盾構渣土免燒陶粒的制備及其性能

李 杰，陳儀濤，董毅萌，葛雪祥，樊傳剛，龐孟蝶，萬俊杰，光 煒

(安徽工業(yè)大學材料科學與工程學院，安徽馬鞍山 243032)

隨著我國城市軌道交通建設規(guī)模的日益增大，地鐵施工產生的盾構渣土量不斷增多。常規(guī)盾構渣土處理方式為堆填消納，易造成侵占土地、污染土壤和地下水等城市環(huán)境災害性問題，同時還會加劇城市霧霾污染程度。開展盾構渣土的資源化回收利用，將其作為二次資源，不但會大量減少自然資源的過度開發(fā)，還能保護城市生態(tài)環(huán)境。目前，盾構渣土資源化應用主要是通過改進盾構工藝降低泥漿排放，并將盾構泥漿篩分處理后用作同步注漿材料、高流態(tài)充填材料、燒結陶粒、燒結墻材、農業(yè)用土壤等。這些嘗試仍然不能起到徹底消納盾構渣土的作用，同時燒結類建材的加工還伴有二氧化碳排放。張卓等利用盾構渣土制備的免燒免蒸陶?？奢^好地固化重金屬離子。若能將盾構渣土用作混凝土(制品)的集料和人工填海造陸的工程材料，則有望徹底解決盾構渣土對城市建設的負面影響。盾構渣土顆粒尺寸較小，以通用水泥作為膠凝材料采用圓盤或擠出法等無(低)壓縮力的造粒方法制備免燒陶粒時，膠凝材料用量大且制備的免燒陶瓷力學強度不高。鑒于此，采用本課題組實驗室自制、可高效膠結細顆粒的土壤固化劑為膠凝材料，以寧波盾構渣土為固化對象，通過對輥造粒機的連續(xù)高擠壓力作用(最大擠壓力達230～270 MPa)，制備不同土壤固化劑摻量的免燒陶粒，研究土壤固化劑摻量對免燒陶粒物理力學性能、微觀形貌、相組成的影響，以期提高免燒陶粒材料的力學性能。

1 實 驗

1.1 原料

盾構渣土，取自寧波地鐵盾構施工現場，主要成分為海相沉積淤泥，含水量70%。根據JTG 3430—2020《公路土工實驗規(guī)程》對盾構渣土樣品進行液塑限及密度測試，結果如表1。淤泥固化膠凝材料為實驗室自制的土壤固化劑，由鋼渣、礦渣、粉煤灰、激發(fā)劑粉體復合而成，其主要化學組成如表2。土壤固化劑的比表面積為410 m/kg，水為自來水。

表1 盾構渣土的基本物理性能Tab.1 Basic physical properties of shield muck

表2 實驗原料的主要化學組成Tab.2 Main chemical composition of experimental raw materials

1.2 免燒陶粒試樣的制備

將盾構渣土放置烘箱于100 ℃烘至恒重后，放入球磨機球磨罐中球磨10 min，過篩孔0.125 mm 的標準篩，將膠凝材料與干渣土分別按質量比(膠土比)為1∶4，1∶6，1∶8，1∶10混合，再將土壤固化劑、干渣土混合物和陶瓷球(Φ30 mm)按粉球質量比5∶1放入球磨罐中混合30 min；按含水率12%添加自來水，將混合粉末拌成泥料后放入練泥機中練泥，再將混練后的泥料投入對輥擠壓造粒機中造粒，制得直徑8 mm的橢圓形陶粒坯體；將陶粒坯體放入恒溫恒濕的標準養(yǎng)護箱中養(yǎng)護至7，14，28 d齡期，獲得各齡期的免燒陶粒試樣。

1.3 試樣的性能表征

采用綜合熱分析儀(日本島津)分析盾構渣土樣品的熱失重與差熱特征，測試溫度范圍為室溫至950 ℃，載氣為空氣，升溫速率為10 ℃/min；采用微機控制電子萬能試驗機(E44-304型，MTS(中國)有限公司產)和筒壓強度測試模具檢測免燒陶粒試樣7，14，28 d齡期的筒壓強度；采用標準漏斗稱重法測定免燒陶粒試樣的堆積密度，采用量筒排水法測定免燒陶粒試樣的表觀密度；采用1 h浸水法測定干燥免燒陶粒試樣的吸水率，通過測量免燒陶粒試樣浸水前后筒壓強度變化得出試樣的軟化系數。以上測試均參照GB/T 1743.2—2010《輕集料及其試驗方法》。采用德國布魯克公司的D8ADVANCE型X射線衍射儀(X ray diffractometer,XRD)分析免燒陶粒試樣的物相組成，采用日本JEOL 公司的JSM-6490LV 型掃描電子顯微鏡(scanning electron microscope,SEM)觀察免燒陶粒試樣斷面的微形貌。

