１ 研究背景
      我國海洋面積廣闊， 河流湖泊眾多， 在港口清淤、河道疏浚、生態清淤、抗洪整治等方面， 每年都有大量的疏浚淤泥產生。通常淤泥具有含水量高、強度低、腐殖質含量大等特征，一般不作處理很難直接應用。大量清淤出來的淤泥若不及時處理，一方面會對生態環境造成影響，另一方面不加以利用是一種資源浪費。如何處理清淤出來的淤泥，已成為各界關心的問題。實際情況表明， 清淤以及對清出淤泥的后期處理，通常需要投入大量的人力物力資源。因此， 將淤泥資源化再利用對于建設可持續發展的環保型社會，具有明顯的積極意義。實際工程中， 利用淤泥含水量高以及流動性好的性質，以其為原料土制備成流動性滿足施工要求的氣泡混合輕質土，既可以實現資源的再生利用目的，又可以滿足日益緊缺的建設用土需要 。為此，開發以河道淤泥為原料土，制備河道淤泥氣泡混合土并進一步考察其工程性質是否滿足工程要求具有重要的工程意義及社會價值。
      國內對淤泥輕質土研究起步較晚，大多數以塑料泡沫顆粒做為輕質材料， 朱偉等 對疏浚淤泥泡沫塑料顆粒輕質混合土的抗剪強度特性進行了研究；卞夏等 對混合土密度、 強度的影響因素進行了研究；沙玲、金菲力等研究了淤泥再生混合輕質土的強度及變形特性；顧歡達等對以河道淤泥為原料土的氣泡混合輕質土的基本工程性質及穩定性進行了研究。而關于氣泡制備因素對河道淤泥氣泡混合土性質影響的相關研究尚未見報道。氣泡混合輕質土制備的關鍵在于氣泡的品質，其指標主要包括發泡劑的發泡倍數， 成泡后的穩泡性， 成泡均勻性及尺度等。國外， 三嶋他 的研究表明， 氣泡輕質混合土的密度隨著硬化前的消泡而增加。國內的張志允等 研究得出氣泡穩定性越好， 氣泡混合輕量土密度越小的結論， 并在氣泡混凝土的研究過程中發現， 成泡的均勻性一方面影響氣泡的穩定性， 另一方面，氣泡是形成氣泡混凝土多孔結構的主要因素， 氣泡越均勻， 所形成多孔結構均勻性越好， 有利于應力在土體結構中的分布， 強度發揮越好。通常， 土中＞１ ｍｍ 的孔隙是土體應力集中的主要來源， 所以在制備氣泡時， 應盡量避免＞ １ ｍｍ大泡的產生。通過考察氣泡對水泥漿料的影響發現， 有些情況下氣泡對水泥料漿有緩凝的作用， 有些發泡劑在與水泥料漿混合前成泡性較好， 但成型后的混合料綜合性能較差 。因此， 在實際工程中為了獲得比較理想的氣泡混合輕質土， 提高河道淤泥氣泡混合土的品質， 需要綜合考察發泡劑的性能， 其中成泡穩定性是衡量發泡劑質量的重要指標；同時結合發泡倍數、成泡均勻性等指標綜合優化篩選出性能較好的發泡劑也十分重要。
２ 發泡劑性能試驗及復配優化
      目前， 常用的發泡劑主要有植物蛋白型、動物蛋白型、復配型等多種類型。不同類型的發泡劑在成分及配合條件不同的情況下， 成泡效果及成泡質量不盡相同。國外對發泡劑的研究較早， 技術比較成熟， 發泡劑產品主要以具有發泡倍數大、 穩定性能好、氣泡不易破裂等特點的蛋白質類發泡劑為主；在國內隨著氣泡混凝土的開發應用， 先后開發出松香樹脂類、表面活性劑類、動植物蛋白類和復合類等發泡劑型， 目前四代并存。前３類發泡劑， 各自都存在一定缺陷， 如松香類發泡劑穩泡性與起泡力均較差；陰離子表面活性劑發泡性好但穩泡性不足；蛋白類發泡劑穩泡好但發泡倍數低；復合類發泡劑采用多元復配優化， 有效解決單一成分發泡劑性質指標不全面的問題， 使發泡劑的綜合性能得以提升。

