冻融循环下钢渣-煤矸石基地聚物改良黄土强度劣化规律研究

Study on strength deterioration law of loess improved by steel slag-coal gangue based geopolymer under freeze-thaw cycles

摘要

为研究我国西北地区季节性冻土区黄土因冻融循环易发生强度劣化的工程问题，明确钢渣-煤矸石基地聚物（steel slag-coal gangue geopolymer，SC-GP）对黄土的改良效果及冻融作用下的强度变化机制，通过宏观力学试验、微观表征试验及强度模型构建的组合方法开展研究：宏观层面采用无侧限抗压强度试验、直剪试验及崩解试验，分析不同SC-GP掺量与冻融循环次数对改良黄土力学性能的影响；微观层面通过X射线衍射（X-ray diffraction，XRD）、扫描电子显微镜（scanning electron microscope，SEM）及压汞试验（mercury intrusion porosimetry，MIP），揭示水化产物演化、微观形貌变化及孔隙结构特征；基于试验数据构建SC-GP改良黄土强度劣化经验公式并验证了其准确性. 结果表明，SC-GP可显著提升黄土力学性能与抗冻融能力，20%掺量时改良效果最优；15次冻融循环后重塑黄土完全崩解，而改良黄土试件ST-4的崩解率仅为17.30%；微观机制分析表明，冻融循环主要通过增大土体孔隙、促使小孔径向大孔径转变导致宏观强度下降，所提强度劣化公式可有效预估SC-GP改良黄土的宏观强度.

Abstract

To investigate the engineering issue of strength deterioration in loess within seasonal frozen soil regions of northwest China due to freeze-thaw cycles， and to clarify the improvement effect of steel slag-coal gangue geopolymer （SC-GP） on loess and the strength variation mechanism under freeze-thaw conditions， a combined approach integrating macroscopic mechanical tests， microscopic characterization tests， and strength model construction was employed. At the macroscopic level， unconfined compressive strength tests， direct shear tests， and disintegration tests were conducted to analyze the influence of different SC-GP contents and freeze-thaw cycle numbers on the mechanical properties of improved loess. At the microscopic level， X-ray diffraction， scanning electron microscopy， and mercury intrusion porosimetry tests were utilized to reveal the evolution of hydration products， changes in micro-morphology， and pore structure characteristics. An empirical formula for the strength deterioration of SC-GP-improved loess was constructed based on experimental data， and its accuracy was verified. The results had shown that SC-GP could significantly enhance the mechanical properties and freeze-thaw resistance of loess， with the optimal improvement effect achieved at a 20% content. After 15 freeze-thaw cycles， the remolded loess completely disintegrated， whereas the disintegration rate of the improved loess specimen ST-4 was only 17.30%. Microscopic mechanism analysis indicates that freeze-thaw cycles primarily lead to a macroscopic decrease in strength by increasing soil porosity and promoting the transition from small to large pore sizes. The proposed strength deterioration formula can effectively predict the macroscopic strength of SC-GP-improved loess.

黄土是由风尘堆积作用形成的一种沉积物，在我国分布相当广泛^［1］，主要位于西北地区. 黄土具有大孔隙、弱胶结、可溶盐含量高等特点，这导致其具有湿陷性、高压缩性等不良工程特性，严重影响建筑物的安全性能和使用寿命 ^［2］. 此外，受气候、水文、地理位置以及水流等因素影响，西北地区昼夜温差大、冬季漫长，大部分地带属于粉土集中分布的季节性冻土区，表层土壤会经历频繁的冻结与融化^［3-4］（下文简称冻融）. 在反复的冻融作用下，土体内部的孔隙水会不断结冰、融化并随之发生迁移，改变土体的孔隙结构，引起密度下降、结构疏松，进而导致承载能力降低，增加了土体发生沉降、形变乃至破坏的风险^［5］. 为了降低这类灾害对实际工程的影响，对黄土进行科学有效的改良处理，一直是工程领域亟待解决的关键课题. 钢渣-煤矸石基地聚物作为新型绿色改良剂，既能利用钢渣、煤矸石实现固废资源化，又能通过水化反应生成胶凝物质改善黄土性能，可为寒区黄土工程改良提供关键技术路径.

目前，在工程实践过程中，石灰^［6-7］、水泥^［8-9］、粉煤灰^［10-11］等材料被广泛用于黄土改良，且改良效果明显. 但是，类似于水泥、石灰等传统的胶凝材料，因其在使用过程中会过度消耗自然资源和能源，并排放温室气体，现已无法满足可持续发展的要求^［12］.

