浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2025, 59(7): 1344-1352 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2025.07.002

土木与交通工程

基于水膜厚度理论的流态固化土流动性能试验分析

胡秋辉,, 罗强, 张良,, 罗威龙, 覃李兵

1. 西南交通大学 土木工程学院，四川 成都 610031

2. 西南交通大学 高速铁路线路工程教育部重点实验室，四川 成都 610031

Experimental analysis of flow properties of fluidized solidified soil based on water film thickness theory

HU Qiuhui,, LUO Qiang, ZHANG Liang,, LUO Weilong, QIN Libing

1. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China

2. Key Laboratory of High-Speed Railway Engineering of the Ministry of Education, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China

通讯作者: 张良, 男, 副教授. orcid.org/0000-0003-4079-0687. E-mail：LZhang@swjtu.edu.cn

收稿日期: 2024-05-26  

基金资助: 国家自然科学基金资助项目（52078435）；四川省自然科学基金资助项目（2023NSFSC0391）.

Received: 2024-05-26  

Fund supported: 国家自然科学基金资助项目（52078435）；四川省自然科学基金资助项目（2023NSFSC0391）.

作者简介 About authors

胡秋辉（2000—），男，硕士生，从事路基工程研究.orcid.org/0009-0009-7273-8833.E-mail：hqh@my.swjtu.edu.cn , E-mail：hqh@my.swjtu.edu.cn

摘要

工程弃土流态固化改性可实现资源化利用，解决狭窄异形空间回填难题. 采用红层泥岩弃方制备流态水泥固化土，测试流动度和泌水率及固体体积分数随水固比和聚羧酸减水剂(PCE)掺量的变化特性；基于水膜厚度(WFT)理论，建立流态固化土颗粒WFT与堆积密度及固体颗粒比表面积的关系，分析WFT及PCE掺量对流态固化土流动性能的影响规律. 试验结果表明：PCE具有分散颗粒絮凝团聚及降低粒间黏聚力的双重效应，当掺配质量分数为0.4%时可提高堆积密度5.33%，相同水固比下水膜厚度增加0.123 μm. 流态固化土流动度、泌水率随WFT增厚线性增加，且PCE掺量越高提升幅度越大. 基于回归方程确定无泌水条件下的临界水膜厚度及流动度，掺配PCE的质量分数从0增至0.4%，临界水膜厚度降低36.94%，临界流动度提升了86.96%.

关键词： 流态水泥固化土 ; 水膜厚度 ; 减水剂 ; 流动度 ; 泌水率

Abstract

Fluidized solidification modification of engineering spoils can achieve resource utilisation, solving the backfilling problem of narrow or irregular spaces. The fluidized cement solidified soil was prepared using the red-bed mudstone waste, and the dynamic characteristics of flow spread, bleeding rate and volume fraction of solid with water-to-solid ratio and polycarboxylate superplasticizer (PCE) dosage were tested. Based on the water film thickness (WFT) theory, the relationship between WFT of fluidized solidified soil particles and the packing density and the specific surface area of the solid particles was established; the effect of WFT and PCE dosage on the flow properties of the fluidized solidified soil was analysed. Experimental results show that PCE has the dual effects of dispersing particle flocculation and agglomeration, as well as reducing inter-particle cohesion. Doping at a mass fraction of 0.4% can improve the packing density by 5.33%, and under the same water-to-solid ratio, increase the WFT by 0.123 μm. The flow spread and bleeding rate of fluidized solidified soil with the WFT thickening increase linearly, and the higher the PCE dosage, the greater the magnitude of the enhancement. Based on the regression equation, the critical WFT and flow spread were determined under the condition of no bleeding, and the critical WFT decreased by 36.94% when the mass fraction of blended PCE increased from 0 to 0.4%, but the critical flow spread was improved by 86.96%.

Keywords： fluidized cement solidified soil ; water film thickness ; superplasticizer ; flow spread ; bleeding rate

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胡秋辉, 罗强, 张良, 罗威龙, 覃李兵. 基于水膜厚度理论的流态固化土流动性能试验分析. 浙江大学学报(工学版)[J], 2025, 59(7): 1344-1352 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2025.07.002

HU Qiuhui, LUO Qiang, ZHANG Liang, LUO Weilong, QIN Libing. Experimental analysis of flow properties of fluidized solidified soil based on water film thickness theory. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2025, 59(7): 1344-1352 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2025.07.002

流态固化土，可追溯于可控低强度材料[1](controlled low strength materials，CLSM)，1964年美国垦务局在加拿大河流渡槽工程中曾使用CLSM作为管道垫层材料 [2]；20世纪90年代，日本为资源化再利用建设副产品及针对无法有效利用压实机械的工况，开发了“流动化处理工法”[3]. 流态固化土是在预处理的土料中加入固化剂、水和必要外加剂，通过特定搅拌设备拌合均匀形成的可泵送、自密实的新型流态填筑材料；其能够包容利用不同含水率、粒径的土料以及水泥窑灰、钢渣、矿渣等工业副产物，实现固废资源化利用；其自密实技术特点可有效提高路基加宽、“三背”（台背、涵背、墙背）、综合管廊等狭窄异形空间的回填质量及施工效率[4].

