地聚物砂漿的力學(xué)性能與孔結(jié)構(gòu)分形特征分析

楊世玉 趙人達(dá) 靳賀松 李福海

(西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031)

地聚物一般是指用強(qiáng)堿溶液激發(fā)富硅鋁質(zhì)材料活性后獲得的一種無機(jī)膠凝材料。因其生產(chǎn)耗能低、環(huán)境污染小及早期強(qiáng)度高等優(yōu)點，被視為水泥的潛在替代品而受到廣泛關(guān)注[1- 2]。

目前，為應(yīng)對國內(nèi)粉煤灰產(chǎn)量高、庫存大及綜合利用率低的問題，國內(nèi)學(xué)者多利用粉煤灰來制備地聚物，以期解決上述固廢問題。結(jié)果顯示，粉煤灰的活性在室溫下難以激發(fā)出來，導(dǎo)致地聚物材料的強(qiáng)度極低，必須通過高溫固化來促進(jìn)聚合作用，但這限制了地聚物材料的工程應(yīng)用[3- 4]。有研究表明，在粉煤灰地聚物中摻入水泥、礦渣粉等非晶相可以改善粉煤灰地聚物材料的力學(xué)性能。例如，Nath、Saha等[5- 6]從勻質(zhì)的凈漿出發(fā)，探討了礦渣粉對粉煤灰地聚物凈漿的影響。結(jié)果表明，礦渣粉組分使得粉煤灰地聚物的凝結(jié)時間大大縮短且抗壓強(qiáng)度明顯增加。隨后，Marcin、宋雪峰等[7- 8]在粉煤灰地聚物砂漿中摻入礦渣粉后也發(fā)現(xiàn)了類似的現(xiàn)象。進(jìn)一步地，Li、Lee等[9- 10]系統(tǒng)地測試了粉煤灰-礦渣粉基地聚物混凝土的抗壓強(qiáng)度、劈裂強(qiáng)度及彈性模量等基本力學(xué)性能及孔隙率，結(jié)果表明，其力學(xué)性能優(yōu)于水泥基混凝土，且前者具有更低的孔隙率。Guerrieri等[11]研究了粉煤灰-礦渣粉復(fù)合地聚物混凝土在800℃高溫環(huán)境下的力學(xué)行為。結(jié)果表明，初期強(qiáng)度越大，殘余強(qiáng)度反而越小。此外，Izquierdo等[12]比較了開口養(yǎng)護(hù)和密封養(yǎng)護(hù)對粉煤灰-礦渣粉地聚物混凝土抗壓強(qiáng)度的影響，結(jié)果表明，后者具有更高的強(qiáng)度。趙英良等[13]通過室內(nèi)試驗，揭示了粉煤灰摻量對礦渣粉地聚物坍落度、硬化時間及熱穩(wěn)定性的影響規(guī)律。綜上可知，國內(nèi)外對礦渣粉改良粉煤灰地聚物的研究已有初步成果，但其研究多圍繞在室溫環(huán)境下的宏觀力學(xué)性能，個別研究涉及了超高溫(800 ℃)下的強(qiáng)度劣化規(guī)律。然而，工程中的混凝土經(jīng)常受日照和緯度等的影響，結(jié)構(gòu)混凝土的溫度往往在20～80 ℃之間連續(xù)變化。此外，高地?zé)岘h(huán)境的隧道工程亦有此特征，且周圍溫度對粉煤灰地聚物強(qiáng)度的影響不容忽視。因此研究改性前后的粉煤灰地聚物在不同溫度下的強(qiáng)度變化規(guī)律具有一定的工程價值。

