烧结页岩砖范文

2024-06-01

烧结页岩砖范文（精选7篇）

烧结页岩砖第1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。

轻质烧结页岩砖砌体后锚固性能第2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。

城市污泥烧结页岩砖生产工艺研究第3篇

随着城市化进程的继续深入,越来越多的人进入城市生活,城市污水也在不断地增加。2002年底,全国已有污水处理厂537座[1],到了2010年全国的污水处理厂已经达到2500座,各个城市的污水处理厂都在超负荷运转,2015年,国家又加强发展了污水处理能力,每年会产生3000万t的脱水污泥量,这些污水处理厂虽然使城市生活和环境得到了改善,同时也产生了大量的城市污泥[2]。城市污泥处理现在已经成为了全世界关注的污水处理后续环境问题,但是污水处理水平没有太大的提高[3]。

本研究是在前期研究的基础上[4,5,6,7,8,9,10,11,12],将一定量的污泥掺入页岩中,生产污泥烧结页岩砖,这样能大量消耗城市污泥,减少城市污泥对环境带来的危害,同时又不改变页岩砖生产工艺,不增加页岩砖生产成本,这是处理城市污泥的一种有效方法。且污泥热值比较高,烧制污泥砖可以节省大量能源[13]。城市污泥烧结页岩砖的研发既实现了城市污泥的减量化,无害化和资源化处理,同时改善了页岩砖的性能,使之具有保温隔热作用。

1 试验

1.1 原材料和仪器设备

页岩呈黑色,自然状态下页岩为块状,试验所用页岩来自柳州高阳建材厂,将采来页岩加入球磨机中粉碎并过0.2 mm筛备用;试验所用污泥来自柳州白沙污水处理厂,该处理厂处理的污水全部是生活污水,产出污泥经测试平均含水率为83.2%,呈灰褐色,颜色一般没多大变化。污泥和页岩的主要化学成分见表1。

本试验采用尺寸为240 mm×115 mm×53 mm的木质砖模,砖模如图1所示。采用手工制胚的方法制作污泥砖胚,由于材料收缩,可能产生一定的误差。本试验所用砖炉为武汉电炉实验电炉厂生产的SSX2-16-1型实验室电炉。

1.2 试样制备及性能测试

将粉碎后过0.2 mm筛备用的页岩粉与污泥按照不同配比混合搅拌一定时间,加入适量水并继续搅拌均匀后放入砖模通过人工振捣、泥刀修整表面,制成砖胚后放在湿度为30%的实验室中自然干燥一段时间后将砖坯移入电炉中按照烧结程序控制温度保温一定时间后,让其自然冷却,然后取出测试其抗压强度和吸水率。

1.3 正交试验

影响污泥页岩砖强度和吸水率的因素很多,其中污泥与页岩的配比、烧结温度、保温时间对污泥页岩砖的抗压强度和吸水率影响较大,所以本次试验采用正交试验设计,选取这3个影响因素,每个因素选取3个水平。试验因素和水平见表2。

2 试验结果与分析

2.1 正交试验结果与分析

正交试验结果见表3,极差分析见表4。

从表4可以看出,对于污泥砖抗压强度影响由大到小是:污泥掺量>烧结温度>保温时间,最优方案为A1B2C2。对于污泥砖吸水率影响由大到小是:烧结温度>污泥掺量>保温时间,最优方案为A1B3C3。

污泥掺量是影响抗压强度的主要因素,烧结温度是影响吸水率的主要因素,而保温时间对于抗压强度和吸水率的影响最小,C2和C3区别不大,综合考虑,最优方案为:污泥掺量为10%,烧结温度为1050℃,保温时间为11 h,此时制备的污泥砖抗压强度为13.8 MPa,吸水率为6.9%,符合承重砖MU10有关强度等级和吸水率的要求。

本试验主要目的是最大限度地利用城市污泥以减少其对环境带来的影响,在符合国家标准对于填充墙基本强度要求的基础上尽量多用污泥,下面对污泥掺量、烧结温度、保温时间进行更深一步的优化、讨论。

