高性能陶粒的试验研究

高性能陶粒的试验研究（精选7篇）

高性能陶粒的试验研究 篇1

0 前 言

通过对页岩陶粒混凝土前期的一些研究准备,选定一定粒径大小的页岩陶粒作为保温骨料。本论文初步配制的陶粒混凝土原则上应先保证其表观密度和导热系数,在这基础上研究其抗压强度,通过正交试验分析最终得到最优的配合比。

1 试验主要材料及仪器

1.1 试验主要材料

(1)页岩陶粒:淮南市金瑞建材厂生产的。

(2)粉煤灰:Ⅰ级粉煤灰,淮南市平圩电厂生产。

(3)水泥:P.C32.5复合硅酸盐水泥,淮南市舜岳水厂生产。

(4)陶砂:淮南市金瑞建材厂生产。

(5)水:城市自来水。

2 正交试验方案的设计

2.1 选定因素水平表

综合本论文研究的目的与方法,本试验采用的是正交试验法,研究多因素多水平对页岩混凝土的影响。页岩陶粒混凝土属于轻骨料混凝土,它的配合比设计应遵循《轻骨料混凝土技术规程》,轻骨料混凝土在配合比设计时不但要考虑抗压强度,同时要考虑导热系数、表观密度等因素,所以本论文选定四因素三水平的正交试验、寻求其中一组满足试验目的的最优配备比。选定的因素水平见表1。

2.2 实验方案

根据表1因素水平的设计,安排试验方案,得到9组不同配合比的试验试块。具体的配比见表2。

备注:JZ——基准轻骨料混凝土

3 试验指标测定与实验结果的分析

3.1 试验指标的测定

本试验需要测定的指标有三个分别为,28天抗压强度、表观密度、导热系数。出于本论文目的考虑,在这里就不阐述三个考核指标测定的方法。测得最后结果如表3。

3.2 试验结果的分析

3.2.1 抗压强度测定结果的分析

通过上述的抗压强度测定结果,可以对其表观密度和抗压强度的关系进行一元线性回归分析。得到公式(1)。

Ρ=0.039ρ-32.37 (1)

同时通过其结果数据,用曲线也可以表示出表观密度和抗压强度之间的关系,如图1所示。

从公式(1)和图1可得出页岩陶粒混凝土的抗压强度与表观密度成线性关系,即随着表观密度的增加抗压强度相应的增加。页岩陶粒是一种多孔性的保温材料,所以把它作为保温骨料的混凝土的强度一般是水泥砂浆和保温骨料自身的强度。所以当页岩陶粒混凝土的表观密度大时,其内部的孔隙率就会低,混凝土就会密实,这样混凝土的强度必然就大了。

3.2.2 导热系数测定结果的分析

通过上述的导热系数试验结果,可以对其表观密度和导热系数的关系进行一元线性回归分析。分析结果见公式(2)。

λ=2.70E-4ρ-4.73E-2 (2)

同时通过其结果数据,用曲线也可以表示出表观密度和导热系数之间的关系,如图2所示。

从公式(2)和图2可以得出页岩陶粒混凝土的导热系数与表观密度呈线性关系。即随着表观密度的增加导热系数相应的增加。我们知道,固体的导热系数比空气大的多,所以当混凝土的表观密度较大时,其内部空隙就会较小,混凝土就会较密实,空气所占的体积就较小,这样导热效果就会好,导热系数就会较大。

综上所述,要得到一种轻质、高强的页岩陶粒混凝土,必须是在满足其导热系数的前提下,得到一种最佳的配合比。轻质与高强是一对有着矛盾关系的性能,质量轻其强强度就会低,强度高其质量必然大。所以在满足导热系数的前提下,找到表观密度与抗压强度之间的一个平衡点,是本论文研究的最终目的。

3.3.3 功效系数法

通过正交试验和最终考核指标的测定,本论文利用功效系数法对正交试验的结果进行分析,在这里简单的介绍下功效系数法,正交设计考察n个指标,下列方式给每个考核指标赋予一个功效系数:如第i个考核指标的效果最好,如规定该指标的功效系数为1,记d=1;如第i个考核指标的效果最差,规定该指标的功效系数为0,记d=0;其他各考核指标的功效系数,规定为该指标值与最好指标的比值。n个考核指标的功效系数的n次方根,即undefined就是作为总的功效系数,d值越大表示指标总的效果越好,反之的d越小表示考核指标总的效果就越差。按这种方法的正交试验9组不同试块的最后总的功效系数如表4。

从表4可看出JZ-4试块总的功效系数最大,即其考核的各指标的效果最好,所以JZ-4试块的配比即为本论文研究的最佳配合比。

4 最佳配合的确定

对抗压强度单一指标进行分析,然后对抗压强度和导热系数双指标进行了正交试验功效系数法和综合平衡法分析,既要考虑到页岩陶粒混凝土的抗压强度,亦要使其的导热系数小保温性能好。从而得出本试验页岩陶粒混凝土的最佳配比,见表5所示。

备注:kg/m3——表示1m3混凝土中组成成分的用量(kg)。

5 试验结论与展望

5.1 试验结论

通过对正交试验9组不同试块三组考核指标结果的分析,得到一组最佳的配合比,这组最佳的配合比是在满足页岩陶粒混凝土导热系数的前提下,在轻质、高强之间寻求得到的一个最佳的平衡点的一组配合比。在这样配合比配制成的轻集料混凝土可大量运用于各种建筑保温结构中,它质量轻、自重小、成本低、地震力小,对抗震有很好的效果;其次它可以达到一定的强度,满足结构最基本的需要。保温隔热是这种轻质材料的一个重要的性能,这种优越的性能可使页岩陶粒混凝土更广泛的应用于各式各样的建筑物种。

5.2 展 望

本试验研制出的轻质混凝土虽然在轻质、高强之间寻找到一个平衡点,但是这个平衡点还不能完全满足一些结构的需求,例如楼板,楼板要求的强度会更高,可以通过增加一些原材料来增加强度,例如钢纤维等等。所以对这种轻质、高强、保温隔热的混凝土的研究还是有很大的空间。

摘要：页岩陶粒混凝土作为一种建筑材料,现广泛应用于各种建筑结构中。页岩陶粒混凝土按其作用可分为保温混凝土和结构承重混凝土。本论文研究页岩陶粒混凝土在保温的基础上尽可能的拥有高强度。通过实验结果分析其表观密度、抗压强度、导热系数,寻求最佳配合比的页岩陶粒混凝土。

关键词：页岩陶粒,正交实验,干观密度,导热系数,抗压强度

制革污泥制备陶粒的性能研究 篇2

陶粒作为一种轻集料, 用其取代普通砂石配制的轻集料具有密度小、强度高、保温、隔热性能好的特点。传统陶粒以粘土和页岩烧结而成, 而开采粘土要破坏耕地, 开采页岩矿山要破坏自然环境, 违背可持续发展的原则[9]。以制革污泥制备陶粒鲜有报道, 且仅停留于理论之上[10,11]。本文以制革厂的污泥为原料, 加以一定量的粘土, 经过高温焙烧制成具有一定强度的陶粒, 此法不仅可高温固化污泥中的重金属铬, 还能消耗大量的制革污泥, 为制革污泥的资源化利用探寻一条新的途径。

1 试验部分

1.1 主要仪器

KSY可控硅温度控制器, SX2-10-13箱式电阻炉, 山东龙口市先科仪器公司;

WDW-10A型微机控制电子万能试验机, 济南天辰试验机有限公司;

2000 DV电感耦合等离子体发射光谱仪;

QYC-200空气摇床, 上海福玛实验设备有限公司;

HHS-4型电热恒温水浴锅, 上海衡平仪器表厂;

JA5003上皿电子天平, 上海精科公司;

DHG-9078a电热恒温鼓风干燥箱, 上海精宏实验设备有限公司;

球磨机;KS-B数显可塑仪, 湘潭湘仪仪器有限公司;

UNICO UV-2000紫外可见分光光度计。

1.2 主要试剂及材料

氨水, 莱阳经济技术开发区精细化工厂;

二苯基碳酰二肼, 上海试剂三厂;

丙酮, 青岛世纪星化学试剂有限公司;

硫酸, 莱阳市康德化工有限公司;磷酸, 天津市化学试剂三厂;

亚硝酸钠, 天津市科盟化工工贸有限公司;

高锰酸钾, 无锡市晶科化工有限公司;

