轻质烧结页岩砖

2024-08-17

轻质烧结页岩砖（共4篇）

轻质烧结页岩砖篇1

0 引言

轻质烧结页岩砖是在节能、环保、节约耕地的大背景下,研究开发出来的新型墙体材料。它以页岩为基础原料,以秸秆、稻壳、玉米芯、甘蔗渣、锯末以及城市垃圾中的部分有机纤维易燃物为辅料,再加入少量其它材料,按照一定的配比和工艺制坯、焙烧而成。轻质烧结页岩砖因其资源丰富、成本低、强度合适(≥5 MPa)、密度较小(≤1100 kg/m3)、保温、隔热、隔声,而在不少地区的非承重墙中得到应用。但目前尚未在全国范围内广泛使用。为进一步提高轻质烧结页岩砖的性能而深入研究十分必要。

本次研究围绕有机纤维易燃辅料展开。为突出单一因素的影响,试验只选用页岩与锯末,按照不同的配比、相同的材料、相同的制作工艺、相同的烧结温度程序制砖。再从不同配比的砖中选出部分进行材性研究。发现随着锯末与页岩配比的提高,砖体的烧失量、畸形率升高,质量、体积密度和抗压强度都有下降。从试验结果中分析配比对轻质烧结页岩砖的影响,取得了较好的效果。

1 试验材料及制备工艺

1.1 试验材料

1.1.1 页岩

试验选用的页岩采集于广西柳州市和平村周围,是砖瓦生产用页岩。经测试,其烧失量为10.20%,化学成分见表1。

首先将采集的页岩陈化1周左右后粉碎、研磨,再进行筛分,筛分后的页岩颗粒级配如表2所示,其中粒径大于2.0mm颗粒对坯体的和易性不利,予以剔除。

称量筛分后的页岩,再将其放入电热鼓风干燥箱中,设置温度为100℃,进行烘干处理10 h。再从干燥箱中取出试样,称量干燥后的质量,立即放入密封性良好的塑料袋中,以备使用。计算出含水率,准确控制坯体制作过程中的用水量。

1.1.2 锯末

锯末是一种天然、环保、易于取材的木材加工废料。充分利用大自然简单可取,价格低廉的资源,把对自然的索取和破坏降到最低[1]。本次试验所用锯末取自柳州市柳邕竹木市场。选取弹性好、杂质少、偏粗糙、用力挤压后有一定粘结力的松木锯末为有机纤维易燃辅料。从锯末样本中称出5 kg,用标准筛进行筛分,现将锯末长度级配列于表3。

从以往的制砖经验可知,锯末长度大于9.5 mm的应视为杂质,对砖坯和易性不利,会增大砖坯与真空挤压机口的摩擦阻力,致使泥条四角出现微裂缝,故予以剔除;锯末长度小于0.09 mm的多为粉尘,对砖坯的影响不大,可不用去除。因此,现场选用锯末时,只要用孔径为9.5 mm的标准筛,进行粗筛选取后即可装袋。测完锯末长度级配后将其放入电热鼓风干燥箱中,经80℃烘干3 h,取出后测试锯末含水率。

1.2 制备工艺

通常,轻质烧结页岩砖按页岩60%,有机纤维易燃物25%,其它材料15%的比例制坯焙烧[2]。本次试验目的是研究有机易燃辅料对轻质烧结页岩砖的影响。故在制坯过程中,去除其它材料,采取控制单一变量变化的做法。即只用页岩和锯末2种材料,通过改变两者的配比,研究不同配比砖的各项性能。

将制备好的页岩分成5等分,分别标号为A、B、C、D、E 5组。为了贴近实际生产,A、B、C、D 4组试验用砖均由砖厂生产线制得。砖体孔洞率为29%,外观尺寸为240 mm×115 mm×90 mm的多孔砖。E组页岩带回试验室,留待进一步试验。A、B、C、D 4组中,页岩和锯末的比例见表4,4组砖采用相同的制备工艺。

在制坯过程中发现,A组砖泥的和易性和粘结力最差,B组次之,C组较好,D组最好。砖泥通过真空挤压机挤成长方体泥条,然后进行切割。4组泥条外观有差别。A组砖泥颜色最浅,从真空挤压机挤出后,长方体泥条的四条棱边多处开裂翻起。B组泥条颜色偏浅,长方体泥条的四条棱边有少量裂纹。C组泥条颜色较深,泥条棱边未见裂纹。D组泥条颜色最深,泥条棱边未见裂纹。泥条切割后,依次冲孔、搬运、分组摆放,待晾干后统一按照图1所示的温度控制流程入窑焙烧。