2.2 污泥掺量对污泥页岩砖性能的影响

设定烧结温度为1050℃,保温时间为11 h,污泥掺量对污泥砖性能的影响如图2所示。

从图2可以看出,当污泥掺量从0到25%不断增加时,砖的抗压强度不断降低,而砖的吸水率不断增大。当污泥掺量达到25%时,污泥页岩砖的强度下降到4.5 MPa,而吸水率增加到了24%。经分析,当在温度达到120℃时,砖中的有机物开始碳化,在高温烧结过程中,砖中的有机物不断燃烧直至消耗殆尽,在砖体内部形成大量的孔隙,污泥含量越高,砖中的有机物含量越高,形成的孔隙越多,砖的密实性越低,砖坯中材料颗粒的粘结力就会越小,砖的抗压强度越低,相反吸水率就会越大。随着污泥掺量的增加,污泥砖中的Ca O和Mg O的增加,也会影响砖的强度[14]。

2.3 烧结温度对污泥页岩砖性能的影响

保持污泥掺量为20%,保温时间11 h不变,烧结温度对污泥页岩砖性能的影响如图3所示。

图3烧结温度对污泥页岩砖性能的影响

由图3可以看出,污泥页岩砖的抗压强度随着烧结温度的升高而不断提高,但是污泥砖的吸水率却随着烧结温度的增加而不断减小。这是因为当烧结温度达到一定程度,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,这些化合物的形成有利于砖体机械强度的提高。高温下原料开始熔解,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上升,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[15]。当烧结温度为1050℃时,城市污泥页岩砖的性能够符合现行规范的要求。

2.4 保温时间对污泥页岩砖性能的影响

保持污泥掺量20%、烧结温度1050℃,保温时间对城市污泥页岩砖性能的影响如图4所示。

图4保温时间对污泥页岩砖性能的影响

欠火砖是由于保温时间不够而造成的砖体内部颗粒化学反应没有完成,Fe元素没有与氧气充分反应,砖体颜色发白,砖体硬度和抗压强度较低。过火砖是砖胚烧结时间过长,砖体内部颗粒形成熔融状态物质,这些物质填充砖体孔洞提高砖体致密性,并在砖体表面形成保护层。过火砖虽然强度较高,但是砖体变形缩小过大,影响砌筑质量。保温时间在9 h时,出现欠火砖的几率较大,随着保温时间的增加,欠火砖出现的几率逐渐减小。但是并非保温时间越长越好,保温时间过长,会使已形成的晶体熔解,大大影响砖体性能[16]。保温时间过长,也会使出现过火砖的几率增大,当保温时间在11 h时,砖体抗压强度和吸水率等性能良好,均能满足要求。

3 结语

温度对污泥烧结页岩砖裂缝的影响第4篇

随着人民生活水平的提高和人口的剧增, 我国各大中型城市的污水处理厂已经高负荷的工作。污泥的处理问题已经成为限制我国城市发展的重要问题。如今污泥处理方式大致有:焚烧、卫生填埋和二次利用等。但是这几种污泥处理的方式都有或多或少的缺点, 不能够达到污泥减量化、无害化和资源化处理的目的。然而污泥烧结页岩砖的研发与推广能很好地解决这一问题。在制坯过程中掺入一定量的污泥不仅可以减轻砖体的质量, 而且还具有很好的保温、隔热作用, 是一种理想的建筑墙体材料。

在坯体成型的过程中, 由于页岩的粘结力小, 所以坯体成型主要是靠机械的挤压力以及坯体中水分与各矿物之间的相互作用力。当坯体外表面与坯体内部形成较大的应力差时, 坯体就会开裂。通过实验研究表明, 温度是控制砖体裂缝形成的一个重要因素, 因此, 在坯体烧制过程中对温度的控制尤其重要。

1 实验

1.1 原料

实验中所需页岩取自于柳州市沙塘镇古灵机砖厂, 页岩呈黑色, 其主要化学成分为:Si O2、K2O、Al2O3、Na2O、Fe2O3、Ca O和Mg O等化合物[1]。实验所需污泥取自柳州市污水治理有限责任公司, 呈褐黑色, 有腐臭味, 呈粘滞状, 其含有的主要化学成分与所取的页岩大致相同。

