不同取代率下钢渣混凝土力学特性及耐久性研究

曹芙波,杨 珍,王晨霞,王高峰,刘 涛,王晓云,李晓莉

(1.内蒙古科技大学 土木工程学院, 内蒙古 包头 014010; 2.内蒙古自治区高校智能建造与运维工程研究中心,内蒙古 包头 014010; 3.包钢集团冶金渣综合利用开发有限责任公司, 内蒙古 包头 014010)

0 引 言

粗钢冶炼过程中会排放大量的钢渣,但由于钢渣安定性的制约,我国钢渣年产量高但利用率非常低[1-3]。钢渣与水泥一样具有与胶凝材料类似的活性,二者矿相主要成分相似,所以钢渣可以应用到混凝土中[4-5]。利用钢渣作粗骨料可以制备性能更好的混凝土[6],钢渣表面粗糙且硬度较好,与砂浆间的粘结效果明显改善,从而提高了混凝土强度以及耐久性。大掺量钢渣砂浆进行快速碳化养护24 h以及干燥预处理后[7],制备的试件已具有接近90 MPa的抗压强度,说明适当的干燥预处理对碳化反应的进行是有利的,且存在最佳失水率,为74.4%。低强度钢渣混凝土的胶砂试件强度和流动度相对来说会更加敏感,但强度随掺量变化的整体走势不变,仍呈现随掺量增加而降低的趋势[8]。添加钢渣粉的自密实混凝土有较好的耐腐蚀性能[9],钢渣的加入使其早期与后期强度明显提高。将钢渣作为骨料制备混凝土发现其在极端环境下的耐久性较普通混凝土表现更好[10];将钢渣等量替代碎石后[11],研究钢渣混凝土的耐久性,发现以钢渣50%掺量优势明显,抗硫酸盐侵蚀性能、抗氯离子渗透、抗碳化以及抗收缩性均得到提高。

为响应国家提出的“节能减排”和“循环经济”要求,钢渣的利用越来越广泛,但钢渣是钢铁工业过程的废弃产物,钢渣粗骨料表面粗糙(见图1),化学成分、物理性质受诸多因素的影响,目前的研究尚不全面、不完整。 本试验直接以钢渣代替混凝土粗骨料,研究在不同水灰比、钢渣粗骨料取代率、冻融循环次数等参数下钢渣粗骨料混凝土的力学性能与抗冻性,建立钢渣粗骨料混凝土抗压强度和冻融损伤模型,以期为后续实体工程提供一定的参考。

图1 钢渣筛分及放大图Fig.1 Screening and magnification of steel slag

1 试验材料和试验方法

1.1 试验材料

采用内蒙古蒙西水泥公司的P·O42.5普通硅酸盐水泥,钢渣与水泥的主要化学成分类似,见表1。表2为水泥物理性能表,表3为砂、碎石、钢渣的物理性能。外加剂采用萘系引气减水剂,减水率>20%,以混凝土坍落度达到200 mm为准则控制其掺量;试验用水为自来水。

表1 原材料的化学组成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、钢渣的物理性能Table 3 Physical properties of sand, gravel, and steel slag

1.2 试验方法

钢渣等体积取代普通碎石,水灰比w/c为0.45的钢渣取代率β分别设为0、30%、60%、100%,水灰比分别为0.40、0.45、0.50的混凝土钢渣取代率为100%,钢渣粗骨料混凝土具体配合比见表4。

表4 试验钢渣骨料混凝土配合比Table 4 Mix proportions of specimens for the test

制备尺寸为100 mm×100 mm×100 mm的立方体试件进行抗压强度、劈裂抗拉强度以及冻融后强度损失试验;尺寸为100 mm×100 mm×400 mm的棱柱体试件进行抗折强度、抗碳化性能及冻融后质量损失、动弹性模量损失试验。

2 结果与讨论

2.1 钢渣粗骨料混凝土强度

图2为钢渣粗骨料强度指标,可以发现钢渣粗骨料混凝土各强度指标随龄期T的变化规律与普通混凝土(G-0.45-0组)相似,各强度随β增加而增加,随w/c增大而减小,3个力学指标的增长曲线都具有对数函数的图像特征。

