页岩烧结性能范文

页岩烧结性能范文（精选7篇）

页岩烧结性能 第1篇

1 试验

1.1 原料

本试验页岩取自毕节市撒拉溪镇水营村, 将页岩经粉碎、粉磨、过100目筛后备用, 其化学成分见表1。经X射线衍射分析, 该地区的页岩矿物的主晶相为石英、高岭石、钠长石, 页岩矿物的XRD图谱如图1所示。

1.2 试样制备

将粉磨好的页岩喷水 (含水率7%) 造粒, 陈腐24 h, 然后在3.5 mm×5.2 mm×50 mm的模具里压制成型, 压制压强为15 MPa, 压制60个试样, 分为12组, 每组5个。将压好的试样放入110℃的鼓风干燥箱中进行干燥, 精确称量每组试样干燥后的平均质量, 测量试样平均长度。之后放入高温快速升温箱式电炉中进行煅烧, 升温速度为20℃~950℃时, 8℃/min;950℃~1150℃时, 3℃/min。分别在煅烧温度为400℃、500℃、600℃、700℃、800℃、900℃、1 000℃、1 050℃、1 090℃、1 110℃、1 130℃、1 150℃, 并对煅烧后的每组试样进行称重、长度测量。

1.3 性能检测

通过称量煅烧前后试样的质量, 计算试样的失重率。通过测量煅烧前后试样的长度, 计算试样的线收缩率。依据国家标准《日用陶瓷器吸水率测定方法》GB/T3299-2011, 测试、计算各温度点试样的吸水率。依据国家标准《陶瓷材料抗弯强度试验方法》GB/T4741-1999, 利用工程陶瓷抗弯强度测试仪测试并计算其抗弯强度。

2 结果与讨论

2.1 煅烧温度对失重率的影响

为了研究煅烧温度与失重率的关系, 分别在煅烧温度为400℃、500℃、600℃、700℃、800℃、900℃、1 000℃、1 050℃、1 090℃、1 110℃、1 130℃、1 150℃下, 测得各组试样的平均质量。通过对试样煅烧前后的质量进行分析计算, 得出每个煅烧温度的失重率。图2为煅烧温度与失重率的关系图。从图2可以看出, 页岩的失重率随着煅烧温度的升高而增大, 1130℃时达到最大值, 失重率为7.46%, 之后保持不变。由图2可分析, 在煅烧温度为1 130℃时, 页岩已完全烧结。

2.2 煅烧温度对线收缩率的影响

线收缩率是衡量砖瓦质量的一个重要技术指标[4]。分别在煅烧温度为400℃、500℃、600℃、700℃、800℃、900℃、1 000℃、1 050℃、1 090℃、1 110℃、1130℃、1 150℃下, 测得各组试样的平均线收缩率。图3位煅烧温度与线收缩率的关系图。由图3可看出, 当煅烧温度为400℃~800℃时, 随着煅烧温度的升高, 线收缩率几乎不变, 这是因为当煅烧温度为400℃~800℃时, 原料未发生物理化学变化。当煅烧温度为800℃~1 050℃时, 线收缩率逐渐升高, 原料里面的易熔物开始熔融, 生成少部分液相。当煅烧温度大于1 050℃时, 线收缩率显著升高, 这是因为当煅烧温度超过一定温度时, 形成了大量的液相, 这些液相填充于颗粒与颗粒空隙之间, 使得颗粒与颗粒之间形成紧密堆积, 当煅烧温度为1130℃时, 线收缩率达到最大, 线收缩率值为13.61%, 颗粒与颗粒之间达到了最紧密堆积。当继续升高煅烧温度时, 线收缩率显著下降, 试样出现了过烧膨胀, 软化变形的现象, 过高的煅烧温度使得晶体的完整性遭到了破坏。

2.3 煅烧温度对吸水率的影响

吸水率是影响砖瓦耐久性的重要因素之一。吸水率越低, 砖瓦的耐久性和对环境的抗蚀性就越强[5]。本试验分别在煅烧温度为400℃、500℃、600℃、700℃、800℃、900℃、1 000℃、1 050℃、1 090℃、1110℃、1 130℃、1 150℃下, 精确测量各组试样煅烧后的质量。依据国家标准《日用陶瓷器吸水率测定方法》GB/T3299-2011, 测试、计算各煅烧温度试样的平均吸水率。图4为煅烧温度与吸水率的关系图。从图4可见, 随着煅烧温度的升高, 吸水率逐渐降低, 当煅烧温度大于1 050℃时, 吸水率急剧降低, 这是因为当煅烧温度为1 050℃~1 110℃时, 原料化合物发生了物理化学变化, 生成了大量的液相, 液相填充于颗粒空隙之间, 使得颗粒之间相互靠近, 逐渐实现紧密堆积, 从而吸水率急剧下降。吸水率在煅烧温度为1 110℃时达到0.15%, 后随煅烧温度的升高变化不大, 说明颗粒之间达到最紧密堆积。

2.4 煅烧温度对抗弯强度的影响

抗弯强度是确定砖瓦质量的一个关键因素, 煅烧温度是影响抗弯强度的重要因素之一。本试验分别在煅烧温度为400℃、500℃、600℃、700℃、800℃、900℃、1 000℃、1 050℃、1 090℃、1 110℃、1 130℃、1 150℃下, 依据国家标准《陶瓷材料抗弯强度试验方法方法》GB/T4741-1999, 利用工程陶瓷抗弯强度测试仪测试并计算其抗弯强度。计算公式如下:

其中Rt——试样的弯曲强度, MPa;

P——试样破坏负荷, ;

L——支点跨距, mm;bmm

b——试样宽度, mm;hmm

h——试样厚度, 。

试验结果见图5, 图5为煅烧温度与抗弯强度的关系图。由图5可见, 随着煅烧温度的升高, 抗弯强度逐渐升高, 1 050℃之后急剧升高, 当1 130℃时最高达到127.78 MPa, 后随煅烧温度的升高, 出现过烧膨胀、软化变形, 使得抗弯强度降低。与线收缩率分析结果一致。说明试样在1 130℃时晶体发育到最完整, 再次升高煅烧温度, 则破坏了晶体的完整度, 导致抗弯强度降低。

3 结论

a.随煅烧温度升高质量减少, 当煅烧温度为1 130℃时, 失重率达到最大值7.46%, 后基本不变。

b.随煅烧温度升高收缩明显, 当煅烧温度为1 130℃时, 线收缩率达到最大值13.61%, 1 150℃时试样过烧膨胀, 软化变形, 线收缩率下降, 在1 130℃时达到最紧密堆积。

c.随煅烧温度升高吸水率降低, 当煅烧温度为1 110℃时, 吸水率值为0.15%, 后随煅烧温度的升高变化不大。

d.随煅烧温度升高抗弯强度增大, 当煅烧温度为1 130℃时, 抗弯强度达到最大值127.78 MPa, 之后随煅烧温度升高, 由于过烧膨胀和软化变形使抗弯强度降低。说明在1 130℃时, 晶体已发育完整。

参考文献

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[7]马保国, 陈方颉.烧结制度对膨润土页岩烧结砖性能的影响[J].砖瓦, 2014, (4) :3-7.

污泥烧结页岩砖抗冻性能研究 第2篇

本课题组对污泥烧结页岩砖材料性能及其基本力学性能[1—4]等方面进行了研究。但是,对污泥烧结页岩砖冻抗冻性研究不足。冻融破坏是影响污泥烧结页岩砖外观质量与强度的主要因素之一,同样直接影响房屋质量、使用寿命与美观等重要因素。砖体受冻融破坏后,不仅影响砖砌体的热工性能,而且会造成砖砌体冻裂而破坏,进而导致房屋结构承载力与稳定性下降,降低房屋的使用寿命。所以,通过研究污泥烧结页岩砖的抗冻性能,找到有效的方法减轻冻融破坏,从而提高污泥烧结页岩砖的品质是一项重要的任务。本文对不同污泥掺量的污泥烧结页岩砖的抗冻性能进行了研究,提出使用材料饱水状态下的导热系数作为评价材料抗冻性能的指标之一,并且提出一些减小污泥烧结页岩砖冻融破坏的措施,为污泥烧结页岩砖的使用与推广提供理论保证。

1 冻融循环破坏发生条件与机理以及破坏危害

1. 1 冻融循环破坏条件

污泥烧结页岩砖冻融循环发生破坏条件有: 一、砖体须要与水接触,或者砖体内含有一定量的水。当砖体处于负温度时毛细孔中的水结冰而体积膨胀,如果膨胀体积不会被不含水的空隙吸收,则会产生破坏砖体内部结构的膨胀应力; 二、砖体处于温度正负交替的环境下,使得砖体所含的毛细孔中的水在冻结与融化过程中循环[5]。

1. 2 冻融循环破坏机理

污泥烧结页岩砖在烧制过程中,污泥含有的大量有机质被燃烧殆尽,在砖体中形成了大量的微观孔道,使得砖体具有吸收、储存以及传递水的能力。在负温度下,贮存在材料空隙中的液态水结冰。当水由液态变为固态时体积膨胀约百分之九。因受毛细孔壁制约形成膨胀压应力,这一膨胀应力由材料本身所承受,所以毛细孔中的冰承受着压应力,而材料本身承受着拉应力,而且在结冰过程中的膨胀而产生的塑性变形是不可逆的。当砖体材料受冻时,这种压应力会损伤砖体的内部微观结构,但一次结冰造成的损伤还不足使砖体的宏观力学性能发生变化,只有经过多次冻融循环后,损伤不断积累导致砖体表面出现剥落的现象,同时砖体内部也出现裂缝[6]。

1. 3 冻融破坏对污泥烧结页岩砖的危害

污泥烧结页岩砖作为一种新型建筑材料被广泛的应用在全国各地,在我国东北、西北以及华北地区以及在华东、华中以及高山寒冷地区的冬季存在冻融破坏的现象。主要表现为砖体表面酥松剥落,影响砖与砂浆的粘结,砌体结构松散,强度下降,降低了砖墙的耐久性。同时冻融破坏还会影响墙面的装修质量,甚至还会造成质量事故。