1.2 实验过程

制坯时先将所取污泥放入烘干箱中进行烘烤, 然后将干燥后的污泥放入球磨机中进行磨碎, 筛选出粒径小于250μm的污泥颗粒, 同样将页岩放入球磨机中磨碎, 并筛选出粒径小于180μm的页岩颗粒, 将2种颗粒按一定质量比 (污泥10%、页岩90%) 进行混合, 然后加入一定量的水进行搅拌, 当具有一定可塑性后, 放入标准砖模 (240 mm×115 mm×53 mm) 中进行制模。按相同比例制作污泥烧结页岩砖砖坯100块, 选出20块每组10块, 将其分成A、B两组, 用于测试在干燥过程中温度对砖坯裂缝的影响。剩余的砖坯, 用于测试在烧制过程中温度对砖体裂缝的影响。

2 实验结果与分析

2.1 在干燥过程中温度对砖坯裂缝的影响

砖坯的干燥对砖质量的好坏有着重要影响, 而在砖坯干燥过程中温度又起着至关重要的作用。干燥的不充分、干燥时升温太急或干燥时温度控制的不合理等一些原因, 都会形成裂缝给砖坯造成致命的伤害。选取1组砖坯, 在干燥过程中进行温度控制, 考察其对砖坯裂缝形成的影响。将A、B两组砖坯分别放入干燥箱中, 采用2种不同的升温程序对砖坯进行干燥, 并每隔60 min对砖坯进行1次观察, 记录各时间段砖坯中裂缝的数量, 结果见表1。

由表1可知, 在砖坯干燥过程中, 对比A、B组, 升温时间越长, 形成的裂缝也越多;而升温时间缓慢, 可以有效地控制裂缝的形成。这是因为在砖坯干燥过程中, 其热量传导的路线是由砖坯外表面向砖坯内表面传递的[2]。当升温过急时, 砖坯外表面温度要远远大于砖坯内表面温度, 这样砖坯表面水分蒸发速度比内部快, 导致砖坯外表面干燥收缩大于内表面收缩, 形成内外应力差, 当应力差增大到一定程度后会使砖坯产生裂缝。这些裂缝在焙烧阶段就会进一步增大, 最终会大大影响砖体的抗压性能。所以在砖坯干燥时一定要选择合理的升温程序, 不仅能有效地控制裂缝的数量, 而且还能提高砖的质量。图1为砖坯在干燥过程中产生的裂缝。

2.2 烧结阶段中温度对污泥烧结页岩裂缝的影响

把干燥后的污泥砖坯放入硅钼电阻炉 (武汉电庐实验电炉厂制造) 中进行烧结, 在烧结过程中裂缝的形成主要是在预热阶段、保温阶段和冷却阶段。为了更好地分析在这3个阶段中裂缝形成的原因, 采用2种不同的烧结程序进行对比实验。表2是通过大量的烧结实验和数据处理, 得到的适合污泥烧结页岩砖的烧结程序。现通过对比实验以及砖体的抗压实验来研究在烧结阶段时温度对砖体裂缝的影响, 以及裂缝对砖体力学性能的影响。

将剩余砖坯分成C、D两组 (注:2组砖坯都是经过合理的干燥程序干燥后的砖坯) 。砖坯采用表2所示的烧结程序进行烧制。

每隔60 min观察1次, 并记录砖坯中裂缝的数量。烧结完成后从2组砖中各取10块进行抗压强度对比实验, 实验结果如表3所示。

通过对记录的数据分析可知, D组实验所烧制的成品砖中, 裂缝在各阶段增长的数量要远远多于C组实验中相同阶段, 并且由表3可知, 带裂缝的砖体的抗压强度要远远低于没有裂缝的砖体。这是因为, 将干燥后的砖坯放入焙烧炉中烧结时, 砖坯中还存在2种水分, 一种是干燥后残余的水分, 另一种是化合物中的结合水[3]。而预热阶段的作用主要是为了加热砖坯, 而不是要将砖坯内的水分子全部排除。如果在预热阶段升温速率过快, 电阻炉中的温度会很快达到污泥的燃烧点, 污泥燃烧会放出大量的热量, 从而使砖坯内温度远远高于砖坯外表面温度, 这样砖坯内水分在高温下会迅速汽化而急剧膨胀, 从而产生很大的应力, 当超过砖坯的抗裂强度时会使砖坯开裂, 严重时会使砖坯炸裂。而一旦砖体出现裂缝后, 砖的质量就会明显下降, 所以在预热阶段对升温速率的控制是非常有必要的。图2为在预热阶段由于温度控制不合理而引起的裂缝。

