混凝土抗冻性试验研究

混凝土抗冻性试验研究（精选八篇）

混凝土抗冻性试验研究 篇1

关键词：硅烷表面防水,混凝土,抗冻性,抗压强度

在外界侵蚀作用下, 混凝土结构常常由于耐久性不足而提前发生破坏, 达不到设计使用寿命。根据国内外对混凝土耐久性的研究, 影响混凝土结构耐久性最主要的两个因素为:氯离子侵蚀引起的混凝土内部钢筋锈蚀和冻融循环作用引起的混凝土破坏。如何提高混凝土结构的耐久性, 是近些年混凝土材料研究的重点[1,2,3,4]。大量试验研究表明, 对混凝土进行硅烷表面防水处理, 是提高混凝土抗渗透性, 从而延长其耐久性的有效途径和措施[5,6,7]。采用硅烷进行表面防水处理的混凝土试件, 通过硅烷与混凝土水化产物发生一系列偶联反应, 可以在混凝土表面产生憎水薄膜, 从而具有较好的抵抗水分及氯离子侵入的能力。为了更好地探讨硅烷表面防水混凝土的耐久性能, 本文采用冻融循环试验, 测定普通混凝土试件和硅烷表面防水混凝土试件的抗冻性能, 同时测定不同冻融循环次数下不同试件的抗压强度, 对其耐久性和力学性能进行综合评定, 为今后实际工程中采用硅烷对混凝土结构进行表面防水处理提供理论依据。

1 原材料与配合比

本试验制备两种不同水灰比的混凝土试件, 混凝土A的水灰比为0.4, 混凝土C的水灰比为0.6;同时对一部分试件进行硅烷表面防水处理, 制备表面防水混凝土试件 (编号为GA和GC) , 具体配合比见表1。试验用硅烷凝胶为Sto Cry1 HG 200, 其主要性能指标见表2。

kg/m3

2 试验内容及方法

冻融循环试验:普通混凝土试件在龄期为24 d时从养护室取出, 按要求浸入清水中, 饱水4 d后即可取出开始冻融试验。而对于硅烷表面防水混凝土试件, 需将其放入清水中浸泡, 并每天测试质量, 当测得质量在连续3 d基本保持不变时, 可将其放入冻融机内进行冻融循环试验。

抗压强度试验:本试验对不同配合比的混凝土试件在经过不同冻融循环损伤后测试其抗压强度, 所用试件尺寸为100 mm×100 mm×100 mm。每组取3个试件进行试验, 最后结果取其平均值。试验选用量程为2 000 k N的全自动混凝土压力试验机, 加载速度根据混凝土的设计强度设定。

3 结果与分析

3.1 不同混凝土试件的相对动弹模量

图1所示为普通混凝土试件和硅烷表面防水混凝土试件经不同冻融循环后相对动弹模量的变化曲线。若将0次冻融时混凝土的相对动弹模量值定为100, 则经过100次冻融循环后, 混凝土A和混凝土GA的相对动弹模量分别降为原来的76.12%和92%;混凝土C和混凝土GC的相对动弹模量分别降为原来的20%和53%。对比混凝土A和混凝土C的相对动弹模量变化曲线可以看出:经过相同的冻融循环次数后, 混凝土C相对动弹模量的下降明显要比混凝土A快。这是由于混凝土水灰比较大时, 其孔隙率也较大, 内部的可冻水也就较多;另外, 水灰比较大时混凝土内部的平均气泡间距也较大, 所以抗冻性较差。对比硅烷表面防水混凝土试件及同水灰比的普通混凝土试件的相对动弹模量变化曲线可知:经过表面防水处理的试件的抗冻性明显好于未经表面防水处理的普通混凝土试件, 这是由于硅烷凝胶在混凝土的表层形成了憎水层, 影响混凝土内部的含水状态, 进而影响到抗冻性。

综上所述, 混凝土的相对动弹模量随冻融循环次数的增加呈下降趋势。减小混凝土的水灰比及外涂硅烷凝胶都能在不同程度上提高混凝土的抗冻性, 从而提高混凝土冻融后的耐久性。分析其原因有, 硅烷表面防水剂在基体孔隙壁上形成憎水薄膜, 使混凝土表面与水的接触角在100°~130°范围内, 从而抑制了水分的侵入。即使在水中浸泡较长时间 (达到试件质量整体保持不变) , 由于硅烷凝胶薄膜憎水以及进入到试件内部水压力与试件外界水压力形成动态平衡, 从而表面防水混凝土试件较普通混凝土试件内部液态流动水减少, 在冻融环境下受冻融膨胀压力的作用减小, 从而其相对动弹模量下降趋势较普通混凝土试件缓慢, 抗冻性较好。

3.2 不同冻融损伤下试件的抗压强度

表3是不同冻融循环损伤后不同混凝土试件的抗压强度。由表3可知, 不同混凝土试件的抗压强度值均随着冻融循环次数的增加而减小。经过100次冻融循环后, 混凝土A和混凝土GA的抗压强度分别降为原来的71%和93%;经过100次冻融循环后, 由于冻融损伤严重, 混凝土C的抗压强度接近为0, 混凝土GC的抗压强度降为原来的83%。由此看来, 经相同的冻融循环次数后, 混凝土的水灰比越大, 其抗压强度降低得越快;而在混凝土表面采用硅烷进行防水处理, 可以在一定程度上缓解抗压强度的下降趋势。分析其原因有, 混凝土的水灰比越大抗冻性能越差, 故在冻融环境下的劣化速度较快;对于硅烷表面防水混凝土试件, 由于其抗冻性较同水灰比的普通混凝土试件好, 故在冻融环境下仍具有较好的力学性能。

MPa

4 结论

1) 在冻融循环环境下, 水灰比小的混凝土试件具有较高的抗冻性能;对于同一水灰比的普通混凝土试件和硅烷表面防水混凝土试件, 采用硅烷进行表面防水处理, 可以减少试件内部的液态可冻水, 从而显著提高其抗冻性能。

2) 混凝土试件的抗压强度均随着冻融循环次数的增加而减小。在相同冻融循环次数下, 水灰比小的试件具有较好的抗冻性能;另外, 对混凝土进行硅烷表面防水处理, 也可以显著提高其抗冻性能。

参考文献

[1]余红发, 孙伟, 麻海燕, 等.冻融和腐蚀因素作用下混凝土的损伤劣化参数分析[J].建筑科学与工程学报, 2011 (4) :1-8.

[2]杨晓明, 韩志强.钢筋混凝土结构的病害[J].硅酸盐通报, 2013 (5) :898-902.

[3]马志鸣, 赵铁军, 赵彦迪, 等.静水压力下混凝土中氯离子传输特征试验研究[J].公路, 2012 (12) :168-171.

[4]王阵地, 姚燕, 王玲.冻融循环-氯盐侵蚀-荷载耦合作用下混凝土中钢筋的锈蚀行为[J].硅酸盐学报, 2011 (6) :1022-1027.

[5]马志鸣, 赵铁军, 朱方之, 等.掺硅烷乳液制备整体防水混凝土的抗冻性试验研究[J].新型建筑材料, 2012 (7) :53-55.

[6]张鹏, 戴建国, 赵铁军, 等.海水暴露环境下带裂缝混凝土的表面防水处理[J].建筑材料学报, 2009 (2) :214-218.

混凝土抗冻性试验研究 篇2

关键词水泥混凝土耐久性抗冻性引气剂

中图分类号:TU5文献标识码:A

1 引言

北方季冻地区水泥混凝土路面、桥梁等道路工程混凝土结构物普遍面临着严重的冻融破坏问题,主要是由于其自身断面小,与自然环境接触面积大,同时遭受行车荷载和恶劣自然环境的双重作用以及正负温差的冻胀作用。已有的水泥混凝土路面部分已经破损或毁坏,面临着翻修或重建问题,正在修筑和将要修筑的工程则需要实施有效的抗冻措施。

以我省为例,营城至白山部分水泥混凝土路面在长年冻融的作用下已经严重开裂损坏,甚至有些新的路面在施工结束但还没有通车的情况下经过短时间低温作用后也出现裂痕,以至于施工单位不得已进行重新修补,造成了资源、资金的浪费。可见,混凝土的抗冻性对寒冷地区混凝土工程的耐久性十分重要。不仅如此,混凝土的抗冻性还是混凝土耐久性中非常重要的方面,在很长一段时期内,国内外在评价混凝土耐久性时常以混凝土的抗冻性作为主要标准或综合指标,甚至把抗冻性试验也叫做耐久性试验。水泥混凝土路面因抗冻耐久性不足,过早遭受破坏而造成的危害,直接影响路面的安全性和使用性,同时也带来巨大的经济损失。因此,本文选择以混凝土含气量为主题思路研究含气量的变化对水泥混凝土路面抗冻耐久性的影响。

