不同取代率下鋼渣混凝土力學特性及耐久性研究

曹芙波,楊 珍,王晨霞,王高峰,劉 濤,王曉云,李曉莉

(1.內蒙古科技大學 土木工程學院, 內蒙古 包頭 014010; 2.內蒙古自治區高校智能建造與運維工程研究中心,內蒙古 包頭 014010; 3.包鋼集團冶金渣綜合利用開發有限責任公司, 內蒙古 包頭 014010)

0 引 言

粗鋼冶煉過程中會排放大量的鋼渣,但由于鋼渣安定性的制約,我國鋼渣年產量高但利用率非常低[1-3]。鋼渣與水泥一樣具有與膠凝材料類似的活性,二者礦相主要成分相似,所以鋼渣可以應用到混凝土中[4-5]。利用鋼渣作粗骨料可以制備性能更好的混凝土[6],鋼渣表面粗糙且硬度較好,與砂漿間的粘結效果明顯改善,從而提高了混凝土強度以及耐久性。大摻量鋼渣砂漿進行快速碳化養護24 h以及干燥預處理后[7],制備的試件已具有接近90 MPa的抗壓強度,說明適當的干燥預處理對碳化反應的進行是有利的,且存在最佳失水率,為74.4%。低強度鋼渣混凝土的膠砂試件強度和流動度相對來說會更加敏感,但強度隨摻量變化的整體走勢不變,仍呈現隨摻量增加而降低的趨勢[8]。添加鋼渣粉的自密實混凝土有較好的耐腐蝕性能[9],鋼渣的加入使其早期與后期強度明顯提高。將鋼渣作為骨料制備混凝土發現其在極端環境下的耐久性較普通混凝土表現更好[10];將鋼渣等量替代碎石后[11],研究鋼渣混凝土的耐久性,發現以鋼渣50%摻量優勢明顯,抗硫酸鹽侵蝕性能、抗氯離子滲透、抗碳化以及抗收縮性均得到提高。

為響應國家提出的“節能減排”和“循環經濟”要求,鋼渣的利用越來越廣泛,但鋼渣是鋼鐵工業過程的廢棄產物,鋼渣粗骨料表面粗糙(見圖1),化學成分、物理性質受諸多因素的影響,目前的研究尚不全面、不完整。 本試驗直接以鋼渣代替混凝土粗骨料,研究在不同水灰比、鋼渣粗骨料取代率、凍融循環次數等參數下鋼渣粗骨料混凝土的力學性能與抗凍性,建立鋼渣粗骨料混凝土抗壓強度和凍融損傷模型,以期為后續實體工程提供一定的參考。

圖1 鋼渣篩分及放大圖Fig.1 Screening and magnification of steel slag

1 試驗材料和試驗方法

1.1 試驗材料

采用內蒙古蒙西水泥公司的P·O42.5普通硅酸鹽水泥,鋼渣與水泥的主要化學成分類似,見表1。表2為水泥物理性能表,表3為砂、碎石、鋼渣的物理性能。外加劑采用萘系引氣減水劑,減水率>20%,以混凝土坍落度達到200 mm為準則控制其摻量;試驗用水為自來水。

表1 原材料的化學組成Table 1 Chemical composition of raw materials

表2 水泥物理性能Table 2 Physical properties of cement

表3 砂、碎石、鋼渣的物理性能Table 3 Physical properties of sand, gravel, and steel slag

1.2 試驗方法

鋼渣等體積取代普通碎石,水灰比w/c為0.45的鋼渣取代率β分別設為0、30%、60%、100%,水灰比分別為0.40、0.45、0.50的混凝土鋼渣取代率為100%,鋼渣粗骨料混凝土具體配合比見表4。

表4 試驗鋼渣骨料混凝土配合比Table 4 Mix proportions of specimens for the test

制備尺寸為100 mm×100 mm×100 mm的立方體試件進行抗壓強度、劈裂抗拉強度以及凍融后強度損失試驗;尺寸為100 mm×100 mm×400 mm的棱柱體試件進行抗折強度、抗碳化性能及凍融后質量損失、動彈性模量損失試驗。