2 結果與討論

2.1 盾構渣土的綜合熱分析曲線

圖1為盾構渣土的綜合熱分析曲線。從圖1中的熱重(thermogravimetric，TG)分析曲線可看出：200 ℃之前盾構渣土的質量損失主要是自由水和揮發(fā)分的質量損失；400～600 ℃階段有一個持續(xù)陡降，主要是水鈣沸石、蒙脫石等晶相失去結晶水導致的質量損失；600 ℃以上盾構渣土的熱失重幅度變緩，可看成其中的有機物熱解和碳氧化導致的質量損失。從圖1 中的差熱分 析(differential thermal analysis，DTA) 曲 線 可 看出，渣土有失重但并未有新相產生的相變跡象，這是升溫速率過快所致。

圖1 盾構渣土的TG-DTA曲線Fig.1 TG-DTA curves of shield muck

2.2 膠土比對免燒陶粒筒壓強度的影響

圖2 為膠土比對免燒陶粒試樣各養(yǎng)護齡期筒壓強度的影響。由圖2 可看出：試樣各齡期筒壓強度均隨膠土比的增大而增大，與膠土比1∶12 試樣相比，膠土比1∶4 試樣的28 d 筒壓強度提高了198%，說明土壤固化劑水化反應生成的無定形凝膠可將被壓密的盾構泥顆粒有效固結；膠土比一定時，試樣筒壓強度隨養(yǎng)護時間的延長而增大，當膠土比從1∶12增大至1∶4時，試樣7 d的筒壓強度從0.75 MPa提升至1.73 MPa，28 d 的筒壓強度從2.98 MPa提升至5.91 MPa。

圖2 膠土比對免燒陶粒試樣各養(yǎng)護齡期筒壓強度的影響Fig.2 Influence of binder/muck ratio on cylinder compressive strength of non-fired haydite specimen at different curing ages

2.3 膠土比對免燒陶粒堆積密度、表觀密度的影響

陶粒的堆積密度是衡量其應用性能的重要指標之一，GB/T 1743.2—2010《輕集料及其試驗方法》中規(guī)定了各堆積密度與之對應的筒壓強度范圍。圖3為膠土比對免燒陶粒試樣堆積密度的影響。從圖3 可看出，隨膠土比的增大(即膠凝材料摻入量的提高)，試樣堆積密度提高。這是由于生成的大量膠凝材料水化產物，尤其是鈣釩石在膠結細泥顆粒的同時，還填充至試樣中細泥顆粒堆積空隙，致使堆積密度提高、強度提升。膠土比1∶4 試樣的堆積密度高至1 083.2 kg/m，筒壓強度也達5.91 MPa。隨著膠土比的減小，試樣堆積密度降低，但膠土比為1∶10 和1∶12 免燒陶粒試樣的密度等級和筒壓強度均符合GB/T 1743.2—2010《輕集料及其試驗方法》的要求。圖4為膠土比對免燒陶粒試樣表觀密度的影響。

圖3 膠土比對免燒陶粒試樣堆積密度的影響Fig.3 Influence of binder/muck ratio on packing density of non-fired haydite specimen

圖4 膠土比對免燒陶粒試樣表觀密度的影響Fig.4 Influence of binder/muck ratio on the apparent density of non-fired haydite specimen

從圖4 可看出，免燒陶粒試樣的表觀密度隨膠土比的增大而增大，膠土比為1∶4 時，試樣的表觀密度為1 809.3 kg/m；膠土比為1∶12 時，試樣的表觀密度為1 723.4 kg/m，即水化反應產物量越多，陶粒內部的致密度越高。

