單組分地聚物加固海相沉積軟土的復合地基

劉紀峰， 張會芝*， 鄭春林， 葉德泰

(1. 三明學院 建筑工程學院， 福建 三明 365004；2. 海峽建工集團有限公司， 福建 福州 350000；3. 海頤建工集團有限公司， 福建 三明 366100)

0 引言

海相沉積軟土在我國東南沿海廣泛分布， 具有含水量高、 壓縮性高、 孔隙比大、 抗剪強度低等特性， 一旦擾動， 其結構性很容易被破壞， 造成強度降低和長期大變形等工程問題[1]。 在海相沉積軟土中進行地鐵隧道、 深基坑、 地基處理等施工， 常用水泥漿液加固， 存在能耗高、 二氧化碳排放量大、 抗氯離子長期侵蝕性能差、 工程造價較高等不足[2]， 對性能優良、 節能環保、造價低廉的海相沉積軟土加固新材料的需求迫切。

地聚合物(geopolymer， 又稱地質聚合物或地聚物， 文中統稱地聚物)是由硅鋁酸鹽及其氧化物(主要是SiO2和Al2O3)在堿性環境中反應生成的凝結硬化材料， 具有快硬早強和耐化學侵蝕性等性能[3]， 可在部分環境替代水泥制備混凝土， 減少碳排放[4]， 近年來引起學者關注。Coudert 等探討用堿活化高鈣粉煤灰基漿液改善軟黏性土的工程特性[5]； Murmu 等利用氫氧化鈉(NaOH)和偏硅酸鈉(Na2SiO3)激發粉煤灰制備地聚物改善膨脹土的工程性質[6]； Yi 等利用不同激發劑和?；郀t礦渣制備地聚物加固海相沉積軟土[7]； 俞家人等采用礦渣微粉與堿激發溶液混合制成的地聚物材料加固軟黏土[8]； 劉旭等的研究表明， 偏高嶺土基地聚物是一種有效的含硫軟土加固材料[9]； Hughes 等將?；郀t礦渣與紅石膏摻和， 進行英國肯特郡泥炭土的加固[10]。

鉛鋅鐵等金屬尾礦的主要成分為硅鋁礦物，通過高溫燒結和磨細， 能產生較好的活性， 可制備單組分地聚物。 劉清等以堿浸鉛鋅渣和偏高嶺土為原料， 以硅酸鈉和氫氧化鈉為激發劑制備堿浸鉛鋅渣地聚物并分析其力學性能[11]； Perumal等試驗研究了磷礦、 高嶺石和鋰礦尾礦有效參與堿活化的能力， 以及堿性條件下， 熱處理對提高尾礦活性的效果[12]； 白蕾以粉煤灰、 礦渣等大宗工業固體廢棄物及水泥為主要原料， 在改性水玻璃的激發下制備地聚合物注漿材料[13]； 張會芝等研究了鉛鋅尾礦地聚物建材化利用的可行性[14-15]； Wei 等用高溫活化的釩尾礦和偏高嶺土為前驅物制備單組分地聚物， 發現煅燒溫度對釩尾礦活化至關重要并最終影響地聚物的抗壓強度， 在400℃～600℃熱活化后， 制備的地聚物標準養護7 d 后的抗壓強度達29 MPa[16]。

國內外學者的研究推動了地聚物加固土體的進展， 但對于鉛鋅尾礦地聚物加固海相軟土地基的研究， 尚未見文獻報道。 為此， 筆者以鉛鋅尾礦渣為主要原材料制備單組分地聚物， 并探討其加固海相沉積飽和軟土的機理和形成復合地基的承載力特性。

