热膨胀性能论文（共7篇）
热膨胀性能论文 篇1
混凝土是一种非均质的复合材料,其内部各组分的热膨胀变形是不均匀的,由热引起的不均匀应变会产生一定的附加热应力进而可能产生微裂缝[1,2]。因此,热膨胀变形及其相容性是决定混凝土的热稳定性和体积稳定性的重要因素之一[3]。
目前,文献[4,5,6,7]研究了不同纤维掺量的高强高性能混凝土高温爆裂机理及其微观损伤演化规律,并分析探讨了纤维对高强高性能混凝土的高温(火灾)爆裂抑制效果及其机理。但是对于高强高性能混凝土及其组分在高温作用下的热变形规律及热膨胀变形对混凝土的高温劣化损伤的研究相对较少,为进一步探讨高强高性能混凝土的高温爆裂机理及其劣化损伤,研究了高强高性能混凝土及其内部组分在高温作用下的热膨胀变形规律。
1 试验概况
1.1 原材料及配合比
水泥:山西产P·O 42.5级水泥,28 d抗压强度为48.8 MPa;细骨料:天然砂,Ⅱ区中砂,细度模数为2.90;粗骨料:石灰石碎石,公称粒径为5~25mm的连续级配,其中5~10 mm占40%,10~25mm占60%,针片状颗粒含量为1.77%,压碎指标为11%;矿渣:S95级磨细矿渣粉;粉煤灰:28 d活性指数71.12%的Ⅰ级粉煤灰;高效外加剂:山西产聚羧酸高效减水剂,减水率为25%;聚丙烯纤维:比重为0.91 g/cm3,长度为15 mm,直径为25μm,掺量为1.8 kg/m3;拌合水:普通自来水;本试验混凝土配合比如表1所示。
1.2 试验方法
试验按照《普通混凝土力学性能试验方法标准》(GB/T50081—2002)的规定进行试件制作,将标准立方体试件150 mm×150 mm×150 mm和同水胶比的水泥净浆试件成型24 h后进行拆模,放入标准养护室养护28 d龄期后取出晾干后,将立方体试块切割成8 mm×8 mm×47 mm的小棱柱体,然后放入烘箱中烘干至恒重,端头打磨平整后,置于PCY型高温膨胀仪中,测出试件在升温过程中变形值,从而计算出试件的线膨胀百分率和平均线膨胀系数,高温膨胀仪升温制度采用等速升温,升温速度为10℃/min,最高温度为900℃,即
线膨胀百分率计算公式:
式中:δ为线膨胀百分率,%;Lt和L0分别为试件在温度Tt和初始温度T0时的长度,mm;Kt为温度Tt时仪器的校正值,mm;Tt和T0分别为试验温度和初始温度,℃。
2 试验结果与分析
2.1 混凝土中粗骨料及砂浆在高温下的变形
2.1.1 粗骨料在高温下的变形
从图1中可以看出,粗骨料在高温试验前比较密实,空隙较少,颜色偏棕黄色;在经过高温膨胀试验后,粗骨料表面颜色变苍白,表面鼓起,有微裂缝出现,变得酥松且极易被掰断。由此可推测在经过高温(火灾)作用后,坚硬的粗骨料丧失了一定的承载能力。
由图2可知,在升温过程中,混凝土中粗骨料的线膨胀率呈上升趋势;20$600℃温度段,其线膨胀率增长较平缓,600℃时,只达到了0.446%;600$700℃温度段,其线膨胀率增长速率较快,700℃时,增大到了2.047%;700$900℃温度段,其增长速率又趋于平缓。
2.1.2 砂浆在高温下的变形
高温前后素砂浆与掺纤维砂浆的表观变化如图3所示。
从图3可以看出,硬化砂浆在高温膨胀试验前颜色呈灰色,比较密实,外表有孔隙,掺纤维比不掺纤维的砂浆表面空隙较多,其主要是由于模具太小导致在制作试件时增大了砂浆振捣密实的难度,振捣不均匀;高温膨胀试验后,砂浆试件表面都变得发白,体积松散,且表面出现明显的鼓起和微裂纹,甚至出现断裂,其硬度大大降低;掺纤维砂浆比不掺纤维砂浆微裂纹要深。
从图4中可看出,在升温过程中,素砂浆和掺纤维砂浆在高温下的膨胀曲线变化趋势一致,都是在20$550℃温度段,曲线上升平缓,最大膨胀率分别只有0.168%和0.088%;550$650℃温度段,曲线上升较快较陡,膨胀率很快上升,最大分别达到0.325%和0.215%;在相同温度下,素砂浆的膨胀率比掺纤维砂浆的膨胀率要高,而且前者是后者的1.0$1.5倍,由此可推测,聚丙烯纤维在砂浆体积膨胀方面具有一定的抑制作用。
2.2 混凝土在高温下的变形
2.2.1 混凝土试件高温前后变化
从图5中可以看出,混凝土试件表面在高温前后发生了很大的变化,高温前表面青色的部分都变成了棕黄色,露出来的骨料都由原来的深色变成浅白色;表面的孔隙比试验前更多更大;表面有鼓起和掉角,材质不再结实,变得很酥脆。掺纤维与不掺纤维的混凝土试件在高温前后表观上的差异不明显。
2.2.2 混凝土试件升温膨胀率
从图6中可以看出,素混凝土和掺纤维混凝土试件在升温过程中的体积膨胀率都呈上升趋势,而且曲线上升趋势一致。在20$550℃温度段,曲线上升平缓,膨胀率增速较缓慢;550$900℃间,曲线上升明显,膨胀率增速较快。在相同温度下,不掺纤维的混凝土比掺纤维的膨胀率都要高,由此可以推测,在混凝土中掺入适量的聚丙烯纤维虽不能改变混凝土在高温下的膨胀趋势,但可以在一定程度上减少混凝土的膨胀,从而有效抑制混凝土的高温爆裂。
2.3 混凝土升温过程中各组分的膨胀率
混凝土的膨胀率与骨料、混合砂浆的膨胀率并不相同(无论是掺纤维还是不掺纤维)。根据本试验所用高性能混凝土配合比,以混凝土体积为1计算,其中粗骨料所占体积百分率约为35%,混合砂浆约为65%,由上述各组分的加权膨胀率折算出来的膨胀率如表2所示。
由表2可知,素混合砂浆与粗骨料的加权膨胀率与素混凝土的膨胀率并不相等。20~650℃温度段,素混凝土试件的膨胀率大于素砂浆与粗骨料的加权膨胀率,说明砂浆与骨料之间存在有一定量的孔隙和微裂缝,由于温度的升高,水泥浆体的脱水收缩和骨料的受热膨胀导致骨料和砂浆之间的界面之间的孔隙和微裂缝进一步扩大;650~900℃温度段,素砂浆与粗骨料的加权膨胀率均大于相应温度下素混凝土的膨胀率,表明素砂浆和粗骨料在高温状态下的膨胀率较混凝土的体积膨胀率大,而在二者之间的体积变形受到彼此的相互制约,从而使混凝土体积膨胀率有所减小。