进入保温、冷却阶段后, 温度的控制依然对裂缝的产生有着重要影响。砖坯在经过高温焙烧阶段后, 砖体内发生了大量复杂的物理、化学反应。如果保温时间不够、冷却过快, 就会使砖体内烧结不充分, 形成液相很少, 颗粒与颗粒之间就会存在许多不规则的空隙[4]。这样不仅会影响砖体的质量, 同时在冷却时降温速度过快, 会导致砖体外表面温度要远远低低于砖体内部温度, 这样的内外温差就会使砖体内产生很大的应力, 当这种内部应力大于砖体的抗裂强度时, 砖体表面就会产生裂纹[5]。当温度降到500℃左右时, 页岩中的石英晶型将发生转变, 这种转变会使坯体发生剧烈收缩, 同时也会使砖体产生裂纹[6]。

图3为在保温、冷却阶段由于温度控制不合理而引起的砖体裂缝, 图4为通过合理、稳定的烧结程序烧制出的成品。

因此, 在烧制污泥烧结页岩砖时, 必须要有充足的保温时间和平缓的降温程序。但是若保温时间过长就会容易产生过火砖。所以, 在烧制污泥烧结页岩砖时一定要有合理、稳定的烧结程序, 这样才能烧制出既美观又耐用的污泥页岩砖。

3 结语

(1) 砖坯的干燥效果对砖成品质量有着直接的影响, 合理的干燥程序是砖成品质量好坏的先决条件。一般砖坯干燥时温度宜控制在100~130℃, 升温速率不宜过块。

(2) 对于污泥烧结页岩砖而言, 预热阶段极其重要, 因为这一阶段是裂缝形成的主要阶段。在预热阶段中必须要缓慢加热, 必要时可以适当延长预热段, 使砖坯内外部均匀受热。尽量阻止在此阶段中出现裂缝, 确保砖的基本性能。

(3) 在保温、冷却阶段, 一定要有充足保温时间, 但保温时间又不宜过长, 建议保温时间控制在2 h左右。这样不仅可以保证砖体充分烧结, 而且可以防止因冷却过快, 而导致裂缝形成。

摘要：通过对污泥烧结页岩砖在烧制过程中裂缝成因的研究, 可以防止在烧制过程裂缝的产生, 从而达到提高成品质量的目的。以页岩和污泥为原料制作砖坯, 采用不同的干燥程序和焙烧程序进行对比实验。首先将2组砖坯分别放入不同干燥程序的干燥箱中进行干燥, 然后再放到不同焙烧程序的电阻炉中进行焙烧, 采用炉外观察法记录各个阶段中裂缝的数量。实验表明:干燥阶段和预热阶段升温过急, 会严重增加裂缝数量, 而且在此阶段形成的裂缝对砖成品质量影响非常大;冷却阶段降温过快, 同样也会导致裂缝的产生, 降低砖质量;温度是影响砖裂缝形成的一个重要原因, 合理地控制温度是防止裂缝产生的有效手段, 是确保砖质量的重要前提。

关键词：污泥烧结页岩砖,温度,裂缝

参考文献

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[2]吕瑞卿.烧结空心砖裂纹的防治[J].砖瓦, 2006 (3) :43-46.

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[5]许拥胜, 徐双军.烧结砖裂纹分析及解决思路[J].砖瓦, 2009 (6) :28-31.