图2 钢渣粗骨料混凝土强度指标Fig.2 Strength indices of steel slag coarse aggregate concrete

在养护前期(T=3～14 d)抗压强度增长迅速,中期(T=14～28 d)抗压强度增速略有减小,但已接近或超过设计强度值,养护中后期(T=28～120 d),普通碎石混凝土的抗压强度增长幅度较其他组小,平均每天增长约0.07 MPa,达到平台状态,而钢渣混凝土在中后期抗压强度的日平均增速约为普通混凝土的2倍。当β=100%,w/c=0.45时,28 d的抗压强度较对照组提高13%,120 d的抗压强度提高了25.5%。钢渣混凝土整体呈现随龄期逐渐增长的趋势,主要原因是钢渣粗糙的表面以及自身的水硬活性使钢渣与水泥石之间形成“凹凸面”[12]使界面过渡区更加密实,增加了混凝土的整体强度(如图3)。

图3 界面过渡区微观结构(2 000倍)Fig.3 Structure of interface transition zone(magnified by 2 000 times)

β均为100%时,w/c增大含气量也不断增大,w/c为0.50时抗压强度随龄期增长速率较其他2组缓慢,抗拉与抗折强度表现也劣于其他2组,这是由于钢渣粗骨料表面粗糙、吸水率高导致的,在混凝土强度等级设计时应加以考虑。

T=90 d时,各组钢渣混凝土劈裂抗拉强度、抗折强度几乎不随T变化,达到平台期,90 d前抗折强度的增长曲线比劈裂抗拉强度更具有线性特征。随着β的增大,同一龄期的劈裂抗拉与抗折强度的增速减小。120 d时,β分别为60%、100%的钢渣混凝土2种强度数值已几乎相等。β=100%,w/c=0.45时,28 d劈裂抗拉强度较普通组提高12.6%,抗折强度提高了7.1%。

混凝土的力学性能指标受β、w/c的影响较为显著,且随T的延长呈现特定的规律性。钢渣粗骨料混凝土的核心组成成分就是钢渣,也是影响力学指标的主因素。 钢渣吸水率较大,早期钢渣饱水后,在养护后期钢渣自身的水分能促进钢渣表面的水化反应,使后期强度继续增加[13],钢渣本身具有很多活性矿物(如C2S、CaO、C3A等)。这些成分均具有一定的胶凝性,与水泥的黏合度较好,钢渣-水泥界面强度较好。

为了准确、合理地描述钢渣粗骨料混凝土在不同β、w/c条件下抗压强度随龄期T的增长情况,对试验数据进行分析,并参考王家滨等[14]提出抗压强度增长模型。

图4为立方体抗压强度与β、w/c之间的关系,可以发现立方体抗压强度与β大体上呈现较为明显的线性关系,与w/c之间线性关系不明显。分析对应规律,建立β、w/c对抗压强度的无量纲影响因子为kβ、kw/c,可表示为:

图4 立方体抗压强度与β、w/c之间的关系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均为拟合待定系数。

根据图4中龄期T与立方体抗压强度之间的规律,建立立方体抗压强度fc关于龄期T的目标函数为

fc=d1+g1ln(T+h1) 。

(3)

式中d1、g1、h1均为拟合待定系数。

基于以上分析,考虑β、w/c影响因子的钢渣粗骨料混凝土抗压强度f增长模型为

f=kβkw/sfc。

(4)

综合式(1)—式(4),经多元回归分析得到基于β、w/c的反映钢渣粗骨料混凝土抗压强度随龄期变化的数值模型为

f=(0.8β+8.95)(1+w/c)-4.16·

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

R2=0.934 。

(5)

2.2 钢渣粗骨料混凝土抗碳化性能

钢渣粗骨料混凝土快速碳化试验采用100 mm×100 mm×400 mm的棱柱体试件,3块为一组。由于混凝土角区的碳化是一个二维扩散过程,CO2沿相邻2个面共同扩散,试验过程中发现成型面顶面与两侧面均有二维碳化现象,底部由于石子和钢渣的分布较为密集,难以测量。因此,对试件各面进行测量时仅考虑上部角区的影响,顶面角区碳化深度采用OE,侧面角区部分采用OD,见图5。

