污泥焚燒灰對(duì)砂漿強(qiáng)度與干縮的影響及機(jī)理

郭澍來(lái)，董榮珍，龍廣成，常智楊，謝友均，曾曉輝，馬昆林

(中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410075)

污水污泥(Sewage Sludge)產(chǎn)量持續(xù)增加帶來(lái)的環(huán)境壓力已然是一個(gè)全球性的問(wèn)題。歐盟成員國(guó)每年生產(chǎn)1 300 多萬(wàn)t 的污泥干固體[1]，而我國(guó)干污泥年產(chǎn)生量為1 163 萬(wàn)t[2]。因此，進(jìn)行污泥合理化高效利用具有非常重要的意義。2017 年水泥行業(yè)的二氧化碳排放量為2.2 Gt/a，占全球溫室氣體排放量的7%[3]，采用生活、工業(yè)廢棄物制備水泥混凝土的替代組分是碳減排的有效途徑之一[4]。污水污泥焚燒灰(SSA Sewage Sludge incineration Ash)用作水泥替代品具有較好優(yōu)勢(shì)，可大規(guī)模應(yīng)用于道路、基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)，降低經(jīng)濟(jì)成本和環(huán)境壓力；其主要成分SiO2和Al2O3占比45%～80%[5-7]，焚燒后的污泥灰具有較高火山灰活性[8-11]。湯薇等[12]采用20%～40%摻量的自來(lái)水廠污泥焚燒灰制備出的混凝土90 d 抗壓強(qiáng)度與純水泥混凝土相近。也有文獻(xiàn)報(bào)道污泥焚燒灰與粉煤灰復(fù)摻可以改善砂漿強(qiáng)度[13]。CHEN 等[14]得到的污泥焚燒灰具有多孔的特性，干燥時(shí)孔內(nèi)吸附的自由水散失使得砂漿干縮隨著焚燒灰摻量提高略有增加。然而，當(dāng)前有關(guān)污泥焚燒灰對(duì)水泥混凝土性能影響方面的研究成果尚不系統(tǒng)，現(xiàn)有文獻(xiàn)主要是針對(duì)性的定性結(jié)果，亟待加強(qiáng)相關(guān)方面的研究。為此，本文在既有成果基礎(chǔ)上，通過(guò)對(duì)比方法，深入分析污泥焚燒灰對(duì)水泥砂漿強(qiáng)度和干縮的影響，探索污泥焚燒灰在水泥砂漿中的物理、化學(xué)作用機(jī)理，以促進(jìn)污泥焚燒灰在水泥基材料中的高效利用，助力水泥基材料低碳綠色發(fā)展。

1 試驗(yàn)

1.1 原材料

所用水泥為P.Ⅰ 42.5硅酸鹽水泥(PC)。污泥取自長(zhǎng)沙市城西污水廠的脫水泥餅，將曬干的餅狀污泥破碎為粉狀，球磨機(jī)粉磨1 h 后過(guò)100 目篩(150 μm)備用，再將該污泥粉置于高溫電阻爐中以800 ℃恒溫6 h 冷卻制成污泥焚燒灰粉料(簡(jiǎn)稱(chēng)為SSA)；同時(shí)，還采用了湘潭電廠I 級(jí)粉煤灰(FA)、S95 礦渣粉(GGBS)以及磨細(xì)石英粉(Quartz，簡(jiǎn)稱(chēng)Q)。污泥焚燒灰、粉煤灰及礦渣粉顆粒的微觀形貌如圖1所示。

圖1 各粉體材料的微觀形貌圖Fig. 1 Micro-morphology of three powders

圖2為各粉體材料的粒度分布曲線，從中可以看 到PC，SSA，F(xiàn)A，GGBS 和Q 的D50分 別 為14.34，10.54，20.10，13.13 和17.62 μm，污泥焚燒灰顆粒的D50稍小，總體上各粉體材料的粒徑分布相似。圖3為各材料的X 射線衍射圖譜，污泥焚燒灰主要的晶相礦物組成為石英和白云母(Muscovite)，白云母是原脫水污泥經(jīng)高溫煅燒后未分解殘留的礦物。污泥焚燒灰粉體的XRD 圖中無(wú)明顯Al2O3衍射峰，說(shuō)明Al2O3大多以非晶型的形態(tài)存在。表1給出了各粉體材料的XRF化學(xué)組成，污泥焚燒灰中P2O5稍高，其余氧化物含量與粉煤灰接近。

