的存在導致增大的孔隙體積并不能完全恢復。多次循環往復后，粒間孔隙相互貫通在連結較弱處形成較大裂縫，最終導致試樣斷裂，如圖9(a)所示。之后若試樣繼續經受凍脹融縮作用，會導致表面土體大量剝落甚至完全崩解，如圖9(b)所示。

淤泥固化土SD5L5C20FA 和SD10C20FA 試樣經歷凍融循環后的抗壓強度如圖10 所示，并與標準養護28 d 時試樣抗壓強度對比。圖10 表明，凍融循環對淤泥固化土有明顯的破壞效應。由于凍脹融縮往復作用，兩種混合料的無側限抗壓強度減小幅度約為22%。水泥水化反應生成的水化硅酸鹽膠體形成網狀骨架結構，進而增強固化土的整體結構性，是凍融循環后固化土保持較高強度的主要原因。

圖9 SD10L20FA 試樣的凍融崩解 Fig.9 Collapse of SD10L20FA samples after thawing-freezing

圖10 凍融循環前后固化土強度對比 Fig.10 Comparison of compressive strength for solidified sediments before and after thawing-freezing

5 結 論

（1）相比未固化淤泥，大摻量粉煤灰淤泥固化土的最優含水率降低、最大干密度略有增加。石灰與水泥之間同摻量替換，不會引起混合料最大干密度和最優含水率的顯著變化。

（2）相比未固化淤泥，固化土彈性模量、無側限抗壓強度和抗拉強度均有不同程度增加。水泥摻量越大，養護時間越長，強度和模量越大。粉煤灰早期火山灰效應對石灰-粉煤灰固化土的強度特性無明顯改善效果。

（3）分析浸水作用下未固化淤泥的崩解過程及機制，直觀地表明其水穩性明顯劣于淤泥固化土。浸水軟化導致固化土無側限抗壓強度明顯降低。

（4）分析凍脹融縮作用對固化土的破壞作用和破壞機制，凍脹融縮導致設計混合料的無側限抗壓強度減小約22%。

[1] ALZIEU C. Dragages et environnement marin[M]. Paris: [s. n.], 1999.

[2] AMIRAN M, WILDE C L, HALTMEIER R L, et al. Advanced sediment washing for decontamination of New York/New Jersey harbor dredged materials[C]// Proceedings of Nineteenth Western Dredging Association Annual Meeting and Conference and Thirty-first Texas A& M University Dredging Sediment. [S. l.]: [s. n.], 1999.

[3] 朱偉, 張春雷, 高玉峰, 等. 海洋疏浚淤泥固化處理土基本力學性質研究[J]. 浙江大學學報(工學版), 2005, 39(10): 1561－1565. ZHU Wei, ZHANG Chun-lei, GAO Yu-feng, et al. Fundamental mechanical properties of solidified dredged marine sediment[J]. Journal of Zhejiang University (Engineering Science), 2005, 39(10): 1561－1565.

[4] 湯峻, 朱偉, 李明東, 等. 砂土EPS 顆粒混合輕質土的物理力學特性[J]. 巖土力學, 2007, 28(5): 1045－1049. TANG Jun, ZHU Wei, LI Ming-dong, et al. Physico- mechanical properties of sand EPS beads-mixed lightweight soil[J]. Rock and Soil Mechanics, 2007, 28(5): 1045－1049.

[5] 鄧東升, 張鐵軍, 洪振舜. 河道疏浚廢棄淤泥改良土的強度變化規律探討[J]. 防災減災工程學報, 2008, 28(2): 167－170. DENG Dong-sheng, ZHANG Tie-jun, HONG Zhen-shun. Undrained strength behavior of treated dredged clays with quick lime[J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering, 2008, 28(2): 167－170.

[6] 姬鳳玲, 朱偉, 張春雷. 疏浚淤泥的土工材料化處理技術的試驗與探討[J]. 巖土力學, 2004, 25(12): 1999－2002. JI Feng-ling, ZHU Wei, ZHANG Chun-lei. Study of treatment technology of dredging sludge with geosynthetizing method[J]. Rock and Soil Mechanics, 2004, 25(12): 1999－2002.

[7] SHEN W G, ZHOU M K, ZHAO Q L. Study on lime-fly ash-phosphogypsum binder[J]. Construction and Building Materials, 2007, 21(7): 1480－1485.

[8] 丁建文, 張帥, 洪振舜, 等. 水泥-磷石膏雙摻固化處理高含水率疏浚淤泥試驗研究[J]. 巖土力學, 2010, 31(9): 2817－2822. DING Jian-wen, ZHANG Shuai, HONG Zhen-shun, et al. Experimental study of solidification of dredged clays with high water content by adding cement and phosphogypsum synchronously[J]. Rock and Soil Mechanics, 2010, 31(9): 2817－2822.

[9] 曹玉鵬, 卞夏, 鄧永鋒. 高含水率疏浚淤泥新型復合固化材料試驗研究[J]. 巖土力學, 2011, 32(增刊1): 321－326. CAO Yu-peng, BIAN Xia, DENG Yong-feng. Solidification of dredged sludge with high water content by new composite addtive[J]. Rock and Soil Mechanics, 2011, 32(Supp.1): 321－326.

[10] 楊愛倫, 江雍年, 趙星敏, 等. 2010 煤炭的真實成本——中國粉煤灰調查報告[R]. 北京: 綠色和平, 2010.

[11] Association Fran?aise de Normalisation. Soils: Investi- gation and testing-Determination of the compaction characteristics of a soil - standard proctor test-modified proctor test[S]. Paris: Association Fran?aise de Normali- sation, 1999.

[12] Association Fran?aise de Normalisation. Soils: Investi- gation and testing-Soil treated with hydraulic binder, possible combined with lime, for use as a selected fill- Part 2: Methodology of laboratory formulation studies[S]. Paris: Association Fran?aise de Normalisation, 2001.

[13] Association Fran?aise de Normalisation. Tests relating to pavements: Freezing behaviour of material treated with hydraulic binders-Part 1: Freezing-thawing test of stabilized gravel or sand[S]. Paris: Association Fran?aise de Normalisation, 1992.

[14] OSULA D O A. A comparative evaluation of cement and lime modification of laterite[J]. Engineering Geology, 1996, 42(11): 71－81.

[15] HOSSAIN K M A, LACHEMI M, EASA S. Stabilized soils for construction applications incorporating natural resources of Papua new Guinea[J]. Resources, Conservation and Recycling, 2007, 51(4): 711－731.

[16] AL-AMOUDI O S B, KHAN K, AL-KAHTANI N S. Stabilization of a Saudi calcareous marl soil[J]. Construction and Building Materials, 2010, 24(10): 1848－1854.