图5 混凝土角区碳化情况Fig.5 Carbonization of concrete corner

图6为钢渣粗骨料混凝土碳化龄期与碳化深度的关系。碳化箱内温度、湿度、CO2浓度均保持不变,在CO2的持续碳化作用下,混凝土的水化产物会与CO2发生反应,生成降低混凝土碱度的CaCO3,所以各组碳化深度均随T的增长而增加。 钢渣粗骨料较普通粗骨料偏小,导致钢渣粗骨料掺量为60%的混凝土(G-0.45-60)组,G-0.45-100组碳化深度始终小于相同强度等级下的其他各组。钢渣骨料表面粗糙不平,所以其与水泥石粘结也会形成一个凹凸的平面,称之为“凹凸面”,且钢渣的化学成分与水泥相似,在后期发生微化学反应,混凝土界面过渡区会更加致密[15-17],从而导致CO2在混凝土中的传播减弱。由图6(b)可知,碳化28 d前,不同强度等级的全钢渣混凝土碳化深度相差不大,其中28 d时G-0.40-100组的碳化深度比G-0.50-100组低1.5 mm。在60 d时,G-0.40-100组的碳化深度在缓慢提高,这是因为混凝土中的部分孔隙被碳化生成的CaCO3和其他固态产物填充,降低了孔隙率,很大程度上减少了大孔,从而对后续CO2的扩散起到很好的抑制作用,明显改善了混凝土的密实性,提高了强度。

图6 钢渣粗骨料混凝土碳化龄期-碳化深度关系Fig.6 Relationship between carbonation age and carbona-tion depth of steel slag coarse aggregate concrete

图7为钢渣粗骨料混凝土各面碳化深度对比,普通混凝土(G-0.45-0)的碳化深度总体比其他各组的碳化深度大,但总的来说,普通混凝土碳化深度顶面、左右侧面以及底面相差不大;掺入钢渣粗骨料以后,各面碳化深度的规律表现大体一致:碳化深度最大的是顶面,其次是侧面,底面最小。

图7 不同钢渣取代率钢渣粗骨料混凝土各面碳化深度对比Fig.7 Comparison of carbonation depth of steel slag coarse aggregate concrete with different replacement ratios

随着钢渣替代率的增加,顶面与底面碳化深度差距变大,G-0.45-0的28 d时顶面较底面的碳化深度增加了34.6%,G-0.45-100顶底面碳化差距最大,为53.4%。主要原因是:钢渣骨料密度较大,在混凝土浇筑过程中,钢渣骨料会下沉,而水泥胶凝材料则会上浮,造成试件底部粗骨料较多,更加密实,而顶面水泥砂浆较多,密实性变差,而左右两侧面相对于顶面和底面更加均匀,所以左右侧面碳化深度相差不大。

2.3 钢渣粗骨料混凝土的冻融破坏特征

采用水冻水融的快冻法进行冻融试验,主要考虑钢渣混凝土在不同的β和混凝土强度设计等级下,冻融循环0、50、100、150、200次后的破坏情况,以动弹性模量与质量损失作为判定标准。如图8所示,钢渣粗骨料混凝土冻融前,试件表面平整光滑;冻融50次后,表面开始出现小孔洞;冻融100次后,小孔洞发展为麻面现象,水泥砂浆有脱落趋势;冻融循环达到150次后,麻面现象进一步发展,试件变得粗糙,水泥浆剥落量增加,可以看到小部分裸露的粗骨料,两端骨料也有了脱落现象;冻融200次后,混凝土表面剥落进一步加剧,整体外形破坏严重。