圖3 礦物摻合料的XRD圖Fig. 3 XRD pattern of mineral admixtures

表1 原材料的化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of raw materials

圖2 原材料的粒度分布曲線Fig. 2 Cumulative particle size distributions of raw materials

1.2 配合比及試樣制備

為對(duì)比分析，試驗(yàn)設(shè)計(jì)了基準(zhǔn)水泥組PC，10%～50%摻量的污泥焚燒灰組以及污泥焚燒灰與粉煤灰、礦渣雙摻和三摻組。選用與污泥焚燒灰粒徑相近的惰性石英粉以30%摻量替代水泥作為參考組。分別以0.4 和0.5 水灰比制作凈漿和砂漿試件，其粉體材料組成配合比如表2。

表2 試件粉體組成配比Table 2 Mix proportions of powder materials for samples

凈漿試件按照上述配比稱(chēng)量好的干料加入凈漿攪拌機(jī)中慢速攪拌60 s 混合至均勻(轉(zhuǎn)速800 r/min)，加入自來(lái)水并繼續(xù)攪拌90 s 后，手動(dòng)用玻璃棒攪拌均勻，再以1 500 r/min 的轉(zhuǎn)速攪拌90 s，最后將漿體倒入塑料瓶中密封備用。砂漿試件按照國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)《水泥膠砂強(qiáng)度檢驗(yàn)方法(ISO法)》GB/T 17671—2021 制備(膠砂比1:3)，并進(jìn)行養(yǎng)護(hù)和后續(xù)相應(yīng)測(cè)試。

1.3 試驗(yàn)方法

1.3.1 砂漿強(qiáng)度及干燥收縮試驗(yàn)

按照國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)《水泥膠砂強(qiáng)度檢驗(yàn)方法(ISO法)》GB/T 17671—2021 執(zhí)行，分別測(cè)試相應(yīng)齡期的試件強(qiáng)度。根據(jù)《用于水泥、砂漿和混凝土中的粒化高爐礦渣粉》GB/T 18046—2017，采用摻污泥焚燒灰等礦物摻合料的試件強(qiáng)度Rn與同齡期基準(zhǔn)試件強(qiáng)度R0n之百分?jǐn)?shù)比An，即相對(duì)強(qiáng)度百分比，評(píng)價(jià)摻合料對(duì)水泥膠砂試件強(qiáng)度的影響，見(jiàn)式(1)，計(jì)算結(jié)果保留至整數(shù)。

砂漿干縮試驗(yàn)參照《水泥砂漿干縮試驗(yàn)方法》JCT603—2004 進(jìn)行，試件尺寸為25 mm×25 mm×280 mm。試件成型后24 h 脫模，將其放入20 ℃飽和石灰水中養(yǎng)護(hù)48 h 后取出。擦拭表面后測(cè)量原長(zhǎng)，再將其放置于(20±2) ℃濕度(60±5)%養(yǎng)護(hù)室養(yǎng)護(hù)，測(cè)試齡期到90 d。

1.3.2 微觀結(jié)構(gòu)測(cè)試

選取28 d 砂漿試件用于氮吸附孔結(jié)構(gòu)測(cè)試，測(cè)試儀器為彼奧德SSA-4000 孔徑分析儀。采用掃描電子顯微鏡(QUANTA FEG250)在20.0 kV的加速電壓下觀測(cè)28 d凈漿試件的微觀結(jié)構(gòu)。

2 結(jié)果與討論

2.1 污泥焚燒灰摻量對(duì)砂漿強(qiáng)度的影響

圖4(a)為污泥焚燒灰摻量對(duì)水泥膠砂試件抗壓強(qiáng)度的影響結(jié)果，圖4(b)為各試件相對(duì)強(qiáng)度百分比。隨著污泥焚燒灰摻量的增加，試件各齡期抗壓強(qiáng)度呈現(xiàn)出先增加而后逐漸下降的變化趨勢(shì)，當(dāng)污泥焚燒灰等質(zhì)量取代10%時(shí)，試件各齡期強(qiáng)度最大，且超過(guò)基準(zhǔn)試件，90 d齡期時(shí)，高出基準(zhǔn)試件16%；當(dāng)污泥焚燒灰的摻量為20%時(shí)，試件90 d 齡期的相對(duì)強(qiáng)度百分比達(dá)到了104%；污泥焚燒灰摻量在超過(guò)20%后，試件強(qiáng)度快速降低，且均低于基準(zhǔn)試件，特別是當(dāng)污泥焚燒灰摻量達(dá)到40%后，試件強(qiáng)度顯著下降。值得注意的是，污泥焚燒灰摻量在30%以內(nèi)時(shí)，試件3 d 齡期后的強(qiáng)度均達(dá)到基準(zhǔn)試件的80%以上，表明污泥焚燒灰具有較大水化活性。