2 试验过程与结果分析

2.1 试验过程

在上述工艺制得的4组砖中,每组随机挑选100块砖。首先统计砖的外观变形情况与烧失量。GB 13544—2000《烧结多孔砖》对KP1型砖合格品尺寸允许偏差的要求为:(240±3.0)mm,(115±2.5)mm,(90±2.0)mm。对尺寸不符合此项要求的砖与外观明显变形的砖统称为畸形砖。现将A、B、C、D 4组砖的畸形率和平均烧失量列于表5。

由表5可知,从D组到A组,畸形率依次升高,烧失量依次增大。从统计结果看,A组砖质量最轻,烧失量最大,但变形明显,出现多种畸形外观(见图2)。

为了探索A组砖畸形率高与抗压强度低是否与砖的孔洞有关,将E组页岩和剩下的锯末在试验室中制作成实心标砖,尺寸为240 mm×115 mm×53 mm。E组页岩与锯末的配比与A组相同,制作工艺与前4组相同,并且仍按图1所示的温度控制程序烧制。制得标砖后,按照上述4组的试验过程进行试验。结果显示,畸形率为33%(比A组下降6%),出现新的畸形形状(见图3),抗压强度依然低于5 MPa。

从4组砖中各挑出8块形状规整的正火砖,依次编号A1~A8、B1~B8、C1~C8、D1~D8。分别称出质量、测算密度,并进行抗压强度测试,抗压试块严格按照GB/T 2542—2003《砌墙砖试验方法》制作、养护。在开始抗压试验前,分别测量试块的上下表面积。分别测出A6~A8、B6~B8、C6~C8、D6~D8的平均抗压强度,作为A、B、C、D 4组剩下试块的预估破坏荷载。将每组预估破坏荷载分为5级,分别对A1~A5、B1~B5、C1~C5、D1~D5各组试块分级加载。试验结果见表6。

从表6可以看出,从D组到A组随着锯末和页岩配比的增大,试块质量、体积密度和抗压强度下降明显。其中A组试块抗压强度均低于5 MPa,达不到非承重墙体用砖标准;D组为纯页岩多孔砖,强度均高于10 MPa,符合承重墙用砖标准;B组和C组抗压强度均高于5 MPa,适合作为非承重墙用砖。

2.2 结果分析

在制坯过程中,由于A组砖泥含锯末比例高,砖泥粗糙,和易性和粘结力下降。A组砖泥在通过真空挤压机挤成泥条时,砖泥与挤压机出口的摩擦阻力很大,在长方体四条棱边处形成应力集中,在加上砖泥的粘结力低,故A组泥条棱边多出现开裂翻起。B组泥条出现裂纹的原因与A组相同,只是锯末含量减少,和易性和粘结力提高,故裂纹数量减少。C组和D组泥坯粘结力相对较高,故未出现裂纹。

焙烧温度控制程序是参照以往轻质烧结页岩砖焙烧经验制定。从焙烧结果看,过火砖与欠火砖数量很少,出现烧制裂缝的砖块也不多,可以认定温度控制良好。

A组与E组砖畸形率高,烧失量大,其原因可从以下几方面解释:(1)A组与E组砖泥粗糙,和易性差,导致砖泥搅拌难以均匀。坯体中锯末分布不均,致使坯体在焙烧过程中放热不均,导致砖体畸形。(2)高温时,坯体在叠放重力下流动变形。焙烧温度达1130℃左右时,页岩中的部分矿物变为熔融状态,坯体极易受外力产生变形。温度为1130℃左右时,锯末早已燃尽,坯体中留下许多细小孔洞,增加了熔融物在坯体叠放重力下的流动性[3]。(3)比较A组与E组砖的畸形率可知,多孔砖的孔洞会增加砖体畸形率,但不是产生畸形的主要原因。(4)烧失量大,主要是因为锯末含量高,在制坯时吸水率增大,在高温焙烧时,水分蒸干,锯末大部分燃尽所致。