工程弃土流态固化改性符合绿色可持续发展理念，是弃方资源化再利用的新方式. 然而，工程弃土大多性质不良，粒径小，比表面积大，流态固化改性时须大幅提高水固比才能使混合料处于流塑状态，进一步达到设计流动度. 流态固化土较高的用水量将导致泌水率提高，凝结时间变长，混合料空隙率增大等问题，不利于水泥水化产物胶结土颗粒和填充固化土空隙形成强度[5]. 众多学者开展了掺加减水剂对改善流态固化土流动度的相关研究. 张凤锟等[6]研究木质素磺酸钙减水剂掺量对淤泥流态固化土流动度的影响规律，确定了减水剂掺量的合理范围；Wan等[7]试验发现聚羧酸减水剂(PCE)可显著改善淤泥流态固化土流动度，但掺量高于混凝土. 谭正日等[8]分析PCE、脂肪族减水剂(SAF)、萘系减水剂(FDN)和三聚氰胺减水剂(PMS)4种减水剂降低渣土基高流态回填材料泌水率的特性，认为在相同流动度下减水效果由高到低依次为PCE、SAF、PMS、FDN. 在宏观测试数据基础上，也有学者基于水膜厚度(water film thickness, WFT)理论讨论减水剂对流动度的影响. Zhang等[9]将浆体拌合水分为填充水和过量水，前者填充颗粒间的空隙，对浆体流动性贡献较弱；后者包裹在颗粒表面形成水膜，决定浆体流动性能. Kwan等[10-11]采用湿堆积法测试水泥浆堆积密度，建立WFT与过量水及固体颗粒比表面积关系. Kwan等[12]开展水泥砂浆堆积密度随减水剂掺量变化规律试验，结果显示减水剂掺量与堆积密度呈正相关，WFT和流动度相应增大. Guo等[13]分析掺加减水剂对水泥胶结超细尾砂充填料浆流动度的影响，回归得到流动度与WFT呈一元指数函数的关系；Wu等[14]试验得到磷建筑石膏浆体流动度与WFT呈线性正相关，但随PCE掺量增加，WFT对流动度影响逐渐减弱.

综上，已有研究在减水剂减少混合料用水量以及提高拌合物工作性能方面开展了较多的相关试验，促进了减水剂在流态固化土中的应用发展，但对减水剂掺量及用水量综合影响流态固化土流动性能的关注不足，亟待开展精细化的试验分析. 本研究针对红层泥岩工程弃土，开展水固比和PCE掺量对流态水泥固化土流动度和泌水率及固体体积分数的影响规律试验，分析流态固化土堆积密度随PCE掺量的变化特性，建立基于过量水和比表面积的固体颗粒WFT的计算方法，研究流态固化土流动性能与WFT的变化关系，提出无泌水条件下的临界WFT及流动度.

1. 试验设计

1.1. 试验材料与方案

试验所用红层泥岩取自四川省简阳市某工程，外观褐红色，呈小块状，经破碎后过5 mm土工筛. 原料土颗粒相对密度采用量瓶法测定，液限和塑限采用液塑限联合测定法，击实试验选用重型击实Ⅱ-2[15]，原料土基本物性指标如下：相对密度为2.70，液限为31.5%，塑限为17.1%，最大干密度为1.95 g/cm3，最优含水率(土料达最大干密度时，水与干土质量之比)为10.65%，黏粒及粉粒的质量分数分别为28.4%及50.5%. 如图1所示，XRD图谱表明原料土矿物成分主要为石英(47%)，白云母(24.6%)，方解石(17.9%)，斜绿泥石(6.9%). 试验用固化剂为P·O 42.5普通硅酸盐水泥，相对密度为3.1，初凝和终凝时间分别为182、249 min，28 d抗压强度和抗折强度分别为49.3、8.5 MPa. 使用Malvern Mastersizer 2000激光粒度仪测定原料土、水泥粒径分布，得到中位粒径D50=16.02、13.04 μm，比表面积分别为0.294、0.366 m2/g. 减水剂采用ZK-1型PCE粉末，减水率为29%. 试验用水为自来水.

图 1

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图 1   红层泥岩XRD图谱

Fig.1   X-ray diffraction patterns of red-bed mudstone


原料土为红层泥岩，流态固化土制备按各组成材料质量掺配并混合均匀，流态固化土混合料组成如图2所示. Va、Vw和Vs为混合料中空气、水及固体颗粒的体积；uv为空隙比，即空隙与固体颗粒体积之比；uw为体积水固比，即水与固体颗粒体积之比；固体体积分数$\phi $为固体颗粒体积与混合料堆积体积之比. 定义PCE质量与干土水泥总质量之比为PCE掺量P，水与固体干质量之比为水固比W. 为了分析PCE掺量对流态固化土流动性能影响，控制混合料水泥掺量C=100 kg/m3. 根据已有成果及初步试验，选取5种PCE掺量，从0~0.4%、步长为0.1%；考虑原料土液限和混合料流动度及泌水率指标，水固比选取范围如表1所示.

图 2

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图 2   流态固化土混合料组成示意图

Fig.2   Schematic diagram of composition of fluidized solidified soil mixes


表 1   流态固化土试验方案

Tab.1  Test scheme of fluidized solidified soil

试验类别C/（kg·m−3）P/%W/%
堆积密度1000, 0.1, 0.2, 0.3, 0.424, 26, 28, 30, 32, 34, 36, 38, 40
WFT32, 34, 36, 38, 40, 42, 44, 46, 48, 50, 52, 54, 56,58
流动度32, 34, 36, 38, 40, 42, 44, 46, 48, 50, 52, 54, 56,58
泌水率34, 36, 38, 40, 42, 44, 46, 48, 50, 52, 54

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1.2. 试验方法与计算

试验流程如图3所示：1) 水、水泥与PCE按试验方案计量，采用JJ−20H型搅拌机混合120 s制得浆液；2) 边搅拌边加入原料土；3) 再搅拌180 s制得流态固化土混合料.