圖4 污泥焚燒灰摻量對(duì)水泥膠砂試件抗壓強(qiáng)度的影響Fig. 4 Influence of SSA dosage on compressive strength and relative compressive strength ratio of mortar

污泥焚燒灰在水泥體系中的強(qiáng)度貢獻(xiàn)主要來(lái)自于其物理、化學(xué)方面的作用效應(yīng)[15-16]。污泥焚燒灰呈現(xiàn)不規(guī)則顆粒形貌且顆粒尺寸較小，也可起到微集料物理填充作用，提高體系初始堆積密實(shí)度；同時(shí)污泥焚燒灰中存在較多的無(wú)定形活性鋁相及硅相[17]，可與Ca(OH)2反應(yīng)生成二次水化產(chǎn)物如C-S-H，C-A-S-H 凝膠等，從而提高水泥膠砂的強(qiáng)度。火山灰反應(yīng)消耗Ca(OH)2使得溶液中Ca2+濃度降低，也會(huì)加速水泥顆粒的溶解，促進(jìn)水化反應(yīng)的進(jìn)行[18]。當(dāng)然，隨著污泥焚燒灰取代水泥量增大，體系中水泥含量降低明顯，污泥焚燒灰稀釋效應(yīng)占主導(dǎo)，水化產(chǎn)物減少，導(dǎo)致強(qiáng)度下降。

為定量分析污泥焚燒灰對(duì)水泥膠砂抗壓強(qiáng)度的影響，將摻污泥焚燒灰砂漿強(qiáng)度視作由基準(zhǔn)水泥膠砂強(qiáng)度和污泥焚燒灰摻合料在砂漿體系中發(fā)揮的強(qiáng)度效應(yīng)2 個(gè)部分構(gòu)成，即試件強(qiáng)度f(wàn)可表示為水泥強(qiáng)度f(wàn)c與摻合料的強(qiáng)度貢獻(xiàn)fs之和：f=fc+fs。引入強(qiáng)度效應(yīng)因子λ[19-20]，定義為：同條件下單位摻合料的強(qiáng)度貢獻(xiàn)σs與單位水泥膠砂強(qiáng)度σ0之比，即σs=λσ0。此時(shí)，fs等于σs與其摻量α(水泥替代率)之積，fc等于σ0與水泥含量(1-α)之積，試件總強(qiáng)度f(wàn)可表示為式(2)：

以α為自變量，λ為因變量，根據(jù)圖4(a)各試件3～90 d 齡期抗壓強(qiáng)度結(jié)果和式(2)的數(shù)學(xué)關(guān)系，得到污泥焚燒灰在砂漿中的強(qiáng)度效應(yīng)因子與其摻量的關(guān)系，如圖5所示。

圖5 污泥焚燒灰在砂漿中的強(qiáng)度效應(yīng)因子與其摻量之間的影響關(guān)系Fig. 5 Influence of SSA dosage on the strength-effect factor in mortar

由圖5可知，在調(diào)查摻量范圍內(nèi)，隨著污泥焚燒灰摻量的增加，其強(qiáng)度效應(yīng)因子呈現(xiàn)出先增大而后減小的趨勢(shì)，40%摻量的污泥焚燒灰強(qiáng)度效應(yīng)因子與50%摻量時(shí)相近，且為負(fù)。當(dāng)污泥焚燒灰摻量為10%～30%時(shí)，λ>0，表明該摻量下污泥焚燒灰的強(qiáng)度貢獻(xiàn)為正，其中污泥焚燒灰摻量為10%時(shí)各齡期強(qiáng)度效應(yīng)因子最大，均大于1.4，λ90d則達(dá)到2.6，表明在此摻量下污泥焚燒灰的強(qiáng)度貢獻(xiàn)較大。當(dāng)污泥焚燒灰摻量超過(guò)30%后，λ值非常小。一方面，30%以上的水泥替代量使得水化產(chǎn)物大大減少，污泥焚燒灰的火山灰效應(yīng)不足以彌補(bǔ)稀釋效應(yīng)造成砂漿強(qiáng)度降低，另一方面可能是污泥焚燒灰特殊的顆粒形態(tài)引入部分孔隙，2 種效應(yīng)疊加使得污泥焚燒灰對(duì)砂漿強(qiáng)度的降低高于單純稀釋效應(yīng)造成的強(qiáng)度降低。不同齡期強(qiáng)度效應(yīng)因子大小不同，7 d強(qiáng)度提升較顯著，λ90d最高，即污泥焚燒灰對(duì)砂漿后期強(qiáng)度提升更大。