钢渣是炼钢过程中的一种副产品，具有抗滑、耐磨、高碱性等特点；而国内钢铁企业在钢渣处理方面存在滞后性，导致大量钢渣长期占据土地资源. 煤矸石是采煤过程和洗煤过程中排放的固体废物，我国历年已积存煤矸石约10亿 t，且每年仍继续排放约 1亿t^［13］. 因此，为推动钢铁企业达成经济效益与环境效益的同步提升，亟须择取恰当、科学的处理工艺及方法，进而发掘钢渣与煤矸石的资源化利用潜能.

现如今，国内外学者在利用绿色环保改良剂改良土体方面，已取得了较为丰富的成果. 赵彦旭等^［14］利用水玻璃、碱激发粉煤灰制备地聚物改良黄土，试验表明生成的凝胶物质包覆土粒、填充间隙，黏结形成三维网络，显著改善了改良土孔隙特征. 张顶飞等^［15］利用矿渣、电石渣以及硅酸钠制备地聚物改良沿海软土，结果表明矿渣-电石渣基地聚物改良土的抗压性、韧性、水稳性及抗干湿、冻融循环性能良好，其水化产物主要为絮状水化硅酸钙，能有效填充内部孔隙，提升改良土力学性能. Phetchuay等^［16］则利用粉煤灰和电石渣制备地聚物改良海相软土，发现其抗压强度与相同掺量的水泥固化土相当，同时碳排放降低幅度可达43%. Xu等^［17］发现纳米二氧化硅的加入能增强粉煤灰和煤矸石基地聚物的力学性能，有效填充孔隙和微裂纹，阻止SO₄^2-离子的侵蚀.

关于冻融循环条件下地聚物改良土耐久性方面，樊兴祥等^［18］以新疆输水明渠黄土为对象，设计不同地聚物掺量试样，开展干湿-冻融循环试验.通过多尺度表征，分析强度劣化规律与孔隙结构演化特征. 王敬冬等^［19］以含砷废渣为研究对象，利用磷渣-粉煤灰基地聚物材料进行固化处理，并研究固化体在不同冻融方式及循环次数下的抗冻融性能. Xu等^［20］研究了冻融循环对矿渣-粉煤灰基地聚物胶凝铁尾矿砂弯曲性能及微观结构的影响. 通过三点弯曲试验、CT扫描及SEM测试，分析了纤维增强矿渣-粉煤灰基地聚物胶凝铁尾矿砂在冻融环境下的微观结构变化及宏观力学性能响应. 综上所述，目前针对地质聚合物改良土的研究多聚焦力学性能方面或仅分析质量损失，并未建立冻融循环下改良土强度劣化的预测模型.

鉴于此，本文以钢渣（steel slag，SS）、煤矸石（coal gangue，CG）为原材料，利用脱硫石膏（desulfurization gypsum，DG）和水玻璃激发原材料制备钢渣-煤矸石地聚物（steel slag-coal gangue geopolymer，SC-GP），对黄土抗冻融性能的改良展开了系统性研究：首先设计SC-GP掺量梯度，通过无侧限抗压强度（unconfined compressive strength，UCS，力学符号为q_u）试验、直剪试验与崩解试验，分析了冻融循环次数对改良土强度及水稳性的影响；基于试验数据，以孔隙率与SC-GP体积含量的耦合参量（\eta /G_{\mathrm{v}}），构建了冻融循环下强度劣化预测模型. 再通过X射线衍射（X-ray diffraction，XRD）、扫描电子显微镜（scanning electron microscope，SEM）、压汞试验（mercury intrusion porosimetry，MIP）开展微观表征，同时量化冻融后孔隙率、孔径分布的变化规律，为寒区黄土工程抗冻融设计提供理论支持.

1 试验材料与试验方法

1.1 试验材料

试验所用黄土取自甘肃省某建设工地，呈黄褐色，为典型粉质黏土. 土样经烘干、粉碎研磨后过 2 mm标准筛，试验黄土颗粒级配曲线见图1. 依据《公路土工试验规程》（JTG 3430—2020）^［21］测得其基本物理指标，如表1所示.

