Improving washing efficiency of heavy metal-contaminated clayey soils based on repeated ice-segregation in seasonal frozen areas
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摘要: 基于程国栋院士的“厚层地下冰的重复分凝机制”理论，提出利用重复分凝成冰作用以提高重金属污染黏性土的淋洗效率。以Cd、Pb污染黏性土为研究对象，选用EDTA、酒石酸为淋洗液，通过室内振荡淋洗试验和冻融–淋洗土柱试验，比较分析了不同工况下重金属的去除效果。结果表明，通过融化速率控制为正融土中水分迁移和重复分凝成冰提供有利条件，较单一冻结–吸水模式淋洗液的摄入量约增加20%，而且冻–融界面的反复波动，有助于淋洗液与土壤中重金属充分接触，两者的协同作用能够显著提高重金属去除率，Cd、Pb的去除率分别提高了43.95%和171.74%。该方法在实际工程应用上具有一定的现实性和普适性，对季冻区重金属污染黏性土修复提供了一个新的思路。Abstract: The scheme to improve the washing efficiency of heavy metal-contaminated clayey soil is proposed by using the repeated ice-segregation based on the theory of "repeated segregation mechanism of thick ground ice". The laboratory batch washing tests and freezing-thawing and washing tests are performed on Cd- and Pb-contaminated clayey soils with EDTA, tartaric acid as eluents. Subsequently, the removal effects of heavy metals under different working conditions are analyzed. The results show that it provides advantages for water migration in thawing soils and repeated ice-segregation by controlling the thawing rate. Compared with that of the single freezing-water intaking mode, the eluent intaking amount of the freezing-thawing and washing tests with repeated ice-segregation increases by about 20%. The repeated fluctuations of the freezing-thawing interface will promote the eluent to fully contact with the heavy metal in the soils. Their synergistic effects can effectively increase the removal effeciency of heavy metals. The removal efficiency of Cd and Pb increases by 43.95% and 171.74%, respectively. It is of certain reality and universality in practical engineering application and provides a new idea for the remediation of heavy metal-contaminated clayey soils in seasonal frozen areas.
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0. 引言
作为一种土体加固材料,水泥土以其低成本、易于取材、施工方便等优点被广泛应用于深基坑支护和地基加固等工程领域[1-3]。然而,水泥的生产过程会排放大量的温室气体,是造成全球变暖和气候改变的重要诱因[4]。地聚合物是以无机硅氧四面体和铝氧四面体为主要成分,且具有三维空间网状结构的新型绿色胶凝材料[5],相较传统硅酸盐水泥,具有CO2排放量低、早期强度高、温度膨胀系数小、耐久性好等优势,可部分替代水泥以达到绿色环保的目的[6]。作为土木工程领域应用较为广泛的地聚合物,偏高岭土（metakaolin, MK）比表面积大、粒径小、纯度高,可与水泥的水化产物Ca(OH)2反应生成水化硅酸钙和水化铝酸钙,大量试验结果表明,其高火山灰活性有助于改善水泥土的微观结构,并提高水泥土的强度和抗渗性能[7]。
