鋼渣-雜填土基層材料的性能研究

黃 偉，周夢輝，閆 旭，張 麗，葉雨塵

(安徽工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院，馬鞍山 243002)

0 引 言

城市道路建設(shè)是綜合交通運輸體系中規(guī)模最大、受益人口最多、與群眾生產(chǎn)生活最貼近的民生工程。近年來，快速發(fā)展的城市道路建設(shè)規(guī)模[1]使天然砂、石料的需求與日俱增，在當(dāng)前國家環(huán)境保護政策的制約下，采用新技術(shù)、新材料[2-3]推動固廢資源在建筑領(lǐng)域的再利用[4-5]成為科研人員關(guān)注的重點。

長期以來，鋼渣的排放和利用一直困擾著冶金生產(chǎn)企業(yè)和城市職能管理部門。鋼渣中含有C2S、C3S、C4AF等類水泥成分，具有潛在膠凝性[6]，有較好的工程應(yīng)用前景。冀欣等[7]對摻加鋼渣半剛性基層材料開展性能研究，發(fā)現(xiàn)材料強度優(yōu)于普通水泥穩(wěn)定碎石，且具有優(yōu)異的抗沖刷性能。但是f-CaO在鋼渣中彌散分布，水化后會引起體積膨脹問題[8-9]，如不加處理，道路會出現(xiàn)不同程度的鼓包、龜裂、沉降等病害。許瑩等[10]通過膨脹率試驗表明，生石灰、粉煤灰、礦渣等礦物細摻料中的活性SiO2成分能夠與鋼渣中f-CaO水化生成的Ca(OH)2發(fā)生“火山灰反應(yīng)”，對鋼渣集料的膨脹性具有明顯的抑制作用。

在城市建設(shè)過程中，廢棄房屋、道路的拆除工程往往會產(chǎn)生大量的建筑垃圾，由于運輸和排放成本較高，既增加了建設(shè)項目的造價，又容易污染環(huán)境。建筑垃圾中含有大量的混凝土破碎料，其成分主要為SiO2和Al2O3，能與水泥、礦渣協(xié)同作用生成化學(xué)穩(wěn)定性好、強度高的水化產(chǎn)物[11]。Xuan等[12]通過開展水泥穩(wěn)定建筑垃圾骨料的抗壓強度、靜態(tài)彈性模量和間接拉伸強度等試驗研究，發(fā)現(xiàn)建筑垃圾摻量是決定其機械性能、干縮和溫縮性能的關(guān)鍵因素；降低建筑垃圾摻量增加水泥摻量和提高材料壓實度均有助于其力學(xué)性能的提升。

上述相關(guān)鋼渣和建筑垃圾的應(yīng)用研究均以固廢顆粒替代級配碎石，所制備試件的力學(xué)性能和穩(wěn)定性或相對不高或不易保證。近幾年，黃偉等[13]基于道路施工開挖土方的就地利用和鋼渣利用問題，提出了結(jié)合土體固化技術(shù)制備鋼渣混合土道路基層的新思路，研究發(fā)現(xiàn)利用離子型土壤固化劑可以改變土壤顆粒電極特性，提高土壤與鋼渣顆粒團聚體的水穩(wěn)定性和受壓密實度，協(xié)同水泥、鋼渣與礦渣微粉的水化反應(yīng)，抑制膨脹，提升強度。該研究提供了將素土與鋼渣混拌制備道路基層材料的有益思路，但尚未涉及對鋼渣與建筑垃圾雜填土混拌制備基層材料的研究，為探索該材料特性，推動冶金和建筑固廢的大宗應(yīng)用，本文開展了相關(guān)試驗研究。