试验所用钢渣、煤矸石及脱硫石膏平均粒径约为46 μm，目数约325目；钢渣及煤矸石的主要化学组成见表2. 其中，脱硫石膏的主要成分为二水硫酸钙（CaSO₄·2H₂O），其质量分数大于93%. 所用碱性激发剂为江苏无锡某公司生产的工业水玻璃，水玻璃原液的模数为2.31（Na₂O、SiO₂的质量分数分别为12.8%、29.2%）. 调节水玻璃溶液模数的NaOH为市场所售的固体分析纯，颗粒状白色晶体，其纯度不低于96%.

1.2 试件制备过程

对所取土样筛除其中的植物根系、石块等杂质后，使用孔径为2 mm的标准筛对土样进行筛分. 根据作者课题组前期研究成果：SC-GP地聚物各组分之间的最优配合比SS∶CG∶DG为40∶54∶6，水玻璃掺量为22%，水玻璃模数为1.2^［22］. 因此，参考前期研究成果，确定SC-GP地聚物最优配合比后，研究冻融循环作用下不同SC-GP掺量（0%、5%、10%、15%、20%及25%，其为原材料占改良土总质量的百分比）对改良土强度的影响规律. 根据以上配比及最优含水率，将SS、CG、DG及水玻璃掺入黄土中搅拌均匀. 将配置好的土样装入保鲜袋中密封，在恒温恒湿养护箱中20 ℃养护24 h后制备试样. 为开展系列试验，采用双向静压加载装置分别制备不同规格试样. 其中，无侧限抗压强度试验所用标准试件尺寸：直径为39.1 mm、高度为80 mm；直剪试验试件设定为直径61.8 mm、高度20 mm；崩解试验则选用直径与高度均为50 mm的试件. 试件制备完成后，即刻用保鲜膜进行紧密包裹，以减少试件中的水分散失. 随后，将试样置于恒温恒湿养护箱中养护28 d，完成养护后开展冻融循环试验. 待试样达到预设冻融循环次数，随即开展力学性能测试与微观结构分析试验.

1.3 试验方法

1.3.1 冻融循环试验

气候变化对工程建设有一定的影响，西北地区温度变化梯度较大，对黄土的结构和性质有着不可忽略的影响. 因此，设计冻融循环试验来研究冻融循环次数对改良土强度劣化的影响，对养护28 d的改良土试件使用可程式恒温恒湿试验箱进行本次试验. 设定冻结温度为-20 ℃，融化温度为20 ℃，冻结和融化持续时长均为12 h，降温至-20 ℃、升温至20 ℃所需时长均控制为2 h，经历一次循环共耗时28 h，冻融循环温度曲线见图2. 研究表明，土体经历15次冻融循环作用后强度趋于稳定^［23-25］. 因此本试验设置冻融循环次数最大为15次，对经历过不同冻融循环次数的改良土试件分别进行常规力学试验和微观试验. 冻融循环试验计划见表3，具体试验流程见图3.

通过计算地聚物改良黄土在冻融循环作用下的强度损失率，来评估其强度劣化程度，计算公式如 式（1）所示.

{\eta }_N=\frac{\left|{\sigma }_{\mathrm{0}}-{\sigma }_N\right|}{{\sigma }_{\mathrm{0}}}\times \mathrm{100}\mathrm{\%}（1）

式中：{\eta }_N为强度损失率，%；{\sigma }_{\mathrm{0}}为初始强度，kPa；{\sigma }_N为经历N次冻融循环后的强度，kPa.

1.3.2 无侧限抗压强度试验

无侧限抗压强度是指改良土试样在不受侧向约束条件下能够承受的最大轴向压应力. 作为表征改良土力学性能的核心参数，该指标是评价黄土改良效果的重要强度依据. 试验遵循《公路土工试验规程》（JTG 3430—2020）^［21］规定，采用南京土壤仪器厂有限公司制造的YTW-2型应变式无侧限压力仪进行无侧限抗压强度试验. 每组测试条件下准备3个平行试件，轴向应变速率控制在1%/min，并实时记录应力与位移数据.

1.3.3 直剪试验

直剪试验选用南京土壤仪器厂的ZJ智能四联直剪仪，剪切类型为快速剪切，剪切速率为0.8 mm/min，垂直荷载分别为100、200、300和400 kPa，4种垂直 压力分别对应4个平行试件. 试验终止的条件是测力计检测到峰值剪应力或者样本的剪切位移达到 5 mm.

