碱-硫酸根激发淤泥流态固化土强度与微观结构分析

Strength and microstructural properties of alkali-sulfate activated sludge fluid-solidified soil

摘要

相较于传统水泥固化技术，碱-硫酸根复合激发固化技术具有低能耗与资源循环利用率高等优势，但其在淤泥固化领域的实际效果与环境适应性研究仍有待深入.本研究采用碱-硫酸根复合激发技术，以矿粉为碱激发材料、脱硫石膏为硫酸根来源，制备淤泥流态固化土.通过无侧限抗压、直剪、劈裂及干湿循环试验，结合扫描电镜（SEM）和X射线衍射（XRD）分析，系统探究了该固化土的宏观力学性能、微观结构演化及其固化机理.结果表明：复合流态固化土在无侧限抗压强度、抗剪强度、抗干湿循环性能和间接抗拉强度等关键指标上均显著优于水泥流态固化土；其孔隙率、平均孔隙面积和概率熵均低于水泥流态固化土，且面积概率分布指数更高，表明其孔隙结构更加致密、均匀；复合激发技术通过碱性环境与硫酸根离子的协同作用，加速了氢氧化钙（CH）向水化硅酸钙（C-S-H）和水化铝酸钙（C-A-H）的转化，形成了致密的胶结网络，提升了固化土的密实度与力学强度.本研究可为碱-硫酸根复合激发固化技术在淤泥固化领域的工程应用提供理论参考和实践依据.

Abstract

Compared to traditional cement solidification technology， alkali-sulfate composite activation solidification offers advantages such as low energy consumption and high resource recycling rates. However， its practical solidification effects and environmental adaptability in sludge solidification applications require further investigation. In this study， alkali-sulfate composite activation technology was employed to prepare sludge fluid-solidified soil， using ground granulated blast furnace slag as the alkali-activated material and flue gas desulfurization gypsum as the sulfate source. Tests， including unconfined compressive strength， direct shear， splitting， and wet-dry cycles， were conducted. Additionally， scanning electron microscopy （SEM） and X-ray diffraction （XRD） analyses were performed to examine the macro-mechanical properties， microstructural evolution， and solidification mechanisms. The results show that composite fluid-solidified soil significantly outperforms cement-based fluid-solidified soil in key indicators such as compressive strength， shear strength， wet-dry cycle resistance， and splitting tensile strength. It also exhibits lower porosity， average pore area， and probability entropy， along with a higher area probability distribution index， indicating a denser and more uniform pore structure. The alkali-sulfate composite activation technology accelerates the conversion of calcium hydroxide （CH） to calcium silicate hydrate （C-S-H） and calcium aluminate hydrate （C-A-H） through the synergistic action of alkali and sulfate ions. This forms a dense cementation network， improving the soil’s density and mechanical strength. This study provides both theoretical and practical insights for the application of alkali-sulfate composite activation solidification in sludge treatment.

Graphical abstract

关键词

水泥固化土 / 淤泥流态固化土 / 碱-硫酸根复合激发 / 宏观性能 / 微观结构

Key words

cement-based solidified soil / sludge fluid-solidified soil / alkali-sulfate composite activation / macroscopic performance / microstructure

随着生态环境建设的不断推进，河湖库清淤等产生的废弃淤泥的处治成为亟待攻克的难题.这些废弃淤泥通常含水率高、强度低且稳定性差，传统的处理手段难以满足高效、环保的要求.在此背景下，一种将淤泥转化为淤泥流态固化土的资源化利用方式应运而生.该淤泥流态固化土具有良好的流动性、自密实性和一定的强度^［1-3］，能高效填充狭窄、不规则空间，有效解决传统回填土夯实困难或不均带来的质量问题，进而显著提高施工效率并降低作业难度^［4-6］，在淤泥的减量化、无害化处理及资源化利用领域具有广阔的应用前景，其性能在很大程度上依赖于所使用的固化剂^［7-8］.