2 結果與討論

2.1 鋼渣粗骨料混凝土強度

圖2為鋼渣粗骨料強度指標,可以發現鋼渣粗骨料混凝土各強度指標隨齡期T的變化規律與普通混凝土(G-0.45-0組)相似,各強度隨β增加而增加,隨w/c增大而減小,3個力學指標的增長曲線都具有對數函數的圖像特征。

圖2 鋼渣粗骨料混凝土強度指標Fig.2 Strength indices of steel slag coarse aggregate concrete

在養護前期(T=3～14 d)抗壓強度增長迅速,中期(T=14～28 d)抗壓強度增速略有減小,但已接近或超過設計強度值,養護中后期(T=28～120 d),普通碎石混凝土的抗壓強度增長幅度較其他組小,平均每天增長約0.07 MPa,達到平臺狀態,而鋼渣混凝土在中后期抗壓強度的日平均增速約為普通混凝土的2倍。當β=100%,w/c=0.45時,28 d的抗壓強度較對照組提高13%,120 d的抗壓強度提高了25.5%。鋼渣混凝土整體呈現隨齡期逐漸增長的趨勢,主要原因是鋼渣粗糙的表面以及自身的水硬活性使鋼渣與水泥石之間形成“凹凸面”[12]使界面過渡區更加密實,增加了混凝土的整體強度(如圖3)。

圖3 界面過渡區微觀結構(2 000倍)Fig.3 Structure of interface transition zone(magnified by 2 000 times)

β均為100%時,w/c增大含氣量也不斷增大,w/c為0.50時抗壓強度隨齡期增長速率較其他2組緩慢,抗拉與抗折強度表現也劣于其他2組,這是由于鋼渣粗骨料表面粗糙、吸水率高導致的,在混凝土強度等級設計時應加以考慮。

T=90 d時,各組鋼渣混凝土劈裂抗拉強度、抗折強度幾乎不隨T變化,達到平臺期,90 d前抗折強度的增長曲線比劈裂抗拉強度更具有線性特征。隨著β的增大,同一齡期的劈裂抗拉與抗折強度的增速減小。120 d時,β分別為60%、100%的鋼渣混凝土2種強度數值已幾乎相等。β=100%,w/c=0.45時,28 d劈裂抗拉強度較普通組提高12.6%,抗折強度提高了7.1%。

混凝土的力學性能指標受β、w/c的影響較為顯著,且隨T的延長呈現特定的規律性。鋼渣粗骨料混凝土的核心組成成分就是鋼渣,也是影響力學指標的主因素。 鋼渣吸水率較大,早期鋼渣飽水后,在養護后期鋼渣自身的水分能促進鋼渣表面的水化反應,使后期強度繼續增加[13],鋼渣本身具有很多活性礦物(如C2S、CaO、C3A等)。這些成分均具有一定的膠凝性,與水泥的黏合度較好,鋼渣-水泥界面強度較好。

為了準確、合理地描述鋼渣粗骨料混凝土在不同β、w/c條件下抗壓強度隨齡期T的增長情況,對試驗數據進行分析,并參考王家濱等[14]提出抗壓強度增長模型。

圖4為立方體抗壓強度與β、w/c之間的關系,可以發現立方體抗壓強度與β大體上呈現較為明顯的線性關系,與w/c之間線性關系不明顯。分析對應規律,建立β、w/c對抗壓強度的無量綱影響因子為kβ、kw/c,可表示為:

圖4 立方體抗壓強度與β、w/c之間的關系Fig.4 Relationship of compressive strength versus β and w/c

kβ=a1β+b1;

(1)

kw/c=(1+w/c)-t。

(2)

式中a1、b1、t均為擬合待定系數。

根據圖4中齡期T與立方體抗壓強度之間的規律,建立立方體抗壓強度fc關于齡期T的目標函數為

fc=d1+g1ln(T+h1) 。

(3)

式中d1、g1、h1均為擬合待定系數。

基于以上分析,考慮β、w/c影響因子的鋼渣粗骨料混凝土抗壓強度f增長模型為

f=kβkw/sfc。

(4)

綜合式(1)—式(4),經多元回歸分析得到基于β、w/c的反映鋼渣粗骨料混凝土抗壓強度隨齡期變化的數值模型為

f=(0.8β+8.95)(1+w/c)-4.16·

[11.12+3.58ln(T-2.16)] ;

R2=0.934 。

(5)