从D组到A组,试块质量、体积密度和抗压强度依次下降。由于锯末和页岩配比的增大,高温使锯末大部分燃尽,留下许多细小孔洞,致使砖体质量和体积密度下降。砖体抗压时,大量的细小孔洞挤压变形,页岩骨架松散,导致抗压强度下降。E组砖质量、体积密度和抗压强度低的原因也是如此。

3 结论

(1)在轻质烧结页岩砖的原料配比中,随着有机纤维可燃辅料比例的提高,砖体烧失量增大,畸形率提高,砖体质量、体积密度和抗压强度均下降。

(2)在轻质烧结页岩砖的制坯过程中,有机纤维易燃物与页岩要搅拌均匀,方可降低焙烧阶段砖体的畸形率。

(3)建议生产轻质烧结页岩砖时,有机纤维易燃辅料占比为20%~30%。这样既可保证砖泥的和易性和粘结力,使泥条在通过真空挤压机出口时,棱边少开裂或不开裂。又能保证砖体质量轻、体积密度低(≤1100 kg/m3)、强度合适(≥5 MPa),降低砖体畸形率。

摘要：采用控制单一变量变化的方法,改变锯末和页岩的配比,研究不同配比下轻质烧结页岩砖的性能。结果显示,随着锯末与页岩配比的提高,砖体的烧失量、畸形率升高,质量、体积密度和抗压强度都下降。建议生产轻质烧结页岩砖时,控制有机纤维易燃辅料的占比为20%30%,并且纤维辅料与页岩需搅拌均匀。

关键词：轻质烧结页岩砖,锯末,配比

参考文献

[1]邸芃,戢娇,刘兰斗.秸秆节能墙体的应用研究[J].工业建筑,2011,41(5):57-59.

[2]黄榜彪,景嘉骅,李青,等.轻质烧结页岩砖的研发[J].新型建筑材料,2011(11):45-52.

[3]黄榜彪,景嘉骅,黄中,等.温度对轻质烧结页岩砖裂缝的影响[J].新型建筑材料,2011(3):37-40.

低温烧结轻质高强黏土瓦篇2

随着社会的不断进步, 建筑材料的轻质化和节能降耗已成为建筑材料发展的潮流。因此, 为顺应这一潮流, 本研制课题对解决黏土瓦质量重和烧结温度高的技术途径进行了探索, 通过创新, 推出一种低温烧制轻质高强黏土瓦的生产工艺。

正如上述, 减少瓦厚度和原料中掺矿化剂的工艺各存在不足。而本工艺采用在瓦坯料中掺加钙和镁化合物的技术路线, 弥补了上述两种工艺的不足, 使黏土瓦既获得轻质化, 又实现节能。

1 实验所用添加料

本工艺所用钙化合物有石灰、氢氧化钙、石灰石等, 镁化合物有氧化镁、氢氧化镁、菱镁矿等合成或天然物质。所用含有钙化合物与镁化合物的合成产品有Ca CO3-Mg CO3、Ca2Mg Si2O3、Ca Mg Si2O3, 其天然矿物有白云石、镁黄长石、透辉石等。这些配合材料可单独使用, 亦可混用。钙和镁化合物以氢氧化物、碳酸盐、硅酸盐和氧化物的形态使用, 其使用效果的排列是氢氧化钙、碳酸盐、硅酸盐和氧化物。黏土坯料中钙和镁化合物的总配合量为2%~55% (按质量计) :小于2%, 烧结黏土瓦的强度 (弯曲破坏荷载) 得不到显著改善;大于55%, 强度和吸水率降低。为了使每块瓦的质量保持均衡, 其最佳配合量应在10%~40%范围内。钙与镁化合物的组成物中, 两种化合物是必不可少的成分, 即使其配合比范围大, 也可有效改善瓦强度、吸水率和防止烧成翘曲变形。基于烧成节能和产品轻质化考虑, 其理想的Ca O/Mg O质量比为0.5~4.6。