水泥作为传统的固化材料，虽在固化土领域广泛应用，但由于其高能耗、高碳排放、不可再生资源消耗大及固化速率较慢等问题，在实际应用中受到一定限制^［9-11］.为克服这些问题，碱激发和硫酸根激发技术等新兴改性方法备受关注.

已有研究表明，碱激发技术通过碱性物质激活矿物原料，引发化学反应生成具有胶结特性的产物，从而显著提升固化土体的力学性能和耐久性^［12-15］.硫酸根激发则通过引入硫酸根离子激活矿物原料，形成水合物，优化材料的微观结构并提升强度和稳定性^［16-20］.然而，碱激发技术在提升早期强度方面表现出色，但后期强度增长可能趋于平缓；硫酸根激发技术虽能有效改善材料的微观结构，但在面对复杂多变的成分时，单独作用可能不足以充分发挥其潜力.将碱激发与硫酸根激发相结合，形成复合激发技术，可实现二者优势互补，通过碱激发与硫酸根激发的协同作用，充分利用碱性环境加速矿物原料的活性释放，同时借助硫酸根离子的参与优化水化产物的种类与形态，进而更显著地提升固化土体的整体性能，增强其对不同环境条件的适应性^［21-22］.目前，碱激发和硫酸根激发技术在淤泥流态固化土中的应用研究相对较少，但鉴于其在黏土、黄土固化中展现出的良好性能，进一步探索其在淤泥固化中的应用具有重要的理论和现实意义.

为此，本文以矿粉为碱激发材料、脱硫石膏为硫酸根来源，研究碱-硫酸根复合激发技术在淤泥流态固化土中的应用效果.通过对比传统水泥固化土（后文简称为水泥流态固化土），系统分析复合激发流态固化土（后文简称为复合流态固化土）在无侧限抗压强度、抗剪强度、干湿循环性能、间接抗拉强度等指标方面的表现.同时，结合扫描电镜（SEM）及XRD分析，探讨其微观结构特性，阐明微观形貌演变对宏观性能的影响机理，以期为碱-硫酸根复合激发技术在淤泥流态固化土中的应用提供科学依据.

1 试验材料及方法

1.1 试验原材料

试验原料包括淤泥土、淤泥固化剂以及水.试验用土采用常德洞庭湖区的淤泥，其物理性质指标见表1，主要成分见表2.

试验用固化剂为碱-硫酸根复合激发水泥基固化剂（简称为碱-硫酸根复合激发固化剂），由 P.O42.5普通硅酸盐水泥、S95级矿粉和脱硫石膏按 3∶6∶1的质量比例配制而成.X射线荧光光谱（XRF）分析得各固化材料的化学成分见表3.

1.2 配合比参数确定及试验方法

1.2.1 配合比参数确定

为确定复合流态固化土及水泥流态固化土的固化剂掺量和水固比基准取值，本文试验开展前，采用响应面中心组合法（CCD法）构建两因素与流动度、无侧限抗压强度及水稳系数的响应面模型.依据《预拌流态固化土工程应用技术标准》（DBJ51/T 188—2022）（简称《标准》），设计要求为流动度>80 mm，28 d无侧限抗压强度>1 MPa，水稳系数≥0.8.基于前期建立的响应面模型，通过将优化目标输入Design-Expert软件，软件自动进行计算并得出变量取值决策.因试验得到的流动度结果在180~290 mm之间，满足了《标准》要求，因此不对流动度进行目标设定.优化目标设定为：

1）强度性能.《标准》规定的28 d强度为最低限值，响应面法需平衡多目标，若以最低限值作为强度目标，可能过度牺牲其他性能.综合考虑强度安全裕度、性能权衡及试验便利性，将28 d强度目标设定为1.5 MPa.在此约束下，引入最大化3 d、7 d、14 d和 90 d强度优化条件，以确保流态土施工的初始稳定性与长期服役性能，促进固化土全龄期强度的充分发展，充分发挥固化潜力；

2）耐久性能.水稳系数>0.8.