图8 钢渣粗骨料混凝土冻融破坏形态Fig.8 Freeze-thaw damage mode of steel slag coarse aggregate

同一冻融循环次数下,试件破坏程度与β成反比,与w/c成正比。 因此钢渣的加入可以明显减弱冻融循环对混凝土的破坏作用,降低w/c则可降低混凝土内部孔隙率,使结构更致密,同时降低混凝土内部自由水数量,进而降低冻融损伤。

2.4 SEM界面过渡区冻融前后分析

图9为G-0.45-0组、G-0.45-100组冻融前后的扫描电镜(Scanning Electron Microscope,SEM)图像,电镜目标区域为粗骨料与水泥石间的界面过渡区(Interfacial Transition Zone,ITZ)处,旨在观察冻融造成的裂隙、破坏以及化合物成分变化。

图9 冻融前后界面过渡区SEM图像(5 000倍)Fig.9 SEM images of interfacial transition zone before and after freeze-thaw (magnified by 5 000 times)

由图9(a)可知G-0.45-0组未冻融的普通骨料与水泥石之间粘结并不紧密,ITZ处水泥石结构不紧密,存在宽度1～2 μm的裂隙,含有片层状Ca(OH)2结晶以及未水化水泥颗粒;随着冻融次数增加,普通骨料与水泥石ITZ处孔洞与裂隙均有发展,与粗骨料连接处的水泥结构稀松、多孔洞,在水泥水化产物C-S-H表面生长出少量针状钙矾石[18-19],表明水化产物中的硅铝相物质已开始与环境中的硫酸根产生反应;进一步冻融后,ITZ处已基本被长约3～4 μm的棒状钙矾石覆盖,并开始向骨料和水泥石表面延伸,ITZ处水泥的结构紧密度进一步弱化;150次冻融循环后,钙矾石基本遍布于视野中,其长度普遍增长至5 μm以上,可以明显观察到骨料与水泥石之间形成了8 μm以上直径的裂缝。

由图9(b)可知G-0.45-100组微观界面过渡区,掺入钢渣的混凝土抗冻性较普通混凝土明显改善。未冻融的钢渣粗骨料混凝土钢渣与水泥石之间粘结作用也优于普通混凝土,二者之间裂缝宽度约1 μm,水泥石结构完整、致密,无孔洞、裂隙等不良区域,水泥水化程度较好;开始冻融后,与钢渣相粘结的水泥石破坏程度不明显,钢渣外侧可以明显观察到大量片层状Ca(OH)2存在,主要由C2S、C3S水化反应生成,同时还有C-S-H凝胶生成,这一现象既说明了水泥水化较为充分,还佐证了钢渣硅铝相成分含量丰富,可以参与水化反应;与普通混凝土不同的是,在冻融循环一定次数后才可观察到钙矾石生成,说明冻融后才有外界硫离子侵入到ITZ处,钢渣粗骨料混凝土较普通混凝土有更优异的密实性与抗冻能力,除此之外,100次冻融循环后还观察到立方体的水化铝酸钙;150次冻融循环后,可以观察到水泥石部位有一定数量的钙矾石,但钢渣粗骨料混凝土钙矾石的大小、密度均远远低于普通混凝土。与此同时,还可观测到薄片状的单硫型水化硫铝酸钙,这是因为混凝土体系内没有足够的硫离子来维持钙矾石的高硫结构,进一步说明了钢渣粗骨料混凝土密实性较好,经冻融循环后,依然对硫离子有较好的隔离能力,抗冻性能比普通混凝土优秀。

2.5 钢渣粗骨料混凝土的抗冻性能

图10为钢渣粗骨料混凝土冻融损伤指标。冻融循环次数N相同,w/c相同的条件下,随着β的增加混凝土质量损失率、抗压强度损失率、动弹性模量损失率均会有所降低;而N相同,β均为100%时,随着w/c的升高混凝土质量损失率、抗压强损失率、动弹性模量损失率均会增加,各组试件的冻融破坏随着冻融循环次数的增加,增长规律近似呈指数形式,即冻融过程中损伤在加速积累。

图10 不同β、w/c下的钢渣粗骨料混凝土动弹性模量损失率Fig.10 Relationship of dynamic elastic modulus loss rate versus β and w/c