另一方面，國內(nèi)外學(xué)者對礦渣粉改性粉煤灰地聚物材料的微觀機(jī)理的研究尚不深入，所獲成果也不多。Puligilla等[14]研究后認(rèn)為游離態(tài)的鈣延長了粉煤灰的溶解并增強(qiáng)了地聚合物凝膠的形成，從而提高了地聚物混凝土的強(qiáng)度。文獻(xiàn)[15- 16]采用X射線衍射(XRD)分析了粉煤灰-礦渣粉地聚物的水化產(chǎn)物，結(jié)果表明，粉煤灰-礦渣粉的復(fù)合體系并未導(dǎo)致地聚物生成新的膠凝體。文獻(xiàn)[6，13，15]利用掃描電鏡(SEM)觀察了粉煤灰-礦渣粉地聚物混凝土基體內(nèi)部化合產(chǎn)物的形貌。然而，有關(guān)粉煤灰地聚物在改性前后的孔結(jié)構(gòu)分布和變化情況的研究尚為空白。關(guān)于粉煤灰地聚物材料改性前后微觀孔結(jié)構(gòu)復(fù)雜程度的量化分析手段尚有欠缺。

基于上述調(diào)研，本研究探討了不同固化溫度下礦渣粉摻量對粉煤灰地聚物砂漿的宏觀力學(xué)性能和微觀結(jié)構(gòu)影響規(guī)律?；趻呙桦婄R(SEM)獲得的微觀形貌圖和壓汞試驗(MIP)所得的孔結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)探索了地聚物砂漿強(qiáng)度變化的內(nèi)在原因。同時，借助水泥基材料孔結(jié)構(gòu)分析的數(shù)學(xué)模型研究了地聚物砂漿孔結(jié)構(gòu)的分形維數(shù)，以期了解地聚物砂漿的孔隙狀態(tài)。

1 原材料和測試方法

1.1 原材料

1)礦渣粉和粉煤灰

本試驗采用的礦渣粉(BFS)為S95級礦渣粉，粉煤灰是博磊I級粉煤灰。其化學(xué)氧化物含量見表1，粒徑分布見圖1。

表1 粉煤灰和礦渣粉的化學(xué)氧化物含量

由表1可知，該粉煤灰中SiO2+Al2O3+Fe2O3的總含量大于70%，并且CaO含量僅有5.58%，燒失量為3.20%。根據(jù)ASTM C618規(guī)范，該粉煤灰為F級低鈣粉煤灰。而礦渣粉中CaO的含量最大，其質(zhì)量百分比為44.27%。由圖1可見，粉煤灰與礦渣粉的粒徑分布基本相同，粒徑區(qū)間范圍為0.1～100.0 μm。粉煤灰和礦渣粉在45 μm以下顆粒的累積體積占比分別為94.258%和94.560%，中位粒徑分別為12.1 μm和12.5 μm。

圖1 粉煤灰和礦渣粉的粒度累積分布曲線

Fig.1 Particle size cumulative distribution curves of fly ash and BFS

2)試驗用砂

本試驗用砂是由廈門艾思?xì)W標(biāo)準(zhǔn)砂有限公司提供的標(biāo)準(zhǔn)砂，其比重為1.41，細(xì)度模數(shù)為2.3。

3)激發(fā)劑溶液

純度大于95%的NaOH顆粒和波美度為40、含固量為46.08%的水玻璃用來制備激發(fā)劑溶液。成都市政自來水作為NaOH溶液的分散劑。

1.2 配合比

本研究采用的配合比為：12 mol/L的NaOH溶液，NaOH/Na2SiO3質(zhì)量比、溶膠比和膠砂比均為0.5。礦渣粉摻量和標(biāo)識見表2。

表2 地聚物砂漿的礦渣粉摻量

1.3 力學(xué)性能測試

1)試驗設(shè)計流程

本試驗的設(shè)計思路及實施步驟如圖2所示。

圖2 試驗過程示意圖

2)強(qiáng)度試驗

在水泥膠砂抗折抗壓試驗機(jī)上進(jìn)行地聚物砂漿的抗彎強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度的測試。根據(jù)GB/T 17671—1999《水泥膠砂強(qiáng)度檢驗方法)(ISO法)》的相關(guān)要求進(jìn)行抗彎強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度實驗數(shù)據(jù)的處理。

1.4 壓汞試驗

本試驗微觀孔隙的測試在Micromeri-tics Autopore IV9500型壓汞儀上進(jìn)行。由于表面張力的原因，汞對固體多是非濕潤的。汞在外力作用下才能侵入固體孔結(jié)構(gòu)中，其過程滿足瓦什伯恩(Washburn)方程：