同样以掺纤维混凝土体积为1计算,其中粗骨料所占体积百分率约为35%,掺纤维砂浆约为65%,由各组分的加权膨胀率折算出的膨胀率如表3所示。
由表3可知,掺纤维混凝土的体积膨胀率与粗骨料和掺纤维砂浆的加权膨胀率之和并不相等。600℃前,掺纤维混凝土试件的体积膨胀率大于掺纤维砂浆与粗骨料的体积膨胀率之和,说明砂浆与骨料之间存在有一定量的孔隙和微裂缝,由于温度的升高,水泥浆体的脱水收缩和骨料的受热膨胀导致骨料和砂浆之间的界面之间的孔隙和微裂缝进一步扩大;600~900℃,掺纤维砂浆与粗骨料的膨胀率之和大于掺纤维混凝土的膨胀率,前者高于后者,表明掺纤维砂浆和粗骨料在自然状态下的体积膨胀率较混凝土的体积膨胀率大,然而二者之间的体积变形受到彼此的相互制约,从而使混凝土体积膨胀率有所减小。
3 结论
(1)混凝土中粗骨料、砂浆及混凝土本身的线膨胀率均随着环境温度的升高而增大,且相同温度下,混凝土的线膨胀率介于砂浆和粗骨料之间;900℃时,粗骨料的线膨胀率为2.465%,素混凝土与掺纤维混凝土的线膨胀率分别为1.210%和1.142%。
(2)升温过程中,混凝土中砂浆和粗骨料的加权膨胀率与混凝土本身的实际膨胀率并不相等;温度低于600℃时,前者比后者的膨胀率要低;高于600℃时,结果则相反。
(3)在相同温度下,掺聚丙烯纤维的混凝土、砂浆试件比不掺纤维混凝土相应试件的膨胀率都要低,可以推测高强高性能混凝土中掺入适量的聚丙烯纤维可以在一定程度上改变其热膨胀变形性能,从而有效的抑制混凝土构件在高温(火灾)作用下的爆裂。
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热膨胀性能论文 篇2
1 原材料及试验方法
1.1 原材料
水泥,唐山冀东水泥厂生产的P.O 42.5普通硅酸盐水泥,比重3.14g/cm3,比表面积336m2/kg,其化学组成见表1,物理性能见表2。
膨胀剂,优选3种,分别是HCSA膨胀剂、ZY膨胀剂和UEA膨胀剂,其化学组成及物理性能见表3。
砂,中砂,细度模数2.4;石,碎石,粒径5～25mm。
减水剂,奈系高效减水剂,天津豹鸣股份有限公司生产。
1.2 试验方法
1.2.1 啤酒瓶法
按GB 23439-2009《混凝土膨胀剂》附录C.3进行,该方法适用于快速判定膨胀剂的膨胀性能,分别称取1350g水泥和150g膨胀剂(HCSA、ZY和UEA),675g水,利用净浆搅拌机制浆。然后将水泥浆体用漏斗注满600ml的玻璃啤酒瓶,用塑料封口,然后置于(20±1)℃标准养护箱中,观察玻璃瓶出现裂缝时间。编号以膨胀剂品种来定。[4]
1.2.2 烧杯法
按GB 23439-2009《混凝土膨胀剂》附录C.4进行,该方法适用于快速判定掺膨胀剂膨胀混凝土的膨胀性能。混凝土配合比见表4,将搅拌好的约400ml混凝土装入容积为500ml的玻璃烧杯中,轻轻振捣密实,并用塑料薄膜封口。等到混凝土终凝后,揭开薄膜,加入水,再用薄膜封口,观察烧杯出现裂缝出现时间。
同时,成型100mm×100mm×100mm试件,用于测试膨胀混凝土强度;成型100mm×100mm×300mm限制试件用于测量膨胀混凝土的限制膨胀率。
2 结果与分析
2.1 啤酒瓶法
装有掺HCSA、ZY和UEA膨胀剂水泥净浆的玻璃啤酒瓶开裂情况见图1,3个瓶子开裂时间见表5。
由图1可以看出,3个啤酒瓶均发生开裂破坏,说明掺膨胀剂的水泥浆体发生了膨胀,且膨胀应力大于玻璃瓶的强度。其中,HCSA破坏最严重,瓶子碎片散落,ZY和UEA开裂程度相似。由表5结果可知,3个瓶子开裂时间HCSA<ZY<UEA,该现象进一步说明,HCSA的膨胀性能优于ZY和UEA。图1和表5结果,正好与表3给出的3种膨胀剂的限制膨胀率相吻合。因此,啤酒瓶法是一种定性判定膨胀剂是否有效的快速方法,并且依据瓶子开裂时间的快慢,可以判定膨胀剂的膨胀性能大小。开裂时间越短,膨胀剂的膨胀速率越快,膨胀能越大。有一点需要指出,采用该方法时应注意温度。
2.2 烧杯法
装有掺HCSA、ZY和UEA膨胀剂的膨胀混凝土的烧杯开裂情况见图2,烧杯开裂时间见表5,膨胀混凝土的强度和限制膨胀率分别见表6和图3。
与啤酒瓶法结果相似,图2和表5结果同样表明,掺膨胀剂的膨胀混凝土烧杯都发生开裂,并且开裂时间:HCSA<ZY<UEA,进一步说明,HCSA膨胀混凝土的膨胀速率较快,膨胀性能要优于ZY和UEA。图3膨胀混凝土的限制膨胀率测量结果进一步验证了图2和表5结果,掺HCSA膨胀剂的膨胀混凝土其1d的限制膨胀率就达到0.026%,掺ZY膨胀剂的膨胀混凝土3d限制膨胀率为0.018%,而UEA膨胀混凝土的7 d限制膨胀率才达到0.019%。此外,HCSA膨胀混凝土的强度性能发展也较好,优于ZY和UEA,说明其与限制膨胀率发展相协调。因此,烧杯法可以快速定性判定掺膨胀剂膨胀混凝土的膨胀性能,且据开裂时间判定膨胀性能的大小。
与啤酒瓶法相同,烧杯法测得的开裂时间与烧杯存放环境温度有关。当温度高于20℃时,开裂时间会缩短。相反,温度低于20℃时,开裂时间会延长一些。这是因为,混凝土膨胀率存在一个“有效膨胀窗口”,即混凝土强度从5MPa发展到20MPa期间。在混凝土塑性阶段发生的膨胀没有对限制力做功,不能产生限制膨胀和弹性势能,属于无效膨胀。温度升高,相当于提前打开“有效膨胀窗口”[5],减少了无效膨胀,从而缩短啤酒瓶和烧杯的开裂时间。因此,采用啤酒瓶法和烧杯法进行现场快速判定膨胀剂和掺膨胀剂的膨胀混凝土的膨胀性能时,要注意控制好实验条件,一定要在同条件下比对。
3 结语
啤酒瓶法和烧杯法适用于现场快速评价膨胀剂和掺膨胀剂膨胀混凝土的膨胀特性,一方面,依据是否开裂,评价是否具有膨胀性能。另一方面,依据开裂时间,可以评价膨胀性能的大小。此外,采用该方法时,应注意保持置放试件的环境温度不要有太大变化,否则对结果有一定的影响。
参考文献
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[4]GB 23439-20009,混凝土膨胀剂[S].