图 3

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图 3   流态固化土试验流程

Fig.3   Test process of fluidized solidified soil


1.2.1. 流动度、泌水率和Zeta电位

流态固化土混合料制备完成后，采用高80 mm，内径为80 mm的空心圆筒测试流动度f [16]. 将混合料装入圆筒至与顶部齐平，在2~4 s内，平稳将圆筒提升，混合料在玻璃板自由流动；停止流动后，取2个垂直方向混合料扩展直径平均值为流动度. 将混合料倒入1 000 mL量筒中，直至浆体体积为(800±10) mL，读取初始混合料体积. 量筒放置于无振动水平面，加盖防止水分蒸发. 60 min内，每15 min记录泌水体积；60 min后，每隔1 h记录泌水体积，直至连续2次无明显泌水为止. 泌水完成后记录最终泌水体积，泌水率B定义为泌水体积与初始混合料体积之比[17]. 参考文献[18]，称取1 g原料干土加入50 mL质量浓度分别为0，1，2，3，4 g/L的PCE溶液中搅拌5 min，混合均匀后静置10 min，取上层清液1 mL并采用Malvern Zetasizer Nano ZS90型Zeta电位分析仪测定其Zeta电位ζ.

1.2.2. 堆积密度与水膜厚度

将制备的流态固化土混合料置于Φ80 mm×80 mm的圆筒容器中，采用NLD-3跳桌振动25 s，刮平圆筒表面，称得混合料质量m，混合料固体体积分数$\phi $计算式为

$ \phi = \frac{m}{{{u_{\text{w}}}{\rho _{\text{w}}}+{R_{\text{c}}}{\rho _{\text{c}}}+{R_{\text{r}}}{\rho _{\text{r}}}}}/V . $

式中：ρw为水的密度；ρc和ρr分别为水泥和原料土的颗粒密度；Rc和Rr分别为水泥颗粒和原料土颗粒体积与总固体颗粒体积之比，二者和为1；V为圆筒容器的体积. 固体体积分数随水固比增加先增大后减小，存在临界水固比使得固体体积分数达到最大值，最大固体体积分数是固体颗粒堆积最紧密状态，视为堆积密度[19].

WFT理论将颗粒材料浆体中的水分为填充固体颗粒空隙的水(填充水)和包裹在固体颗粒表面形成水膜的水(过量水). 当流态固化土拌合水不足以填充固体颗粒空隙时，混合料浆体基本不发生流动；当拌合水刚好填充空隙时，固体颗粒水膜厚度dwf=0；拌合水继续增大，水膜厚度为过量水与固体颗粒平均比表面积之比，计算式为

$ {d_{{\text{wf}}}} = \frac{{{u_{\mathrm{w}}} - {u_{{\mathrm{v}},\min }}}}{A} . $

颗粒间距λ[20]与颗粒水膜厚度密切相关，近似估算式为

$ \lambda = 2 \times {d_{{\text{wf}}}} , $

$ {u_{\text{v}}} = \frac{{1 - \phi }}{\phi } , $

$ {u_{{\text{v}},\min }} = \frac{{1 - {\phi _{\max }}}}{{{\phi _{\max }}}} , $

$ A = {A_{\text{c}}}{R_{\text{c}}}+{A_{\text{r}}}{R_{\text{r}}} . $

式中：uv,min为最小空隙比，即颗粒堆积最紧密状态下水与固体颗粒体积之比；${\phi _{\max }}$为最大固体体积分数；A为固体颗粒平均比表面积；Ac为水泥颗粒的比表面积；Ar为原料土颗粒的比表面积.

2. 试验数据与分析

2.1. 聚羧酸减水剂对流动度与泌水率的影响

不同PCE掺量下流动度随水固比变化如图4所示. 流态固化土流动度随水固比增加而逐渐增大，主要为过量水增多引起WFT增大，减少了粒间摩擦力和黏聚力所致[21]. 掺配PCE后，能在相同水固比下大幅提高流动性. 随PCE掺量的增加，相同流动度下对应的水固比降低. 未掺PCE的流态固化土，在较低水固比时的拌合水仅够用于填充颗粒空隙，WFT薄、粒间黏聚力大，固体颗粒在重力作用下难以移动[22]，表现出流动性不足. 掺配PCE能较好改善流态固化土的流动性，并随水固比增加愈加明显. 试验表明，水固比低至原料土液限附近的32%时，PCE掺量从0增至0.4%，流动度从81.5 mm增至120.5 mm，提高了47.85%；水固比增至34%时，流动度相应从83 mm增至181 mm，提高了118.07%；当水固比进一步增加至36%时，流动度相应从86 mm增至280 mm，提高了225.58%. 可见，在掺配相同减水剂的条件下，当水固比较低（W=32%~34%）时，流动度约增加1.5~60.0 mm；当水固比较高（W=34%~36%）时，流动度增加3~99 mm.