1.3.4 崩解试验

土体崩解的本质是水导致的颗粒分散和结构溃散，而力学性能中的抗变形能力与结构致密性直接相关. 若改良黄土的崩解特性未得到改善，即使初始力学强度较高，长期遇水后仍会因结构溃散导致强度衰减；反之，若改良黄土在崩解试验中表现出低崩解率和较长崩解时间，则表明其在潮湿或者冻融环境中具有较好的力学性能. 因此，通过崩解试验，观察试样遇水解体过程，可有效评价改良效果. 利用浮力法的原理使用SHY-1型土壤湿化试验仪进行崩解试验，湿化试验仪由浮筒、网板和玻璃水筒三部分组成. 崩解量计算公式见式（2）.

A_t=\frac{R_t-R_{\mathrm{0}}}{R_{\mathrm{e}}-R_{\mathrm{0}}}\times \mathrm{100}（2）

式中：A_t为时间t的崩解量，%；R_{\mathrm{0}}为浮筒在试验开始时齐水面处的刻度读数；R_t为浮筒在时间t时齐水面处的刻度读数；R_{\mathrm{e}}为浮筒在试验结束时齐水面处的刻度读数.

1.3.5 微观试验

微观试验包括XRD试验、SEM试验和MIP试验. XRD试验主要用于物相定性分析，同时具备定量分析能力. SEM则是利用高倍显微镜扫描拍照，直接反映样品表观形态的手段. MIP是一种用于测定微小孔、中孔及大孔孔径分布的技术. 对于微观试验的样品，试件烘干碾磨成粉末状，待粒径小于75 μm后进行XRD试验；试件烘干后切割成边长小于1 cm的立方体块进行SEM和MIP试验.

2 试验结果分析与讨论

2.1 宏观试验结果分析

2.1.1 无侧限抗压强度试验

图4为SC-GP改良黄土随着冻融循环次数无侧限抗压强度的变化趋势. 由图4可知，改良土的q_u随SC-GP掺量的增加先增大后减小，当SC-GP掺量为20%时，其q_u达到最大值，相较ST-0（重塑黄土，即未经改良的黄土）提高了245.34%. 但是，随着冻融循环次数的增加，改良土的q_u逐渐降低；在前7次冻融循环中改良土的q_u下降速度较快，在此之后改良土的q_u下降速率逐渐变缓.

低掺量组（试件ST-0、ST-1、ST-2）在前7次冻融循环中强度损失显著，强度损失率分别为36.56%、36.07%、31.84%. 这是因为低掺量条件下，SC-GP对土体初始结构影响并不大，水化聚合反应不充分，土颗粒间的排列顺序也未发生明显变化，对试验黄土的强度提升并不明显，故表现出与重塑黄土相似的特性. 而随着SC-GP掺量的增加，高掺量组（试件ST-3、ST-4和ST-5）的q_u在第7次冻融循环后的强度损失率分别为21.12%、20.45%和22.47%. 这是因为SC-GP反应过程会发挥一定的减水作用，当SC-GP掺量较高时，其水化聚合反应更容易发生且反应更为充分，生成的大量硅铝酸盐胶凝物质会填充于土颗粒间隙，使土体结构更加密实，强度得以提升. 同时，水化反应消耗自由水，土体内可发生冻胀使水分减少，从而减少冻融循环引起的体积膨胀与结构破坏.

2.1.2 直剪试验

冻融循环后，根据直剪试验的结果绘制出SC-GP改良土的冻融循环次数与黏聚力的关系图，如 图5所示.

由图5可知，随着冻融循环次数的增加，不同SC-GP掺量的改良土的黏聚力均呈下降趋势. 这是由于反复冻融循环会削弱土颗粒间原有的胶结强度，导致黏聚力逐步衰减^［26-27］. 改良土试件的黏聚力均在前5次冻融循环中降幅较大，第5次循环后下降趋势逐渐变缓. 经历15次冻融循环后，试件ST-0、ST-2、ST-4的黏聚力损失率分别为51.79%、38.08%、21.29%. 表明：随着SC-GP掺量的增加，改良土黏聚力损失率逐渐降低，改良效果显著.

经历第1次冻融循环后，试件ST-0和ST-4的黏聚力分别为44.23 kPa和107.76 kPa，相较未冻融试件黏聚力降低了9.85%和4.43%，分别占总黏聚力损失的19.02%和20.81%，说明第1次冻融循环对改良土黏聚力的影响最为明显.