由于砖体内部冻胀而产生的由内到外的裂缝对砌体结构带来安全隐患,尤其是对承重墙体而言,经过反复多次冻融循环,破坏会不断积累,进而增加结构的不安全因素,甚至发生承重墙倒塌,造成房屋结构破坏,危害人们的生命与财产安全[7]。

2 试验概况

2. 1 试验材料

试验所选用的页岩来自广西柳州市砖瓦厂,污泥来自于柳州白沙污泥厂。污泥呈半固体状,颜色呈深黑色,自然含水率约为80% ,通过脱水处理后将污泥的含水量降低到12% 左右备用。

2. 2 制作工艺

把页岩粉倒入搅拌机中一边加水一边搅拌,然后将脱水处理好的污泥和其他辅助材料按一定比例掺入,搅拌时间不得低于30 min。使其有一定可塑性后,由真空挤压设备挤压,再进行切割。试样规格为240 mm × 115 mm ×53 mm。试验采用四种配比见表1。

2. 3 质量测定与单砖抗压强度对比试验

在实验室烧制完成的四组不同类型的污泥烧结页岩砖,每种污泥砖选取10 块较好的砖体先称其质量再制作成单砖抗压试件。严格按照GB /T 2542—2012《砌墙砖试验方法 》进行,试件采用坐浆法操作。抗压强度平均值见图1。

由图1 可知,随着污泥掺量的增加,单砖的抗压强平均值随之下降; 污泥掺量为10% 时,污泥烧结页岩砖单砖平均抗压强度最大,为22. 15 MPa; 当污泥掺量增大到35% 时,污泥烧结页岩砖的平均抗压强度随之降低,为6. 56 MPa,平均单砖抗压强度下降了约69% 。由于页岩砖坯中掺入污泥,砖坯在高温烧制过程中,污泥中的有机质充分燃烧,在砖体内留下大量微小空隙,随着污泥掺量的增加,烧制出的砖体微孔数量相应增加,从而降低了单砖的抗压强度。

2. 4 冻融循环试验

试验严格按照GB /T 2542—2012《砌墙砖试验方法》进行试验。冻融试验装置图见图2。

GB 50574—2010《墙体材料应用统一技术规范》中对块体材料抗冻性能的规定见表2。

注: F15、F25、F35、F50 分别指冻融循环15 次、25 次、35 次、50 次。

由表2 可知本次污泥烧结页岩砖冻融循环的步骤次数分别为15 次、25 次、35 次与50 次,分别模拟夏热冬暖地区、夏热冬冷地区、寒冷地区以及严寒地区的冻融循环后砖体情况。每个步骤次数结束后检查一次破坏情况,并且每种类型的砖块随机抽取一块进行质量与强度的检测。图3 ~ 图6 为冻融循环后污泥烧结页岩砖外观质量情况。

经过15 次冻融循环后A组污泥烧结页岩砖与B组污泥烧结页岩砖外观无明显变化,C组污泥烧结页岩砖出现少量掉皮现象同时棱角也出现少量的剥落,但外观质量较为完整。D组污泥烧结页岩砖经过15 个冻融循环后表面出现大量孔洞并伴随着大量起皮与掉渣现象。

经过25 次冻融循环后A组与B组污泥烧结页岩砖表面均出现了不同程度的掉渣与起皮,但外观质量依旧较为完整。C组污泥烧结页岩砖棱角部位剥落较为严重,呈现缺棱掉角。D组污泥烧结页岩砖呈现大量掉渣,并且砖的表面呈凹凸不平并出现少量裂纹。

经过35 次冻融循环后A组污泥烧结页岩砖表面宽度方向出现细微裂缝,并伴随掉渣现象,外观质量保持完整。B组污泥烧结页岩砖棱部有部分缺损表面有少量细微裂纹。C组污泥烧结页岩砖宽度方向出现一条贯穿裂缝,砖体表面大量掉渣,棱角缺损。D组污泥烧结页岩砖棱边呈现缺损严重,砖体表面严重掉渣,且表面出现凹陷。

经过50 次冻融循环后A组污泥烧结页岩砖表面呈少量掉渣,棱边有少量缺损。B组污泥烧结页岩砖经过50 次冻融循环后出现大量掉皮与棱边缺损,外观质量破坏严重。C组污泥烧结呈现大量掉渣与掉皮现象,棱边与棱角缺损严重,外观质量严重受损。D组污泥烧结页岩砖经过50 次冻融循环后外观质量受损严重,砖体严重变形,表面凹陷[8—11]。

3 试验数据分析

经过冻融循环试验后按照规范测得污泥烧结页岩砖质量损失与强度损失并计算其强度损失率与质量损失率。将污泥掺量与污泥烧结页岩砖质量损失率与强度损失率关系见图7。

由图7 可知,污泥的掺量对页岩砖抗冻性能影响很大,随着污泥掺量的增加污泥烧结页岩砖质量损失与强度损失均不同程度增大。当污泥掺量为10% 时,冻融循环进行到50 次时质量损失率与强度损失率均满足规范要求,表明污泥掺量为10% 时砖体有较好的抗冻能力。而污泥掺量为35% 的污泥烧结页岩砖抗冻性能则较差,当冻融循坏进行到25次时外观质量损坏严重,质量损失率达到了7. 46% ,强度损失率达到了32. 16% ,均超过了规范对夏热冬冷地区对质量损失率不大于5% 与强度损失率不大于25% 的规范要求。在污泥掺量为30% ,冻融循环次数为35 次时质量损失为6. 24% ,但是强度损失达到了78. 01% 。由图5 中的C3 可以看出,该砖沿宽度方向形成了一条横向裂缝。这是因为在冻融循环过程中砖体表面吸水并在结冰后体积膨胀形成细微裂缝,由于冰的线性热膨胀值约为50 × 10- 6m / ℃ ,砖或者瓦的线性热膨胀值约为5 × 10- 6m / ℃ ,两者热膨胀值相差约十倍,最终在温度应力与冰的膨胀应力共同作用下形成了横向贯穿裂缝。

4 污泥烧结页岩砖导热系数测定

4. 1 热线法测导热系数

热线法是测定材料导热系数的一种非稳态方法。其原理是在匀温的各向同性均质试样中放置一根电阻丝,即所谓的“热线”,当热线以恒定功率放热时,热线和其附近试样的温度将会随时间升高。根据其温度随时间变化的关系,可确定试样的导热系数[12]。

4. 2 计算原理

基于热线法的原理: 并作了一些数学模型的改进,利用计算机模拟数学模型进行测试。利用仪器提供的热电偶信号输入,可以模拟热线法的数学模型进行测试。从而测得的热线温升曲线上,按一定时间间隔依次读取热线的温升 θi。按式( 1) 计算修正热线与试样热容量差异后的热线温升。

式( 1) 中 θi、为热线的测量值温升和修正后温升,℃; ti为测 θi时的加热时间,s; D为热线的直径,m ; L为热线长度,m; P为热线加热功率,W; ρh、ρs为热线和试样的密度,kg /m3; cph、cps为热线和试样的比热容,J/( kg·K) 。

热线段的加热功率

式( 2) 中P为热线段的加热功率,W; I为热线加热电流,A; V为热线段的加热电压,V。

以时间的对数lnt为横坐标,以温升 θ 为纵坐标,绘出lnti和的曲线,确定其线性区域。推荐在lnt ~ θ 曲线的线性区域内,等距选取4 ~ 5 个测点数据拟合直线方程,求出其斜率A。亦可取直线区域两端测点的数据计算A,但ti应等于60 ~ 90 s。

式( 3) 中A为lnt ~ θ 曲线线性区域的斜率,K;为热线修正后的温升,℃; t1、t2为测时的加热时间,s。

按式( 4) 计算试件导热系数。

式( 4) 中 λ 为导热系数,W/( m·K) 。

4. 3 试验数据分析

通过热线法对冻融循环后饱水状态下的污泥烧结页岩砖的导热系数进行测定,数据见表3。

由表3 得强度损失率、质量损失率与冻融循环次数与材料饱水状态下导热系数的关系,见图7。

由图7 可以看出,材料的质量损失率、强度损失率、冻融循环次数均与材料的导热系数呈正相关,即材料的质量损失率与强度损失率越大导热系数也随之增大,随着冻融循环次数的增加,导热系数不断增大,材料的保温隔热性能变差。而材料的导热系数与材料的抗冻性能均与材料的组成结构、密度、含水率等因素有关。在冻融循环过程中,砖体内部的微裂缝与微孔中的水结冰,体积膨胀,增大微裂缝的长度与微孔的体积,使得砖体在常温状态下可以吸收更多的水,导致砖体含水率升高。含水率是影响砖体抗冻性能与热工性能的重要因素,含水率越高,材料的导热系数越大而抗冻性能越差,所以材料的导热系数与材料的抗冻性能呈负相关。通过测定饱水状态下材料的导热系数可以反应其抗冻性能的好坏,笔者建议把饱水状态下的导热系数增加为评价材料抗冻性能好坏的指标之一,即导热系数越小,抗冻性能越好。

5 减轻污泥烧结页岩砖冻融破坏方法

通过试验结果可得,污泥烧结页岩砖的冻融破坏随污泥掺量的增加而增加。所以应按污泥烧结页岩砖的使用地区不同而改变污泥掺量的大小。如果把高污泥掺量的污泥烧结页岩砖使用在严寒地区必定存在墙体倒塌、建筑物破坏的风险。所以针对本次试验提出几点适用于减轻污泥烧结页岩砖冻融破坏的措施。