图 4

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图 4   不同聚羧酸减水剂掺量下流动度随水固比变化曲线

Fig.4   Variation curve of flow spread with water-to-solid ratio at different polycarboxylate superplasticizer dosages


流态固化土流动度过大将导致混合料不稳定，出现泌水现象. 不同PCE掺量下泌水率随水固比变化如图5所示. 该图反映出流态固化土泌水率随水固比增加而增大的基本规律，相同水固比下的泌水率与PCE掺量呈正相关，泌水率相同时对应的水固比随PCE掺量增加而减小. 未掺PCE的流态固化土，在较低水固比时，过量水少、混合料黏聚性大，固体颗粒难以在重力作用下沉积泌水，发生泌水时的水固比约为44%，与原料土液限31.5%的比值为1.40；随着水固比增加，过量水增多，泌水进一步增大，达到工程允许最大泌水率5%[17]对应的水固比约53.5%，为原料土液限的1.70倍. PCE掺量为0.4%，发生泌水时的水固比降低至36%，与原料土液限的比值约为1.14，泌水率为5%时对应水固比约为43.5%，为原料土液限的1.38倍.

图 5

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图 5   不同聚羧酸减水剂掺量下泌水率随水固比变化曲线

Fig.5   Variation curve of bleeding rate with water-to-solid ratio at different polycarboxylate superplasticizer dosages


2.2. 聚羧酸减水剂对固体体积分数及堆积密度的影响

流态固化土的固体体积分数随体积水固比变化如图6(a)所示，呈现出先增大后减小的非线性变化规律. 在水固比较低时，颗粒间摩擦力较大，颗粒在重力作用下松散堆积，固体体积分数较低；随着水固比增加，颗粒间摩擦力和作用在颗粒上的基质吸力及表面张力降低，颗粒堆积更紧密[23]、粒间距减小[24]，固体体积分数增大. 当流态固化土趋近饱和时，颗粒受摩擦力、基质吸力及表面张力影响降低至最小，固体体积分数达到最大. 此时，拌合水恰好填充满空隙；拌合水继续增大，浆体中的过量水增多，过量水包裹在固体颗粒表面形成水膜，颗粒WFT变厚且水膜体积增加，导致圆筒容器内固体颗粒体积减小、颗粒间距增大，固体体积分数下降. 基于固体体积分数，可通过式(4)计算空隙比，其变化趋势如图6(b)所示，与固体体积分数相反.根据WFT理论，流态固化土处于饱和状态时的空隙比与体积水固比相等. 水固比较高时，存在体积水固比普遍大于空隙比的测试数据，这主要与混合料出现泌水现象有关，引起圆筒容器内拌合物的实际水固比大于设计配比，导致根据式(1)、(2)计算的空隙比小于理论值.

图 6

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图 6   固体体积分数和空隙比随体积水固比变化曲线

Fig.6   Variation curve of volume fraction of solid and void ratio with volumetric water-to-solid ratio


堆积密度和最小空隙比随PCE掺量变化如图7所示，二者分别呈增大和减小的非线性变化规律. 流态固化土加水拌合时，水泥和原料土颗粒易在粒间范德华力和边-面接触的静电引力作用下絮凝团聚，相当部分拌合水被包裹成为絮凝水[23]，导致流动性能较差. 掺配PCE后，憎水基团吸附在固体颗粒表面，主链上如羧基、磺酸基的阴离子基团使得颗粒表面带相同负电荷，颗粒间产生静电斥力(electrostatic repulsion)；PCE侧链向溶液延伸并提供空间位阻(steric hindrance)效应. 絮凝团聚颗粒被有效分散、释放絮凝水，粒间空隙被填充，固体颗粒堆积密度增加. 当较低PCE掺量时，PCE对团聚絮凝颗粒的分散作用有限，表现为堆积密度的增加值相对较低；当较高PCE掺量时，堆积密度增大相对较明显，团聚絮凝颗粒的分散更为充分. 试验表明，当P=0~0.1%时，堆积密度由0.512增至0.514，增量约0.002，提高了0.39%；当P=0.1%~0.2%时，堆积密度相应由0.514增至0.524，增量约0.010，提高了1.95%；当P=0.2%~0.3%时，堆积密度相应由0.524增至0.536，增量约0.012，提高了2.29%；当P=0.3%~0.4%时，堆积密度相应由0.536增至0.540，增量约0.004，提高率为0.75%. 可见，要达到较好的絮凝颗粒分散效果，流态固化土中的PCE掺量不宜低于0.1%，但PCE掺量大于0.3%后，减水效果呈减小趋势，存在饱和PCE掺量[12-13].

图 7

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图 7   堆积密度和最小空隙比随聚羧酸减水剂掺量变化曲线

Fig.7   Variation curve of packing density and minimum void ratio with polycarboxylate superplasticizer dosage


根据Stern双电层理论，带电的黏土颗粒吸附溶液中的反号离子形成双电层；黏土颗粒置于外加电场时，固定层和扩散层将产生相对滑动，产生剪切面，剪切面处的电位即Zeta电位. PCE对原料土悬浮液Zeta电位的影响如图8所示，其中${\rho _{{\rm{PCE}}}} $为PCE的质量浓度. 未掺配PCE时，原料土的Zeta电位为−12.2 mV，表明土颗粒表面带有较强的负电荷. 掺配PCE后，羧基、磺酸基、磷酸基等亲水性的阴离子基团吸附在土颗粒表面，增大了吸附层与土颗粒构成的整体所带的净负电荷. 随着PCE质量浓度的提高，Zeta电位绝对值逐渐增大，颗粒间静电排斥力增强，土颗粒难以团聚、利于分散，证实了堆积密度随PCE掺量提高而增大的试验结果.

