高溫荷載耦合作用下地聚物砂漿損傷模型研究

2023-02-25 13:47:00陳昊陳鑫李棟偉

科學技術與工程 2023年2期

陳昊，陳鑫，2*，李棟偉

(1.東華理工大學土木與建筑工程學院，南昌 330013； 2.東華理工大學核資源與環境國家重點實驗室，南昌 330013)

作為傳統的建筑材料，砂漿廣泛應用于土木工程領域，而水泥作為使混凝土中粗細骨料能良好膠結的最主要的膠凝材料，每年全世界使用量十分龐大，但生產水泥需要經過粉磨和煅燒處理，這個過程需要消耗大量的能源，同時也釋放出了大量的 CO2，這對于環境有著極大的危害[1-3]。據數據統計，生產1 t水泥會釋放出約1 t的CO2到大氣，這對于全球變暖而言是一個重大問題[4-5]，而每年中國應生產水泥排放的CO2占全國總排放量的10%[6]，這使得生產水泥在破壞環境的同時也在阻礙土木工程的進一步發展。因此，尋找可取代水泥成為未來建筑的主要材料就顯得尤為重要。

作為工業廢棄物高爐礦渣和粉煤灰等材料，在中國年利用率普遍低于70%，而在歐美等發達國家年利用率高于中國，并且生產粉煤灰相比于水泥而言，會減少80%～90%的CO2排放量[7-8]，而地聚物堿激發膠凝材料是利用具有火山灰活性或者水硬性的礦物與其他材料結構中的Si-O鍵和Al-O鍵在堿性激發劑的作用下斷裂，玻璃體結構不斷解體，并在生成硅酸根離子和鋁酸根離子，并在堿性環境下進一步反應脫水聚合成聚鋁硅氧縮聚大分子鏈，形成具有一定強度的聚合物[9]。因此地聚物作為集綠色環保與高效性能為一體[10]替代水泥作為混凝土膠凝材料的做法近幾十年被廣泛地應用于土木工程行業。

Shah等[11]研究了20 ℃ 低環境溫度、35 ℃ 高環境溫度和 65 ℃固化溫度對堿激活粉煤灰-礦渣的砂漿的早期機械性能的影響，研究表明固化溫度能顯著提高砂漿的早期強度。宋天詣等[12]研究了硅鋁比、激發劑類型和骨料對地聚物混凝土在高溫環境下的強度變化規律，發現高硅鋁比的材料和鉀基激發劑可以提高地聚物混凝土在高溫環境下的抗壓強度。文獻[13-15]認為地聚物膠凝材料和骨料之間的熱不相容性是地聚物混凝土強度下降的主要原因。

關于堿激發粉煤灰砂漿的研究，中外很多學者都在進行，且大多數都只研究常溫下堿激活粉煤灰-渣體系的微觀結構和力學性質[16-19]，但對于地聚物砂漿其在不同溫度下的各項性能指標研究的則相對較少。因此，現基于不同溫度下，以地聚物砂漿為研究對象，通過力學試驗于微觀試驗，探究其溫度影響其各項性能的影響。

1 試驗準備

1.1 試驗材料

地聚物砂漿的配合比如表1所示，所用的原材料為①礦渣：S95粒化高爐礦渣；②粉煤灰：采用的粉煤灰燒矢量為4.7%、三氧化鋁含量為24.2%、二氧化硅含量為45.1%；③砂子：采用河沙，細度模數為2.64；④液體硅酸鈉：采用嘉善縣優質耐火材料有限公司生產的液體硅酸鈉，模數為3.30；⑤氫氧化鈉：采用工業用堿，純度高于95%的氫氧化鈉顆粒；⑥水：使用城市自來水。

1.2 試驗方法

1.2.1 試件設計

試驗采用40 mm×40 mm×160 mm的砂漿試塊進行試驗，試塊在常溫下養護1 d脫模，之后繼續在常溫下養護7 d，養護結束后進行高溫煅燒。試驗按照不同的煅燒溫度分為5組，分別是常溫、200、400、600、800 ℃，煅燒采用的是箱式電阻爐加熱，升溫速率為10 ℃/min，到達設定溫度后，保持恒溫4 h，然后關閉高溫爐電源并打開爐門，待試件降至常溫，測定其各項性能。