2 配比试验

2.1 添加石灰石和菱镁矿

在黏土和页岩混合料中掺加15%的石灰石与菱镁矿的天然混合粉料即配合料 (Ca O/Mg O质量比=1.8, 平均粒径2μm以下) , 加入拌和水混练、成型波形瓦坯、干燥、烧结成瓦。试验中的最高烧结温度分别为1 050℃和1 150℃。表1列出试验结果, 表中的测定值为10块瓦的平均值。表中表明, 试验1和2的瓦在两种烧结温度下均未出现翘曲变形, 其弯曲破坏荷载和吸水率明显优于有关技术标准规定值。与未掺配合料的普通黏土瓦相比, 其烧成收缩率低, 仅为0.9%, 尺寸精度好, 质量较同一形状的对比试验瓦约轻19%。试验表明, 可在低于原烧结温度 (1 150℃) 100℃的温度下烧制变形小、强度高、质量轻的屋面瓦, 制品即轻质化, 又降低烧成能耗。此外, 在保持技术标准规定的弯曲破坏荷载值范围内, 还有减小瓦厚度的余地, 可收到更轻质化、更节能的效果。

注:对比试验中未掺钙和镁质配合料

2.2 变换配合料的种类和掺加量的实验

配合料选用钙与镁的氢氧化物和碳酸盐以及白云石 (主要化学组成Ca O35.1%、Mg O218.2%) 。其Ca O/Mg O质量比同列于表2。配合料按表2所定量与试验1的砖瓦用黏土充分拌合, 制备坯料、成型、干燥、烧结成瓦。试样1~5的瓦厚度为6 mm, 最高烧结温度为1 050℃。对比试验1的瓦厚度为15 mm, 最高烧结温度为1 150℃。此外, 为便于瓦质量/块的对比, 试样1也烧制了厚度为15 mm的瓦。每组试验各烧制10块瓦, 测定取其平均值。测定结果见表2。表2表明, 在同一尺寸和形状条件下, 试验较对比试验的瓦约轻20%, 厚度薄至6 mm, 与其相比, 要轻约1/3, 弯曲破坏荷载要高5%~20%, 而且烧成变形、裂纹缺陷少, 烧成时的尺寸稳定, 尺寸精度良好。特别是配合料掺量在10%以上时, 烧成后的每块瓦的尺寸、质量及弯曲破坏荷载值稳定。

2.3 钙和镁质配合料的粒度对烧结黏土瓦性能的试验

混合添加料的最大粒径为40μm时, 弯曲破坏荷载稍有降低, 吸水率略有上升, 最大粒径为10μm、5μm、2μm时, 基本无变化。

3 小结

轻质烧结页岩砖篇3

根据研究,当城市污泥掺量在5% ~ 6% 时,城市污泥烧结页岩砖可以满足承重墙砖体的要求,膨胀螺栓作为砌体结构后锚固配置中重要的构件,已经广泛应用于建筑材料行业,膨胀螺栓的连接安全性显得很重要,因此通过拉拔试验可以研究城市污泥烧结页岩砖在锚固性能,为推广新型墙体材料提供可靠科学依据和基础。

1 材料和试件装备

1. 1 试验材料

1. 1. 1 页岩

选用页岩来自广西柳州市砖厂用,取自于柳州市平和村附近,经干燥后置于球磨机破碎磨细成粉末状,其成分包括Si O2、Al2O3、Fe2O3、Ca O 、Mg O,经筛分后的标准颗粒页岩颗粒级配见表1。

1. 1. 2 污泥

实验用的污泥选自广西柳州市污水处理厂,为呈现灰褐色流体状,其中化学成分为Si O283% 、KCl12% 、[KAl2( Al Si3) O10]( OH)21. 7% 、Ca NH1. 9% 、Mg( OH)20. 6% 、Li2Cr F60. 4% 、Mn1. 7Fe1. 30. 3% ,经鼓风干燥箱中进行烘干粉碎,用0. 5 mm筛分。

1. 2 烧结过程

将城市污泥( 5% ) 和页岩粉( 75% ) 均匀搅拌,密封置于温度( 20 ± 1) ℃,相对湿度100% 的养护室陈化24 h后压制成型,通过干燥、预热、焙烧、冷却,烧结污泥页岩多孔砖KP1( 240 mm × 115 mm ×90 mm) 。具体过程为将湿坯自然晾晒后经105 ℃烘箱中干燥1. 5 h,在第二步烧结中再置于实验室程控高温炉中( SX2-10-13 型高温炉) 进行焙烧,按所设定程序升温至烧成温度900 ~ 1 000 ℃,结束后冷却试件。按照砌墙砖试验方法国家行业标准,测得砌体的平均抗压强度为9 MPa; 取同一批次试件,要求一名中等水平的工人用M5、M10、M15 砂浆砌筑试件为240 mm × 1 000 mm × 1 000 mm墙片,共3件,见表2。