尿素, 北京化工厂;以上药品均为分析纯。

制革污泥, 取自山东某皮革公司 (以蓝湿革为原料) ;

粘土, 取自山东某陶粒厂。

1.3 试验内容

1.3.1 污泥成分分析

参考《城市污水处理厂污泥检测方法》 (CJ/221-2005) , 分析所准备的制革污泥中有机物含量和含水率, 并对污泥进行硝酸-过氧化氢-盐酸常压消解, 利用电感耦合等离子体发射光谱仪 (ICP-AES) 测定重金属铬的含量。将1g污泥溶于500m L蒸馏水中, 采用平板计数法测定污泥菌种个数, 重铬酸钾标准法测定污泥COD值。经测定, 其主要性质如表1所示。

1.3.2 不同配比下的坯料制备

将各种原料分别捣碎成小块, 于 (105±5) ℃下烘干2h, 转入球磨罐中球磨8~14h直至原料成细粉状。按各配比计算所需粘土和污泥的质量, 装填入简易塑料容器中, 盖好, 手动上下颠倒摇动容器, 使物料混合均匀, 然后倒出, 加水混合, 手工造粒, 料球粒径介于10~15mm之间。取每种配比坯料的一部分, 做成长20mm、宽10mm、高10mm左右的小长方块若干个, 作为测抗压强度的试样块。每种配比的坯料均分别做3个φ28×38圆柱及φ≤45球形试样, 对坯料的可塑性平行测定3次。为防止烧制过程中出现开裂等问题, 先将小球及小长方块放置于室内阴干8h, 然后放入恒温干燥箱中于105℃下干燥4h, 备用。具体配比如表2所示。

1.3.3 泥料可塑性的测定

塑性坯料最主要性能特点是可塑性要好, 有足够的操作性能。可塑性太差不利于成型;可塑性太大, 所需调合水多, 结合力强, 有利于成型并提高生坯强度, 但干燥缓慢且收缩大, 会使制品在干燥和烧成中产生有害应力, 造成变形或开裂。在实际生产中不但要求塑性料的可塑性好容易成型, 还要求干燥和烧成安全, 因此需要对塑性坯料的相关性能进行测量和控制。本文采用可塑性指标及可塑性指数来表征泥料的塑性特征, 利用KS-B数显可塑仪分别测定柱形试样及球形试样的可塑性指标及可塑性指数。

1.3.4 烧制工艺

各批次的烧结温度分别取1 120、1 130、1 140、1 150、1 160、1 170、1 180、1 190℃, 预热温度350℃, 预热时间20min, 烧结时间20min, 升温速率为, 常温~350℃:10℃/min;350~950℃:8℃/min;950℃~烧结温度:4℃/min, 自然冷却。

1.3.5 产品性能的测试

参考国标《轻骨料试验方法》 (GB2842-81) 。选取吸水率、松散容重、颗粒容重、抗压强度4个指标来考察所制备陶粒的性能。利用WDW-10A电子万能试验机测试产品的抗压强度;采用浸泡1h的方法测定产品吸水率。参考国标《固体废弃物毒性浸出方法》 (GB5086.2-1997) , 采用二苯碳酰二肼分光光度法测定浸出液中的总铬含量, 对所得陶粒试样进行毒性评估。

2 结果与讨论

2.1 陶粒坯料的可塑性

各配比坯料的可塑性数据见表3。

由表3看出:各种配比的配料塑性指标及塑性指数都相差不大, 没有什么明显的变化规律, 可能是污泥与粘土的塑性指数相接近, 差别不太大。污泥的塑性指数稍高一些, 原因在于污泥中含有大量的有机物, 具有一定的粘结性, 此外观察中发现, 污泥原料中存在大量的细小革纤维, 这对污泥物料间具有一定的连接性。低塑性粘土的塑性指数介于1~7, 所以无论是粘土还是污泥其塑性都不高。

2.2 陶粒的表观形貌

图1 (a) 中, 第一行是未经烧制的各配比的陶粒形貌。横向是不同配比的陶粒在同一烧结温度下的表观形貌, 纵向是同种配比的陶粒在不同焙烧温度下的形貌。由图1可知, 在配比相同时, 烧结温度越高, 陶粒的颜色越发棕黑, 而在相同的烧结温度下, 污泥含量越低的陶粒, 颜色也就越暗。图1 (b) 反映的是配比标号为4、5、6的陶粒各自熔融板结温度下的形貌特征。由于4、5、6号陶粒分别在1 180、1 170及1 190℃下已经板结, 所以试验中无需测定其状态下的松散容重、吸水率、颗粒容重及铬浸出量, 又由于4、5、6号在上述温度下已经板结, 所以没有必要再测4、5、6号更高温度下的陶粒各性质参数, 这也就是图1 (a) 中, 1 170℃缺6标号陶粒, 而1 180℃缺5、6标号陶粒及1 190℃缺4、5、6标号陶粒形貌的原因。从图1 (a) 还可知, 焙烧温度较高时, 陶粒体积收缩大, 不利于陶粒的级配及生产。

2.3 陶粒的松散容重

松散容重是指轻骨料在自然堆积状态下的单位体积的质量。

从图2 (a) 总的来看, 在物料配比相同的情况下, 一般烧结温度越高, 陶粒的松散容重越大, 这是因为温度越高, 烧结过程中, 产生的液相也相对较多, 由于液相具有一定的黏度, 有一定的内敛收缩作用, 故陶粒的松散容重有所增加。而高污泥添加量的陶粒 (3∶10和3∶7) 在1 120~1 190℃温度范围内, 松散容重较低, 介于600~840kg/m3间, 且随烧结温度升高变化幅度不是太大。对于低污泥含量的陶粒 (1∶1、3∶2、7∶3) 来说, 烧结温度由1130℃增加到1 140℃时, 松散容重增加幅度较大。低污泥含量的陶粒在其焙烧温度接近熔融板结温度时 (分别为1 170℃及1 180℃) , 松散容重都有不同程度的下降。分析其原因, 可能在于低污泥含量的陶粒烧结温度过高, 表面熔融液相过多, 但在此烧结温度下, 陶粒内部仍然有气体产生。由于熔融相的黏度大, 导致新产生的气体不能溢出或仅少量溢出, 被包裹在陶粒内部, 致使陶粒的松散容重有所下降。由图2 (b) 可以看出, 一般来说, 在相同的烧结温度下, 标号越大的陶粒, 即污泥含量越低的陶粒, 其松散容重相对越大, 原因在于污泥的有机质含量高, 烧失量大, 污泥含量少的陶粒, 燃烧后烧失量也相应降低, 故松散容重也就相对较高。标号5的陶粒在1 170℃烧结温度下, 比标号4的陶粒松散容重有所降低。同样, 标号6的陶粒在1 160℃时, 也比标号5的陶粒松散容重有所降低。试验中发现在相同的烧结温度下, 污泥含量越少的陶粒, 表面越光滑, 说明表面生成的液相相对越多, 这就同样可以用上面所述的原因来解释。

2.4 陶粒1h吸水率

从图3 (a) 可知:在相同的配比下, 焙烧温度越高, 陶粒的吸水率越低。高污泥含量的陶粒 (3∶10及3∶7) 在1 120~1 190℃的温度范围内, 吸水率的下降幅度明显要小于低污泥量的陶粒 (在较高的焙烧温度范围内, 吸水率可降到1%以下) , 且吸水率较高, 介于30%~50%之间。3∶10配比的陶粒在1 150~1 190℃的烧结温度内, 吸水率的变化幅度不大。原因在于污泥含量太大, 陶粒中的有机物含量也大, 焙烧后陶粒的烧失量也大, 陶粒中孔隙也较多, 故吸水率相对高。又由于陶粒原料中的污泥量太大, 以致陶粒中的硅酸盐等成陶成分相对较少, 所以表面不能生成足够的液相, 表面粗糙, 以致吸水率过高, 故对于3∶10配比的陶粒来说, 后期虽然温度增高, 但是陶粒表面生成液相仍然不多, 故吸水率下降幅度很少。由图3 (b) 知在相同的烧结温度下, 污泥含量越少的陶粒, 其吸水率就越低。因为在相同的温度下, 污泥含量少的陶粒表面生成的液相越多, 造成烧结后的陶粒吸水率较低。