      反映發泡劑性能的指標通常由發泡劑的起泡性和穩泡性 ２ 部分組成。關于影響氣泡穩定性的影響因素， 可根據氣泡形成和破壞機理進行考察。一方
面， 單個氣泡由泡沫水膜和內部包裹的空氣組成， 泡沫水膜實質是定向排列的雙分子水膜， 由表面活性分子組成， 單個氣泡表面活性劑分子由疏水親油的非極性基團和親水疏油的極性基團所組成， 表面活性劑分子的定向排列， 對表面張力的降低作用以及液面吸附性決定了泡沫的形成；另一方面， 液膜的重力排液和大小氣泡接觸造成的泡內氣體擴散是泡沫破壞的主要原因， 整個泡沫由氣相和液相兩部分組成， 液相密度大于氣相密度， 在重力的作用下， 使得液膜中的水向氣泡下部流失， 而上部液膜變薄， 最終泡沫破裂， 在制備氣泡的過程中， 不可能使制備的氣泡尺度完全一致， 當氣泡相互接觸時， 根據 ｙｏｕｎｇｌａｐｌａｃｅ 公式附加壓力與曲率半徑成反比的原理， 小氣泡中的氣壓大于大氣泡中的氣壓， 小氣泡中的氣體透過液膜向大氣泡中擴散， 小氣泡變小甚至消失， 而大氣泡尺度變大， 氣泡膜變薄， 最終導致氣泡破裂。研究中采用的發泡劑原料主要包括發泡劑（ 十二烷基硫酸銨為陰離子表面活性劑， 簡稱 Ｋ１２Ａ， 分子式：Ｃ２４Ｈ ５４ＮＯ ４） 與穩泡劑（羥甲基纖維素鈉， 簡稱 ＣＭＣ， 分子式：［ Ｃ ６ Ｈ ７ Ｏ ２（ ＯＨ） ２ＣＨ ２ＣＯＯＮａ］ｎ） 。采用發泡倍數指標測試發泡劑的發泡性能， 用氣泡半衰期來檢驗發泡劑成泡穩泡性， 其中發泡倍數指泡沫體積與發泡劑溶液體積的比值， 氣泡半衰期指氣泡質量減少 ５０％所對應的時間。將 Ｋ１２Ａ 分別以０．１％，０．３％， ０．５％， ０．７％，０．９％， １ ．１ ％的濃度配制成發泡劑母液， 用實驗室自制發泡機制取泡沫， 將泡沫放入 １ １００ ｍＬ 量筒中，通過測試發泡倍數和半衰期確定 Ｋ１２Ａ 最佳濃度，并以其最佳濃度為基礎， 分別添加不同的穩泡組分進行發泡劑的復配研究。
２．２ 檢驗結果
      為了獲得比較理想的復配型發泡劑， 從氣泡破壞機理出發， 通過改善氣泡的均勻性和氣泡液膜的黏度， 來達到提高氣泡穩定性的目的， 并結合氣泡的發泡性能， 制備出綜合性能較為良好的發泡劑。氣泡性能測試及改性研究成果如圖 １ 所示。

