水泥粉煤灰穩定爐渣-煤矸石混合料的收縮試驗

張軒碩， 嚴鵬飛， 丁永發， 李盛， 李宏波,2,3*

(1.寧夏大學土木與水利工程學院， 銀川 750021； 2.寧夏節水灌溉與水資源調控工程技術研究中心， 銀川 750021； 3.寧夏土木工程防震減災工程技術研究中心， 銀川 750021)

目前，中國工業固廢年產量約33億t，累計堆存量高達600億t[1]。煤炭工業是寧夏五大支柱產業之一，在煤炭高產的同時也產生了大量工業固廢。截至2020年底，寧夏全年產生的粉煤灰、爐渣和煤矸石已經超過2 000萬t，其綜合利用率為31.7%[2]。大量堆積的工業固廢不僅污染空氣環境、危害水土，而且占用了大量的土地資源。

利用工業固廢配制半剛性路面基層混合料可降低對天然砂石的開采，既保護了生態環境，又具有較高的經濟效益和社會效益[3-4]。半剛性基層混合料在濕度和溫度變化時會產生收縮裂縫，在可變荷載和溫度荷載反復作用下，這種裂縫會向瀝青面層延伸產生反射裂縫，不僅破壞了路面結構，而且嚴重縮短了路面的使用壽命[5-6]，故對基層混合料的收縮性能研究具有重要意義。

近年來，中外學者針對基層混合料的收縮性能展開了深入研究。張互助等[7-8]認為水泥穩定煤矸石中水泥用量為5%～6%時，混合料的抗收縮性能最佳。李智等[9]研究了細、中和粗級配情況下水泥穩定碎石的收縮性能，發現干縮系數與溫縮系數均隨水泥劑量的增加而增大。皇民等[10]認為煤矸石混凝土內部結構的密實度對導熱性能起決定作用，導熱系數隨煤矸石摻量的增加而降低。王晴等[11]研究了煤矸石混凝土的收縮性能。孫仕偉等[12]、李宏波等[13]研究了粉煤灰水泥穩定碎石的路用性能。崔正龍等[14]對天然碎石混凝土和煤矸石粗骨料混凝土的干燥收縮性能進行對比，結果表明自然煤矸石混凝土干燥收縮值比普通混凝土干燥收縮值小。李永靖等[15-16]、周明凱等[17]研究發現，在煤矸石骨料混凝土中適當摻入粉煤灰可改善其干燥收縮性能。蘇躍宏等[18]認為低溫時水泥穩定煤矸石溫縮應變較大，水泥摻量5%時抗溫縮性能最優。顧云等[19]通過煤矸石混凝土收縮性能試驗，發現煤矸石混凝土比普通混凝土的干縮應變小。劉棟等[20]采用爐渣集料替代水泥穩定碎石中天然石料，研究了爐渣摻量對水泥穩定碎石收縮性能的影響，試驗結果表明隨著爐渣集料摻量的增加，干縮系數呈降低趨勢，爐渣替代率為20%～30%時混合料的路用性能較好。

從上述研究可以看出，針對單摻煤矸石混合料和單摻爐渣混合料收縮試驗研究較多，但關于不同復摻種類、配比對基層混合料收縮性能的影響研究報道不多。基于此，選用0～4.75 mm粒徑爐渣按照不同比例替代同粒徑煤矸石及摻入不同量的水泥，開展對水泥粉煤灰穩定爐渣-煤矸石基層混合料的收縮性能研究，明晰爐渣和水泥對該基層混合料收縮性能的影響規律，旨在為水泥粉煤灰穩定爐渣-煤矸石混合料工程應用中提供參考依據。

1 試驗材料與方案

1.1 試驗材料

粉煤灰來自寧夏銀川市西夏區熱電廠，爐渣和煤矸石來自寧夏寧東1#渣場，水泥為賽馬牌42.5級普通硅酸鹽水泥。對爐渣、粉煤灰和煤矸石進行了XRF檢測，檢測結果如表1所示。爐渣、粉煤灰和煤矸石的主要組成成分是SiO2和Al2O3，含量占總質量的70%以上，化學性質均相對穩定，參見文獻[21]可知，適宜作為道路基層的填筑材料。