页岩烧结瓦坯体烧结机理研究第5篇

目前,我国屋面烧结瓦工业正处于重要的转型期。为了解决屋顶隔热保温和防水的问题,“平顶屋面改为坡面”的理念正逐渐深入到建筑设计和改造过程之中。国家近年来已经提出了新建建筑工程房顶坡屋面不少于工程总量的30%的要求,这大大增加了对屋面瓦的需求。尤其是烧结屋面瓦,由于其具有保温、隔声、防火、寿命长,可为建筑美观设计提供更多灵活性的优点,使得我国建筑对中高档次烧结瓦的需求量大增,这必将拉动烧结瓦生产的快速发展。例如,仅2008年全国烧结屋面瓦从国外引进的生产线就达9条[1]。纵观我国烧结瓦行业,为了执行国家禁止使用黏土烧制砖瓦的政策,许多企业开始对新原料资源进行开发试验,许多企业弃黏土而改用页岩作为生产原料,走出了一条成功之路。用页岩代替黏土制备烧结瓦,从生产工艺上看,由于页岩具有比黏土低收缩、低干燥敏感系数等物理性能,使得用页岩制备烧结瓦可快速干燥,烧成速度比黏土制瓦提高15%~20%[2]。然而,目前对原料研究还不足,仍处于准科学的经验阶段,没有形成材料科学理论系统[3]。本文旨在通过本课题的研究,了解用页岩作原料制备烧结瓦在烧结过程中的加热变化过程,探索页岩烧结瓦的烧结机理,研究不同温度段的物相变化,完善理论并指导烧结生产工艺。

1 试验

1.1 试验原料

试验选用洛阳某县灰色页岩和红色页岩矿物为原料,其化学成分见表1,灰色页岩主要矿物组成为石英、长石、伊利石、铁矿及少量的方解石,红色页岩主要矿物组成为石英、伊利石、高岭石、铁矿及少量的长石。

1.2 样品的制备与测试

1.2.1 生坯的制备

按灰色页岩与红色页岩质量比1∶1配料,混合均匀,加水后置于密封袋内陈腐24 h,每12 h揉泥1次,然后在3个10mm×10 mm×60 mm的模具里成型。脱模后,试样自然干燥至表面发白,然后放入110℃的鼓风干燥箱内直至试样恒重为止。

1.2.2 差热分析(DTA)及热膨胀分析(TMA)

在制好的生坯上取样,用WCT-2A型微机差热天平进行测试,测试温度25~1300℃,升温速率10℃/min。将制好的生坯1段放入RPZ-03高温热膨胀仪中测试,测试温度25~1300℃,升温速率5℃/min。

1.2.3 X-射线衍射分析及扫描电子显微镜分析

将制好的生坯6段放入WTW型梯温电阻炉内进行煅烧。取不同温度段的试样,利用Y-2000型X-射线衍射仪和KYKY-2800B型扫描电子显微镜进行XRD分析及SEM分析。

2 试验结果与讨论

2.1 坯体烧结过程中的物理化学变化

从原料的矿物组成看,生坯的主要矿物组成为:石英、伊利石、高岭石、长石、铁矿及少量的方解石。生坯烘干后,在加热过程中发生的物理化学变化可通过差热曲线(见图1)进行分析。

从图1可见,生坯加热到500~600℃有一吸热谷,分析应为多方面作用的结果:石英的晶型转变;伊利石大部分羟基逸出,晶格破坏;高岭石羟基全部逸出,结构破坏成非晶态,形成偏高岭石等[4]。随着温度继续升高,差热分析曲线表现出一直吸热的趋势,曲线较光滑,没有明显的峰谷出现。由此可知,在这期间整个反应过程并不是在某一特定温度下进行,而是随着温度的升高而逐步完成:有伊利石继续脱水分解吸热反应;伊利石晶格中的铁以赤铁矿的形式逸出;碳酸盐分解反应和各杂质分解,一些晶体结构破坏;1000℃左右非晶态放热,非晶态结晶等。在这些变化中虽有放热反应,但放热量很小,与吸热量抵消,整个曲线表现为吸热过程。在1100~1200℃时,有一较大吸热谷,说明这时液相大量产生,坯体内的低共熔成分熔融形成低共熔体。根据泰曼学派认为,烧结温度(Ts)和熔融温度(Te)的关系为Ts≈(0.8~0.9)Te推知[5],坯体开始烧结温度约为880℃。