图 8

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图 8   聚羧酸减水剂对原料土悬浮液Zeta电位的影响

Fig.8   Effect of polycarboxylate superplasticizer on Zeta potential of raw soil suspensions


2.3. 聚羧酸减水剂对水膜厚度的影响

基于水固比、最小空隙比和固体颗粒比表面积的测试数据，计算获得颗粒表面包裹的平均水膜厚度. 流态固化土拌合水不足以填充空隙时，dwf≈ 0；大于填充水后，dwf>0. 如图9所示为水膜厚度随PCE掺量和水固比的变化曲线. 在水固比一定的条件下，dwf随PCE掺量呈非线性增大的变化趋势，主要为PCE增加了固体颗粒堆积密度，减少了空隙填充水[25]，间接增大过量水所致. 由图9(b)可以看出，相同PCE掺量下的dwf与水固比呈线性关系，表明增大水固比可直接增加过量水，继而提高dwf. 基于试验数据得到回归方程：

图 9

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图 9   水膜厚度随聚羧酸减水剂掺量和水固比变化曲线

Fig.9   Variation curve of water film thickness with polycarboxylate superplasticizer dosage and water-solid ratio


$ \begin{split} {d_{{\text{wf}}}} =& \frac{{0.127}}{{1+85.441 \times \exp\; ( - 2\;071.736P)}}+3.349W -\\& 1.238 \text{，} R^{2}=0.987.\end{split} $

由式(7)可知，较未掺PCE的流态固化土，当水固比相同时，P=0.1%、0.2%、0.3%和0.4%引起dwf的增量分别为0.009、0.052、0.107和0.123 μm；同理，当dwf相同时，P=0.1%、0.2%、0.3%和0.4%时所需水固比相应降低0.28、1.56、3.19和3.66个百分点. 可见，P=0.1%对增加dwf作用有限，P=0.1%~0.3%对增加dwf作用较为明显，P>0.3%后，dwf增加呈减小趋势.

2.4. 水膜厚度与流动性的相关性

颗粒WFT厚薄影响固体颗粒间相互作用力. 浆体流动性能主要受颗粒间相互作用力（范德华力、静电力和空间位阻力）、重力和布朗力影响[26]；与颗粒间相互作用力相比，布朗力可以忽略不计[27]. 颗粒间的范德华力来源于极性分子永久偶极间的取向力、永久偶极与非极性分子诱导偶极间的诱导力以及瞬时偶极间的色散力，是颗粒絮凝团聚的主要原因[28]. 根据DLVO理论，固体颗粒表面存在双电层，颗粒间由于静电作用产生斥力，但片状土颗粒的边-面接触由于电性不同而表现为吸引力；因此，静电力可能是排斥作用也可能表现为吸引作用，由固体颗粒表面电荷决定[29]. 掺配PCE后，侧链向溶液中延伸，颗粒相互靠近时，侧链互相穿插，产生位阻排斥力.

如图10(a)所示为流态固化土流动度随水膜厚度变化曲线，当f=100~340 mm时，f随水膜厚度增加呈线性增大. 基于试验数据得到回归方程：

图 10

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图 10   流动度随水膜厚度和聚羧酸减水剂掺量变化曲线

Fig.10   Variation curve of flow spread with water film thickness and polycarboxylate superplasticizer dosage


$ f = 80+\frac{{2\;097.64}}{{1+6.96 \times \exp \;( - 557.68P)}} \times {d_{{\text{wf}}}} \text{，}R^{2}=0.850. $

PCE掺量一定，WFT增加，粒间范德华力和静电引力降低，引起流动度相应增大；相同dwf下的流动度与PCE掺量呈正相关性. 流动度与dwf线性关系的斜率随PCE掺量的增加而提升；提高PCE掺量可增大粒间空间位阻作用和静电斥力，导致固体颗粒更易克服粒间黏聚力而流动，相同dwf下流动度增加. 由式(8)可知，当P=0、0.1%、0.2%、0.3%、0.4%时，dwf变厚0.1 μm，流动度分别增加31.4、39.3、57.6、98.2和117.7 mm，进一步结合相同dwf下流动度随PCE掺量变化关系，如图10(b)所示，可知dwf一定时，较未掺PCE的流态固化土，PCE掺量在0.1%~0.3%对流态固化土流动度的影响最为显著，PCE掺量在0~0.1%及0.3%~0.4%时，流动度增加趋势缓慢. 流态固化土拌合物可看做流体，流动度是固体颗粒在自重作用下的宏观表现，大小受粒间相互作用力的影响[30]. WFT较薄时，不同PCE掺量下的流态固化土流动度均较低，主要为PCE提供的空间位阻作用和静电斥力难以克服较大的范德华引力所致；WFT较厚时，粒间相互作用降低，固体颗粒受重力影响逐渐显著，流动度大幅增大.

基于试验数据绘制的流态固化土流动度等值线，如图11所示. 相同流动度下dwf随P增加呈非线性减小规律，掺配PCE可补偿因dwf减小引起的流动度损失. 可见，掺配PCE可通过降低WFT实现用水量减少，增大流态固化土固体体积分数，有利于水化产物胶结固体颗粒及微观结构致密化，进而促进强度发展，解决流态固化土为达到设计流动度而大幅提高水固比的弊端.