對0～4.75 mm粒徑的爐渣及四檔粒徑級配煤矸石進行壓碎值、表觀密度、堆積密度和吸水率試驗，試驗結果如表2所示。

1.2 試驗方案

將爐渣通過4.75 mm的方孔篩進行篩分，用其替代0～4.75 mm粒徑的煤矸石。煤矸石級配按照《城鎮道路工程施工與質量驗收規范》(CJJ1—2008)相關要求，設計的試驗配合比方案如表3所示。

表2 爐渣和級配煤矸石的基本性能Table 2 Basic properties of slag and graded coal gangue

表3 混合料的配合比Table 3 Mix ratio of mixture

根據《公路工程無機結合材料穩定試驗規程》(JTG E51—2009)進行溫縮和干縮試驗。試驗采用直徑為100 mm，高為200 mm的圓柱形試件代替梁試件進行溫縮和干縮規律探索性試驗。試件采用靜壓法成型，壓實系數為0.98，試件成型后待水泥達到初凝時間后進行脫模，并用塑料薄膜包裹，標準環境下養護至不同齡期。

2 溫縮試驗

2.1 試驗方法

標準養護至6 d，飽水24 h后，將試件放入105 ℃的烘箱中烘12 h至恒量，將烘干后的試件置于干燥室冷卻至常溫。貼應變片前對試件表面中心位置用砂輪機進行磨平，粘貼豎向、環向應變片和溫度補償片，并將引線接入靜態應變儀的接口。試驗從高溫開始，溫度控制在60～-20 ℃，每一級的溫度間隔為10 ℃，降溫速率為1 ℃/min，每級溫度恒溫3 h，每個配比進行3個平行試驗，結果取平均值。溫縮試驗如圖1所示。

2.2 溫縮試驗結果分析

8組不同配比溫縮試驗，測得的豎向和環向溫縮系數結果如圖2所示，總溫縮應變與爐渣替代率的變化關系如圖3(a)所示，總溫縮應變與水泥摻量的變化關系如圖3(b)所示。

由圖2可見，不同配比試件的溫縮系數變化趨勢基本相同，溫縮系數隨著試驗溫度的降低而逐漸增大。當溫度為-10～-20 ℃時，試件5-LZ-100的豎向溫縮系數和環向溫縮系數達到最大值分別為10.9 με/℃和5.4 με/℃。隨著爐渣替代率的提高，豎向和環向溫縮系數呈增加趨勢；隨著水泥摻量的提高，豎向和環向溫縮系數呈降低趨勢。原因是混合料的溫縮應變與材料(爐渣、煤矸石、水泥、粉煤灰及其反應生成物)的溫縮系數和彈性模量有

圖1 溫縮試驗Fig.1 Temperature shrinkage test

關。爐渣的彈性模量低于煤矸石，隨著爐渣替代率的增大，試件的彈性模量減小，在相同溫縮應力的作用下，試件的收縮量則越大；此外，隨著水泥摻量增大，使試件的彈性模量增大，當溫縮應力相同時，試件的收縮量則減少。由圖3(a)可見，摻入爐渣試件的總溫縮應變普遍高于未摻入爐渣試件的總溫縮應變，爐渣替代率由0增加到100%，豎向總溫縮應變增加了34.7%，環向總溫縮應變增加了41.7%。由圖5可見，6%水泥摻量的豎向和環向總溫縮應變最小，水泥摻量在3%～5%范圍內豎向總溫縮應變變化不大，整體呈逐漸下降趨勢。水泥摻量由3%增加到6%，豎向總溫縮應變降低了29.9%，環向總溫縮應變降低了13.9%。參看文獻[22]可知，水泥粉煤灰穩定爐渣-煤矸石混合料比二灰穩定煤矸石混合料的溫縮系數小，說明該混合料可用作寒冷地區道路的路面基層。

圖2 豎向和環向溫縮系數試驗結果Fig.2 Vertical and circumferential temperature shrinkage coefficient test results