φ=-2σcosθ/p。

其中：p為外加壓力，Pa；φ為孔徑，m；σ為汞的表面張力，通常取σ=0.48 N/m；θ為濕潤角，一般取140°。它表明在θ和σ不變的前提下，汞的壓力與入侵孔徑成反比。

2 結(jié)果與討論

2.1 礦渣粉摻量的影響

根據(jù)表2所示配合比，制備20組地聚物砂漿，其1 d齡期的抗壓強(qiáng)度和抗彎強(qiáng)度如圖3所示。

(a)抗壓

(b)抗彎

Fig.3 Relationship between BFS dosage and mechanical pro-perties of specimens

由圖3(a)可見，在未摻入礦渣粉的情況下，粉煤灰基地聚物砂漿FA-G的抗壓強(qiáng)度較低。在固化溫度為20 ℃時，抗壓強(qiáng)度幾乎為0。當(dāng)分別在40 ℃和60 ℃下固化時，試件的抗壓強(qiáng)度分別為7.95 MPa和8.75 MPa，增幅僅為10.06%。當(dāng)升溫至80 ℃固化時，抗壓強(qiáng)度為10.2 MPa?？梢?，F(xiàn)A-G的抗壓強(qiáng)度隨固化溫度的升高而增加。

隨著礦渣粉摻量的增加，試件在各固化溫度下的抗壓強(qiáng)度均在逐漸增大。當(dāng)固化溫度從20 ℃提升到60 ℃時，試樣的抗壓強(qiáng)度增幅較大，而從60 ℃增到80 ℃時，強(qiáng)度增幅變緩。然而，在室溫(20 ℃)固化時，礦渣粉的組分為50%時，砂漿的抗壓強(qiáng)度達(dá)到了最大值，這可能是由于礦渣粉的摻入促進(jìn)了粉煤灰的活化反應(yīng)，從而導(dǎo)致了抗壓強(qiáng)度增加；文獻(xiàn)[17]也有類似的觀點。

當(dāng)?shù)V渣粉摻量為100%時，即使在常溫(20 ℃)下，100%FS-G的抗壓強(qiáng)度仍達(dá)到了27.1 MPa。當(dāng)固化溫度為80 ℃時，抗壓強(qiáng)度可以高達(dá)85.75 MPa，為常溫下的3.16倍。可見，提升固化溫度可以顯著地促進(jìn)礦渣粉地聚物砂漿的抗壓強(qiáng)度。

由圖3(b)可見，F(xiàn)A-G在40 ℃固化時獲得了最低的抗彎強(qiáng)度，其值為1.3 MPa。最高的抗彎強(qiáng)度是100%FS-G在80 ℃下固化反應(yīng)后獲得的，其值為11.2 MPa。不難看出，在同一溫度下，砂漿的抗彎強(qiáng)度隨礦渣粉摻量的增加而增大。在同一礦渣粉摻量時，砂漿的抗彎強(qiáng)度隨溫度的提升而增大。這是由于高溫環(huán)境促進(jìn)了粉煤灰地聚物中水化硅鋁酸鈉凝膠(N-A-S-H)的生成，并且形成了更加穩(wěn)定的硅鋁酸鹽3D網(wǎng)絡(luò)。此外，礦渣粉組分在強(qiáng)堿作用下生成了水化硅(鋁)酸鈣凝膠(C-(A)-S-H)，且礦渣粉中的富鈣相使粉煤灰快速發(fā)生火山灰反應(yīng)，這些因素促使FS-G的早期抗壓強(qiáng)度顯著提高[15]。

2.2 齡期的影響

根據(jù)表2的配比，將0%、30%、50%、70%及100%礦渣粉摻量的粉煤灰地聚物砂漿試件分別在室溫20 ℃和高溫80 ℃固化后，測得試件的抗壓強(qiáng)度和抗彎強(qiáng)度隨齡期的變化趨勢分別如圖4和圖5所示。