优化结果如图1所示.多目标优化结果表明，固化剂掺量12.10%、水固比0.87时，制备的流态土各项性能满足优化目标要求.验证试验显示预测值与实测值误差小于5%，该配合比可靠，确定为本试验基准取值.

1.2.2 试样制备与宏观性能试验

1） 试样制备与养护

按比例将水与淤泥土混合，制备两份相同泥浆.分别加入预配的碱-硫酸根复合激发固化剂和普通水泥，用净浆搅拌机搅拌均匀，制成复合流态固化土和水泥流态固化土.将混合物倒入试模，振捣排气后自然养护36 h脱模，再移入标准养护箱至指定龄期，随后进行试验.

2） 无侧限抗压强度试验

无侧限抗压强度试验采用THY-300电液式压力试验机，试模为70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm立方体.测试两种流态固化土在3 d、7 d、14 d、28 d和90 d龄期的强度（MPa），每组取3个试样平均值作为结果.

3） 直剪试验

直剪试验采用应变控制式直剪仪，快剪法进行，环刀规格为Φ61.8 mm × 20 mm.两类流态土试件分别养护7 d和28 d后测试.

4） 干湿循环试验

干湿循环试验中，两种流态土各制备两组试样，制作与养护方法与无侧限抗压强度试样相同.一组为对照试样，养护28 d后测定饱水抗压强度；另一组为试验试样，养护28 d后，进行10次干湿循环（每次循环为1 d室温水槽浸泡和1 d室温风干），并每次循环后测定强度变化率.强度变化率按式（1）计算：

D_n=\frac{R_n-R_{\mathrm{0}}}{R_{\mathrm{0}}}\times \mathrm{100}\mathrm{\%}（1）

式中：D_n 、R_n 分别为第n次干湿循环后试件的强度变化率（%）和无侧限抗压强度（MPa）；R₀为对照试件的无侧限抗压强度（MPa）.

5） 劈裂试验

劈裂试验按《公路工程无机结合料稳定材料试验规程》（JTG 3441—2024）进行，试件为直径50 mm、高50 mm的圆柱体.每类固化土制备两组试件，分别养护7 d和28 d后测试劈裂强度.劈裂强度按式（2）简化计算：

R=\mathrm{0.012}\mathrm{526}\frac{P}{h}（2）

式中：R为劈裂强度，MPa；P为试件破坏时最大压力，N；h为试件高度，mm.

1.2.3 微观试验方法

1） 扫描电镜试验

采用JSM-IT500型扫描电镜对淤泥、7 d和28 d龄期的复合流态固化土及水泥流态固化土试样进行SEM试验，选取50倍和3 000倍放大倍率的图像，观察固化土样的微观结构特征.同时，利用Liu等^［23］开发的颗粒及裂隙图像识别与分析系统（PCAS），通过矢量化和二值化技术去除杂点，识别并分割颗粒与孔隙，生成几何与统计参数，计算面积概率分布指数和概率熵，定量分析固化土样孔隙结构.处理过程见图2.

2） XRD分析

采用Ultima IV型号衍射仪，将养护至设计龄期的试样烘干取出敲碎，取不同处土块碾碎成粉末，放入衍射仪中进行测试.

2 试验结果分析

2.1 宏观性能试验结果对比分析

2.1.1 无侧限抗压强度对比

图3为28 d龄期时复合流态固化土与水泥流态固化土的应力-应变曲线.由图可知：两种固化土均呈应变软化现象，应变超0.79%时，复合流态固化土的应力-应变曲线高于水泥流态固化土，力学性能更优.其峰值强度（无侧限抗压强度f_cu）分别为1.55 MPa（复合流态固化土）和0.81 MPa（水泥流态固化土），前者28 d的无侧限抗压强度高出后者91.4%.

各龄期下两种固化土无侧限抗压强度结果及其对比见表4.