2.4 膠土比對免燒陶粒吸水率和軟化系數的影響

吸水率和軟化系數可反映免燒陶粒的穩(wěn)定性和耐久性，吸水率越低，軟化系數越高，免燒陶粒的穩(wěn)定性和耐久性就越好。圖5 為膠土比對免燒陶粒試樣吸水率的影響。從圖5 可看出，試樣吸水率隨膠土比的增大而降低。這是由于隨膠凝材料用量的增加，生成水化產物的量也大大增加，有利于提高陶粒內部的致密度，特別是生成的鈣釩石會占據免燒陶粒結構中的毛細管通道，阻止水分進入，致使膠土比為1∶4試樣的的吸水率僅為8.37%。

圖5 膠土比對免燒陶粒試樣吸水率的影響Fig.5 Influence of binder/ muck ratio on the water absorption rate of non-fired haydite specimen

圖6 為膠土比對免燒陶粒試樣軟化系數的影響。從圖6 可看出：試樣軟化系數隨膠土比的增大而增大，這和膠土比增大導致試樣吸水率降低直接相關；膠土比1∶4 時，免燒陶粒試樣的吸水率最低，而軟化系數最高，達0.82；膠土比為1∶12 時，試樣的軟化系數僅0.51。這是因為水通過毛細管通道進入陶粒內部時，毛細管作用導致陶粒內部應力破壞，吸水率低的試樣毛細管少，軟化系數增大。

圖6 膠土比對免燒陶粒試樣軟化系數的影響Fig.6 Influence of binder/muck ratio on the softening coefficient of non-fired haydite specimen

2.5 免燒陶粒試樣的相組成與微形貌

綜上分析知，膠土比為1∶4時，免燒陶粒試樣的性能最優(yōu)，故對其試樣進行性能表征。圖7 為不同齡期膠土比1∶4 的免燒陶粒試樣XRD 圖譜。從圖7可看出，免燒陶粒的主要成分為石英(QZ)、泡沸石(Wrk)、蒙脫石(Mnt)、頑輝石(EN)等晶相。盾構渣土膠結過程生成的凝膠體為無定形結構，故XRD圖譜中只有水化產物鈣釩石(AFt）晶相以及頑輝石、蒙脫石等斜方晶系硅酸鹽礦物。盾構渣土中硅酸鹽礦物大部分是層狀礦物，遇水后會出現膨脹開裂和液塑化現象，喪失結構強度，這也是免燒陶粒試樣軟化系數不高的主要原因(軟化系數最高為0.82)。

圖7 不同齡期膠土比1∶4免燒陶粒試樣的XRD圖譜Fig.7 XRD patterns of non-fired haydite specimen with binder/muck ratio of 1∶4 at different curing ages

圖8 為 膠 土 比1∶4 免 燒 陶 粒28 d 齡 期 試 樣的SEM 照片。從圖8 可知，膠土比1∶4 免燒陶粒試樣微觀結構較致密。在免燒陶粒的制備過程中，將坯料用煉泥機練成密實泥料，再將泥料投入對輥擠壓造粒機中擠壓成型，得到的免燒陶粒坯體致密度較高；坯體中膠凝產物和盾構泥顆粒緊密接觸，形成致密膠結體，且水化產物中的棒狀鈣釩石晶相填充于膠結體結構的空隙中，故獲得微觀結構致密的試樣。

圖8 28 d齡期膠土比1∶4免燒陶粒試樣的SEM照片Fig.8 SEM photos of non-fired haydite specimen with binder/muck ratio of 1∶4 at the age of 28 d

3 結 論

以土壤固化劑為膠凝材料，采用對輥壓成型的方法制備以寧波盾構渣土為原料的免燒陶粒，對免燒陶粒試樣的力學性能進行表征，得到以下主要結論：

1)采用以火山灰反應為膠凝機制的土壤固化劑時，制備的免燒陶粒試樣各齡期筒壓強度隨膠土比的增大而增大，即筒壓強度隨膠凝材料用量的增大而增加，與膠土比1∶12 試樣相比，膠土比1∶4 試樣28 d 筒壓強度提高了198%，28 d筒壓強度為5.91 MPa；

2)免燒陶粒試樣的吸水率隨膠土比的增大而降低，膠土比1∶4 試樣的吸水率僅為8.37%，這是由于隨膠凝材料用量的增加，生成水化產物的量也增加，導致陶粒內部的致密度提高所致；

3)免燒陶粒試樣的軟化系數隨膠土比的增大而增大，膠土比1∶12 免燒陶粒的軟化系數僅為0.51，這和膠土比增大導致的陶粒試樣吸水率降低直接相關，膠土比1∶4陶粒試樣的軟化系數為0.82。