( 1) 严格控制污泥烧结页岩砖中的污泥掺量。严寒地区污泥掺量控制为10% 以内; 寒冷地区污泥掺量控制在20% 以内; 夏热冬冷地区污泥掺量控制在30% 以内; 夏热冬暖地区污泥掺量可以控制在35% 以内。

( 2) 严格控制污泥烧结页岩砖吸水率的大小。由于污泥烧结页岩砖掺入较多的污泥使得砖体内部存在大量微孔,导致吸水率升高。经过前期试验发现污泥砖在烧制前浸泡在页岩浆中5 ~ 10 min后,再进行焙烧可以大大降低砖体吸水率。从而起到减轻污泥砖冻融破坏的作用。

( 3) 减少可溶性盐的含量。由于污泥中含有大量有机物与盐类,所以减少可溶性盐的含量不但可以降低砖体泛霜现象的发生,而且还可以减小冻融时的渗透压,减轻冻融破坏。

( 4) 减小温度变化速率。在降温速率或者升温速率足够小的情形下,即使是最脆弱的材料也不会再冻融循环下发生破坏。这是因为温度变化速率较慢时引起的湿度与温度梯度产生温度应力也较小,从材料不发生破坏或者发生轻微破坏。

( 5) 适当升高烧结温度。适当增加烧结温度用来增大焙烧程度不仅可以增大微孔尺寸,而且还可以提高砖体强度,从而达到减轻冻融破坏[13]。

6 结论

( 1) 污泥烧结页岩砖冻融破坏都是由表及里的破坏。主要表现为掉渣与表面裂缝的延伸导致质量与强度损失。

( 2) 减少污泥掺量在一定程度上可以提高污泥烧结页岩砖的抗冻性能,相对较低的污泥掺量焙烧出来的污泥烧结页岩砖强度较高,冻融破坏程度较低,故减少污泥掺量可以提高其抗冻性能。

( 3) 由于不同掺量的污泥烧结页岩砖抗冻性能差异巨大,所以笔者建议在夏热冬暖地区污泥掺量不宜大于35% ,夏热冬冷地区污泥掺量不宜大于30% ,寒冷地区污泥掺量不宜大于20% ,严寒地区污泥掺量不宜大于10% 。这种方式不仅可以增加污泥的消耗量,而且同时使污泥烧结页岩砖满足对抗冻性能的要求。

( 4) 材料的抗冻性能与材料热工性能影响因素类似,故笔者建议可以使用材料在饱水状态下的导热系数来评价材料的抗冻性能,即饱水状态下材料的导热系数越小抗冻性能越好。

摘要：为了研究不同污泥掺量对污泥烧结页岩砖抗冻性能的影响;并且找出一种新的准确评定砌体抗冻性能的指标,对不同污泥掺量的污泥烧结页岩砖进行15次、25次、35次与50次冻融循环试验,以研究其外观质量损失、强度损失和质量损失;并使用热线法测得其冻融循环后的导热系数。通过描绘出四种不同污泥掺量下对应的质量损失率与强度损失率变化曲线,得出污泥掺量对污泥烧结页岩砖冻融破坏规律。研究结果表明,随着污泥掺量的提高,污泥烧结页岩砖的抗冻性能降低。建议根据不同地区建筑用砖的抗冻性能指标使用不同污泥掺量的污泥烧结页岩砖,同时建议把饱水状态下材料的导热系数作为砌体抗冻性能的指标之一。

页岩烧结性能 第3篇

砌体受压变形性能包括受压应力—应变曲线 (受压本构关系) 、弹性模量和泊松比, 它是砌体结构进行内力分析、承载力计算、变形计算及有限元模拟分析的重要依据[1]。

砌体受压应力—应变曲线反映了砌体受压时受压截面应力与轴向应变的关系, 同时可以根据曲线斜率的变化, 划分砌体受压的不同受力阶段。

砌体受压弹性模量是指砌体受压后应力与应变的比值, 其值可根据应力—应变曲线求得。

砌体在受到压力或拉力作用下, 除了沿轴向方向产生轴向变形外, 还将产生横向变形, 其横向应变与轴向应变的比值称为砌体的泊松比。

本文针对页岩烧结保温砌块砌体变形性能进行了分析, 根据试验结果给出了该砌体受压应力—应变曲线, 并提出了砌体受压本构关系计算式。此外, 建立了该砌体弹性模量计算式, 并给出砌体泊松比建议取值。

2 现有砌体受压本构关系

目前, 国内外的学者们已经提出了多种形式的砌体受压本构关系, 归纳起来主要有对数函数型 (指数函数型) 、多项式型、两段式型和有理分式型等四种类型的本构关系[2,3], 这里仅介绍一些具有代表性的本构关系。

2.1 对数函数型 (指数函数型) 本构关系

该类型的典型代表是前苏联Л.ИОнишик教授提出的对数型的砌体受压应力—应变表达式[4]:

式中ε—砌体的应变;

σ—砌体的应力;

ζ—与块体类型和砂浆强度相关的砌体变形弹性特征系数;

fk—砌体的抗压强度标准值。

上式中的主要缺点是:1定义1.1fk为砌体条件屈服强度, 这种定义不论是从试验上还是从理论上来讲都是有失偏颇的;2ζ没有考虑块体强度的影响。

湖南大学施楚贤教授根据式 (1) , 并通过对87件砖砌体试验资料统计分析, 建立了以砌体的抗压强度平均值fm为基本变量的砌体受压本构关系表达式[4]:

式中ζ—不同种类砌体的系数, 对于砖砌体, ζ=460;

fm—砌体抗压强度的平均值。

该式的主要特点是基于大量的试验研究所得, 比较全面地考虑了块体强度、砂浆强度及其变形性能对砌体变形的影响, 通过该式可以很容易地推导出砌体弹性模量和稳定系数, 该表达式目前在国内工程界已经得到了广泛的运用。但该式最大的缺点是受压应力—应变曲线只有上升段, 缺乏下降段, 且当σ=fm时, ε→∞, 与实际情况不符。

1989年, K.Naraine和S.Sinha提出了一个指数函数型的本构关系表达式[5]:

1997年, Lidia La Mendola对上式进行了一些调整, 得到[6]:

式中a—非线性指标系数。

式 (3) 和 (4) 可以反映出砌体受压应力—应变全曲线, 但该全曲线却缺乏软化段, 并且其初始切线模量值与最大压应力时的割线模量值总是呈定值关系, 这和实际不符[7]。

2.2 多项式型本构关系

V.Turnsek等人提出的砌体应力—应变关系式为[8]:

同样地, 该式虽然可以表达应力—应变全曲线, 但仍缺乏软化段。

Powell和Hodgkinson提出了相类似的公式[9]:

2.3 两段式型本构关系式

同济大学朱伯龙教授通过对已有试验资料的整理分析, 采用两段式给出了砌体应力—应变关系表达式[10]:

采用该表达式也反映了应力—应变曲线的下降段, 但该曲线在连接点 (ε=ε0) 处不光滑。

2.4 有理分式型本构关系

Madan A等人利用混凝土的方法给出了砌体受压本构关系[11]:

式中γ—非线性参数。

该式比较全面地反映了砌体受压时应力—应变曲线的特点, 具有上升段、下降段以及软化段, 但公式过于繁琐, 而且对各类砌体材料的拟合程度仍有待继续研究。

3 页岩烧结保温砌块砌体变形性能

3.1 砌体受压本构关系

根据试验实测的变形数据分别绘制29排孔和21排孔页岩烧结保温砌块砌体应力—应变曲线, 如图1和2所示。采用最小二乘法, 结合本次试验实测数据求出公式 (2) 的待定参数ξ, 具体计算过程为:

将本次试验实测的29排孔和21排孔页岩烧结保温砌块砌体数据代入上式分别求得待定参数ξ为1700和1300, 则有:

对于29排孔页岩烧结保温砌块砌体, 其受压应力—应变曲线表达式为:

对于21排孔页岩烧结保温砌块砌体, 其受压应力—应变曲线表达式为:

由图1和图2可以看到, 利用公式 (10) 和 (11) 得到的曲线与实测曲线有一定差距, 尤其表现在弹性阶段, 这说明不能采用施楚贤教授提出的本构模型来表示页岩烧结保温砌块砌体本构关系。

现将图1和图2曲线归一化, 得到页岩烧结保温砌块砌体归一化应力—应变曲线, 如图3和图4所示。再利用公式 (6) 类似的形式来拟合页岩烧结保温砌块砌体本构关系, 令:

通过软件SPSS[12]对试验数据进行拟合, 最终得到:

对于29排孔页岩烧结保温砌块砌体, 其受压应力—应变曲线表达式为:

对于21排孔页岩烧结保温砌块砌体, 其受压应力—应变曲线表达式为:

式中σ0—页岩烧结保温砌块砌体峰值应力;

ε0—峰值应变。

根据本次试验数据, 29排孔砌体峰值应变均值为928με;21排孔砌体峰值应变均值为680με。

由图3和4可以看到, 公式 (13) 和 (14) 和试验曲线吻合非常好, 因此建议采用式 (13) 和 (14) 来作为页岩烧结保温砌块砌体应力—应变关系式。

3.2 砌体受压弹性模量

砌体的弹性模量是砌体结构设计中的一项不可或缺的参数, 它可以使砌体结构设计的多个方面受到影响:弹性模量的大小会直接影响到砌体结构变形能力, 从而影响到砌体结构抗震设计;对于结构动力分析, 弹性模量能直接影响到振动周期的不同;还会影响非线性分析的结果[13]。所以弹性模量是砌体结构中一项非常重要的参数, 有必要对其取值进行研究。

3.2.1 砌体弹性模量的表示方法

因为砌体本身是一种弹塑性材料, 所以应力—应变曲线上各点应力与应变之间的关系是不断变化的, 目前表示弹性模量的方法主要有以下三种[4]:

3.2.1. 1 砌体的切线模量

如图5中A点 (曲线上任一点) , 从该点引应力—应变曲线切线, 与横轴交于B点, 夹角为a, 该夹角的正切值即为砌体的切线模量。

显而易见, 砌体的切线模量随着荷载的不同, 其值在不断地发生变化。

3.2.1. 2 初始弹性模量

如图5, 砌体的应力—应变曲线在原点O处的切线斜率即为砌体的初始弹性模量, 即:

式中a0—砌体受压应力—应变曲线上原点的切线与横坐标的夹角。

初始弹性模量仅表示了在砌体应力很小时所对应的σ-ε关系, 因此并不能反映砌体在整个弹性阶段的变形性能。

3.2.1. 3 砌体的割线模量

如图5, O点与A点连成割线的斜率即为砌体的割线模量:

因为砌体是一种弹塑性材料, 故其割线模量随着应力的增大而不断地减小, 但试验研究显示, 当σ= (40%-50%) fm时, 砌体试件经过反复加卸载5次以后, 应力—应变曲线接近于直线, 所以通常我们可以用砌体的割线模量来表示砌体受压弹性模量[4]。

为此, 我国现行《砌体结构设计规范》 (GB50003-2011) [14]采用应力为σ=0.43 fm时所对应的割线模量来表示砌体受压弹性模量, 常简称为弹性模量。

3.2.2 页岩烧结保温砌块砌体弹性模量

本文实测的页岩烧结保温砌块砌体弹性模量见表1。

本次页岩烧结保温砌块砌体弹性模量实测值较其它类砌体均大得多, 最主要的原因是薄灰缝造成的。本次砌筑的试件水平灰缝厚度仅有1 mm~2 mm, 而传统砌体灰缝都在10 mm左右, 因为砂浆的变形能力较块体要大, 故而本次试验结果轴向变形较小, 使得弹性模量较大。

根据公式 (13) 和 (14) , 取页岩烧结保温砌块砌体应力σ=0.43 fm时对应的割线模量作为砌体的弹性模量, 则有:

对于29排孔页岩烧结保温砌块砌体, 有:

对于21排孔页岩烧结保温砌块砌体, 有:

因此页岩烧结保温砌块砌体弹性模量计算式可统一为:

由表1可以看到, 弹性模量计算值与实测值非常吻合, 因此建议采用式 (20) 来计算页岩烧结保温砌块砌体弹性模量。

3.3 砌体的泊松比

对于各向同性的弹性材料而言, 泊松比一般为常数, 但是由于砌体并非完全的弹性体, 因此试验结果表明砌体的泊松比通常为变值。有关资料显示, 当σ/fm≤0.5时, 对于砖砌体泊松比一般为0.1~0.2, 通常取为0.15。

根据本次试验数据得到页岩烧结保温砌块砌体泊松比, 见表1, 建议统一取为0.3。可以看到, 本次实测泊松比较砖砌体的要大得多, 主要原因是页岩烧结保温砌块块体高度大, 同时采用薄灰缝, 使得砂浆对砌体轴向变形的贡献作用大大减小, 从而造成泊松比较大。

4 结论

介绍了现有砌体受压本构关系, 并对其优缺点进行分析;

根据实测数据分别绘制了29排孔和21排孔页岩烧结保温砌块砌体应力—应变曲线, 并利用公式 (2) 和 (6) 对曲线进行回归分析, 分析表明采用式 (6) 的形式回归得到的公式和试验曲线符合程度较高, 最后提出了页岩烧结保温砌块砌体应力—应变关系表达式;

页岩烧结保温砌块砌体弹性模量实测值较其他类砌体均大得多, 最主要的原因是砌块高度大、薄灰缝所造成的;提出了页岩烧结保温砌块砌体弹性模量计算式, 该式与试验结果非常吻合;

轻质烧结页岩砖砌体后锚固性能 第4篇

砌体的后锚固性能是相对于砌体砌筑时预先埋设锚固构件而言的,即在砌体已达到设计强度的前提下通过相关技术手段实现锚固构件与基材的联接[3]。目前,国内还没有关于轻质烧结页岩砖砌体后锚固性能的试验方法、评定标准和相关的规定。因此,本文通过不同规格螺栓拉拔性能和吊挂性能试验,研究轻质烧结页岩砖砌体后锚固性能,建立相应的计算模型和公式。

1 试 验

1.1 试验材料和试件制作

砌体试件选用轻质烧结页岩砖砌筑而成。M5级轻质烧结页岩砖的生产配比为60%页岩、30%易燃辅料、10%粘结及其它材料,砖体为尺寸240 mm×115 mm×90 mm、孔洞率15.65%的KP1型圆孔砖,如图1所示。生产用页岩为经过粉碎和陈化等工艺处理后的页岩粉,现场取样后进行筛分,其颗粒级配见表1。易燃辅料采用松木屑,其长度级配见表2。在备选用砖中随机抽取10块轻质烧结页岩砖,按照GB/T 2542— 2003《砌墙砖试验方法》进行砖体抗压试验,实测轻质烧结页岩砖的抗压强度为7.0~8.0 MPa。

螺栓拉拔和砌体吊挂试验均采用混凝土用膨胀螺栓,规格为:Φ6 mm×50 mm、Φ8 mm×60 mm、Φ10 mm×70 mm、Φ12 mm×70 mm。目前,JGJ 145—2004《混凝土结构后锚固技术规程》对螺栓拉拔及砌体吊挂试验的砌体试件尺寸尚未作出明确规定。考虑到螺栓之间的最小间距及螺栓数量等因素的影响,本文采用规格为990 mm×240 mm×990 mm的砌体,共砌筑3个试件,其中2个试件用于螺栓拉拔试验,1个试件用于砌体吊挂试验。所有试件按正常施工水平砌筑完成后,放置在室温环境下养护28 d,如图2所示。

砌体试件砌筑时,采用与砌筑基材强度级别相同的M5级水泥砂浆。为了确保螺栓拉拔试验与吊挂试验试件的相关性,砌筑时采用同一批次砂浆。在砌筑试件的同时,制作2组砂浆试块(共6件)用于测试砂浆强度,实测砌筑砂浆强度为M5级。

1.2 试验方法

参照JG 160—2004《混凝土用膨胀型、扩孔型建筑锚栓》、 JGJ 145—2004进行螺栓抗拉承载力试验和性能评定。实际施工中,螺栓锚固位置的选择具有一定的随机性。尤其是墙体经过粉刷后,螺栓在砌体上的锚固位置具有较大的不确定性。因此,螺栓拉拔试验选择了如图3所示的A、B、C、D 4个锚固位置。需要说明的是,锚固位置A和B是根据轻质烧结页岩砖孔型的特点选择的。其中B位于砖体中部,螺栓穿越的孔洞较多;A位于砖体端部,螺栓基本不穿越孔洞,其锚固特性类似于烧结实心砖。

为避免临近螺栓之间的相互影响,同时充分考虑到轻质烧结页岩砖细小孔洞较多的特点,安装螺栓时控制其最小间距为10 cm。螺栓安装时,尽量垂直于砌体表面。

根据砌体不同锚固部位所占面积比例的不同,布置不同数量的螺栓。砂浆缝面积约占砌体总面积的12.30%,考虑到螺栓拉拔过程中砂浆与砖体之间的协同作用,锚固在砂浆缝隙处的螺栓数量有所增加。各型号螺栓在4个锚固位置分布数量如表3所示。

采用北京高科产HC-20型锚杆拔出装置进行螺栓拉拔试验。该装置主要由手动油泵、千斤顶、拉杆及转换头组成,如图4所示。试验时,先将设备的转换头与螺栓拧紧,固定拉杆位置。然后,将千斤顶套过拉杆,用螺母固定。待千斤顶就位后,通过手动油泵匀速加载,加载速度控制在1.0~1.2 k N/s,直至螺栓被拔出。螺栓被拔出时记录仪表显示的荷载值即极限荷载值。整个加载过程应尽量保证螺栓与砌体表面垂直,否则应对螺栓进行适当调整,但调幅不应过大,避免螺栓松动影响试验数据的准确性。

研究砌体的吊挂性能主要是考虑到建筑二次装修过程中可能产生的附加荷载对砌体的影响。由于现有砌体规范尚未对砌体吊挂性能做出明确的规定,本文依据GB/T 23451—2009《建筑用轻质隔墙条板》、JG/T 169—2005《建筑隔墙用轻质条板》进行吊挂试验,采用《房间空气调节器安装质量检验规范(试行版)》评定试验数据。

与螺栓拉拔试验相同,吊挂试验选取4个吊挂点位置。待螺栓紧固后,在螺杆端部焊接一段长为150 mm的HRB235级 Φ10钢筋作为悬吊杆,并保证焊接质量,避免出现夹渣、裂缝等缺陷。取距离墙面锚固点10 cm处为加荷位置,悬吊荷载,如图5所示。为了避免试件倾覆,在试件上部施加适量的竖向荷载,保证试件在试验过程中的稳定性。

吊挂试验采用分级加载。第1级荷载为500 N,加载后静置2 min,观察砌体锚固位置是否出现明显的破坏征兆,即出现宽度≥0.5 mm的裂缝、砌体局部崩裂、锚固螺栓及悬吊杆件出现较大变形以至试验不能正常进行;第2级荷载为100 N,加载后静置12 h,观察砌体锚固位置是否出现明显破坏征兆;第3级荷载为50 N,加载后静置12 h,观察砌体锚固位置是否出现明显破坏征兆;以后每级荷载均为50 N,直到悬吊杆件出现较大变形,试验无法继续进行为止,记录破坏时的吊挂荷载。

2 试验结果与分析

试验表明,螺栓拉拔试验中出现的破坏模式主要有2种类型(见图6)。破坏模式1:锚固基材表面未出现明显破坏,螺栓被直接拔出;破坏模式2:锚固基材局部崩裂,螺栓被拔出。 试验还发现,同型号螺栓在不同的锚固位置会出现不同的破坏模式,不同型号的螺栓在相同的锚固位置亦会出现相同的破坏模式(见表4)。