從圖4可以看出，砂漿的抗壓強(qiáng)度隨著齡期的增長而增加。當(dāng)20 ℃固化時，30%、50%、70%及100%礦渣粉摻量的地聚物砂漿在3 d的抗壓強(qiáng)度較1 d時分別增加了13.4%、15.0%、14.8%和65.1%。而7 d的抗壓強(qiáng)度較3 d時分別增長了38.3%、18.3%、14.8%和13.1%。在80 ℃固化時，30%、50%、70%及100%礦渣粉摻量的砂漿在3 d的抗壓強(qiáng)度較1 d時分別增加了39.2%、16.9%、8.6%和6.5%，而7 d的抗壓強(qiáng)度較3 d時分別增長了27.5%、2.5%、4.3%和3.7%?？梢?，當(dāng)固化溫度較低(20℃)時，隨著礦渣粉摻量增加，3 d 抗壓強(qiáng)度較1 d的增幅增大，但7 d抗壓強(qiáng)度較3 d的增幅卻越來越小。在高溫(80 ℃)固化時，隨著礦渣粉摻量增加，3 d抗壓強(qiáng)度較1 d的增幅反而越來越小，且第4 d到第7 d的強(qiáng)度增長幅度明顯不如前3 d。

(a)室溫20℃固化

(b)高溫80℃固化

Fig.4 Change of compressive strength of specimens with different BFS dosage

從圖5可以看出，地聚物的抗彎強(qiáng)度隨著齡期的增長而增加。在20 ℃固化時，不同礦渣粉摻量的砂漿試件在3 d和7 d的抗彎強(qiáng)度較1 d齡期分別增加了3.1%～11.6%和28.8%～63.6%。在80 ℃固化時，試件3 d和7 d的抗彎強(qiáng)度較1 d齡期分別增加了10.8%～20.8%和20.4%～45.6%。

(a)室溫20℃固化

(b)高溫80℃固化

Fig.5 Change of flexural strength of specimens with different BFS dosage

2.3 流動性和凝結(jié)時間

分別按照《水泥膠砂流動度測定方法》(GB/T 2419—2005)和《建筑砂漿基本性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》(JGJ/T 70—2009)的相關(guān)規(guī)定測試0%、30%、50%、70%及100%礦渣粉摻量的粉煤灰地聚物砂漿的流動度和凝結(jié)時間，結(jié)果見表3。

表3 砂漿流動度及凝結(jié)時間

Table 3 Flow degree and condensation time of mortar

礦渣粉摻量/%流動度/mm凝結(jié)時間/min0232>48030224765020349701973210017824

如表3所示，當(dāng)不摻礦渣粉時，F(xiàn)A-G的流動度為232 mm，且凝結(jié)時間超過480 min。隨著礦渣粉組分的增加，F(xiàn)S-G的流動度和凝結(jié)時間均逐漸縮短。有研究表明，凝結(jié)時間的縮短主要是因為粉煤灰地聚物中摻入了富鈣相的礦渣粉后會在反應(yīng)初期產(chǎn)生大量額外的多相凝結(jié)核，從而促進(jìn)了膠凝材料的凝結(jié)速度。礦渣粉含量越多，凝結(jié)時間越短[18]。

3 砂漿的微觀分析

3.1 砂漿的孔徑分布比較

由圖6可見，在20 ℃固化環(huán)境下，F(xiàn)A-G的孔徑分布微分曲線為多峰分布，且峰值基本分布在大于100 nm的孔徑區(qū)間，F(xiàn)A-G和50%FS-G的最可幾孔徑分別為21.1 μm和11.3 μm。在80 ℃固化時，F(xiàn)A-G孔徑分布微分曲線為單峰曲線，峰值較大，最可幾孔徑為26.3 nm，這意味著提高固化溫度促進(jìn)了地聚物的聚合反應(yīng)，生成了更多致密的膠凝材料。

在20 ℃固化環(huán)境下，50%FS-G孔徑分布微分曲線為多峰分布，最可幾孔徑為11.3 μm。在80 ℃固化下，50%FS-G孔徑分布微分曲線仍為多峰分布現(xiàn)象，但其在100～1 000 nm區(qū)段的峰值減弱，且在小于10 nm和大于1 000 nm的區(qū)段均出現(xiàn)了一個新峰，此時，50%FS-G的最可幾孔徑為5.94 nm。