微波膨化对膨胀石墨性能影响分析 篇3
1 微波膨化机理
微波法和传统高温膨化法的本质一致,都是通过加热使插入石墨层间的化合物在高温下迅速分解或汽化,产生大量气体,从而使石墨沿C轴方向发生剥离形成膨胀石墨。二者的区别在于加热机制:传统的高温膨化法是通过表面热传导的方式对石墨进行加热,即热源的热量经由石墨表面传入石墨内部使之温度升高,而微波膨化则是通过透入到石墨内的微波与石墨层间的极性分子相互作用转化为热能,从而使石墨内各部分在同一瞬间获得热量而升温[4]。
微波加热的基本原理:电介质置于微波电磁场中时,介质材料中会形成偶极子或已有的偶极子重新排列,并随着高频交变电磁场以每秒高达数亿次的速度摆动,造成分子的剧烈运动和碰撞摩擦,从而产生大量的热,使得介质温度不断升高[5],可见加热是由在电磁场中材料的介电损耗引起的。这种加热方式将微波电磁能转变为热能,其能量是通过空间或媒质以电磁波的形式来传递。微波对物质的加热过程与物质内部分子的极化有着密切关系。介质在微波场中的极化表现为对电场电流密度的消耗,介质在微波场中的有效损耗为[6]:
为偶极损耗;为界面损耗;为电导损耗;ε0为真空介电常数;ω为角频率;σ为电导率。
微波在加热过程中介质对微波功率的吸收可以表示为:
因而介质在吸收微波电磁能后其升温速率为:
因此,根据公式(1~3)可知,采用微波膨化法,腔体内的微波透入石墨内部与石墨层间的极性分子相互作用,使得可膨胀石墨的温度迅速升高,进而发生分解,插入石墨层间的化合物迅速分解、汽化,形成膨胀石墨。
2 微波膨化对膨胀性能的影响
2.1 微波对膨胀体积的影响
2.1.1 微波功率
膨胀石墨是可膨胀石墨在高温下迅速分解或者汽化从而使石墨沿C轴发生剥离产生的,因此可膨胀石墨的膨化必须要有足够的温度。但是对于可膨胀石墨的膨化,仅仅加热到高温并不足以保证能够得到较高的膨胀体积,还必须要有较高的加热速率。如果加热速率过低,层间的插入物质分解和汽化的速度慢,其分解和汽化产物产生的推力较小,使得石墨首先发生程度很低的初始剥离;当温度缓慢升高,层间的插入物质继续分解和汽化,但此时由于石墨已经发生剥离,层间距增大,石墨分解和汽化的产物一部分直接从片层边缘扩散出去,导致沿C轴方向产生的推力降低;当加热到高温时,石墨层间的插入物基本上已经完全分解或汽化,因此较低的加热速率下很难得到较高的膨胀体积。而当加热速率较高时,石墨层间的插入物在很短的时间内迅速分解或者汽化,从而沿C轴方向产生的巨大的推力,使得石墨发生很大程度的剥离。可见加热速率对于可膨胀石墨的膨化至关重要。因此,随着加热速率的提高,膨胀体积逐渐增大。由电磁场理论可知,作为微波加热区的箱体是一个多模谐振腔,该加热区内微波总的耗散功率包含腔体内贮能、充填介质功率损耗和腔壁损耗三部分,由于腔体为金属材质,而对于导电的金属材料,电磁波不能透入其内部而直接被反射,故腔壁对微波的吸收所造成的损耗很小,进入腔体的绝大部分微波能被充填介质吸收耗散[4],根据文献[7]可知,微波功率和腔体内的电场强度之间的关系为:
其中:Em ax为电场在腔内空间分布上的最大值;Q为品质因数;P为腔体中的耗散功率;Vc为腔体的体积;ε0为真空介电常数;ω为角频率。当微波设备、实验条件一定时,Q、ω、ε0、Vc为定值,根据由公式(4)分析可知:
而微波场中介质的吸收功率正比于E2,所以微波场中介质的吸收功率正比于微波功率,因此微波功率越大,腔体中的电场强度越大,加热过程中可膨胀石墨对微波功率的吸收也越大,加热速率就越高,使得可膨胀石墨在很短的时间达到高温,从而得到膨胀体积较大的膨胀石墨。
2.1.2 膨化时间
随着膨胀时间的延长,微波场中的可膨胀石墨温度迅速升高,层间化合物不断分解汽化使得膨胀体积随着时间的增加逐渐增大。但研究发现,在采用微波膨化可膨胀石墨的过程中,膨化时间增加到一定程度后,继续延长膨胀时间,膨胀石墨的膨胀体积会逐渐下降[4,7,8],文献[7]称这种现象为膨胀石墨的烧蚀,作者认为石墨蠕虫是具有高介电常数的颗粒型材料,由于颗粒间接触点上场强集中,特别容易造成气体击穿,将导致石墨烧蚀的原因归结为微波诱导等离子放电。但随着膨化时间的延长,已经形成的膨胀石墨蠕虫会发生断裂,导致膨胀石墨体积的下降,并且高温导致膨胀石墨的氧化,从而破坏其结构导致膨胀体积的下降,微波可能起着一定的催化作用,因此,微波法中随着膨化时间的延长所导致的膨胀体积下降是综合作用的结果。
2.1.3 微波频率
微波的频率范围为300 MHz~300 GHz,目前国内工业用的微波加热频率为915 MHz和2450 MHz,因而在采用微波法膨化时,鲜有探讨微波频率对膨胀体积的影响报道。但微波作为一种电磁波,频率是其一个非常重要的参数,根据文献[7]可知,任何一种电介质在微波场电场作用下,其单位体积内的功率耗散转变为热能,单位体积内的吸收功率为:
式中P为材料中的功率耗散,f为微波的工作功率,εr′为物料的相对介电常数。由公式(2),(4)和(5)可知,在确定的工况条件下,电场强度和微波功率呈正比,因此在微波功率确定后,介质对微波的吸收功率和微波频率呈线性关系,即微波频率越高,介质对微波的吸收功率也越大,从而使得介质的升温速率越快。因此,对于可膨胀石墨的微波膨化,必须要有足够高的频率。
2.2 微波对含硫量的影响
微波法另外一个巨大优势是其可以降低膨胀石墨中的硫含量[4,9,10],但是对于微波法降低膨胀石墨中硫含量的机理至今尚不清楚。基于微波加热的机理和特点,本文认为可能导致微波法降低膨胀石墨中硫含量的原因有2个。