2.2 鋼渣粗骨料混凝土抗碳化性能

鋼渣粗骨料混凝土快速碳化試驗采用100 mm×100 mm×400 mm的棱柱體試件,3塊為一組。由于混凝土角區的碳化是一個二維擴散過程,CO2沿相鄰2個面共同擴散,試驗過程中發現成型面頂面與兩側面均有二維碳化現象,底部由于石子和鋼渣的分布較為密集,難以測量。因此,對試件各面進行測量時僅考慮上部角區的影響,頂面角區碳化深度采用OE,側面角區部分采用OD,見圖5。

圖5 混凝土角區碳化情況Fig.5 Carbonization of concrete corner

圖6為鋼渣粗骨料混凝土碳化齡期與碳化深度的關系。碳化箱內溫度、濕度、CO2濃度均保持不變,在CO2的持續碳化作用下,混凝土的水化產物會與CO2發生反應,生成降低混凝土堿度的CaCO3,所以各組碳化深度均隨T的增長而增加。 鋼渣粗骨料較普通粗骨料偏小,導致鋼渣粗骨料摻量為60%的混凝土(G-0.45-60)組,G-0.45-100組碳化深度始終小于相同強度等級下的其他各組。鋼渣骨料表面粗糙不平,所以其與水泥石粘結也會形成一個凹凸的平面,稱之為“凹凸面”,且鋼渣的化學成分與水泥相似,在后期發生微化學反應,混凝土界面過渡區會更加致密[15-17],從而導致CO2在混凝土中的傳播減弱。由圖6(b)可知,碳化28 d前,不同強度等級的全鋼渣混凝土碳化深度相差不大,其中28 d時G-0.40-100組的碳化深度比G-0.50-100組低1.5 mm。在60 d時,G-0.40-100組的碳化深度在緩慢提高,這是因為混凝土中的部分孔隙被碳化生成的CaCO3和其他固態產物填充,降低了孔隙率,很大程度上減少了大孔,從而對后續CO2的擴散起到很好的抑制作用,明顯改善了混凝土的密實性,提高了強度。

圖6 鋼渣粗骨料混凝土碳化齡期-碳化深度關系Fig.6 Relationship between carbonation age and carbona-tion depth of steel slag coarse aggregate concrete

圖7為鋼渣粗骨料混凝土各面碳化深度對比,普通混凝土(G-0.45-0)的碳化深度總體比其他各組的碳化深度大,但總的來說,普通混凝土碳化深度頂面、左右側面以及底面相差不大;摻入鋼渣粗骨料以后,各面碳化深度的規律表現大體一致:碳化深度最大的是頂面,其次是側面,底面最小。

圖7 不同鋼渣取代率鋼渣粗骨料混凝土各面碳化深度對比Fig.7 Comparison of carbonation depth of steel slag coarse aggregate concrete with different replacement ratios

隨著鋼渣替代率的增加,頂面與底面碳化深度差距變大,G-0.45-0的28 d時頂面較底面的碳化深度增加了34.6%,G-0.45-100頂底面碳化差距最大,為53.4%。主要原因是:鋼渣骨料密度較大,在混凝土澆筑過程中,鋼渣骨料會下沉,而水泥膠凝材料則會上浮,造成試件底部粗骨料較多,更加密實,而頂面水泥砂漿較多,密實性變差,而左右兩側面相對于頂面和底面更加均勻,所以左右側面碳化深度相差不大。

2.3 鋼渣粗骨料混凝土的凍融破壞特征

采用水凍水融的快凍法進行凍融試驗,主要考慮鋼渣混凝土在不同的β和混凝土強度設計等級下,凍融循環0、50、100、150、200次后的破壞情況,以動彈性模量與質量損失作為判定標準。如圖8所示,鋼渣粗骨料混凝土凍融前,試件表面平整光滑;凍融50次后,表面開始出現小孔洞;凍融100次后,小孔洞發展為麻面現象,水泥砂漿有脫落趨勢;凍融循環達到150次后,麻面現象進一步發展,試件變得粗糙,水泥漿剝落量增加,可以看到小部分裸露的粗骨料,兩端骨料也有了脫落現象;凍融200次后,混凝土表面剝落進一步加劇,整體外形破壞嚴重。