1.3试件设计

该膨胀锚栓为符合国家标准的Q235一级钢,其分别由膨胀刚套片和金属螺钉组成,各取直径分别为M8 mm×50mm(直径×深度)、M10mm×60 mm、M12 mm×75 mm、M16 mm × 100 mm,符合建筑装饰工程和安装工程要求进行试验,随机安装同一深度、同一型号的螺栓3 根,要求每块砖只安装一根膨胀螺栓。在试件不同部位( 块体和灰缝,安装的位置见图1、图2和表3) 用电钻在垂直于墙体上打一略大于螺栓直径的小孔( 边距100mm、120mm、150mm) ,其要求孔壁整齐,孔径准确,其孔的深度为50 mm、60 mm、75mm、100 mm,用锤子将膨胀螺栓拧入孔中,拧紧螺帽,试验装置( 图3) 是由千斤顶、荷载传感器等组成,将其置于膨胀螺栓的顶部,使用拉杆对中连接螺栓,通过千斤顶以1 ~ 1. 2 k N/min施加荷载,直至锚固失效并且观察荷载指针的走势,试验现象和记录最大极限破坏值。

2 结果与讨论

2. 1 试验现象

在荷载加载过程中,在破坏荷载的65% 时,螺钉有较小的位移,当达到极限荷载时螺栓开始拔出,位移增大,同时拉拔力下降即测力表读数回退,丧失锚固能力,金属膨胀螺栓发生较小的弹性变形。破坏形态: ①墙体和膨胀螺栓界面破坏,出现裂缝,膨胀螺栓全部拔出,如图4( a) ; ②只有螺钉直接拔出如图4( b) ; ③观察试件周围,发现界面处部分被剥离,随着荷载的增加形成以螺栓为轴的到锥形破坏如图4( c) 和图4( d) ; 在块体和砂浆灰缝试验中,拉拔试验导致其产生较大的裂缝,随着荷载的增加,最后呈现倒锥体现象,锥体高度为锚固深度,其具体见图4。

2. 2 试验数据

锚固试验中的抗拉拔极限荷载( 单位k N) 、破坏状态、螺栓直径( 单位mm) 见表4。

由表4 可知,当用扳手将螺帽拧紧时,产生膨胀套管阻止锚栓滑移起了一定作用,膨胀套管就对试件周围施加一种膨胀力,其锚固性能是销栓塞与和孔壁之间的摩阻力组成,当受到拉拔作用时,膨胀螺栓在轴力的作用下拉伸,在锚固区沿着锚栓的方向产生纵向裂缝,其破坏都是砖体或砂浆破坏而丧失承载力。随着砂浆强度等级为M5、M7. 5、M10( 直径为8 mm) ,但其锚固力变化值为2% 、7% 、5% 变化率不大,因此可以忽略砂浆等级的影响; 砂浆强度一定,其锚固力与膨胀螺栓安装的位置有关,不同部位锚固力的标准差比较大,安装在孔洞或孔壁处比砂浆灰缝的极限拉拔力小,但是砂浆等级为M10时,直径为12 mm螺栓,安装在c位置的平均力9. 61 k N < b位置平均力10. 54 k N,其原因可能在砌筑过程中,砂浆不够饱满; 随着膨胀螺栓的直径增大,极限承载力的影响大,但是在直径为12 ~ 16 mm其抗拉拔极限值的变化不是很大[7,8]。

2. 3 抗拉拔承载力的计算公式

根据混凝土单根锚栓受拉公式,在本试验膨胀螺栓大部分破坏状态为呈倒锥形,通过表4,以锚固深度和螺栓直径为变量进行数值分析,以砂浆强度等级为M5( 民用建筑中常用) ,对不同位置抗拉拔极限值不同,处于b位置承载力比a位置高,出于安全考虑,其一律按a位置计算公式,的在a、b、c三个位置得到 φ 值,利用得建议公式:

πh( h + d) 为砌体倒锥形的有效面积,其中h为锚固深度,d为膨胀螺栓直径,R为抗拔极限承载值( 表4) f为砌体抗压强度。在块体位置时d = 8 mm时,时,φ = 0. 08,d = 12 时,φ = 0. 06,d =16 mm,φ = 0. 04; 在灰缝处位置时,d = 8 mm时,φ = 0. 32,d = 10 mm,φ = 0. 25,d = 12 时,φ =0. 16,d = 10 mm时,d = 16 mm时,φ = 0. 13。

