再生微粉對干混砂漿性能的影響研究

高 敏，郭啟龍，杜 磊，華 亮，劉榮浩，王春雅，馬稚童

(1.西北民族大學土木工程學院，蘭州 730124；2.甘肅省新型建材與建筑節(jié)能重點實驗室，蘭州 730124)

0 引 言

改革開放以來，我國經濟建設快速發(fā)展，城鎮(zhèn)化率日益提高，伴隨著老城改造與新城建設，產生了大量建筑垃圾，傳統(tǒng)的處理方法不僅占用了大量的土地，而且對環(huán)境也造成了很大損害[1-3]。為應對這一問題，國內外研究人員開展了對建筑垃圾再生利用的研究，一方面是針對再生骨料的研究，已有較為成熟的理論基礎，相關的標準、規(guī)范也已出臺；另一方面是針對再生微粉的研究，相關研究尚處于起步階段，其基本性能與應用的研究還不夠系統(tǒng)[4]。目前，再生微粉的研究方向主要是作為輔助性膠凝材料取代水泥，但再生微粉本身活性低，作為輔助性膠凝材料使用時，取代率較低。為提高其利用率，必須對再生微粉進行活性激發(fā)。激活手段主要有物理激發(fā)和化學激發(fā)，物理激發(fā)包括機械研磨、熱激發(fā)，化學激發(fā)包括堿激發(fā)等[5]。

近幾年，眾多學者研究了再生微粉的性能及其應用。Kim等[6]研究發(fā)現(xiàn)，與水泥相比，廢混凝土粉末的SiO2含量較高，顆粒呈棱角狀，表面多孔，是一種非反應性粉末。樊耀虎等[7]利用再生微粉取代水泥制作膠砂試件，試驗表明，試件強度隨再生微粉取代率的提高呈先增后減的趨勢，取代率為10%(質量分數(shù))時，強度最高。Yu等[8]用再生微粉取代水泥制備超高性能混凝土，結果表明，再生微粉具有稀釋、加速效應，可加速超高性能混凝土的早期水化，對早期強度有利。余小小等[9]利用機械研磨對再生微粉進行處理，結果表明，氣流粉碎機粉磨后的再生微粉的粒徑分布范圍窄，粒形規(guī)整，填充效果好，活性高。徐如林[10]研究了化學激發(fā)和物理激發(fā)對微粉的活性影響，結果表明，堿激發(fā)手段中，水玻璃激發(fā)效果最佳，且每一種激發(fā)劑均存在最佳摻量。對于機械研磨激發(fā)，隨著研磨時間的延長，微粉的活性指數(shù)增大，研磨40 min以上時，微粉的活性指數(shù)增長趨勢變緩。呂雪源等[11]研究了再生微粉的處理方法和摻量對膠砂抗壓強度的影響，結果表明，當微粉摻量不超過30%(質量分數(shù))時，其作用效果與II級粉煤灰基本相同，經煅燒處理后，微粉活性明顯提高，在600 ℃達到最高。於林鋒[12]發(fā)現(xiàn)再生微粉用作水泥混凝土摻合料時，可同時產生火山灰活性效應和微集料填充效應，但填充效應較弱，火山灰活性效應起到主導作用。Cyr等[13]發(fā)現(xiàn)礦物摻合料在砂漿或混凝土中主要發(fā)揮稀釋效應、非均勻成核效應和火山灰活性效應。

此外，依據顆粒緊密堆積理論，將不同細度的細粉顆粒進行合理摻配，使亞微觀范圍內的膠凝材料顆粒形成緊密堆積的填充效果，能夠有效降低水泥凝膠體的孔隙率，改善孔結構，對水泥基復合材料的抗?jié)B、抗凍、抗氯離子侵蝕等耐久性能具有明顯改善作用[14]。

綜上所述，再生微粉活性激發(fā)與應用研究已有一定的理論基礎。本文將在此基礎上，采用機械研磨的激活方式，系統(tǒng)研究再生微粉細度、摻量和復摻比(質量比)對砂漿稠度、抗壓強度、抗折強度和顯微結構的影響，促進再生微粉在干混砂漿中的應用。