圖3 總溫縮應變與爐渣替代率、水泥摻量的變化關系Fig.3 Relationship between total temperature shrinkage strain and slag substitution rate, cement content

3 干縮試驗

3.1 試驗方法

標準養護至6 d，飽水24 h后，將飽水后試件表面的水擦干；先用角磨機將試件的表面打磨平整并稱重量高；再用環氧樹脂整平試件表面并粘貼玻璃片；最后，將試件置于干縮室中，固定千分表，并記錄初始度數。每組配合比6個試件，3個測定其干縮失水率，3個測定其干縮變形，結果取平均值。干縮試驗如圖4所示。

從置入干縮室開始計時，0～7 d齡期，每0.5 d讀取并記錄千分表的讀數；7～30 d齡期，每1 d讀取并記錄千分表的讀數；30～60 d齡期，每4 d讀取并記錄千分表的讀數；60～90 d齡期，每8 d讀取并記錄千分表的讀數。同時，分別稱取讀數時對應的平行試件的質量。試驗結束后，將標準試件置于烘箱中烘干至恒重。

圖4 干縮試驗Fig.4 Dry shrinkage test

3.2 干縮試驗結果分析

養護6 d時，對8組不同配比的混合料進行浸水試驗，測得浸水24 h試件的含水率，試驗結果如表4所示。

由表4可知，與未摻入爐渣試件的含水率相比，其他4種爐渣替代率對應的含水率依次增加了11.1%、18.5%、39.8%、54.8%，表明隨著爐渣替代率的增大，浸水24 h試件的含水率不斷增大，主要原因是由爐渣多孔不密實的性質決定的。爐渣的摻入，直接導致試件的密實程度降低，使外界的水分更容易侵入試件內部，故浸水24 h后試件的含水率隨爐渣替代率的增大而增大。與3%水泥摻量試件的含水率相比，4%、5%、6%水泥摻量對應的含水率分別降低了10.4%、13.1%、20.6%，表明隨著水泥摻量的增大，浸水24 h試件的含水率不斷減小。一方面，隨著水泥摻量的增多，加速了試件前期的水化反應，部分水泥細微顆粒及二次水化生成的C-S-H和C-A-H等凝膠體填充在粉煤灰、爐渣和煤矸石骨料過渡區界面的孔隙中，使凝膠物質與煤矸石骨料的界面過渡區結構更加致密，減少了界面可能形成的連通空隙。另一方面，二次水化反應生成大量的C-S-H和C-A-H等凝膠物質，將原有的連通空隙分割成不連通的微孔，減少大孔而增加微孔，改善了試件整體的密實程度，有效的阻礙水的侵入速率，故浸水24 h后試件的含水率隨著水泥摻量的增大而減小。

通過對8組不同配比的混合料進行干縮試驗，得到放置時間與干縮應變、放置時間與失水率和放置時間與干縮系數之間的關系，如圖5所示。

由圖5(a)可知，不同配比試件的干縮應變隨放置時間變化趨勢基本相同，干縮應變隨放置時間的增加而增加。齡期為30 d時，4種爐渣替代率對應的干縮應變與空白對照組相比分別減弱了31.6%、43.5%、55.7%、59.7%，表明爐渣可以抑制混合料

表4 浸水24 h試件的含水率Table 4 Water content of specimens soaked in water for 24 h

干縮應變的增加。一方面，隨著爐渣替代率的增大，試件的密度降低，當水泥占試件的質量比一定時，試件中實際水泥的質量減小，導致試件中生成的水化硅酸鈣和水化鋁酸鈣等水化產物減少，收縮源減少，宏觀上表現為試件干縮應變降低；另一方面，煤矸石集料的吸水率高于天然碎石，且具有一定的膨脹性。當試件飽水后，其體積較普通水泥粉煤灰穩定碎石增長的多。因此，試件在逐漸失水的過程中，其干縮應變也大于普通水泥粉煤灰穩定碎石。但隨著爐渣替代率的增大，試件中煤矸石集料所占的比例減小，收縮源減少，直接表現為爐渣的摻入減小了的干縮應變。齡期為30 d時，4%、5%、6%水泥摻量的干縮應變與3%水泥摻量的干縮應變相比分別增加了10.5%、14.2%、37.5%，表明水泥可以促進混合料干縮應變的增加。原因是隨著水泥摻量的增大，試件中反應生成的水化硅酸鈣和水化鋁酸鈣等水化產物增多，水化產物收縮源增多，宏觀表現為試件的干縮應變增大。由此可知，試件中煤矸石占比和水泥摻量是影響試件干縮性能的主要因素。