3 结语

( 1) 对于砌体的锚固试验,采用拉拔法测试,操作简单,损失较小。

( 2) 膨胀螺栓在多孔砖砌体灰缝砂浆中的锚固力,主要是由膨胀套管和砂浆间的摩阻力组成。当砂浆等级越高,特别是螺栓直径为12 mm、16 mm时,其破坏状态部分呈现套管与金属螺钉脱离,说明砂浆和直径在灰缝中充分发挥作用,其抗拉拔极限承载力提高值不是很大。

( 3) 当砂浆强度等级为M5、M7. 5、M10( 直径为8mm) ,但其锚固力变化值为2% 、7% 、5% 变化率不大,因此可以忽略砂浆等级的影响抗拉拔承载力的计算公中,块体位置时d = 8 mm时,φ = 0. 10,d = 10 mm,φ = 0. 08,d = 12 mm时,φ =0. 06,d = 16 mm,φ = 0. 04。当灰缝处位置时,d = 8mm时,φ = 0. 32,d = 10 mm,φ = 0. 25,d = 12 时,φ = 0. 16,d = 16 mm时,φ = 0. 13,为城市污泥多孔砖锚固性提供依据。

参考文献

[1]王菲,杨国录,刘林双,等.城市污泥资源化利用现状及发展探讨.南水北调与水利科技,2013;(2):99-103Wang Fei,Yang Guolu,Liu Linshuang,et al.Discussion on current situation and development of city sludge resource utilization.South to North Water Diversion and Water Conservancy Science and Technology,2013;(2):99-103

[2]黄榜彪,赖骏,朱基珍,等.矩形孔烧结页岩砖砌体抗压强度及弹性模量研究.广西大学学报(自然科学版),2015;(1):43-49Huang Bangbiao,Lai Jun,Zhu Jizhen,et al.Rectangular hole sintered shale brick masonry compressive strength and elastic modulus.Journal of Guangxi University(Natural Science Edition),2015;(1):43-49

[3]张向华.城市污泥烧结页岩多孔砖的研发及其砌体抗压性能分析.广西科技大学学报,2013Zhang Xianghua.City sludge sintered shale porous brick research and its masonry compression performance analysis.Journal of Guangxi Science and Technology University,2013

[4]黄榜彪,吴元昌,朱基珍,等.城市污泥烧结页岩砖热工参数的数值计算分析.新型建筑材料,2015;(05):54-57,74Huang Bangbiao,Wu Yuanchang,Zhu Jizhen,et al.City sludge shale sintered brick numerical analysis of thermal parameters.New Building Materials,2015;(05):54-57,74

[5]吴元昌,朱基珍,黄榜彪,等.城市污水污泥烧结页岩多孔砖砌体轴压试验.广西大学学报(自然科学版),2014;(01):32-37Wu Yuanchang,Zhu Jizhen,Huang Bangbiao,et al.City sewage sludge fired shale perforated brick masonry axial compression tests.Journal of Guangxi University(Natural Science Edition),2014;(01):32-37

[6]黄中,黎喜强,朱基珍,等.温度对污泥烧结页岩砖裂缝的影响.新型建筑材料,2013;(09):43-45,55Huang Zhong,Li Xiqiang,Zhu Jizhen,et al.The influence of sludge sintered shale brick temperature crack.New Building Materials,2013;(09):43-45,55

[7]栗青,孙利云,陈四利,等.新型膨胀螺栓锚固下空心砖的应力场分析.沈阳工业大学学报,2009;31(1):103-106Li Qing,Sun Liyun,Chen Sili,et al.The stress field analysis of New expansion bolt anchoring hollow brick.Journal of Shenyang Industrial University,2009;31(1):103-106

轻质烧结页岩砖篇4

通过在页岩中掺入一定比例的城市污泥等材料制成城市污泥烧结页岩多孔砖。该砖发挥了页岩砖的强度优势,是一种应用于高层结构建筑物的隔墙、填充墙的新型墙体材料。城市污泥烧结页岩多孔砖不但具有非烧结类墙材的强度适中、密度小、环保、轻质等诸多优点[1],还具有烧结类墙材热胀冷缩率低、稳定性好、隔声效果好等优点[2,3]。城市污泥烧结页岩多孔砖的热工参数能反映出墙体材料建筑节能的性能。因而,探究城市污泥烧结页岩多孔砖的热工性能对建筑节能具有现实意义。