1 實 驗

1.1 原材料

為便于準(zhǔn)確分析，雜填土采用廢棄混凝土碎料與素土拌和配制。試驗所用素土取自某建筑工地回填黃土，土液限為46.1%，塑限為24.7%，塑性指數(shù)為21.4。廢棄混凝土碎料取自某改造項目工地，經(jīng)過破碎機破碎處理成細集料，取過4.75 mm標(biāo)準(zhǔn)篩的篩下料，化學(xué)成分見表1。鋼渣為馬鋼集團產(chǎn)出的轉(zhuǎn)爐熱燜渣，各項物理性能指標(biāo)均滿足路用規(guī)范，取過4.75 mm標(biāo)準(zhǔn)篩的篩下料，化學(xué)成分見表2。礦渣微粉為S95級高爐礦渣微粉，由馬鋼嘉華新型建材有限公司提供，表觀密度為2 940 kg/m3，比表面積為400 m2/kg，化學(xué)成分見表3。水泥為海螺牌P·O 42.5級普通硅酸鹽水泥，主要成分為C2S、C3S、C3A、C4AF，比表面積為334 m2/kg，初凝時間為90 min，終凝時間為260 min，各項強度指標(biāo)均滿足規(guī)范要求。離子型土壤固化劑選用中科盛聯(lián)生產(chǎn)的高分子水溶性離子型土壤聚合劑，凝結(jié)時間影響系數(shù)比為107.4%，無側(cè)限抗壓強度比為149.1%，水穩(wěn)系數(shù)比為113.1%。

表1 混凝土碎料的化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of concrete debris

表2 鋼渣的化學(xué)成分Table 2 Chemical composition of steel slag

表3 礦渣微粉的化學(xué)成分Table 3 Chemical composition of slag micropowder

1.2 試件制備和試驗方法

鋼渣-雜填土試件制備步驟：(1)按內(nèi)摻法將鋼渣與雜填土拌和得到中間料；(2)按鋼渣質(zhì)量百分比確定礦渣微粉摻量，在中間料中摻入礦渣微粉得到混合料；(3)按照外摻法將3%～7%(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，下同)水泥和0.016%～0.024%固化劑分別摻入得到鋼渣-雜填土基層材料。

依據(jù)JTG E51—2009《公路工程無機結(jié)合料穩(wěn)定材料試驗規(guī)程》進行擊實試驗，確定各配比鋼渣-雜填土最大干密度及最佳含水率。采用φ50 mm×50 mm的細粒土圓柱形試模制備試件并進行標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護，用于測試不同配比及不同影響因素的試件無側(cè)限抗壓強度和劈裂強度。

體積安定性試驗依據(jù)GB/T 24175—2009《鋼渣穩(wěn)定性試驗方法》進行，通過測試10 d高溫水浴膨脹率判定鋼渣-雜填土基層安定性是否滿足YB/T 4184—2018《鋼渣集料混合料路面基層施工技術(shù)規(guī)程》的要求。

采用德國D8ADVANCE X射線衍射儀對試件進行測試，試驗采用Cu靶，掃描范圍2θ為5°～80°，速率為0.01 (°)/s。

采用日本JSM-6490LV掃描電子顯微鏡進行微觀形貌測試，所測試件均在橫斷面截取約5 mm×5 mm大小的片狀材料，掃描前依照要求對待測試件進行真空鍍金。

1.3 體積安定性試驗設(shè)計

鋼渣-雜填土基層路用的關(guān)鍵是解決其體積安定性問題，為分析配比試驗中鋼渣及礦渣微粉的合適摻量區(qū)間，減少試驗工作量，參考前期對鋼渣雜填土的研究成果[14]，分別選取30%鋼渣+70%雜填土、40%鋼渣+60%雜填土、50%鋼渣+50%雜填土等3種不同配比作為試驗組1、試驗組2、試驗組3，每組試件礦渣微粉摻量分別為0%、30%、40%、50%，進行10 d高溫水浴膨脹率試驗。所有試件中雜填土均由混凝土碎料和素土按1 ∶1(質(zhì)量比)拌制而成，水泥摻量為5%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))，離子型固化劑摻量為0.02%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))。

1.4 正交試驗設(shè)計

為研究構(gòu)成鋼渣-雜填土基層各因素的交互影響，正交試驗設(shè)計如下：以固化劑摻量為因素A，其水平A1～A5分別為0.016%、0.018%、0.020%、0.022%、0.024%；水泥摻量為因素B，其水平B1～B5分別為3%、4%、5%、6%、7%；混凝土碎料在雜填土中的占比為因素C，其水平C1～C5分別為30%、40%、50%、60%、70%；鋼渣在中間料中的占比為因素D，其水平D1～D5分別為10%、20%、30%、40%、50%。選用(L2556)表，試驗共25組，其中E1～E5，F(xiàn)1～F5為空白對照組，開展7 d無側(cè)限抗壓強度(Rc)、28 d劈裂強度(Ri)正交試驗。