图 11

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图 11   流动度等值线图

Fig.11   Flow spread contour


流态固化土混合料是否稳定取决于固体颗粒间相互作用与重力竞争的结果[26]. 如图12所示为泌水率随水膜厚度和PCE掺量的变化曲线，呈现出泌水率随dwf和P增加而提高的基本规律，这主要为范德华力随dwf增加而减小，空间位阻和静电斥力随P增加而增大所致；基于试验数据得到回归方程：

图 12

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图 12   不同聚羧酸减水剂掺量下泌水率随水膜厚度变化曲线

Fig.12   Variation curve of bleeding rate with water film thickness at different polycarboxylate superplasticizer dosages


$ B = - 0.04+(21.05P+0.14) \times {d_{{\text{wf}}}}\text{，}R^{2}=0.981. $

拟合优度较好.

流态固化土泌水率等值线如图13所示，dwf随PCE掺量增加呈非线性减小变化规律. 对比流动度、泌水率等值线图，泌水率为1%时，未掺配PCE的流态固化土流动度仅为180 mm，PCE掺量为0.4%时的流动度却达到拌合物的最大流动度为340 mm；当流动度为满足流平施工的180 mm时，PCE掺量不小于0.2%的流态固化土拌合物将不会出现泌水现象.

图 13

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图 13   泌水率等值线图

Fig.13   Bleeding rate contour


2.5. 临界水膜厚度及流动度

基于流动度及泌水率回归方程，即式(8)、(9)，求得流态固化土拌合物刚出现泌水时的临界水膜厚度dwf,0，进一步可确定无泌水条件下混合料所能达到的最大流动度(临界流动度fc)，对流态固化土配合比设计具有一定指导意义. 如图14所示，无泌水条件下的dwf,0及fc随PCE掺量提高呈现出非线性减小和增大的变化规律. 在常规情况下，未掺PCE的流态固化土提高水固比可增厚WFT从而增大流动度，但同时也会导致泌水率增加. 掺配PCE后，P从0增至0.4%，dwf,0从0.282 μm降低至0.178 μm，下降了36.94%，但fc却从154.2 mm增至288.3 mm，提高了86.96%. 可见，与增厚WFT提高流动度相比，PCE提供的静电斥力和空间位阻作用对流动度的改善占主导地位，且能够补偿因WFT减小造成的流动度损失.

图 14

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图 14   临界水膜厚度及流动度随聚羧酸减水剂掺量变化(无泌水条件下)

Fig.14   Variation of critical water film thickness and flow spread with polycarboxylate superplasticizer dosage (no bleeding)


在试验条件下，流态固化土混合料的最大流动度约为340 mm，较为稳定，对应水膜厚度是影响流动度的临界值，流态固化土配合比设计时应予以控制. 定义混合料最大流动度为340 mm时的临界水膜厚度为dmax. 如图15所示，dmax和dwf,0随PCE掺量增加呈指数减小的变化趋势，主要为粒间静电斥力和空间位阻作用随PCE掺量增加而增大所致. 由式(8)可知，PCE掺量为0和0.4%的流态固化土，WFT增厚为0.1 μm，流动度分别增加31.4、117.7 mm，无泌水时的临界流动度相应为154.2和288.3 mm，与混合料最大流动度差值分别为185.8和51.7 mm. 可见，dmax和dwf,0之差随PCE掺量提高逐渐减小，且掺配PCE后，无泌水时的临界流动度随PCE掺量提高后逐渐接近混合料最大流动度340 mm. 将dmax代入式（9），P=0、0.1%、0.2%、0.3%、0.4%时，B=6.92%、5.44%、4.01%、1.68%、1.10%；易知混合料达到最大流动度时均会出现一定程度的泌水，但较高PCE掺量下的泌水率远低于未掺PCE的流态固化土.

图 15

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图 15   不同情况的临界水膜厚度随聚羧酸减水剂掺量变化

Fig.15   Variations of critical water film thickness with polycarboxylate superplasticizer dosage in different cases


3. 结　语

（1）掺配PCE可分散絮凝团聚颗粒并释放絮凝水，流态固化土堆积密度随PCE掺量增加呈非线性增大. 当PCE掺量在0.1%~0.3%时，堆积密度增大显著；当PCE掺量小于0.1%和大于0.3%时，堆积密度提高率较小. 当PCE掺量为0.4%时，较未掺PCE的流态固化土堆积密度提高约5.53%.

（2）流态固化土颗粒水膜厚度与水固比呈线性正相关，但随PCE掺量增加呈非线性增大. 水固比增大可直接增加过量水，提高2个百分点可使水膜厚度增加约0.067 μm；掺配PCE可间接增加过量水，掺配量为0.4%时，较未掺PCE可增大水膜厚度约0.123 μm，既而相同水膜厚度下所需水固比相应可降低3.66个百分点.

（3）流动度和泌水率随水膜厚度增厚而线性增加，且PCE掺量越高提升幅度越大. PCE掺量为0~0.4%，WFT增厚0.1 μm，流动度增加31.4~117.7 mm，泌水率提高1.42~2.25个百分点.

（4）基于流动度及泌水率的回归方程，提出流态固化土发生泌水时的临界水膜厚度及流动度. PCE掺量增加，临界水膜厚度及流动度分别呈非线性减小和增大；当PCE掺量从0增至0.4%时，无泌水时的临界水膜厚度下降36.94%，但临界流动度提高幅度达86.96%.

（5）本研究从水膜厚度视角分析了聚羧酸减水剂对流态固化土流动性能的变化规律. 在基准流动度和抗压强度下，掺配减水剂对降低水泥掺量的定量分析和流态固化土水稳定性、干燥收缩性能的影响将是进一步的研究内容.