      圖 １ 上為不同 Ｋ１２Ａ 濃度條件下的發泡劑半衰期及發泡倍數的變化規律。試驗結果顯示：隨著Ｋ１２Ａ 濃度的增大， 發泡劑的發泡倍數相應提高。在０％ ～ ０．７％ 濃度范圍內增長比較明顯；在０．７％ ～０．９％范圍內增速減緩， 僅增長１１ ．５％；當濃度超過０．９％時發泡倍數不再上升， 此時達到臨界濃度；濃度繼續增大， 發泡倍數變化不大。分析其原因為：隨著溶液濃度的增大， 溶液中活性分子數量增加， 溶液表面張力降低， 發泡倍數隨之提高， 但達到臨界濃度后，氣液界面的表面吸附達到飽和， 溶液表面張力不再下降， 發泡能力反而有所降低。
      根據氣泡半衰期隨 Ｋ１２Ａ 濃度的變化可進一步考察發泡劑的成泡穩定性。從圖 １上還可以看出：氣泡半衰期在０．１ ％ ～ ０．９％ 范圍內有先快后慢的變化趨勢；當濃度為０．９％時， 曲線出現拐點， 半衰期開始下降。原因是低濃度時， 氣泡含水較高泌水較多且液膜僅為單分子膜， 半衰期較低；隨著濃度的增加， 氣泡的含水降低且附著在氣泡膜上的活性劑分子增多， 氣泡與空氣接觸， 形成致密的雙分子液膜，氣泡穩定性上升。達到臨界濃度后， 濃度增大， 使得氣泡膜壁質量和厚度增大， 膜壁排液速度加快， 膜壁彈性減弱， 半衰期下降。綜合發泡倍數及穩定性因素， 可以認為０．９％的 Ｋ１２Ａ 濃度為比較理想的復配濃度。
      圖 １下 為不同 ＣＭＣ 含量情況下發泡倍數與半衰期的變化情況。 結果表明：隨著 ＣＭＣ 含量的增加， 氣泡穩定性改善較為顯著， 這是因為ＣＭＣ 能夠增大溶液黏度， 降低氣泡的排液速度， 使得液膜的黏彈性提高， 減小了氣泡的透氣性， 抑制氣泡變薄， 從而提高氣泡的穩定性。但同時隨著 ＣＭＣ摻量增大， 發泡倍數有所降低。在滿足氣泡穩定性的同時， 發泡倍數不宜過低。根據試驗結果可以認為， 在 ＣＭＣ 含量為０．１５％ 時， 發泡倍數約為 ２１ 倍，半衰期為 １０６ ｍｉｎ， 此時， 既可以保持比較高的發泡倍數， 又能獲得比較好的穩泡性能。為便于使用， 將上述復配型發泡劑記為 Ｆ型發泡劑。
３ 河道淤泥氣泡混合土性能
      為了檢驗氣泡制備因素對氣泡混合輕質土性質的影響， 以河道淤泥作為原料土， 以室內經復配優化得到的 Ｆ 型發泡劑及其他常用發泡劑分別制備河
道淤泥氣泡混合土， 通過比對試驗考察其物理力學性質， 并在此基礎上進一步探討氣泡制備因素對河道淤泥氣泡混合土性質的影響。
３．１ 試驗原料及配比設計
試驗所用原料土為蘇州某河道淤泥質土， 先過４．７５ ｍｍ的網篩， 去除淤泥中的雜質， 通過室內土工試驗， 得到原料土的基本物理指標如表 １ 所示；所選用的發泡劑有 Ｋ１２Ａ， 復配發泡劑 Ｆ、市售某動物蛋白型發泡劑， 經測試各發泡劑的理想性能如表 ２ 所示；原料土的顆粒級配曲線如圖 ２ 所示， 水采用普通自來水， 固化劑為ＰＯ４２．５普通硅酸鹽水泥。

      試驗中各組成材料的配比以干土質量為標準， 氣泡摻入比為氣泡質量與干土質量的比值， 水泥摻入比為水泥質量與干土質量的比值， 含水率指摻入水之后包含原料土中的水的質量與試樣干土質量的比值。試驗重點考察不同類型的發泡劑對河道淤泥氣泡混合土物理力學性質的影響， 試驗配合方案如表 ３ 所示。

３．２ 試樣制備及試驗方法
      根據表 ３ 試驗方案， 先將水加入原料土中， 對原料土的含水量進行調整， 用攪拌機攪拌， 使土與水混合均勻；再加入水泥， 攪拌均勻， 最后加入預制的氣泡，通過攪拌直至氣泡完全融入到水泥土料漿中。將混合料裝入內徑３．９１ ｃｍ， 高７．８ ｃｍ的模具， 漿體分３ 層裝入模具，每層沿模具 ４ 個方向各震動 ３０ 次， 保證密實，每個試樣至少制備 ３ 個平行樣， 然后置于標準養護室養護 ２４ ｈ 后脫模， 再將試樣繼續養護至試驗齡期。為測定其密度， 對每種配比制成的 ３ 個試樣稱量其質量， 并測得密度 ρ， 其公式為
ρ ＝ Ｍ／Ｖ （ １）
式中：Ｖ 是試樣體積（ ｃｍ３ ） ；Ｍ 為試樣質量（ ｇ） 。當滿足任何 ２ 個試樣的密度差 Δρ＜１ ％， 即可認為制成的試樣比較均勻， 可用于后續試驗。強度試驗主要采用無側限抗壓強度儀， 試驗中軸向應變速率約為 １ ｍｍ ／ｍｉｎ。
３．３ 試驗結果分析
      河道淤泥氣泡混合土的密度 ρ、強度 ｑ ｕ、氣泡摻入比 ωｅ 三者之間的關系曲線如圖 ３ 所示。