经过对砖体孔型及螺栓锚固位置的分析可知,螺栓拉拔试验中出现不同破坏模式主要是由于破坏机理有所不同。出现破坏模式1,主要是因为螺栓经过紧固后,螺栓的直径及锚固深度较小,不足以使套管与孔壁之间产生较大的挤压应力。 当螺栓承受较大的拉力时,螺栓被直接拔出,基材表面未出现明显破损;出现破坏模式2,主要是由于螺栓直径较大,经过紧固后使螺栓端部产生了较大的变形,从而对孔壁产生了较大的挤压应力。另外,对于不同的锚固位置应考虑砂浆的协同作用,其作用大小直接受到施工水平的影响。

由于螺栓拉拔试验采用螺栓类型及个数较多,为了便于统计,对于试验数据的处理均采用同型号螺栓在同一锚固点位置的均值实测数值见表4 。

从表4可以看出,对于同型号螺栓,随着锚固位置的不同,螺栓的抗拉承载力也有所变化;由于砖体孔型的影响,位置A处的螺栓抗拉承载力高于位置B处的承载力;由于砂浆的协同作用,位置C、D处的螺栓抗拉承载力与位置A、B相比有明显的增加。对于不同型号的螺栓,在同一锚固位置,其抗拉承载力也会随着螺栓直径的增大而提高。

试验表明,砌体吊挂试验破坏为螺杆的弯曲和吊杆的断裂,如图7所示。试验过程中,螺杆弯曲的主要原因为吊杆承受了较大的吊挂荷载,在贴近砌体表面的位置产生了较大弯矩;吊杆断裂主要是由于焊接钢筋的焊点存在缺陷,加载过程中在焊接面出现较大的应力集中,造成吊杆的直接断裂。但无论是那种破坏形式,基材表面均未出现宽度≥0.5 mm的破坏性裂缝或局部崩裂。

砌体吊挂试验4个吊点的实测承载力以及吊点、砌体的损伤情况见表5。

从表5可以看出,试验的破坏模式均为螺杆弯曲后不能继续承受吊挂荷载,砌体表面较为完整,无明显裂缝产生。随着吊点位置的变化,极限荷载会出现相应的变化,砂浆与砖体的协同作用使吊挂极限荷载明显提高。不同吊挂位置极限荷载变化的原因可能是,由于螺栓受荷后其端部发生了竖向位移,导致了螺栓松动。虽然各吊点的破坏形式均为螺杆弯曲, 但弯曲的程度存在差异。

由于轻质烧结页岩砖砌体主要用于建筑物的外墙及内隔墙,在实际使用过程中,出现的较大吊挂荷载多为空调室内外机的固定,所以评定时采用空调行业标准进行。根据《房间空气调节器安装质量检验规范(试用版)》规定,室外机普通安装支架与安装面连接,至少使用6个以上 Φ10膨胀螺栓,4500 W以上的外机不少于8个膨胀螺栓[4]。由此规定可知,按照表5吊点最小承载力值600 N计算,采用6个 Φ10螺栓,可以承重3.6 k N(即360 kg),完全能够满足空调室外机的安装要求。

3 锚栓抗拉承载力的计算方法

在建立锚栓抗拉承载力计算公式时,选择位置B为基准位置,其主要原因为:首先,砌体上砖体中部的面积要远远大于砂浆缝的面积。对于本文试验用砌体规格,砂浆缝所占面积仅为12.30%。实际施工中砖体中部被锚固螺栓的概率较大; 其次,锚栓位于砖体中部时,影响其抗拉承载力的因素较少, 无需考虑砂浆的协同作用。鉴于结构的安全性,用砖体中部的锚栓抗拉承载力值作为标准值,能够使结构具有一定的安全储备。所以,先给出位置B处的基准公式,对于位置C、D处的抗拉承载力,在基准公式的基础上乘以相应的位置系数,以考虑砂浆的协同作用。这里需要说明2点:首先是位置A,位于砖体端部,虽然抗拉承载力与位置B相比有所提高,但出于安全考虑,将其与位置B合并视为同一情况,即采用位置B所提出的公式进行计算;其次是针对 Φ6型螺栓,在位置A、B处与位置C、D处的破坏模式虽有不同,但从安全方面考虑, 分析时均采用破坏模式1。

结合表4锚栓破坏模式,按照2种破坏模式建立锚栓抗拉承载力计算公式:第一种为摩擦破坏模型,针对于小直径螺栓(Φ6),如图8(a)所示;另一种为斜45°倒圆锥体破坏模型, 针对大直径螺栓(Φ8、Φ10、Φ12),如图8(b)所示。

由于试验用砌体为典型的脆性材料,锚栓抗拉承载力远低于螺杆自身的抗拉承载力,所以不考虑锚栓拉断这一破坏模型。

根据图8轻质烧结页岩砖砌体小直径和大直径锚栓的破坏模式,轻质烧结页岩砖砌体小直径锚栓抗拉承载力计算公式为:

轻质烧结页岩砖砌体大直径锚栓抗拉承载力计算公式为:

式中:F———螺栓抗拉承载力,N;

Φ———位置系数;

AC———小直径螺栓理想破坏面的面积,mm2;

fm——— 砌体抗压强度, MPa ;

A'C———大直径螺栓理想破坏面的面积,mm2;

hf——— 螺栓锚固长度, mm ;

du———螺栓端部直径,mm。

位置系数的设置主要是考虑到锚固位置位于砂浆缝时, 砂浆与砖体的协同作用。经过对试验的分析,可由锚固位置C、D的实测抗拉承载力平均值与位置A的平均值进行比较得出,见表6。

从表6可以看出,Φ 值与螺栓直径d有关,并近似呈线性关系。通过对表6数据的统计分析,与螺栓直径d的关系式为:

将位置C的计算结果与试验结果进行对比,试验值与计算值之比的均值为0.997、标准差为0.0367、变异系数为0.0368。 将位置D的计算结果与试验结果进行对比,试验值与计算值之比的均值为0.999、标准差为0.0692、变异系数为0.0693。

4 结 语

(1)混凝土用膨胀螺栓在轻质烧结页岩砖砌体上使用具有优良的锚固性能。虽然由于砖体孔型结构及锚固位置的不同,其抗拉承载力会产生一定的波动,但仍能够满足日常使用要求,无需采用专业螺栓。考虑到砌体安全等因素,建议实际施工时采用直径不小于 Φ10的螺栓。

(2)螺栓拉拔试验过程中出现摩擦破坏和圆锥体破坏前, 均有明显的破坏征兆,即螺栓被缓慢拔出,有时伴有砌体局部出现明显破损的情况,破坏形式类似于延性破坏,并未出现螺杆的直接断裂。

(3)轻质烧结页岩砖砌体的螺栓拉拔试验的破坏模式与锚栓直径和锚固位置有关,建立的考虑锚栓直径和锚固位置影响的锚栓抗拉承载力计算公式,符合试验中出现的破坏形式。

温度制度对页岩烧结砖性能影响研究 第5篇

关键词：烧结砖,温度制度,性质,微观结构

1 前言

烧结墙体材料是我国目前用量最大的墙体材料, 它具有工艺简单、性能稳定、施工技术成熟等优点。根据我国具体国情, 减小耕地资源占用, 大力发展页岩制备烧结砖技术, 对我国发展节能绿色建材有着重要的意义[1,2]。

烧结工艺是整个页岩烧结砖制备工艺的核心, 烧结温度的高低、保温时间的长短等工艺参数, 一方面对制备能耗影响巨大, 另一方面对其最终性能起着关键的作用[3,4]。因此, 研究温度制度对页岩烧结砖的性能影响具有特别重要的意义。而相关学者已经对烧结温度制度的研究进行了大量报道, 例如:武汉理工大学马保国等[5]分析了不同的烧结温度及烧结时间对膨润土页岩烧结砖性能的影响, 测试了温度制度对抗压强度、烧结收缩率、体积密度、吸水率和显气孔率指标的影响规律, 结果表明, 不同的烧结温度及烧结时间对膨润土页岩烧结砖的性质有着显著的影响;黄鹏选等[6]通过测定不同的烧结温度和保温时间对烧结砖制品特定物理性能的影响, 得到了烧成收缩随着烧结温度的增加而增加, 而黏土矿物结构的分解发生在787℃~847℃范围内, 随后在847℃~920℃的温度范围内发生氧化物的重新结晶, 导致空隙体积突然改变;郭宏志[7]指出, 不同的粒径的Si O2采取不同的烧结温度, 可以降低干燥收缩和干燥敏感度;姜庆斌等[8]指出, 页岩坯体的烧成温度在940℃~1 080℃之间, 而页岩的含量越高, 允许的最高烧结温度也越高。对以前学者的研究进行总结可以发现, 在现有温度制度的研究中, 大多数学者只是针对烧结砖的部分性质进行了单独研究, 如物理力学性质、温度对烧成反应过程的影响等, 极少就将温度制度对页岩烧结砖整体性质的影响进行系统性的研究, 以及通过运用物理力学性能与微观测试结合, 对页岩烧结砖在不同温度制度下的性能进行论述。

本文通过改变页岩烧结砖烧成温度和保温时间, 获得页岩烧结砖在不同温度制度下强度、显孔隙率、体积密度、泛霜等变化规律;同时, 结合运用XRD、SEM等微观测试, 对其所产生的物理力学性质变化规律进行分析, 并且探索页岩烧结砖的最佳烧成制度, 确定最佳的烧成温度和保温时间。