冻融后SC-GP改良土试件内摩擦角的变化曲线如图6所示.由图6可知，前3次冻融循环重塑黄土和SC-GP改良土的内摩擦角总体呈现下降趋势，随后出现微小回升. 这是因为冻融循环早期土体内含水率较高，冻融循环对土体内部结构破坏性较大，土体内部孔隙增大，导致土颗粒间的内摩擦角减小；随着冻融循环次数增加，土体内部土颗粒间的孔隙重新排布，大孔隙减小，土颗粒间的接触面积增大，导致土颗粒间的内摩擦角增大^［28］.经历3次冻融循环后，重塑黄土试件ST-0的内摩擦角由34.14°降至33.03°，降低了3.25%；试件ST-2的内摩擦角由36.35°降至35.24°，降低了3.05%；试件ST-4的内摩擦角由44.46°降至43.23°，降低了2.77%. 可见前3次冻融循环过程中，随着SC-GP掺量的增加，改良土的内摩擦角降低率逐渐减小. 经历15次冻融循环后，试件ST-0、ST-2和ST-4的内摩擦角分别变化至34.42°、36.12°和44.07°，较第3次冻融循环结束时的数值均有小幅回升，分别提升了4.21%、2.50%和1.94%. 由此可见，改良土的内摩擦角在3次冻融循环后的增大程度略低于重塑黄土，但总体增幅范围极小，均在5%以内，表明冻融循环对SC-GP改良黄土和重塑黄土的内摩擦角影响不大.

2.1.3 崩解试验

SC-GP改良土试件经过冻融循环后的崩解率变化曲线如图7所示. 由图7可知，冻融循环次数对重塑黄土试件和SC-GP改良土试件的崩解率有显著影响，随着冻融循环次数的增加，试件完成崩解全过程所需要的时间逐渐缩短.

从图7（a）可以看出，经历3次、7次、15次冻融循环后，试件ST-0完成崩解所需要的时间分别为954、773、598 s，相较于冻融循环前的时间分别减少了16.32%、32.19%、47.54%. 由图7（a）、图7（b）和图7（d）可知，随着SC-GP掺量的增加，改良土试件在30 min内的崩解量逐渐减小，经历15次冻融循环后，试件ST-0在720 s时的水中崩解率为100%；试件ST-2、ST-3和ST-4在720 s时的水中崩解率分别为95.24%、62.32%和17.30%，较重塑黄土试件分别降低了4.76%、37.68%和82.70%. 这是因为SC-GP掺量越高，改良土中的水化聚合反应越充分，生成了更多的胶凝物质，如C—S—H、C—A—S—H和AFt（钙矾石）等，这些胶凝物质填充于土颗粒间隙中或附着于土颗粒表面，使土体结构变得密实，土颗粒间的胶结力增强，所以改良土试件在水中的崩解率会减低，这与SC-GP掺量增加会提升土体的黏聚力原理相同.

2.2 冻融循环下地聚物改良黄土劣化模型预测

在寒区工程建设中，地聚物改良黄土的力学性能在冻融循环作用下的劣化规律关系到工程结构的长期稳定性与安全性. 目前针对冻融循环下地聚物改良黄土强度劣化的定量描述及预测仍缺乏系统的模型.鉴于此，开展冻融循环下地聚物改良黄土强度劣化模型的研究具有重要的理论意义. 本研究以无侧限抗压强度为例，进行冻融循环下改良黄土劣化模型预测.

基于Consoli等^［29］提出的理论模型，以孔隙率与SC-GP体积含量之比\eta /G_{\mathrm{v}}作为冻融劣化模型的参量，建立冻融循环影响下SC-GP改良黄土力学性能劣化的预测计算模型. \eta /G_{\mathrm{v}}用于表示SC-GP掺量及冻融循环次数对改良土无侧限抗压强度的影响，见式（3）.

q_{\mathrm{u}}=A{\left(\frac{\eta }{G_{\mathrm{v}}}\right)}^y（3）

式中：q_{\mathrm{u}}为无侧限抗压强度，kPa；A为方程标量；y为外部指数.

建立SC-GP改良土力学性能与\eta /G_{\mathrm{v}}和冻融循环次数的函数关系，\eta \mathrm{和}{G}_{\mathrm{v}}的计算公式分别见式（4）、 式（5）^［30］，计算结果见表4.