目前,针对偏高岭土基地聚合物水泥土的研究主要集中在静态力学特性和微观结构两个方面,并取得了丰硕的研究成果[8-9]。邓永锋等[8]研究了偏高岭土掺量和养护龄期对水泥固化海相软黏土静态无侧限抗压强度的影响,基于扫描电镜和压汞试验得到的微观结构特征分析了偏高岭土的增强机理,发现偏高岭土的掺入能够提高水泥土28 d静态无侧限抗压强度1.37～2.04倍,且在偏高岭土与水泥的比值为1/4时达到最大值。此后,Wu等[9]也开展了地聚合物水泥加固软黏土的静态单轴抗压、抗拉强度试验,得到偏高岭土与水泥的较优掺入比范围为1/3～1/2,说明不同土质对应的偏高岭土合适掺量有所不同。在进行水泥土加固工程的安全设计时,土体不仅会承受来自于外侧土压力、上覆结构自重等静荷载的作用,同时会承受如瞬时撞击（简易机场跑道基层加固）、机械或爆破产生的振动冲击（临近建筑物拆除施工、地震）等动荷载的作用[10-11],因此,需要掌握水泥土在多应变率范围内的力学响应。高常辉等[10]研究了冲击荷载作用下水泥土的动态应力-应变特征和破坏模式,重点分析了纤维和掺砂量对水泥土动态强度和能量耗散的影响。然而,目前国内外针对偏高岭土基地聚合物水泥土动态力学特性的研究较少。
鉴于此,本文采用分离式Hopkinson压杆（split Hopkinson pressure bar,SHPB）试验系统,开展了偏高岭土基地聚合物水泥土的单轴冲击压缩试验,研究了偏高岭土掺量和养护龄期对水泥土动态单轴抗压强度的影响；借助核磁共振（nuclear magnetic resonance, NMR）和扫描电镜（scanning electron microscope, SEM）分析手段,测试了不同试验条件下地聚合物水泥土的T2谱、孔隙率、孔径分布和微观形貌,并分析了动态抗压强度与孔隙率的关系,以期为偏高岭土水泥土加固地基工程中的安全稳定性分析提供参考。
1. 试验材料、设备和方案
1.1 试验材料
试验土取自淮南某深基坑,经重塑后进行试验,原状土含水率为26.5%,重塑土液限塑限分别为29.5%和43.6%,颗粒级配见表1,参考《土工试验方法标准》（GB50123—2019）[12],土样为粉质黏土；水泥采用淮南八公山水泥厂生产的P·O 42.5级普通硅酸盐水泥；偏高岭土产自上海昊弗化工有限公司,平均颗粒粒径1 µm,比表面积2000 m2/kg,活性指数122,SiO2和Al2O3含量之和占化学成分的96%以上；水采用蒸馏水。
表 1 重塑土颗粒级配Table 1. Particle size distribution of remoulded soil粒径/mm 0~0.075 0.075~0.425 0.425~0.63 0.63~1.25 1.25~2.00 占比/% 56.2 27.1 8.35 5.23 3.12 1.2 地聚合物水泥土拌和方法
洪宏等[13]研究表明,拌和方法对地聚合物水泥土宏观抗压强度和微观形貌的影响较大,发现采用下述拌和方法能够制备出混合料均匀、强度高、微观结构致密的地聚合物水泥土：配制所需含水率土样,静置24 h后掺入偏高岭土并混合均匀,然后加入由氢氧化钠和水玻璃溶液混合配制而成的碱激发剂,再加入所需质量的干水泥拌匀,最后加入水泥所需的用水量。因此,本次试验采用上述地聚合物水泥土拌和方法。
1.3 核磁共振试验
采用苏州纽迈分析仪器股份有限公司生产的MesoMR23-060H-I型中尺寸核磁共振分析与成像系统,磁体强度0.55 T,最大测试尺寸Ф50 mm×50 mm。试块尺寸为直径50 mm、高度25 mm的标准圆柱体。首先对地聚合物水泥土试块进行负压真空饱水处理,取出后擦干试样表面水分,进行核磁共振试验,获得地聚合物水泥土的孔隙度和横向弛豫时间T2谱数据。
1.4 SEM试验
待地聚合物水泥土试样养护到设计龄期后,取中间部分的碎块进行SEM试验,试验在浙江大学环境扫描电镜实验室进行,采用美国FEI公司的QUANTA 650FEG环境扫描电镜,试验过程见图1。
1.5 SHPB试验
采用直径50 mm的分离式Hopkinson压杆试验系统测试地聚合物水泥土的动态力学特性。动态试样尺寸为Ф50 mm×25 mm的标准圆柱体,由于地聚合物水泥土的波阻抗较低,因此在透射杆上粘贴半导体应变片用于采集原始波形信号,对于不同的试验条件,采用微调冲击气压的方式,以获取相近的应变率,试验采集到的原始波形见图2,基于采集到的入射、反射和透射波信号,采用简化的“三波法”能够得到地聚合物水泥土的动态应力-应变曲线[14]。试验前,采用NM-4B非金属超声检测分析仪挑选纵波波速相近的试样进行试验,以减少试验数据的离散性。
1.6 试验方案
根据《建筑地基处理技术规范：（JGJ79—2012）》[15],在本次试验中,保持胶凝材料（水泥+偏高岭土）总量为干土质量的15%,采用等量替代水泥的方法,即偏高岭土掺量分别为0%,2%,4%和6%（偏高岭土和水泥质量比分别为0∶15,2∶13,4∶11和6∶9）；选取5个养护龄期：1,3,7,14,28 d。
2. 试验结果与分析
2.1 地聚合物水泥土SHPB试验结果与分析
本次试验条件下,地聚合物水泥土采集到的应变率均在266～282 s-1范围内,离散很小,为分析养护龄期和MK掺量对地聚合物水泥土动态力学特性的影响,进行统一处理。
图3为不同MK掺量和养护龄期下地聚合物水泥土的典型动态应力-应变曲线。地聚合物水泥土动态应力-应变曲线具有弹性、塑性和破坏三阶段变化特征,当养护龄期为1 d时,相较于其它MK掺量,6%掺量曲线的峰后下降段较为平缓,呈现出塑性破坏特征；MK掺量为2%时,随着养护龄期的增加,曲线峰后下降段逐渐趋于明显,破坏特征由塑性向脆性转化。
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图 3 不同试验条件地聚合物水泥土动态应力-应变曲线Figure 3. Dynamic stress-strain curves of geopolymer cement soil under different test conditions根据采集到的动态应力-应变曲线数据,定义曲线峰值应力为地聚合物水泥土的动态抗压强度,图4为不同龄期和MK掺量下地聚合物水泥土的动态抗压强度平均值。随着MK掺量的增加,不同龄期地聚合物水泥土的动态抗压强度呈现出先增加后减小的变化趋势,在MK掺量为2%时强度最大,其28 d动态抗压强度较水泥土提高84.1%,说明采用MK部分替代水泥能够有效地增加水泥土的动态强度；当MK掺量达到6%时,强度较未掺MK的水泥土有所下降,这是由于过高的MK掺量会导致水泥水化产物减少,MK无法与足够的水化产物Ca(OH)2反应,导致强度降低。掺加MK后,随着养护龄期的增加,地聚合物水泥土动态抗压强度逐渐增大,在不同龄期范围内增长速率有所不同,在1～7 d和14～28 d这两个阶段增长较快,在7～14 d时间段内增长较缓。
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图 4 不同试验条件地聚合物水泥土动态抗压强度Figure 4. Dynamic compressive strengths of geopolymer cement soil under different test conditions2.2 地聚合物水泥土NMR试验结果与分析
核磁共振技术具有对试样损伤小、样品可重复利用等优点[16],其得到的T2谱数据能够反映出试样内部孔隙结构分布,即液相水的T2 值能够反映水分所处环境的结构：
1T2=ρ2(SV)=FSρ2R。 (1) 式中 R为孔隙半径；
ρ2 为T2表面驰豫强度,是一个与土性有关的常数；FS 为几何形状因子,对于球形孔隙,FS =3,柱状孔隙,FS =2。可以看出,T2 与孔径半径成正比,信号强度则反映了不同孔径对应的孔隙数量。通过NMR试验得到不同养护龄期和MK掺量下地聚合物水泥土的T2分布曲线（其当MK掺量为6%,养护龄期为1,3,7 d时试样在饱水过程中破坏,故无此部分数据）,以14 d养护龄期不同MK掺量和不同养护龄期2%MK掺量为例进行分析,见图5。
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图 5 不同试验条件典型地聚合物水泥土T2曲线Figure 5. Typical T2 curves of geopolymer cement soil under different test conditions由图5可知,地聚合物水泥土的T2分布呈双峰型（主峰P1和次峰P2）,从左到右分别对应小、大孔隙的分布变化,且两个波峰差值较大,以主峰所占面积为主。相同MK掺量下,随着养护龄期的增加,曲线整体有向左偏移的趋势,说明随着水化反应的进行,地聚合物水泥土内孔隙逐渐密实。表2为不同试验条件下地聚合物水泥土T2 谱双峰面积,不同试验条件下P1峰占比在96.81%～98.14%范围内,相同养护龄期下,2%MK掺量P1峰所占比例较大,P2峰所占比例较小,说明大孔隙占比较小；波峰总面积随龄期的增加整体呈下降趋势。
表 2 不同试验条件下地聚合物水泥土T2双峰面积Table 2. Areas of T2 bimodal peaks of geopolymer cement soil under different test conditionsMK掺量 波峰类型 1 d 3 d 7 d 14 d 28 d 面积 占比/% 面积 占比/% 面积 占比/% 面积 占比/% 面积 占比/% 0% P1 3296 97.49 3175 97.78 3142 97.67 3117 98.01 2992 98.36 P2 85 2.51 72 2.22 75 2.33 63 1.99 50 1.64 2% P1 3056 98.04 3037 98.03 2989 98.14 2972 98.05 2744 98.98 P2 61 1.96 61 1.97 60 1.96 59 1.95 32 1.13 4% P1 3327 97.59 3237 97.59 3237 97.65 3222 98.02 3118 98.05 P2 82 2.41 80 2.41 78 2.35 65 1.98 62 1.95 6% P1 — — — — — — 3370 96.81 3443 97.05 P2 111 3.19 105 2.95 基于式（1）中孔径R与T2 的关系,参考水泥土的几何形状因子可按球形孔隙进行计算,即Fs=3,能够得到地聚合物水泥土不同孔径所占比例。目前,尚无统一标准对水泥土的孔径尺度进行划分,在此参考邓永锋和Horpinbulsu对孔径的划分方法[3, 17],将地聚合物水泥土孔径划分为4个区间进行分析：即微孔（R≤0.01 µm）、小孔（0.01 µm<R≤0.1 µm）、中孔（0.1 µm<R≤1 µm）、大孔（1 µm<R）,见图6。
根据提出的孔径划分方法,得到了不同养护龄期和MK掺量下地聚合物水泥土的孔径分布规律,以14 d养护龄期不同MK掺量和不同养护龄期2%MK掺量为例进行分析,见图7。可以看出,地聚合物水泥土的孔隙绝大部分为微孔和小孔,占比达96%以上；与水泥土相比,掺加2%MK后,试样的小孔占比降低,微孔占比增大,说明掺加适量的MK能够有效改善孔隙分布,促进小孔隙向微孔隙转化；而当MK掺量达到6%时,由于无充足的水化产物填充孔隙,地聚合物水泥土的微孔所占比例较水泥土减少9.52%,小孔比例增加8.55%,导致其动态抗压强度小于水泥土。相同MK掺量下,随着养护龄期的增加,水化程度增大,地聚合物水泥土的大、中、小孔隙比例逐渐降低,孔隙结构更加密实,宏观上表现为动态抗压强度提高。
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图 7 不同试验条件典型地聚合物水泥土孔径分布Figure 7. Typical distribution of poresize of geopolymer cement soil under different test conditions为探究水泥土孔隙率和动态强度的关系,将不同MK掺量地聚合物水泥土的孔隙率和动态抗压强度分别进行拟合,见图8。相同MK掺量下,随着孔隙率的增加,地聚合物水泥土的动态抗压强度呈指数下降。
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图 8 地聚合物水泥土孔隙率与动态抗压强度的关系Figure 8. Relationship between porosity and dynamic compressive strength of geopolymer cement soil2.3 地聚合物水泥土SEM试验结果与分析
图9为地聚合物水泥土SEM图片,未掺MK时,水泥土内部存在较大孔隙,如图9（a）所示,当MK掺量为2%时,地聚合物水泥土内部结构较为致密,内部孔隙大幅度降低,如图9（b）所示,而当MK掺量增大到6%时,由于没有充足的水化产物填充孔隙,内部出现大量孔洞和裂纹,如图9（c）所示；随着养护龄期的增加,28 d时在地聚合物水泥土内部发现大量针状或棒状的钙矾石和纤维状水化硅酸钙[18],这些水化产物能够起到填充孔隙和连接土颗粒的作用,使地聚合物水泥土内部更加密实,见图9（d）,这与NMR试验测到的孔隙结构分布吻合。
3. 结论
（1）保持胶凝材料（水泥+偏高岭土）总量为干土质量15%的条件下,随着MK掺量的增加,地聚合物水泥土的动态抗压强度呈现出先增加后减小的变化趋势,在2% MK掺量时强度最大,其28 d动态抗压强度较水泥土提高84.1%,当MK掺量达到6%时,强度较未掺MK的水泥土有所下降；随着养护龄期的增加,地聚合物水泥土动态抗压强度在1～7 d和14～28 d这两个阶段增长较快,在7～14 d时间段内增长较缓。
（2）NMR试验结果表明,地聚合物水泥土的T2 分布呈双峰型,以主峰P1所占面积为主；相同MK掺量下,随着养护龄期的增加,曲线整体有向左偏移的趋势；地聚合物水泥土的孔隙分布绝大部分为微孔和小孔,占比达到96%以上。掺加2%MK后,试样的小孔占比降低,微孔占比增大,随着养护龄期的增加,水化程度增大,地聚合物水泥土的大、中、小孔隙比例逐渐降低,孔隙结构更加密实。
（3）从SEM图像得出,未掺MK时,水泥土内部存在较大孔隙,当MK掺量为2%时,地聚合物水泥土内部孔隙大幅度降低,而当MK掺量增大到6%时,由于没有充足的水化产物填充孔隙,内部出现大量孔洞和裂纹；随着养护龄期的增加,地聚合物水泥土内部的针状或棒状的钙矾石和纤维状水化硅酸钙能够起到填充孔隙和连接土颗粒的作用。