1.2.2 導熱系數檢測

導熱系數試驗采用西安夏溪電子科技有限公司自主研發的瞬態熱線法導熱系數儀TC3000E，并按照具體操作要求進行測定。

1.2.3 力學性能測定

使用萬能試驗機對時間進行單軸抗壓試驗，加載模式采用荷載與位移聯合控制的方式，加載速率設置為10 mm/min。

2 試驗結果與分析

2.1 高溫后導熱系數變化特征

由圖1所展示的地聚物砂漿導熱系數隨溫度的變化曲線可以看出，不同的煅燒溫度對其導熱系數影響程度大小不同。隨著溫度的升高，砂漿的導熱系數逐漸下降，在T=200 ℃時，導熱系數急劇下降，而之后等梯度溫度的升高，變化逐漸平緩，其原因為常溫時地聚物砂漿膠凝物質為完整的四面體，且砂漿密實，內部孔隙少。經過200 ℃高溫后，砂漿內部自由水、毛細水蒸發向外溢出產生內應力，同時高溫也會對砂漿造成微裂隙損傷，兩種因素共同作用導致試塊內部出現較多微裂縫與孔隙，因此砂漿在200 ℃時導熱系數相比其他溫度而言下降明顯；當T≥400 ℃時，導熱系數隨著溫度的升高下降逐漸趨于平緩，這是由于水蒸氣全部溢出，只有高溫產生的微裂隙損傷作用，高溫破壞砂漿內部原本膠凝物質的結構，使Si—O鍵、Al—O鍵斷裂，膠凝物質減少，內部孔隙變大，裂縫逐漸增多，發導熱系數下降，之后隨著溫度升高，高溫破壞其原本膠凝物質的結構，使Si—O鍵、Al—O鍵斷裂，膠凝物質減少，內部孔隙變大，裂縫逐漸增多。

表1 試驗配合比Table 1 Test the mix

圖1 導熱系數隨溫度的變化Fig.1 Change of thermal conductivity with temperature

根據試驗數據擬合到不同溫度下地聚物砂漿導熱系數的計算公式為

W=0.62+1.19e-0.007T，R2=0.982 7

(1)

2.2 高溫后應力-應變曲線變化特征

由試驗所得到的荷載-位移數據，根具計算可得到地聚物砂漿的應力-應變曲線。圖2為經歷5種不同高溫后的地聚物砂漿應力-應變曲線圖。

由圖2可以看出，溫度對地聚物砂漿的強度、彈性模量有著顯著的影響，且其溫度影響其變化情況基本相似。隨著溫度的升高，上升段斜率越來越小，曲線變化越來越平緩，峰值點呈現向右移動并呈現逐漸遞減的趨勢。當T=25 ℃時，應力應變曲線峰后階段出現陡降現象，并且隨著溫度逐漸升高峰后下降趨勢逐漸變緩；當200 ℃≤T≤400 ℃時，地聚物砂漿400 ℃較200 ℃的峰值點值呈現下降趨勢并無明顯右移。200 ℃和400 ℃兩種溫度的上升段斜率無明顯變化，但其相比于25 ℃時斜率有明顯的降低；當600 ℃≤T≤800 ℃時，峰值點較前3種溫度變化有明顯差異，下降幅度變大，上升段斜率也逐漸降低，說明當T≥600 ℃時，溫度對于地聚物的損傷程度更大，當T達到800 ℃時應力-應變曲線變化最為平緩，無明顯峰值點。

圖2 不同溫度下應力-應變曲線Fig.2 Stress-strain curves at different temperatures

2.3 溫度對地聚物砂漿抗壓強度的影響

地聚物砂漿抗壓強度隨時間變化情況如圖3所示，可以看出，地聚物砂漿的抗壓強度隨溫度的上升而逐漸下降，且下降幅度逐漸增大，其抗壓強度按溫度的影響不同較25℃分別下降了11.50%、26.02%、53.97%、84.24%。

當T=200 ℃時，抗壓強度隨溫度的上升而下降，但下降幅度不大。其原因為，高溫使試塊內部的水分變為水蒸氣，氣體膨脹增大與材料的接觸面積，使試件內部還未反應完成的材料繼續水化反應生成膠凝物質，使試塊內部各物質之間膠結能力更充分，但水蒸氣溢出只能促進一定的水化反應，且水蒸氣產生會造成試塊內部產生內應力，使試塊內部產生更多的微裂縫與孔隙，二次水化反應增強試塊內部膠結能力不能彌補內部缺陷造成的強度損失，因此砂漿的抗壓強度下降緩慢，這時水蒸氣的產生造成的損傷起主要作用，而高溫對砂漿造成的微裂隙損傷作用不明顯。當T>200 ℃之后，試塊抗壓強度隨著溫度的升高呈線性變化大幅度降低，此時高溫微裂隙損傷起主要作用，并且隨著溫度的不斷升高，高溫劣化作用不斷增加，導致砂漿內部裂縫增長速度逐漸增大，強度迅速下降。

