2019, Vol. 6
2. 土木工程智能防灾减灾工业和信息化部重点实验室(哈尔滨工业大学)，哈尔滨 150090
2. Key Lab of Smart Prevention and Mitigation of Civil Engineering Disasters (Harbin Institute of Technology), Ministry of Industry and Information Technology, Harbin 150090, China
粒化高炉矿渣(简称矿渣)是指在高炉冶炼生铁时，得到的以硅铝酸盐为主要成分的熔融物，经淬冷成粒形成的具有潜在活性的材料[1].中国每年矿渣的产量约为10亿t，粉煤灰的排放量到2020年预计达到9亿t[2].碱激发矿渣胶凝材料是以具有潜在活性的工业副产品为原料，采用适当的碱性激发剂激发形成的胶凝材料，其制备过程耗能低、排放低，还具有与普通硅酸盐水泥相似的性能[3].此外，碱激发矿渣胶凝材料具有快硬早强、高强的特点，在高温下性能较稳定[4-5].同时，陶粒、陶砂是经过高温煅烧制得，用其代替普通骨料与碱激发矿渣胶凝材料浆体混合制备的砌块和砌筑砂浆砌筑的砌体似应具有较好的抗火性能.
普通混凝土空心砌块砌体中常用的水泥砂浆和混合砂浆的抗压强度等级一般为Mb7.5~Mb20，而碱激发矿渣陶砂砂浆(AASM)的抗压强度等级为Mb20~Mb30.GB 50003—2011《砌体结构设计规范》[6]中的普通混凝土砌块砌体轴心抗压强度的计算公式的适用范围为砂浆抗压强度不大于20 MPa且不高于块体强度.考虑到碱激发矿渣胶凝材料相比于普通水泥强度高，很容易就能制备出抗压强度等级为Mb20及以上的AASM.同时，其收缩明显高于普通水泥砂浆和混合砂浆[7].因此，碱激发矿渣陶粒混凝土空心砌块(AASCHB)砌体的抗压强度能否按《砌体结构设计规范》[6]进行计算，是关注的问题.
1 试验材料 1.1 原材料矿渣：“哈尔滨矿渣”来自哈尔滨三发新型节能建材有限公司、“唐山矿渣”来自唐山唐龙新型建材有限公司，比表面积分别为379 m2/kg和424 m2/kg.
粉煤灰：黑龙江省双达电力设备有限公司生产的Ⅰ级粉煤灰，密度为2.43 g /cm3.
陶砂：河南省宇轩环保科技有限公司生产，粒径为1 mm，密度为1.8 g/cm3，孔隙率为53%.
矿渣、粉煤灰和陶砂的化学成分见表 1.
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表 1 原材料的化学成分 Tab. 1 Chemical composition of the raw materials |
陶粒：河南省宇轩环保科技有限公司生产，粒径为5~16 mm，干表面密度为830 kg/m3，吸水率为20%，筒压强度为4.2 MPa.
水玻璃：液态硅酸钠水玻璃，其模数为3.2，含水率为64.5%.在试验的过程中改变氢氧化钠用量来调整水玻璃模数.
氢氧化钠：天津市大陆化学试剂厂生产的颗粒状分析纯氢氧化钠，其NaOH含量≥96%.
碳酸钠：天津市致远化学试剂有限公司生产的粉状分析纯碳酸钠，其Na2CO3含量≥99.8%.
1.2 AASCHB和AASM配合比试验所采用的砌块是由矿渣、陶砂、陶粒、激发剂配制而成的AASCHB，砌筑砂浆是由矿渣、粉煤灰、陶砂、激发剂配制而成的AASM，配合比见表 2、3.
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表 2 AASCHB的配合比 Tab. 2 Mix proportions of AASCHB |
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表 3 AASM的配合比 Tab. 3 Mix proportions of AASM |
AASCHB主砌块尺寸为390 mm×190 mm×190 mm，空心率48.3%；辅助砌块尺寸为190 mm×190 mm×190 mm，空心率为36.0%.砌块的细部尺寸见图 1.按照GB/T 4111—2013《混凝土砌块和砖试验方法》[8]对砌块进行轴心抗压试验，每组5个.AASCHB抗压强度见表 4.
