再生细骨料协同工业废渣固化淤泥的力学及抗裂性能

王柳江; 郭瑞阳; 臧耀辉; 於永雪; 徐宜东

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2502503

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (7) :3021-3030 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2502503

建筑科学

再生细骨料协同工业废渣固化淤泥的力学及抗裂性能

王柳江 ¹ ,
郭瑞阳 ¹ ,
臧耀辉 ¹ ,
於永雪 ² ,
徐宜东 ¹

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Mechanical and Crack Resistance Properties of Sludge Solidified with Industrial By-products Combined with Recycled Fine Aggregate

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摘要

通过掺再生细骨料(recycled fine aggregate, RFA)对疏浚淤泥进行级配改良,并采用高炉矿渣(ground granulated blast furnace slag, GGBS)、电石渣(carbide slag, CS)和磷石膏(phosphogypsum, PG)进行固化处理,研究了RFA对固化淤泥强度和干湿抗裂性的影响及其作用机制。结果表明:随着RFA掺量的增加,固化淤泥的无侧限抗压强度(unconfined compressive strength, UCS)、劈裂抗拉强度、破坏应变、应变能密度以及抗干湿循环能力均有所提高;固化淤泥的UCS随混合土体平均粒径和不均匀系数的增加呈对数增长,随细粒(<0.075 mm)含量的降低呈线性增大;RFA的掺入对水化产物生成量影响较小,但能够抑制AFt(钙矾石)向AFm(单硫型水化铝酸钙)转化;RFA对固化淤泥强度和抗裂性能的提升主要源自于大颗粒接触形成的骨架结构。

Abstract

The dredged sludge was subjected to gradation improvement by incorporating recycled fine aggregate (RFA) and subsequently solidified employing ground granulated blast furnace slag (GGBS), carbide slag (CS), and phosphogypsum (PG). On this basis, the effects and mechanisms of RFA on the strength and dry-wet cracking resistance of sludge solidified with industrial by-products were investigated. The results indicated that as the RFA content increased, the unconfined compressive strength (UCS), splitting tensile strength, failure strain, strain energy density, and resistance to dry-wet deterioration of the solidified sludge all exhibited increasing trends. The UCS of the solidified sludge increased logarithmically with the increase of average particle size and uniformity coefficient of the mixed sludge, while a linear increase was observed with the reduction in fine particle (<0.075mm) content. The incorporation of RFA had a negligible effect on the quantity of hydration products but inhibited the transformation of AFt to AFm. The enhancement of strength and crack resistance in the solidified sludge due to the addition of RFA was primarily attributed to the formation of a skeletal structure resulting from the contact between larger particles.

Graphical abstract

关键词

固化淤泥 / 级配调控 / 土粒不均匀系数 / 土粒平均粒径 / 再生细骨料 / 干湿循环

Key words

solidified dredged sludge / gradation optimization / uniformity coefficient / mean particle diameter / recycled fine aggregate / wet-dry cycle

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王柳江, 郭瑞阳, 臧耀辉, 於永雪, 徐宜东. 再生细骨料协同工业废渣固化淤泥的力学及抗裂性能[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(7): 3021-3030 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2502503

WANG Liu-jiang, GUO Rui-yang, ZANG Yao-hui, YU Yong-xue, XU Yi-dong. Mechanical and Crack Resistance Properties of Sludge Solidified with Industrial By-products Combined with Recycled Fine Aggregate[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(7): 3021-3030 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2502503

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疏浚淤泥(dredged sludge, DS)存在含水率高、压缩性大、黏粒含量高以及渗透系数低等特点,工程性质较差,难以直接利用^[1]。通过化学固化处理改善淤泥的理化性质以及力学性能,将其转化为能够满足工程需求的填筑材料,是实现淤泥资源化利用的有效途径之一^[2-3]。为了缓解传统水泥和石灰类固化剂高能耗、高碳排放的缺点^[4],国内外学者利用工业废渣(高炉矿渣、粉煤灰、脱硫石膏、赤泥等)部分或完全取代水泥开发了新型绿色固化材料,并取得了较好的固化效果^[5-8]。然而,针对高含水率疏浚淤泥,即使固化淤泥的强度能够满足工程要求,但仍面临着自然养护条件下容易失水收缩,导致土体产生开裂以及“返泥化”的问题^[9],从而对固化淤泥的工程应用产生不利影响。