圖6 試件孔徑分布微觀曲線

Fig.6 Microscopic curves of aperture distribution of specimens

這意味著提高固化溫度使得地聚物砂漿的孔結(jié)構(gòu)分布更加均勻。

從上述分析可見，礦渣粉的摻入致使出現(xiàn)概率最大的孔徑變小，這說明礦渣粉使地聚物中膠凝材料增多，小孔徑數(shù)目也相應(yīng)變大。

從圖7可知，當(dāng)固化溫度為20 ℃時，F(xiàn)A-G和50%FS-G的孔徑分布差別不大，其宏觀孔隙(孔徑≥1 000 nm)均達(dá)到總孔隙體積的80%以上，毛細(xì)孔隙(100 nm≤孔徑<1000 nm)百分比均在16%左右，但FA-G的孔隙率為22.75%，而50%FS-G的孔隙率為18.04%，由此可見，常溫下礦渣粉的加入并未明顯改變地聚物孔隙的分布情況，但是顯著降低了地聚物的孔隙率，導(dǎo)致其抗壓強(qiáng)度增大。在80℃固化時，F(xiàn)A-G中毛細(xì)孔隙占總孔體積比高達(dá)88.18%，膠凝孔隙占比僅有3.6%，孔隙率為19.77%。而摻入礦渣粉后，50%FS-G的毛細(xì)孔隙占比急劇下降到22.63%，相應(yīng)地膠凝孔隙(孔徑<10 nm)和過渡孔隙(10 nm≤孔徑<100 nm)的占比分別迅速提升到30.99%和30.97%，分別為FA-G的8.61和5.13倍，其孔隙率為13.24%。以上說明高溫固化一方面極大地降低了地聚物的孔隙率，另一方面促進(jìn)了固化反應(yīng)，使得砂漿內(nèi)的毛細(xì)孔隙被生成的地聚物材料分割成更小的孔隙，從而使得孔隙分布更加均勻。從表4也可以看出，摻入礦渣粉后，總孔隙量、中值孔徑(面積)及孔隙率都顯著減小。由于砂漿中的大孔、毛細(xì)孔及過渡孔是因為存在于部分水化粒子之間的水分蒸發(fā)后殘留所產(chǎn)生的。因此，50%FS-G的孔隙率比FA-G的要低的部分原因可能是礦渣粉組分的需水量較大引起的。

圖7 試件微觀孔隙分布統(tǒng)計圖

Fig.7 Statistical analysis of the microscopic pore distribution of the testspecimens

表4 試件孔隙結(jié)構(gòu)參數(shù)壓汞儀測試結(jié)果

Table 4 Results of pore structure parameters by mercury intrusion test for specimens

樣品總孔隙量/(mL·g-1)中值孔徑體積/nm中值孔徑面積/nm平均孔徑/nm孔隙率/%FA(20℃)0.10467176.1671.61702.622.7527FA(80℃)0.097834.326.532.619.766750%FS-G(20℃)0.08205801.689.0784.918.041650%FS-G(80℃)0.0690312.314.651.613.2357

3.2 砂漿的電鏡微觀形貌

由圖8-10可見，粉煤灰基地聚物砂漿的表面分布有孔隙團(tuán)聚現(xiàn)象。加入礦渣粉后結(jié)構(gòu)變得致密，但是仍然有許多沒有反應(yīng)的粉煤灰球體鑲嵌在其中。而礦渣粉地聚物的表面平滑，結(jié)構(gòu)密實。有文獻(xiàn)研究表明，低鈣粉煤灰活性較低，生成的地聚物膠凝材料為N-A-S-H，而礦渣粉在室溫下活性較高，地聚物膠凝成分主要為C-(A)-S-H[15]。可見，膠凝物質(zhì)的增加及微觀結(jié)構(gòu)的致密性是改性地聚物強(qiáng)度增加的內(nèi)在原因。