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图 1 AASCHB尺寸(mm) Fig. 1 Geometrical sizes of AASCHB (mm) |
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表 4 AASCHB抗压强度实测值 Tab. 4 Measured axial compressive strengths of AASCHB |
根据JGJ/T 70—2009《建筑砂浆基本性能试验方法标准》[9]测试砂浆抗压强度试件的尺寸为70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm，试块底模材质为钢底模.而《砌体结构设计规范》[6]中规定，确定砂浆强度等级时应采用同类块体作为试块底模.由砖底模改为钢底模后，砂浆抗压强度降低，因此，将其抗压强度实测值乘以1.35作为折算后抗压强度值[9].这里需要指出，之所以对钢底模成型的砂浆试块抗压强度实测值通过乘以1.35的系数进行折算，是因为砖底模会吸取砂浆中多余的水分，结硬后的砂浆强度相对较高，而钢底模不吸水，故由砖底模改为钢底模后，砂浆抗压强度会降低[10].AASM抗压强度实测值及折算值见表 5.
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表 5 AASM抗压强度实测值及折算值 Tab. 5 Axial compressive strengths of AASM |
轴心受压试验的试件设计参照GB/T 50129—2011《砌体基本力学性能试验方法标准》[11]中规定的砌筑方法，试件尺寸为990 mm×590 mm×190 mm，见图 2.试验共制作了由3个不同强度等级的AASCHB和3个不同强度等级的AASM砌筑的6组轴心抗压试件，每组6个.试件命名为W7.5-20，其中“W”表示墙，第一个编号“7.5”表示砌块抗压强度等级，第二个编号“20”表示砂浆抗压强度等级，依次类推，所有试件顶部用砂浆找平.轴心抗压试验设计及试件个数见表 6.
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图 2 砌体轴心受压试件尺寸(mm) Fig. 2 Geometrical size of axial compression specimen of masonry (mm) |
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表 6 抗压试验设计及试件个数 Tab. 6 Design of axial compressive strength test and the number of specimens |
本试验采用《砌体基本力学性能试验方法标准》[11]中规定的轴心抗压强度试验方案.所有试件顶部用石膏进行二次找平，确保加载面的平整.
砌体轴压试验在10 000 kN电液伺服压剪机上进行，加载装置见图 3.试验正式加载前，采用预计破坏荷载5%~20%反复预压3~5次，在2次宽面的轴向变形之差小于10%[11]之后进行正式加载.正式加载采用等速率位移控制，上升段为0.3 mm/min，下降段为0.2 mm/min，以此来避免砌体突然破坏.
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图 3 试验加载装置 Fig. 3 Test setup |
所有试件在加载过程中仔细观察并记录试件初始裂缝的出现位置及荷载大小、裂缝的发展情况、试件的破坏形态及破坏荷载的大小.
3 结果与分析 3.1 试验现象根据对试件轴心受压过程的观察和统计分析，AASCHB砌体受压变形过程与普通混凝土空心砌块砌体基本相似.AASCHB砌体从开始受力到破坏的整个过程可分为4个阶段：弹性阶段、单砖裂缝阶段、贯穿裂缝阶段和破坏阶段.
在弹性阶段，砌体处于弹性受力状态，受压变形较小.当荷载增长到极限荷载的40%~80%时，内部发出轻微的撕裂声，单个块体开始出现沿砌块高度贯通的微裂缝，通常出现在试件宽面中间第2~3匹的沿竖向灰缝处(图 4(a))，或在宽面第1匹的沿孔边处(图 4(b))，裂缝发展较缓慢.
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图 4 初裂缝出现位置 Fig. 4 Initial crack location |
随着荷载的进一步增加，宽面出现的裂缝越来越多，沿孔边的细小裂缝逐渐开始向内扩展，沿灰缝竖向的微裂缝逐渐上下贯通.同时，窄面也开始出现竖向裂缝并逐渐扩宽.内部的劈裂声越来越大，裂缝发展速度变快.贯穿的裂缝越来越多，裂缝宽度不断变大，逐渐形成贯通的裂缝群，将砌体分割为若干个长细柱.随着加载的继续，长细柱开始出现失稳或被压碎，砌块壁出现严重外鼓，随竖向压缩变形的增大而砌体承载力降低，AASCHB砌体的破坏形态见图 5.