\eta =\left[\mathrm{1}-\frac{{\gamma }_{\mathrm{d}}}{\left(\mathrm{1}+G/\mathrm{100}\right){\gamma }_{\mathrm{s}}{\gamma }_{\mathrm{w}}}-\frac{{\gamma }_{\mathrm{d}}(G/\mathrm{100})}{\left(\mathrm{1}+G/\mathrm{100}\right){\gamma }_{\mathrm{G}}{\gamma }_{\mathrm{w}}}\right]\times \mathrm{100}\mathrm{\%}（4）

G_{\mathrm{v}}=\frac{{\gamma }_{\mathrm{d}}(G/\mathrm{100})}{\left(\mathrm{1}+G/\mathrm{100}\right){\gamma }_{\mathrm{G}}{\gamma }_{\mathrm{w}}}\times \mathrm{100}\mathrm{\%}（5）

式中：{\gamma }_{\mathrm{d}}、{\gamma }_{\mathrm{w}}分别为试件的干重度和水的重度，N/m³；G为SC-GP掺量的百分比数字；{\gamma }_{\mathrm{s}}、{\gamma }_{\mathrm{G}}分别为黄土和SC-GP改良土的相对密度，分别为2.75和2.60.

图8为在前9次冻融循环作用下，\eta /G_{\mathrm{v}}与改良土q_{\mathrm{u}}的关系曲线. 如图8所示，SC-GP改良土q_{\mathrm{u}}随\eta /G_{\mathrm{v}}的增大而呈指数递减，当\eta /G_{\mathrm{v}}处于较高水平时，改良土内部结构因其孔隙特征或地聚物分布状态的变化，导致其抵抗外部压力的能力衰减；而SC-GP掺量的增加使\eta /G_{\mathrm{v}}减小，说明SC-GP地聚物可以有效降低q_{\mathrm{u}}的劣化速率，适量增加SC-GP掺量可以优化改良土的内部结构特征（通过降低\eta /G_{\mathrm{v}}体现），从而增强其在冻融循环作用下的抗压性能稳定性.

随着冻融循环次数的增加，在描述SC-GP改良黄土q_{\mathrm{u}}与相关参量关系的方程中，标量A与外部指数y均会发生变化，表明在冻融循环作用下，q_{\mathrm{u}}劣化既与外部强度标量有关，也涉及掺量相关指数y；反映不同掺量SC-GP改良黄土的劣化规律不同.当SC-GP掺量不同时，指数y呈现不同的变化幅度和趋势，意味着掺量的调整会改变q_{\mathrm{u}}随冻融循环次数增加而劣化的速率和模式. 为研究冻融循环次数对q_u、标量A及指数y的影响，先对标量劣化系数A_n /A₁随冻融循环次数增加的变化规律进行拟合，再对外部指数y的变化规律进行拟合. 标量劣化系数A_n /A₁、外部指数y随冻融循环次数增加的变化规律见图9. A_n /A₁、y的拟合公式分别如式（6）、式（7）所示.

A_n/A_{\mathrm{1}}=\mathrm{1.17}-\frac{\mathrm{0.17}}{\mathrm{1}+{(n/\mathrm{3.49})}^{\mathrm{5.92}}}（6）

式中：A_n 、A₁分别为n次和1次循环时标量A值； n为冻融循环次数.

y=-\mathrm{1.223}-\mathrm{0.044}n+\mathrm{0.003}{n}^{\mathrm{2}}（7）

将式（6）与式（7）代入式（3），可以得到冻融循环作用下SC-GP改良黄土q_u劣化的经验公式，如式（8）所示.

q_{\mathrm{u}}=\mathrm{1}\mathrm{960.713}\left(A_n/A_{\mathrm{1}}\right){\left(\frac{\eta }{G_{\mathrm{v}}}\right)}^y（8）

式（8）为综合考量SC-GP掺量（3.65≤\eta /G_{\mathrm{v}}≤12.00）与冻融循环次数（0~9）的改良土q_{\mathrm{u}}经验公式. 如图10所示，将该式计算所得q_{\mathrm{u}}值与试验值对比，可见二者偏差较小，误差控制在±4%以内，表明该劣化模型可有效预估冻融循环作用下SC-GP改良黄土的q_{\mathrm{u}}.

2.3 微观试验结果分析

2.3.1 XRD试验

图11为试件ST-0在冻融循环前的XRD图谱分析图. 从图11可以看出，试件ST-0在冻融循环前的XRD图谱显示主要矿物成分为石英（SiO₂），此外还有钠长石（NaAlSi₃O₈）、方解石（CaCO₃）、钾长石（KAlSi₃O₈）和白云石［CaMg（CO₃）₂］等晶相.