2.5 陶粒颗粒容重

颗粒容重是粗骨料颗粒单位体积 (包括颗粒内部孔隙) 的干燥质量。

由图4可知, 陶粒颗粒容重的变化规律与松散容重的变化相一致, 其原因也可用上述有关陶粒松散容重分布规律来解释。

2.6 陶粒抗压强度

由图5 (a) 知陶粒生坯料的强度不高, 不高于2MPa, 原因是陶粒未经烧结, 材料的结构没有发生变化, 陶粒中的各细小颗粒间只是简单的粘结及堆垛, 故强度较差。而且, 生坯料的抗压强度随污泥比例的下降而有所提高, 这显然是因污泥本身强度不高引起的。从图5 (b) 可以看到, 在配比相同的情况下, 一般温度越高, 陶粒相应的抗压强度越大。污泥含量较高的2组陶粒 (3∶10及3∶7) 在1 120~1 190℃的焙烧范围内强度变化不大, 且在1 120~1 160℃的范围内, 强度与生坯料相差无几, 甚至还低, 这可能是陶粒中污泥组分过多, 相应成陶成分较少, 焙烧过程中, 只是陶粒中大量有机物的烧蚀, 而陶粒本身结构没有发生太大变化, 造成烧成陶粒孔隙太多, 强度太差。对于低污泥配比的陶粒 (7∶3及3∶2) , 在熔融板结温度 (分别为1 170℃及1 180℃) 下的强度要分别低于其1160℃及1 170℃下强度的现象, 可以做这种解释:熔融板结状态下的陶粒, 液相浓度达到极大值, 虽然液相的增多有利于陶粒强度的增加, 但是在一定的范围内, 过高黏度的液相也会致使陶粒内部原有的细小微孔连通为较大的中孔或者是大孔, 连通的孔隙不利于强度的分散, 所以导致了低污泥配比的陶粒 (7∶3及3∶2) 在熔融板结温度下, 抗压强度反而有所降低的现象。由图5 (c) 知, 相同焙烧温度下, 除1 170℃, 标号6比标号5的陶粒强度小之外, 可以认为标号越大, 即污泥含量比例越低的陶粒, 抗压强度越大。在相同的烧结温度内, 陶粒污泥比例由3∶10减少到3∶7时, 强度变化不明显, 陶粒中粘土比例≥2∶3时, 陶粒强度变化比较显著。

2.7 污泥陶粒含铬量的测定

图6 (a) 描述的是陶粒铬溶出量随温度的变化规律。从中可以看到, 在污泥含量较高的陶粒中 (配比为3∶10, 3∶7及2∶3) , 陶粒的铬溶出量先随烧结温度的升高而升高, 后随温度的升高而呈现下降趋势, 且铬溶出量较多, 特别是3∶10配比的陶粒, 在1 190℃的高温下, 铬溶出量仍高达29.98mg/L, 不能满足国标总铬浓度小于10mg/L的要求, 而低污泥含量的陶粒 (粘土比例≥1∶1) 则铬溶出量随焙烧温度的升高而稳步下降, 且最高铬溶出量仅为8.77mg/L (配比为1∶1, 在1 120℃下所制备的陶粒) , 小于10mg/L的要求。对于粘土含量更高的陶粒 (3∶2及7∶3) , 铬浓度检出值极低, 最高值也仅在1.62mg/L, 远远低于国标要求。图6 (b) 反映出在相同的烧结温度下, 陶粒铬溶出量一般随污泥含量的减少而降低, 部分原因是污泥含量少, 相应的陶粒铬含量就少。关于高温处理过程中污泥铬形态的变化比较复杂, 温度、污泥的组成以及炉中的氧化-还原气氛都会直接影响铬 (Ⅲ) 向铬 (Ⅵ) 的转化。按照Tessier提出的理论, 其将固体颗粒物中重金属的化学形态分为5种: (1) 可交换态:指吸附在颗粒物 (主要成分是粘土颗粒及腐殖酸) 上的重金属, 水相中重金属离子的组成及浓度变化, 其受该部分重金属吸附和解析过程的影响。 (2) 碳酸盐结合态:指与颗粒物中碳酸盐结合在一起或本身就成为碳酸盐沉淀的重金属。这部分重金属对p H值变化最为敏感, 且在酸性条件下易溶解释放。 (3) 铁锰氧化物结合态:天然水中的铁锰氧化物以铁锰结核或凝结物形式存在于颗粒上, 也有的呈胶膜状覆盖在颗粒上, 与铁锰氧化物结合在一起的或本身就成为氢氧化物沉淀的这部分重金属, 称为铁锰氧化物结合态。这一部分重金属在氧化还原电位降低时容易释放出来。 (4) 硫化物及有机结合态:指重金属硫化物沉淀及与各种形态有机质结合的重金属, 这部分重金属被认为较稳定。 (5) 残渣态:指存在于石英、粘土矿物等晶格里的重金属。其主要来源于天然矿物, 通常不能被生物吸收, 是生物无法利用的部分。这5种形态中, 前3种稳定性差, 后3种稳定性强[12]。对于标号为1、2、3的陶粒, 前期铬溶出量随温度的升高而增大, 可以做这样解释:高温环境中, 陶粒所含的大量有机物烧蚀, 硫化物及有机结合态中的铬被释放出来, 其中部分转为无机盐的形式, 部分和其他矿物质反应, 由于硫化物及有机结合态形式的铬被释放出来, 导致陶粒铬溶出量的增加, 后期由于温度升高, 熔融相增多, 铬逐渐被固定在生成的液相中或者与其它矿物反应, 被固定于离子晶体的晶格之中, 故铬含量又有所下降。对于标号为4、5、6的低污泥含量陶粒, 因为在相应的烧结温度下, 熔融相相对较多, 固相反应之间比较激烈, 铬被牢牢固定在生成的离子晶体之中, 故铬溶出量随温度升高而成下降趋势。

3 结论

(1) 以制革污泥与粘土烧结制备陶粒是可行的。较好的比例应该控制在:污泥干重为陶粒配料总干重的30%~60%。

(2) 污泥陶粒的重金属浸出含量分析表明, 高污泥含量的陶粒铬溶出量先随温度升高而上升, 后随温度的升高而下降;低污泥配比的陶粒, 铬溶出量随温度的升高而降低, 且溶出量极少, 重金属铬在污泥陶粒中具有较好的固化能力, 符合国家规定的标准。

(3) 污泥含量高的陶粒经1 000多度的高温烧结后, 抗压强度反而比未经烧结的陶粒要小或者很低, 因此要得到一定强度的陶粒, 必须严格控制污泥含量和烧制的温度及时间, 污泥比例大, 烧结温度过低, 都会造成陶粒试样强度的大幅下降, 反之污泥比例过低, 烧结时间过长, 陶粒试样熔融板结, 密度变大。较好的条件是脱碳温度控制在350℃, 烧制温度控制在1 130~1 800℃, 保温20min, 并且严格控制粘土和污泥的配比。

(4) 本文所制备的陶粒松散容重介于600~1 500kg/m3间, 考虑到铬溶出量及抗压强度的要求, 较好的陶粒松散容重可控制在900级左右, 属于烧结陶粒, 强度较高, 一般可用于结构混凝土或结构混凝土制品。

参考文献

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竹材陶粒复合墙板的材性试验研究 篇3

中国是竹之故乡, 早在两千多年前, 竹材已被大量用于造园, 直到现在南方还有很多省份用竹子建房。在这些江南民居建筑中, 竹子一般是作为夯土墙的骨料, 或者劈成竹条编制成竹笆外墙和窗间墙防护网、护墙板等[1]。而在整个世界范围内, 竹子都是古老而传统的建筑材料。南亚孟加拉国的农房九成是竹材建的;南美哥伦比亚的安第斯山地区的人们用竹材建造房屋的结构柱和作为楼板、墙板的板条。随着科技的发展, 竹子被开发出更多新用途, 制成各种建筑板材如竹纤板、竹胶板、装饰板等, 做成大跨度结构如桁架和网架结构的支撑构件。国内外学者也逐渐重视竹材的应用研究, 德国学者利用纳米技术使竹材真正成为坚固耐久不发霉的“植物钢铁”;我国学者韩添石等提出将薄壁型钢两面粘结竹胶板并用竹板封边, 从而形成一种轻型钢竹组合楼板;我国学者李玉顺等还设计出压型钢板-竹胶板组合墙体作为绿色墙材进行应用研究[2,3]。