由表4可知，两种流态固化土的无侧限抗压强度均随龄期延长显著提高，但增长趋势差异明显.3 d龄期时，复合流态固化土强度为0.42 MPa，比水泥流态固化土（0.35 MPa）高出20%；7 d龄期时，复合流态固化土强度为0.81 MPa，水泥流态固化土为0.52 MPa，强度差距达55.8%；28 d和90 d龄期时，复合流态固化土强度分别为1.55 MPa和3.49 MPa，水泥流态固化土分别为0.81 MPa和1.81 MPa.从强度增长幅度看，复合流态固化土初期强度显著高于水泥流态固化土，且28 d至90 d龄期强度增长125%，而水泥流态固化土同期增长123%.结果表明，碱-硫酸根复合激发技术可显著提升淤泥固化土的初期强度，并改善后期强度与稳定性.

为直观体现两种流态固化土强度的发展特点，量化其强度发展特性，并指导实际生产和施工中的固化土选择及养护时间安排，本文以7 d无侧限抗压强度为基准，按式（3）对多组平行试样各龄期的无侧限抗压强度进行归一化处理，结果如图4所示.

{\overline{f}}_{\mathrm{c}\mathrm{u}}=\frac{f_{\mathrm{c}\mathrm{u}}^t}{f_{\mathrm{c}\mathrm{u}}^{\mathrm{7}}}（3）

式中：t为龄期（3 d≤t≤90 d）；f_{\mathrm{c}\mathrm{u}}^{\mathrm{7}}、f_{\mathrm{c}\mathrm{u}}^t分别为7 d和t d龄期时流态固化土无侧限抗压强度.

分析图4曲线可得：1）两种流态固化土的归一化强度曲线均呈指数函数特征，前期增长迅速，后期逐渐趋于稳定；2）复合流态固化土的归一化强度曲线在各龄期均高于水泥流态固化土，且其达到强度稳定值的速度更快.

为直观反映两种流态固化土在各龄期的无侧限抗压强度差异，定义强度比值κ（复合流态固化土与相同龄期水泥流态固化土的无侧限抗压强度比），结合多组平行试验样本数据，对其曲线进行拟合分析，结果如图5和式（4）所示.

\kappa =\frac{f_{\mathrm{c}\mathrm{u},\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{m}}^t}{f_{\mathrm{c}\mathrm{u},\mathrm{c}}^t}=m-n{\alpha }^t（4）

式中：f_{\mathrm{c}\mathrm{u},\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{m}}^t\mathrm{、}{f}_{\mathrm{c}\mathrm{u},\mathrm{c}}^t分别为龄期t d时复合流态固化土和水泥流态固化土无侧限抗压强度；m、n及α均为与固化剂掺量和水固比取值有关的常数.在本试验中， m=1.937，n=0.928，α=0.894.

分析图5曲线可得，比值κ随龄期t呈典型指数增长趋势：早期（3 d≤t＜14 d）增长较快，随后（14 d＜t≤28 d）逐渐趋缓，最终（t＞60 d）增长趋于稳定.当龄期t趋于0时，κ值趋于1，表明两种固化土在固化起始阶段强度无明显差异；随着龄期t增大，κ值大于1，表明复合流态固化土在长期养护后强度显著高于水泥流态固化土，其最终强度约为后者的1.931倍.

2.1.2 抗剪强度指标对比

图6和图7分别为7 d和28 d龄期时复合流态固化土与水泥流态固化土的剪应力-剪切位移曲线，图中\sigma为法向应力.由图可见，两种流态固化土的剪应力-剪切位移曲线均呈软化特性，峰值剪切应力随正应力增大而增大.复合流态固化土的峰值和残余剪切应力均高于水泥流态固化土，表明其抗剪强度更高.7 d龄期时，两种固化土曲线接近，复合流态固化土峰值强度略高；28 d龄期时，高法向应力作用下，复合流态固化土的峰值剪应力优势更为突出.