2.2.1 微波的热效应
一方面微波加热是一种整体式加热,加热时电磁波透入到石墨内部与石墨中的极性分子相互作用转化为热能,物质的受热更为均匀,并且其内部在微波作用下产生很强的涡电流,具有比高温膨化法更强的加热效应[11],因此石墨层间的插入物质分解的更为彻底,从而降低了产物中硫的含量。另一方面,微波加热具有选择性加热的特点,对于石墨晶体中的含硫化合物,其微波吸收效果较好,因而更易分解。
2.2.2 微波的非热效应
微波的非热效应是指难以用温度变化和特殊温度分布来解释的现象,是一种无法用温度变化来解释的特殊效应[12],尽管根据目前的技术手段,对于微波非热效应是否存在尚无定论,但微波膨化得到的膨胀石墨相对于传统高温膨化法含硫量更低,虽然二者加热机制不同,但本质都是通过加热使石墨层间的含硫化合物受热迅速分解和汽化,因此可能存在非热效应的影响。
2.3 微波对其他性能的影响
根据文献[4]的研究结果可以发现,采用微波法对膨胀石墨其他性能的影响和和石墨的粒度有一定的关系,作者将其归结为微波辐射面积较小,导致微波辐射不充分。但我们知道,微波加热是透入到石墨粒子内部的微波与石墨内部的极性分子相互作用引起的体加热而非热传导,对于微波加热,辐射面积的影响不是主要因素。在实际加热过程中,存在一个穿透能力的问题,即电磁波深入到介质内部的能力。对于细粒度石墨,其密实度更大,可能导致微波穿透深度较大粒度石墨低,微波辐射不充分,引起膨胀石墨其他性能与高温膨化法相比存在一定的差异。
3 结论
本文介绍了微波膨化的机理,并根据微波加热的机理和特点分析了微波法对膨胀石墨性能的影响,结果表明。
(1)随着微波功率增大,加热速率增加,膨胀体积增加;随着膨化时间的增加,膨胀体积的下降是膨胀石墨蠕虫的烧蚀、断裂和氧化综合作用的结果;频率越高,加热速率越快,膨胀体积越大。
(2)含硫量的降低和微波的加热机制有关。
(3)不同粒度下,微波穿透深度的不同是导致膨胀石墨其他性能和高温膨化法产生差异的主要原因。
摘要：本文介绍了微波膨化的机理,并基于微波加热原理分析了微波法对膨胀石墨性能的影响。
关键词：微波,膨胀石墨,膨化机理,性能
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316L不锈钢管的膨胀性能 篇4
实体膨胀管的力学性能和材料本身及膨胀工艺等有密切联系,研究套管的膨胀过程和管子的膨胀特性对于指导实体膨胀管的选材和施工设计有指导性意义。316L不锈钢属于低碳奥氏体不锈钢,Mo元素的添加增强了耐氯化物侵蚀的能力,较304不锈钢具有更好的耐晶间腐蚀能力。由于316L不锈钢的综合性能良好,被广泛用于制造石油化工行业中的容器、管道等[4,5],但是目前关于316L不锈钢膨胀特性的研究鲜见报道。本工作研究了膨胀前后316L不锈钢管在长度、壁厚、硬度、拉伸力学性能、膨胀力等方面的变化规律及原因,为316L不锈钢管工程应用的可行性分析提供数据支持,对不锈钢管膨胀工艺的合理制定具有指导作用。
1 实验
1.1 实验材料
从316L不锈钢管上截取两段管子,打磨端面,标号1#管、2#管(对2#管进行过润滑处理),用于径向膨胀实验,其化学成分(质量分数/%)为:0.22C,0.69Si,17.51Cr,12.45Ni,1.08Mn,2.29Mo,0.031P,0.002S,对1#,2#两段管子的实测原始参数如表1所示。根据GB/T 228—2002,沿着膨胀前后管子的轴向各截取部分管材并加工成6个拉伸试样并编号,同时加工2个50mm×10mm×3mm的矩形试样用于硬度测试。
1.2 实验方法
膨胀实验采用自上而下的膨胀方式,通过液压机完成316L不锈钢管的膨胀。液压机的底座固定,压头向下施加与膨胀套管轴向一致的载荷,膨胀锥在导向区段的引导下缓慢进入管子,管子在巨大的接触应力下开始发生膨胀变形。
使用SEMI-BRINELL型布氏硬度计上进行硬度测量,硬质合金压头的直径为2.5mm,主载荷大小为306.5N,保压时间为10s。将制成的拉伸试样在WDW-1000万能拉伸机上进行静态拉伸测试,使用INSPECT S50型扫描电镜观察拉伸试样断口形貌。
2 实验结果与讨论
2.1 长度的变化及分析
管材在膨胀后,径向增大幅度可以叫做膨胀的变形程度,也叫做膨胀率,可以用膨胀因数E表示,E=DE/D,其中D,DE分别表示管子膨胀前后的内径,E值越大则说明膨胀变形程度越大。本研究中,1#管和2#管的膨胀率分别为8.97%,9.12%,1#管膨胀后与未膨胀的2#管子的实物对照如图1所示。由于内径的增大,材料在长度和厚度方面的消耗用于增加管体的体积。膨胀过后,1#管和2#管的长度分别缩短了3.58%和3.69%,在允许的范围之内。
2.2 壁厚的变化及分析
采用定点测量壁厚(如图2所示)的方法,两段316L管子的壁厚值如表2所示,壁厚减小幅度如图3所示。由定点测量结果知,两段管子的原始壁厚并不均匀,膨胀后壁厚变化的幅度也不相同。原始壁厚不均匀现象可用壁厚不均度e表示,其定义为套管端面的最大壁厚值与最小壁厚值之差除以平均壁厚[6]。壁厚不均度具有“遗传性”,膨胀后管子的壁厚不均度会增加,e值会更大,如1#管子膨胀前的e值为1.93,膨胀后e值则变成了3.36。