圖8 80 ℃固化后FA-G的微觀形貌

圖9 80 ℃固化后50%FS-G的微觀形貌

圖10 80 ℃固化后100%FS-G的微觀形貌

3.3 砂漿的分形維數(shù)的比較分析

目前基于壓汞試驗研究水泥基材料孔結(jié)構(gòu)分形維數(shù)的模型較多。比較成熟的有Menger海綿模型、空間填充模型、孔軸線分形模型及基于熱力學(xué)關(guān)系的分形模型。

Menger海綿模型原理為[19]：將原邊長為L的立方體m等分，新生成邊長為L/m的小立方體，按照某一規(guī)則去掉其中的u個后可得剩余立方體數(shù)目為m3-u，以此規(guī)則進(jìn)行k次迭代構(gòu)造后的孔隙分形維數(shù)D滿足

(1)

式中，V為孔隙體積或進(jìn)汞量，φ為孔徑。

空間填充模型原理為[20]：將單位長度的立方體各邊m等分，生成m3個相同大小的小立方體，按照一定規(guī)則取其中u個立方體進(jìn)行填充，剩余部分為孔隙，其個數(shù)為m3-u。以此規(guī)則進(jìn)行k次迭代構(gòu)造后的孔隙分形維數(shù)D可由式(2)計算：

lgV=lgC+(3-D)lgφ

(2)

式中，C為常數(shù)。

孔軸線分形模型原理為[21]：以單位長度的直線作為初始元，將直線m等分，并按照一定規(guī)則生成u個長度為1/m的小線段，則von koch曲線長為u/m，以此規(guī)則進(jìn)行k次迭代后的分形維數(shù)D為

(3)

基于熱力學(xué)關(guān)系的分形模型的原理為[22]：采用壓汞法測量多孔物質(zhì)的孔隙體積和孔徑關(guān)系時，外界環(huán)境對汞所做的功等于進(jìn)入孔隙內(nèi)汞液的表面能的增加，所以施加于汞的壓強(qiáng)p與進(jìn)汞量V滿足

(4)

式中：σ是水銀的表面張力，N/m；θ為水銀與樣本的接觸角，°；S為待測物質(zhì)的孔表面積，m2；V為待測物體的孔體積，m3。

通過量綱分析，可以將多孔物質(zhì)的孔隙表面積S的分形標(biāo)度與孔徑φ及孔隙體積V進(jìn)行關(guān)聯(lián)，得到分形模型的表達(dá)式。對于進(jìn)汞階段，可以將上式近似寫為離散形式：

(5)

令

則

(6)

從式(1)-(6)可以看出，基于壓汞試驗的孔結(jié)構(gòu)分形維數(shù)計算可以轉(zhuǎn)化為關(guān)于孔隙體積、孔徑及進(jìn)汞壓力值的對數(shù)函數(shù)的斜率問題加以研究。

從圖11-14可知，4種計算分形維數(shù)的數(shù)學(xué)模型獲得的孔結(jié)構(gòu)散點數(shù)據(jù)在整個壓汞測試的孔徑范圍內(nèi)均有較高的線性關(guān)系(相關(guān)系數(shù)的平方r2均大于0.9)，這意味著地聚物孔結(jié)構(gòu)的分形特征非常重要，且具有統(tǒng)一的分形維數(shù)。顯然，基于熱力學(xué)關(guān)系的分形模型更能反映整個孔徑測定范圍內(nèi)的孔徑分布情況，其相關(guān)系數(shù)r2在0.99以上，而空間填充模型的離散性相對最大。

由表5可見，4種模型獲得的結(jié)論基本一致，即FA-G的分形維數(shù)要小于50%FS-G的分形維數(shù)。但是，F(xiàn)A-G和50%FS-G的孔結(jié)構(gòu)在基于熱力學(xué)關(guān)系的分形模型中的分形維數(shù)分別為2.99和2.85，而在其他模型中的計算值均在3.0～4.0之間，從拓?fù)鋵W(xué)和分形理論的基本概念來看，試件的分形維數(shù)大于2.0，說明砂漿的孔隙分布形態(tài)不規(guī)則且復(fù)雜，不能采用歐式幾何學(xué)去描述，分形維數(shù)越大，孔隙越復(fù)雜?？紤]到一般水泥基材料的孔結(jié)構(gòu)分形維數(shù)在2.0～3.0之間，可以認(rèn)為基于熱力學(xué)關(guān)系的分形模型符合較好?；跓崃W(xué)關(guān)系可得，20℃固化情況下，F(xiàn)A-G和50%FS-G的分形維數(shù)分別是2.57和2.51。