2 水泥混凝土冻融破坏的机理

2.1 静水压假说

1945年,Powers提出了混凝土受冻破坏的静水压假说。该假说认为,在冰冻过程中,混凝土孔隙中的部分孔溶液结冰膨胀,迫使未结冰的孔溶液从结冰区向外迁移。孔溶液在可渗透的水泥浆体结构中移动,必须克服粘滞阻力,因而产生静水压,形成破坏应力。当含水量超过某一临界饱和度时,就会在冰冻过程中

发生这样的流动。显然,流动粘滞阻力即静水压力随孔溶液流程长度的增加而增加,因此相应于一个临界饱和度,存在一个极限流程长度或极限厚度,如果流程长度大于临界值,则产生的静水压力将超过材料的抗拉强度而造成破坏。根据这一假说,拌和时掺入了引气剂的引气混凝土硬化后,水泥浆体内分布有不与毛细孔连通的、封闭的气孔,气孔提供了为充水的空间,使未冻孔溶液得以就近排入其中,缩短了形成静水压力的流程。显然,气孔之间的间隔距离应足够小,使水泥石中任一点至最近的气孔的距离不超过极限流程长度。

2.2 渗透压假说

渗透压假说认为,由于混凝土孔溶液中含有Na+、K+、Ca2+等盐类,大孔中的部分溶液先结冰后,未冻溶液中盐的浓度上升,与周围较小孔隙中的溶液之间形成浓度差。这个浓度差使小孔中的溶液向一部分冻结的大孔迁移。即使是浓度为零的孔溶液,由于冰的饱和蒸气压低于同温下水的饱和蒸气压,小孔中的溶液也要向已部分冻结的大孔溶液迁移。可见渗透压是孔溶液的盐浓度差和冰水饱和蒸气压差共同形成的。当毛细孔水就近迁入未吸水饱和的空气泡中时,失水的毛細孔壁受到的压力也会抵消一部分渗透压,这种毛细孔压力不仅不使水泥石膨胀,还使其产生收缩。这就是当混凝土的水饱和度小于某个临界值时,冻结反而引起混凝土收缩的原因。

静水压假说与渗透压假说最大的不同在于未结冰孔溶液迁移的方向。静水压假说认为孔溶液离开冰晶体,由大孔向小孔迁移;渗透压假说则认为孔溶液由小孔移向冰晶体。这两种假说均为混凝土冻融破坏理论的重要组成部分,至今为大多数学者所接受。

Litvan曾对水泥石的冻害进行了细致的试验研究,认为小孔中的溶液在孔壁的作用下不会结冰。水泥石受冻时,在蒸汽压差的作用下,小孔内的溶液向可结冰的区域迁移,如大孔、裂缝等,冰在这些区域聚集、膨胀,在水泥石内部产生内压力。Litvan的观点与渗透压假说有相似之处。

3 水泥混凝土试件的配制

由路面设计要求取0.42、0.44、0.46和0.48四种水灰比进行配制,抗压强度试件采用100mm€?00mm€?00mm的非标准试件,尺寸换算系数为0.95;抗折强度试件采用100mm€?00mm€?00mm的非标准试件,尺寸换算系数为0.85;劈裂抗拉强度试件采用100mm€?00mm€?00mm的非标准试件,尺寸换算系数为0.85。采用机械搅拌,高频振捣台振捣,24小时拆模移至恒温养护室进行标准养护28天后成型。

4 冻融循环对水泥混凝土性能的影响

冻融试验依照我国现行交通行业标准《公路工程水泥混凝土试验规程》(JTJ053-94)规定采用快冻法。每做25次冻融循环对试件检测一次,以相对动弹性模量、质量损失率和相对耐久性指数来评定混凝土的抗冻融性能。

冻融试验出现以下三种情况之一者停止试验:

(1)动容循环至300次;

(2)相对动弹性模量下降至初始值的60%;

(3)质量损失达到5%。

普通混凝土试件冻融循环的结果为:混凝土试件最多经过了125次冻融循环(0.42),当达到125次冻融循环后,相对动弹模量降低到57.6%,低于破坏标准60%,质量损失率为0.05%;水灰比为0.48的混凝土试件只经过50次冻融循环,相对动弹性模量就下降到了43.5%,低于破坏标准60%,质量损失率为0.1%,混凝土能够承受的冻融循环次数随水灰比的增加而减少。

5 引气剂对混凝土抗冻耐久性指标的影响

引气混凝土的配置过程与普通混凝土配制过程相同,通过标准冻融试验,将引气混凝土进行300次冻融循环,混凝土含气量在4%～6%之间,所得到的结果为:加入了引气剂的混凝土试件,在经过300次冻融后相对动弹模量的损失量和质量损失率都较小,没有达到破坏的标准。

混凝土抗冻性试验研究 篇3

近年来,掺硅烷乳液制备整体防水混凝土技术已经广泛应用于隧道桥梁以及水工结构中。大量试验结果表明,内掺硅烷乳液混凝土在未受冻融损伤情况下,有很好的抵抗水分及氯离子侵入的能力[1,2]。然而在我国北方寒冷地区存在不同程度的冻融破坏,水电部耐久性调查总结报告表明[3]:东北、西北、华北地区的水工混凝土结构中几乎100%遭受不同程度的冻融破坏。因而,研究内掺硅烷乳液制备整体防水混凝土的抗冻性能具有重要的现实意义。

本文针对混凝土受冻融循环以及模拟除冰盐环境下的盐冻循环试验,制备了掺硅烷乳液混凝土抗冻性的试件,水灰比为0.5,硅烷掺量分别为水泥质量的0、2%和4%,研究不同硅烷掺量的混凝土试件抗冻性规律,并且对不同冻融损伤下的混凝土试件进行毛细吸水试验,研究掺硅烷乳液混凝土的抗冻性能以及冻融损伤后的耐久性能。

1 实验

1.1 原材料与配合比

试验采用青岛山水水泥厂生产的P·O42.5水泥,基本性能指标见表1;粗骨料选用粒径为5~25 mm连续级配花岗岩质碎石;细骨料为最大粒径5 mm的河砂,细度模数2.9;拌合水为普通自来水;外加剂为聚羧酸型高效减水剂。选用德国某公司提供的Protectosil MH50有机硅防水剂,浓度0.94 g/cm3,黏度15 m Pa·s,硅烷含量50%,渗透性好,收缩值小,不易受气候的影响,当相对湿度高于80%时,吸水量降低。

混凝土水灰比设计为0.5。硅烷分别按水泥用量的2%、4%掺加,同时制作了空白混凝土试件。混凝土配合比见表2。

kg/m3

1.2 试件制备

根据GB/T 50082—2009《普通混凝土长期性能和耐久性试验方法》中抗冻性试验以及毛细吸水试验相关规定,成型试件分为2种:100 mm×100 mm×400 mm的抗冻试验用试件,以及100 mm×100 mm×100 mm的毛细吸水试验试件[4]。为了防止脱模剂对试件抗冻性的影响,在浇筑试件时不使用脱模剂。试件成型24 h后脱模,然后放入标准养护室[温度(20±3)℃,相对湿度大于90%]中养护24 d。

1.3 试验方法

(1)水冻、盐冻循环试验

水冻试验试件达到24 d龄期时从养护室中取出,放入清水中浸泡4 d,饱水后放入冻融箱的橡胶筒中,筒中放入清水;盐冻试验试件放入3%Na Cl溶液中浸泡4 d后,置于冻融箱中放有3%Na Cl的橡胶筒内,然后开始冻融试验。试验用抗冻仪为TDR-3全自动混凝土快速冻融设备,冻融环境及参数设置均符合现行国家标准。

在冻融循环次数为0、25、50、75、100次时取出抗冻试件,测量100 mm×100 mm×400 mm试件的横向基频,测量前应先将试件表面浮渣清洗干净,并擦干表面水分,检查其外部损伤并称量试件的质量[4,5]。待测试完毕后放入冻融箱内继续进行冻融试验。

(2)毛细吸水试验

取出冻融循环次数为0、50、100次的立方体试件,用石材切割机切成2个厚度为50 mm的试块。为确保毛细吸水试验试块充分干燥,将试块置于电热鼓风干燥箱中,在75℃的温度下烘干72 h。最后用石蜡将烘干后试块除吸水面以及切割面以外的其它4个面密封,并在图1所示的平底容器中进行毛细吸水试验。混凝土试件与水接触时开始计时,分别在吸水时间为0、0.5、1、2、4、8、24 h时,将试件从容器中取出,用湿布擦掉试件表面的明水,称量其质量,称完并记录后再立即将试块放回原处,整个毛细吸水试验持续24 h[4,5]。