       密度指標是控制河道淤泥氣泡混合土質量的重要因素。制備氣泡的品質指標如發泡倍數、氣泡均勻性及穩泡性等對氣泡混合土密度影響明顯， 在相
同的氣泡摻入比條件下， 氣泡不均勻造成大尺度氣泡過多或消泡過多將使得成型后的氣泡混合土密度增大而影響輕量化效果。圖 ３（ ａ） 為 ３ 種不同發泡劑制備的河道淤泥氣泡混合土密度變化情況。隨著氣泡摻入比的增大，
土樣密度在不斷降低， 但不同的發泡劑在相同摻量下對密度的影響不同， Ｋ１２Ａ 對密度的降低效果較為明顯， 最大降幅 ２０． ７％， Ｆ 型次之為 １９． ４％， 蛋白發泡劑效果最差， 僅為 ５． ４％。由于 Ｋ１２Ａ 的發泡倍數相對于其他 ２ 種發泡劑較大， 相同質量的泡沫摻入的體積較多， 制得的輕質土密度較小， 但相比于 Ｆ型， 其密度的降低程度并不是很明顯。Ｋ１２Ａ 發泡劑在攪拌過程中， 由于穩定性較差， 部分泡沫破滅，且在水泥土料漿中， 穩定性也較低；相對于 Ｆ 型泡沫， 破壞較多。所選市售蛋白型泡沫在摻入料漿之前， 穩定性較好， 但在水泥土料漿中并沒有表現出良好的穩定性， 泡沫大量破滅， 效果較差， 且蛋白發泡劑溶液相對于其他 ２ 種發泡劑溶液濃度較高， 因而成本較高。

      強度發揮是衡量河道淤泥氣泡混合土能否滿足工程要求的重要指標。在實際工程中， 為了滿足低地基承載力條件或降低側向壓力的輕量化要求， 往往需要在滿足強度發揮指標的前提下盡可能降低氣泡混合土的密度， 因此， 在同等強度條件下氣泡混合土密度越小越有利。同樣， 在相同的氣泡混合比條件下， 氣泡分布越均勻及氣泡尺度越小越有利于氣泡混合土的強度發揮。
由圖 ３ （ ｂ） 可以看出， 不同發泡劑制得的輕質土， 其強度都隨著氣泡摻入比的增大有不同程度的降低。氣泡置換了相同體積的水泥土， 氣泡的增加，使得單位體積內土骨架逐漸減小， 強度降低；同時在氣泡摻量較低時， 泡沫在水泥料漿中分布較為均勻，所形成的孔壁較厚；隨著氣泡摻量的增加， 孔壁逐漸變薄， 所形成的薄弱面增多， 強度降低；同時可以看出， 蛋白型輕質土受氣泡摻入比的影響很小， 最大降幅為 ２１ ． ２％， Ｆ 型次之為 ５１ ． ３％， Ｋ１２Ａ 型輕質土受氣泡摻入比的影響最大， 最大降幅為 ６４． ３％。分析的原因為：蛋白型泡沫在料漿中大量破滅， 所置換的水泥土體積較小， 密度大， 土骨架占比多， 導致雖然強度較高， 但達不到輕量化的目的；Ｋ１２Ａ 發泡劑制備的泡沫的黏彈性不足、大小不均勻且泡徑＞１ ｍｍ的大泡較多， 在輕質土中形成較多的大孔隙， 應力集中使得強度降低明顯， 不利于強度的發揮；Ｆ 型泡沫大小均勻， 穩泡性能好， 所形成的氣孔大小差異不大， 應力在土樣中均勻分布， 在保持比較好的輕量化特征的同時， 具備較好的土強度發揮特性。
      圖 ３（ ｃ） 為上述 ３ 種輕質土密度與強度的關系。同等密度下， Ｆ 型強度高， Ｋ１２Ａ 型次之， 蛋白型最差。三者強度差異在不同的密度階段表現不同：當密度＞１ ．４５ｇ ／ｃｍ３時， 差異較小， 原因可能為此階段摻
入氣泡較少， Ｋ１２Ａ 均勻分散于土體中， 所形成大孔較少；在密度為 １ ． ３５ ～ １ ． ４５ｇ ／ｃｍ３ 之間， 強度差異增大， 原因可能為 Ｋ１２Ａ 摻量增大， 大泡增多， 與穩定性好的 Ｆ 型相比， 強度降低較多；在密度＜１ ．３５ｇ ／ｃｍ３時， 強度差異有減小的趨勢， 原因可能為隨著氣泡繼
續增多土骨架進一步被削弱， 水泥的固化作用減小明顯， 密度差異開始變小。根據無側限抗壓強度試驗過程中應力－應變關系， 可以進一步分析不同發泡劑類型對河道淤泥氣泡混合土的變形性質的影響。
      圖 ４ 為幾種不同配比條件下的應力－ 應變關系。結果顯示：氣泡摻入比為 １ ％時， 不同發泡劑對輕質土應力－應變曲線影響不明顯；隨著氣泡摻入
比增大， 影響逐漸明顯， 蛋白型初始彈性模量最大，破壞峰值強度高， Ｋ１２Ａ 型初始彈性模量最小， 破壞峰值強度最小。同時隨著氣泡含量的增加， 氣泡輕質土的彈性模量逐漸減小， 破壞峰值強度逐漸降低，破壞形式由脆性破壞逐漸變成延性破壞。