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图 5 试件典型破坏形态 Fig. 5 Typical failure patterns of the specimens |
AASCHB砌体轴心抗压强度fm, t根据《砌体基本力学性能试验方法标准》[11]公式计算:
| ${f_{{\rm{m}}, {\rm{t}}}} = \frac{N}{A} = \frac{N}{{bh}}, $ | (1) |
式中：N为峰值荷载(N)；A、b、h分别为试件的截面面积(mm2)、平均宽度(mm)和平均厚度(mm).
AASCHB砌体轴心抗压试验结果见表 7.在砂浆强度一定时，AASCHB砌体抗压强度随砌块抗压强度的增大而增大.在砌块强度一定时，AASM抗压强度对AASCHB砌体抗压强度的影响相对复杂.
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表 7 砌体轴心抗压强度试验结果 Tab. 7 Test results of axial compressive strength of masonry |
中国现行国家标准《砌体结构设计规范》[6]规定砌体轴心抗压强度平均值按下式计算:
| ${f_{\rm{m}}} = {k_1}f_1^\alpha \left( {1 + 0.07{f_2}} \right){k_2}, $ | (2) |
式中：f1为砌块抗压强度平均值(MPa)；f2为砂浆抗压强度平均值(MPa)；k1为与块材类别有关的系数，对于混凝土砌块，k1=0.46；α为与块材高度有关的系数，对于混凝土砌块，α=0.9；k2为砂浆强度影响修正系数，当f2>10 MPa时，k2=1.1-0.01f2.
考虑到AASCHB的孔洞率和平整度与普通混凝土空心砌块基本相当，故k1取0.46；考虑到AASCHB的高度及壁的高厚比与普通混凝土空心砌块基本持平，故α取0.9.通过对试验数据的回归分析，得到AASCHB砌体的轴心抗压强度计算公式为
| ${f_{\rm{m}}} = {\alpha _1}0.46f_1^{0.9}\left( {1 + 0.04{f_2}} \right){k_2}, $ | (3) |
式中：α1为AASM特性系数，α1=1.15；当20 MPa≤f2≤30 MPa时，k2取1.2-0.02f2.
选取式(3)中与砂浆强度f2有关的部分，即φ(f2)=(1+0.04f2)k2=(1+0.04f2)(1.2-0.02f2).对其一阶求导，可得φ′ (f2)=0.028-0.001 6f2.可得出当f2＞17.5 MPa时，φ′(f2) < 0；当f2＜17.5 MPa时，φ′(f2)>0.即当砂浆强度小于17.5 MPa时，砌体的抗压强度随着砂浆强度的增大而增大；当砂浆强度大于17.5 MPa时，砌体的抗压强度随着砂浆强度的提高反而降低.本次试验所采用的砂浆强度等级为Mb20~Mb30，可以看出试验结果与式(3)的变化规律基本保持一致.
当砂浆强度大于17.5 MPa时，随着AASM抗压强度的提高，砌体抗压强度降低，这主要是因为AASM抗压强度越高，激发用碱的掺量越大，反应速度越快，收缩也就越大[12].收缩引起结硬的砂浆层开裂，致使其沿墙长出现不连续，对砌体的约束作用降低，砌体抗压强度降低.
砌体轴心抗压强度实测值、拟合值和规范值对比见表 8.1)fm, 3/fm, t平均值为1.04，标准差为0.18，变异系数为0.17，说明用式(3)预估AASCHB砌体轴心抗压强度是可行的；2)fm, t普遍低于相应基于式(2)的计算值，是由于AASM较相同体积含砂率的普通水泥砂浆和混合砂浆收缩大[13-15].
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表 8 砌体轴心抗压强度实测值与拟合公式值对比 Tab. 8 Comparison of measured and calculated values by fitting formulae for masonry axial compressive strength |
1) 发现用AASCHB和AASM砌筑的砌体轴心抗压强度试验值普遍低于《砌体结构设计规范》相应公式的预估值.