圖11 海綿模型下的散點圖

圖12 空間填充模型的散點圖

圖13 孔軸線分形模型的散點圖

圖 14 基于熱力學(xué)關(guān)系的分形模型散點圖

Fig.14 Fractal model of fractal model based on thermodynamic relationship

綜上可知，摻入礦渣粉可以改善粉煤灰地聚物的孔結(jié)構(gòu)，而提升固化溫度導(dǎo)致地聚物的孔隙結(jié)構(gòu)變得復(fù)雜。

表5 試件孔結(jié)構(gòu)分形維數(shù)結(jié)果匯總

Table 5 Summary of fractal dimension results of specimen pore structure

編號 海綿模型 空間填充模型 孔軸線模型 熱力學(xué)關(guān)系模型分形維數(shù)r2分形維數(shù)r 2分形維數(shù)r 2分形維數(shù)r2FA-G(80℃)3.570.9513.510.9073.750.9722.990.99050%FS-G(80℃)3.330.9603.430.9343.430.9132.850.994

4 結(jié)論

基于礦渣粉改性粉煤灰基地聚物砂漿的力學(xué)性能、微觀形貌及孔結(jié)構(gòu)的試驗研究，可得到如下結(jié)論：

(1)粉煤灰地聚物在室溫(20 ℃)條件下固化所得的早期抗壓強(qiáng)度和抗彎強(qiáng)度都很小，摻入礦渣粉或高溫固化都可以改善粉煤灰地聚物的力學(xué)性能，且當(dāng)粉煤灰和礦渣粉的組分為1：1時，地聚物的抗壓強(qiáng)度最高。而高溫環(huán)境下，地聚物砂漿的強(qiáng)度隨著礦渣粉摻量的增大而增加。

(2)當(dāng)不摻礦渣粉時，試樣的凝結(jié)時間超過8 h，隨著礦渣粉摻量的增加，試樣的凝結(jié)時間逐漸縮短。當(dāng)不摻礦渣粉時，地聚物的流動度為232 mm，隨著礦渣粉摻量的增加，地聚物的流動度逐漸降低。

(3)同樣的固化溫度下，50%FS-G的孔隙率要小于FA-G。高溫固化可以降低50%FS-G和FA-G的孔隙率。室溫(20 ℃)下，F(xiàn)A-G中幾乎沒有膠凝孔隙。高溫固化時，F(xiàn)A-G以毛細(xì)孔隙體積比最大，50%FS-G以膠凝孔隙和過渡孔隙的數(shù)量居多。

(4)從地聚物的微觀形貌可見，摻入礦渣粉后地聚物變得更加致密。膠凝物質(zhì)的增加及微觀結(jié)構(gòu)的致密性是改性地聚物強(qiáng)度增加的內(nèi)在原因。

(5)基于熱力學(xué)關(guān)系的分形模型更能反映整個孔徑測定范圍內(nèi)的孔徑分布情況，其相關(guān)系數(shù)r2在0.99以上，而空間填充模型的離散性相對最大。4種模型獲得的結(jié)論基本一致，即FA-G的分形維數(shù)要小于50%FS-G的分形維數(shù)。但是，F(xiàn)A-G和50%FS-G的孔結(jié)構(gòu)在基于熱力學(xué)關(guān)系的分形模型中的分形維數(shù)分別為2.99和2.85，而在其他模型中的計算值均在3.0～4.0之間。

(6)地聚物砂漿孔結(jié)構(gòu)的分形維數(shù)大于2.0，說明砂漿的孔隙分布形態(tài)不規(guī)則且復(fù)雜，無法用歐式幾何加以描述，并且在粉煤灰地聚物中摻入礦渣粉可以改善砂漿的孔結(jié)構(gòu)，而提升固化溫度可以讓地聚物砂漿的孔隙結(jié)構(gòu)變得復(fù)雜。