2 结果分析与讨论

2.1 水冻、盐冻试验

测试不同硅烷掺量的混凝土试件在不同冻融循环次数的相对动弹模量,试验结果见图2、图3。

由图2可知,在水冻条件下,当冻融循环为100次时,3组对比试件B、B2和B4的相对动弹模量分别降为原来的49.07%、45.46%和10.88%,其原因是由于硅烷乳液的存在,减缓了混凝土的水化速率,使混凝土强度降低,从而导致内掺硅烷乳液混凝土试件较空白混凝土试件的抗冻性差,并且随着硅烷掺量的增加混凝土抗水冻性能降低。

由图3可知,在3%的Na Cl溶液的盐冻试验条件下,当冻融循环为100次时,空白试件B的相对动弹模量降为冻融前的53.63%;硅烷掺量为2%、4%的混凝土试件B2和B4,其相对动弹模量分别降为冻融前的46.23%和16.46%。一方面,由于水结冰体积膨胀造成的静水压和冰水蒸气压差与盐溶液差造成的渗透压,加剧了试件内部的应力膨胀,使其发生疲劳破坏,加速了试件的剥落;另一方面,由于盐溶液的存在,溶液的冰点由0℃降到-2℃,这对混凝土是有利的[6,7]。在上述2种情况的作用下,对比水冻试验结果可知,3种试件抗盐冻性能有较小的提高,但是由于盐溶液的作用,硅烷掺量越大,试件的质量损失越严重。

2.2 不同冻融损伤下的毛细吸水试验

混凝土作为一种多孔的建筑材料,当混凝土表面与水溶液接触时,水会通过混凝土的毛细作用吸附在表面层,并进一步渗透到混凝土的内部,其中溶于水的有害物质如氯离子、硫酸根离子等被渗透到混凝土的孔隙中,给钢筋混凝土结构带来严重的锈蚀危险。因此,混凝土的吸水率大小逐渐成为评价其抗侵蚀性的一个重要指标。

Gerdes等的研究指出,水的吸附量在初始吸水时间内基本符合“时间开方定律”,即:

式中:i———混凝土在时间t内水的吸附量,g/(m2·h0.5);

t———吸收时间,h;

A———毛细吸水系数。

在假设混凝土各向同性以及不考虑混凝土基体内部成分与水发生化学变化的理想状态下,认为A为一个常数[8]。

取出水冻融循环次数为0、50、100次的混凝土试件,测试不同冻融损伤下,不同硅烷掺量混凝土试件的毛细吸水量与吸水时间的关系曲线见图4。

由图4(a)可知,未受冻融损伤时,空白混凝土试件B的毛细吸水系数为AB=785.2 g/(m2·h0.5);掺加2%硅烷乳液的混凝土试件B2的毛细吸水系数降为AB2=96.5 g/(m2·h0.5),其数值约为空白试件的1/8;掺加4%硅烷乳液的混凝土试件毛细吸水系数降为AB4=87.6 g/(m2·h0.5),其数值约为空白试件的1/9。综上所述,内掺硅烷乳液制备整体防水混凝土在未受冻融损伤下具有很好的抵抗水分侵入能力[9],但是随着硅烷乳液加入量提高,抵抗水分侵入的能力未有显著的提高,说明2%的硅烷掺入量是一个比较合理的数值。

由图4(b)可知,当水冻融循环次数为50次时,混凝土的吸水量及吸水系数均显著增加。比较未受冻融损伤毛细吸水试验数据的混凝土试件B、B2、B4在24 h内总吸水量分别增加303 g/m2、419 g/m2及15 g/m2。同时对比50次冻融循环各混凝土试件毛细吸水数据,掺加2%和4%硅烷乳液的混凝土试件的毛细吸水系数由空白混凝土的AB=774.3 g/(m2·h0.5)降为AB2=361.5 g/(m2·h0.5)和AB4=117 g/(m2·h0.5),约为未掺加硅烷乳液混凝土的1/2和1/7左右。由于硅烷乳液的存在,一方面,在混凝土内的一系列化学反应,形成斥水膜,抵抗水分侵入;另一方面,减缓了混凝土的水化反应,试件强度降低,导致冻融损伤对内掺硅烷乳液混凝土试件的影响较大,但是较空白混凝土仍具有较好的抵抗水分侵入的性能,并且随着硅烷掺入量的增加抗水分侵入效果越好。

由图4(c)可知,当水冻融循环次数为100次时,随着硅烷掺量的增加,试件抵抗水分浸入的性能越好,混凝土试件B、B2、B4的毛细吸水系数分别为AB=900.2 g/(m2·h0.5)、AB2=640 g/(m2·h0.5)、AB4=410 g/(m2·h0.5)。对比100次水冻融循环下混凝土试件B、B2、B4的毛细吸水系数可知,随着硅烷乳液掺量的提高,混凝土抵抗水分侵入的性能越好;同时对比0次、50次、100次冻融循环数据可知,较空白试件,冻融循环对掺硅烷乳液制备整体防水混凝土的损伤更加严重,掺硅烷乳液混凝土试件的毛细吸水系数随着循环次数的增加而急剧增加。

3 结语

(1)由于硅烷乳液的存在,减缓了混凝土水化,混凝土强度降低,导致掺硅烷乳液混凝土试件的抗冻性较普通混凝土试件差,并且随着硅烷掺量的增加,试件的抗冻性能降低。

(2)经50次、100次冻融循环试验后,掺硅烷乳液制备整体防水混凝土试件仍具良好的抵抗水分侵入的能力,并且随着冻融循环次数减少、硅烷乳液掺量提高,抵抗水分侵入能力加强。

(3)综合抗冻性以及毛细吸水试验数据可知,2%的硅烷掺量较为合理,在保证混凝土有较好的抵抗水分侵入能力的同时,又具有较好的抗冻性能。

参考文献

[1]张鹏,赵铁军,戴建国,等.硅烷改性混凝土防水和抗氯离子性能试验研究[J].土木工程学报,2011,44(3):72-78.

[2]Wittmann F H,Zhan H,Zhao T.Chloride penetration into waterrepellent concrete exposed to sea water in the tidal zone[C]//J.Silfwerbrand,editor,Proc.Fourth Int.Conf.Water repellent treat-ment of Building Materials.Germany:Aedificat Publishers,2005:125-132.

[3]邓正刚,李金玉,曹建国,等.安全性抗冻混凝土技术条件国内外概况综述,重点工程混凝土耐久性的研究与工程应用[M].北京:中国建筑工业出版社,2000:299-366.

[4]GB/T50082—2009,普通混凝土长期性能和耐久性试验方法[S].

[5]JTJ270—98.水运工程混凝土试验规程[S].

[6]金伟良,赵羽习.混凝土结构耐久性[M].北京:科学出版社,2002.

[7]曹建国,李金玉,林莉,等.高强混凝土抗冻性的研究[J].建筑材料学报,1999(4):292-297.

[8]赵铁军.渗透型涂料表面处理与混凝土耐久性[M].北京:科学出版社,2009.

混凝土抗冻性试验研究 篇4

冬季雪后路面和桥面板上的积雪、积冰通常用除冰盐处理, 而除冰盐是强电解质NaCl 和CaCl2 的混合物, 会导致大量氯盐以离子形态渗透进入混凝土中, 引起路面及路肩板的剥蚀破坏, 且氯离子会缓慢扩散至钢筋表面破坏钢筋钝化膜使钢筋锈蚀。氯离子侵蚀引起的路桥混凝土耐久性能下降是寒冷地区和海洋环境遇到的最尖锐的耐久性问题之一。

由于陶粒具有多孔的特点, 在相同配合比条件下, 陶粒混凝土的抗氯离子侵蚀能力优于普通混凝土。本文针对不同橡胶掺量陶粒混凝土的氯离子渗透性和抗冻性进行了试验研究。

1抗氯离子渗透性

1.1氯离子渗透性试验方法与评价标准

本次试验参照国际上通用的ASTM C 1202 直流电量法进行混凝土抵抗氯离子渗透性能评价, 采用氯离子渗透性测试仪, 测量标准养护28 d的圆柱形混凝土试件Φ100 mm×50 mm在60 V 直流电压下6 h 通过的总电量。试件配合比见表1。

清华大学冯乃谦教授经过回归分析得到近似计算氯离子扩散系数的回归方程[1], 肖建庄等人验证了该式的可靠性[2]。

undefined

式中 Q为混凝土试件6 h通过的总电量 (库仑) ;D为氯离子扩散系数 (10-9cm2/s) 。

1.2试验结果与分析

氯离子渗透性测试结果和计算得到的氯离子扩散系数, 见表2。

表2和图1给出的试验结果表明, 基准陶粒混凝土的导电量最高, 且氯离子扩散系数达到1.14×10-8cm2/s以上, 其余几组橡胶改性陶粒混凝土试件的导电量较低。由图1可以直观地看出, 当橡胶取代砂体积小于30%的时候, 随着取代率的增加, 氯离子扩散系数降低, 在30%处氯离子的扩散系数达到最低, 其后, 随着橡胶取代率的增加, 氯离子扩散系数又有上升的趋势。另外, 取代率在0～10%的范围内, 扩散系数随橡胶掺量降低的很快, 在10%～30%的区间内, 扩散系数也有所降低, 但降低速度变平缓。