图12为试件ST-4在冻融前和冻融循环15次后的XRD图谱. 对比图11与图12（a）可知，当SC-GP加入重塑黄土后，与重塑黄土试样相比，改良土试样产生了一些新的物质. 其中一部分属于SS和CG中原本含有的矿化成分，如FeS₂；而其余的新物质则是SS、CG在水玻璃和DG的激发作用下，发生水化聚合反应生成的胶凝物质，如C—S—H、C—A—S—H等. 这些胶凝物质能够填充在土颗粒之间的孔隙中，使得土颗粒之间的连接更加紧密，土体结构更加稳定. 这种结构上的改善直接提升了土体的整体性和抗变形能力，这也是改良土强度得以显著提高的主要原因.

由图12（b）可知，试件ST-4经历15次冻融循环后的XRD图谱显示其主要成分仍然为石英，与试件ST-4在冻融循环前的XRD衍射图谱显示结果一致. 但是石英、钠长石、方解石、钾长石和白云石等矿物成分的衍射峰强度有所减弱. 另外，一些衍射峰强度较低的致密非晶态峰的数量有所增加，这是因为在冻融循环过程中，未完全反应的SC-GP成分随时间的推移继续发生水化聚合反应，生成的絮状胶凝物质逐渐缩聚形成团聚固结体，导致原有的矿物成分被反应消耗，其对应的衍射峰强度相对减弱.

2.3.2 SEM试验

图13为试件ST-0在不同冻融循环次数下的微观结构变化图，其中分图包含放大2 000倍的SEM图（左）以及使用IPP（image-pro plus）软件进行二值化处理后的孔隙分布图（右），处理后图中黑色为孔隙，白色为土体颗粒.

由图13可知，与未经历冻融循环的黄土试件相比，经历7次和15次冻融循环后的黄土试件，土体内部结构发生了显著变化，土颗粒间的孔隙逐渐变大，土颗粒表面逐渐光滑. 颗粒接触形式由面-面接触为主转变为点-面接触，矿物颗粒表面棱角磨损度显著增加. 这是由于在冻结条件下，土体内部的自由水冻结成冰，导致原本的孔隙胀大，冻结阶段孔隙水结晶产生的冻胀力导致土骨架发生不可逆变形，冰晶生长形成的结晶压力促使原生微裂隙扩展；进入融化阶段由土体内部的自由水结成的冰晶开始融化，自由水向孔隙外侧扩散，水分重新进行排布，随着冻融循环次数的增加，土体内部的孔隙逐渐变大.

图14为试件ST-4在不同冻融循环次数下的SEM图及IPP处理图. 观察图14可以发现，与未经历冻融循环的改良土试件相比，经历了一系列冻融循环后的SC-GP改良黄土试样的SEM图（左）中，黄土颗粒的表面以及土颗粒之间相互连接的孔隙内，SC-GP水化产物的数量显著减少. 冻融循环7次后，重塑黄土试件ST-0出现了贯穿的孔隙及裂隙；而试件ST-4虽然出现了裂隙，但未贯穿整个结构，说明C—S—H、C—A—S—H等胶结物质可以有效阻止土体内部结构裂隙的延伸及劣化. 由15次冻融循环后改良土的SEM图像可知，部分较大土颗粒周边生成了大量片状结构. 这类新生构造的强度与抗变形性能显著低于未经历冻融循环或低冻融循环次数改良土中的块状结构. 这也是SC-GP改良土试件强度随冻融循环次数增加而逐步下降的重要原因.

为定量分析SEM图像，使用IPP软件对图13和图14中经过二值化处理后的图像进行孔隙数量及面积的计算. 计算结果见表5.

由表5可知，随着冻融循环次数的增加，试件ST-0及ST-4的孔隙率增长速率整体均呈前期明显增大，后期趋于平缓的趋势，其对应的q_u均逐渐降低. 这是因为冻结时孔隙水结冰膨胀，挤压土体骨架产生孔隙及裂隙；融化后，骨架收缩形成残余孔隙. 随着冻融循环次数的增加，孔隙扩展与连通性增强的效应累积，导致孔隙率持续上升，这也是q_u下降的原因.

从整体上看，试件ST-4的孔隙率在15次冻融循环过程中均显著低于试件ST-0；定量结果也验证了地聚物加入土体后所形成的C—S—H、C—A—S—H等胶凝物质可抑制孔隙扩张，进而减缓宏观强度的劣化.