1 實 驗

1.1 原材料

水泥：采用蘭州甘草環(huán)保建材有限公司生產的32.5R粉煤灰早強硅酸鹽水泥，其基本性能指標見表1。

表1 水泥的物理化學性能Table 1 Physical and chemical properties of cement

細骨料：采用榆中縣夏官營鎮(zhèn)當?shù)氐暮由?，其物理性能如?所示。

表2 砂的基本物理性能Table 2 Basic physical properties of sand

再生微粉：試驗所用再生微粉為實驗室廢棄混凝土試塊破碎篩分得到的粒徑小于0.075 mm的粉體[15]。采用輕型罐磨球磨機對篩分收集的粉體進行研磨，研磨時間分別為0 h、10 h、20 h、30 h、40 h，最終得到不同細度的再生微粉。圖1～圖3分別為不同球磨時間的再生微粉XRD譜、掃描電鏡照片和粒徑分布圖片。

圖1 不同研磨時間的再生微粉XRD譜Fig.1 XRD patterns of regenerated micropowderat different milling time

圖1為不同研磨時間的再生微粉XRD譜。從圖中可以看出，再生微粉的主要礦物組分為碳酸鈣(CaCO3)、二氧化硅(SiO2)以及少量的鈣長石(CaAl2Si2O8)、硬硅鈣石(Ca6Si6O17(OH)2)、硅酸二鈣(C2S)和氫氧化鈣(Ca(OH)2)。隨著研磨不斷進行，顆粒粒徑逐漸減小，被包裹的礦物組分被檢測出來。

圖2為不同研磨時間的再生微粉SEM照片。通過比較再生微粉研磨0 h、10 h、20 h、30 h、40 h后的SEM照片可以發(fā)現(xiàn)，未經機械研磨的再生微粉(見圖2(a))顆粒形貌極不規(guī)則，棱角較多，顆粒尺寸大小不一，級配較差；而隨著研磨時間的增加，如圖2(b)、(c)所示，再生微粉中的大顆粒明顯減少，粉體粒徑明顯減小，顆粒形狀變得更加規(guī)整，顆粒內部連通孔隙也隨著顆粒形狀的改變而顯著減少，再生微粉顆粒級配得到明顯改善。細顆粒的增加增大了再生微粉的總比表面積，顆粒級配的改善則對再生微粉發(fā)揮填充效應有明顯幫助。隨著球磨時間進一步增加，如圖2(d)、(e)所示，再生微粉出現(xiàn)了明顯的團聚現(xiàn)象。

圖2 不同研磨時間的再生微粉SEM照片F(xiàn)ig.2 SEM images of regenerated micropowder at different milling time

圖3為不同研磨時間的再生微粉粒徑分布。通過對比分析再生微粉研磨0 h、10 h、20 h、30 h、40 h后的粒徑分布圖可以發(fā)現(xiàn)：未經機械研磨的再生微粉，粒徑在10 μm以下的粉體含量僅占約27%，粒徑在10～100 μm的粉體占比達73%左右，粉體以粗顆粒為主，粉體平均粒徑為30.93 μm；隨著研磨時間的增加，粒徑在10 μm以下的粉體含量在不斷增加，研磨時間為20 h時，粒徑在10 μm以下的粉體含量高達83%，粉體以細顆粒為主，粉體的平均粒徑減至5.99 μm；隨著研磨時間的進一步增加，即當再生微粉研磨至30 h和40 h時，粒徑在10 μm以下的粉體含量均出現(xiàn)明顯下降，降幅約為20%，粉體出現(xiàn)一定程度的團聚，粉體平均粒徑增至12 μm左右。由此可知，機械研磨可顯著減小再生微粉的細度，改善再生微粉粒徑分布，但隨著研磨時間增長，體系內出現(xiàn)團聚現(xiàn)象，再生微粉細度的減小幅度變得緩慢，甚至出現(xiàn)細度增大現(xiàn)象。再生微粉的粒徑分布結果與SEM照片顯示的微觀形貌結果基本一致。

表3 不同研磨時間的再生微粉粒徑分布Table 3 Particle size distribution of regenerated micropowder at different grinding time