我国从20世纪50年代开始研究轻骨料混凝土的应用, 但受技术和经济等限制, 一直未取得预期的应用效果[4]。近年来随着建筑技术的进步, 具有独特的轻质高强、高耐久性、节能保温、抗震等性能的陶粒混凝土重新获得了前所未有的发展契机, 在超高层建筑、大跨度建筑及海上建筑的建造中都赢得了人们的青睐[5]。美国、西欧、日本等发达国家对高性能陶粒混凝土的研究和应用已较成熟[6], LC50~LC60陶粒混凝土已普遍应用于工程中。1999年我国颁布了《轻骨料混凝土结构设计规程》, 制定了陶粒混凝土构件的弯、剪、扭等设计公式, 推动了陶粒混凝土在我国的研发, 国内自行研发的轻骨料混凝土等级可达LC30~LC50, 如珠海国际会议中心、云南建工医院主体结构、天津永定河大桥桥面等都采用了轻骨料混凝土。

1992年国务院首次提出墙体改革工作提出重要意见, “要大力发展节能、节地、利废、保温、隔热的新型墙体材料, 加快墙体材料革新, 推进建筑节能工作。”从此全国各地不断涌现各类绿色环保、低碳节能的新型墙体材料, 如钢丝网架保温夹芯板、夹层复合板、镁土板、定向木纤维胶合板等复合墙板和秸秆板、稻草板等生态墙板[7]。复合墙板 (也称夹芯板) 通常由上下两层高强的面板粘结轻质的夹芯板组成, 其抗弯承载力和刚度较高, 强重比优越。夹芯层通常有两种, 一种填充轻质聚合物, 如珍珠岩、木屑、玻璃棉、聚苯乙烯泡沫、聚氨酯泡沫等;一种为空芯, 如蜂窝式夹芯或波纹夹芯。复合墙板的优点众多, 被面板保护的夹芯保温层具有良好的保温隔热性能以利节能;不需要做内外墙保温, 防火且耐久;可在工厂预制生产并有效减少施工现场湿作业和模板用量, 加快进度;墙面质量稳定, 外观平整, 墙面抹灰裂缝、起鼓等问题较少, 因此各类复合墙板的研发和推广如火如荼。

本文将研究一种新的复合墙板——竹材陶粒复合墙板的可行性, 将竹材制成竹筋代替钢筋, 用陶粒混凝土代替普通混凝土形成复合墙板, 将竹材导热系数小、绿色环保的优点和陶粒混凝土轻质高强的特点有机结合起来, 避免了钢丝冷桥的形成, 并使墙板自重降低约35%, 节能效果显著增强。

2 竹筋的材性试验

重组竹材 (又称重竹) , 是把直径低于80mm的三年生以上早竹、高节竹或毛竹等通过辗搓设备加工成横向不断、纵向相连的丝束, 再干燥、施胶和热压从而形成的新型加工竹材。层压竹材通常是借助粘结剂并经过加热、加压把多层竹皮粘接为层压竹板, 再切割成竹筋。

试验采用浙江安吉产的重组竹和层压竹试件, 截面边长均为10mm10mm, 长度40mm, 通过万能试验机测量其极限抗拉强度和弹性模量。竹筋试件两端需裹缠浸胶的碳纤维布并形成阶梯形, 防止应力集中, 最外端粘贴铝片, 与万能试验机夹头直接接触, 保护竹筋两端不被夹头夹断。试件图片如图1所示, 试验结果见表1。用于墙板的竹筋有边长4mm和10mm两种, 为规避竹筋尺寸效应带来的影响, 特别对重组竹材进行了竹筋边长分组材性试验, 试验结果见表2。

3 陶粒混凝土的试配试验

生产地、生产材料和生产工艺的不同, 使得不同厂家的陶粒性能差别较大。本次试验使用的陶粒为页岩陶粒, 空隙率43%, 产自山东省淄博市, 粒径5mm~8mm, 表观密度1640kg/m3, 堆积密度890kg/m3。为了确定制作复合墙板面板的陶粒混凝土的各种材料配比, 需要先进行试配试验, 设计的各组配比见表3。每组浇筑尺寸为100mm100mm100mm的试块6块, 分别采用蒸压法和自然养护法进行养护, 并在3天和28天时进行抗压试验, 结果见表4。

从表4中可以看出, 除C组和S组外, 蒸压法养护3天的陶粒混凝土强度约为自然养护28天的相应配比试块强度的1.03倍~1.3倍, 即蒸压法养护有利于页岩陶粒混凝土强度的提高。规范要求轻集料混凝土墙板做承重构件时强度应达到LC15-LC20, 而B、C、D三组试块的抗压强度可以满足其最低要求。A组试块的胶凝材料水泥含量低, 致使强度过低, 流动性差, 不利于施工;S组试块的细骨料采用的是粒径2~3mm的陶砂, 材料粘聚性能差, 试块不成形。为此, 可采用胶凝材料用量适中的C组配合比的陶粒混凝土浇筑复合墙板。

4 竹材陶粒混凝土墙板

用上述竹材和选用配合比的陶粒混凝土制成了5块竹材陶粒混凝土复合墙板, 并进行了抗弯性能试验, 得到的试验结果如下表5所示。可见竹材陶粒混凝土墙板的破坏荷载和挠度值均满足围护结构的要求, 说明利用竹材和陶粒混凝土制作复合墙板可以满足实用性要求, 具有研究价值。

摘要：随着墙体改革的深入, 各类绿色环保、低碳节能的新型墙板和生态墙板不断涌现。本文将通过对竹材和陶粒混凝土的材性试验, 研究一种新型的竹材陶粒混凝土复合墙板的可行性和应用价值。

关键词：竹材,陶粒混凝土,复合墙板

参考文献

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[6]王晓刚, 赵铁军.轻集料混凝土的新进展[J].建筑技术开发, 2003, 30 (10) :37-55.

陶粒与环氧沥青粘附性能研究 篇4

1 集料与沥青粘附性

目前国内外有关沥青与集料的粘附性试验方法已达数十种, 具有代表性的试验方法有:水煮法, 水浸法, ASTM D3625, AASHTO T-182, 动态冲刷水浸法, 光电比色法, SHRP净吸附法, 溶剂洗脱法, 板冲击实验法以及超声波法等[1]。

水煮法, 水浸法, ASTM D3625, AASHTO T-182以及动态冲刷水浸法的主要原理是利用裹附沥青后的集料, 在某一条件下与水发生作用而产生的剥离程度评价沥青与集料的粘附性, 试验结果受人为因素影响较大, 且不易避免是其共同的缺点, 而且沥青与集料的裹附方法是否适用于所有的沥青仍有待商榷。

光电比色法、SHRP净吸附法及溶剂洗脱法均涉及有机物, 本文将其归类为有机法。光电比色法由于沥青也不同程度地吸附燃料致使试验数据普遍偏大, 溶剂洗脱法由于沥青—甲苯溶液与矿料的作用试验太短致使试验结果往往出现偏差, SHRP净吸附法几乎被认为是一个好的评价沥青与集料的粘附性的方法, 但是其试验结果是否与沥青混合料的相关性好以及沥青—甲苯溶液限制该方法只使用于基质沥青和经过热处理的掺加抗剥落剂的沥青, 对于改性沥青只能另想办法。

板冲击试验法即改性沥青与石料低温粘结力的板冲击实验能适用于改性沥青, 但其试验条件限制其仅能评价改性沥青与石料的低温粘结性。超声波法是由K.Ramanathan[2]提出的, 其主要原理是用两块同一尺寸的圆柱形岩石用一定厚度的沥青膜粘在一起, 然后用一定的粘结剂将其粘于超声波探头上, 通过系统的自动加电压致使两岩石块间产生拉力, 当电压达到某一值时, 下面的岩石块便会掉落, 通过此时的电压值便可求得沥青膜上的拉力, 即沥青与集料之间的粘结力。理论上超声波法适用范围很广, 几乎可以用于所有沥青和集料。

虽然评价沥青与集料粘附性的各试验方法存在各自的不足和特点, 但国内使用较广泛的评价方法主要有水煮法、水浸法、光电比色法以及净吸附法四种, 文献[1]研究表明水浸法与沥青混合料水稳定性的相关性最好, 其次依次为净吸附法、光电比色法和水煮法。

2 陶粒与环氧沥青粘附性

2.1 陶粒与环氧沥青粘附性评价方法

参考我国现行JTJ 052-2000公路工程沥青及沥青混合料试验规程, 采用如下经修改后的浸水试验方法, 并分别对玄武岩、石灰岩及陶粒三种集料进行试验, 并与已有的试验研究成果对比, 研究试验方法的准确性及初步评价陶粒与环氧沥青的粘附性。