以剪应力-剪切位移曲线的峰值剪应力作为抗剪强度τ_p，拟合得到两种流态固化土的τ_p-σ_n曲线，并计算出7 d和28 d龄期时的黏聚力c值与内摩擦角φ值，结果见图8.

由图8可知，两种流态固化土的c和φ随着龄期增长均呈上升趋势.例如，从7 d到28 d，复合流态固化土的c从129.6 kPa增至143.6 kPa，φ从23.6°增至38.3°，分别增长11%和62%；而水泥流态固化土c从125.6 kPa增至133.9 kPa，φ从22.1°增至24.8°，分别增长6%和12%.但相同龄期时，复合流态固化土的抗剪强度指标高于水泥固化土.例如：7 d龄期时，复合流态固化土的c和φ分别比水泥流态固化土高出3.2%和6.8%；28d龄期时，c和φ分别高出7.2%和54%.因此，复合流态固化土在抗剪强度方面显著优于水泥流态固化土.

2.1.3 间接抗拉试验（劈裂试验）

图9为两种流态固化土在7 d和28 d龄期时的劈裂强度对比情况.由图可见，7 d龄期时，复合流态固化土的劈裂强度略高于水泥流态固化土，但随着龄期从7 d增至28 d，复合流态固化土的劈裂强度从62 kPa增至121 kPa，增加了95%；而水泥流态固化土从60 kPa增至69 kPa，仅增加了15%.因此，随着龄期的增加，复合流态固化土在间接抗拉性能上优于水泥流态固化土.

2.1.4 抗干湿循环性能对比

参照土体含水率的计算方法，在饱水状态下，复合流态固化土的含水率为67.0%，水泥流态固化土的含水率为74.5%.按方法试验并进行数据处理后，得到复合流态固化土与水泥流态固化土在干湿循环作用下强度变化率随循环次数的变化情况如图10所示.由图可见，两种流态土的强度变化率均随循环次数增加呈现先升后降的趋势，并在循环次数范围内达到峰值.其原因是干湿循环对流态固化土的双重作用：一方面，干湿循环对流态固化土产生破坏，导致强度降低；另一方面，固化产物持续生成，固化作用仍在进行，促使强度提升.当固化作用超过破坏作用时，流态固化土强度升高，反之则下降.

由图10亦可见，复合流态固化土在第2~6次循环后强度依旧保持正增长，增长率最大为4.72%，而水泥流态固化土的强度变化率仅在第4次循环后为正值，其余均为负值.此外，经过10次干湿循环后，复合流态固化土强度损失了3.4%，而水泥流态固化土强度损失了9.6%，其强度衰减幅度明显高于复合流态固化土.综合表明，复合流态固化土具有更优异的抗干湿循环稳定性，体现了较强的环境适应性.

2.2 微观结构特性对比分析

固化土的宏观强度与土体孔隙分布、颗粒排列及胶结产物密切相关^［24-25］.因此，本节通过扫描电镜（SEM）和X射线衍射（XRD）等手段，对比分析两种流态固化土的微观结构差异，进而揭示其宏观强度特性的差异.

2.2.1 微观特征定性对比

图11~图13分别为未固化淤泥、复合流态固化土和水泥流态固化土在7 d和28 d龄期时的50倍和 3 000倍放大电镜照片.

由图可知：1）未固化淤泥颗粒分布分散、排列无序，存在大孔隙和裂缝，颗粒间连接性差；固化后，复合流态固化土和水泥流态固化土样品内部大孔隙和裂缝显著减少，表面致密性和平整度大幅提升.2）7 d龄期时，复合流态固化土已生成少量针棒状产物，附着于颗粒表面，颗粒附着力增强，早期固化效果初现；而水泥流态固化土电镜下近乎无产物生成，结构松散，孔隙大，早期固化效果差.28 d龄期时，复合流态固化土产物显著增多，包含针棒状和网状产物，共同填充颗粒间孔隙，使孔隙减少、大孔隙收缩，孔隙分布均匀，颗粒排列紧密规则，结构致密均质，整体稳定性和均匀性提高；而水泥流态固化土产物仍较少，空隙填充不足，颗粒连接力弱，大孔隙仍存，结构松散，密实度低，微观结构改进不明显.