由圖5(b)可知，不同配比試件的失水率隨放置時間變化趨勢基本相同，失水率隨放置時間的增加而增加。齡期為90 d時，爐渣替代率由0增加到100%，試件的失水率增加了38.1%，表明爐渣的摻入可提高混合料的失水率；齡期為90 d時，水泥摻量由3%增加到6%，試件的失水率降低了17.3%，表明水泥的摻入可有效降低混合料的失水率。試件放置時間在0～7 d齡期時，失水率曲線斜率大，失水速率增長較快，平均失水率占總失水率的66.9%；試件放置時間在7～30 d齡期時，失水率曲線斜率變緩，失水速率增長變慢，平均失水率占總失水率的91.3%，試件放置時間在30～90 d齡期時，失水率趨于穩定。

由圖5(c)可知，不同配比試件的干縮系數隨放置時間的增加而增大，其增長規律與干縮應變隨放置時間的增長規律相似。隨著爐渣替代率的增大，干縮系數呈減小趨勢；隨著水泥摻量的增大，干縮系數呈增大趨勢。干縮系數為干縮應變與試件含水率的比值，可以體現出試件干縮應變與含水率的關系，結合圖5(a)和圖5(b)可知，爐渣的摻入，降低了試件對失水率的敏感性。試件放置時間在0～7 d齡期時，干縮系數曲線幾乎呈線性增長，且增長速率快，表明試件的干縮系數增長主要發生在前7 d；試件放置時間在7～30 d齡期時，干縮系數曲線斜率變緩；試件放置時間超過30 d齡期，干縮系數曲線趨于水平，表明30 d后放置時間對干縮系數的增長變化影響不大。試件放置時間為7 d齡期時，干縮應變占總干縮應變的50.7%；試件放置時間為30 d齡期時，干縮應變占總干縮應變的86.5%，說明干縮主要發生在養護初期。結合圖5(b)可知，在實際施工時應當加強早期保濕養生措施，防止水分蒸發過快，利于減少早期收縮引起的裂縫。

4 結論

通過對8組不同配比混合料的溫縮和干縮性能試驗，分別研究了爐渣替代率和水泥摻量對水泥粉煤灰穩定爐渣-煤矸石混合料收縮性能的影響，得出如下結論。

(1)隨著水泥摻量的增加，反應生成的C-S-H和C-A-H等收縮源增多，導致試件內部產生更大的收縮應力，從而增大了干縮收縮量。C-S-H和C-A-H等凝膠體填充在粉煤灰、爐渣和煤矸石骨料過渡區界面的孔隙中，使混合料更加致密，減緩了試件的失水。

(2)水泥粉煤灰穩定爐渣-煤矸石混合料的干縮應變小于水泥粉煤灰穩定煤矸石，且隨著爐渣替代率的增大，混合料的干縮系數降低，豎向和環向溫縮系數增加。

(3)試件失水主要發生在養護齡期的前7 d，干縮應變隨養護齡期的增加不斷增大，且呈先快后慢的變化趨勢。當溫度降低時，水泥粉煤灰穩定爐渣-煤矸石的溫縮應變增加，隨著水泥摻量的增加，可顯著降低溫縮應變。

(4)水泥粉煤灰穩定爐渣-煤矸石混合料比二灰穩定煤矸石材料的溫縮系數小，其適合于用作寒冷地區道路的路面基層。建議采用0～4.75 mm粒徑爐渣替代同粒徑煤矸石的比例宜在50%～75%，水泥摻量為5%，此時混合料的路用性能較好，并且爐渣和煤矸石的利用率較高。