2 原材料与实验方法

2.1 原料

本次实验所用的页岩原材料来自宜昌。经球磨机10 min粉磨, 获得的页岩物料细度为74 mm的筛余≤10%。其化学组成如表1所示。

2.2 试样制备

试样的制备过程分为原料陈化、坯体成型、砖体烧结等过程, 具体为:

a.陈化

将粉磨好的粉料按85%页岩+15%煤的比例混合并搅拌均匀, 加入12%~15% (干基含水率) 的水造粒, 将混合好的湿料置于温度为20℃±1℃、相对湿度为100%的养护室中进行陈化72 h。

b.成型

陈化好的粉料采用半干压法成型试块, 按方案设定的成型压力加压, 保压时间为30 s。

c.烧结

将成型后的坯体在空气中自然干燥48 h后, 置于鼓风电热干燥箱中在105℃±1℃下干燥24 h。在不同的设定温度制度下进行烧结。

2.3 性能检测

物理力学性能测试:采用游标卡尺测定页岩烧结砖的烧成收缩的尺寸, 分别测定高度、直径和质量的烧结前后的大小, 计算出烧成收缩率;采用JES-2000A型压力试验机测试抗压强度, 分别对每一组试块以加载速度为3k N/s加压, 测定试块的抗压强度;采用吸渗法测定显孔隙率, 将试块置于水中24 h, 测定吸水后的质量, 计算显孔隙率;采用先对页岩烧结砖吸水饱和, 再烘干的方法, 测定泛霜含量。

微观测试:采用德国BRUKER公司生产型号为D8Adwance的D8X射线衍射仪进行XRD分析, 该衍射仪有高精度步径式马达控制双圆测角仪, 测角仪半径≥200 mm, 2θ转动范围-10°~168°, 可读最小步长0.0 001°。实验中, 在2θ为0°~90°中进行扫描, 得到的衍射图像对页岩烧结砖的物相进行分析。采用日本电子株式会社生产型号为JSM-5610LV的扫描电子显微镜进行微观形貌分析, 其具有高真空模式分辨率3.0 nm, 低真空模式分辨率4.0 nm, 放大倍数18X~300 000X, 加速电压0.5k V-30k V, 低真空度1Pa~270 Pa。实验中, 采用加速电压为3k V, 低真空度取20 Pa, 对试样分别在600倍、2 000倍、4 000倍等下进行扫描, 通过扫描得到的图像对孔的形状、大小和烧结液相情况进行分析。

3 试验结果与分析

3.1 烧成收缩

图1表示了页岩烧结砖的烧成温度与烧成收缩率之间的关系。由图可以看出, 当烧成温度由750℃升到950℃时, 质量损失率由6.74%增加到7.23%。由于煤的燃点在500℃左右, 而煤的燃烧是一个动力学过程, 随着温度的升高而不断燃烧。此外, 由表1可知原材料的主要化学成分为Si O2、Al2O3等, 烧结分解产生的气体量会较少。由此, 可以判断在温度由750℃增加到900℃过程中, 质量损失主要来自于煤的燃烧, 而一部分是原料的分解。当烧成温度大于900℃后, 质量损失已经很小, 说明煤的燃烧基本完成。在烧成过程中, 直径损失率由-0.31%增加到2.413%, 且后期损失速率略微加快;高度损失率随温度从750℃升到900℃时, 由0.15%增加到1.32%, 呈线性关系的增长, 但在900℃后, 高度损失率反而减小了, 由1.32%减小0.819%。由于烧成温度的升高, 砖体内部产生的液相量不断增加, 液相不断填充到砖体孔隙中, 并且包裹固体颗粒, 使固体颗粒移动和重排, 造成了整体的体积收缩。

如图3所示, 当烧成温度大于1 000℃时, 烧结试样会出现从上下部位爆裂的情况, 爆裂的高度为0.5 cm~1 cm, 并且中间部位向里收缩量要比周围的明显, 存在着少量的裂纹, 这是由于在高温的条件下, 原料矿物质快速分解生成气体, 而砖体中间部位向四周排放气体的距离最远, 造成气体聚集在中部形成了孔洞。同时, 由于产生大量的液相, 使得原料的滑动阻力减小, 在气体的压力和温度应力作用下上下部位开裂, 中部的砖体收缩。

图2表示了页岩烧结砖在烧成温度为900℃时的保温时间与烧成收缩关系。由图可以看出, 随着保温时间的增加, 质量损失率由7.13%增加到7.30%, 变化较小, 说明相对于烧成温度对质量损失的影响, 保温时间对质量损失的影响不大, 这是由于经过900℃的烧成后, 煤的燃烧基本已经结束, 因此, 在保温过程中, 质量的损失主要是由于原料的分解, 产生质量的损失很小;直径损失率由0.78%升至1.20%, 损失大小随着保温时间增加而增加, 但在7 h后, 损失变得很小;而高度损失率在保温时间由3 h增加到7 h时, 高度损失率由0.81%增加到1.54%, 当保温9 h时, 直径损失率为1.37%, 相对7h的损失反而减小了。由直径损失率和高度损失率的变化规律, 说明原料矿物质在长时间的保温下将会产生较大量的气体, 从而抑制了砖体的收缩, 甚至使得在垂直的方向产生了一定量的膨胀。

3.2 体积密度、吸水率、显气孔率

图4表示了页岩烧结砖烧成温度与密度、吸水率、显孔隙率的关系, 由图可以看出, 随着温度的增加, 页岩烧结砖的密度不断地加大, 从750℃的1.757 g/cm3增加到950℃的1.944 g/cm3, 呈现为线性的关系, 说明砖体出现了整体的收缩;吸水率是随着温度的增加而减小, 烧成温度从750℃升到850℃时, 吸水率由15.3%减少到14.8%, 变化幅度较小, 而当烧结温度从850℃升到950℃时, 吸水率由14.8%快速减小到11.5%, 产生了突然减小的现象, 说明在850℃后孔结构发生了突然的变化;显孔隙率随温度变化呈现的规律和吸水率随温度的规律相似, 也是随着温度的增加而减小, 先是从750℃的29.2%缓慢的减小到850℃的28.9%, 然后从850℃的28.9%快速减小到950℃的23.2%。在850℃后, 吸水率和显孔隙率出现了快速减小的现象, 这主要是由于在850℃的范围内, 达到页岩的固熔点, 在烧结砖内部开始产生液相填充空隙, 同时, 进行阻隔, 分成各个微小的气孔, 从而导致吸水率和显孔隙率突然的减小。

图5表示了页岩烧结砖在烧成温度为900℃时保温时间与体积密度、吸水率、孔隙率的关系, 由图可以看出, 随着保温时间的增加, 体积密度基本呈现增加的趋势, 当保温时间从3 h增至7 h, 增速明显, 从1.856g/cm3增加到1.917 g/cm3, 而保温9 h后, 密度为1.916 g/cm3, 与保温7 h相比基本没有变化, 说明进行保温7 h后, 保温时间对烧结砖的体积密度基本没有影响, 砖体的收缩现象已经稳定;吸水率在保温时间从3h增至7 h时, 减小的速率较快, 从14.5%减小到13.2%, 而保温9 h后, 吸水率为13.1%, 与保温7 h相比变化很小, 说明在保温7 h后, 保温时间对烧结砖的影响在减小, 与体积密度存在着很大的相关性;显孔隙率也随着保温时间的增加而减小, 在保温时间为3 h至7 h的过程中, 孔隙率减小的速率较快, 从28.4%减小到26%, 而保温9 h后, 孔隙率为25.9%, 变化很小, 与体积密度存在着很大的相关性。由上分析可以得出, 在烧结砖保温过程中, 吸水率、孔隙率的变化规律与体积密度变化规律存在着很大的相关性, 说明了在保温7 h后, 砖体的孔结构也已经定型, 整体形状达到稳定的状态, 同时为了达到节能减耗要求, 应选择的最佳的保温时间在7 h左右。

3.3 抗压强度

图6表示了页岩烧结砖的烧成温度与抗压强度、显孔隙率的关系, 由图可以看出, 当烧成温度由750℃升至800℃时, 抗压强度由29.5 MPa增加到31.4 MPa, 增加的速率缓慢;由800℃升至900℃时, 抗压强度由31.4 MPa增加到87.7 MPa, 呈现快速增长现象;由900℃升至950℃, 抗压强度由87.7 MPa减小到40.3MPa快速的减小。说明了在一定烧成温度范围内, 抗压强度随着烧成温度增加而增加, 在900℃时抗压强度达到最大, 烧成温度对抗压强度影响显著。

图7表示了页岩烧结砖页岩在900℃烧成时的保温时间与抗压强度、显孔隙率关系, 由图可以看出, 保温时间由3 h增至7 h时, 压强由98.2 MPa增加到114.2 MPa, 存在着一定的增长趋势;保温时间由7 h增至9 h时, 压强由114.2 MPa下降为106.9 MPa, 相对于烧成温度对抗压强度的影响, 保温时间对抗压强度的影响相对较小。说明在一定保温时间范围内, 压强与时间的增加成正比, 在7h时压强最大。就整体而言, 保温时间能在一定程度上提高抗压强度, 但起到主要作用的还是烧成温度的大小。

由以上结果得出, 在一定范围内升高烧成温度和保温时间, 对抗压强度起到积极的作用, 这主要是因为在这烧成过程中形成了新的结晶体和足量的液相, 使得显孔隙率减小, 且颗粒间结合更加紧密, 从而使抗压强度加大。而当烧成温度过高时, 抗压强度却在减小, 这是由于原料矿物质在烧成过程中快速的产生气体, 在砖体中形成大直径的孔洞, 当冷却时对包围有大量液相的砖体颗粒产生很大的内应力。同时, 烧结体产生的温度应力和晶体的不断生成造成的压力, 均对抗压强度产生副作用影响, 最终导致砖体开裂。