因此，复合流态固化土在产物数量、孔隙填充效果、颗粒分布均匀性及结构致密度上均优于水泥流态固化土，固化性能更优.

2.2.2 微观参数定量对比

选取孔隙率、平均孔隙面积、孔隙含量分布、面积概率分布指数、概率熵作为主要微观结构参数，定量分析对比两种流态固化微观结构差异.

1） 孔隙率

图14为淤泥及两种流态固化土的孔隙率的对比.由图可见，未固化淤泥的孔隙率为26.5%，经固化处理后，孔隙率显著降低.7 d龄期时，水泥流态固化土和复合流态固化土的孔隙率分别为16%和15.1%；至28d龄期时，分别降至15%和12.3%.复合流态固化土在7 d和28 d龄期的孔隙率均低于水泥流态土，且随着龄期增长，二者差异逐渐增大.这表明复合流态固化土在固化过程中孔隙填充更为充分，结构致密化程度更高，固化效果更优.

结合表4可知，流态固化土的无侧限抗压强度与孔隙率呈负相关.固化过程中，孔隙占比不断减少，结构更加致密，强度也随之提升.

2） 孔隙面积特征

图15为不同尺寸范围内淤泥及两种流态固化土孔隙含量的变化.未固化淤泥在大尺寸孔隙占比上显著高于两种流态固化土，表明固化作用可显著缩小孔隙尺寸.在相同龄期的两种流态固化土中，复合流态固化土的小于200像素的孔隙占比高于水泥流态固化土，而大于400像素的孔隙数量则少于后者.这表明复合流态固化土在孔隙收缩方面优于水泥流态固化土.

图16为淤泥及两种流态固化土平均孔隙面积的对比情况.平均孔隙面积可用于反映不同固化剂固化前后孔隙面积的变化.如图16所示，与未固化淤泥相比，固化后的流态土平均孔隙面积显著降低.这表明固化过程中反应产物增多，填充大孔隙，致使平均孔隙面积减小.从龄期角度分析，7 d龄期时，水泥流态固化土与复合流态土的平均孔隙面积仅相差2.4%；到28 d龄期时，差距扩大至18.3%.此外，从7 d到28 d龄期，水泥流态固化土的平均孔隙面积下降了3.2%，而复合流态固化土下降了19%.这表明复合流态固化土在固化过程中孔隙填充更为显著，结构致密化程度更高.

结合表4可知，流态固化土的无侧限抗压强度与平均孔隙面积呈负相关.固化过程中，大孔隙面积不断减小，微观结构更加优化，有利于强度增长.

3） 面积概率分布

图17为淤泥及两种流态固化土面积概率分布的对比情况.面积概率分布指数可定量表征特定区域孔隙面积的分布特性，该指数反映了孔隙面积从小到大时孔隙数量的变化趋势，当面积概率分布指数较大时，表明大孔隙减少，小孔隙增多.由图17可见，与未固化淤泥相比，两种流态固化土的面积概率分布指数均有显著上升，说明小孔隙增加显著.在相同龄期下，复合流态固化土的面积概率分布指数高于水泥流态固化土，且从7 d至28 d，二者差值从1.1%扩大至3.3%.此外，复合流态固化土的面积概率分布指数在7 d至28 d期间上涨了3.2%，增速高于水泥流态固化土的1.0%，表明复合流态固化土的孔隙变化随龄期增长更为迅速.

结合表4可知，面积概率分布指数与强度呈正相关.随着固化进程的推进，固化土体系中大孔隙减少，小孔隙显著增加，孔隙面积特征得到优化，从而强度不断提高.