为提高淤泥固化淤泥的力学性能和抗裂能力,工程中常采用掺砂法对其进行级配优化^[10-12]。然而,天然砂为不可再生资源,且价格逐年增长,限制了其在疏浚淤泥固化处置工程中的应用。近年来,我国建筑垃圾产量逐年增长,利用固废再生骨料替代天然砂进行淤泥改良的思路受到了学术界关注^[13-15]。例如,Bian等^[16]研究了掺废弃混凝土再生细骨料(recyded fine aggregate, RFA)对水泥(OPC)固化淤泥抗剪强度和压缩特性的影响,周震等^[17]采用RFA联合高炉矿渣(ground granulated blast furnace slag, GGBS)和OPC复合固化剂对河湖疏浚淤泥进行改良,二者均指出RFA在一定掺量范围内可提升固化淤泥的力学性能。然而,将工业废渣与再生细骨料协同用于固化淤泥的研究仍较为缺乏。此外,现有研究大多聚焦于RFA掺量对无侧限抗压强度的作用,而其对固化淤泥抗拉强度及抗干湿循环性能的影响,淤泥级配特征与抗压强度的关系,以及RFA对固化淤泥力学特性的影响机制鲜有报道。

基于此,现通过掺RFA改善疏浚淤泥级配特性,并采用GGBS、电石渣(carbide slag, CS)和磷石膏(phosphogypsum, PG)对淤泥进行固化处理,研究RFA和DS掺比对固化淤泥强度特性和抗干湿性能的影响规律,建立了无侧限抗压强度强度与级配特征参数之间的相关性;同时,结合X射线衍射(X-ray diffraction analysis, XRD)和扫描电子显微镜(scanning electron microscope, SEM)测试,揭示GGBS、CS、PG的协同固化机理,探讨RFA掺量对工业废渣固化淤泥强度及抗裂性能的影响机制。

1 试验材料及方法

1.1 试验材料

试验所用疏浚淤泥取自马鞍山雨山湖清淤工程。淤泥的物理性质指标根据《土工试验方法标准》(GB/T 50123—2019)测定,结果如表1所示,其液限是塑限指数的2倍左右,有机质含量为6.18%,属于含有机质低液限黏土。淤泥级配如图1所示,粒径小于0.005 mm的黏粒含量为17.5%。淤泥化学成分如表2所示,主要氧化物为SiO₂、Al₂O₃、Fe₂O₃。如图2所示为试验所采用的再生细骨料,由废弃混凝土破碎筛分得到,粒径在0.2~5.0mm,平均粒径d₅₀=0.71 mm,不均匀系数C_u=9.79,曲率系数C_c=1.02,小于0.075 mm的细粒含量F_c=6.1%,颗粒级配良好。RFA的主要化学成分为SiO₂、Al₂O₃、CaO和Fe₂O₃,具体如表2所示。

本试验采用的工业废渣基固化剂(下文简称为“GCP”)由GGBS、CS和PG混合制备而成。GGBS由河南铂润铸造材料有限公司提供,呈灰白色粉末状,比表面积大于400 m²/kg,主要成分为活性SiO₂、Al₂O₃及CaO;CS取自河南某乙炔厂,主要成分为Ca(OH)₂,具有强碱性,作为碱激发剂;PG由马鞍山司尔特肥业股份有限公司提供,主要成分为CaSO₄·2H₂O,呈灰色粉末状,作为硫酸盐激发剂。各原材料的化学组成如表2所示。针对本文中所采用的淤泥,通过固化剂配比优化试验,确定GGBS、CS、PG的最优配比为56.3∶18.7∶25,本文试验均采用此配比。

1.2 试验方案

通过掺RFA来改善淤泥级配,如图3所示为RFA和DS在不同掺比下混合土样的级配曲线,如表3所示对应的级配特征参数。为分析RFA和DS混合土样级配变化对固化土强度和抗干湿循环性能的影响,试验中控制混合土样的初始含水率及固化剂掺量不变,初始含水率控制在120%,固化剂掺量为150 kg/m³。

试验分为两部分:①针对养护7 d和28 d的试样,开展无侧限抗压和劈裂抗拉强度试验,并对养护28 d后的试样进行XRD和SEM测试;②试样养护28 d后,开展干湿循环试验,共循环12次,每次循环后,测量每个试样的质量,并取循环1、3、6、9、12次的试样,测试其无侧限抗压强度(unconfined compressive strength, UCS)和劈裂抗拉强度(STS, split tensile strength)。为降低试验结果的离散性,每组试验做3个平行样。