修改后的浸水试验方法:

1) 准备工作。将集料过9.5 mm, 13.2 mm筛, 取粒径9.5 mm～13.2 mm形状规则的陶粒200 g用洁净水洗净, 并置温度为105 ℃±5 ℃的烘箱中烘干, 然后放在干燥器中备用。按照马歇尔试验拌合温度决定陶粒和环氧沥青的拌合温度与成型前的容留温度。将煮沸过的热水注入恒温水槽中, 并维持温度80 ℃±1 ℃。2) 试验步骤。a.按照四分法称取陶粒颗粒 (9.5 mm～13.2 mm) 100 g置搪瓷盘中, 连同搪瓷盘一起放入已升温至陶粒与环氧沥青的拌合温度以上5 ℃的烘箱中持续加热1 h。b.按照环氧沥青的拌合温度将其两组分分别加热到指定温度, 并混合配制出规定温度的环氧沥青结合料, 按每100 g陶粒加入环氧沥青20.0 g±0.2 g称取环氧沥青, 普通集料的沥青用量则同原试验方法, 准确至0.1 g。c.将陶粒从烘箱中取出, 并立即和环氧沥青置于事先在烘箱中加热15 min的拌合容器中拌和, 用金属铲均匀拌和1 min～1.5 min, 使陶粒完全被沥青薄膜裹覆。然后, 立即将拌合容器放入为容留温度的烘箱中保温, 保温时间同环氧沥青马歇尔试件成型试验的要求, 本文采用120 ℃烘箱中容留50 min。d.50 min后立即取出拌合容器, 并将裹有环氧沥青的陶粒取出20个, 用小铲移至搪瓷盘中, 并再次将搪瓷盘连同20个陶粒放入120 ℃烘箱中固化8 h。e.取出搪瓷盘并置室内冷却至室温, 再将其浸入温度为80 ℃±1 ℃的恒温水槽中, 保持30 min, 并将剥离及浮于水面的沥青用纸片捞出。f.由水中小心取出搪瓷盘, 浸入水槽内的冷水中, 仔细观察裹覆陶粒的沥青薄膜的剥离情况。

2.2 粘附性试验结果分析

结果如表1所示。由试验结果可知, 玄武岩集料和石灰岩集料经改进浸水试验处理后, 裹覆在其表面的环氧沥青没有任何脱落现象, 说明其与环氧沥青的粘附性优越, 没有差异性, 这与文献[3]的研究结果相同, 说明该试验方法是可行的。由碎石形陶粒和圆形陶粒与环氧沥青粘附性试验可知, 二者按照改进浸水试验方法裹覆沥青并经过处理后, 环氧沥青未见脱落, 说明其与环氧沥青的粘附性优越。

集料与沥青的粘附性能力大小不仅仅体现在沥青裹覆于集料表面的能力 (即浸水试验所体现的能力) , 其与沥青混合后的混合料强度和抵抗水损害的能力亦应综合考虑。因为有学者认为集料表面的粗糙程度对粘附性贡献程度较集料的矿物成分更重要, 故本文将分别研究各混合料的水稳定性能, 进一步研究陶粒与环氧沥青的粘附性。

3 混合料的水稳定性

3.1 试验方案

试验所用的环氧沥青均为句容宁武化工生产的2910型多组分环氧沥青, 所用的玄武岩集料及石灰岩填料均为句容茅迪实业有限公司提供的钢桥面集料, 以上材料均应满足钢桥面铺装的技术要求, 集料级配均采用南京长江二桥级配[6]。

碎石形陶粒和圆形陶粒分别以质量百分比为15%替代玄武岩粗集料, 主要是4.75 mm～9.5 mm挡集料, 其他集料均为前述的玄武岩集料和石灰岩填料, 配制碎石陶粒环氧沥青混合料 (GLEAM) 和圆形陶粒环氧沥青混合料 (CLEAM) 。首先通过马氏试验确定玄武岩环氧沥青混合料 (EAM) , GLEAM和CLEAM的最佳油石比, 并验证各混合料的强度性能、高温性能、低温性能以及水稳定性能, 其均应满足钢桥面铺装技术要求。针对本文的研究目的, 将着重分析研究各混合料的水稳定性能, 采用JTJ 052-2000公路工程沥青及沥青混合料试验规程的T0729-2000冻融劈裂试验方法, 采用的试件为完全固化后的马歇尔试件。

3.2 试验结果及分析

依照前述的试验方案, EAM, GLEAM和CLEAM混合料的冻融劈裂试验结果分别见表2和图1～图3。

由表2可知, GLEAM混合料的水稳性最好, 其次是EAM混合料, CLEAM混合料的最差, 但是三种混合料的水稳定性能均很优越, 而且GLEAM和CLEAM混合料的劈裂强度均较EAM的高。分析图1～图3发现, EAM混合料的劈裂面基本是沿着玄武岩集料表面发展, 玄武岩集料破碎较少, 如图1中白色圈;而GLEAM与CLEAM混合料的劈裂面基本是横穿碎石形或圆形陶粒发展, 同时也可见玄武岩集料破碎。

EAM混合料的劈裂面沿着集料表面发展, 说明环氧沥青结合料与玄武岩的粘附强度已达到极限。但GLEAM和CLEAM混合料的劈裂面横穿陶粒发展, 而且劈裂强度较EAM的高, 说明陶粒与环氧沥青结合料的粘附强度不是劈裂破坏的控制因素, 而是陶粒本身的强度。这进一步说明陶粒与环氧沥青的粘附强度大于玄武岩与环氧沥青的粘附强度。因此, 碎石形陶粒和圆形陶粒与环氧沥青的粘附性优于玄武岩集料, 由TSR值可知, 碎石形陶粒与环氧沥青的粘附又优于圆形陶粒。

4 结语

综合全文研究可以得出如下结论:1) 通过评价玄武岩集料和石灰岩集料与环氧沥青的粘附性, 得出的结论与已有文献相同, 因此, 改进的浸水试验方法评价集料与环氧沥青的粘附性是可行的。2) 由改进的浸水试验方法评价得出碎石形陶粒和圆形陶粒与环氧沥青的粘附性优越。3) GLEAM和CLEAM混合料的水稳定性较EAM的优越, 且GLEAM的最好。4) 综合改进的浸水试验方法和混合料的水稳定性试验, 发现碎石形陶粒和圆形陶粒与环氧沥青的粘附性均优于玄武岩集料, 其中碎石形陶粒的最优。

摘要：对玄武岩、石灰岩、碎石形陶粒和圆形陶粒四种集料采用改进后的水浸法试验评价其与环氧沥青的粘附性, 综合研究了玄武岩、碎石形陶粒和圆形陶粒环氧沥青混合料的水稳定性, 试验结果表明, 碎石形陶粒和圆形陶粒与环氧沥青粘附性能优于玄武岩集料, 且碎石形陶粒的最优。

关键词：陶粒,环氧沥青,粘附性

参考文献

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高性能陶粒的试验研究 篇5

传统污水处理及水体净化所用滤料多为石英砂、无烟煤、活性炭等, 这些滤料存在微生物挂膜困难, 冲洗容易分层、板结, 过滤效率下降快等缺陷。陶粒用于水处理是最近十几年才发展起来的。陶粒具有质轻、比表面积大、生物挂膜容易、强度高、耐冲洗、滤速高、压头损失小、不堵塞等优点, 主要用作曝气生物滤池 (BIOFOR) 中的生物载体、含油废水处理的过滤材料。

生产陶粒滤料的原料一般为页岩及粘土等, 用油页岩渣制备陶粒滤料在国内未见报道, 仅见有用油页岩渣制备轻质骨料方面的研究[1,3,6]。

本研究以油页岩渣为原料, 添加适量粘结剂和少量膨胀剂, 经破碎、成球、干燥和烧结, 制成粒径3~6 mm的轻质多孔滤料, 其比表面积、盐酸可溶率等理化性能指标达到水处理陶粒滤料的要求。

1 实验

1.1 原料、工艺流程与方法

1.1.1 原料

主要原料为油页岩渣 (化学成分见表1) 和粘结剂、水、助熔剂、膨胀剂等辅料。粘结剂采用露天煤矿采煤剥离废弃物绿页岩, 膨胀剂选择碳酸盐、炭粉、十二烷基硫酸钠等。油页岩渣的矿物组成主要有石英、高岭土、粘土、云母、碳酸盐岩以及硫铁矿等。