圖8 鋼渣粗骨料混凝土凍融破壞形態Fig.8 Freeze-thaw damage mode of steel slag coarse aggregate

同一凍融循環次數下,試件破壞程度與β成反比,與w/c成正比。 因此鋼渣的加入可以明顯減弱凍融循環對混凝土的破壞作用,降低w/c則可降低混凝土內部孔隙率,使結構更致密,同時降低混凝土內部自由水數量,進而降低凍融損傷。

2.4 SEM界面過渡區凍融前后分析

圖9為G-0.45-0組、G-0.45-100組凍融前后的掃描電鏡(Scanning Electron Microscope,SEM)圖像,電鏡目標區域為粗骨料與水泥石間的界面過渡區(Interfacial Transition Zone,ITZ)處,旨在觀察凍融造成的裂隙、破壞以及化合物成分變化。

圖9 凍融前后界面過渡區SEM圖像(5 000倍)Fig.9 SEM images of interfacial transition zone before and after freeze-thaw (magnified by 5 000 times)

由圖9(a)可知G-0.45-0組未凍融的普通骨料與水泥石之間粘結并不緊密,ITZ處水泥石結構不緊密,存在寬度1～2 μm的裂隙,含有片層狀Ca(OH)2結晶以及未水化水泥顆粒;隨著凍融次數增加,普通骨料與水泥石ITZ處孔洞與裂隙均有發展,與粗骨料連接處的水泥結構稀松、多孔洞,在水泥水化產物C-S-H表面生長出少量針狀鈣礬石[18-19],表明水化產物中的硅鋁相物質已開始與環境中的硫酸根產生反應;進一步凍融后,ITZ處已基本被長約3～4 μm的棒狀鈣礬石覆蓋,并開始向骨料和水泥石表面延伸,ITZ處水泥的結構緊密度進一步弱化;150次凍融循環后,鈣礬石基本遍布于視野中,其長度普遍增長至5 μm以上,可以明顯觀察到骨料與水泥石之間形成了8 μm以上直徑的裂縫。

由圖9(b)可知G-0.45-100組微觀界面過渡區,摻入鋼渣的混凝土抗凍性較普通混凝土明顯改善。未凍融的鋼渣粗骨料混凝土鋼渣與水泥石之間粘結作用也優于普通混凝土,二者之間裂縫寬度約1 μm,水泥石結構完整、致密,無孔洞、裂隙等不良區域,水泥水化程度較好;開始凍融后,與鋼渣相粘結的水泥石破壞程度不明顯,鋼渣外側可以明顯觀察到大量片層狀Ca(OH)2存在,主要由C2S、C3S水化反應生成,同時還有C-S-H凝膠生成,這一現象既說明了水泥水化較為充分,還佐證了鋼渣硅鋁相成分含量豐富,可以參與水化反應;與普通混凝土不同的是,在凍融循環一定次數后才可觀察到鈣礬石生成,說明凍融后才有外界硫離子侵入到ITZ處,鋼渣粗骨料混凝土較普通混凝土有更優異的密實性與抗凍能力,除此之外,100次凍融循環后還觀察到立方體的水化鋁酸鈣;150次凍融循環后,可以觀察到水泥石部位有一定數量的鈣礬石,但鋼渣粗骨料混凝土鈣礬石的大小、密度均遠遠低于普通混凝土。與此同時,還可觀測到薄片狀的單硫型水化硫鋁酸鈣,這是因為混凝土體系內沒有足夠的硫離子來維持鈣礬石的高硫結構,進一步說明了鋼渣粗骨料混凝土密實性較好,經凍融循環后,依然對硫離子有較好的隔離能力,抗凍性能比普通混凝土優秀。

2.5 鋼渣粗骨料混凝土的抗凍性能

圖10為鋼渣粗骨料混凝土凍融損傷指標。凍融循環次數N相同,w/c相同的條件下,隨著β的增加混凝土質量損失率、抗壓強度損失率、動彈性模量損失率均會有所降低;而N相同,β均為100%時,隨著w/c的升高混凝土質量損失率、抗壓強損失率、動彈性模量損失率均會增加,各組試件的凍融破壞隨著凍融循環次數的增加,增長規律近似呈指數形式,即凍融過程中損傷在加速積累。

圖10 不同β、w/c下的鋼渣粗骨料混凝土動彈性模量損失率Fig.10 Relationship of dynamic elastic modulus loss rate versus β and w/c