2.2 坯体烧结过程中的物相变化

为了充分了解生坯在烧结过程中的物相变化,从梯温炉试样中分段取样,用X-射线衍射仪对样品a(400~450℃)、b(550~600℃)、c(800~850℃)、d(900~950℃)、e(1050~1100℃)、f(1200~1260℃)进行XRD分析,结果如图2所示。

分析上述XRD图谱,在400~450℃内,主要矿物组成为石英、伊利石、长石、高岭石,说明这时未发生任何反应;在550~600℃内,坯体中的石英含量升高,高岭石消失,说明这时高岭石已经全部分解,羟基全部逸出,结构破坏成非晶态,同时分解出的Si O2使石英含量增高。高岭石分解反应如下:

A12O3·2Si O2·2H2O→A12O3·2Si O2(偏高岭石)+2H2O

在800~950℃,参照差热分析,这一阶段伊利石正在逐步分解。从图谱上看到,坯体中的石英含量逐渐回落,长石含量在减少。根据K2O-A12O3-Si O2系统相图可知,三元低共熔物到985℃时出现[5],但由于含铁矿物及杂质的存在,实际低共熔点的温度要比相图所示温度低。因此,当温度升到900℃左右,在长石和石英、长石和分解后的黏土颗粒的接触部位开始产生液相熔滴,长石减少,石英量减少。

在1100~1050℃,XRD图谱显示,坯体中伊利石已全部分解,并且有新晶相莫来石形成。坯体晶相以石英为主,但与900~950℃时的坯体相比,石英晶体的含量逐渐减少,这说明部分石英与Al2O3反应生成莫来石,部分石英晶体熔于随温度升高而增多的玻璃相中,最后还有一部分石英残留。长石消失,说明长石全部熔于玻璃相。到1200℃以上,石英为坯体主晶相,另外还存在着少量莫来石,同时含有大量的玻璃相。

2.3 坯体烧结过程的机理

将制好的生坯放入高温热膨胀仪中测试得热膨胀分析曲线(见图3)。

从图3可看出,从开始煅烧到600℃,体积略有膨胀,是由于坯体排除干燥后残余的水分及矿物脱水及石英晶型转变所致。从850℃开始体积收缩,900℃以后体积快速收缩,直到1050℃体积收缩为最小值,坯体这时达到最致密结构。超过1050℃后,体积开始增大,致密结构被破坏。

为了充分了解生坯的烧结机理,对样品a(400~450℃)、b(550~600℃)、c(800~850℃)、d(900~950℃)、e(1050~1100℃)、f(1200~1260℃)进行SEM分析,结果如图4所示。

从图4可看出,在400~600℃时,坯体基本上没变化,固体颗粒呈分散状态;在800~950℃时,坯体仍处于松散状态,但颗粒表面已部分熔融,少量玻璃相开始出现;在1050~1100℃时,坯体局部已出现较多的玻璃相,并将石英等固体颗粒粘结在一起,大部分气孔被填充,坯体致密化;达到1200℃时,大量玻璃相形成,形成大量气孔,体系中液相过多,使坯体软化变形过烧。

3 页岩烧结瓦的烧结机理

烧结过程是一个物理-化学变化综合过程,它改变了坯体中的矿物组成。结合差热分析、XRD分析、热膨胀分析及SEM分析,本试验研究的页岩烧结瓦的烧成过程可以归纳为如下3个阶段:

第1阶段:在850℃以前,坯体排除干燥后残余的水分,固体颗粒紧密靠拢,将使坯体产生轻微收缩,但这种收缩并不能完全弥补水分蒸发所造成的空隙;高岭石、伊利石矿物脱水,晶体结构被破坏。因此坯体经此阶段后,坯体体积有所增大。

第2阶段:在850~1050℃,随着温度的升高,伊利石继续脱水,新的结晶相莫来石形成,同时生成一定量的液态玻璃相。在此阶段,坯体中的长石不断熔融,并熔解黏土分解物和细石英,从而促进黏土矿物的分解和莫来石的形成。玻璃相在毛细管力和表面张力的作用下填补空隙,封闭部分表面气孔,粘结颗粒,并形成网状结构,坯体不断收缩,1050℃时结构达到最致密状态,坯体逐渐烧结成瓦坯。