%

1.1.2 生产工艺

陶粒滤料生料的制备方法有破碎法和成球法, 本研究采用成球法, 工艺流程见图1。将油页岩灰渣、粘结剂、膨胀剂等破碎后按一定比例混合放入φ500×500球磨机, 粉磨30~40 min;然后经200目筛网筛分, 筛下物放入成球盘, 转动成球盘, 喷雾加水, 使物料成球形。成球盘转速30~45 r/min, 角度45°~55°, 料球直径达3~6 mm时停机出料, 自然干燥24 h。再于干燥箱中100℃下干燥6~8 h, 作为陶粒滤料生料。将陶粒滤料生料喂入双筒回转式陶粒实验炉, 通过调节预烧炉转速和焙烧炉转速分别控制预烧和焙烧时间, 在预烧时间5~25 min、预烧温度400~600℃, 焙烧时间5~20 min、焙烧温度950~1 150℃工艺制度下烧制成陶粒滤料成品。

1.2 陶粒滤料理化性能指标

陶粒滤料理化性能指标主要有堆积密度、表观密度、空隙率、盐酸可溶率、比表面积等。对于用作水处理滤料, 其关键性能指标为比表面积和盐酸可溶率, 本研究主要以这两个参数为研究对象, 确定工艺配方和烧成工艺参数。陶粒滤料理化性能指标依据CJ/T229-2008和GB/T19587-2004标准测试。

2 实验结果与讨论

2.1 原料配方对陶粒滤料性能的影响

添加助熔剂b、膨胀剂s改变原料配方, 在煅烧工艺为400℃下预烧25 min、1 150℃下焙烧5 min条件下烧制陶粒滤料, 原料配方对滤料性能的影响见表2。

由表2可见, 配方改变对堆积密度影响显著, 对酸可溶率影响较小。分析认为, 添加助熔剂和膨胀剂, 可以降低碳含量和煅烧温度, 改善燃烧性, 提高膨胀性能。堆积密度大小受碳含量的影响较大。降低物料含碳量, 物料膨胀性能改善, 堆积密度降低。酸可溶率受焙烧温度影响, 焙烧温度一定, 产品物相基本稳定。

2.2 煅烧工艺制度对陶粒滤料性能的影响

2.2.1 对盐酸可溶率的影响

焙烧制度对滤料盐酸可溶率性能的影响最显著, 制备方法、加热形式对其影响较小[5]。

(1) 焙烧炉转速 (焙烧时间) 对滤料盐酸可溶率的影响。采用A3配方制样, 在预热温度600℃、预烧炉转速700 r/min (炉电机转数, 下同) 、焙烧温度1 150℃条件下, 将焙烧炉转速由1 400r/min降低到700 r/min, 考察焙烧炉转速变化对盐酸可溶率的影响, 结果见图2。

由图2可见, 焙烧炉转速变化, 即焙烧时间变化, 对A3页岩渣陶粒的酸可溶率影响较小。分析认为, 温度一定的条件下, 原料物相变化基本稳定, 酸可溶组分烧结变为难溶组分, 随焙烧时间变化不大。

(2) 焙烧温度变化对滤料盐酸可溶率的影响。采用A3配方制样, 在预热温度600℃、预烧炉转速700 r/min、焙烧炉转速1 200 r/min条件下, 将焙烧温度由950℃提高到1 150℃, 考察焙烧温度变化对陶粒滤料盐酸可溶率的影响, 结果见图3。

由图3可见, 随着焙烧温度的增加, 陶粒滤料盐酸可溶率明显降低。分析认为, 950℃以前原料中的酸可溶组分较多, 因而溶出率较高;950℃后原料物相发生变化, 酸可溶组分烧结变为难溶组分, 使溶出率降低;l 150℃以上烧结熔融, 表面出现玻璃釉层, 气孔堵塞, 酸溶液难以进入, 导致溶出率进一步下降。因此, 焙烧温度对滤料盐酸可溶率影响显著。

2.2.2 对滤料比表面积的影响

采用A3配方抽样, 在预热温度600℃、预烧炉转速700 r/min、焙烧炉转速1 200 r/min条件下, 考察不同焙烧温度对陶粒滤料比表面积的影响, 结果见图4。

由图4可见, 滤料比表面积随焙烧温度的升高而升高。温度较高时, 一方面是由于油页岩渣中的碳因高温而烧失, 在滤料内部形成孔洞, 同时油页岩渣中加入的膨胀剂因高温而产生的气体和燃烧产生的气体膨胀而逸出, 形成内外连通的孔隙。当温度较高时, 比表面积有所减小, 这是由于滤料内部因高温而发生剧烈熔融, 使得孔隙率减小, 导致比表面积减小。

3 结论

(1) 以油页岩渣为主料添加粘结剂、少量膨胀剂等, 采用成球法制成陶粒滤料生料, 经双筒回转式陶粒实验炉烧制, 可获得性能优良的陶粒滤料。

(2) 陶粒滤料的盐酸可溶率与焙烧温度关系最为密切, 受生料制备方法、焙烧方式的影响不明显。油页岩渣盐酸可溶率随焙烧温度的升高而降低。

(3) 陶粒滤料的比表面积随着焙烧温度的升高先增大后又逐渐降低。

(4) 以油页岩渣为原料生产的陶粒滤料具有生产工艺简单, 无污染, 成本低, 产品附加值高等特点, 可为油页岩油工业生产过程中产生的大量油页岩渣提供有效的综合利用途径, 从而实现以废治废。

参考文献

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利用红土镍尾矿制备陶粒试验研究 篇6

目前, 国内陶粒生产工艺技术已经非常成熟。随着墙体材料革新和节能减排工作不断推进, 越来越多废弃物被用来制备建筑材料以达到资源循环利用的目的[4]。但调查发现, 利用红土镍尾矿制备陶粒还鲜有研究。本试验以红土镍尾矿为原料, 掺合其他物料制备陶粒制品, 重点研究烧结制度对陶粒性能影响, 最终确定尾矿制陶粒的最佳焙烧条件。利用红土镍尾矿制备陶粒, 一方面可以从根本上解决尾矿堆积带来的环境污染、安全隐患等一系列问题, 另一方面也为陶粒的制备提供一种新的原料来源, 可降低生产其生产成本, 提高市场竞争力, 有助于新型建筑材料的推广应用。

1 原材料及试验方法

1.1 原材料

(1) 红土镍尾矿:实验红土镍尾矿来自广西玉林市, 化学成分见表1所示。

Si O2、Al2O3、Fe2O3是陶粒制备的主要成陶组份, K2O、Na2O、Mg O、Ca O、Fe2O3是主要助熔成分。从表1可知, 尾矿中Si O2和Al2O3含量均比较低, 仅为41.52%和10.88%, 如果单独用尾矿烧制陶粒, 则会因为骨架材料严重缺乏而不能成形, 同时过高的助熔剂含量会导致陶粒熔点降低明显, 即很容易烧化。因此, 必须在尾矿中添加其他Si O2和Al2O3含量比较高的材料, 将原料中的化学成分调整至烧胀范围。另外尾矿中含有一定的硫, 可为陶粒烧胀提供一定的气体, 但需注意二次污染问题, 实际生产应配套脱硫设备。

(2) 页岩:页岩材料可以调整陶粒制备原料的化学成分, 使之满足制备要求, 试验页岩来自广西玉林市, 化学成分如表2所示。

(3) 外加剂:试验所用的外加剂主要为液态硅酸钠水玻璃, 是一种略带浅灰色的粘稠物, 其分子式为Na2O·n Si O2;添加剂作用为增加陶粒料球的可塑性, 便于成球。

(4) 木屑:起助燃的作用, 使烧成温度降低, 缩短烧成时间, 同时提供有机物碳, 在高温煅烧时, 与其它化学成分发生化学反应产生气体, 导致料球膨胀。

1.2 试验方法

试验步骤:试验利用页岩、红土镍尾矿、木屑和外加剂为原料, 采用手工成球法制备圆球型陶粒。试验过程主要包括原材料处理、配料、混合、生料球制备、焙烧、成品的处理等工艺, 试验步骤如下所示:

(1) 成球 (粒) 工艺

先用破碎机对页岩原矿进行破碎, 然后用球磨机磨细 (全部过20目筛网) , 将磨细的页岩、红土镍尾矿、外加剂按适当的比例混合, 加一定量的自来水均匀伴合, 手工成球, 其直径d>5mm。