冻融循环50次时,各组试件质量有少许增加,质量损失率均为负值,这是由于冻融初期混凝土内部微裂缝会发生扩展,从而吸附自由水,结合图8来看此时试件整体完好,因此在饱和面干状态时由于吸附了一定的自由水,其质量大于冻融循环前的质量。 值得一提的是,在冻融100次后,相同w/c下,β越小质量损失率越大,G-0.45-30组在冻融100次后质量损失较其他组仍有较大增加,继续冻融后其质量损失快速增大,增长速率仅次于G-0.45-0组,而G-0.50-100组、G-0.45-100组以及G-0.40-100组的质量损失增长缓慢,每50次冻融循环平均增长0.1%。

冻融循环次数逐渐增加,w/c=0.5的钢渣粗骨料混凝土以及β=0的普通骨料混凝土抗压强度损失率增长明显,且增长速率远大于其余组;β分别为30%、60%、100%的各组强度损失率的增长及增速较为接近,平均每50次冻融循环强度损失率增加2%,β=60%与β=100%的强度损失数值上基本相同,所以当钢渣取代率达到60%时,再继续增大取代率对抗压强度损失的延缓没有作用。综合上述,制作大掺量的钢渣粗骨料混凝土时并不适合使用w/c过大的配合比。

图11为不同冻融循环次数下的钢渣粗骨料混凝土冻融损伤指标,综合图10、图11来看,冻融循环次数N越少,动弹性模量损失率与β、w/c的线性程度就越好;随着w/c与β的增加,动弹性模量的降低与增加的趋势在减缓。

图11 不同冻融循环次数下的钢渣粗骨料混凝土冻融损伤指标Fig.11 Freeze-thaw damage indices of steel slag coarse aggregate concrete under different freeze-thaw cycles

由于各组动弹性模量损失率数据区分度较高,且与β、w/c之间的关系明朗,动弹性模量损失率可定量描述混凝土冻融损伤程度,从而建立冻融损伤模型。

用一元二次多项式表述冻融循环次数与弹性模量损失率yN之间的关系,即

yN=a2N2+b2N+d2。

(6)

式中a2、b2、d2为冻融损伤系数。

β与动弹性模量损失率之间的关系用幂函数表示,设定β对动弹性模量损失率的影响因子qβ为

qβ=g2βh2+t2。

(7)

式中g2、h2、t2均为拟合待定系数。

以线性表达式描述w/c与动弹性模量损失率之间的关系,设定w/c对动弹性模量损失率的无量纲影响因子qw/c为

qw/c=m2(w/c)+n2。

(8)

式中m2、n2均为拟合待定系数。

基于以上分析,考虑β、w/c影响因子的钢渣再生粗骨料混凝土动弹性模量损失率DE数值模型为

DE=yNqβqw/c。

(9)

通过最小二乘法对试验数据进行分析,建立了基于动弹性模量损失率并考虑冻融循环次数N、钢渣取代率β及水灰比w/c的冻融损伤模型如下

DE=(0.379N2+20.813N+1 441.354)·

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

R2=0.98 。

(10)

3 结 论

(1)各个强度随β增加而增加,随着w/c增大而减小,立方体抗压强度与β间有良好的线性规律;T=28 d时,β=100%,w/c=0.45的钢渣混凝土立方体抗压强度较对照组提高13%,劈裂抗拉强度提高12.6%,抗折强度提高了7.1%。

(2)钢渣粗骨料混凝土各试件顶面碳化深度最大,两侧次之,底面最小,随着钢渣取代率的增加,T=28 d时,G-0.45-0的碳化深度顶面较底面增加了34.6%,G-0.45-100相差最大,为53.4%。

(3)随着β的增加混凝土质量损失率、强度损失率以及动弹性模量损失率均降低,随着w/c的升高均增加;β=60%时,强度损失率增速相对来说最小。

(4)通过数据分析提出β、w/c对立方体抗压强度以及冻融循环后动弹性模量损失率的无量纲影响因子,并以此建立考虑β、w/c的抗压强度模型与冻融损伤模型。