墙体材料的热工参数[4]通常是在稳态传热条件下进行测量,而在非稳态传热条件下测量较为困难。该方法虽方便,但耗时较长,费用较高。城市污泥烧结页岩多孔砖内部虽分布一系列孔洞,但孔洞尺寸规则,孔型为矩形。数值计算在建筑力学中已得到广泛应用,具有较强的适应性,可采用数值计算方法对其热工参数进行理论模拟及计算,测试其热工性能是否符合GB 50176—93《民用建筑热工设计规范》要求。

1 材料导热原理

1.1 导热微分方程

由于材料内部温度分布不均匀必然产生导热现象。材料的导热微分方程是建立在傅里叶定律基础之上,借助于能量守恒定律,把材料内各点温度联系起来的一种微分方程。基于理论分析的便利,假设材料为各向同性的连续介质,且材料自身能够产生热量,其导热系数为λ,密度为ρ,比热容为c,将材料进行微元体划分,对其中某个微元体进行热平衡理论分析可知,在单位时间内导入微元体的所有能量为Ei,材料自身产生的能量为Eg,导出微元体所有能量为E0,以及微元体储存的能量为Es。由能量守恒可得:

式中:Ei=Qx+Qy+Qz

而且还应注意:

,将这些等式代入式(1)中,并消去等号两边的dxdydz可得:

城市污泥烧结页岩多孔砖作为新型墙体材料,无内热源,则式(2)可写为:

1.2 导热边界条件

从导热微分方程的推导过程中并没有涉及到热量的传导特征,对于具体的导热过程需要单值性条件加以说明。单值性条件包含有几何条件、物理条件、时间条件和边界条件,前3个条件主要是材料的几何特征、物理特性及导热过程与时间的关系,边界条件为导热过程与材料边界环境相互作用的关系[5]。通常情况下,边界条件可分为3类:第1类边界条件,已知材料边界面上任意时刻的温度值;第2类边界条件,已知材料边界面上任意时刻的热流密度值;第3类边界条件,已知材料边界面与周围环境间的换热系数及温度值。当材料的单值性条件确定时,根据导热微分方程即可求出导热系数值。

2 ANSYS模型建立与求解

2.1 模型简化

由于多孔砖种类较多,其主要类型为KP1型和DM型。对于KP1型多孔砖,其传热方向可分为2种,一是从条面传递,二是从顶面传递,这是由于砌筑墙体的方法不同所致。对于DM型多孔砖,其条面和顶面尺寸一致,传热途径相同。王晓璐和黄大宇[6]对于节能多孔砖墙体热工性能的数值计算研究中,对KP1型多孔砖只考虑1个方向的传热途径。其它文献[7,8]中所研究的是DM型多孔砖、空心砖或砌块等。本文将采用ANSYS热分析模块对污泥烧结页岩多孔砖2个方向的热工参数进行模拟。

污泥烧结页岩多孔砖墙体传热可近似看成稳态传热,其边界面与周围环境温度间的换热系数及温度值已知,属于第3类边界条件。采用ANSYS有限元模型时应做简化处理:一是污泥烧结页岩多孔砖砌体传热阻计算单元模型取为一块砖及砂浆一半厚度;二是砖块与相同厚度砂浆的热阻是相同的。同时假设各层砖块之间连接紧密,可忽略各层之间的传热;污泥烧结页岩多孔砖砖体材料各向导热系数相同。最后,在ANSYS模拟过程中其边界做绝热处理。

2.2 模型的建立与求解

根据GB 13544—2011《烧结多孔砖和多孔砌块》的规定,选用的污泥烧结页岩多孔砖为KP1型多孔砖,其尺寸为240mm×115 mm×90 mm(长×宽×高),孔洞率为28.4%,干密度为980 kg/m3,如图1所示。根据污泥掺量不同其实心砖的导热系数亦不同,根据文献[9-10]污泥烧结页岩实心砖的导热系数为0.47 W/(m·K),多孔砖的实体部分与实心砖的导热系数近似相等。温度荷载为热面施加35℃,冷面施加5℃。空气间层导热系数由空气间层厚度除以其热阻值得到,空气间层的热阻及当量导热系数见表1。