(2) 料球的烘干:试验生料球含水率在20%左右, 制备好的料球 (粒) 先经自然干燥, 然后放于烘干箱炉内并缓慢升温至100~110℃, 干燥时间为3~4h。

(3) 预热

预热的作用主要是为了避免料球在烧结阶段温度急剧变化而引起爆裂, 提高陶粒的成品率。

(4) 焙烧与冷却

焙烧过程是陶粒生产过程中的关键步骤, 是陶粒内部发生一些列物理化学变化, 使陶粒膨胀且具有强度的主要过程。烧结过后采用自然冷却方法得到陶粒产品。

(5) 测试方法

陶粒的筒压强度、颗粒表观密度、吸水率等性能的测定均按照中华人民共和国标准《轻集料试验方法》 (GB/T17431.2-2010) 进行。

1.3 试验方案设计

(1) 配合比确定

单一的红土镍尾矿经过焙烧并不能得到性能优良的烧胀陶粒。欲烧制出膨胀的陶粒, 原料需满足烧胀的两个条件:一是在膨胀温度下能够产生适当的粘度和表面张力, 二是与此同时产生足够的气体[5]。本试验在满足烧胀陶粒范围内, 通过调整原料配合比, 尽可能消耗尾矿, 烧制出的具备一定强度同时密度较轻的陶粒。陶粒配合比设计见表3, 在一定热工条件下, 对不同配合比陶粒性能进行测试, 结果如图1 所示。由图可知, 当尾矿与页岩质量比为4:5 (N4配方) 时, 颗粒强度最大, 同时颗粒表观密度最小, 因此将N4配方确定为试验基准配合比。

(2) 试验因素水平确定

为进一步减少试验工作量而确定页岩陶粒的最佳焙烧制度, 依据前面确定的基准配合比, 采用正交试验法对焙烧制度的相应指标进行考核并对试验结果分析。正交试验设计作为一种能够安排多因素多水平的试验方法, 具有实验周期较短、误差很小、任务量少、数据比较容易分析等优点。

焙烧制度的主要因素有:预热温度 (A) 、预热时间 (B) 、焙烧温度 (C) 和焙烧时间 (D) 。试验中采用L16 (45) , 因素水平表如表4 所示。

(3) 正交试验表征方法

在试验过程中, 将陶粒颗粒强度、表观密度、吸水率作为正交试验的主要考核指标, 确定其最佳焙烧温度。试验中陶粒的强度是指陶粒的单个颗粒的强度, 其值为10~20个颗粒受力的平均值。测定出相关指标的数值, 应用正交表对其数据进行分析, 分析各因素对陶粒性能的影响, 确定陶粒的最佳焙烧制度。

2 试验结果及分析

2.1 正交试验结果

2.2 正交试验结果分析

(1) 极差结果分析

预热温度和时间对陶粒性能影响分析:根据表6极差分析可知, 随着预热温度的提高和时间的延长, 烧成陶粒颗粒强度及表观密度呈增加趋势;这是由于随着预热温度的升高以及时间的延长, 原料料球中碳酸盐类和有机质等组分在此阶段分解或挥发较多, 而且尾矿中矿物结晶水分解较多, 进入焙烧阶段后, 当料球有一定粘度的条件下, 可以产生气体物质较少, 因此密度相应增加, 颗粒强度则提高[6];而当预热温度及时间到达一定值后, 料球中有机质和结晶水分解完全, 陶粒强度和密度变化趋于平稳。

焙烧温度和时间对陶粒性能影响分析:由表6 分析得出, 随陶粒焙烧温度升高, 保温时间延长, 陶粒的强度和密度呈先上升后下降趋势, 分析原因为:陶粒在合适的焙烧温度和时间下达到最佳的膨胀状态, 如果再提升温度并延长焙烧时间, 生成的液相量将会增多, 由于液相表面张力的作用, 使固体颗粒相互接近, 液相填充到气孔中, 促使坯体致密化, 因此, 陶粒的颗粒表观密度变大, 相应陶粒颗粒的强度也提高, 吸水率则会有所下降;但如果烧成温度过高的话, 陶粒表面将被烧穿, 从而形成了很多的开口孔洞, 因此, 陶粒的颗粒强度和表观密度相应降低, 而吸水率则升高。

(2) 因素水平分析

通过表6中对预热温度 (A) 、预热时间 (B) 、焙烧温度 (C) 和焙烧时间 (D) 四个因素对陶粒强度、表观密度和吸水率的影响结果进行极差分析, 最终确定陶粒最佳焙烧制度。

因素A:从因素的主次上来分析, 在所有因素当中, 因素A基本占主要因素, 即对试验结果存在最显著的影响;试验确定最佳水平为A3和A2, 当取A3时, 陶粒强度最大, 表观密度亦最大;当取A2时, 表观密度最小, 而陶粒强度与A3相差不大, 考虑到烧制的陶粒以轻质为目的, 因此因素A最佳水平可取为A2。

因素B:在所有指标中, 因素B都排在最后, 即对试验结果没有显著影响。试验确定最佳水平为B2和B4, 当因素B取B4时, 陶粒强度最高, 且表观密度低, 则因素B最佳水平为B4。

因素C:因素C对陶粒强度和吸水率是主要影响因素, 而对表观密度影响较小;试验确定最佳水平为C1和C3, 两者相比, C3条件下陶粒吸水率最小, 且强度更高, 因此可选C3为最佳水平。

因素D:从极差结果分析, 因素D对陶粒表观密度产生一定影响, 而对强度和吸水率的试验结果影响都是次要的;试验确定最佳水平为D1和D3, 两者相比, 表观密度相差不大, 从强度和吸水率分析, D3强度高、吸水率更小, 可选为最佳水平。

综合以上分析, 正交试验得出最优配合比为A2B4C3D3。

3 验证试验

根据正交试验得出的最佳配合比烧制出批量尾矿陶粒产品, 并测定其筒压强度、表观密度、一小时吸水率, 检测方法依据参照《轻集料试验方法》 (GB/T 17431.2-2010) 进行, 结果见表7所示。

由表7可以看出, 验证试验所得的结果全部在正交试验范围内, 因而可确定该配合比为本试验条件下最优的组合方案, 即利用镍尾矿焙烧陶粒时, 最佳热工制度为:预热温度为400℃, 预热时间为20min, 焙烧温度为1140℃, 焙烧时间为15min, 烧制的陶粒产品密度达到700级。

4 结论

(1) 本研究表明, 利用红土镍尾矿烧制陶粒原理上是可行的;充分利用尾矿作为烧结制品原料, 既能节约资源, 又起到保护环境作用, 同时可为当地尾矿资源化利用开辟新的途径。

(2) 通过试验原料分析得出, 单独采用红土镍尾矿烧制陶粒比较困难, 本试验中, 当在尾矿中配以一定的页岩、外加剂、木屑, 可以满足烧制陶粒对原料成分的要求。

(3) 当原料配合比为页岩∶红土镍尾矿∶外加剂∶木屑=50∶40∶5∶5 时, 通过正交试验确定陶粒的最佳焙烧制度为:预热温度为400℃, 预热时间为20min;焙烧温度1140℃, 焙烧时间15min。在此条件下烧制出的陶粒筒压强度为5.2 MPa, 表观密度为686 kg/m3, 1 小时吸水率为5.1%, 达到700 级高强轻粗集料要求。

摘要：文章中研究以红土镍尾矿和页岩为主要原料制备陶粒, 通过对原料化学成分进行测试分析, 研究原料配比及焙烧制度对陶粒性能的影响, 结果表明, 当陶粒配比为:页岩50%, 红土镍尾矿40%, 外加剂5%, 木屑5%, 通过正交试验确定的最佳焙烧制度为:预热温度400℃, 预热时间20min;焙烧温度1140℃, 焙烧时间15min。在此条件下烧制出的陶粒表观密度为686 kg/m3, 筒压强度为5.2 MPa, 1小时吸水率为5.1%。

关键词：红土镍尾矿,页岩,陶粒,焙烧制度

参考文献

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[5]张国伟, 杨波, 溪旦立.河道底泥制备陶粒滤料的研究[J].环保科技, 2007, 13 (1) :39-43.