第3阶段:在温度高于1100℃以上时,坯体内的气泡在玻璃相和新晶体的形成与长大作用下合并而长大,坯体内的一些气泡往坯体外排出,在表面形成一些开口气孔,这些气孔较大,不容易完全闭合。当温度超过1050℃时,坯体表面的开口气孔使坯体线膨胀增大的形成速率超过了气孔的闭合,这时气孔在坯体内留下很多较大的空洞。液相过多还使坯体出现变形,起泡等缺陷。

4 结论

(1)用灰色页岩和红色页岩制备烧结瓦,晶相以石英为主,含少量的莫来石相,并含有一定的玻璃相。显微结构表明,烧结瓦是以固相作骨架,液相填充其间并粘结固相,烧结瓦烧结属于液相烧结。

(2)坯体在加热过程中发生的主要物理化学变化为:坯体排除残留水分,高岭石、伊利石矿物脱水,晶体结构被破坏。新的结晶相莫来石形成和液态玻璃相形成。

(3)用灰色页岩和红色页岩制备烧结瓦,其烧结温度范围应为850~1050℃,最佳烧结温度为1050℃,这时结构最致密。超过1050℃,液相过多,坯体过烧。

参考文献

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[4]杨南如,岳文海.无机非金属材料图谱手册[M].武汉:武汉工业大学出版社,2000:201-236.

页岩烧结性能的研究第6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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[3]方同明, 黄淇, 李小龙, 等.北京西山下马岭组砖瓦用页岩资源特征分析[J].砖瓦, 2012, (11) :5-10.

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[5]黄榜彪, 黎喜强, 朱基珍, 等.温度对污泥页岩砖基本性能的影响[J].广西工学院学报.2012, 23 (4) :8-12.

[6]赵伟, 张林生, 王军.页岩砖生产过程中用城市污泥为部分原料的试验研究[J].环境污染治理技术与设备.2005, (4) :40-43.

[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.

烧结页岩砖第7篇

关键词：烧结污泥页岩砖,污泥,掺量,抗压强度

0 引言

随着人民生活水平的提高和城市人口的剧增,我国现阶段城市污水处理事业飞速发展和污泥处理运行困难的问题逐渐显现出来。据调查,截至2010年年底,全国城镇污水处理量达到343亿m3,脱水污泥产生量接近2 200万t,而且其中有80%没有得到妥善处理[1,2,3]。城市污泥不能合理的处置已经成为制约城市发展的枷锁。结合国家建材行业“十二五”规划,国家倡导要大力发展循环经济,积极发展节能环保新材料,将城市污泥掺入页岩粉中制坯、烧结成砖,不仅可实现污泥的妥善处理,还可以消除污染,节约了堆放污泥所需要的土地及填埋而产生的毒性有机物对环境的危害,而且也可以使其变废为宝,创造一定的经济效益[4]。真正落实国家关于污水处理厂污泥处理的无害化、资源化、减量化的指导性意见。本文以充分利用城市污泥为出发点,主要研究城市污泥的掺量对烧结污泥页岩砖强度的影响,以提高污泥利用率,降低产品成本,生产出满足要求的砖[5]。

1 实验分析

1.1 实验材料

1.1.1 污泥

污泥选自广西柳州市某水处理厂,半固体状,颜色呈黑色,自然含水率80%,松散干容重为0.72 g/cm3。该厂处理的污水,生活污水占2/3,工业废水占1/3,工业废水主要包括化工、造纸、食品、电镀和化纤等行业。经生化分析,污泥的化学成分和重金属含量分别见表1~2。将水分含量在70~80%的污泥倒入沉淀池内,通过沉淀脱水处理后污泥的含水量降低到12%左右备用。

1.1.2 页岩

页岩采自柳州市周边普通页岩,呈深紫色,松散干容重1.36 g/cm3,化学成分见表3。将页岩放入鼓风机中烘干,再用球磨机粉碎为粒径≤0.3 mm的页岩粉备用。采用以上粒径的页岩,不仅有利于在制坯搅拌时能与污泥充分混合均匀,还有利于提高压制成型后的砖坯密实度[6]。