根據試驗數據擬合到不同溫度下地聚物砂漿單軸抗壓強度的計算公式為

圖3 溫度對地聚物砂漿抗壓強度的影響Fig.3 Effect of temperature on compressive strength of geopolymer mortar

σmax=82.3-20.2e0.001 6T，R2=0.998 0

(2)

2.4 溫度對地聚物砂漿峰值應變的影響

圖4為峰值應變與溫度的變化圖，由圖4可知，溫度是影響地聚物砂漿峰值應變的主要因素，試塊的峰值應變的整體變化趨勢也是隨著溫度的增大呈上升趨勢，這主要是由于溫度造成砂漿內部孔隙和裂縫的不斷增多而逐漸增大。在T=200 ℃時，由于水蒸氣的溢出使試塊內部產生細小裂縫，因此200 ℃的峰值應變較25 ℃有較大增長；但當T=400 ℃時，峰值應變與T=200 ℃時的值無明顯變化，這可能是由于T=400 ℃較200 ℃時，試塊內部裂縫與孔隙并沒有增加，結合XRD分析，400 ℃并沒有新的衍射峰出現，此溫度并沒有產生新的物質，其強度的降低是由于C-S-H膠凝物質中部分結合水的損失，因此孔隙并沒有太大變化，結合水的損失使C-S-H膠凝物質膠結能力減弱，因此造成強度下降但孔隙并無增加；當T≥600 ℃時，峰值應變增大，主要高溫造成的微裂隙損傷，高溫使膠凝物質逐漸消失，內部孔隙增大，尤其當T=800 ℃時，膠凝物質完全消失并轉化為鈣鋁黃長石，試塊內部缺陷增大，導致峰值應變增大。

根據試驗數據，擬合得到的峰值應變隨溫度的變化公式為

εf=3.2+0.003T，R2=0.891 0

(3)

圖4 溫度對地聚物砂漿峰值應變的影響Fig.4 Effect of temperature on peak strain of geopolymer mortar

2.5 溫度對地聚物砂漿切線模量的影響

圖5為不同溫度對于地聚物砂漿切線模量的影響變化。由圖5可知，切線模量隨溫度的升高逐漸降低，其200～800 ℃相比于25 ℃分別降低了46.06%、55.50%、74.17%、93.99%。當25 ℃≤T≤200 ℃時，溫度的增大使切線模量大幅度降低，其原因為，200 ℃較25 ℃會出現大量細小裂縫，這使砂漿更容易被壓縮變形；當200 ℃≤T≤400 ℃時，切線模量降低幅度不大，這是因為200～400 ℃的高溫使C-H-S膠凝物質中部分結合水有所損失，膠結能力減小，但砂漿內部孔隙沒有增多，因此抵抗壓縮變形能力變低；當T>400 ℃時，溫度與切線模量呈線性變化降低，主要是由于這時溫度的升高使孔隙逐漸變多，砂漿內部不斷劣化，所以試件切線模量變小。

圖5 溫度對砂漿切線模量的影響Fig.5 Influence of temperature on tangent modulus of mortar

根據試驗數據，擬和得到的峰值應變隨溫度的變化公式為

E=3.57-0.004 3T，R2=0.923 8

(4)

2.6 高溫后地聚物砂漿的XRD分析

圖6所示為5種不同溫度下地聚物砂漿XRD圖，其中當25 ℃≤T≤400 ℃， SiO2仍為地聚物砂漿內主要礦物。從圖6可知，在處于25～400 ℃這個溫度區間的地聚物砂漿在30 ℃處都明顯會出現一個C-H-S彌散峰[20]，并且隨著溫度的升高，C-S-H凝膠彌散峰逐漸減小，說明其凝膠數量在隨之減少，SiO2衍射峰峰值降低且數量減少，直至T=600 ℃時，C-S-H彌散峰降至最低，幾乎完全消失。其原因為，溫度的不斷升高會破壞C-S-H膠凝物質的結構，造成其Si-O-Al鍵、Al-OH鍵、Si-O-Si鍵逐漸斷裂[21]，因此C-S-H凝膠彌散峰一直在減小；當T=600 ℃時，石英衍射峰峰值降低到最小，C-S-H凝膠基本消失并逐漸向鈣鋁黃長石轉變，此時砂漿強度也急速下降。當T=800 ℃時，鈣鋁黃長石衍射峰大量增加，C-S-H凝膠完全消失全部轉化為鈣鋁黃長石，砂漿內部出現大量裂縫，強度降至最小。