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图 1 正负温度梯度下土中水分迁移示意图
Figure 1. Schematic diagram of water migration in soils under positive and negative temperature gradients
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图 4 冻结–融化期间土柱两端的温控模式
Figure 4. Temperature control mode of both ends of soil column during freezing-thawing period
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图 5 无重复分凝成冰措施下土柱的冻胀
Figure 5. Frost heave of soil column without repeated ice-segregation
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图 6 有重复分凝成冰措施下土柱的冻胀
Figure 6. Frost heave of soil column with repeated ice-segregation
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图 7 重复分凝成冰作用下土柱的吸水量与变形量
Figure 7. Water intaking amount and deformation displacement of soil column with repeated ice-segregation
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图 8 不同工况下淋滤液中重金属的浓度和去除率
Figure 8. Concentrations of heavy metals in leachate and removal efficiency under different conditions
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图 9 不同深度重金属浓度的垂直分布
Figure 9. Vertical distribution of heavy metal concentrations at different depths
表 1 土样的基本性质
Table 1 Basic properties of test soil samples
土颗粒密度ρs/(g·cm-3) 界限含水率 击实参数 粒径分布 Pb含量/(mg·kg-1) Cd含量/(mg·kg-1) wL/% wP/% ρdmax/(g·cm-3) wopt/% ≥0.25 mm 0.075~0.25 mm ≤0.075 mm 2.70 29.9 16.0 1.7 19.0 24.2 22.08 53.72 128.3 5.5 
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表 2 试验方案
Table 2 Test schemes
试验编号 淋洗液补给* 冻结速率 融化速率 重复分凝成冰 冻融次数 补水 FTW1-1 0.05 mol/L EDTA+0.05 mol/L TA 0.2℃/h 分步升温：1℃/5 h 有 1 有 FTW1-2 0.05 mol/L EDTA+0.05 mol/L TA 直线升温 无 无 FTW1-3 0.05 mol/L EDTA 分步升温：1℃/5 h 有 有 FTW1-4 0.05 mol/L EDTA 直线升温 无 无 FTW3-1 1：0.05 mol/L EDTA+0.05 mol/L TA 分步升温：1℃/5 h 有 3 有 2：0.01 mol/L EDTA 有 3：0.02 mol/L TA 有 FTW3-2 1：0.05 mol/L EDTA+0.05 mol/L TA 分步升温：1℃/5 h 有 无 2：0.01 mol/L EDTA+0.02 mol/L TA 有 3：0.01 mol/L EDTA 有 注：* FTW3-1为例，冻融第1次补给0.05 mol/L EDTA+0.05 mol/L TA，第2次补给0.01 mol/L EDTA，第3次补给0.02 mol/L TA，共3个冻融循环。
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