高性能陶粒的试验研究 篇7

随着玻化微珠保温混凝土试验的不断深入, 玻化微珠保温混凝土性能优化, 尤其在抗压强度提高及导热系数降低的问题上成为一个重要的课题, 因此, 寻求新方法解决这2个问题成为关键点。陶粒是一种新型的建筑材料, 用其配制的混凝土有密度小而相应强度高、隔热保温性能好、耐火性能优、抗渗性能好、抗冻性能优、耐蚀性能强、抗冲击性能优、抗震性能好等优点。用陶粒取代部分石子是提出玻化微珠陶粒保温混凝土的出发点。本文旨在通过玻化微珠陶粒保温混凝土试验及理论分析, 揭示陶粒等因素对玻化微珠保温混凝土的影响, 为配制工程更适用的保温混凝土提供依据。

1 玻化微珠陶粒保温混凝土正交试验设计

1.1 原材料

(1) 玻化微珠:一种无机玻璃质矿物材料, 由火山岩碎成矿砂, 经过特殊膨化烧法加工而成, 产品呈不规则球状体颗粒, 内部为空腔结构, 表面玻化封闭, 理化性能稳定, 具有质轻、隔热防火、耐高低温、抗老化、吸水率小等优良特性。采用太原市思科达科技发展有限公司生产的玻化微珠产品。

(2) 陶粒:以粉煤灰为主要原料, 加入少量粘结材料和燃料, 经配料成球、烧结而成, 其内部具有封闭的微孔结构, 表面有一层致密的釉面外壳且极为坚硬[1]。本文所使用的陶粒采用汾阳某陶粒生产厂家的粉煤灰陶粒, 筒压强度4.8 MPa, 堆积密度760 kg/m3, 1 h吸水率17%, 最大粒径20 mm。

(3) 水泥、石子、砂:水泥采用太原狮头水泥厂生产的32.5、42.5、52.5级普通硅酸盐水泥;石子选用山西文水碎石, 粒径10~30 mm, 含泥量0.8%, 堆积密度1630 kg/m3;砂选用太原柴村中砂, 细度模数2.4, 含泥量3.0%, 堆积密度1500 kg/m3。

(4) 外加剂:选用本课题组自制的Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ3种外加剂。

1.2 试验设备

抗压强度采用浙江土工仪器制造有限公司生产的WAW-1000KN微机控制电液伺服万能试验机;导热系数采用天津市建仪试验机有限责任公司生产的DRP-5W型导热系数测定仪。

1.3 影响因素的选择

本次试验将玻化微珠掺量 (A) 、玻化微珠密度 (B) 、陶粒掺量 (C) 、水泥强度 (D) 、水泥用量 (E) 、砂子用量 (F) 、外加剂种类 (G) 作为7个影响因素, 其中, 玻化微珠掺量取占混凝土总体积比100%、130%2个水平;玻化微珠密度取80、100、130kg/m33个水平;粉煤灰陶粒掺量取替代石子量的40%、60%、100%3个水平;水泥强度取32.5、42.5、52.5 MPa3个水平;水泥用量取480、495、510 kg/m3 3个水平;砂子用量取251、358、503 kg/m33个水平;外加剂的组成及掺入比例, 用Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ型代表3个水平。采用正交试验方法分别对混凝土的抗压强度与导热系数进行试验[2,3]。因此, 选取L12 (2×36) 正交表进行试验。

1.4 试验配合比及试验结果

本试验以玻化微珠陶粒保温混凝土的28 d立方体抗压强度及导热系数作为试验考核指标, 试验配合比及试验结果见表1。

1.5 试验结果分析与讨论

1.5.1 试验结果极差分析 (见表2)

由表2可知, 玻化微珠陶粒保温混凝土抗压强度的影响因素大小排列为:水泥强度>玻化微珠密度>陶粒掺量>水泥用量>外加剂>砂子用量>玻化微珠掺量;玻化微珠陶粒保温混凝土导热系数的影响因素大小排列为:陶粒掺量>外加剂>玻化微珠掺量>水泥用量≥砂子用量>水泥强度>玻化微珠密度。

1.5.2 各因素对抗压强度、导热系数的影响

抗压强度值与各因素水平关系见图1, 导热系数与各因素水平关系见图2。

由图1可知, 玻化微珠陶粒保温混凝土抗压强度受水泥强度的影响最大, 同时也可以看出, 随着陶粒取代石子量的降低, 混凝土的抗压强度呈增长趋势, 混凝土抗压强度提高明显。由图2可知, 随着陶粒掺量的增加, 导热系数降低程度显著。试验结果表明, 陶粒的掺加对玻化微珠陶粒保温混凝土的抗压强度及导热系数影响都较大, 这是由陶粒的物理性质决定的, 陶粒的导热系数为0.23~0.50 W/ (m·K) , 而石子的导热系数为1.8~2.4 W/ (m·K) , 随着陶粒取代石子量的减少, 玻化微珠陶粒保温混凝土的导热系数必将下降。同样, 石子的强度是陶粒的3倍左右, 陶粒掺量的增加会导致玻化微珠陶粒保温混凝土抗压强度的降低。

混凝土中都存在微观界面相即过渡区, 过渡区包含有大块氢氧化钙[Ca (OH) 2]晶体、细长针状结晶钙矾石 (3Ca O·Al2O3·3Ca SO4·31H2O) 以及纤细状聚集体水化硅酸钙 (C-S-H) , 这3种组成即是水泥水化反应的产物。一般认为, 水化硅酸钙胶凝对水泥石的强度及其它主要性质起支配作用;Ca (OH) 2晶体呈六角棱状, 属于大晶体, 与水化硅酸钙胶凝相比, 由于Ca (OH) 2的比表面积小, 它对强度的作用有限, 而且由于是大块晶体势必使得空隙增加, 因此减小或抑制Ca (OH) 2晶体的产生, 会对混凝土整体的性能带来好处。在此理论指导下, 太原理工大学课题组在自制的外加剂中添加了矿物超细粉, 这样复合的外加剂不仅能改善玻化微珠陶粒保温混凝土内部的微孔结构, 通过二次水化反应消耗Ca (OH) 2从而增强强度, 而且能有效保护玻化微珠的完整性, 能切断混凝土材料毛细孔以及微裂缝, 使玻化微珠陶粒保温混凝土导热系数降低而强度提高。但随着该矿物超细粉的增加, 水灰比也相应增加, 而由矿物超细粉掺量增加带来强度的提高不足以弥补由水灰比增加导致的强度降低时, 混凝土的强度就会下降。当玻化微珠掺量达到130%, 陶粒掺量达到40%时, 强度增加明显。

2 玻化微珠陶粒保温混凝土与玻化微珠保温混凝土的性能比较

太原理工大学对玻化微珠保温混凝土做了长期的试验研究, 最终成功研发了导热系数为0.206 W/ (m·K) 、抗压强度为C35的玻化微珠保温混凝土[4]。而本次试验所研究的玻化微珠陶粒保温混凝土28 d抗压强度最高到达45.58 MPa, 导热系数最低为0.159 W/ (m·K) 。

3 结语

玻化微珠陶粒保温混凝土在抗压强度方面比玻化微珠保温混凝土提高了27%, 导热系数降低了22%, 实现了通过掺加陶粒来改善玻化微珠保温混凝土性能的最初想法。而且在玻化微珠保温混凝土中掺加陶粒可以节约资源, 减少环境污染, 符合我国可持续发展的方针。外加剂对玻化微珠陶粒保温混凝土的影响也较大, 今后可以通过改进外加剂进一步优化玻化微珠保温混凝土的性能。

摘要：在玻化微珠保温混凝土试验的基础上, 通过正交试验分析了玻化微珠掺量、玻化微珠密度、陶粒掺量、水泥强度、水泥用量、砂子用量、外加剂等7个因素对玻化微珠陶粒保温混凝土抗压强度、导热系数的影响。结果表明, 在玻化微珠保温混凝土中掺加陶粒来配制玻化微珠陶粒保温混凝土可行, 其最大抗压强度为45.58 MPa, 最小导热系数为0.159 W (/m.K) 。

关键词：玻化微珠保温混凝土,正交试验,陶粒,抗压强度,导热系数

参考文献

[1]范锦忠.粉煤灰陶粒混凝土的主要性能和应用[J].粉煤灰, 2008 (2) :45-48.

[2]蔡正泳, 王足献.正交设计在混凝土中的应用[M].北京:中国建筑工业出版社, 1985.

[3]赵林.玻化微珠陶粒保温承重混凝土的力学性能和热工性能的研究与分析[D].太原:太原理工大学, 2010.