4） 概率熵

图18为淤泥及两种流态固化土的概率熵对比情况.概率熵是孔隙排列特征参数，可定量表征土体结构的有序性，取值范围为0~1.概率熵越大，孔隙排列越混乱；反之，越有序.由图18可见，未固化淤泥的概率熵较大，表明其孔隙大小差异大，排列混乱.两种流态固化土的概率熵均低于未固化淤泥，且复合流态固化土的概率熵在7 d和28 d龄期均低于水泥流态固化土.随着龄期增长，两者概率熵的差距从7 d龄期的0.1%扩大至28 d龄期的0.3%，表明复合流态固化土孔隙排布更有序.

结合表4可知，概率熵与无侧限抗压强度呈负相关，概率熵降低意味着土颗粒间黏结增强，孔隙缩小且排列更有序，从而强度提升.

2.3 微观固化机理分析

对未固化淤泥及28 d龄期的复合流态固化土和水泥流态固化土进行XRD试验，结果如图19所示.

由图可见：未固化淤泥主要成分为石英（SiO₂）、云母类矿物以及绿泥石.固化后，两种流态固化土中SiO₂含量均有所下降，同时生成了水化硅酸钙（C-S-H）与水化铝酸钙（C-A-H）凝胶.此外，水泥流态固化土中检测到明显的氢氧化钙（CH）成分，复合流态固化土中并未明显检出CH.结合图12、图13综合表明，相同龄期时，复合流态固化土在水化过程中生成较多致密的胶凝产物，而水泥流态固化土则留存了较多的CH，这可能与其强度发展机制密切相关.

在淤泥固化过程中，固化剂水解产生大量Ca²⁺，会与淤泥土颗粒双电层的低价阳离子发生离子交换，减小双电层厚度，增强土颗粒间的凝聚作用，使排列更加紧密^［26］.水泥基固化淤泥的强度主要来源于水化反应.矿粉富含活性SiO₂与Al₂O₃，可以与水泥水化产生的氢氧化钙（CH）共同促进火山灰反应：在碱性环境下，SiO₂与Al₂O₃中的Si-O键与Al-O键发生断裂，形成活性H₃SiO₄^-和H₃AlO₄^2-.这些活性离子与CH反应，生成C-S-H与C-A-H等产物^［27］.反应方程式为：

\mathrm{C}\mathrm{a}\mathrm{O}+{\mathrm{H}}_{\mathrm{2}}\mathrm{O}\to \mathrm{C}\mathrm{H}（5）

\mathrm{C}\mathrm{H}+{\mathrm{H}}_{\mathrm{3}}\mathrm{S}\mathrm{i}{\mathrm{O}}_{\mathrm{4}}^{-}\toC-S-H（6）

\mathrm{C}\mathrm{H}+{\mathrm{H}}_{\mathrm{3}}\mathrm{A}\mathrm{l}{\mathrm{O}}_{\mathrm{4}}^{\mathrm{2}-}\toC-A-H（7）

上述反应消耗了CH，生成了更多C-S-H凝胶，成为胶凝相的主要来源.这一过程显著提升了固化土体系密实度，促进了强度的提升.此外，脱硫石膏提供的铝酸根离子可以与矿粉中的Al₂O₃以及水泥中的铝酸三钙（C₃A）反应生成钙矾石（AFt）.钙矾石生成时释放OH^-亦可以维持碱性环境，促进火山灰反应的持续进行.因此，复合激发体系可以将CH协同转化为胶凝相产物，附着于土粒表面并缩小孔隙，从而提升体系强度^［28］.相比之下，单独的水泥相水化产生的CH无法得到及时消耗转化，相同龄期内生成的胶凝产物较少，其强度也因此受到影响.

2.4 宏-微观参数联系

研究表明，淤泥固化土体的宏观性能与其微观结构存在密不可分的关系^［24-25］.本节中分别采用固化土微观尺度特征参数（孔隙率）、排列特征参数（概率熵）与强度之间的联系进行分析说明.