1.2 試驗方法

本試驗按照GB/T 25181—2019《預拌砂漿》、JGJ/T 70—2009《建筑砂漿基本性能試驗方法標準》和GB/T 17671—1999《水泥膠砂強度檢驗方法(ISO法)》等相關規(guī)范進行試塊制作和性能測試。

1.3 試驗儀器

使用咸陽金宏通用機械有限公司生產的QQM輕型球磨機對再生微粉進行物理研磨；用X射線物相分析儀(D/MAX-HI型，日本理學(RIGAKU)公司)分析再生微粉的礦物組成；利用掃描電子顯微鏡(S-3400N，日本Hitachi公司)分析再生微粉和硬化砂漿的微觀形貌；采用水泥壓力試驗機和水泥電動抗折機對砂漿試樣的力學性能進行檢測。

1.4 試驗方案設計

根據不同變量共設計3組試驗方案。第1組：再生微粉摻量為20%(質量分數(shù))，再生微粉分別研磨0 h、10 h、20 h、30 h、40 h；第2組：再生微粉研磨時間為20 h，再生微粉分別取代水泥質量的0%、5%、10%、15%、20%、25%、30%。第3組：再生微粉摻量為20%，研磨20 h的再生微粉與研磨0 h的再生微粉復摻，復摻比即二者質量比(m20∶m0)分別為0 ∶10、2 ∶8、4 ∶6、6 ∶4、8 ∶2、10 ∶0。砂漿配合比依據JGJ/T 98—2010《砌筑砂漿配合比設計規(guī)程》計算。

2 結果與討論

2.1 再生微粉細度對砂漿性能的影響

圖3為不同研磨時間的再生微粉干混砂漿稠度折線圖。從圖中可以看出：隨著研磨時間的增加，砂漿稠度整體呈下降趨勢；研磨時間從20 h增至30 h時，砂漿稠度出現(xiàn)短暫上升；研磨時間為40 h時，稠度降至最低。這是因為隨著研磨時間從0 h增至20 h，再生微粉細度逐漸減小，比表面積逐漸增大，再生微粉的吸水率隨著比表面積的增大而提高，導致砂漿稠度降低；當研磨時間從20 h增至30 h時，再生微粉出現(xiàn)團聚現(xiàn)象，再生微粉細度反而出現(xiàn)一定幅度的增大，因此比表面積減小，吸水率減小，稠度出現(xiàn)增大現(xiàn)象；當研磨時間為40 h時，團聚現(xiàn)象明顯，粉體內部有大量連通孔隙，吸水率較大，雖然團聚導致再生微粉細度增大，但增大作用不明顯，因此砂漿稠度又出現(xiàn)下降趨勢。

圖3 不同研磨時間的再生微粉砂漿稠度折線圖Fig.3 Line chart of consistency of regenerated micropowdermortar at different milling time

圖4為不同研磨時間的再生微粉干混砂漿3 d、7 d和28 d立方體抗壓強度折線圖。從圖中可以看出：當研磨時間為10 h時，砂漿試塊3 d和7 d的抗壓強度較研磨0 h時有所增加，分別增加了19.2%和4.1%；研磨時間超過10 h時，砂漿試塊3 d和7 d的抗壓強度則呈下降趨勢；研磨時間從0 h增至40 h時，砂漿試塊28 d立方體抗壓強度整體呈增長趨勢。這是因為在機械研磨的作用下，再生微粉的顆粒形貌得以改善，級配得以優(yōu)化，比表面積顯著增大，火山灰活性也得到一定程度的激發(fā)。水化早期，由于再生微粉吸水率較高，抑制了部分水泥的水化，但在一定的研磨時間下，再生微粉物理填充效應和火山灰活性效應所發(fā)揮的作用彌補了部分未水化水泥帶來的強度缺失；隨著研磨時間的增加，再生微粉比表面積增大，吸水率也進一步提高，再生微粉填充效應和火山灰活性效應無法彌補這部分未水化水泥帶來的強度缺失，故在漿體水化早期，出現(xiàn)了強度先增加后減小現(xiàn)象。水化后期，隨著水泥水化不斷進行，強度變化趨勢主要取決于再生微粉的活性指數(shù)，隨著研磨時間的增加，再生微粉比表面積增大，活性指數(shù)也隨之增加，因此28 d抗壓強度呈增長趨勢。