2 結(jié)果與討論

2.1 體積安定性

不同配比的體積安定性試驗結(jié)果見圖1。從圖1可以看出：3個試驗組不摻加礦渣微粉時，不同鋼渣摻量的試件1～3 d膨脹率增速較快，其后增速有所減緩，分別在第5 d、4 d、3 d時膨脹率超過規(guī)程規(guī)定的2%限值，而鋼渣摻量最大的試驗組3在礦渣微粉摻量為30%、40%、50%時，試件的膨脹率僅為1.32%、1.00%、0.91%，小于規(guī)程規(guī)定；3個試驗組在摻入不同摻量礦渣微粉時，試件膨脹率均在7 d之后趨于穩(wěn)定，幾乎不再上升。比較3組試件不同礦渣微粉摻量影響，可以發(fā)現(xiàn)40%和50%摻量的抑脹效果較好，且兩者差值較小，因此，基于抑脹效果與經(jīng)濟成本雙重考量，將占鋼渣質(zhì)量40%的礦渣微粉作為鋼渣-雜填土基層的合適摻量開展后續(xù)力學(xué)性能試驗。

圖1 鋼渣-雜填土基層膨脹率Fig.1 Expansion rate of steel slag-miscellaneous fill base

2.2 7 d無側(cè)限抗壓強度與28 d劈裂強度

鋼渣-雜填土基層各配比試件強度正交試驗結(jié)果如表4所示，極差分析見表5。正交試驗因素對試件的7 d無側(cè)限抗壓強度、28 d劈裂強度影響見圖2。

圖2 不同因素對無側(cè)限抗壓強度和劈裂強度的影響Fig.2 Effects of different factors on unconfined compressive strength and splitting strength

表4 無側(cè)限抗壓強度、劈裂強度正交試驗結(jié)果Table 4 Orthogonal test results of unconfined compressive strength and splitting strength

表5 正交試驗極差分析Table 5 Range analysis of orthogonal test

通過表4可知:配比為50%鋼渣、50%雜填土(m(混凝土碎料) ∶m(素土)=7 ∶3)，外摻7%水泥、0.016%固化劑的試件(5號樣品)的7 dRc達到最大值，為12.39 MPa；而配比為10%鋼渣、90%雜填土(m(混凝土碎料) ∶m(素土)=3 ∶7)，外摻3%水泥、0.016%固化劑的試件(1號樣品)的7 dRc達到最小值，為1.81 MPa，僅為最大值的14.61%。可見不同配比的試件強度差異較大，因此確定合適的材料配比尤為重要。28 dRi正交試驗結(jié)果顯示，配比為50%鋼渣、50%雜填土(m(混凝土碎料) ∶m(素土)=6 ∶4)，外摻5%水泥、0.018%固化劑的試件(8號樣品)的28 dRi達到最大值，為2.24 MPa。從強度試驗值上可以看出，鋼渣-雜填土基層無側(cè)限抗壓強度及劈裂強度的最大值均高于傳統(tǒng)道路基層材料如水泥穩(wěn)定碎石、二灰土等，滿足高速公路及一級公路在特重交通下的基層強度要求。

對表5極差值大小進行對比，鋼渣-雜填土基層的7 dRc、28 dRi因素影響順序均為D(鋼渣摻量)>B(水泥摻量)>C(混凝土碎料占比)>A(土壤固化劑摻量)，兩者試驗影響順序保持一致，鋼渣摻量對試件強度的影響明顯高于其余三種材料。