1.3 试样制备与测试方法

1.3.1 试样制备

如图4(a)所示,首先,将淤泥风干碾碎过2 mm筛得到干土;然后,根据设计配比方案将干土与再生细骨料混合,加水配置成含水率为120%的混合泥浆;之后,将固化剂倒入泥浆中充分搅拌,将浆体分三层倒入模具中,制备成φ50 mm×100 mm的无侧限抗压强度试样和φ50 mm×50 mm的巴西劈裂试样,每层装填后将模具置于小型振动台上振动密实,以排除试样内的气泡;最后,将试样带模养护72 h后脱模,保鲜膜包裹后置于20 ℃±1 ℃,湿度≥95%的恒温恒湿环境下养护。

1.3.2 测试方法

当养护至设计龄期后,对试样开展无侧限抗压强度试验和巴西劈裂试验,试验均在多功能压力试验机上进行,加载速率分别为1 mm/min和2 mm/min。为了对试样进行微观测试分析,取试验结束后距破坏面较远的完整试块,将其放入无水乙醇溶液中止水化反应,再采用液氮冻干法干燥.当进行XRD测试时,将试块研磨后过75 μm筛得到粉末样,设置扫描速度2°/min,扫描范围5°~90°;进行SEM测试时,对试块表面进行喷金处理。

试样养护28 d后,开展干湿循环试验,其模拟过程如下^[5]:先将饱和后的试样放置在40 ℃的烘箱中干燥24 h,随后取出自然冷却后再置于20 ℃的蒸馏水中浸泡23 h,上述步骤计为1次循环。需要说明的是,开展干湿循环试验前,将养护21 d的试样置于蒸馏水中养护7 d,使试样饱和。当干湿循环次数达到预设次数后,对试样开展无侧限抗压强度试验和巴西劈裂试验,如图4(b)所示。

2 试验结果及分析

2.1 无侧限抗压强度

如图5所示为不同RFA∶DS下养护28 d的固化淤泥应力-应变曲线。可以看到,各试样的应力-应变曲线均表现为应变软化型,但RFA和DS的比值越高,应力-应变曲线的初始压密段越明显,且固化淤泥的无侧限抗压强度、破坏应变、残余强度总体上随着RFA∶DS的增加表现为增长趋势。这是由于RFA和DS的比值越高,固化淤泥中粒径较大的碎石和砂粒含量越高,大颗粒形成骨架结构,骨架间存在较大空隙,在低应力水平作用下,空隙先产生闭合变形,当空隙闭合后,大颗粒开始相互接触,发挥骨架支撑作用。如图6~图8所示为固化淤泥无侧限抗压强度、破坏应变以及变形模量E₅₀随RFA∶DS的变化。可以看到,当不掺RFA时,28 d龄期时固化淤泥的无侧限抗压强度为466 kPa,破坏应变为1.59%,对应的变形模量E₅₀=33.5 MPa;当RFA∶DS为7∶3时,无侧限抗压强度和破坏应变分别增加到了1 405 kPa和3.53%,变形模量则减小到了13.5 MPa,说明通过掺RFA调整淤泥级配后再进行固化,不仅可提高固化淤泥的强度,还可以降低材料脆性。

根据应力-应变曲线可知,掺入RFA可降低固化淤泥的脆性破坏特性,提高材料韧性。引入应变能密度dW/dV来评价掺RFA对固化淤泥韧性的提升效果,其计算公式为

(1)$\frac{dW}{dV}$=${\int }_{0}^{{\epsilon }_{f}} $σ_ijdε_ij

式(1)中:dW/dV为应变能密度函数;σ_ij为应力分量;ε_ij为应变分量;ε_f为破坏应变。如图9所示为不同RFA∶DS下的固化淤泥应变能密度.可以看到,应变能密度随RFA∶DS的变化规律与无侧限抗压强度和破坏应变相似,随着RFA∶DS的增大,固化淤泥的应变能密度呈递增趋势,尤其当RFA∶DS>5∶5后,应变能密度增长十分显著,此时固化淤泥的脆性破坏特性明显减弱。

2.2 劈裂抗拉强度

巴西劈裂试验能够间接反映土体的抗拉强度。如图10所示为固化淤泥劈裂抗拉强度随RFA∶DS的变化。与无侧限抗压强度类似,劈裂抗拉强度表现出相同的变化规律,随着RFA∶DS的增加,劈裂抗拉强度总体上呈增长趋势。当RFA∶DS=5∶5时,养护7 d和28 d后试样的劈裂抗拉强度较未掺RFA时分别增长了12.8%和31.6%,并随着RFA掺量的增加进一步增大。如图11所示为不同RFA∶DS下的固化淤泥劈裂抗拉强度与无侧限抗压强度之间的关系,可以看出,两者之间呈较好的线性关系,劈裂抗拉强度约为无侧限抗压强度的0.091倍,与文献[18]中得出的0.1倍较为接近。