為進(jìn)一步分析不同齡期下污泥焚燒灰對(duì)膠砂強(qiáng)度發(fā)展的影響規(guī)律，建立了如式(3)所示的摻污泥焚燒灰膠砂抗壓強(qiáng)度隨齡期變化的數(shù)學(xué)關(guān)系式。

式中：f為膠砂抗壓強(qiáng)度，ln 為自然對(duì)數(shù)，a和b均為擬合所得常數(shù)，由式(3)所得擬合結(jié)果如圖6 所示，R2均大于0.96，表明擬合結(jié)果良好。方程各擬合參數(shù)如表3所示。

表3 由圖6結(jié)果得到的公式(3)中各參數(shù)擬合結(jié)果及相關(guān)系數(shù)Table 3 Results obtained from the fitted curves in Fig. 6

圖6 不同試件抗壓強(qiáng)度隨齡期的變化關(guān)系Fig. 6 Relationships between curing period and compressive strength of samples

從圖6污泥焚燒灰膠砂抗壓強(qiáng)度隨養(yǎng)護(hù)齡期發(fā)展趨勢(shì)來(lái)看，摻污泥焚燒灰試件28 d 齡期后的強(qiáng)度增加率較大，后期強(qiáng)度發(fā)展?jié)摿^好。由表3擬合參數(shù)可知，隨著污泥焚燒灰摻量的增加，曲線a呈現(xiàn)出先增大而后降低的趨勢(shì)，當(dāng)污泥焚燒灰摻量為10%時(shí)a最大為8.93，超過(guò)了基準(zhǔn)試件的7.27，表明10%污泥焚燒灰的摻入較大程度地促進(jìn)了膠砂強(qiáng)度隨齡期的增長(zhǎng)速率。而污泥焚燒灰摻量超過(guò)20%后，a快速降低，且低于基準(zhǔn)試件。污泥焚燒灰摻量達(dá)到40%及以上時(shí)，試件強(qiáng)度增長(zhǎng)速率明顯減小。由擬合曲線預(yù)測(cè)的b值判斷，隨著污泥焚燒灰摻量的增加，試件1 d 抗壓強(qiáng)度逐漸減小，此時(shí)強(qiáng)度發(fā)展較水泥緩慢，這與污泥焚燒灰試件3 d強(qiáng)度效應(yīng)因子較低的結(jié)果大致吻合。

2.2 污泥焚燒灰與粉煤灰、礦渣復(fù)摻對(duì)砂漿強(qiáng)度的影響

圖7 給出了SSA 與粉煤灰(FA)、礦渣(GGBS)復(fù)摻對(duì)膠砂抗壓抗折強(qiáng)度的影響結(jié)果，當(dāng)SSA 與GGBS 雙摻、SSA 與FA 和GGBS 三摻時(shí)，試件28 d 和90 d 的抗壓、抗折強(qiáng)度均有所提高。表明SSA與FA 和GGBS 的協(xié)同作用為水泥膠砂提供了較高的強(qiáng)度，并明顯提高了SSA 單摻試件的力學(xué)強(qiáng)度。一方面，多種細(xì)度、形貌特征的礦物摻合料復(fù)摻入水泥體系中發(fā)揮了物理增強(qiáng)效應(yīng)；另一方面，F(xiàn)A 和GGBS 的高火山灰活性增加了水化產(chǎn)物的生成量，均使得水泥膠砂強(qiáng)度提高。圖7(b)所示的抗折強(qiáng)度結(jié)果與圖7(a)抗壓強(qiáng)度結(jié)果相似。值得注意的是，S1F1G1 組28 d 齡期的力學(xué)強(qiáng)度最高，抗壓、抗折相對(duì)強(qiáng)度百分比均達(dá)到了100%，主要是因?yàn)镾SA，F(xiàn)A 和GGBS 3 種顆粒對(duì)水泥體系的協(xié)同增強(qiáng)效應(yīng)疊加達(dá)到了最優(yōu)的效果。

圖7 SSA與FA、GGBS復(fù)摻對(duì)砂漿強(qiáng)度的影響Fig. 7 Influence of mixing SSA with FA and GGBS on the compressive and flexural strength of mortar

為定量比較不同摻合料對(duì)砂漿強(qiáng)度的貢獻(xiàn)，采用上述強(qiáng)度效應(yīng)因子的概念分析污泥焚燒灰與礦物摻合料復(fù)摻對(duì)強(qiáng)度的影響，將摻量為30%的混合摻合料視作整體計(jì)算強(qiáng)度效應(yīng)因子如圖8。由圖8 可知，30%摻量的污泥焚燒灰試件各齡期抗壓、抗折強(qiáng)度下強(qiáng)度效應(yīng)因子均高于Q3，表明污泥焚燒灰的化學(xué)效應(yīng)有利于試件各齡期強(qiáng)度的提高。圖8(a)，8(b)中S2G1 組3 d 強(qiáng)度效應(yīng)因子最高，這表明污泥焚燒灰與礦渣對(duì)砂漿早期強(qiáng)度貢獻(xiàn)較大。從圖8(a)來(lái)看，雖然F2G1組3 d強(qiáng)度效應(yīng)因子低于摻污泥焚燒灰各組，但90 d 效應(yīng)因子最高，這與粉煤灰早期活性低，后期活性高有關(guān)。可以看到，S1F1G1 組各齡期強(qiáng)度效應(yīng)因子都很高，說(shuō)明多種礦物摻合料復(fù)合后可發(fā)揮良好協(xié)同作用，有利于改善試件的抗壓、抗折強(qiáng)度。

圖8 SSA與FA和GGBS復(fù)摻對(duì)砂漿抗壓、抗折強(qiáng)度效應(yīng)因子的影響Fig. 8 Influence of mixing SSA with FA and GGBS on the compressive and flexural strength strength-effect factor in mortar

由于石英粉為僅有物理填充作用的惰性摻合料，30%摻量下各組強(qiáng)度效應(yīng)因子與Q3 組強(qiáng)度效應(yīng)因子之差計(jì)為化學(xué)效應(yīng)因子。需要注意的是，差值得到的火山灰效應(yīng)是剔除了微集料填充效應(yīng)后，以火山灰效應(yīng)為主導(dǎo)，也包括顆粒特性差異等物理化學(xué)效應(yīng)。為了減少礦物摻合料成核效應(yīng)及稀釋效應(yīng)對(duì)膠凝體系早期水化的影響[21]，選取各試件90 d 抗壓強(qiáng)度所得效應(yīng)因子，根據(jù)摻合料物理和化學(xué)效應(yīng)因子與總強(qiáng)度效應(yīng)因子的比值，分別計(jì)算各組摻合料物理填充和化學(xué)效應(yīng)在摻合料強(qiáng)度貢獻(xiàn)中所占的百分比如圖9所示。

從圖9 中S3 組看到，污泥焚燒灰的物理填充效應(yīng)分別占抗壓、抗折強(qiáng)度效應(yīng)因子的10.8%和37.6%。與S2G1 和S1F1G1 組對(duì)比，隨著污泥焚燒灰摻量在膠凝體系中的減小，摻合料物理填充效應(yīng)所占強(qiáng)度貢獻(xiàn)的百分比逐次減小，說(shuō)明污泥焚燒灰的物理填充效應(yīng)對(duì)試件抗壓、抗折強(qiáng)度有不同程度的貢獻(xiàn)，但污泥焚燒灰的化學(xué)效應(yīng)仍占強(qiáng)度貢獻(xiàn)的主要地位。由于污泥焚燒灰中摻入了高化學(xué)活性的粉煤灰和礦渣，使得化學(xué)效應(yīng)具有較高的強(qiáng)度貢獻(xiàn)比。F2G1 組化學(xué)效應(yīng)占強(qiáng)度貢獻(xiàn)百分比最大，說(shuō)明試件強(qiáng)度主要來(lái)自于粉煤灰和礦渣的化學(xué)活性。對(duì)比圖9(a)與9(b)結(jié)果可知，污泥焚燒灰的物理填充效應(yīng)對(duì)試件抗折強(qiáng)度影響較大。

圖9 物理填充效應(yīng)和化學(xué)效應(yīng)占強(qiáng)度貢獻(xiàn)的百分比Fig. 9 Percentage of physical filling effects and chemical effects in the compressive and flexural strength

2.3 干縮性能

圖10 給出了砂漿試件干縮變形隨齡期的變化結(jié)果。從結(jié)果可知，所有試件干縮隨齡期變化趨勢(shì)相同，各干縮值隨水化齡期的延長(zhǎng)而增加。為分析干縮值隨齡期的變化關(guān)系，將試件齡期分為3～7 d，7～14 d，14～21 d，21～28 d，28～56 d和56～90 d 6 個(gè)區(qū)間，齡期區(qū)間內(nèi)干縮值ε與區(qū)間長(zhǎng)度t(單位：d)的比值為試件在該區(qū)間內(nèi)的干縮變化速率Vε，即Vε=ε/t，結(jié)果如圖11所示。從圖11可看出，各組干縮變化速率隨齡期延長(zhǎng)而降低，且28 d前各試件Vε較大，28 d后試件Vε較小。與其他組別對(duì)比，S3組在3～7 d內(nèi)干縮速率最大，而7～56 d 內(nèi)干縮速率最小，說(shuō)明相較其他組，S3 試件早期收縮快，后期收縮相對(duì)緩慢。

圖10 不同組成水泥砂漿試件干縮值結(jié)果Fig. 10 Drying shrinkage value of mortar

圖11 不同組成水泥砂漿試件干縮速率結(jié)果Fig. 11 Drying shrinkage rate of mortar

從圖10 中得到，S3，S2G1，F(xiàn)2G1，S1F1G1各組28 d 干縮值分別比PC 組降低了22.8%，20.2%，19.2%和17.7%；90 d 干縮值分別比PC 組降低了32.7%，32.3%，24.6%和29.0%。顯然，污泥焚燒灰水泥體系中較多的C-S-H凝膠，以及微集料填充效應(yīng)，改善了體系微結(jié)構(gòu)有利于抵抗干縮變形[22]。此外，干縮可能還與污泥灰的摻量有關(guān)，F(xiàn)2G1，S1F1G1，S2G1，S3 組隨著污泥灰摻量的增加，試件90 d收縮依次減少。

2.4 物相組成及微觀形貌

通過(guò)XRD 測(cè)試分析28 d 養(yǎng)護(hù)齡期基準(zhǔn)組(PC)和摻20%SSA組(S2)硬化漿體物相組成，如圖12所示。從圖中可知，試樣中晶體物相主要有氫氧化鈣[Ca(OH)2]，AFm 及未反應(yīng)的硅酸三鈣(Alite)和硅酸二鈣(Belite)，S2 組還含有污泥灰中的SiO2。與基準(zhǔn)組對(duì)比，S2組中Ca(OH)2峰明顯降低，一方面是SSA 替代水泥減少了水泥熟料及其水化產(chǎn)物Ca(OH)2的量，另一方面是活性SSA 也消耗了Ca(OH)2。鋁酸鹽水化產(chǎn)物主要出現(xiàn)在5°～25°間，與PC 組相比，S2 組的單硫型水化硫鋁酸鈣(Ms)相衍射峰強(qiáng)度明顯提高。這是由于污泥焚燒灰中Al2O3含量較高，在水泥水化所形成的堿性溶液中，Al2O3溶解并形成Al(OH)-4，Al(OH)-4與孔溶液中的結(jié)合生成了比Al(OH)3和Ett相溶解度更低的Ms相[23]，保持了體積穩(wěn)定的Ms晶體增多，有利于體系收縮變形降低[24]。