1 單組分地聚物的制備及性能測試

以硅鋁比分別為 2.50、 2.75、 3.00 和 3.25將偏高嶺土和鉛鋅尾礦渣(二者主要礦物成分見表1)摻合， 并分別經600℃持續4 h、 800℃持續3 h 40min 和1350℃持續3h 煅燒， 其后摻加燒結料質量比8%的氫氧化鈉和12%的偏硅酸鈉， 磨細至比表面積 350 ～ 400 m2·kg-1， 按 0.35 的水固比做膠砂試驗， 自然養護28 d 后測試試樣強度， 試驗方案和結果見表2。 由表2 可知: 當硅鋁比為 2.75 ～3.25 時， 各組試樣的 28 d 抗壓強度略高于325 水泥， 而28 d 抗折強度低于325 水 泥， 即比325 水泥更具有脆硬性。

表1 偏高嶺土和鉛鋅尾礦渣主要礦物成分表 %

表2 試驗方案和結果

2 單組分地聚物加固海相沉積飽和軟土效果與機理

將采用方案2 ～8 制備的單組分地聚物與被加固海相沉積飽和軟土以15%～25%的質量比進行充分拌合后， 裝入直徑50 mm、 高100 mm 的PVC 塑料管中， 并分層壓實， 室內自然養護。 被加固的海相沉積飽和軟土顯著膨脹(圖1)， 養護28 d 后測量， 總膨脹率在10%～25%， 并隨地聚物摻量的增加而增大。 養護7 d 后與同條件養護的純海相沉積飽和軟土試樣進行含水量測試， 得出單組分地聚物吸水量為其質量的35%～50%。養護28 d 后測試各試樣的無側限抗壓強度: 純海相沉積飽和軟土試樣， 0.248 MPa； 其余試樣，1.500～3.750 MPa， 是純海相沉積飽和軟土試樣的 6～15 倍。

圖1 養護中的加固試樣顯著膨脹

單組分地聚物加固海相沉積飽和軟土的反應機理如下: 單組分地聚物的主要成分為SiO2和Al2O3， 與海相沉積飽和軟土攪拌混勻后， 地聚物中的堿性激發劑在水環境下生成OH-離子， 使攪拌混合體呈堿性， 高濃度的 OH-促使 SiO2、Al2O3中的 Si—O 鍵和 Al—O 鍵斷裂， 生成 N-AS-H 凝膠， 再經過縮聚反應形成具有一定強度的聚合物， 這些網絡結構的聚合物強化軟土顆粒之間的黏結性能， 從而提高其強度[17]。

3 單組分地聚物加固海相沉積飽和軟土復合地基承載力特性

在單組分地聚物攪拌樁樁位周邊， 正方形(圖2(a))或梅花形(圖2(b))布設豎向排水體；豎向排水體為直徑7.0～10 cm 的砂井、 袋裝砂井或寬度為10 cm 的塑料排水帶， 深度根據加固土層厚度確定， 水平間距1.0 ～1.5 m， 位置偏差小于5 cm， 垂直度偏差小于1%。 地表鋪設 0.5 ～1.0 m 厚的中粗砂水平排水體(后期作為復合地基的褥墊層)， 并壓實至中密狀態。

圖2 單組分地聚物攪拌樁和豎向排水體布置圖

根據攪拌樁樁身強度的設計要求， 制備的單組分地聚物摻量為被加固飽和軟土質量的15%～25%。 以干粉噴射攪拌法施工， 形成0.2 ～0.5 m直徑的攪拌樁， 可用 “一噴二攪” 或 “二噴三攪” 的施工工藝， 使單組分地聚物與飽和軟土攪拌均勻， 樁位偏差和垂直度偏差根據《建筑樁基技術規范》(JGJ94—2018)確定。

如圖3 所示， 攪拌樁施工完成后， 樁體中的單組分地聚物吸收飽和軟土中水分進行水化反應， 吸水量為單組分地聚物質量的35%～50%，水化反應過程中攪拌樁體積膨脹10%～25%， 膨脹力擠壓周邊土體， 一方面使土體密實度增加，另一方面產生超孔隙水壓力， 使周邊飽和軟土中的水分通過豎向排水體排出地面， 再通過地面上的水平排水體排出場外， 由此加快海相沉積飽和軟土的排水固結速率。