基准陶粒混凝土的导电量将小于掺橡胶的陶粒混凝土, 因为陶粒混凝土中掺加橡胶之后抗压强度下降, 而强度和渗透性通常具有一定的相关性, 影响强度的因素大多影响渗透性, 橡胶在此似乎为不利因素。但是试验结果恰恰相反, 掺入橡胶颗粒的陶粒混凝土的导电量均小于不掺橡胶的基准陶粒混凝土。氯离子扩散系数的变化规律与强度变化规律并不一致。

氯离子在混凝土中的迁移方式主要有扩散、渗透、对流、电迁移四种, 在混凝土中的迁移过程极其复杂, 通常是上述几种方式的复合, 但是在多数情况下, 因氯离子浓度差引起的扩散作用被认为是最主要的传输方式。混凝土对氯离子的扩散阻碍能力决定于混凝土的孔隙率和孔径分布以及混凝土对氯离子的结合能力 (即物理吸附和化学结合能力) 。

已知这几组试件胶凝材料的用量和水灰比都是相同的, 并且都没有使用矿物掺和料, 因此对氯离子的结合能力可以认为大致相同。唯一不同的是橡胶颗粒取代砂的体积分数。因此, 对比这几组试件, 影响氯离子扩散系数的主要原因是混凝土的孔隙率和孔径分布, 而橡胶颗粒的加入改变了混凝土内部结构, 孔隙率和孔径分布有所变化。

当橡胶颗粒的掺量低于一定值的时候 (本次试验临界值为30%) , 橡胶颗粒与水泥砂浆界面处存在的大量密闭、互不连通的微型空气泡群起到了切断毛细孔连续性的作用, 使毛细管变得细小、曲折、分散, 减少了渗透通道, 阻碍了氯离子在混凝土中的扩散, 使混凝土的密实性和抗渗性得到提高。但是橡胶颗粒的掺量并不是越高越好, 当超过临界值时, 反而会使得混凝土内部缺陷, 微裂纹增多, 渗透性又有所降低。这一点与陈波等人的研究相吻合[3], 通过不同比例的橡胶颗粒替代普通混凝土中的砂, 当橡胶颗粒掺量在水泥质量的10%以下时, 混凝土的抗渗性有所改善, 超过10%时, 渗透性反而会增加。

2抗冻性

混凝土抗冻性是反映混凝土耐久性能的重要指标之一。迄今为止, 关于混凝土抗冻机理假说可以归结为两类[4]:一类是较早期的结冰膨胀引起破坏应力的假说 (简称为结冰压力假说) , 如水的离析成层理论、充水系数理论、美国的T.C.Powers提出的水压力理论和渗透压理论等[5];另一类是20世纪90年代提出的温度应力疲劳破坏假说 (简称为温差应力假说) 。

结冰压力假说把硬化水泥浆体发生冻害时其破坏压力的来源归纳为3种: (l) 结冰时的膨胀压力促使孔隙中过量水排出, 由此而产生水压力; (2) 由于结冰的纯水从溶液中析出, 或者由于外部盐分的渗入, 使孔隙中溶液的局部浓度增高, 产生了渗透压; (3) 由于凝胶孔中的过冷水与同温度的冰之间的蒸气压差, 导致凝胶水向毛细孔扩散而引起的渗透压。根据上述冻融破坏机理, 为提高抗冻性, 混凝土材料应具有密实、充水程度低、适量引气、低水灰比等特点。据此机理, 在其它条件相同时, 混凝土在空气中的冻融循环破坏程度应当比在水中冻融循环的破坏程度小得多;当混凝土适量引气时, 混凝土在冻融循环过程中的破坏应当很小。

温差应力假说主要是针对高强或高性能混凝土冻融破坏现象提出的。该假说认为高强或高性能混凝土冻融破坏主要是因为集料与胶凝材料之间热膨胀系数相差较大, 导致在温度变化过程中变形量相差较大, 从而产生温度疲劳应力破坏。据此, 提高混凝土抗冻性的要求是:混凝土导热系数要大 (低水灰比) 、组成材料温度膨胀系数相差要小、适量引气;另外, 试件内外温差也是一个不容忽视的因素。据此机理, 在其它条件相同时, 无集料试件由于不存在集料与胶凝材料之间的热胀冷缩系数的差别, 其破坏程度应当比有集料试件的破坏程度小;在混凝土中适量引气, 也可以提高混凝土的抗冻性能。

一般认为, 轻集料的含水率是影响轻集料混凝土抗冻性的重要因素。本次试验采用轻集料预湿工艺, 如果集料孔隙率过高, 对抗冻性不利。为提高轻集料混凝土的抗冻性, 使用橡胶改性法, 因为橡胶颗粒低弹模。

2.1抗冻性的测定——慢冻法

将成型好的基准陶粒混凝土试件和橡胶改性陶粒混凝土试件在28天时进行冻融试验, 试件配合比如表1所示, 未使用引气剂。试件尺寸为150 mm×150 mm×150 mm。按GBJ82-85《普通混凝土长期性能和耐久性能试验方法》 (慢冻法) 测定不同橡胶颗粒掺量陶粒混凝土的抗冻性[6]。试验过程如下:

试验前4天把冻融试件从养护地点取出, 进行外观检查, 然后放在15～20 °C的水中浸泡, 浸泡4天后进行冻融试验。对比试件在标准养护室内养护, 冻融循环完成后, 与抗冻试件同时试压。

浸泡完毕后, 取出试件, 擦除表面水分后称重, 编号, 放入冷冻箱开始冻融试验。控制冻结温度保持在-15～-20 °C, 控制冻结时间大于4 h, 冻结结束后, 取出试件立即放入水温保持在15～20 °C的水槽中进行融化, 试件在水中融化时间不小于4 h。融化完毕视为该次冻融循环结束, 取出试件送入冷冻箱进行下一次冻融循环。

试验过程中应经常对冻融试件进行外观检查。发现有严重破坏时应进行称重, 如试件的平均失重率超过5%, 即可停止其冻融循环试验。经过200次冻融循环后, 进行称重和抗压强度试验。

混凝土冻融后的强度损失率和质量损失率分别按式 (2) 和式 (3) 计算[6]。

undefined

式中 Δfc表示N次冻融循环后的混凝土强度损失率, 以3个试件的平均值计算 (%) ;fco表示对比试件的抗压强度平均值 (MPa) ;fcn表示经N次冻融循环后的三个试件抗压强度平均值 (MPa) 。

undefined

式中 ΔWn表示N次冻融循环后的混凝土重量损失率, 以3个试件的平均值计算 (%) ;mo表示冻融循环试验前的试件重量 (kg) ;mn表示经N次冻融循环后的试件重量 (kg) 。

2.2试验结果与分析

经过200次冻融循环后, 不同橡胶颗粒掺量混凝土的质量损失不明显, 但其抗压强度损失较为明显。不同橡胶颗粒掺量混凝土的质量损失率和抗压强度损失率见图2, 3。

由图2可知, 经过200次冻融循环后, 掺有橡胶颗粒的陶粒混凝土质量损失小于未掺加橡胶颗粒的基准陶粒混凝土的质量损失, 但所有试件的质量损失都很小, 不超过0.2%。

由图3可见, 随着橡胶颗粒掺量的增加, 混凝土抗压强度损失率逐渐减小, 当橡胶颗粒取代50%的砂时, 其200次冻融循环后的强度损失只有3.9%。表明掺加橡胶颗粒可以改善混凝土的抗冻性能。

Savas[7]等人采用掺加了10%、15%、20%和30%水泥质量比胶粉的混凝土, 按照标准ASTM C666 对其抗冻性进行研究。快速冻融循环结果表明:掺加了10%和15%胶粉的混凝土抗冻性能比标准所要求的冻融循环次数高了60%以上, 但掺20%和30%的橡胶混凝土的抗冻性则达不到ASTM标准所要求的冻融循环次。Zhang Y M等人通过胶粉改性普通混凝土试验[8], 得出胶粉含量越高混凝土的抗冻性能越好, 本次试验结果与文献[8]的研究结果一致。

陶粒混凝土的抗冻性优于同配合比的普通混凝土, 这是由陶粒混凝土本身的特性决定的, 由于陶粒的多孔结构及吸水特性, 改善了其界面过渡区的结构及改善了混凝土受冻时的内部应力状况, 加上陶粒本身弹性模量与砂浆弹性模量较接近, 使得陶粒混凝土的抗冻性较好。

根据结冰压力假说, 结冰时由液态水转变为结晶态冰会产生体积膨胀, 从而有膨胀压力作用于孔隙周围, 膨胀压力促使孔隙中过量水排出, 由此而产生水压力, 使得混凝土内部固相骨架结构承受一定的应力, 但是低弹性模量的橡胶颗粒的加入, 缓解了内部应力对固相基体的作用, 它在一定程度上充当了气孔的作用, 使得混凝土在冻融循环过程中的破坏很小。

3结论

(1) 橡胶颗粒在一定程度上能改善陶粒混凝土的氯离子渗透性, 氯离子扩散系数随着橡胶掺量的增加出现先减小再增大的趋势。

(2) 橡胶颗粒的掺入提高了陶粒混凝土的抗冻性, 且掺量越高 (在小于50%的情况下) , 抗冻性越好。

参考文献

[1]冯乃谦, 邢锋.高性能混凝土技术[M].北京:原子能出版社, 2000.