2.4.1 强度与孔隙率的联系

碱-硫酸根复合激发淤泥流态固化土的无侧限抗压强度与孔隙率之间的关系如图20所示.由图中可见，强度与孔隙率呈现出明显的负相关线性关系，即随着孔隙率的降低，流态固化土土体更加致密，抗压强度得到提升.

2.4.2 强度与概率熵的联系

碱-硫酸根复合激发淤泥流态固化土的无侧限抗压强度与概率熵之间的关系如图21所示，二者呈负相关.对强度与概率熵之间的关系采用合适模型进行拟合，发现其符合Boltzman模型趋势，相关系数R²=0.93，说明概率熵是决定该材料力学性能的重要参数.

由图可见，在该拟合分布下，函数曲线呈现出典型的“S”型特征，表现了由稳定到快速下降再到稳定的发展特征.具体而言：1）概率熵从0.955升至0.975时，强度稳定在5.0 MPa左右，孔隙排列均匀，土体均质；2）概率熵从0.975升至0.985时，强度显著下降，结构弱化；3）概率熵超0.985后，强度维持在低值，材料承载能力丧失.这表明流态固化土孔隙排布越规则、均一，宏观强度表现越优良.

3 结 论

本文通过对比分析复合流态固化土与水泥流态固化土的宏观性能和微观结构特性，系统研究了碱-硫酸根复合激发技术在淤泥流态固化土中的应用效果，得出以下结论：

1）碱-硫酸根复合激发淤泥流态固化土在无侧限抗压强度、抗剪强度、抗干湿循环性能和间接抗拉强度等关键指标上显著优于水泥流态固化土.28 d龄期时，其无侧限抗压强度达到1.55 MPa，较水泥流态固化土高出91.4%；抗剪强度指标中，黏聚力和内摩擦角分别高出7.2%和54%；在干湿循环作用下，复合流态固化土的强度衰减幅度仅为3.4%，远低于水泥流态固化土的9.6%；其劈裂强度随龄期增长显著提升，28 d龄期时达到121 kPa，较水泥流态固化土高出75%.这些结果表明复合流态固化土具有更高的强度和稳定性，能够更好地适应复杂环境条件.

2）SEM和XRD分析结果表明，复合流态固化土在固化过程中表现出更优的微观结构特性.28 d龄期时，其孔隙率降至12.3%，低于水泥流态固化土的15.0%；平均孔隙面积从7 d到28 d龄期下降了19%，而水泥流态固化土仅下降了3.2%.此外，复合流态固化土的概率熵低于水泥流态固化土，表明其孔隙排列更加有序；面积概率分布指数高于水泥流态固化土，且从7 d到28 d龄期增长了3.2%，表明其孔隙结构优化速度更快.碱-硫酸根复合激发技术通过碱性环境与硫酸根离子的协同作用，加速了氢氧化钙（CH）向水化硅酸钙（C-S-H）和水化铝酸钙（C-A-H）的转化，形成了致密的胶结网络，显著提高了固化土的密实度和力学强度.

3）试验结果揭示了微观结构优化与宏观力学性能提升之间的直接联系.流态固化土的无侧限抗压强度与孔隙率线性负相关，随概率熵增大呈“S”型下降趋势，表明复合流态固化土的宏观抗压强度与其孔隙尺度与孔隙排列密切相关.碱-硫酸根复合激发淤泥流态固化土在孔隙收缩与均一化方面显著优于水泥流态固化土，故其宏观性能表现更为优良.

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基金资助

国家自然科学基金资助项目(52078205)

国家自然科学基金资助项目(52108317)

National Natural ScienceFoundation of China(52078205)

National Natural ScienceFoundation of China(52108317)

湖南省自然科学基金资助项目(2020JJ3013)

Natural Science Foundation of Hunan Province(2020JJ3013)