1.2 成品制备

根据研究污泥掺量对烧结页岩砖强度的影响这一实验目的,将污泥与页岩粉分别按表4所示的配比分为A、B、C、D、E五组。在相同实验条件下,分别加少量水放入搅拌机进行充分搅拌(原料的总含水量不超过15%)。将搅拌处理后的原料通过真空挤压制砖机挤压,把原料变成泥条,再用自动切坯机制做成砖坯,试样规格为240×115×90(mm)。将五组湿砖坯在同条件下放入干燥室干燥后,送入高温炉900~1 050℃烧制成成品[7,8]。

注:污泥与页岩都为干重。

1.3 抗压强度实验

分别从不同污泥掺量的A、B、C、D、E组烧制出的成品中随机挑选成型好、表面规则平整的5块制作成抗压试块。根据GB/T 2542-2003《砌墙砖试验方法》中的抗压试块采用坐浆的制作方法。

(1)首先将玻璃板平稳地放在试件制备平台上,将一张薄纸置于玻璃杯上,使薄纸均匀的湿润。

(2)在纸上铺一层稠度适宜的厚度不超过5 mm的水泥浆,其中水泥浆用32.5的普通硅酸盐水泥调制。

(3)将待试验的抗压试块在水中浸泡10~20 min后放置在钢丝架上,滴水3~5 min。

(4)使试块的受扭面平稳地坐置于水泥浆上,在对立受压面上稍加压力,使试块的整个受压面与水泥层均匀粘结,操作过程使试块的侧面与玻璃板保持垂直。

(5)待水泥浆适当凝固后,将试块连同玻璃板翻放在另一铺纸放浆的玻璃板上,再重复前述步骤使用坐浆法试验,使用水平尺校正玻璃板的水平。

(6)将待试验的试件制作完成后,在不低于10℃的室温下养护3 d[5]。

待试块养护好后,进行成品抗压强度试验。先测量每个试块的长度和宽度(精确到1 mm)。将试块放入试验机内,分级加载直至试块破坏,读出压力值,从而得出试块抗压强度。

2 实验结果与分析

对不同污泥掺量的烧结污泥页岩砖进行抗压强度的实验,读出破坏时的压力值,并计算出砖块的抗压强度。结果见表5。

从表5可知,随着污泥掺量的增加,砖的抗压强度下降较为明显;当污泥的含量百分数为10%时,烧结污泥页岩砖成品的平均抗压强度最大,为21.1MPa;当含量增大到40%时,烧结污泥页岩砖成品的平均抗压强度最低,为4.52MPa,平均抗压强度下降了78%,试验结果与中南大学的赵伟、张林生等人的研究结果一致[9,10,11]。从表5中块体尺寸的变化可以看出,随着污泥含量的增加,砖块收缩也呈现逐渐增大的趋势。分析原因是因为污泥中含有大量有机质,在砖块坯体的高温焙烧过程中,有机质充分燃烧,在砖体内留下了大量孔洞,随着污泥含量的增加,烧结出的转体孔洞会相应的增加,这就会造成坯体干燥和烧结过程中各种材料颗粒相互粘结力降低,导致收缩愈加严重,砖体变形加大,从而很大程度地影响了砖的抗压强度[12]。

3 结论

(1)在相同时实验条件下,随着污泥掺量在烧结污泥页岩砖中的增加,砖体的抗压强度显著降低。

(2)烧结污泥页岩砖中污泥的质量百分数在10%时,抗压强度最高,烧结成品的抗压强度指标满足GB 5101-1998《烧结多孔砖强度等级》中的MU20的强度等级。

(3)为了最大程度的实现污泥资源化利用,满足GB13544-2000《烧结多孔砖》标准的要求,烧结污泥页岩砖中污泥的质量百分数控制在30%以内最佳。

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参考文献

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[3]董晓峰,沈光银,池跃章,等.利用造纸污泥生产建筑轻质节能砖[J].浙江建筑,2008,25(2):50-53.

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[5]涂丽丽.城市污泥资源化制透水砖的可行性研究[D].南昌:南昌航空大学,2008.

[6]黄榜彪,景嘉骅,李青,等.轻质烧结页岩砖的研发[J].新型建筑材料,2011,(11):45-47.