图1 KP1型多孔砖模拟砖型

表1 空气间层的热阻及导热系数

通过上述分析及简化,采用ANSYS中SOLID70三维8节点单元对污泥烧结页岩多孔砖建立如图2(a)所示模型。温度荷载施加前对砖体几何模型采用非结构化六面体网格进行划分,如图2(b)所示。建立三维计算模型,对砖体的条面和顶面分别进行试验条件下热工模拟计算,得出其温度场分布、热流密度等热工参数,结果如图3所示。

图2 砖体模型及网格划分

图3 砖体的温度分布与热流密度分布

2.3 计算结果与分析

由图3(a)、(c)中砖体的温度分布可知,在不同方向施加温度荷载,其产生的热流将沿着该方向传递,并沿着孔壁、孔洞中的空气和孔肋途径传递。由图3(b)、(d)中砖体的热流密度分布可知,在孔洞周围且垂直热流方向会产生热流密度集中现象。沿着热流传递途径方向,砖体孔壁的热流密度分布较均匀,而砖体孔洞周围的热流密度分布不均,说明由于孔洞交错排列能够使热流传递途径变得复杂,能有效地阻碍多孔砖的传热。从图3(b)、(d)可知,沿着热流传递途径方向,尺寸较小的孔洞热流密度较低,而尺寸较大的孔洞热流密度较高,说明孔洞尺寸影响砖体的导热性能,砖体中存在较多的大尺寸孔洞时不利于自身的热工性能。

基于ANSYS有限元分析与求解,依据污泥烧结页岩多孔砖的材料属性及温度荷载条件,可知其热流密度为:

由热流密度公式q=-λgradt推导出:

式中:q———热流密度,W/m2;

δ———材料厚度,m;

t1、t2———分别为内、外表面温度,℃;

λ———导热系数,W/(m·K);

R———热阻,m2·K/W。

在计算时,δ取墙体厚度为240 mm。则条面方向导热系数λ=0.394 W/(m·K),热阻R砖=0.609 m2·K/W;顶面方向导热系数λ=0.305 W/(m·K),热阻R砖=0.787 m2·K/W。

条面砖体传热阻R0=0.609+0.11+0.04=0.759 m2·K/W,则传热系数为K=1.317 W/(m2·K);顶面砖体传热阻R0=0.787+0.11+0.04=0.937 m2·K/W,则传热系数为K=1.067 W/(m2·K)。

由上述计算结果可知,2种导热途径的污泥烧结页岩多孔砖传热系数均符合JGJ 75—2012《夏热冬暖地区居住建筑节能设计标准》的规定[<1.5 W/(m2·K)],满足建筑节能50%的要求。顶面导热系数比条面导热系数要小,其相差比率为22.59%,反映出顶面传热比条面传热的节能效果优越。

3 组合材料平均热阻计算公式

上述基于ANSYS有限元模拟分析从而推导出污泥烧结页岩多孔砖的热工参数,而污泥烧结页岩多孔砖含有矩形孔洞,其导热过程可看作组合材料导热,即由空气层和材料层组合而成[11,12,13]。这种构造材料属于两相非匀质材料。因此,该材料可先通过计算其平均热阻,后计算其导热系数,根据热力学原理,在平行热流方向将组合材料的界面分成若干部分,其平均热阻计算公式如下:

式中:———平均热阻,m2·K/W;

F0———与热流方向垂直的总传热面积,m2;

F1、F2、...、Fn———平行于热流方向划分的各个传热面积,m2;

R0.1、R0.2、...、R0.n———各个传热部位的总传热阻,m2·K/W;

Ri———内表面换热阻,取0.11 m2·K/W;

Re———外表面换热阻,取0.04 m2·K/W;

φ———修正系数,按照GB 50176—93要求取值,如表2所示。

表2 修正系数φ的取值

注:λ为材料的导热系数,当围护结构由2种材料组成时,λ2应取较小值,2λ1应取较大值。

从条面和顶面分别进行导热系数的数值计算,条面热流方向和顶面热流方向如图4所示。

图4 热流方向

依据条面的热流方向及导热系数,空气间层热阻由表1可得,分别计算各部分的传热阻: