极低水胶比下微珠-超细矿粉体系水化放热特性研究_王军.pdf

Industrial Construction Vol.53，No.2，2023工业建筑2023 年第 53 卷第 2 期183极低水胶比下微珠超细矿粉体系水化放热特性研究王军刘晓峰陈镇衫余辉廖树基(明阳智慧能源集团股份公司，广东中山528437)摘要:采用等温量热仪研究了 0.16 水胶比下粉煤灰微珠、超细矿粉单掺与复掺时的水化放热特性，探讨了其对净浆强度的影响，并提出了 2 种低热胶凝体系。研究表明:微珠与超细矿粉双掺总量为 50%65%时 56 d 抗压强度仍可达 157.3176.5 MPa，且不低于纯水泥强度;微珠较超细矿粉具有更突出的削峰与降热能力，两者双掺可进一步整体降低诱导前期、加速期的放热速率和总水化热，第二放热峰峰值最低可达纯水泥的 48.0%。当微珠掺量超过 35%时，超细粉体产生叠加效应使 8.9 h 前加速期的放热速率高于纯水泥，X射线衍射与热重分析显示叠加效应并未加速早期钙矾石的形成，但一定程度促进了 3 d 后火山灰活性的提前激发，生成更多的低碱性水化硅酸钙和斜方钙沸石;运用所提出的低热胶凝体系配制出 56 d 抗压强度 150160 MPa 的无纤维超高性能混凝土，其绝热温升 T 为 37.441.2、最低水泥用量 35%，为 150 MPa 以上低热超高性能混凝土的配制提供参考。关键词:水化放热;粉煤灰微珠;超细矿粉;超高性能混凝土DOI:10.13204/jgyjzG22081709*中山市重大科技专项项目(20220506)。第一作者:王军，男，1986 年出生，硕士，高级工程师。电子信箱:wangjun21 mywindcomcn收稿日期:20220817esearch on Hydration Exothermic Characteristics of Micro Beads andSuperfine Slag Powder System at Very Low WaterBinder atioWANG JunLIU XiaofengCHEN ZhenshanYU HuiLIAO Shuji(Mingyang Smart Energy Group Co，Ltd，Zhongshan 528437，China)Abstract:The hydration exothermic characteristics of fly ash micro beads and superfine slag powder when they aremixed alone or in combination at a water-binder ratio of 0.16 were studied by isothermal calorimeter The influence onthe compressive strength of paste were discussed，and two low-heat cementitious systems were proposed The resultsshowed that the 56 d compressive strength could still reach 157.3-176.5 MPa when the total dosage of micro beadsand super slag powder was 50%-65%，which was not lower than that of pure cement system;compared with superfineslag powder，micro beads had more prominent peak shaving and heat reduction capacity When the two were mixedtogether，the exothermic rate and total hydration heat in the early induction period and acceleration period could befurther reduced as a whole The second exothermic peak could be as low as 48.0%of the straight cement When thecontent of micro beads was more than 35%，the superposed effect of superfine powder made the exothermic rate in theacceleration period before 8.9 h higher than that of straight cement The X-ray diffraction and thermogravimetryanalysis showed that the superposed effect did not accelerate the formation of early ettringite，but it promoted the earlyactivation of pozzolanic activity to a certain extent after 3 days，and generated more low alkaline hydrated calciumsilicate and gismondine;the fiber-free ultra-high performance concrete with 56 d compressive strength of 150-160MPa was prepared by using the proposed low-heat cementitious system Their adiabatic temperature rise T was 37.4-41.2，and the minimum cement dosage was 35%，which could provide a reference for the preparation of low-heatultra-high performance concrete above 150 MPaKeywords:hydration exothermic;fly ash micro beads;superfine slag powder;ultra-high performance concrete超高性能混凝土(UHPC)作为一种新型的水泥基纤维增强复合材料，因其超高力学性能、耐久性能，被逐步应用于桥梁、特殊建筑、预制构件中1。为实现超高性能，配合比中通常会掺入较多超细粉184工业建筑2023 年第 53 卷第 2 期体并基于经典的紧密堆积模型进行设计和调整24，其胶凝材料总量高达 8001 300 kg/m3，且水泥用量普遍高达 60%以上1，5，导致 UHPC 的水化放热速率、水化温升和自收缩均明显高于高强混凝土。实体结构中温度应力还与收缩、外约束叠加，虽然加入大量钢纤维(体积掺量 1%3.5%)1 来改善材料抗拉性能，但整体具有较高的早期开裂风险。因此 UHPC 胶凝体系的水化放热特性研究具有重要意义。有关掺合料的水化放热特性，主要集中在低水胶比下的硅灰、普通粉煤灰、普通矿粉等。文献 69研究了 0.290.35 水胶比下硅灰、/粉煤灰、S95 矿粉的水化放热特性，结果表明:硅灰会增大胶凝材料的水化速率、水化热且明显增大自缩和干缩，粉煤灰明显降低水化速率、水化热、自缩和干缩，S95 级矿粉能明显降低水化速率和水化热。卫煜等研究表明，水胶比 0.17 时，25%掺量内的超细复合掺合料(钢渣、矿渣和粉煤灰粉磨而成，平均粒径 3.64 m)的浆体水化速率和累积放热量总体低于单掺硅灰、纯水泥浆体10。可见，对极低水胶比下除硅灰外的其它超细粉体的水化放热特性研究较少。通过研究 0.16 水胶比下水泥超细矿粉、水泥粉煤灰微珠、水泥超细矿粉粉煤灰微珠 3 种胶凝体系的水化放热特性，探讨超细矿粉、粉煤灰微珠及两者双掺时对胶凝体系净浆强度、水化放热历程和绝热温升的影响，以探索可用于配制 UHPC 的低热胶凝体系，为低热 UHPC 配制提供参考。1原材料与试验方法1.1原材料试验用原材料为:海螺 P 52.5 水泥(C)、粉煤灰微珠(WZ，简 称 微 珠，下 同)、超 细 矿 粉(USL)。水泥与超细粉体的主要物理性能与化学组成分别见表 1 和表 2。其粒径分布见表 3。其中水泥、超细矿粉的比表面积采用勃氏法测得，微珠比表面积采用马尔文帕纳科 Mastersizer 3000 激光粒度仪以湿法方式经强力超声分散测得，其值供参考。表 1水泥与超细粉体的主要物理性能Table 1Main physical properties of cement and superfine powder品种比表面积/(m2 kg1)需水量比/%水化热/(J g1)抗压强度/MPa抗压强度比/%1 d3 d7 d7 d28 d56 d7 d28 d56 dP 52.5 水泥36510022133237845.459.664.6100.0100.0100.0粉煤灰微珠2 4468837.462.674.785.6103.1115.6超细矿粉90610651.175.767.3112.6127.0104.2抗压强度比所用水泥为海螺 P 52.5表 2水泥与超细粉体的化学组成Table 2Chemical compositions of cement andsuperfine powder%品种CaOSiO2Al2O3Fe2O3MgOSO3水泥61.5319.885.293.852.682.38粉煤灰微珠7.9958.3120.535.640.740.14超细矿粉39.6233.6216.330.366.102.07表 3水泥与超细粉体的粒径分布Table 3Particle size distribution of cement andsuperfine powderm名称D10D25D50D75D90P 52.5 水泥1.264.1712.3015.5034.40粉煤灰微珠0.481.171.7910.6021.60超细矿粉0.841.743.546.159.121.2配合比胶凝体系净浆试验水胶比为 0.16，其配合比见表 4。超细粉体单掺时，粉煤灰微珠、超细矿粉的掺量均分别为 20%、30%、40%;双掺时，微珠与超细矿粉的总掺量为 50%65%。以上掺量均为胶凝材料总量的质量比，所有试验体系均经充分搅拌至流动度(22020)mm，通过无缓凝组分的聚羧酸减水剂进行调整，以减小因浆体流动度不同产生的凝结时间差异对水化放热的影响。表 4胶凝体系配合比Table 4Mix proportions of cementitious systems%代号CUSLWZ减水剂掺量C1002.5080C20USL80202.2070C30USL70302.0060C40USL60401.8080C20WZ80201.2070C30WZ70301.1060C40WZ60400.9050C20USL30WZ5020300.8040C20USL40WZ4020400.4735C30USL35WZ3530350.601.3成型与养护净浆强度试验的搅拌采用行星式净浆搅拌机进行，程序如下:1)加入全部质量的减水剂与水和 1/2极低水胶比下微珠超细矿粉体系水化放热特性研究 王军，等185总质量的胶凝材料并慢速搅拌 2 min;2)加入余下总质量 1/2 的胶凝材料慢速搅拌 2 min;3)加入余下的胶凝材料并慢速搅拌 2 min，最后快速搅拌 3 min。对于较黏的胶凝体系，在最后一次粉料加入后适当延长慢搅时间，至出浆后快搅 3 min;4)注模成型，试件尺寸为 40 mm40 mm40 mm;5)(202)环境下静置 24 h 后脱模，标准养护至规定龄期进行抗压强度测试。1.4试验方法净浆试件的抗压强度测试采用 600 kN 万能试验机进行，试件尺寸为 40 mm40 mm160 mm;混凝土抗压强度测试采用 3 000 kN 电液伺服试验机进行，试件尺寸为 100 mm100 mm100 mm，结果乘以 0.95。以上养护条件均为标准养护。胶凝体系的水化放热测试采用 TAM AI 等温量热仪进行，测试时间为复合浆体拌和完成后的 072 h，试验环境温度为(202)。采用 PANalytical X Pert Pro MPD 衍射仪对硬化浆体进行 XD 分析，扫描范围为 5 70;采用NETZSCH STA499F5 同步热分析仪进行 TGDTG分析，测试温度范围为 25 950、升温速率为10 /min。所有规定龄期的硬化浆体试样均经中止水化后研磨、过筛后封存测试。绝热温升试验采用天津港源热物理性能测定仪进行，试验箱体带 80 mm 聚氨酯发泡保温层密封，混凝土拌和物体积 4550 L，温度校准曲线实时显示，箱体内外跟踪精度0.05，无热源 50 L 水72 h 跟踪精度0.05，电脑实时控制采集数据。混凝土初始温度为 2025。2结果与讨论2.1胶凝体系净浆抗压强度水泥石基体强度是 UHPC 具备超高力学性能的必要条件之一，图 1 显示了各二元胶凝体系的净浆抗压强度发展规律。由图可知:粉煤灰微珠、超细矿粉单掺时均存在最优掺量且分别为 30%、20%，其标准养护28 d、56 d 的强度分别达到 164.3，172.8MPa 和 200.5，215.8 MPa。随着微珠掺量的增加，CWZ体系强度先增大后减小，各掺量下均大幅提高了水泥石的强度，且 2856 d 强度增幅随掺量的增加而增大并高达 1521 MPa，甚至当掺量至 40%时 56 d 强度仍达 176 MPa;而在 CUSL 体系中，超细矿粉对应掺量下的强度却逐步降低，28 56 d增幅仅36 MPa，且当掺量30%时，低于纯水泥体系强度。可见，相同掺量下，微珠体系的各龄期强度均高于超细矿粉体系，虽然微珠 28 d 活性明显低于超细矿粉，但其更小粒径和良好的形貌具有更突出的孔隙填充效应，有利于提升浆体的密实度，同时其微细颗粒更有利于作为成核质点促进水泥水化产物的生成与富集，再者其火山灰活性可持续至 56 d(表1)，这有利于更多的二次反应水化产物生成。从对水泥石的强度影响上看，单掺时微珠掺量可提高至30%40%、超细矿粉掺量不宜超过 20%。CUSL28d、CUSL56d 分别表示单掺 USL 时试件28 d、56 d 的抗压强度，其他同;CWZ28d、CWZ56d 分别表示单掺 WZ 时试件 28 d、56 d 的抗压强度，其他同。图 1微珠、超细矿粉单掺时净浆强度对比Fig1Comparisons of paste strength for cement mixed with WZ or USL基于单掺时的强度试验结果，优选了 3 种CWZUSL 体系测试强度，结果如图 2 所示。可知，3 种复合胶凝体系的 56 d 抗压强度仍可达157.3176.5 MPa，水泥石基体仍具有足够高的强度，28 d 至 56 d 强度增幅降低至 1013 MPa。50C20USL30WZ 体系的强度最优。图 2CUSLWZ 体系净浆强度对比Fig2Comparisons of paste strength for CUSLWZ system2.2水泥超细矿粉二元胶凝体系水化放热特性超细矿粉单掺时的水化放热历程和水化热见图3。水泥 50 h 内的水化过程可分为诱导前期、诱导期、加速期和减速期7 4 个阶段。水泥在加水后的015 min 内出现第 1 个放热峰主要是由钙矾石的生成及胶凝材料的润湿热造成的7。从图 3a、b 中可看到，相比纯水泥体系，超细矿粉的加入使得诱导186工业建筑2023 年第 53 卷第 2 期前期、诱导期和加速期的放热速率整体降低，整体提高减速期后期的放热速率。随着超细矿粉掺量的增加，诱导前期整体推迟，诱导期的放热速率逐渐升高，但诱导期时间仅 20%掺量时小幅延长(30%、40%时与纯水泥相当);在加速期阶段，放热速率逐渐增加且达第 2 放热峰的时间逐渐提前，即掺量的增加反而导致凝结时间小幅缩短，这与低水胶比下凝结时间随普通矿粉掺量的增加而延长的特征不一致1112;在减速期后期阶段，放热速率呈逐渐减小趋势。图 3c 显示，超细矿粉的增加，并没有完全降低纯水泥体系的总水化热，仅 20%掺量时表现出降低。综合来看，二元胶凝体系中超细矿粉的较优掺量为 20%。a放热速率;b05 h 放热速率;c放热量。C;80C20USL;70C30USL;60C40USL。图 3C 与 CUSL 体系的水化放热情况Fig3Hydration heat release rates of C and CUSL systems通常认为，水泥水化的各阶段是溶解反应扩散的综合过程8，13。从表 3 中可知:超细矿粉的中位径约水泥的 1/3.5 且比表面积约为水泥的 1.7倍，浆体中的自由水和水泥水化产生的 Ca2+、OH易被超细矿粉颗粒及其团聚体吸附，使得 Ca2+、OH向水泥粒子及其团聚体中扩散和迁移的能力降低，因此 CUSL 体系中的诱导前期时间随超细矿粉掺量的增加而延长。但进入诱导期阶段时，虽然这种吸附倾向使得水泥颗粒表面的离子浓度达饱和时间推迟，但被超细矿粉粒子吸附的 Ca2+、OH逐渐激发高活性超细矿粉参与水化反应，且这种激发表现可能随超细矿粉掺量的增加逐渐明显，并加速了水泥粒子的水化，这可能是导致 30%、40%掺量时的诱导期时间并未延长的原因。随着反应的进行，水泥粒子表面形成的水化产物因渗透压达到临界值而发生破裂，水泥的水化进入加速期7。此阶段具有更大比表面积的超细矿粉粒子可能起到了成核中心作用，使加速期的水化速率随掺量的增加而增大;同时高活性的超细矿粉粒子与液相中的 Ca2+、OH逐步反应生成水化硅酸钙凝胶，所释放的热量也会增加此阶段的水化放热速率1415。因而 30%、40%掺量时的放热速率高于20%，很可能是以上原因主导所致。另一方面，超细矿粉的加入使体系中水泥粒子数量减少，二元体系的整体水化速率较纯水泥体系降低。进入减速期后水化速率主要由化学控制和扩散控制决定8。因加速期的水化速率整体低于纯水泥，水化产物层也整体较纯水泥薄，离子扩展迁移能力相对更容易，使得减速期后期各二元体系表现出较水泥体系更高的放热速率。随着体系中活性点数量的降低，此阶段的这种特性随超细矿粉掺量的增加呈降低趋势。2.3水泥微珠二元胶凝体系水化放热特性粉煤灰微珠单掺时的水化放热历程和水化热见图 4 所示，其规律与单掺超细矿粉时明显不同。具体来看，随着微珠掺量的增加，诱导前期放热速率逐渐降低，且明显推迟诱导前期、诱导期;加速期的放热速率逐渐降低且对水泥水化放热的削峰效应逐渐增大，除 20%掺量外，其余各掺量下达第二放热峰时间与均较超细矿粉延迟 0.4 h;减速期后期放热速率呈增加趋势(30%、40%掺量相当)。由表 3 可知，微珠粒径较水泥、超细矿粉更小(中位径约为水泥的 1/7)。虽然微珠的比表面积更大且对液相中 Ca2+、OH吸附能力更强，但其早期活性远低于超细矿粉(表 1)，使得液相中离子浓度达过饱和时间推迟，导致诱导期的放热速率降低且时间均延长;由于微珠本质上是粉煤灰，化学组成上CaO 含量很低，进入加速期后水化速率却并未因掺量的增加而明显降低，这可能是微珠的粒径优势为水化产物的聚集提供更多的质点加速水化所致，并使 12 h 前的水化热随掺量的增加而略有提升。综合来看，微珠的总放热速率和水化热均随掺量的增加而降低，当掺量大于 30%时，水化放热调控上较超细矿粉具有更好的削峰、降热和减速作用。极低水胶比下微珠超细矿粉体系水化放热特性研究 王军，等187a放热速率;b05 h 放热速率;c放热量。C;80C20USL;70C30USL;60C40USL。图 4C 与 CWZ 体系的水化放热情况Fig4Hydration heat release rates of C and CWZ systems2.4水泥超细矿粉微珠三元体系水化放热特性超细矿粉微珠双掺时的水化放热历程和水化热如图 5 所示。相比上述二元体系，两者双掺能进一步整体降低水泥诱导前期与加速期的放热速率、整体提升减速期后期放热速率和降低总水化热。由于高活性超细粉体的叠加影响，复合体系在水化加速期的放热表现复杂得多。具体来看，诱导前期时间较纯水泥体系整体延a放热速率;b06 h 放热速率;c放热量。C;80C20USL;70C30USL;60C40USL。图 5C 与 CUSLWZ 体系的水化放热情况Fig5Hydration heat release rates of C and CUSLWZ systems长，诱导期时间呈缩短趋势且反应速率随微珠掺量的增加而增大;当三元体系中微珠掺量达到 40%时，甚至较纯水泥体系提前进入加速期，且在加速期前期(8.9 h 前)放热速率最高，随后 8.913 h 期间放热速率随超细粉体总掺量的增加而明显降低。结合图 3、4 中 8.9 h 前超细矿粉、微珠对水化放热的影响特征，说明超细粉体对复合体系的早期水化产生了叠加效应，且微珠掺量越高，叠加效应越明显，使得 10 h 前的水化热均高于纯水泥体系;由于复合体系中水泥粒子数量本身较少，微珠的早期活性较低，加速期前期反应形成的逐渐变厚的产物层使得8.9 h 后的叠加效应开始减弱，叠加效应的影响导致各三元体系达第 2 个放热峰时间较纯水泥体系并未明显延长(40C20USL40WZ 出现小幅缩短);水化减速期后期阶段，微珠活性逐渐被激发，液相中离子浓度的扩散与迁移较纯水泥体系相对容易，此阶段的水化速率较纯水泥体系整体提升。由于水泥被取代，总水化热随超细粉体掺量的增加而降低。削峰表现上 35C 30USL 35WZ40C20USL40WZ50C20USL30WZ，他们的第 2个放热峰峰值分别为水泥体系的 48.1%、48.2%和62.9%。综合来看，35C30USL35WZ 体系的水化放热调控能力更优。需注意的是，极低水胶比下上述三元体系对达第 2 个放热峰的时间调控不明显，宜采用缓凝剂进一步延缓整个水化历程，对混凝土的收缩控制更有利。2.5水泥超细矿粉微珠三元胶凝体系绝热温升应用上述水泥超细矿粉微珠三元胶凝体系中 50C20USL30WZ、35C30USL35WZ 配制无纤维 UHPC(W/B=0.16，粗骨料粒径为 516 mm)，并测试其绝热温升，同时与水泥超细矿粉硅灰体系(CUSLSF，W/B=0.18，粗骨料粒径 510 mm)配制的无纤维 UHPC 进行对比。配合比见表 5，绝热温升曲线如图 6 所示。188工业建筑2023 年第 53 卷第 2 期表 5无纤维 UHPC 配合比Table 5UHPC mix proportions without fibers编号胶凝体系浆 粗骨体积比扩展度/mm抗压强度/MPa28 d56 dU150C-20USL-30WZ11.34720148.4161.0U235C-30USL-35WZ11.31750136.0151.2U3C-USL-SF11.23650137.5148.3试件尺寸立方体 100mm、结果乘以 0.95，养护条件为标准养护。图 6无纤维 UHPC 绝热温升对比Fig6Adiabatic temperature rise of UHPC without fiber从图 6 中可见，采用水泥超细矿粉粉煤灰微珠三元胶凝体系配制的无纤维 UHPC 绝热温升为37.441.2，且 35C30USL35WZ 胶凝体系较50C20USL30WZ 约低 4，相较于水泥超细矿粉硅灰体系(图 6 中 U3)，最高温升降低 13.3，且 24 h 前的水化速率明显放缓。绝热温升调控上，粉煤灰微珠发挥了重要作用。在抗压强度方面，56 d标养强度达到 151161 MPa(35%超低水泥量下也能达到 151 MPa)。根据工程应用经验，即使在20 下采用 C60 混凝土浇筑较大体积结构，实体最高温度普遍高于 60。因此，上述试验表明，2.4节中提出的 2 个胶凝体系均为低热体系，实现了150160 MPa 无纤维 UHPC 的低热化。2.6化学结合水分析采用化学结合水法16 测试了纯水泥体系与低热胶凝体系的 12 h、3 d 与 56 d 龄期的结合水变化，试样初始烘干至恒重温度为(652)，灼烧至恒重温度为 1 000，计算结果取 2 次试验的平均值，见表 6。结合水的含量反映出水化产物量的变化，3 d龄期前各体系的净浆抗压强度随结合水含量的减小而降低，而 56 d 时结合水含量与抗压强度不完全呈对应关系，这表明 3 d 后随着低热胶凝体系的水化，超细粉体的二次反应改变了水化产物的类型或组成，从而影响了水泥石强度。表 6各龄期化学结合水含量Table 6Chemical bound water content at each age胶凝体系编号抗压强度/MPa各龄期结合水含量/%12 h3 d56 d12 h3 d56 d188.7114.6162.29.3812.2614.70253.897.4176.58.4711.7414.62343.488.8157.37.8011.1013.7113 分别为 C、50C20USL30WZ、35C30USL35WZ 体系。2.7低热胶凝体系 XD 与 TG-DTG 分析图 7 显示了纯水泥与 50C20USL30WZ、35C30USL35WZ 胶凝体系的 12 h、3 d 与 56 d 的 XD分析图谱。主要水化产物为 AFt、AFm、CH、CSH和斜方钙沸石，以及未水化的 C3S、C2S、CaCO3。经12 h 水化后，各体系均出现明显的 Ca(OH)2特征峰(17.9、34.0)和 AFt 相(12.1、22.9)，且 12 h 的AFt 特征峰强度随各体系水泥用量的减少而降低，而 AFm 相(9.0、18.9)仅在各龄期纯水泥体系和3 d 后的低热体系中少量出现。对比各体系的 Ca(OH)2特征峰(图 8)，3 d 龄期时 Ca(OH)2含量均较 12 h 时降低，但至 56 d 时，低热胶凝体系中 Ca(OH)2均被进一步消耗(50C20USL30WZ 体系的消耗量更大)，而纯水泥体系中 Ca(OH)2含量却出现增长。说明 3 d 龄期后，大量超细粉体粒子的火山灰效应被激发参与二次反应，促使具有更高强度和更优稳定性的低碱性水化硅酸钙形成17，水泥石强度得到提升。结合图 5aa12 h;b3 d;c56 d。图 7纯水泥与低热胶凝体系 XD 图谱Fig7XD patterns of straight cement and low-heat cementitious systems极低水胶比下微珠超细矿粉体系水化放热特性研究 王军，等189a胶凝体系 1;b胶凝体系 2;c胶凝体系 3。图 8各胶凝体系 CH 特性峰对比Fig8Comparisons of Ca(OH)2characteristic peaksbetween different cementitious systems中 12 h 前的水化放热特征可知，超细粉体在 8.9 h 前产生的叠加效应虽未加速整体的水化速率(相比纯水泥体系)，但早期钙矾石的生成量降低减小了离子向未水化的水泥粒子表面包覆层内迁移的阻力，这种叠加效应似乎对超细粉体火山灰活性的提前发挥起到了一定的促进作用，进而促进体系的水化。图 7b、7c 中可看到 3 d 龄期后各体系的水化产物中均有斜方钙沸石(CaAl2Si2O88H2O、特征峰26.6)生成，且低热胶凝体系中的含量更高(50C20USL30WZ 体系最高)，表明超细粉体的加入能促进斜方钙沸石的形成，这可能是超细粉体二次反应作用的结果。图 9 为各胶凝体系 56 d 的 TGDTG 图谱，微分热重谱上可看到 4 个吸热峰:P1 主要为 AFt 脱水和CSH 吸附水脱水(110120)、P2 主要为 AFm脱水(160)、P3 主要为 CH 脱水(450)、P4 主要为 CaCO3脱水(710730)，结合热重分析可知各吸热峰对应的主要产物含量(表 7)。图 9纯水泥与低热胶凝体系热重分析(TGDTG)曲线对比Fig9Comparisons of TGDTG patterns between straightcement systems and low-heat cementitious systems可见，AFt 含量大体相当，AFm 含量较纯水泥表 7热重分析数据对比Table 7Comparisons of TG analysis data%胶凝体系编号各吸热峰质量损失P1P2P3P4总水份损失总质量损失16.941.671.932.8615.0817.9427.002.230.941.3714.5815.9536.641.730.861.3213.2614.58略有提升，而 CH 含量明显较纯水泥低，这正是超细粉体二次反应的结果，与 XD 分析结论一致。在总热重损失上，纯水泥体系的水化产物量更多，但其水泥石抗压强度却较低，这可从两方面进行解释:1)微珠(D502 m)突出的微集料密实填充效应能明显提升浆体密实度;2)超细粉体二次反应生成的低碱性水化硅酸钙较高碱性具有更高强度、更小的尺寸、更多的晶粒接触点和更少的缺陷17，从而使得低热胶凝体系的水泥石强度整体提高。另外，XD分析中并未见 CaCO3参与反应形成的相关产物特征峰出现，DTG 图谱中 CaCO3含量的变化为胶凝体系中水泥百分含量的不同所致。值得注意的是，热重分析中包含吸附水，而化学结合水测试时需尽可能排除吸附水对结果的影响(65 的初始恒重过程)，整体来看，P1P3 峰的脱水总失重量与化学结合水测试结果基本一致。3结束语1)0.16 水胶比下，粉煤灰微珠、超细矿粉两者双掺总量为 50%65%时，56 d 水泥石强度仍可达157.3176.5 MPa，可为 UHPC 配制提供较高的基体强度。2)微珠较超细矿粉具有更突出的削峰与降热能力，更能延迟加速期和降低加速期放热速率。水化放热表现上微珠掺量宜大于 30%，而超细矿粉的较优掺量为 20%。3)超细矿粉微珠复合体系进一步整体降低诱导前期与加速期的放热速率、整体提升减速期后期放热速率和降低总水化热。削峰表现上，第 2 个放热峰峰值最低可达纯水泥体系的 48.0%。当微珠掺量超过 35%时，超细粉体系叠加效应使得 8.9 h前加速期的放热速率高于纯水泥体系。4)复合体系中活性点数量减少，使得 12 h 的钙矾石量降低，叠加效应一定程度促进了 3 d 后火山灰活性的激发，生成更多的低碱性水化硅酸钙和斜方钙沸石，使水泥石强度得到改善。有关复合体系对水泥水化程度、系统水化程度的影响以及促进斜方钙沸石的生成机理，还需更深入的研究。(下转第 150 页)150工业建筑2023 年第 53 卷第 2 期作用系数，通过对有限元软件求解的支承梁临界弯矩进行数值分析，提出 的表达式并导出临界弯矩计算式，将本文临界弯矩计算值和现有方法计算值分别与有限元解对比，得出以下结论:1)支承钢梁发生弯扭失稳时两两支承点之间的梁段同时失稳。纯弯工况下支承钢梁各梁段之间无相关作用，可直接取任意梁段为简支梁进行临界弯矩计算;非纯弯工况下支承钢梁各梁段之间存在相关作用。2)端弯矩作用下支承钢梁最大弯矩所在梁段的端弯矩比例系数呈线性变化的趋势，且其端弯矩比例系数的范围为 0n1，以该梁段为计算梁段可简化计算。3)对于端弯矩比例系数为 且布置 n 个侧向支承的支承钢梁，当 n=1 且0.81.0 或 n2 且0.41.0 时可得到较为精确的系数 C1的数值或相关作用系数 的表达式，采用 C1或 计算支承钢梁的临界弯矩均具有较高的精度。当 n=1 且1.00.8 或 n2 且1.00.4 时，临界弯矩的数值与平均值差异较大，难以给出较为精确的 C1数值或 的表达式，故无法保证 Mcr的计算精度。4)GB 500172017 中的 b系数和 GB 500182002 中的 C1系数，在纯弯工况下具有较高的精度，而非纯弯工况时则存在偏不安全或偏过于安全的情况。参考文献 1刘占科，支圆圆，文天星，等 复合荷载作用下钢梁弯扭屈曲的临界弯矩:()理论研究J 建筑结构学报，2020，41(8):154164 2毛荷月，童根树 风吸力下跨中设置一根拉条的连续两跨 C 形檩条的弯扭屈曲J 工业建筑，2017，47(2):151157，4 3过轶青，张文福 简支钢梁在跨中隅撑作用下受力性能研究J 工业建筑，2019，49(2):124130，134 4Nethercot D A，Trahair N S Lateral buckling approximations forelastic beamsJ The Structural Engineer，1976，54(6):197204 5陈绍蕃 有约束梁的整体稳定J 钢结构，2008，23(8):2025 6中华人民共和国住房和城乡建设部 钢结构设计标准:GB500172017S 北京:中国建筑工业出版社，2018 7魏世杰 工字形钢梁整体稳定性实用验算公式J 大连理工大学学报，1981，21(增刊 2):113121 8中华人民共和国建设部 冷弯薄壁型钢结构技术规范:GB500182002S 北京:中国计划出版社，2002 9方山峰 梁柱弹性弯扭屈曲的临界弯矩J 武汉水利电力学院学报，1985(3):2025 10 方山峰 冷弯薄壁型钢梁的整体稳定计算 J 工业建筑，1986，16(4):4145(上接第 189 页)5)应用提出的低热胶凝体系成功配制出抗压强度 150 MPa 以上的无纤维 UHPC，其绝热温升 T为 37.441.2，实现了 150160 MPaUHPC 的低热化。参考文献 1王德辉，史才军，吴林妹超高性能混凝土在中国的研究和应用J硅酸盐通报，2016，35(1):141149 2黄政宇，阳东翱超高性能混凝土基体的组成与微结构关系研究J硅酸盐通报，2017，36(12):41044111 3温得成，魏定邦，吴来帝，等基于 MAA 模型 UHPC 基体配合比设计和特性分析J/OL 建筑材料学报，1112022-05-24http:/h-sknscnkinetforestvpn358com/kcms/detail/31.1764TU20210713.1701.002html 4王哲，肖勋光，水中和，等基于最紧密堆积理论合理选择 UHPC的减水剂掺量 J 硅酸盐通报，2019，38(5):15031509 5欧阳雪，史才军，史金华，等超高性能混凝土受压力学性能及其弹性模量预测J 硅酸盐学报，2021，49(2):296304 6韩建国，阎培渝低水胶比条件下含硅灰或/和粉煤灰的胶凝材料的水化放热特性 J铁道科学与工程学报，2006，3(1):7074 7崔强，王栋民，阎培渝胶凝材料组成对高强混凝土早期温升的影响J混凝土，2014(3):13 8李炳昊，陈超，秦节发，等水泥硅灰体系水化和收缩特性研究 J 四川建材，2019，45(12):2931 9张涛，朱成水泥硅灰/粉煤灰体系强度、收缩性能与微观结构研究J硅酸盐通报，2022，41(3):903912 10 卫煜，陈平，明阳，等超细高活性矿物掺合料对 UHPC 水化和收缩性能的影响J 硅酸盐通报，2022，41(2):461468 11 张国栋，吕兴栋，杨凤利，等粉煤灰/矿粉水泥胶凝体系的水化放热性能 J济南大学学报(自然科学版)，2014，28(5):386390 12 李虹燕，丁铸，邢锋，等粉煤灰、矿渣对水泥水化热的影响J