凍融循環50次時,各組試件質量有少許增加,質量損失率均為負值,這是由于凍融初期混凝土內部微裂縫會發生擴展,從而吸附自由水,結合圖8來看此時試件整體完好,因此在飽和面干狀態時由于吸附了一定的自由水,其質量大于凍融循環前的質量。 值得一提的是,在凍融100次后,相同w/c下,β越小質量損失率越大,G-0.45-30組在凍融100次后質量損失較其他組仍有較大增加,繼續凍融后其質量損失快速增大,增長速率僅次于G-0.45-0組,而G-0.50-100組、G-0.45-100組以及G-0.40-100組的質量損失增長緩慢,每50次凍融循環平均增長0.1%。

凍融循環次數逐漸增加,w/c=0.5的鋼渣粗骨料混凝土以及β=0的普通骨料混凝土抗壓強度損失率增長明顯,且增長速率遠大于其余組;β分別為30%、60%、100%的各組強度損失率的增長及增速較為接近,平均每50次凍融循環強度損失率增加2%,β=60%與β=100%的強度損失數值上基本相同,所以當鋼渣取代率達到60%時,再繼續增大取代率對抗壓強度損失的延緩沒有作用。綜合上述,制作大摻量的鋼渣粗骨料混凝土時并不適合使用w/c過大的配合比。

圖11為不同凍融循環次數下的鋼渣粗骨料混凝土凍融損傷指標,綜合圖10、圖11來看,凍融循環次數N越少,動彈性模量損失率與β、w/c的線性程度就越好;隨著w/c與β的增加,動彈性模量的降低與增加的趨勢在減緩。

圖11 不同凍融循環次數下的鋼渣粗骨料混凝土凍融損傷指標Fig.11 Freeze-thaw damage indices of steel slag coarse aggregate concrete under different freeze-thaw cycles

由于各組動彈性模量損失率數據區分度較高,且與β、w/c之間的關系明朗,動彈性模量損失率可定量描述混凝土凍融損傷程度,從而建立凍融損傷模型。

用一元二次多項式表述凍融循環次數與彈性模量損失率yN之間的關系,即

yN=a2N2+b2N+d2。

(6)

式中a2、b2、d2為凍融損傷系數。

β與動彈性模量損失率之間的關系用冪函數表示,設定β對動彈性模量損失率的影響因子qβ為

qβ=g2βh2+t2。

(7)

式中g2、h2、t2均為擬合待定系數。

以線性表達式描述w/c與動彈性模量損失率之間的關系,設定w/c對動彈性模量損失率的無量綱影響因子qw/c為

qw/c=m2(w/c)+n2。

(8)

式中m2、n2均為擬合待定系數。

基于以上分析,考慮β、w/c影響因子的鋼渣再生粗骨料混凝土動彈性模量損失率DE數值模型為

DE=yNqβqw/c。

(9)

通過最小二乘法對試驗數據進行分析,建立了基于動彈性模量損失率并考慮凍融循環次數N、鋼渣取代率β及水灰比w/c的凍融損傷模型如下

DE=(0.379N2+20.813N+1 441.354)·

(-0.056β0.563+0.117)(-0.203w/c+0.109);

R2=0.98 。

(10)

3 結 論

(1)各個強度隨β增加而增加,隨著w/c增大而減小,立方體抗壓強度與β間有良好的線性規律;T=28 d時,β=100%,w/c=0.45的鋼渣混凝土立方體抗壓強度較對照組提高13%,劈裂抗拉強度提高12.6%,抗折強度提高了7.1%。

(2)鋼渣粗骨料混凝土各試件頂面碳化深度最大,兩側次之,底面最小,隨著鋼渣取代率的增加,T=28 d時,G-0.45-0的碳化深度頂面較底面增加了34.6%,G-0.45-100相差最大,為53.4%。

(3)隨著β的增加混凝土質量損失率、強度損失率以及動彈性模量損失率均降低,隨著w/c的升高均增加;β=60%時,強度損失率增速相對來說最小。

(4)通過數據分析提出β、w/c對立方體抗壓強度以及凍融循環后動彈性模量損失率的無量綱影響因子,并以此建立考慮β、w/c的抗壓強度模型與凍融損傷模型。