[2]肖建庄, 卢福海, 孙振平.淡化海砂高性能混凝土氯离子渗透性研究[J].工业建筑, 2004, 34 (5) :4—6.

[3]陈波, 张亚梅, 陈胜霞, 等.橡胶混凝土性能的初步研究[J].混凝土, 2004, (12) :37—39.

[4]商怀帅.引气混凝土冻融循环后多轴强度的试验研究[D].大连:大连理工大学, 2006.

[5]Powers T C.The air requirement of frost resistantconcrete[J].Portland Cement Association HighwayResearch Board, Skokie, 1949, 29:184—211.

[6]中国建筑科学研究院.GBJ82—85.普通混凝土长期性能和耐久性能试验方法[S].1985.

[7]Savas B Z, Ahmad S, Fedroff D.Freeze-thawdurability of concrete with ground waste tire rubber[J].Transportation Research Board, 1997, 1 574:80—88.

混凝土抗冻性试验研究 篇5

关键词：再生混凝土,水玻璃,再生骨料,抗冻性

混凝土作为用量最大的人造建筑材料对自然资源的消耗及对环境造成的负面影响早已引起了人们的广泛关注。将废弃混凝土加工为再生骨料用以制作再生骨料混凝土是解决以上问题的科学和有效的途径。但与天然骨料相比, 由于再生骨料表面包裹着相当数量的水泥砂浆, 加之混凝土块在解体、破碎等过程中由于损伤积累等使再生骨料内部存在大量微细裂纹, 这些因素都使再生骨料具有孔隙率高、吸水性大、强度低等特征, 因此, 用部分或全部再生骨料配制的再生混凝土的强度与用天然骨料配制的同配比混凝土相比有不同程度的下降, 尤其是配制中高强度的混凝土时, 再生骨料的低强度特性将使所配制的再生混凝土有明显的下降[1], 国内已有不少文献[2,3,4,5]报导了对再生骨料的强化试验研究工作, 并取得了一定的效果, 但所用改性剂主要为水泥基复合材料, 存在凝结硬化慢等缺点, 文献[6]研究表明, 用浓度为5%的水玻璃浸泡混凝土再生骨料1h时, 可使得再生骨料混凝土的抗压强度得到提高, 浓度超过5%时, 不同龄期和浸泡时间时强度均存在下降趋势, 说明再生混凝土的强度与水玻璃的浓度有着密切的关系, 但对于混凝土这种工程中重要的结构材料来说, 仅考察强度是不够的, 其耐久性更是混凝土应用中极其重要的性能之一, 特别是抗冻性的优劣是决定混凝土耐久性的重要方面, 因此, 本文参考该文献, 减小了水玻璃的浓度间隔, 研究了水玻璃在低浓度下对再生混凝土强度的影响, 并着重考察了水玻璃对再生混凝土抗冻性的影响。

1 原材料

1.1 水泥

强度等级42.5, 实测抗折强度6.9MPa, 实测抗压强度46.7MPa。

1.2 骨料

混凝土再生粗骨料:粒径为5~30 mm, 表观密度为2.6 g/cm3, 堆积密度为1350 kg/m3, 含水率为2.3%。

细骨料:细度模数为2.6, 表观密度为2.5 g/cm3, 堆积密度为1565 kg/m3, 含水率为0.6%的天然河砂。

1.3 水

自来水。

1.4 水玻璃

模数为3.1, 比重为1.22 g/cm3。

2 再生粗骨料的改性处理

分别配制重量百分比为1%、3%、5%、7%的水玻璃溶液, 然后将混凝土再生粗骨料于常温下在以上浓度的水玻璃溶液中浸泡1h后, 捞出并晾干备用。

3 再生骨料混凝土的配制、试验及其性能

混凝土拌合物的水灰比为0.56, 砂率为32%, 采用人工拌和, 试件尺寸为100mm×100mm×100mm, 采用自然养护 (温度20℃, 相对湿度87%) 。

以不同浓度水玻璃溶液浸泡过的再生骨料配制的混凝土试件, 养护28d后, 经冻融循环50次后, 测定抗压强度值 (表1中的“冻融后”) , 并与对比试件 (表1中的“冻融前”) 比较, 并计算其强度损失率。

以水玻璃浸泡改性的再生骨料配制的混凝土的配合比及性能如表1所示。

4 结果与分析

4.1 水玻璃改性混凝土再生骨料对混凝土抗压强度的影响

由表1及图1、图2可以看出经过水玻璃浸泡的再生粗骨料配制的再生混凝土强度与用未改性的再生骨料配制的混凝土相比都有不同程度的提高。随着水玻璃浓度的提高, 各龄期再生混凝土的抗压强度先是呈现大幅度的提高, 随之又呈现下降的趋势, 当水玻璃浓度为3%时混凝土的抗压强度增加幅度最高, 7d、28d、60d的抗压强度分别提高了30.6%, 27.1%, 17.8%。与文献[6]中水玻璃浓度为5%相比 (7d、28d、60d时强度提高率分别为66%, 21%, 19%) , 除7d之外, 28d、60d强度的提高率基本相当, 即, 降低水玻璃的成本, 仍然可以达到强化再生骨料从而提高再生混凝土强度的目的。

4.2 水玻璃改性混凝土再生骨料对混凝土抗冻性的影响

由表1可以看出经冻融后的混凝土的强度均有不同程度的下降, 这符合普通混凝土的受冻规律, 但随着水玻璃浓度的提高, 再生混凝土冻融强度损失率越来越降小, 这表明加大水玻璃的浓度有益于提高混凝土的抗冻性, 原因可能是因为水玻璃 (Na2On Si O2) 硬化时析出的硅酸凝胶, 可堵塞再生骨料的毛细孔, 从而改善再生骨料孔隙结构;同时因水玻璃与原混凝土中水泥的水化产物Ca (OH) 2反应, 可生成水硬性硅酸钙胶体填充再生骨料的孔隙而使骨料的密实度提高, 随着水玻璃溶液浓度的提高, 析出的硅酸凝胶数量增多, 对骨料毛细孔的堵塞作用增强, 骨料的致密程度提高, 这可能会改善混凝土的孔壁强度, 从而在混凝土受冻时, 提高其抗冻性。这些需要后续的研究中通过仪器分析等手段加以证实。

5 结论

(1) 用浓度为3%的水玻璃溶液于常温下浸泡混凝土再生骨料1h时, 再生混凝土的抗压强度可得到较大的提高, 7d、28d、60 d的抗压强度分别可提高30.6%, 27.1%, 17.8%。

(2) 用水玻璃浸泡改性混凝土再生骨料配制的再生混凝土水玻璃溶液浓度的提高, 有利于提高再生混凝土的抗冻性。

参考文献

[1]肖建庄, 李佳彬, 兰阳.再生混凝土技术研究最新进展与评述[J].混凝土2003, (10) .

[2]杜婷, 李惠强, 吴贤国.混凝土再生骨料强化实验研究[J].新型建筑材料2002, (3) .