参考文献

XIAO Jia, ZHANG Zedi, HAN Kaidong, et al

Relationship between particle characteristics and rheological properties of cement-limestone powder pastes

[J]. Journal of Building Materials, 2021, 24 (1): 7- 13

DOI:10.3969/j.issn.1007-9629.2021.01.002      [本文引用: 1]

PERROT A, LECOMPTE T, KHELIFI H, et al

Yield stress and bleeding of fresh cement pastes

[J]. Cement and Concrete Research, 2012, 42 (7): 937- 944

DOI:10.1016/j.cemconres.2012.03.015      [本文引用: 2]

ROUSSEL N, LEMAÎTRE A, FLATT R J, et al

Steady state flow of cement suspensions: a micromechanical state of the art

[J]. Cement and Concrete Research, 2010, 40 (1): 77- 84

DOI:10.1016/j.cemconres.2009.08.026      [本文引用: 1]

花书贵, 季姣, 单靖舒, 等

大学基础化学教学中分子间作用力与范德华力的概念辨析

[J]. 大学化学, 2019, 34 (1): 104- 107

DOI:10.3866/PKU.DXHX201803015      [本文引用: 1]

HUA Shugui, JI Jiao, SHAN Jingshu, et al

Analysis on the concept of intermolecular interactions and van der waals force in the teaching of university chemistry

[J]. University Chemistry, 2019, 34 (1): 104- 107

DOI:10.3866/PKU.DXHX201803015      [本文引用: 1]

陈宝, 束庆霏, 邓荣升

考虑板状颗粒间相互作用的黏土强度时效性的微观解释

[J]. 岩土工程学报, 2021, 43 (2): 271- 280

DOI:10.11779/CJGE202102007      [本文引用: 1]

CHEN Bao, SHU Qingfei, DENG Rongsheng

Microscopic interpretation of time-dependent strength of clay considering plate-like particle interactions

[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2021, 43 (2): 271- 280

DOI:10.11779/CJGE202102007      [本文引用: 1]

黄英豪, 戴济群, 徐锴

新拌固化淤泥的流动性和黏滞性试验研究

[J]. 岩土工程学报, 2022, 44 (2): 235- 244

DOI:10.11779/CJGE202202004      [本文引用: 1]

PARHI S K, DWIBEDY S, PANDA S, et al

A comprehensive study on controlled low strength material

[J]. Journal of Building Engineering, 2023, 76: 107086

DOI:10.1016/j.jobe.2023.107086      [本文引用: 1]

TREJO D, FOLLIARD K J, DU L. Sustainable development using controlled low-strength material [C]// Proceedings of International Workshop on Sustainable Development and Concrete Technology. Beijing: [s. n.], 2004: 231–250.

[本文引用: 1]

木幡行宏

流動化処理土の力学特性と今後の課題

[J]. 土木学会論文集 F, 2006, 62 (4): 618- 627

[本文引用: 1]

KOHATA Yukihiro

Mechanical properity of liquefied stabilized soil and future issues

[J]. Journal of Japan Society of Civil Engineering F, 2006, 62 (4): 618- 627

[本文引用: 1]

HUANG Yinghao, DAI Jiqun, XU Kai

Flowability and viscosity of freshly solidified dredged materials

[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2022, 44 (2): 235- 244

DOI:10.11779/CJGE202202004      [本文引用: 1]

周永祥, 霍孟浩, 侯莉, 等

低强度流态填筑材料的研究现状及展望

[J]. 材料导报, 2024, 38 (15): 130- 138

DOI:10.11896/cldb.23040087      [本文引用: 1]

ZHOU Yongxiang, HUO Menghao, HOU Li, et al

Current research and prospect of low strength flowable filling materials

[J]. Materials Reports, 2024, 38 (15): 130- 138

DOI:10.11896/cldb.23040087      [本文引用: 1]

黄新, 宁建国, 郭晔, 等

水泥含量对固化土结构形成的影响研究

[J]. 岩土工程学报, 2006, 28 (4): 436- 441

DOI:10.3321/j.issn:1000-4548.2006.04.004      [本文引用: 1]

HUANG Xin, NING Jianguo, GUO Ye, et al

Effect of cement content on the structural formation of stabilized soil

[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2006, 28 (4): 436- 441

DOI:10.3321/j.issn:1000-4548.2006.04.004      [本文引用: 1]

张凤锟, 尹崧宇, 陈浩

木钙减水剂对淤泥固化土流动度影响规律的试验

[J]. 水运工程, 2019, (Suppl.2): 13- 17

DOI:10.3969/j.issn.1002-4972.2019.z2.004      [本文引用: 1]

ZHANG Fengkun, YIN Songyu, CHEN Hao

Experiment on influence rule of calcium lignosulfonate plasticizer against fluidity of solidified muddy soil

[J]. Port and Waterway Engineering, 2019, (Suppl.2): 13- 17

DOI:10.3969/j.issn.1002-4972.2019.z2.004      [本文引用: 1]

WAN X, DING J, JIAO N, et al

Preparing controlled low strength materials (CLSM) using excavated waste soils with polycarboxylate superplasticizer

[J]. Environmental Earth Sciences, 2023, 82 (9): 214

DOI:10.1007/s12665-023-10884-5      [本文引用: 1]

谭正日, 谭洪波, 吕周岭, 等

不同类型减水剂对渣土基高流态回填材料性能的影响

[J]. 硅酸盐通报, 2022, 41 (9): 3227- 3233

DOI:10.3969/j.issn.1001-1625.2022.9.gsytb202209029      [本文引用: 1]

TAN Zhengri, TAN Hongbo, LYU Zhouling, et al

Effect of plasticizer type on properties of construction spoil based high-fluid backfill materials

[J]. Bulletin of the Chinese Ceramic Society, 2022, 41 (9): 3227- 3233

DOI:10.3969/j.issn.1001-1625.2022.9.gsytb202209029      [本文引用: 1]

ZHANG C, WANG A, TANG M, et al

The filling role of pozzolanic material

[J]. Cement and Concrete Research, 1996, 26 (6): 943- 947

DOI:10.1016/0008-8846(96)00064-6      [本文引用: 1]

KWAN A K H, WONG H H C

Effects of packing density, excess water and solid surface area on flowability of cement paste

[J]. Advances in Cement Research, 2008, 20 (1): 1- 11

DOI:10.1680/adcr.2008.20.1.1      [本文引用: 1]

WONG H H C, KWAN A K H

Rheology of cement paste: role of excess water to solid surface area ratio

[J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2008, 20 (2): 189- 197

DOI:10.1061/(ASCE)0899-1561(2008)20:2(189)      [本文引用: 1]

KWAN A K H, FUNG W W S

Roles of water film thickness and SP dosage in rheology and cohesiveness of mortar

[J]. Cement and Concrete Composites, 2012, 34 (2): 121- 130

DOI:10.1016/j.cemconcomp.2011.09.016      [本文引用: 2]

GUO Z, QIU J, JIANG H, et al

Flowability of ultrafine-tailings cemented paste backfill incorporating superplasticizer: insight from water film thickness theory

[J]. Powder Technology, 2021, 381: 509- 517

DOI:10.1016/j.powtec.2020.12.035      [本文引用: 2]

WU L, TAO Z, HUANG R, et al

Roles of water film thickness and polycarboxylate dosage in the flow spread of phosphorus building gypsum

[J]. Journal of Building Engineering, 2023, 74: 106911

DOI:10.1016/j.jobe.2023.106911      [本文引用: 1]

中华人民共和国交通运输部. 公路土工试验规程: JTG 3430—2020 [S]. 北京: 人民交通出版社, 2020.

[本文引用: 1]

朱瑜星, 卞怡, 闵凡路, 等

地铁盾构渣土改良为流动化土进行应用试验研究

[J]. 土木工程学报, 2020, 53 (Suppl.1): 245- 251

[本文引用: 1]

ZHU Yuxing, BIAN Yi, MIN Fanlu, et al

Improvement of metro shield muck to controlled low-strength material

[J]. China Civil Engineering Journal, 2020, 53 (Suppl.1): 245- 251

[本文引用: 1]

YAN D Y S, TANG I Y, LO I M C

Development of controlled low-strength material derived from beneficial reuse of bottom ash and sediment for green construction

[J]. Construction and Building Materials, 2014, 64: 201- 207

DOI:10.1016/j.conbuildmat.2014.04.087      [本文引用: 2]

JIAN S, CHENG C, WANG J, et al

Effect of sulfonated acetone formaldehyde on the properties of high-fluid backfill materials

[J]. Construction and Building Materials, 2022, 327: 126795

DOI:10.1016/j.conbuildmat.2022.126795      [本文引用: 1]

WONG H H C, KWAN A K H

Packing density of cementitious materials: part 1: measurement using a wet packing method

[J]. Materials and Structures, 2008, 41 (4): 689- 701

DOI:10.1617/s11527-007-9274-5      [本文引用: 1]

ZHAO M, ZHANG X, ZHANG Y

Effect of free water on the flowability of cement paste with chemical or mineral admixtures

[J]. Construction and Building Materials, 2016, 111: 571- 579

DOI:10.1016/j.conbuildmat.2016.02.057      [本文引用: 1]

LIU H, SUN X, DU H, et al

Effects and threshold of water film thickness on multi-mineral cement paste

[J]. Cement and Concrete Composites, 2020, 112: 103677

DOI:10.1016/j.cemconcomp.2020.103677      [本文引用: 1]

QI H, MA B, TAN H, et al

Polycarboxylate superplasticizer modified by phosphate ester in side chain and its basic properties in gypsum plaster

[J]. Construction and Building Materials, 2021, 271: 121566

DOI:10.1016/j.conbuildmat.2020.121566      [本文引用: 1]

LI Q, FAN Y

Rheological evaluation of nano-metakaolin cement pastes based on the water film thickness

[J]. Construction and Building Materials, 2022, 324: 126517

DOI:10.1016/j.conbuildmat.2022.126517      [本文引用: 2]

张昭, 程靖轩, 刘奉银, 等

考虑颗粒粒径和液桥体积的毛细力计算方法

[J]. 水利学报, 2021, 52 (4): 442- 460

[本文引用: 1]

ZHANG Zhao, CHENG Jingxuan, LIU Fengyin, et al

A calculation method for capillary force considering particle size and liquid bridge volume

[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2021, 52 (4): 442- 460

[本文引用: 1]

肖佳, 张泽的, 韩凯东, 等

水泥-石灰石粉浆体颗粒群特性与流变性能关系

[J]. 建筑材料学报, 2021, 24 (1): 7- 13

DOI:10.3969/j.issn.1007-9629.2021.01.002      [本文引用: 1]

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