管材的壁厚减小幅度跟原始壁厚有必然联系,实验结果证明管子在膨胀后依然会存在厚边和薄边,且薄边的壁厚变化薄幅度要大于厚边,如图3所示。原因包括:套管具有原始的壁厚不均度,薄边变形抗力低于厚边,在同等的接触应力下会先发生变形;膨胀力的微小偏移也会造成壁厚不均度的增加;膨胀锥的加工精度也会影响管子的壁厚变化。为保证管材膨胀后的使用性能,必须严格控制原始壁厚误差,可以按管材冷加工的经验标准来规定套管的壁厚不均度。选择材质均匀、原始壁厚不均度小的管材,配合加工精度高的膨胀锥以及适宜的膨胀工艺确保膨胀过程的顺利进行。
2.3 硬度的变化及分析
测量膨胀前后的316L不锈钢管试样的布氏硬度(HB),结果如表3所示。由于管子在塑性变形的时候发生加工硬化,即在变形过程中产生晶格畸变,晶粒被拉长、细化,出现亚结构或产生不均匀变形等,使管材的强度、硬度增加,而塑性指标下降[7]。膨胀实验过程中,材料的晶粒发生变形,晶格能量提高,在晶界附近出现位错堆积,晶粒内形成位错缠结,晶粒破碎还会导致晶界面积增加,电化学活性增大[8]。这些都增加了材料的变形抗力,硬度得到提高。还有研究表明,316L经过低温冷处理或室温变形会诱发马氏体相变[9,10]。
从表3可知,316L不锈钢经过膨胀后,平均硬度增幅非常大,而且硬度值波动范围较大。这是由于膨胀导致管材变形不均匀和产生残余应力,使得管子的硬度也表现出不均匀性。
2.4 膨胀力的变化
膨胀力是膨胀变形最基本的参数,是设计、验算膨胀工具强度的重要依据,其值的选择是否恰当直接影响膨胀作业的效果。膨胀过程实际是一个复杂的动态力学过程,涉及管体径向轴向的变形、膨胀锥和管体接触位置的变化等,在力学上属于多重非线性问题。
在膨胀过程中记录数据,得到膨胀力数值如表4所示。由于对2#管子进行过润滑处理,所需膨胀力比1#管子要小很多。在膨胀过程中,316L不锈钢管的膨胀力出现了两次峰值。刚开始膨胀锥对管壁施加压力促使管壁开始屈服,但是部分膨胀力会受到材料本身变形抗力的抵消,之后加大膨胀力直到膨胀锥的锥面全部进入管内,管子也开始发生屈服,这就是第一次出现峰值的时刻。再次出现峰值是在膨胀锥完全进入管内时,此刻膨胀锥的定径区与管壁完全接触而产生非常大的摩擦力,待膨胀过程稳定后,膨胀力才逐步下降直到稳定[11]。影响膨胀力的因素有很多,包括膨胀锥角、摩擦阻力、管材性质、变形程度以及膨胀速率等,在膨胀之前应该做好相应的准备工作,确保膨胀过程的顺利进行。
2.5 残余应力分析
套管在井下的膨胀过程是一个冷塑性变形过程,必然产生残余应力,这对膨胀套管的使用性能产生不利影响,如环向上的残余压应力会明显导致膨胀套管的抗挤强度下降,轴向残余应力对其影响并不很明显。膨胀管产生残余应力的原因包括管材的不均匀变形、回弹以及本身缺陷等因素。316L不锈钢管经过膨胀后,残余应力的分布规律为:管子外壁基体的轴向和环向残余应力均为残余压应力,而管材内壁的基本均为残余拉应力[12]。
2.6 拉伸性能研究
2.6.1 拉伸性能
室温下,将膨胀变形前后共6个试样在万能拉伸机上进行静态拉伸后所得的断后伸长率(A)、断面收缩率(Z)及抗拉强度值见表5,其中1号试样的拉伸曲线如图4所示。
316L不锈钢属于高合金钢,综合性能较好,平均A值接近60%,平均Z值高达65%。膨胀以后,管材的抗拉强度增加,而塑性指标明显下降,A值下降了34%,Z值下降了21.3%。
2.6.2 断口分析
图5为1#试样拉伸断口形貌。由图5可见,经过膨胀的试样和未膨胀试样的断裂类型均属于韧性断裂。未膨胀试样的断口布满韧窝,部分韧窝呈撕裂状,而且出现了明显的蛇形滑动[13],这是较大韧窝内壁经常出现的现象。膨胀以后的试样断口,韧窝分布还是比较均匀,由于残余压应力在拉伸过程中得到释放,其方向与拉伸方向基本垂直,大部分蛇形滑动现象消失,而且部分韧窝变小变浅。此时韧窝平整,边缘的轮廓明显,这是冷变形的结果。
(a)膨胀前;(b)膨胀后(a)before expansion;(b)after expansion
3 结论
(1)316L不锈钢管经过9%的径向膨胀后发生加工硬化,布氏硬度和抗拉强度明显增加,而断后伸长率和断面收缩率分别下降了34%和21.3%。
(2)在膨胀实验过程中,316L不锈钢管所需的膨胀力出现了两次峰值,润滑处理能有效降低摩擦阻力。
(3)316L不锈钢管膨胀前后均属于韧性断裂,膨胀后试样断口的韧窝变小变浅但仍然分布均匀,且蛇形滑动现象基本消失。
膨胀蛭石防火板的性能及用途 篇5
经过几年的努力,我们用膨胀蛭石为原料,以自有知识产权为核心技术研发生产的新型膨胀蛭石防火板材——皇金防火板(以下简称膨胀蛭石防火板),基本解决了膨胀蛭石板材的一些性能弱点,大大提高了它的使用价值和应用范围。膨胀蛭石的应用已不仅仅是作“骨料、涂料、填充料”。而可以像木材一样制成板材,适用于作防火墙、隔断墙、装饰吸声板、钢结构包覆材料等,具有良好的吸音、隔声、防火、节能、环保等功能,市场发展前景极为广阔。
1 膨胀蛭石防火板的技术创新
膨胀蛭石防火板在第一代膨胀蛭石板的基础上,从改善蛭石板材的性能入手,经过几年的研发、摸索,反复试验,解决了早期膨胀蛭石板材强度不够、韧性较差、容易变形、吸湿性强、表面掉粉等问题。新型膨胀蛭石防火板生产的技术创新主要有以下几个方面。
1.1 生产工艺创新
现代化的膨化窑和机械化生产线取代了早期膨胀蛭石板材手工作坊式的生产。该生产线可以大规模、大批量生产各种规格、类型的膨胀蛭石防火板系列产品。