[3]孙跃东, 王涛.再生骨料强化对再生混凝土基本力学性能的影响[J].四川建筑科学研究2010, 36 (4) :212-215

[4]杨宁, 王崇革, 赵美霞.再生骨料强化技术研究[J].新型建筑材料2011, (3) :45-47

[5]张剑波, 吴勇生.再生骨料的强化研究[J].中国资源综合利用2010, 28 (11) :58-60

蒸压加气混凝土抗冻性能试验研究 篇6

无论是冰胀压理论还是渗透压理论,其破坏机理均是基于水在冻融循环中的作用而提出的,因此水作为导致材料冻害的重要因素也被众多研究人员在抗冻性研究中予以考虑。在这些研究中以含水率对材料抗冻性能的影响的研究较多,一般来说,材料的吸水率越大抗冻性就越差,反之抗冻性越好。另外,材料的抗冻性与其孔结构有很大关系[1]。由于在制作过程中加入发气剂,加气混凝土的孔结构与其他砌体材料完全不同[2],其抗冻性能也有所不同。

本文通过不同吸水率加气混凝土在不同冻融条件下的抗冻性试验研究,揭示加气混凝土的抗冻性能。

1 试验方法

本研究选用4组不同厂家的蒸压加气混凝土试件进行冻融实验研究,试件均为100 mm×100 mm×100 mm的标准试块。不同试件物理性能如表1所示。表中试件的原始抗压强度为未冻融前在干燥箱中烘至恒重后的抗压强度,吸水率为试件在水中浸泡7 d后的体积吸水率。

冻融试验参照GBT 11969-2008《蒸压加气混凝土性能试验方法》进行。首先用毛刷清理试样表面将试样放入干燥箱干燥至恒量称其质量G0,然后以冻6 h融5 h为一个冻融循环按规范方法进行冻融试验,最后将达到表1规定次数的试件取出后烘干至恒重称其质量G1,计算质量损失,并进行抗压强度实验测得冻融后的抗压强度。

2 试验结果

2.1 冻融循环次数对抗冻性能的影响

4组试件分别冻融15次、30次、50次后的强度损失和质量损失如图1、图2所示。

从图中我们可以看出加气混凝土4组试件的强度损失和质量损失随冻融循环次数增加,几乎成线性关系,但损失量均不大,在50次冻融循环后平均强度损失小于15%,质量损失小于3%。

2.2 饱和体积吸水率对抗冻性能的影响

通过4组加气混凝土试件的冻融实验我们可以得到它的强度损失和质量损失与饱和体积吸水率的关系如图3、图4所示。

从图中可以看出加气混凝土质量损失随体积吸水率的增加先增大后减小无明显线性规律。但是当冻融循环次数达到30、50次时加气混凝土的强度损失随饱和体积吸水率的增加呈现降低的趋势较为明显。

这种吸水率越大而强度损失越小的现象实际说明加气混凝土的抗冻性能随吸水率的增加而增强,这一点与大多数砖砌体材料有明显区别。吸水率越大抗冻性能越差的规律对加气混凝土来说是不适用的。

3 讨论与分析

3.1 加气混凝土与其他砌体材料抗冻性能比较

加气混凝土是一种典型的宏观多孔材料,孔隙率可达70%~80%,并且具有较高的吸水率,饱和质量吸水率通常可达50%以上。这一特点很容易使人们主观的推测它的抗冻性能较差,而事实上加气混凝土的抗冻性能与这一推测恰恰相反。

通过加气混凝土与几种常见砌体材料经50次冻融循环后的实验结果(表2)对比可以直观的证明这点[3,4]。

从表2中可以看出加气混凝土的体积吸水率远高于其他材料,但经冻融循环后它的强度损失却远低于其他三种材料。

通过观察50次循环后材料外观(图5)也可以看出加气混凝土抗冻性能与其他材料的不同。

加气混凝土经冻融实验后表面基本完整,其冻害现象主要表现为材料表面出现粉装的碎裂残渣,但情况并不严重。而其他砌体材料(如蒸压粉煤灰砖)经冻融后表面出现大面积的脱落,破坏往往表现为表面产生大量薄片状的碎砖片从砖砌体上分离,这与加气混凝土粉状残渣存在明显区别。

3.2 孔结构对加气混凝土抗冻性能影响

通过与其他砌体材料的比较可以发现加气混凝土最大的不同点在于它特殊的孔结构。蒸压加气混凝土的气孔结构是料浆在一定的环境中由铝粉发气剂在料浆中发生化学反应放出氢气形成的,这种以气孔为主的孔结构使得加气混凝土的物理性能与其他砌体材料存在很大区别,特别是抗冻性能。

从孔的分布上来说,加气混凝土中的人工气孔数量多使得材料孔隙率较高,但分布比较均匀,它们之间仅通过孔径较小的毛细孔相连,而且仍有约30%的孔是完全封闭的[5]。因此,当冻胀力超过材料承载极限时气孔孔壁发生破坏,但孔与孔之间存连通空间较小这种破坏难以向内部传递,破坏仅发生在材料表面(图5a)。而其他砌体材料中孔的分布往往是发散式的针状连通孔,这使得冻胀力在材料内部沿孔隙不断传递破坏也随之深入。

从空隙的孔径来说,加气混凝土中的气孔多为宏观孔孔径较大,其中大部分在0.5 mm~2 mm,这进一步加大了加气混凝土的孔隙率。但在实际冻融过程中这一部分大孔对抗冻性能的影响很小,原因主要有两点:第一,孔径较大的孔(气孔)在冻融过程中很难达到饱和,当水位降至孔隙以下时孔隙中的水将开始流出,根据冻胀理论只要孔隙中水的体积小于孔隙总体积的91.7%,即使孔隙中水完全结冰冻胀力也不会产生[5]。第二,在冻融试验中水的冻结是由外向内的过程,在冻胀力的作用下,部分未结冻的自由水向材料更深处迁移,而较大的气孔可以容纳这部分自由水从而缓解和松弛水压力[6]。

4 结论

冻融作用下,加气混凝土的强度损失和质量损失随冻融次数的增加而增加,并呈线性关系;吸水率对材料的抗冻性能有较大影响,但由于加气混凝土孔结构不同,其影响程度低于其他砌体材料。

参考文献

[1]李金玉.水工混凝土耐久性的研究和应用[M].中国电力出版社.2004.

[2]彭军芝.蒸压加气混凝土中孔的形成、特征及对性能的影响研究[D].2011.

[3]刘玮辉.再生混凝土多孔砖耐久性与砖的抗冻指标试验研究[D].2012.

[4]刘鑫,梁建国,程少辉,洪丽.蒸压粉煤灰砖抗冻性能试验研究[J].建筑砌块与砌块建筑,2008(6).

[5]北京市建筑设计院.加气混凝土在建筑上的应用[M].1983.

[6]Kung,J.H.Frost durability study on Canadian clay bricks:characterization of raw materials and burnt bricks[J].Durability of building materials,1987.

高速公路二灰土的抗冻性试验研究 篇7

在二灰土大面积施工中,尤其是潮湿路段施工时,部分工程技术人员结合其它工程出现的二灰土松散、强度不足等问题,提出二灰土不耐冻,或者说二灰土受冻后,耐久性急剧下降,会导致基层出现早期裂缝和松散等现象并反射到路面面层,使路面石层过早破坏。

针对工程出现的这些问题,技术人员进行了二灰土抗冻性专项研究和试验。

1试验研究方案的确定

为了模拟二灰土在公路路面底基层上的实际工作环境,首先将二灰土成型;为了节约试验时间,分别采用高温和标准条件养生。按照《公路路面基层施工技术规范》4.1.6条的要求,二灰土应按28天强度为基础。所以本试验模拟了28天标养试件强度进行养生后的试件分成两组,一组饱水24h,另一组不饱水。

抗冻试验时分别将饱水、不饱水试件再分成两组,即加水冻融和不加水冻融;按预先规定的冻融次数,测试二灰土试件的质量损失和破坏强度。

2二灰土抗冻性试验的实施

2.1单质材料的试化验

结合该工程的实际情况,利用13标段辽宁路桥总公司使用的取土场和所备材料。先化验了单质材料,其结果列入表1。

从单质材料的试化验结果上看,试验所用材料均满足该工程技术规范对单质材料的要求。

2.2二灰土的击实及强度试验

为了保证二灰土的成型质量,必须先承做二灰土的击实试验。依照《公路工程无机结合料稳定材料试验规程》(JTJ057-94)的要求,在室内消白灰、筛料、烘料、配料、加水闷料后进行了击实试验。

其结果为最大干密度=1.483g/cm。;最佳含水量W-21.2%

在击实试验的基础上,根据工程上实际要求的97%压实度,进行了5×5cm试件成型。在标准温度下养生6昼夜,饱水24h后,其测试试件强度结果如表2。

通过上述的强度试验,证明此二灰土满足了该工程规定的7天元侧限抗压强度大于0.7MPa的要求。

有进一步试验的意义。为此进行了第二次成型,本次成型采用了10×10cm的试模,共成型60块试件。其中10块标养用以测试28天强度。其余50块采用高温(60"C)养生,按照时间1:20的比例。养生后的试件10块用来测试高温养生强度,其余40块用来承做抗冻性试验。两组试件的强度值列入表3。

2.3二灰土的抗冻性试验

将高温养生的剩余40个试件分成两组。一组饱水24小时,另一组不饱水。饱水和不饱水的二灰土试件分别采用两种抗冻方式进行冻融试验,即加水冻融和不加水冻融。

二灰土试件采用的冻融条件为:应用了北京成套设备公司生产的DR型水泥混凝土抗冻试验机,试模外防冻液做为温度传导介质,使试件内部能够在低温时达到一17-+-2C;在解冻时试件内部为5±2C从冻到融需45个小时分析认为试件内部的这种温度基本上反映出春秋两季升降温时二灰土底基层的实际冻融状态。根据预先制定的冻融循环次数,分别测试了二灰土试件的质量损失和破坏强度。其结果见表4:

3试验结果分析与结论

3.1尽管有资料表明:二灰结合料类试件60C的养生可在时间上采用1:20的粗略关系。但本文认为:这种关系必须与单质材料的性质有关,否则不充分。

表3的试验结果说明:二灰土的成型不仅有温度和湿度的要求,同时还需要时间发育强度,否则会造成强度的不均匀,髟响二灰土的整体效应因为表3中高温养生试件的试验结果表明:高温养生试件无论是代表强度或是偏差系数均不及标养试件,可能是强度发育时间不充分导致的。所以在实际施工时不但要求温度和养生,同时要有成型时间的限制,严格突击抢工期。

3.2在确定表4的试验内容时,更侧重于模拟二灰土施工或成型时可能出现的各种状态和工作环境。如饱水后加水冻的试件更接近潮湿路段或排水不良时的二灰土自然状态;饱水后不加水冻试件模拟施工时含水量控制不佳或遇雨施工状态;未饱水加水冻试件模拟透水基层或从裂缝中渗水时二灰土受冻状态;未饱水不加水冻模拟干燥状态的二灰土。

从表4的试验结果看,无论二灰土在什么模拟状态下,只要二灰土能成型(>1.2MPa),经过13次冻融循环后,强度较冻融初期(表3)的强度有所增长,这说明二灰土在冻融循环过程中,虽然出现了质量变化,但强度没有降低,即二灰工具有一定的冻融耐久性。关键因素是必须有初期强度。这再一次强调了二灰土必须有足够的成型时间。

3.3就表4而言,可以发现水是造成二灰土强度损失的重要原因。

尽管冻融过程中,二灰土受环境变化的影响,强度有所增加,但加水冻融的试件强度增长不及不加水试件。水造成了二灰土的松散,体积膨胀。所以做好二灰土的排水和上下部位的防水是施工中的重要环节,绝不能轻视。

综上所述,二灰土只要具有了相当强度,是具有一定冻融耐久性的,可以用于干燥或潮湿路段。由于本文是在一次试验中得到的数据,加之笔者的学疏,错误在所难免,希望同行批评指正。

参考文献

[1]王华阳.二灰土强度形成影响因素的试验与应用研究[D];南京林业大学;2007年

混凝土抗冻性试验研究 篇8

关键词：季节性冻红土,冻融循环,质量损失,强度损失,应力-应变

0 引言

我国多年冻土、隔年冻土和季节性冻土广泛分布于华北、东北与西北大部分地区, 约占我国国土总面积的70%, 若算上短时冻土其面积则要占到90%左右, 其中多年冻土约占22.3%[1]。我国北方红土分布广泛、成因复杂, 多埋藏于地下, 但在地势较高的侵蚀区也有一定面积的红土接受现代成土作用[2]。内蒙古武川地区位于阴山北麓, 属于武川盆地, 其广泛分布的红土属于季节性冻土。对于武川地区大量应用于实际工程的红土, 由于其自身的工程特性, 不时会引起地基沉降、边坡开裂、地基承载力不足等诸多工程危害问题, 加之其处于季节性冻土区, 周期性地受到冻融循环作用, 故研究其加固效果与抗冻能力对当地实际应用具有非常重要的意义。

水泥与土按比例均匀拌和使之硬化成为具有足够强度的固化土是当今工程上应用最广泛的土体加固技术之一。在地基、路基、水利水电、边坡处理、隧道等实际工程中得到了非常广泛的应用, 并通过各种试验与技术手段取得了相当多具有实用价值的成果[3]。但由于低掺量水泥加固土表现出明显的抗拉强度低、脆性大、易开裂、抗冻性差等缺点, 在一些工程中难以做到经济实用[4]。为此诸多研究者通过各种方法对水泥加固土进行改良, 以期获得经济合理、经久耐用的“绿色”复合低掺量水泥加固土。

聚丙烯酰胺 (Polyacrylamide, 简称PAM) 是一种水溶性高分子聚合物材料, 广泛用于土木、冶金、造纸、食品、油田和发酵工程等行业[5]。

粉煤灰是从煤燃烧后的烟气中收集的细灰及贮存、运输过程中产生的煤灰渣, 是燃煤电厂排出的主要固体废弃物之一[6]。据统计内蒙古自治区每年有7000万t废弃粉煤灰难以解决, 其占用了大量土地资源, 并对环境造成了污染。为了发展“绿色”科技, 将粉煤灰用于复合低掺量水泥加固红土能有效进行废物利用, 并具有一定改良效果。

本研究利用PAM和粉煤灰进行单掺和复掺试验, 探讨两者对复合低掺量水泥加固红土抗冻性的影响。

1 实验

1.1 实验材料

土样取自呼和浩特市武川县什尔登, 为红土, 根据《土工试验方法标准》 (GB/T50123-1999) [7], 对红土基本物理参数指标进行相关测试, 其结果见表1, 主要化学元素含量见表2, 颗粒组成见表3, 微观结构见图1, 能谱成分分析见图2;试验用水泥选用内蒙古呼和浩特市冀东水泥厂生产的各项指标合格的P.O42.5普通硅酸盐水泥;试验用粉煤灰采用呼和浩特市金桥粉煤灰厂生成合格的Ⅱ级粉煤灰;试验用PAM主要技术指标见表4;试验用水为普通自来水。

1.2 实验方案

在一般实际应用中, 水泥加固土水泥掺量在10%~20%之间[8], 为了在不降低加固效果的前提下降低成本, 并对工业废料粉煤灰加以利用, 本研究降低水泥用量并外掺粉煤灰。资料显示, 粉煤灰与水泥掺量之比为1∶1时能有效加固土体[6], 故对红土进行单掺PAM和复掺PAM及粉煤灰试验研究。试验分A、B两组:A组为单掺PAM水泥加固红土, B组为复掺PAM及粉煤灰水泥加固红土。试验组水泥掺量均为8%, 粉煤灰掺量分别为0%和8%, PAM掺量分别为0%、0.3%、0.6%和0.9%, 具体试验参数见表5。

1.3 实验方法

将由现场取回的红土经自然风干, 人工碾散过2mm筛, 并在试验前测定红土风干含水率为1.67%。按试验方案掺量将PAM、粉煤灰和红土搅拌均匀后按照由击实试验测得的最佳含水率和最大干密度对土样浸润24h后, 掺合水泥后采用Φ50mm×H50mm试模静力压实成型, 压实度为0.95。成型后放入恒温恒湿养护箱 (温度 (20±2) ℃, 相对湿度95%) 内养护, 考虑到28d后水泥加固土强度仍有增长, 故选取养护至60d龄期试件进行冻融循环试验。

本研究的冻融循环试验, 参照我国北方寒区日均温度变化情况进行。冻融循环一个循环周期为24h, 其中在-18℃低温箱内冻结16h, 保证每个试件周围留有至少20mm空隙以便冷空气流通, 在22℃恒温水槽中融化8h, 槽中水面至少高出试件上表面20mm以便试件充分保水[7]。融化完毕后取出试件称质量, 该周期冻融循环即结束。本研究拟订冻融循环次数为15次, 每试验组由3个平行试验构成, 试验结果取算术平均值。

2 结果与分析

2.1 单掺PAM对复合低掺量水泥加固红土冻融循环的影响

2.1.1 冻融循环后质量损失

在经历冻融循环后, 复合低掺量水泥加固红土的质量损失能够表征其表面剥落程度, 对于复合低掺量水泥加固红土, 质量损失一般可以分为两部分, 一部分为试件表面经历多次冻融循环后因材料剥落而造成的质量损失, 另一部分为试件因吸收水分而导致的质量增加[9]。

单掺PAM复合低掺量水泥加固红土在不同PAM掺量下随着冻融循环次数增加而造成的累计质量损失率柱状图如图3所示。从图3中可以看出基准A1组的水泥加固红土的累计质量损失率增加较迅速, 累计质量损失率为该试验组最大, 冻融循环15次比3次的累计质量损失率增加了22.06%;试验A3组的复合低掺量水泥加固红土的累计质量损失率增加较缓慢, 累计质量损失率为该试验组最小, 冻融循环15次比3次的累计质量损失率增加了12.52%;试验A2组和A4组的复合低掺量水泥加固红土在相同冻融循环次数下累计质量损失率均不同程度地小于A1组且大于A3组, 分别为20.28%和13.63%。从15次冻融循环的累计质量损失方面可以得出, 单掺PAM复合低掺量水泥加固红土能够有效地改善其冻融循环后表面剥落现象, 其试验组内最佳掺量约为红土质量的0.6%。