圖6 高溫后地聚物砂漿XRD圖譜Fig.6 XRD pattern of geopolymer mortar after high temperature

2.7 基于場發射掃描電鏡的微觀結構分析

圖7為不同高溫后地聚物砂漿的SEM圖。圖7(a)為25 ℃時的SEM照片，可以看出，此溫度時地聚物砂漿內部結構密實，并無較多細小裂分裂縫產生。同時也可以看到砂漿內部存在圓形的空心腔和未反應的粉煤灰顆粒，這是由于粉煤灰中存在部分空心球顆粒，當處于堿性環境下會逐漸溶解，并在原位留下圓形空腔，這也說明了粉煤灰顆粒發生了溶解-聚合反應，生成大量的膠凝物質。

圖7(b)為 200 ℃地聚物砂漿SEM圖，可以看出200 ℃時砂漿內部出現大量細小裂縫，這種裂縫為加熱過程中水分逃逸造成的損傷；同時也可以看到分布更多的C-H-S凝膠結構，說明200 ℃時促進了水化反應。

圖7(c)顯示出600 ℃時，地聚物砂漿內部出現大量網狀裂縫，且內部結構呈現蜂窩狀結構，孔隙增多，結構松散。當800 ℃時，從圖7(d)可以看出砂漿內部并無C-H-S凝膠存在，且內部細小裂縫減少，但出現大量貫通型裂縫和片狀物質，結合XRD分析得到片狀產物為鈣鋁黃長石，生成的鈣鋁黃長石會填補細小孔隙，然而膠凝物質消失使得砂漿膠結能力減弱的同時也會造成貫通大裂縫產生，因此地聚物砂漿強度降低。

3 統計損傷本構模型

3.1 模型的建立

根據Lemaitre提出的應變等價性假說及其推廣，可得高溫與荷載耦合作用下地聚物砂漿的損傷本構關系，即

σ=E0(1-D)ε

(5)

D=DT+DS-DTDS

(6)

式中：σ為表觀應力；ε為應變；E0為未經歷高溫作用的地聚物砂漿彈性模量，即基準彈性模量；D為高

EHT為加速電壓；WD為工作距離；Mag為放大倍數；Signal A=SE2為用SE2探測器圖7 高溫后地聚物砂漿SEM圖Fig.7 SEM of polymer mortar after high temperature

溫與荷載耦合作用下的總損傷變量；DT為不同高溫作用后引起的損傷變量；DS為荷載作用引起的損傷變量；DTDS為耦合項，前面的負號表示高溫與荷載的耦合作用使總損傷變量D減小。

高溫作用造成的損傷變量DT為

(7)

式(7)中：ET為地聚物砂漿經歷高溫作用后的彈性模量。即前文中線彈性段切線模量E。DS可從宏觀角度定義為荷載作用下已破損單元數目與總單元數目之比，即

(8)

式(8)中：Nf為荷載作用下已破損單元數目；Nt為總單元數目。

考慮到地聚物砂漿試樣內部初始缺陷的非均質性和隨機性，采用雙參數的Weibull分布描述地聚物砂漿微元體強度的分布規律。進而可認為荷載作用引起的損傷變量DS也服從該統計分布，表達式為

(9)

式(9)中：m、a分別為形狀參數、尺度參數。

由式(6)、式(7)及式(9)可得地聚物砂漿經歷不同高溫T作用后在荷載作用下的總損傷變量演化方程為

(10)

將式(10)代入式(5)可得經歷高溫T作用后地聚物砂漿在荷載作用下的損傷本構關系為

(11)

式(11)中的m和a參數可任意通過單軸壓縮下得到的地聚物砂漿的應力-應變曲線上的峰值點來確定。

圖8 應力-應變模型圖Fig.8 Diagram of stress-strain model

(12)

(13)

將式(12)與式(13)聯立，求解整理可得

(14)

(15)

圖8為試驗值所得到的應力-應變模型圖，并由2.2節可知經歷不同高溫T作用后的地聚物砂漿試樣應力-應變曲線上初始非線性段OA(壓密段)比較明顯，此階段地聚物砂漿試樣內部垂直于荷載作用方向的微裂紋和孔洞因受力閉合產生“虛假變形”，并沒有新的裂紋、孔洞產生，即沒有損傷發生。因此在確定模型參數時應該從A點以后起算，因此在確定模型參數時應該從A點以后起算。

因此m與a考慮“虛假變形”影響，得到