圖3 攪拌樁膨脹加速飽和軟土固結示意圖

假定海相沉積飽和軟土層厚50 m， 水平固結系數 Cv＝ 豎向固結系數 Ch＝ 1.8×10-3cm2·s-1，袋裝砂井直徑dw＝0.1 m， 砂井水平間距l ＝1.4 m， 砂井深度 H1＝ 10 m， 砂井按圖 2(b)布置，直徑0.5 m 的攪拌樁施工100 d 后， 砂井范圍內土層的平均固結度可達到96%， 計算過程如下:

式(1)～(8)中:def為每個排水井的有效影響范圍(cm)，Th為水平固結時間因數(無量綱)，Tv為豎向固結時間因數(無量綱)， t 為固結時間(s)， H為土層的豎向排水距離(cm)， n 為井徑比(無量綱)，Fn為井徑比影響參數(無量綱)，為徑向排水平均固結度(%)，z為豎向排水平均固結度(%)，rz為砂井范圍內土層平均固結度(%)。

因單組分地聚物具有早強特性， 經過較短的時間(一般在28 d 內)， 單組分地聚物攪拌樁就形成樁身強度1.500～3.750 MPa 的結石體。 由于單組分地聚物攪拌樁的吸水和膨脹雙重作用， 使周邊海相沉積飽和軟土加速排水固結， 與結石體共同作用形成復合地基， 使得海相沉積飽和軟土的強度提高、 變形量降低。 此時， 地表 0.5 ～1.0 m 厚、 中密狀態的中粗砂水平排水體， 成為復合地基的褥墊層， 上部荷載作用后， 攪拌樁和周邊軟土需要變形協調， 承載力較大、 變形較小的地聚物攪拌樁刺入褥墊層， 承載力較小、 變形較大的周邊軟土繼續排水固結， 強度進一步提高， 變形進一步降低， 直至二者與上部荷載達到靜力平衡和變形協調狀態(圖4)。

圖4 地聚物攪拌樁復合地基示意圖

以上述數據繼續計算單組分地聚物加固海相沉積飽和軟土復合地基的承載力。 以25%的質量比摻加單組分地聚物， 形成樁身強度為3.75 MPa的攪拌樁， 對排水固結后軟土承載力特征值fsk取150 kPa， 經計算， 復合地基置換率 m ＝ 23.1%，根據樁側摩阻力和樁底端承力計算單樁承載力特征值Ra(kN)為:

根據樁身強度確定Ra為:

取Ra＝589 kN 計算復合地基承載力特征值 fspk(kN)為:

式(9)～(11)中:up為樁身橫截面周長(m)，qsi為各土層樁周土摩阻力特征值(kPa)， 取35 kPa，li為按土層劃分的各段樁長(m)， α 為樁端天然地基承載力折減系數， 取1， Ap為樁端橫截面積(m2)，qp為樁端天然地基承載力特征值(kPa)，取 410 kPa， η 為折減系數， 取 0.8， fcu為樁身強度(kPa)， λ 為樁間土承載力發揮度(無量綱)，取0.5。

4 分析與討論

由表1、 表2 可知， 利用鉛鋅尾礦和偏高嶺土， 通過調節二者的質量比使摻合料中的硅鋁比在2.50 ～3.25 之間， 通過高溫煅燒一定時間后摻加固體堿激發劑并磨細， 制備成單組分地聚物。 在自然養護條件下， 325 水泥和單組分地聚物的膠砂試樣均未能充分水化， 前者的28 d 抗壓強度為25.5 MPa， 為325 水泥膠砂標準養護試件的80%左右。 當摻合料中硅鋁比為2.75、 3.00和3.25 時， 各單組分地聚物的抗壓強度均高于325 水泥地聚物； 當摻合料中硅鋁比為2.50 時，無論燒結溫度高低和持續時間長短， 其試件的抗壓強度均在15.0 MPa 左右， 比325 水泥試件低40%左右。