3.4 泛霜

图8表示了页岩烧结砖烧成温度与泛霜情况的关系。当烧成温度由750℃增到850℃时, 泛霜量由0.03 725 g减小至0.0 228 g, 其质量百分比则由0.036%减小到0.022%, 随着烧成温度的升高, 砖体泛霜量快速减小, 说明在这一阶段, 烧成温度的变化对泛霜的影响较大, 提高烧成温度可以很好地改善泛霜问题。当达到850℃时, 泛霜量到达了最小, 随着烧成温度的升高, 泛霜量大小也基本保持不变。这主要是因为在850℃后开始出现了大量的液相, 当降温冷却后对孔通道形成了阻塞的作用, 特别是减小了显孔隙率, 使得可溶性盐在干湿循环析出的过程中受到很大的阻力, 从而使得泛霜量达到最小且析出量基本稳定。从烧成温度的两个不同阶段对泛霜的影响, 可以看出烧结温度造成的孔结构变化对泛霜量的影响非常大, 控制好孔结构的发展对烧结砖泛霜有着重要的意义。

图9表示了页岩烧结砖在900℃烧成时保温时间与泛霜情况的关系。由图可以看出, 在保温时间由3h增到7 h时, 泛霜量由0.02 648 g减小到0.02 455 g, 其质量百分比则由0.025%减小到0.024%。说明了随着保温的时间加长, 泛霜量减小, 但是变化并不明显, 这是因为在经过900℃的烧成后, 砖体中的孔洞被液相填充致密, 而保温时间对液相的产量和砖体密度的影响较小, 从而对孔结构产生的变化不大, 造成了对泛霜的影响小。而当保温时间为9 h时, 泛霜量增加到了0.02 705 g, 其质量百分比则增加到0.026%, 呈现了明显增加的趋势, 这可能是因为更长时间的保温造成后面产生更多的气体, 或者温度应力的增长, 从而造成孔径的增大, 导致了可溶性盐更容易析出。

4 不同温度制度下微观结构的变化

4.1 烧成后页岩烧结砖的孔结构

图10是在利用扫描电镜下, 通过扫描获得对页岩烧结砖在烧成温度为750℃、850℃、950℃下烧成的结构的图像。由图可以看出, 当温度为750℃时, 存在大量的分散颗粒, 且有着数量较多的连通孔, 孔径大;当温度为850℃时, 开始出现大量液相, 包裹固体颗粒形成固溶相, 使得颗粒间紧密结合, 连通的孔被隔断, 从而形成封闭的孔结构;当温度达到900℃后, 液相熔融连接丰富, 各颗粒连成一片, 大量的间隙填充, 使坯体致密化, 在表面上形成了均匀的圆形孔洞, 最大的孔径可达到10μm。

图11是在利用扫描电镜下, 通过扫描获得页岩烧结砖在900℃烧成时分别保温5 h、7 h、9 h下的结构扫描图像。由图可以看出, 保温9 h后的页岩烧结砖比5 h的颗粒连接更加紧密, 说明随着保温时间的增加, 液相在不断的增多, 填充颗粒间隙, 将颗粒连接成一片。但是, 孔结构并没有随着保温时间的变化产生很大的改变, 说明保温时间对孔结构的影响较小。

4.2 页岩烧结砖反应后的化合物及变化规律

已有研究表明, 页岩的主要矿物是石英、伊利石、高岭石、长石等, 当烧成温度在400℃~600℃时, 高岭石分解形成石英, 所以石英的数量不断地增加;在800℃~950℃, 伊利石、长石和石英开始逐步的消解, 在1 050℃~1 100℃时形成新晶相莫来石, 而高岭石在600℃前已经完全分解[9]。作者的实验进一步证实了上面的结论, 图12是在不同烧成温度下烧成得到的页岩烧结砖的X射线分析结果。由图可以看出, 因为实验的测定是从750℃的烧成温度开始的, 在此之前, 高岭石已经完全分解, 所以不存在高岭石;伊利石的峰值随着温度的增加而逐渐减小, 说明伊利石的含量在减少, 当温度到达900℃以后, 峰值基本消失完全, 所以已经完全分解;长石的峰值随着温度的增加在不断地减小, 说明长石的含量在减少;石英的峰值随着温度的增加而有规律的减小, 说明了高岭石在750℃前已经完全分解, 且石英的数量在不断的减少;在温度为750℃时, 莫来石已经有少量的产生, 而且莫来石数量随着温度的增加而增加。由于在原料中加入了15%的煤, 可以看到在温度为750℃~900℃时, 存在着煤的峰值, 其含量随着温度的增加而减小, 当温度达到950℃时, 基本不存在着煤, 说明其已经完全燃烧, 这也验证了前面3.1中提到的, 当温度为900℃时煤的燃烧基本完成。

图13是在利用XRD显微镜观察下, 在900℃烧成得到的烧结砖在不同保温时间的X射线分析结果。由图可以看出, 随着保温时间的加长, 长石和石英的峰值不断的减小, 说明它们的含量在减少;莫来石的峰值变化不大, 说明了保温时间对莫来石含量没有显著的影响;同时, 煤的峰值在减小, 说明在保温的过程中, 煤仍然在不断的燃烧, 其含量也在减小。

5 结论

a.在烧成温度升高和保温时间加长的过程中, 烧结砖的烧成损失、体积密度基本上是不断地增加, 后期的增加较缓慢, 且烧成温度对于烧成收缩的影响要大于保温时间;吸水率和显孔隙率呈现为先较快速减小, 而后保持不变;压强在一定烧成温度和保温时间内, 压强随着烧成温度升高和保温时间加长而增加;泛霜量先是随着烧成温度的升高而减小, 达到850℃后, 泛霜量趋于平稳。

b.由微观观察可以看到, 页岩的主要矿物有长石、石英、莫来石等, 在750℃~950℃温度区间内, 随着温度的升高和保温时间的增加, 长石、石英的含量在不断减小, 而莫来石含量则在不断地增加。同时, 燃烧原料煤在不断的减小。在烧成温度达到850℃后, 形成的液相不断增加, 填充到间隙, 使坯体致密化。

c.综合以上得到的结论, 以及节能降耗的原则, 最好的烧结温度和保温时间选择为大约900℃和7 h。

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页岩烧结性能 第6篇

随着农村生活水平的不断提高和能源结构的改善,越来越大量的农业剩余物如麦草、稻草、山草,树叶等成为农业肥料,焚烧后被用以肥田,所产生的大量烟雾对空气产生了严重的污染[1]。我们在研究普通页岩砖(主要是标准砖及KP1 型)的基础上,添加了一定量的有机质易燃辅料,研发出一种新型环保型墙体材料,替代当前建筑行业正在使用的纯页岩砖、黏土砖和加气混凝土砌块。按照国家产业政策,轻质页岩砖属于新型墙体材料,对轻质页岩砖的研究,既符合经济循环发展的要求,又符合烧结类墙体材料的可持续发展,更符合建设节约型社会的要求[2]。

本研究将一定量的松木木屑作为有机易燃辅料掺入页岩粉末中,采用常压烧结法制备轻质页岩砖,再通过改变其烧制温度和保温时间,研究温度对轻质页岩砖抗压强度、吸水率以及烧成收缩率等性能的影响,从而为合理制定轻质页岩砖烧结工艺提供一定的试验数据和理论依据。

1 试验

1.1 试验原料

所谓的有机易燃辅料是指有机纤维材料,主要是指在农业生产过程中产生的大量废渣,如稻草、秸秆、麦秸、玉米芯等。同时,根据材料不同的特性,可以采用部分工业废料,如提取木糖醇后的玉米芯、甘蔗渣等。本试验采用松木屑及甘蔗渣按约1∶1 的比例充分混合得到的有机质易燃材料作为辅料。这种比例的混合物辅料的级配使其能充分模拟纤维材料在轻质页岩砖中发挥的作用。

本试验页岩砖采用的页岩为广西柳州指定的砖瓦用页岩,为柳州市某页岩厂生产。将页岩放入粉碎机粉碎过0.2mm筛备用。自然状态页岩和页岩粉如图1 所示,页岩的主要化学成分见表1。

%

1.2 试样制备

将经过干燥的松木屑和甘蔗渣以1∶1 的质量比混合均匀得到辅料,将辅料、页岩按7∶2 的质量比混合均匀,放入水中充分搅拌至其具有一定的可塑性后制模(尺寸为240 mm×115mm×53 mm),并保证很快脱模,成型砖坯在自然条件下风干,然后将风干后的砖坯放入电炉中烧结,控制升温速率,升温速率过快,会使砖体的内外压力差变大,造成砖体开裂[3]。

1.3 试验方法

采用2000KN液压的压力试验机,按照GB/T 2542—2012《砌墙砖试验方法》测试试件的抗压强度;根据GB/T 11970—1997《加气混凝土体积密度、含水率和吸水率试验方法》测试试件的吸水率[4];按照GB/T 2542—2012 测试试件的尺寸[5],并以同一砖坯干燥后与焙烧后的尺寸计算它的烧成收缩率。取每组试件测试结果的算术平均值作为试验结果。

2 结果与分析

抗压强度是页岩砖的重要指标之一,抗压强度的大小受到多种因素的影响,温度是决定页岩砖抗压强度大小的一个重要因素。

引发页岩砖耐久性失效,造成性能劣化的因素有多种,其严重性在很大程度上都取决于砖的吸水率,吸水率越低,证明砖的渗透性越小、砖越密实,其抵抗自身和外界环境的化学腐蚀的能力就越强,耐久性相对就会越好[6]。所以,吸水率是影响耐久性的关键因素。

烧成收缩率表示页岩砖干燥后在陪烧过程中体积和长度收缩的物理量,是砖体质量的一项重要技术指标,也是制造磨具的主要参数之一。

现在通过保持升温速率不变,运用单一变量法分别单独控制温度高低和保温时间长短来测试轻质页岩砖的抗压强度、吸水率和烧成收缩率。

2.1 焙烧温度对轻质页岩砖性能的影响

根据烧结过程中温度的差别,可以将轻质页岩砖的烧结程序分为4 个阶段:干燥阶段、预热阶段、焙烧阶段、冷却阶段。

焙烧阶段就是利用高温,让砖坯内部矿物发生化学反应,微观结构发生变化,达到预期的固定外形,并获得所要求的性能,这是配料和成型等工序之后决定页岩砖品质的又一关键工序。选取外型美观、表面平整且无明显裂缝的页岩砖坯,分为9组,每组10 块,保持每组的升温速率和保温时间相同,分别将各组的目标温度控制在800、850、900、950、1000、1050、1100、1130 和1150 ℃,测试各组轻质页岩砖的性能,结果见表2。