1.2 强度提高
根据JC/T 442—91《膨胀蛭石材料》对膨胀蛭石制品的要求(优等品压缩强度不低于0.4 MPa),通过对胶粘剂配方、板材密度和生产工艺的改进,使板材的压缩(纵向)强度提高到2.1 MPa,抗弯强度达3.63 MPa,初步解决了板材的韧性问题,拓宽了板材的应用范围和使用价值。
1.3 吸湿性能改善
由于蛭石的吸水能力很强(100~650 kg/m3),在加热至500℃脱水后,置于室温下可再度吸水,但加热至700℃后则不再吸水,生产时应注意蛭石在焙烧过程中的温度,同时在原料搅拌合成时,加一定比例的防水剂和其它胶粘材料以降低它的吸水性能。由此生产的膨胀蛭石防火板经检测,在温度50℃、湿度95%,放置96 h后,吸湿率为5.1%。
1.4 密度高
膨胀蛭石板材做保温材料密度控制在600 kg/m3以下,目前我们不但可以生产低密度的板(300 kg/m3),也可以生产1000kg/m3的高密度板,以满足作吸音、隔声、隔断墙板的要求。
1.5 材料到建筑构件的创新
用膨胀蛭石防火板作防火墙、隔声隔断墙时,就成为建筑构件,这就不但要考虑膨胀蛭石防火板的性能,更重要的还要考虑构件的内部结构及施工等一系列问题。诸如,构件内部轻钢龙骨在高温条件下的热桥效应及荷载力;作隔声墙时,如何解决轻钢龙骨的声音桥问题;以及做隔断、隔断墙时,要达到一系列相关国家标准等。
膨胀蛭石防火隔声隔断墙达到了JG/T 169—2005《建筑隔墙用轻质条板》和JG/T 157—2008《建筑轻质条板隔墙技术规程》的要求。同时,膨胀蛭石防火隔声隔断墙的有关技术资料已收入国家建筑标准设计图集07SJ504-1《隔断、隔断墙(一)》和《轻型板材设计手册》[1]。
2 膨胀蛭石防火板的性能
2.1 膨胀蛭石防火板的防火性能(见表1)
2.2 膨胀蛭石防火板在1100~1200℃的状态
2.2.1 燃烧性能
目前,建筑构件耐火时间的检测采用ISO 830标准升温曲线。以115 mm厚的膨胀蛭石防火板墙为例:当检测时间开始30 min后,炉温为889℃,热电偶测试防火墙背火面的最高温度为41℃。当燃烧进行到52 min时,炉内最高温度为975℃。此时,防火墙背火面的最高温度不但没有升高,反而从41℃降到34.5℃;直到燃烧进行到74 min时,炉温达到1031℃,防火墙背火面最高温度才回升到41.2℃。也就是说在889~1031℃,膨胀蛭石防火板受高温燃烧后释放出少量水分,出现了吸热效应,致使温度降低。
经过3 h的燃烧,炉内最高温度为1120℃,而膨胀蛭石防火板墙背火面的最高温度也只达到158℃,平均温度为123℃,远低于规定不超过180℃的要求,燃烧性能达到国家A1级防火标准。
2.2.2 力学性能
膨胀蛭石防火板原板材抗压强度为2.1 MPa。在经过1100~1200℃、5 h的高温燃烧后,其抗压强度为1.61 MPa。只比原板材强度降低0.49 MPa,即降低了23%。尽管如此,此项强度指标仍大于JC/T 442—91和有关绝热材料的强度指标。
2.2.3 发烟性能
膨胀蛭石防火板在高温1200℃燃烧下不产生烟气、不碳化,达到了国家安全一级(AQ1)标准。
2.2.4 毒性性能
膨胀蛭石防火板在高温1200℃燃烧下不产生毒性,达到国家安全一级(AQ1)标准。
2.2.5 隔热性能
膨胀蛭石防火板的导热系数为0.111~0.141 W/(m·K),完全符合绝热材料不大于0.17 W/(m·K)的规定[2]。
用25 mm的膨胀蛭石防火板做防火墙的面板(墙厚125mm),经检测,防火板墙受火面的温度为1100~1200℃(炉内温度),经309 min的高温燃烧,其试件背火面的平均温度只有140℃,而最高温度才171℃,由此可见,膨胀蛭石防火板具有良好的隔热性能。
2.3 膨胀蛭石防火板与其它无机硬质
防火绝热材料的对比
GB 50016—2006《建筑设计防火规范》和GB 50045—2006《高层民用建筑设计防火规范》中对于无机硬质防火绝热材料硅酸钙板、膨胀珍珠岩板的应用都有阐述,但没有膨胀蛭石板。膨胀蛭石防火板与其它无机硬质防火绝热材料相比,抗压强度、抗弯强度及长期工作温度的性能更为优越(见表2)。
3 膨胀蛭石防火板的应用
膨胀蛭石防火板在1200℃下不燃烧,无毒、无烟、无味、不碳化。实践证明,无论是做防火板材还是做防火墙,以及做钢结构包覆材料,膨胀蛭石防火板都是优质的无机硬质防火绝热材料。
3.1 施工技术
膨胀蛭石防火板具有木质类板材的美观、轻质、柔性和再加工性能,可锯、可刨,加工简单,自重较轻,容易安装,而且成型性能极佳。表面可镂刻成各种图案;并可进行表面喷涂(如喷氟碳漆、真石漆等),可以二次加工(贴木皮、铝塑板)等工艺处理,适宜现代建筑装饰工程中的复杂施工工艺要求。
3.2 工程应用实例
膨胀蛭石防火板先后在广州新客站、富士康集团公司、深圳百合酒店、中山市雅聚乐KTV俱乐部、河源市假日酒店等建筑应用(主要做防火墙、隔声隔断墙和室内装饰性材料)。
4 结语
膨胀蛭石防火板(皇金防火板)是优质的防火绝热材料,适用于作防火墙、室内的隔声、隔断墙、装饰吸音板、钢结构包覆材料等,并具有很好的吸音、隔声、防火、节能、环保等性能。以膨胀蛭石防火板为基材与其它材料(辅材)组合形成新的复合材料,是我们今后研发工作的一项重要任务。
参考文献
[1]轻型板材设计手册[M].北京:中国建筑工业出版社,2009.