從圖2可以看出：土壤固化劑摻量對試件7 dRc、28 dRi影響趨勢相似，隨著土壤固化劑摻量的增加，試件強度呈先增后減的趨勢，摻量為0.018%時達到峰值；7 dRc峰值強度約為0.024%摻量的1.10倍，28 dRi峰值強度約為0.024%摻量的1.19倍，對劈裂強度的提升幅度更大。試件7 dRc、28 dRi隨著水泥摻量增加而增大，且整體近似線性增長，在7%水泥摻量時達到7.69 MPa、1.57 MPa，分別為3%水泥摻量的1.60倍、1.27倍，表明增加水泥摻量對試件無側(cè)限抗壓強度提升較劈裂強度更為明顯?；炷了榱蠐搅繉? dRc、28 dRi影響規(guī)律基本相似，但幅度不同，對抗壓強度影響大于劈裂強度影響，符合復(fù)合料中骨料對材料力學(xué)性能影響特點[15]。隨著雜填土中混凝土碎料占比不斷增加，試件強度呈現(xiàn)出先增后減的趨勢，當(dāng)混凝土碎料占比為雜填土30%時，由于素土含量相對偏高，混凝土碎料對試件內(nèi)部結(jié)構(gòu)的支撐作用相對較低，試件強度偏低。當(dāng)混凝土碎料占比為雜填土60%時，試件強度達到最大。當(dāng)混凝土碎料占比為雜填土70%時，又因素土含量降低，使得試件內(nèi)部顆粒間的相互包裹性變差，密實度下降，導(dǎo)致試件強度下降。隨鋼渣摻量占比增加，試件7 dRc單調(diào)增長，鋼渣摻量達30%后增長速率有所提高，鋼渣摻量50%時的試件強度約為鋼渣摻量10%時的3.48倍；28 dRi隨著鋼渣摻量增加不斷增大，增速呈先快后慢，在鋼渣摻量30%時增速變緩。

根據(jù)試件配比設(shè)計規(guī)則，鋼渣摻量增加，試件中礦渣微粉摻量也隨之增加，礦渣微粉中的活性SiO2可與鋼渣中f-CaO水化生成的Ca(OH)2以及C2S、C3S產(chǎn)生反應(yīng)，生成水化硅酸鈣凝膠(C-S-H)，使試件強度得以提升；受水泥水化反應(yīng)及其提供的堿性條件影響[16]，鋼渣顆粒的膠凝性被激發(fā)，有利于試件強度的提升。同時，由于試件中鋼渣、混凝土碎料、土混拌的狀態(tài)中顆粒相互包裹，鋼渣、混凝土碎料具有骨料效應(yīng)，當(dāng)鋼渣摻量小于30%時，鋼渣的骨料效應(yīng)與膠凝性能對試件7 dRc、28 dRi影響形成正相關(guān)，兩者共同促進試件強度增長；但鋼渣摻量達到30%以后，由于混凝土碎料和鋼渣總量占比相對較大，素土占比相對較少，會導(dǎo)致試件顆粒間包裹性變差，密實度下降，對試件劈裂強度不利影響較抗壓強度大，故試件的7 dRc、28 dRi變化趨勢有所改變。

通過7 dRc、28 dRi的極差分析結(jié)果并結(jié)合經(jīng)濟效益，最終確定鋼渣-雜填土基層最佳配比為50%雜填土(m(混凝土碎料) ∶m(素土)=6 ∶4)、50%鋼渣，外摻鋼渣40%礦渣微粉5%水泥、0.018%固化劑。

2.3 強度影響因素

2.3.1 固化劑、水泥和礦渣微粉

以鋼渣-雜填土基層最佳配比為試驗組，基于最佳配比分別未摻固化劑、水泥、礦渣微粉為對照組1、對照組2、對照組3，開展齡期分別為7 d、14 d、28 d、60 d、90 d無側(cè)限抗壓強度試驗，試驗結(jié)果見圖3。從圖3可以看出，各組試件無側(cè)限抗壓強度均隨齡期增長，前期增速較快而后期趨于緩慢，其中以試驗組表現(xiàn)最為明顯，對照組1其次，對照組2次之，對照組3相對最不明顯。比較4組數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)：對照組3呈現(xiàn)出強度隨齡期增加增速緩慢，且28 d后強度增長較其他3組明顯落后，表明礦渣微粉對試件強度尤其是后期強度影響最大；而對照組1、對照組2在28 d后仍然能夠保持一定的增長趨勢，表明固化劑、水泥對試件強度均有影響，但從各齡期強度與試驗組的差值來看，固化劑影響最小，說明固化劑對土壤的改性，雖可有效提高試件的密實度及水穩(wěn)定性，但對強度的貢獻率要小于可發(fā)生水化反應(yīng)的水泥；試驗組由于有水泥、礦渣微粉和鋼渣的膠凝作用發(fā)揮，以及土壤固化劑對團聚體土顆粒的改性，試件強度較對照組呈現(xiàn)出更好的增長趨勢，90 d時，試驗組無側(cè)限抗壓強度達27.23 MPa，分別是對照組1、對照組2、對照組3的1.17倍、1.28倍、2.26倍。

圖3 不同試件無側(cè)限抗壓強度對比Fig.3 Comparison of unconfined compressive strength of different specimens

2.3.2 浸水狀態(tài)

為了解鋼渣-雜填土基層可能遭受的長期浸水或沖刷損害對道路使用壽命的影響，基于鋼渣-雜填土基層最佳配比，分別對標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護和標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護3 d、7 d、14 d、28 d后浸水養(yǎng)護至不同齡期的試件開展無側(cè)限抗壓強度試驗，試驗結(jié)果見表6，養(yǎng)護條件對無側(cè)限抗壓強度的影響如圖4所示。浸水養(yǎng)護試件的無側(cè)限抗壓強度定義為Rw，取試件水穩(wěn)定性系數(shù)為Rw/Rc，養(yǎng)護條件對水穩(wěn)定性系數(shù)影響曲線如圖5所示。

表6 不同養(yǎng)護條件下試件的無側(cè)限抗壓強度Table 6 Unconfined compressive strength of specimens under different curing conditions

圖4 不同養(yǎng)護條件下試件的無側(cè)限抗壓強度Fig.4 Unconfined compressive strength of specimens under different curing conditions

圖5 不同養(yǎng)護條件下試件的水穩(wěn)定性系數(shù)Fig.5 Coefficient of water stability of specimens under different curing conditions

結(jié)合表6及圖4可以看出：試件在不同養(yǎng)護條件下均隨時間增加呈先快后慢的增長趨勢；與標(biāo)養(yǎng)試件相比，浸水養(yǎng)護試件同齡期強度有所下降，但隨試件標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護時間增加下降幅值減小。由圖5可知，不同養(yǎng)護條件下，試件的水穩(wěn)定性系數(shù)均隨標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護時間增加而增大，當(dāng)標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護時間7 d時，增長趨勢有所減緩，表明離子型土壤固化劑的摻入可有效保證試件浸水后的水穩(wěn)定性；而后隨著水泥、鋼渣、礦渣微粉等材料的水化作用，各組試件均能在浸水條件下保持強度增長，且標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護時間愈長，水穩(wěn)定性系數(shù)愈高，試件水穩(wěn)定性能愈好。

2.4 物相分析

對前述齡期為90 d的試驗組、對照組1、對照組2、對照組3試件分別取樣，測試得到XRD譜如圖6所示。從圖6(a)和(b)可以看出：對照組1與試驗組的物相組成基本一致；水泥的缺失致使對照組2中水化硅酸鈣凝膠(C-S-H)的衍射峰強度較低。從圖6(c)可以看出，對照組3與試驗組差異明顯，鋼渣-雜填土基層在未摻入礦渣微粉時有明顯Ca(OH)2特征峰，但摻入占鋼渣40%的礦渣微粉后，此特征峰強度明顯下降，表明復(fù)合料在固化過程中，礦渣微粉中的活性SiO2可與鋼渣中f-CaO水化生成的Ca(OH)2產(chǎn)生反應(yīng)[17]，一定程度上間接消耗f-CaO。試驗組中衍射角2θ在28.04°、39.48°、68.18°處出現(xiàn)明顯的C-S-H特征峰，其C-S-H凝膠衍射峰強度均高于對照組，礦渣微粉中的SiO2既與鋼渣中C2S、C3S產(chǎn)生化學(xué)反應(yīng)，又同土體結(jié)構(gòu)中存在的以及f-CaO水化生成的Ca(OH)2晶體進行火山灰反應(yīng)，產(chǎn)生大量C-S-H凝膠，抑制試件膨脹的同時提升了強度；試件中鋼渣、混凝土碎料、土顆粒相互包裹，離子型土壤固化劑使得土顆粒呈現(xiàn)憎水性，鋼渣無法和自由水充分接觸生成Ca(OH)2，保證了鋼渣-雜填土基層的體積安定性。