2.1.2 冻融循环后强度损失

单掺PAM复合低掺量水泥加固红土在不同PAM掺量下15次冻融循环前后的无侧限抗压强度值如图4所示。从图4中可以看出, 不同PAM掺量下的复合低掺量水泥加固红土在15次冻融循环后无侧限抗压强度值均有不同程度的下降。基准A1组的水泥加固红土经15次冻融循环后强度由2.75MPa降低至0.55MPa, 强度损失78.60%;试验A3组的复合低掺量水泥加固红土经15次冻融循环后强度由3.23MPa降低至1.30 MPa, 强度损失为59.75%;试验A2组和A4组的复合低掺量水泥加固红土经15次冻融循环后强度均有所降低, 强度损失率均低于A1组且高于A3组, 分别为73.14%和77.29%。从15次冻融循环前后的无侧限抗压强度值和强度损失率方面可以得出, 单掺0.6%PAM的复合低掺量水泥加固红土15次冻融循环前后无侧限抗压强度均优于同试验组内其他PAM掺量的复合低掺量水泥加固红土, 这与前文所述质量损失方面的试验组内最佳掺量一致。

从质量损失和强度损失两个方面能够得出相同的结论, 单掺PAM能够不同程度地改善复合低掺量水泥加固红土的抗冻性, 其试验组内最优掺量约为0.6%。

分析此现象产生的主要原因:其一, 水泥掺量较低的复合低掺量水泥加固红土, 其形成的颗粒之间的粘结强度较低, 经过冻融循环后其粘结力小于冻胀力, 导致其强度下降, 表面剥落崩解[10]。其二, PAM在复合低掺量水泥加固红土中可以有效吸附于红土颗粒与水泥颗粒表面, 从而改善颗粒与颗粒之间的界面特性, 使得水泥在水化反应后可以与相邻的红土颗粒紧密粘结, 形成具有较高强度的空间骨架体系来抵抗冻胀力, 从而延缓冻融循环产生破坏与发展[11]。

2.1.3 冻融循环前后应力-应变曲线变化

单掺PAM复合低掺量水泥加固红土基准A1组和试验最佳掺量A3组冻融循环前后的应力-应变曲线如图5所示, 冻融循环前两试验组应力-应变全曲线大致由上升段曲线和下降段曲线两部分组成, 与过镇海提出的混凝土单轴受压应力-应变全曲线十分相似[12], 属于弹塑性破坏;冻融循环后两试验组应力-应变全曲线不符合弹塑性破坏曲线, 试件已完全破坏。

2.2 复掺PAM及粉煤灰对复合低掺量水泥加固红土冻融循环的影响

2.2.1 冻融循环后质量损失

复掺PAM及粉煤灰复合低掺量水泥加固红土在不同PAM掺量及相同粉煤灰掺量下随着冻融循环次数增加而造成的累计质量损失率柱状图如图6所示。从图6中可以看出基准B1组的复合低掺量水泥加固红土的累计质量损失率增加较迅速, 累计质量损失率为该试验组最大, 冻融循环15次比3次的累计质量损失率增加了12.63%;试验B2组、B3组和B4组的复合低掺量水泥加固红土的累计质量损失率增加均较缓慢, 累计质量损失率分别为0.96%、0.74%和0.70%。与此同时, 相同PAM掺量 (包括未掺PAM) 下的复合低掺量水泥加固红土, 复掺粉煤灰的B组累计质量损失率均小于未掺粉煤灰的A组, 单掺PAM的复合低掺量水泥加固红土最小累计质量损失率是复掺PAM和粉煤灰的85倍。

从15次冻融循环的累计质量损失方面可以得出, 复掺PAM及粉煤灰复合低掺量水泥加固红土能够极大程度地改善冻融循环后表面剥落崩解的现象, 其试验组内最佳掺量PAM约为红土质量的0.6%~0.9%, 粉煤灰为8%。

2.2.2 冻融循环后强度损失

复掺PAM及粉煤灰复合低掺量水泥加固红土在不同PAM掺量及相同粉煤灰掺量下15次冻融循环前后的无侧限抗压强度值如图7所示。从图7中可以看出, 不同PAM掺量及相同粉煤灰掺量下的复合低掺量水泥加固红土在15次冻融循环后无侧限抗压强度值同样均有不同程度的下降。基准B1组的水泥加固红土经15次冻融循环后强度由4.25MPa降低至0.75 MPa, 强度损失82.35%;试验B3组的复合低掺量水泥加固红土经15次冻融循环后强度由5.35MPa降低至2.93 MPa, 强度损失为45.06%;试验B2组和B4组的复合低掺量水泥加固红土经15次冻融循环后强度均大幅度降低, 强度损失均低于B1组且高于B3组, 分别为46.36%和49.36%。对比未掺粉煤灰的试验A组, 相同PAM掺量 (不包括未掺PAM) 下的复合低掺量水泥加固红土, 试验B组强度损失率均小于试验A组, 单掺PAM的复合低掺量水泥加固红土最小强度损失率是复掺PAM及粉煤灰的1.32倍;对于未掺PAM的复合低掺量水泥加固红土, A1组水泥加固红土的强度损失是B1组外掺8%粉煤灰复合低掺量水泥加固红土的0.95倍。

从15次冻融循环前后的无侧限抗压强度值和强度损失率方面可以得出, 复掺0.6%PAM和8%粉煤灰的复合低掺量水泥加固土抗冻性均优于试验A、B两组组内其它复合低掺量水泥加固红土, 此掺量属于前文所提及的最佳掺量的范围内, 故试验组内抗冻性最佳的PAM掺量约为红土质量的0.6%, 粉煤灰为8%。

分析此现象产生的原因:其一, 粉煤灰中存在一定活性物质, 能够与水泥水化产物发生反应, 促进水泥的二次水化反应, 生成更多的胶凝物质从而增大其粘结力, 抵抗由冻融循环产生的冻胀力[13];其二, 粉煤灰的掺入改善了加固红土的物质构成, 改善了加固红土的颗粒级配, 使得原来的“粘粒基质”结构向类似“粉粒状骨架”的结构转变, 形成整体骨架结构, 从而在一定程度上抵抗了冻胀力, 延缓了冻融循环时表面剥落崩解的产生与强度下降的产生与发展[14,15]。

2.2.3 冻融循环前后应力-应变曲线变化

复掺PAM和粉煤灰复合低掺量水泥加固红土基准B1组和试验最佳掺量B3组冻融循环前后的应力-应变曲线如图8所示, 冻融循环前两试验组应力-应变全曲线同单掺PAM复合低掺量水泥加固红土相似, 也属于弹塑性破坏;冻融循环后试验B1组应力-应变全曲线不再符合弹塑性破坏曲线, 试件已完全破坏, 而试验B3组仍旧由上升段曲线和下降段曲线构成, 但其上升段曲线和下降段曲线斜率较冻融循环前有所减小, 相应的峰值也有所下降。

2.3 冻融循环后应力-应变全曲线方程

复合低掺量水泥加固红土应力-应变全曲线能够反映其最基本的力学性能, 对于复合低掺量水泥加固红土的研究具有重要的意义[16]。复掺PAM和粉煤灰最佳复合低掺量水泥加固红土冻融循环后应力-应变实测全曲线与回归分析曲线如图9所示, 其中散点为实测值, 曲线为回归分析值。将实测的复掺0.6%PAM及8%粉煤灰复合低掺量水泥加固红土经冻融循环后的应力-应变全曲线量纲一化, 可以发现, 上升段和下降段都具有各自的特点, 能够运用简单的数学方程来对试验结果进行回归分析[16]。

首先, 对应力应变进行量纲一化:

然后, 分别对上升段曲线和下降段曲线进行回归分析可以得到:

式中:a, b, c, d均为上升段和下降段曲线控制参数。

最后, 上升段曲线可回归分析得到三次多项式, 下降段曲线可得到对数方程, 将式 (1) 代入其中可得到式 (3) :

满足复掺0.6%PAM和8%粉煤灰复合低掺量水泥加固红土控制参数为:a=0.925, b=0.835, c=1.342, d=1.041。

3 结论

(1) 单掺PAM复合低掺量水泥加固红土在一定掺量下能够增大其单轴抗压强度值并且延缓冻融循环后加固土的表面剥落崩解, 降低其强度损失。

(2) 复掺PAM及粉煤灰复合低掺量水泥加固红土在一定掺量下能够极大程度地减少加固土表面剥落崩解及强度损失, 试验组内最佳掺量约为0.6%PAM及8%粉煤灰, 在此掺量下冻融循环前后质量损失仅为0.70%。且复掺PAM及粉煤灰复合低掺量水泥加固红土优于同掺量下单掺PAM复合低掺量水泥加固土。