2) 在《砌体结构设计规范》砌块砌体抗压强度计算公式的基础上，通过引入AASM特性系数，调整砂浆强度影响修正系数，建立了与试验结果吻合良好的AASCHB砌体抗压强度计算公式.
| [1] |
郑文忠, 朱晶. 碱矿渣胶凝材料结构工程应用基础[M]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学出版社, 2015: 1. ZHENG Wenzhong, ZHU Jing. Application foundation of alkali-activated slag cementitious material in structural engineering[M]. Harbin: Harbin Institute of Technology Press, 2015: 1. |
| [2] |
吴元锋, 仪桂云, 刘全润, 等. 粉煤灰综合利用现状[J]. 洁净煤技术, 2013, 19(6): 100. WU Yuanfeng, YI Guiyun, LIU Quanrun, et al. Current situation of comprehensive utilization of fly ash[J]. Clean Coal Technology, 2013, 19(6): 100. |
| [3] |
PROVIS J L, BERNAL S A. Geopolymers and related alkali-activated materials[J]. Annual Review of Materials Research, 2014, 44(44): 300. |
| [4] |
祝贺.碱矿渣基地质聚合物的制备及其高温性能研究[D].南宁: 广西大学, 2016: 45 ZHU He.The preparation and high temperature performance research of alkali slag base geopolymer materials[D].Nanning: Guangxi University, 2016: 45 |
| [5] |
郑文忠, 陈伟宏, 王英. 碱矿渣胶凝材料的耐高温性能[J]. 华中科技大学学报(自然科学版), 2009, 37(10): 98. ZHENG Wenzhong, CHEN Weihong, WANG Ying. High-temperature resistance performance of alkali-activated slag cementitious materials[J]. Journal of Huazhong University of Science and Technology (Natural Science Edition), 2009, 37(10): 98. |
| [6] |
砌体结构设计规范: GB 50003-2011[S].北京: 中国建筑工业出版社, 2011
|
| [7] |
孔德玉, 张俊芝, 倪彤元, 等. 碱激发胶凝材料及混凝土研究进展[J]. 硅酸盐学报, 2009, 37(1): 151. KONG Deyu, ZHANG Junzhi, NI Tongyuan, et al. Research progress on alkali-activated binders and concrete[J]. Journal of the Chinese Ceramic Society, 2009, 37(1): 151. DOI:10.3321/j.issn:0454-5648.2009.01.029 |
| [8] |
混凝土砌块和砖试验方法: GB/T 4111-2013[S].北京: 中国标准出版社, 2013
|
| [9] |
建筑砂浆基本性能试验方法标准: JGJ/T 70-2009[S].北京: 中国建筑工业出版社, 2009
|
| [10] |
黄靓, 陈行之. 应规范建筑砂浆强度试块的底模材料[J]. 建筑砌块与砌块建筑, 2011(3): 19. HUANG Liang, CHEN Xingzhi. The bottom mould material of building mortar strength test block should be standardized[J]. Building Block&Block Building, 2011(3): 19. |
| [11] |
砌体基本力学性能试验方法标准: GB/T 50129-2011[S].北京: 中国建筑工业出版社, 2011
|
| [12] |
AYDIN S, BARADAN B. Effect of activator type and content on properties of alkali-activated slag mortars[J]. Composites Part B Engineering, 2014, 57(3): 168. |
| [13] |
陈科, 杨长辉, 潘群, 等. 碱-矿渣水泥砂浆的干缩特性[J]. 重庆大学学报, 2012, 35(5): 64. CHEN Ke, YANG Changhui, PAN Qun, et al. Drying shrinkage characteristics of alkali-slag cement mortar[J]. Journal of Chongqing University, 2012, 35(5): 64. |
| [14] |
顾亚敏, 方永浩. 碱矿渣水泥的收缩与开裂特性及其减缩与增韧[J]. 硅酸盐学报, 2012(1): 76. GU Yamin, FANG Yonghao. Shrinkage, cracking, shrinkage-reducing and toughening of alkali-activated slag cement-a short review[J]. Journal of the Chinese Ceramic Society, 2012(1): 76. |
| [15] |
王维才, 饶福才, 唐和俊, 等. 碱矿渣混凝土干燥收缩性能与预测模型研究[J]. 建筑技术, 2013, 44(2): 161. WANG Weicai, RAO Fucai, TANG Hejun, et al. Drying shrinkage and prediction model of alkali-slag concrete[J]. Architecture Technology, 2013, 44(2): 161. DOI:10.3969/j.issn.1000-4726.2013.02.020 |