圖6 對照組與試驗組試件的XRD譜Fig.6 XRD patterns of control group and test group specimens

2.5 微觀形貌分析

對前述齡期為90 d的試驗組、對照組1、對照組2、對照組3試件分別取樣，使用掃描電子顯微鏡進行土體結(jié)構(gòu)的微觀形貌測試與分析，結(jié)果如圖7所示。觀察圖7(a)～(d)，未摻入固化劑時，對照組1由于缺少固化劑對土壤顆粒表面電極的改性[18]，顆粒具有親水性，使得土壤顆粒與混凝土碎料、鋼渣顆粒構(gòu)成的團聚體無法有效實現(xiàn)相互包裹、受壓密實，故在試樣放大時可以看到存在裂隙，且因土體結(jié)合不夠密實，外界自由水的進入，使得Ca(OH)2生成量相對較多。未摻入水泥時，對照組2試件內(nèi)部缺少了由水泥水化生成的C-S-H，且由于缺少水泥提供的堿性環(huán)境，鋼渣膠凝性未能有效激發(fā)，礦渣微粉也難以與鋼渣中的C2S、C3S及混凝土碎料進行充分水化反應(yīng)，即使在養(yǎng)護90 d的條件下，試樣仍然存在較多的孔隙，土體結(jié)構(gòu)不夠密實。未摻礦渣微粉時，對照組3由于缺少礦渣微粉中活性SiO2與鋼渣中f-CaO水化生成的Ca(OH)2充分反應(yīng)，其Ca(OH)2生成量遠高于試驗組，因而導(dǎo)致試件膨脹量較大，與圖1體積安定性試驗結(jié)果相對應(yīng)。而試驗組在水泥水化反應(yīng)及其提供的堿性環(huán)境下，礦渣微粉中的活性SiO2與鋼渣中f-CaO水化生成的Ca(OH)2發(fā)生水化反應(yīng)生成水化硅酸鈣凝膠(C-S-H凝膠)，分別形成于試件孔隙中[19]，使得試件密實性較對照組1、2改善明顯；另外在離子型土壤固化劑的作用下，土壤顆粒表面Ca2+、K+被置換，雙電層結(jié)構(gòu)被破壞，土體表面由親水性變?yōu)樵魉訹20]，在外力作用下團聚體顆粒間更易密實，且有利于團聚體混凝土碎料、鋼渣顆粒、土顆粒間相互形成包裹，有效阻止外部自由水侵入和內(nèi)部水的蒸發(fā)，不僅抑制了鋼渣-雜填土基層的膨脹，還保證了材料強度的有效提升。

圖7 對照組與試驗組試件的SEM照片F(xiàn)ig.7 SEM images of control group and test group specimens

3 結(jié) 論

(1)體積安定性試驗表明礦渣微粉具有明顯抑脹作用，50%鋼渣摻量試件在摻入30%礦渣微粉后，其10 d高溫水浴膨脹率最大值僅1.32%，而未摻礦渣微粉試件在3～5 d時的膨脹率均超過2%限值。

(2)7 d無側(cè)限抗壓強度、28 d劈裂強度正交試驗結(jié)果表明：兩者強度影響的主次順序一致，均為鋼渣>水泥>混凝土碎料>固化劑；試件7 d最大無側(cè)限抗壓強度為12.41 MPa，28 d最大劈裂強度為2.24 MPa；通過極差分析并結(jié)合成本控制確定鋼渣-雜填土基層最佳配比為50%鋼渣，50%雜填土(m(混凝土碎料) ∶m(素土)=6 ∶4)，外摻占鋼渣質(zhì)量40%的礦渣微粉、5%水泥、0.018%固化劑，其強度滿足高速、一級公路在極重荷載下的要求。

(3)強度影響因素試驗表明，礦渣微粉對試件強度的提升作用較土壤固化劑和水泥更為明顯，基于最佳配比的試件具有良好的水穩(wěn)定性，浸水養(yǎng)護強度-齡期增長規(guī)律與標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護相似。

(4)未摻入礦渣微粉的試件圖譜有明顯的Ca(OH)2特征峰，摻入礦渣微粉后，此特征峰強度下降明顯，證明了礦渣微粉的摻入能夠有效間接消解鋼渣中的f-CaO。在水泥水化作用及其提供的堿性條件下，礦渣微粉中的活性SiO2成分、鋼渣中f-CaO水化生成的Ca(OH)2，以及土壤固化劑對土壤顆粒的改性作用是提升鋼渣-雜填土基層強度并保證其安定性的關(guān)鍵。