對比各組試樣的抗折強度可知， 與水泥膠砂試樣相比， 單組分地聚物試樣的抗折強度普遍較低， 表明單組分地聚物脆性更大， 承受壓力性能較好， 但抗彎曲、 抗剪切性能較差， 在工程應用時應充分注意。

固體堿激發劑摻量相同的情況下， 硅鋁比是決定單組分地聚物強度的主要因素， 本次試驗條件下適宜的硅鋁比為3.00±0.25， 燒結溫度和燒結時間的影響較小， 同種條件下， 試件強度隨燒結溫度增加而輕微下降。 在硅鋁比為 3.25、1 350℃燒結3 h 時， 試樣出現熔融板結現象。 為節約能源， 后續試驗可采用600℃～800℃的燒結溫度， 并適當減少燒結時間。

利用鉛鋅尾礦單組分地聚物加固海相沉積飽和軟土， 加固后的軟土大幅膨脹， 通過設置的豎向排水帶、 水平排水體加速飽和軟土的排水固結， 并形成單組分地聚物攪拌樁樁體， 其膨脹效應可使范圍內飽和軟土在較短的時間達到90%以上的固結度。 此時， 地面水平排水體可作為褥墊層協調樁-土變形和承載， 地聚物攪拌樁、 排水固結的土體和褥墊層形成復合地基， 其承載力特征值可達排水固結后軟土承載力特征值的5 倍以上。 文中單組分地聚物加固海相沉積飽和軟土的效果和復合地基承載力的計算結果， 應用于工程實際時， 應結合現場試驗測試進一步確認。

5 結論與建議

“碳達峰、 碳中和” 是我國綠色發展的必由之路。 國務院發布的 《2030 年前碳達峰行動方案》 明確指出: 推動建材行業碳達峰， 鼓勵建材企業使用尾礦渣等作為原料或水泥混合材[18]。鉛鋅尾礦渣富含SiO2、 Al2O3等活性成分， 具有很高的利用價值。 為此， 本次試驗以鉛鋅尾礦渣等為原材料， 通過偏高嶺土調節組分中的硅鋁比， 并經高溫煅燒后摻加適量的固體堿性激發劑， 混合后粉磨至比表面積 350 ～400 m2·kg-1，制成單組分地聚物， 將單組分地聚物以15%～25%的質量比摻入海相沉積飽和軟土， 利用水化反應吸水和膨脹， 加速飽和軟土排水固結， 最終形成復合地基， 試驗測試和理論計算的結果表明:

(1)按表2 方案制備的單組分地聚物28 d 抗壓強度為15.0～27.4 MPa， 原材料中硅鋁比是單組分地聚物強度的主要影響因素， 本次試驗條件下適宜的硅鋁比為3.00±0.25；

(2)單組分地聚物吸水量為其質量的35%～50%， 與海相沉積飽和軟土發生水化反應， 混合物體積膨脹10%～25%， 加固后的海相沉積飽和軟土無側限抗壓強度提高6～15 倍；

(3)單組分地聚物攪拌樁加固海相沉積飽和軟土時， 通過吸水和膨脹， 能有效加速飽和軟土的排水固結， 攪拌樁形成樁身強度1.500 ～3.750 MPa 的結石體， 可與周邊排水固結的土體、 地面水平排水體形成復合地基， 其承載力特征值是排水固結后軟土承載力特征值的5 倍以上。

本次試驗還有三個需要改進的方面， 可為下一步研究提供方向。 一是養護條件對試件強度有較大影響， 建議后續研究統一采用標準養護， 更具有對比性； 二是燒結溫度不宜過高， 燒結試樣強度的影響因素可采用正交試驗進一步分析； 三是地聚物加固海相沉積飽和軟土的膨脹機理需要進一步揭示， 膨脹力需要量化， 為提高飽和軟土固結速率和完善復合地基設計提供依據。