2.3 干湿循环试验结果

2.3.1 外观和质量变化

如图12所示为不同RFA:DS下固化淤泥的外观随干湿循环次数(N_DW)的变化情况。对于未掺RFA的固化淤泥,随着干湿循环次数的增加,试样表面出现了大量裂隙,经10次干湿循环后,试样发生了崩解;当掺入RFA后,试样在干湿循环作用下产生的表面裂隙数量明显减少,且RFA∶DS越高,裂隙数量越少,当RFA∶DS>5∶5后,试样经12次循环仍能够保持很好的完整性。

如图13所示为不同RFA∶DS下固化淤泥的质量损失率随干湿循环次数的变化。对于未掺RFA的固化淤泥,经3次干湿循环后,试样质量损失率接近15%,经10次循环后,试样发生崩解。当RFA∶DS=3∶7时,经12次干湿循环后,试样未崩解,质量损失率在22%左右。随着RFA和DS比值的进一步增加,试样的质量损失率明显减小,当RFA∶DS为5∶5和7∶3时,经12次循环后的质量损失率分别减小到了8.7%和6.2%。根据上述表观、质量损失结果可知,掺RFA可抑制干湿循环过程中固化淤泥表面裂纹的萌生与扩展,提高其抗干湿开裂的性能。

2.3.2 强度变化

如图14所示为固化淤泥无侧限抗压强度和劈裂抗拉强度随干湿循环次数的变化曲线。可以看到,不同RFA∶DS下固化淤泥的无侧限抗压强度均随着干湿循环次数的增加呈降低趋势,但RFA和DS的比值越大,强度损失越小。未掺RFA时,经9次干湿循环后,试样无侧限抗压强度损失率达到56.8%;当RFA∶DS增至3∶7和5∶5时,试样经12次循环后无侧限抗压强度损失率分别为57.4%和21.4%。对于劈裂抗拉强度,当不掺RFA时,试样经9次循环后抗拉强度损失率为75.4%;当RFA∶DS增大到5∶5和7∶3时,试样经12次干湿循环后的抗拉强度损失率分别为65.2%和55.1%。如图15所示为干湿循环过程中不同RFA∶DS下的固化淤泥劈裂抗拉强度与无侧限抗压强度之间的关系。可以发现,相较无侧限抗压强度,干湿循环引起的劈裂抗拉强度损失更大,劈裂抗拉强度约是无侧限抗压强度的0.076倍,小于干湿循环前的0.091。这主要是由于固化淤泥在干湿循环过程中的结构破坏呈现出由表及里的渐进式劣化模式,其表层土体结构的受损程度更为严重,而劈裂抗拉强度对表层土体的力学性能具有显著依赖性^[19]。

2.4 级配特征与抗压强度的关系

如图16所示为固化淤泥无侧限抗压强度与混合土体平均粒径d₅₀、不均匀系数C_u、细粒含量F_c和曲率系数C_c的关系。可以看到,试样的无侧限抗压强度随着d₅₀和C_u的增加而增长,当d₅₀>0.1 mm、C_u>46后,无侧限抗压强度随平均粒径和不均匀系数的增大逐渐趋于稳定;此外,随着混合土体中细粒含量的增加,固化淤泥的无侧限抗压强度呈线性减小;曲率系数与无侧限抗压强度之间无显著相关性。综上可知,固化淤泥的无侧限抗压强度与平均粒径、不均匀系数和细粒含量有较好的相关性。

2.5 微观机制分析

2.5.1 XRD分析

如图17所示为不同RFA∶DS下的固化淤泥XRD图谱。可以看出,随着RFA∶DS的变化,固化淤泥中各矿物数量存在较大差别,但矿物类型基本相同。随着RFA∶DS的增加,淤泥自身矿物组成成分(如伊利石、高岭石、石英等)含量显著减少,但水化产物C-(A)-S-H的生成量变化不大,这说明掺入RFA对固化淤泥的水化产物几乎没有影响,强度提升主要源自于RFA中大颗粒相互接触产生的骨架支撑作用。值得注意的是,随着RFA∶DS的增加,代表Ca(OH)₂以及CaCO₃的衍射峰有所增强,同时钙矾石(AFt)及单碳型水化碳铝酸钙(CO₃-AFm,3CaO₃·Al₂O₃·CaCO₃·11H₂O)的生成量略有增长,这是由于RFA中的Ca(OH)₂在长期碳化作用下部分转化为了CaCO₃,当联合工业废渣进行固化反应时,C

${O}_{3}^{2-}$

与GGBS的水解产物[Al(OH)₆]^3-反应生成单碳型水化碳铝酸钙CO₃-AFm,该反应能够抑制钙矾石向单硫型水化硫铝酸钙SO₄-AFm的转化,提高了钙矾石的稳定性^[20]。

2.5.2 SEM分析

如图18所示为未掺RFA的固化淤泥微观形貌及典型区域的EDS图谱。P1处为絮状胶凝物质,其元素组成以O、Ca、Si、Al等为主,钙硅比为1.19,说明该处有C-S-H凝胶生成^[21];此外,该处Al元素含量较高且Ca/(Al +Si)为0.87,说明有Al元素掺杂进入C-S-H凝胶结构中,形成了C-A-S-H凝胶^[22]。P2处为针棒状产物,其主要元素比例为m(Al)。m(S)∶m(Ca) = 1∶1.52∶4.49,与3CaO·Al₂ O₃·3CaSO₄·32H₂O对应的元素质量较为接近,可确定该针棒状晶体为AFt^[21,23]。

如图19所示为不同RFA∶DS下固化淤泥放大300和5 000倍后的微观形貌。可以观察到,未掺RFA时,固化淤泥中颗粒尺寸单一,各土颗粒由水化产物彼此胶结,并进一步堆叠形成簇状土团,团粒间孔隙仅由水化产物胶结填充,未观察到颗粒骨架结构。对于RFA∶DS为3∶5、5∶5、7∶3的试样,可明显观察到不同粒径和形状的大颗粒嵌在土团之中,而黏土颗粒和水化产物充填在大颗粒间的空隙中,形成了密实的骨架结构。此外,随着RFA和DS比值的增加,大颗粒间的接触方式从点-点、点-线接触转向了面-面接触,接触更加充分,且在C-(A)-S-H和AFt的胶结和填充作用下,大颗粒的骨架支撑作用进一步增强。

如图20所示为掺RFA对固化淤泥强度和抗裂性能提升的作用机理。淤泥中的黏粒比表面积大,容易产生干缩湿胀变形,当含水率较高且不掺RFA时,固化淤泥中的黏粒在干燥过程中会产生较大的收缩变形,导致土体胶结结构破坏并产生开裂;掺RFA后,淤泥中的碎石颗粒和砂粒含量增加,由于大颗粒的模量高、且不具胀缩性,淤泥干燥收缩时,大颗粒相互之间会产生接触力,而该接触力可抵消黏粒体积收缩产生的拉应力,从而降低对土体结构的破坏,同时大颗粒本身对土体裂隙扩展能起到较好的阻隔作用;需要指出的是,当RFA∶DS<3∶7时,大颗粒在土体中呈“悬浮”状态,相互之间未形成有效接触,此时骨架支撑效应不明显,土体强度增长有限。综上,在淤泥中掺RFA的主要作用是改善土体级配,利用大颗粒的骨架支撑作用和细颗粒的填料效应来共同提高固化淤泥的强度和抗干湿开裂的能力。

3 结论

通过掺加RFA改善疏浚淤泥的级配特性,并采用工业废渣基固化剂(GCP)对其进行协同固化。通过开展无侧限抗压强度试验、巴西劈裂试验以及干湿循环试验,结合X射线衍射(XRD)和扫描电子显微镜(SEM)试验,分析了掺RFA对工业废渣固化淤泥强度和抗干湿循环性能的影响,并探讨了协同固化机理,得到如下结论。

(1)随着RFA∶DS的增加,固化淤泥的无侧限抗压强度、劈裂抗拉强度、破坏应变、应变能密度以抗干湿循环能力均呈增长趋势,当RFA∶DS>5∶5后,对固化淤泥强度和抗裂性能的提升十分明显。

(2)掺RFA可以改善淤泥级配,固化淤泥的无侧限抗压强度与混合土体的平均粒径、不均匀系数和细粒含量具有较好的相关性,其随平均粒径和不均匀系数的增加呈对数增长,随细粒含量的减少呈线性增长。

(3)干湿循环过程中,固化淤泥的劈裂抗拉强度降低幅度大于无侧限抗压强度,两者的比值由干湿循环前的0.091减小到0.067。

(4)GGBS-CS-PG协同固化淤泥可促进AFt快速生成,利用AFt的桥接和填充作用,使土体结构更加密实;此外,掺RFA对水化产物的影响较小,但能够抑制AFt向AFm转化,提高AFt的稳定性;RFA对固化淤泥强度和抗裂性能提升主要源自于大颗粒接触形成的骨架支撑结构。

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原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

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国家重点研发计划(2022YFE0105000)

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Received	Published	Revised
2025-04-10	2026-03-08	2025-12-22
Online Date
2026-07-09

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