2.3.3 MIP试验

图15、图16分别为根据MIP试验所绘制的试件ST-0、ST-4在不同冻融循环次数下的孔径分布图及孔隙分布率柱状图. 从图15、图16可以看出，冻融循环作用对重塑黄土试件和改良土试件的孔隙产生了明显的影响.参考Horpibulsuk等^［31］对孔径大小划分的分析方法，将土体内部的孔隙按孔径大小分为5种类型：孔径<10 nm，为微孔径孔隙；孔径在10~100 nm范围内，为小孔径孔隙；孔径在100~1 000 nm范围内，为中小孔径孔隙；孔径在1 000~10 000 nm范围内，为中孔径孔隙；孔径>10 000 nm，为大孔径孔隙.从图15（a）、图16（a）中可以观察到，随着冻融循环次数的增加，重塑黄土试件土体内部的孔隙大小发生显著变化，15次冻融循环后，微孔径孔隙和小孔径孔隙的孔径体积相较于冻融循环前持续降低，两者总孔隙占比从8.46%降至4.00%；中孔径孔隙和大孔径孔隙的孔径体积量相较于冻融循环前明显增大，两者总孔隙占比从65.38%增加至76.68%. 从图15（b）、图16（b）中可以观察到，SC-GP改良黄土试件与重塑黄土试件在冻融循环作用下，土体内部孔隙大小的变化规律相似，均呈现出小孔径孔隙向大孔径孔隙转变的规律. 这与SEM试验结果分析一致.

另外，从图15、图16中可以发现，相较于重塑黄土试件，SC-GP的掺入使得改良土试件的土体内部微孔径孔隙和小孔径孔隙的孔径体积量与体积占比明显增大，中孔径孔隙和大孔径孔隙的孔径体积量与体积占比明显减小. 如冻融循环15次后重塑黄土试件微孔径孔隙和小孔径孔隙占比为4.00%，改良后占比增加至5.52%，中孔径孔隙和大孔径孔隙未改良前占76.68%，改良后减少至72.41%. 这也印证了SC-GP发生水化聚合反应生成了大量如C—S—H和C—A—S—H等胶凝物质，这些胶凝物质填充于土颗粒的间隙中，增强了土颗粒之间的联系，从而增强了土体的强度，使得SC-GP改良黄土试件抵抗冻融循环作用的性能得到显著提升.

3 结 论

1）冻融循环次数和SC-GP地聚物掺量会对改良土的q_u产生影响. 随着冻融循环次数的增加，改良土的q_u呈下降趋势，且前7次冻融循环为强度快速劣化阶段，之后强度劣化速率逐渐变缓. 随着SC-GP掺量的增加，改良黄土的q_u先增后降，当SC-GP掺量为20%时，改良土q_u达到了最优值，工程应用中，需控制SC-GP掺量在最优区间内.

2）冻融循环对SC-GP改良土的黏聚力影响显著. 随着冻融循环次数的增加，改良土的黏聚力逐渐降低；但冻融循环对改良土的内摩擦角影响较小. 此外，随着SC-GP地聚物掺量的增加，这种影响逐渐减弱，但存在SC-GP掺量为20%这一临界值.

3）SC-GP地聚物的添加对冻融循环过程中改良土的崩解具有显著影响. 适当增加SC-GP地聚物的掺量，可降低改良土的崩解量. 因此在冻融循环以及降雨入渗的双重作用下，SC-GP可以有效地提高黄土的力学性能与耐久性能，防止黄土在雨水侵蚀后出现塌陷，从而降低了工程事故发生的概率.

4）推导了SC-GP改良黄土力学性能与SC-GP掺量、冻融循环次数之间的q_u劣化经验公式，发现随着SC-GP掺量的增加，参量\eta /G_{\mathrm{v}}随之降低，这说明SC-GP地聚物可以有效缓解q_u的劣化速率，适量增加SC-GP掺量可以优化改良土的内部结构特征.

5）通过XRD、SEM 及MIP微观试验证实，表明SC-GP地聚物改良黄土的核心作用机制在于其水化反应生成的C—S—H、C—A—S—H胶凝物质的黏结及填充效应. 未冻融状态下，这些胶凝物质可填充黄土原始大孔隙，并包覆土颗粒形成三维网络结构，增强颗粒间胶结力. 冻融循环过程中，胶凝物质能缓冲孔隙水结冰产生的冻胀应力，抑制裂隙贯穿发育.

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