由表2 可知,当控制升温速率和保温时间一致的情况下,轻质页岩砖的单砖抗压强度随着焙烧温度的升高而不断增加,但是页岩砖的吸水率却随着温度的升高而不断减小,这是因为当焙烧温度达到一定程度,内部化学物质将不断发生化学反应,形成比较稳定、坚硬的化合物。原料开始溶解,砖的显微结构中会出现大量的玻璃相,这些熔融玻璃相包裹着胶结细小的晶体颗粒,共同填充坯体空隙,使得颗粒相互之间更加靠近,坯体的密度进一步增大,这样砖体的抗压强度提高,吸水率下降,同时砖体收缩增大也导致相应的体积密度随之增大[7]。

干燥收缩主要在干燥阶段,砖胚的内部自由水吸附水逐渐向表层转移,表层的游离水分又发生气化,被流动的热空气带走,砖坯颗粒间距离缩短而产生收缩。在试样的厚方向上形成了不均匀的收缩,这种不均匀的收缩易造成砖胚的翘曲、开裂[5]。由表2 还可以看出,当焙烧温度不大于1000 ℃时,烧成收缩率变化很小,但是当温度超过1000 ℃后,烧成收缩率就显著增大,这是因为当焙烧温度超过一定值后,砖坯原料开始熔融,液相增多,液相填充坯体空隙和细小裂缝,颗粒相互靠近,致密度进一步增大,收缩随之增大[8]。

2.2 保温时间对轻质页岩砖性能的影响

选取外型美观、表面平整且无明显裂缝的页岩砖坯,分为9 组,每组10 块,保持每组的焙烧温度和升温速率相同,只分别将各组的保温时间控制在0、1、2、3、4、5、6、7、8 h,测得各组轻质页岩砖的抗压强度及吸水率如表3 所示。

由表3 可以看出,当控制升温速率以及焙烧温度一致的同时,改变轻质页岩砖的保温时间,随着保温时间的增加,页岩砖的单砖抗压强度在开始时不断提高后来又缓慢降低;轻质页岩砖的吸水率随着保温时间的延长不断减小。这是因为没有保温时间或者保温时间很少的时候,页岩砖烧结不充分,形成的液相较少,颗粒与颗粒之间还有许多不规则的空隙存在;当保温时间为2 h,页岩砖砖体烧结足够充分,砖坯原料的物理和化学性质发生变化,形成了一定量的熔融物,不断的填充颗粒间的空隙,结成一个整体。坯体原料在未烧制前呈现不均匀多相体性,烧制过程中,试样内部各区域物质反应类型不同,所需要的温度条件不同,速度也不一样,必须在目标温度下保温一定的时间,坯体内物质物理和化学反应才更加完全。这个阶段,晶体增多长大,并不断扩散,固相和液相分布更为均匀。

坯体液相量也增加了,在液相表面张力作用下,未溶解颗粒不断相互靠拢,使砖体的体积收缩,气孔率逐渐下降,密度提高,强度相应的提高。所以,最佳的保温时间能使砖体性能达到最优。但是保温时间延长,砖坯中的晶料熔解,晶料中组成骨架的物质也逐渐熔解,降低结构的致密性,砖的力学性能也逐渐降低,所以,轻质页岩砖的保温时间控制在2 h最为合适。

将各组的保温时间控制在0、0.5、1.0、1.5、2.0、2.5、3.0、3.5、4.0 h,测得各组轻质页岩砖的干燥收缩率和烧成收缩率如表4 所示。

由表4 可知,保温时间低于2 h时,轻质页岩砖的烧成收缩率基本不变,当超过2 h时,其烧成收缩率会显著上升。这是因为保温时间低于2 h砖的烧结不充分,超过2 h砖坯会充分烧结形成一种熔融的玻璃液相,玻璃相填充着砖体内空隙和细小裂缝,形成一个整体,所以烧成收缩率值会显著上升[8]。

3 结论

(1)当焙烧温度在800~1150 ℃时,随着焙烧温度升高,抗压强度不断提高,吸水率不断降低。

(2)保温时间提高可以使砖坯内物理和化学反应更加充分,形成新的结晶相,显微结构更加合理,使其内部组织结构更加均一,性能也达到最优。但是保温时间太长,会使砖坯内部形成骨架的晶料熔解,使其力学性能降低;因此保温时间以2 h最为合适。

(3)焙烧温度继续升高到一定程度后,原料开始溶解,出现液相,液相逐渐增多,并填充坯体颗粒孔隙与细小裂缝,使胚体颗粒相互靠近,因此,当焙烧温度达到一定值时烧成收缩率会突然升高;所以,在烧制轻质页岩砖的时候,要控制好焙烧温度。

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页岩烧结性能 第7篇

伴随着我国经济的快速发展, 以牺牲环境为代价来发展经济的现象十分明显, 资源短缺和环境破坏的问题已经让我们无法回避, 节能成为解决当前环境和能源问题的关键。节能是我国经济和社会发展的一项长远战略方针, 也是当前一项极为紧迫的任务, 搞好节能降耗工作是贯彻落实科学发展观、转变经济增长方式和建设资源节约型社会的基本要求, 是生产生活方式的重大变革, 是经济持续健康发展的重要保证。在我国, 建筑能耗超过社会总能耗的25%[1], 这是因为我国既有建筑中超过95%是高能耗建筑[2], 我国单位建筑面积采暖能耗为相近气候条件下发达国家的3倍左右。在建筑中, 外围护结构的热损耗较大, 外围护结构中墙体又占了很大份额, 所以建筑墙体改革与墙体节能技术的发展是建筑节能技术的一个最重要的环节, 发展新型墙体材料就要从根本上改变传统墙体材料大量占用耕地、消耗能源、污染环境的状况, 大力开发和推广应用新型墙体材料, 形成与可持续发展相适应的新型建材产业。

非承重烧结页岩保温砖以页岩、煤矸石、粉煤灰为主要原料, 经高温烧结而成, 其孔洞率超过45%, 用于砌筑非承重墙体。这种产品集结构、保温、防护于一体, 施工简便, 并具有良好的经济性, 同时强度高、质量轻、吸水率低、线膨胀系数低、粘结性能强、抗裂性强、墙面不易开裂及脱落、放射性发挥性指标优于国家规定标准, 保温透气、绿色环保、宜居性好, 是现代城市建设的首选材料[3]。

烧结页岩保温砖墙体一般采用全眠砌筑 (见图1) 和一眠一斗砌筑 (见图2) 两种砌筑方式。全眠砌筑即在砌筑填充墙时, 将宽度与墙体尺寸相适合的墙体材料统一水平放置的砌筑方法。眠、斗结合砌筑就是每眠砌两匹烧结页岩保温砖加贴一斗砌烧结页岩保温砖, 从而实现交错砌筑的砌筑方法。

本文采用FLUENT软件对两种砌筑形式的墙体进行模型分析, 探求不同砌筑形式对墙体热工性能的影响, 以求提高建筑的保温性能。

1 计算模型及物理参数

利用GAMBIT软件分别建立两种砌筑方式的保温砖墙体模型, 如图3~4, 模型中页岩保温砖孔洞填充酚醛树脂泡沫塑料, 且眠、斗砌筑两斗砖之间夹酚醛树脂泡沫板。表1~2为页岩保温砖和酚醛树脂泡沫塑料的物理参数。

2 模拟计算与边界条件

将模型导入FLUENT软件进行传导热模拟, 分析哪种砌筑方式有利于墙体的保温节能。图3~4为两种砌筑墙体的网格模型, 其中一侧墙面模拟室内墙面, 设为固壁边界, 作为高温热源且温度设定为293K, 相对另一侧墙面模拟接触室外空间的墙面, 边界条件设定为压力出口边界条件, 设定温度为253K, 其中压力为1 013 25 Pa, 墙体上下面为绝热壁面, 填充物与保温砖之间的交界面以及墙体与外界大气的交界面采用耦合传热壁面[4,5,6]。

3 结果与分析

利用FLUENT软件进行迭代计算, 分析不同砌筑方式对墙体热工性能的影响, 以墙体中心线温度作为分析对象, 如图5。图中长直线即为墙体中心线, 分析这条直线上的温度分布, 如图6。

由图6可以看到眠、斗砌筑墙体中心线温度分布比全眠砌筑墙体变化大, 这说明两块斗砖之间填充的酚醛树脂保温板对于墙体保温性能起到了关键作用。X轴负方向 (-0.103处) 代表高温热源一侧墙面, 两种砌筑墙体的热源温度相同, 且均为293K, X轴正方向 (0.103处) 代表接触外界环境一侧墙面, 在此处眠、斗砌筑墙体温度低于全眠砌筑墙体温度, 温度相差4K, 保温效果明显, 说明眠、斗砌筑墙体的保温性能更好, 进一步说明了夹在两斗砖之间的酚醛树脂板对于墙体保温的意义。图7~8是两种砌筑墙体模拟传导热过程的温度分布云图, 该分布云图更加直观地表现出了两种砌筑方式下墙体保温性能的差异, 证明了眠、斗砌筑方式对于页岩保温砖墙体保温节能的优势。

4 结论

采用一眠一斗砌筑方式的烧结页岩保温砖墙体比采用全眠砌筑的保温砖墙体热工性能更好。在相同环境条件下, 采用眠、斗砌筑的保温砖墙体室外墙面温度低于采用全眠砌筑的保温砖墙体4K, 保温效果明显, 建议在实际工程中采用眠、斗砌筑形式进行施工。

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