圖12 水泥-污泥焚燒灰試件XRD圖Fig. 12 XRD pattern of Cement-SSA pastes

采用氮吸附試驗(yàn)測(cè)試并對(duì)比了摻污泥焚燒灰樣品與純水泥樣品的孔結(jié)構(gòu)特征，結(jié)果如圖13 所示。摻入污泥焚燒灰的S3 樣品的孔隙體積達(dá)到0.85 cc/g，高于基準(zhǔn)組的0.42 cc/g。基于氮?dú)馕锢砦綔y(cè)試范圍將硬化水泥漿體中的孔分為10 nm 以下的凝膠孔，10～50 nm 的中毛細(xì)孔和50 nm 以上的大毛細(xì)孔[25]。與PC 組對(duì)比，S3 樣品中50 nm 以下的孔隙較多，50 nm 以上的孔隙較少，表明污泥焚燒灰細(xì)化了50 nm 以上的孔隙，抑制了水分從大毛細(xì)孔中散失[26]，從而減小試件干縮變形。但5～50 nm 孔引起較大的毛細(xì)壓力是影響試件早期自收縮的主要因素[27]，可能導(dǎo)致了摻30%污泥焚燒灰試件早期干縮值較大，甚至高于PC 組。分析孔隙體積變化的原因，污泥焚燒灰消耗Ca(OH)2生成較多的C-S-H水化凝膠，填充大毛細(xì)孔的同時(shí)增加了細(xì)孔的體積[28]。S3 樣品總體上較多孔隙體積也是造成試件強(qiáng)度降低的主要原因，摻30%污泥焚燒灰砂漿28 d強(qiáng)度降低了15.4%。

圖13 水泥-污泥焚燒灰砂漿BJH孔結(jié)構(gòu)分析Fig. 13 BJH pore size analysis of Cement-SSA mortar

為分析污泥焚燒灰對(duì)體系水化物相及形貌的影響，圖14 進(jìn)一步給出了采用SEM 分析的4 組硬化水泥漿體28 d 齡期水化產(chǎn)物的微觀形貌特征結(jié)果。從圖中可以看出，PC 組水化產(chǎn)物較多，且總體分布均勻密實(shí)，摻污泥焚燒灰的S3 組水化物相較為豐富，存在較多六方片狀的Ms 相，各物相之間緊密排列；粉煤灰與礦渣復(fù)合的F2G1 組也含有較多的凝膠產(chǎn)物，并且周?chē)嬖谳^多未完全反應(yīng)的粉煤灰顆粒，而摻石英粉的Q3 組中可觀察到水化物相較少，較大石英顆粒嵌在水化產(chǎn)物中。總體而言，各組樣品主要水化產(chǎn)物形貌及類(lèi)型基本相似，但摻礦物摻合料的樣品中仍然存在著未反應(yīng)完全的不同類(lèi)型摻合料顆粒，污泥焚燒灰中由于含有較多的鋁相而可觀察到更多的Ms相。

圖14 不同水泥體系的SEM照片F(xiàn)ig. 14 SEM micrographs of blended pastes

3 結(jié)論

1) 污泥焚燒灰與水泥顆粒粒徑相似時(shí)，砂漿3～90 d 齡期內(nèi)的強(qiáng)度隨污泥焚燒灰摻量增加呈現(xiàn)出先增加而后降低的變化規(guī)律，其中10%為污泥焚燒灰的最優(yōu)摻量，28 d和90 d齡期的強(qiáng)度效應(yīng)因子分別為1.4和2.6，20%摻量的污泥灰其90 d強(qiáng)度效應(yīng)因子也可達(dá)1.2，污泥灰摻量超過(guò)30%后，對(duì)砂漿強(qiáng)度有較大不利影響。

2) 污泥焚燒灰對(duì)砂漿力學(xué)強(qiáng)度的貢獻(xiàn)主要來(lái)自其化學(xué)作用；相對(duì)于抗壓強(qiáng)度，污泥焚燒灰的微集料效應(yīng)和物理填充密實(shí)作用對(duì)砂漿抗折強(qiáng)度的貢獻(xiàn)更大。

3) 污泥焚燒灰與粉煤灰、礦渣粉復(fù)摻有助于砂漿強(qiáng)度的增加，尤其是污泥灰與粉煤灰、礦渣三摻試件3～90 d 齡期強(qiáng)度幾乎與同摻量粉煤灰與礦渣雙摻試件的結(jié)果相等。

4) 污泥焚燒灰對(duì)砂漿試件干縮變形有較好的抑制作用。相較基準(zhǔn)試件，摻30%污泥焚燒灰試件90 d齡期的干縮變形降低30%以上。

5) 相對(duì)于基準(zhǔn)組，污泥焚燒灰的摻入增加了體系中以單硫型水化硫鋁酸鈣為主的AFm 晶體相，并減少了50 nm 以上的孔隙。后續(xù)將進(jìn)一步深入研究摻污泥焚燒灰體系物相、孔結(jié)構(gòu)對(duì)其強(qiáng)度、干縮性能的影響關(guān)系。