钢结构防火涂料膨胀性能的研究 篇6
1 实验部分
1.1 试验器具
游标卡尺,刀片,磁性测厚仪,拉力计或砝码,钢制联结件,专用燃气喷枪等。
1.2 测试方法
在已施工的涂料构件上,随机选取3个不同的涂层部位,用磁性测厚仪测量其厚度δ1,然后点燃专用燃气喷枪分别对准前面选定的三个位置,喷灯外焰应充分接触涂层,供火时间不低于15 min。停止供火后用游标卡尺测量其发泡层厚度δ2。膨胀倍数按式(1)求得,结果以三个测试值的平均值表示。
undefined (1)
式中:K为膨胀倍数;δ1为试验前涂层厚度,mm;δ2为试验后涂料发泡层厚度,mm。
1.3 测试样品
测试样品从全国各地的企业产品中随机抽取,研究对象是超薄型钢结构防火涂料和饰面型乳胶防火涂料。其相应耐火极限以同批次产品经国家质量监督检测中心按GB 14907-2005抽检或检查结果为准。钢结构防火涂料涂层厚度为3～7 mm,由专用燃气喷枪测试其膨胀倍数。所有测试样品的制作、养护均按相应产品标准要求进行。
2 结果与讨论
2.1 超薄型钢结构防火涂料
图1为超薄型钢结构防火涂料膨胀倍数与耐火时间关系图。
从图1可知,耐火极限与超薄型防火涂料膨胀倍数的变化趋势关系式近似为式(2):
y=-6×10-10x6+1×10-7x5+1×10-5x4-0.004 8 x3+0.423 3 x2-14.144 x+164.74 (2)
式中:y为涂层膨胀倍数;x为耐火极限,min。其相关系数为:0.941 2。
当耐火极限为20～66 min时,耐火极限与超薄型防火涂料膨胀倍数呈正比变化关系;耐火极限为66～116 min时,超薄型防火涂料膨胀倍数却降低了,膨胀倍数与耐火极限呈反比例变化关系;而耐火极限为116～140 min时,两者变化呈无规律状态,不能判断出耐火时间与膨胀倍数之间的对应关系,因此在该区间不能用该膨胀倍数测试法来衡量防火涂料的质量好坏。
这一点可用膨胀理论来解释。超薄型防火涂料发泡倍数较大时,会在膨胀层内出现空心、大泡,泡层会变得疏松、无强度,使耐火性能变差。根据随机发泡的机率,形成大泡的随机时间不同而会出现不同的膨胀倍数,因此表现出不规则变化关系。
2.2 薄型钢结构防火涂料
图2为薄型钢结构防火涂料的膨胀倍数与耐火时间关系图。
从图2可知,耐火极限与薄型防火涂料膨胀倍数的变化趋势关系式,见式(3):
y=-6×10-8x6+2×10-5x5-0.003 x3+0.190 2 x2-5.323 8 x+55.603 (3)
式中:y为涂层膨胀倍数;x为耐火极限,min。其相关系数为:0.986 9。
当耐火极限为30～57 min时,耐火极限与薄型防火涂料膨胀倍数呈正比变化关系,低于40 min耐火极限的薄型防火涂料膨胀倍数低于4倍;耐火极限为57～61 min时,薄型防火涂料膨胀倍数却有小幅度降低,膨胀倍数与耐火极限呈反比例变化关系,膨胀倍数最小值仍大于7倍;耐火极限为61～122 min时,耐火极限与薄型防火涂料膨胀倍数又呈正比变化关系;而耐火极限大于122 min时,薄型防火涂料膨胀倍数却开始降低了。这一点与膨胀发泡机理也是一致的,对于钢结构防火涂料,涂层不可能无限制膨胀,发泡质密、强度高、层高度相对较低的炭层,可形成石墨化程度较好的结构,而能抵制更高温度的侵袭,因此可得到更高耐火极限。其最佳膨胀倍数就是25倍,一般不会高于此倍数。
2.3 膨胀性能的不同之处
在对涂料采用进行耐火性能测试中,随着温度的升高,涂料性能发生物理化学变化,开始由表及里形成炭化泡状层。有的部分涂层由于发泡膨胀组分分布不均匀的缘故,发泡不同步或膨胀不均匀,使形成的保护层厚度不够平均。
对于钢结构防火涂料而言,采用“专用燃气喷枪燃烧的方法”来衡量防火涂料的质量存在有一定的局限性。根据GB 14907-2002《钢结构防火涂料》规定,由图1可知:当超薄型防火涂料膨胀倍数大于35倍时,其耐火极限可以基本断定为大于60 min,也就是达到合格级;低于35倍时,可以作为疑似不合格。由图2可知,当薄型钢结构防火涂料膨胀倍数大于10倍时,可以判断其耐火极限大于60 min,质量合格;反之可以定为疑似不合格产品。
在采用喷枪烧制情况下,烧制距离、喷枪火焰大小、喷枪口径、燃烧时间等都能直接影响膨胀发泡情况,膨胀型涂料在受火状态未膨胀或膨胀不够充分的状况会直接影响结果的对比性。影响钢结构耐火性能的因素较多,对钢结构防火涂料而言,涂料是否能均匀膨胀发泡及膨胀发泡后的涂料是否有合适的密度、足够的附着力,是涂料能否起到保护作用的关键。涂料组分配比的准确性、搅拌的均匀性、施工工艺的合理性、养护环境的控制,均能直接影响涂料膨胀的起始温度、层次、密度、附着力、热传导系数及整个膨胀过程的时间长短。
3 结 论
(1)当耐火极限为20～66 min时,耐火极限与超薄型防火涂料膨胀倍数呈正比变化关系;耐火极限为66～116 min时,超薄型防火涂料膨胀倍数与耐火极限呈反比例变化关系;而耐火极限为116～140 min时,两者变化呈无规律状态。