      圖 ５（ ａ） 為 ３ 種輕質土的 Ｅ５０（ 割線模量 Ｅ５０為曲線峰值點對應軸向應變的一半處所對應的點與原點連線的斜率［ １３－１４］ ） 隨密度的變化。對 Ｅ５０隨密度的變化進行擬合， 結果顯示：Ｅ５０與密度有良好的線性
相關 性， Ｆ 型、 Ｋ１２Ａ 型、 蛋 白 型 擬 合 度 分 別 為０．９５１ ９３， ０．９０７ ６６， ０．９５０ ３７， Ｅ５０隨密度降低而線性降低；同時， 在同等密度下， Ｆ 型輕質土的 Ｅ５０最大，蛋白型最小。通過圖 ５（ ｂ） 可以看出：破壞應變受密度的影響不大， 但總體可以看出， Ｆ 型輕質土破壞應變在１ ．４％ ～ １ ．８％之間， Ｋ１２Ａ 型在１ ．２％ ～ １.５％之間，蛋白型在１ ．３％ ～ １ ．９％ 之間；同等密度之下， Ｆ 型較
Ｋ１２Ａ 型破壞應變大。
      由于氣泡輕質土是由氣泡代替水泥土所形成的結構， 土體中由氣泡所形成的空隙具有一定的變形儲備， 隨著荷載逐漸增大， 氣孔不斷被壓縮， 當所承受的荷載超過氣孔的極限承載力后， 氣孔就會被壓壞， 更容易形成連通孔， 產生微裂縫， 微裂縫向相對薄弱的部位延伸， 沿著土骨架的薄弱部位不斷地發展， 使得土體承重能力降低。特別是在氣孔不均勻的 Ｋ１２Ａ 型輕質土中， 應力集中更容易發生， 使得強度較低， 同時抵御變形的能力也較弱。

４ 結 論
    通過對發泡劑的改性研究， 制備出性能較好的發泡劑， 并對陰離子型、蛋白型、復配型發泡劑對氣泡混合土性能的影響進行論證考察， 得出以下結論。
    （ １） 對發泡性好、穩泡性和均勻性較差的 Ｋ１２Ａ進行復配優化， 制備的發泡劑 Ｆ， 其泡徑較小、氣泡群較為均勻、氣泡膜黏彈性較高， 綜合性能較好。
    （ ２） 氣泡應與輕質土料漿共存， 所選蛋白發泡劑， 其氣泡在摻入料漿之前穩泡性較好， 但在料漿中破滅嚴重， 所得制品不滿足密度要求， 且成本較高。
    （ ３） 通過對輕質土密度、強度、變形特性的研究，試驗結果顯示：隨著氣泡含量的增大， 輕質土的密度和強度均降低， 脆性破壞向延性破壞發展；同等氣泡摻量下， Ｋ１２Ａ 與發泡劑 Ｆ 對輕質土密度的降低程度差異較小，但 Ｋ１２Ａ 型輕質土強度相對于 Ｆ 型降低較多；同等密度下， Ｆ 型強度、 破壞應變和 Ｅ５０ 均高于Ｋ１２Ａ 型，復配型發泡劑表現出良好的性能。
     （ ４） 穩泡性是制備輕質土的主要因素， 發泡倍數需滿足經濟指標為次要因素， 同時泡沫群要兼具自身的均勻性、與混合土料漿的共存性。氣泡液膜黏彈性滿足要求、穩定性較好， 同時氣泡不受料漿的影響， 不容易在料漿中破滅或者融合成大泡， 則有利于土密度的降低， 強度、變形的發揮， 提高輕質土的綜合性能。

來源：輕質混凝土技術交流