(2)当耐火极限为30～57 min时,耐火极限与薄型防火涂料膨胀倍数呈正比变化关系;耐火极限为57～61 min时,薄型防火涂料膨胀倍数与耐火极限呈反比例变化关系;耐火极限为61～122 min时,耐火极限与薄型防火涂料膨胀倍数又呈正比变化关系;而耐火极限大于122 min时,薄型防火涂料膨胀倍数却开始降低了。薄型防火涂料最佳膨胀倍数是25倍。
(3)超薄型防火涂料膨胀倍数大于35倍达到合格级;薄型钢结构防火涂料膨胀倍数大于10倍时,可以判断其质量合格;反之可以定为疑似不合格产品。
参考文献
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碱激发矿渣胶凝材料膨胀性能研究 篇7
1 膨胀性能试验设计
碱激发矿渣胶凝材料产物目前成分尚存争议, 但与硅酸盐水泥产物C-S-H凝胶组成不同, 一般市售针对硅酸盐水泥而研发的钙矾石类膨胀剂并不适用。因而, 在此基础之上, 该试验选用天津豹鸣股份有限公司研发生产的硫铝酸钙-氧化钙类膨胀剂及拥有自膨胀性的氧化镁作为膨胀剂补偿无机聚合物混凝土的收缩并使其具有适度的膨胀。天津豹鸣股份有限公司研发生产的硫铝酸钙-氧化钙类膨胀剂早期采用膨胀剂中石灰 (CaO) 吸水结晶产生膨胀补偿混凝土早期收缩, 后期水化产物是钙矾石相可以达到膨胀的目的, 而现有资料表明, 无机聚合物的最终水化产物为类沸石相, 因而需在碱激发矿渣胶凝材料中添加其它自膨胀组分以补偿混凝土后期收缩。
通过前期混凝土收缩试验可以发现碱激发矿渣胶凝材料干缩多发生在早期, 为使膨胀剂膨胀趋势与无机聚合物混凝土干缩发展趋势相适应, 该试验最终选定硫铝酸钙-氧化钙类膨胀剂与氧化镁 (MgO) 作为碱激发矿渣胶凝材料的膨胀源, 因为氧化镁成分反应周期长, 参考水泥混凝土的相关标准 (MgO含量不得高于5%) , 最终将MgO含量控制在2%之下。原材料矿粉选用武钢矿粉, 等级S95, 粉煤灰等级一级, 独自研发的激发剂, 市售P.O.42.5水泥。膨胀剂掺量采用内掺法。碱激发矿渣胶凝材料净浆微膨胀试验设计如表1、表2所示。
2 试样成型
因净浆试验含多种矿物粉末, 为使粉末 (矿粉、粉煤灰、膨胀剂及轻质氧化镁) 相对混合均匀, 试验先按照相应的配合比称量原料置于塑料袋中预先混合, 并对应相应编号, 成型时采用边搅拌边放料的方式, 尽量减少由于原料混合不均匀而导致的试验误差。图1为试件实际成型过程示意图。
3 试验结果
为考虑不同环境下无机聚合物的体积变形情况, 制作而成的试件分3类养护方式:暴露于空气中养护、脱模水养及薄膜养护。
1) 空气中养护
图2所示为无机聚合物参照表1配合比设计而成型的暴露在空气中养护的试件相隔17d对比图。从图中可以看出0~4号试件都有不同程度的收缩, 试件表面多分布着裂纹, 且肉眼可观察到试件已与模具之间脱离, 尤其以0号对比试件最为严重, 1~4试件随着膨胀剂掺量的增加, 收缩情况逐渐好转, 5号试件体积变化不明显, 基本无收缩, 考虑到试件在空气中养护会有一定程度的收缩, 故可以认为5号试件的掺量基本能够补偿其现阶段凝期的收缩, 表现出一定的膨胀性能。
2) 脱模水养
脱模水养方式为成型后24h脱模, 在试件表面预先设置好两个方向垂直的测量点, 以确保每次使用电子游标卡尺进行测量的位置为同一位置, 通过试件直径的变化来评定膨胀效果。如图3, 图4测试图。
图5所示为矿粉及水泥在激发剂及氢氧化钠 (NaOH) 作用下砂浆试件收缩率与时间的关系。从图中可以看出, 纯矿粉在激发剂及NaOH作用下收缩多发生在早期 (18d内) , 后期 (18~57d) 干缩趋势相对平稳, 无大波动;而水泥在激发剂及NaOH作用下, 1~57d内收缩呈持续增加的趋势且收缩量远大于同条件下的矿粉 (超过2倍) ;水泥与矿粉的混合物在激发剂作用下的收缩发展趋势则与同条件下以矿粉为原材料的试件类似, 收缩总量略大于后者。氢氧化钠和水玻璃制备的激发剂激发矿渣微粉胶凝材料干缩12d左右可达稳定, 干缩性能优于氢氧化钠激发的胶凝材料。
3) 薄膜养护
在空气中养护及成型后1d脱模发现试件干缩开裂严重, 为减少试件由于水分散失而造成的干缩、开裂等。在此前试验基础之上重新设置一组采用薄膜养护的试件配合比。采用薄膜养护后未见试件表面开裂, 且干缩程度与在空气中养护试件相比有很大程度的减少, 具体见图6所示。
4 结语
碱激发矿渣胶凝材料净浆试验结果显示硫铝酸钙-氧化钙类膨胀剂和氧化镁的掺入能够改善碱激发矿渣胶凝材料干缩率大的问题, 密封和水养条件下碱激发矿渣胶凝材料干缩率要明显小于自然条件下, 碱激发矿渣胶凝材料中掺入水泥会增大其干缩率, 氢氧化钠和水玻璃制备的激发剂激发矿渣微粉胶凝材料干缩12d左右可达稳定, 干缩性能优于氢氧化钠激发的胶凝材料。
参考文献
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