圖5為不同研磨時間的再生微粉干混砂漿3 d、7 d和28 d抗折強度折線圖。從圖中可以看出:隨著再生微粉研磨時間的增加，試塊3 d抗折強度在0 h至30 h內呈先增后減趨勢，30 h至40 h內呈微增趨勢，其抗折強度均大于未研磨再生微粉試塊的抗折強度，其中研磨時間為10 h和20 h時，試塊抗折強度較高，與未研磨的再生微粉砂漿試塊的抗折強度相比，其強度增加了16.7%；試塊7 d抗折強度在0 h至30 h時呈下降趨勢，30 h時抗折強度最低，較未研磨再生微粉試塊的抗折強度下降了21.4%，在40 h時稍有回升，但整體沒有太大的浮動；與試塊早期抗折強度相比，砂漿試塊28 d抗折強度整體呈上升趨勢，研磨時間為30 h時，抗折強度達到了最大值，為3.9 MPa，較未研磨再生微粉試塊增加了12.8%。這是因為隨著研磨時間的增加，再生微粉的細度、顆粒形貌以及火山灰活性均得到提高，但在再生微粉-水泥漿體的整個水化周期內，不同研磨時間下再生微粉的物理填充效應和火山灰活性效應在不同水化周期所發(fā)揮的作用不同，因此，3 d、7 d和28 d抗折強度無明顯規(guī)律。

圖4 不同研磨時間的再生微粉砂漿立方體抗壓強度折線圖Fig.4 Line chart of cubic compressive strength of regeneratedmicropowder mortar with different milling time

圖5 不同研磨時間的再生微粉砂漿抗折強度折線圖Fig.5 Line chart of flexural strength of regeneratedmicropowder mortar with different milling time

2.2 再生微粉含量對砂漿性能的影響

圖6為研磨20 h的再生微粉干混砂漿稠度折線圖。從圖中可以看出，隨著再生微粉摻量增加，砂漿稠度整體呈下降趨勢，當摻量為30%時，稠度達到了最小值，為55 mm，相較于未摻再生微粉的砂漿稠度值下降21 mm，降幅達27.6%。這是因為再生微粉細度比水泥要小，隨著再生微粉摻量的增加，吸水率逐漸增加，因此砂漿稠度呈下降趨勢。

圖6 研磨20 h的再生微粉干混砂漿稠度折線圖Fig.6 Line chart of consistency of regenerated micropowderdry mixed mortar after milling for 20 h

圖7為研磨20 h的再生微粉干混砂漿3 d、7 d和28 d立方體抗壓強度折線圖。從圖中可以看出，隨著再生微粉摻量增加，3 d、7 d和28 d抗壓強度整體呈先增加后減小的趨勢，當摻量為10%時，其7 d、28 d抗壓強度最大，其中28 d抗壓強度達到了31.9 MPa，當摻量為5%時，其3 d抗壓強度最大。這是因為當再生微粉取代10%的水泥時，再生微粉的微集料填充效應和火山灰活性效應所發(fā)揮的作用已經彌補甚至超過被取代水泥所發(fā)揮的作用，且隨著水化反應的不斷進行，再生微粉的兩種效應不斷發(fā)揮作用。然而，隨著再生微粉摻量不斷增加，再生微粉的物理填充效應和火山灰活性效應所發(fā)揮的作用無法彌補被取代水泥造成的強度缺失，因此，其抗壓強度出現(xiàn)下降趨勢。

圖7 研磨20 h的再生微粉干混砂漿立方體抗壓強度折線圖Fig.7 Line chart of cubic compressive strength of regeneratedmicropowder dry mixed mortar after milling for 20 h

圖8為研磨20 h的再生微粉干混砂漿3 d、7 d和28 d抗折強度折線圖。從圖中可以看出，隨著再生微粉摻量的增加，3 d、7 d和28 d抗折強度均呈先增加后減小的趨勢，當再生微粉含量為5%時，其抗折強度最大。這是因為再生微粉取代水泥參與水化反應的過程中，主要發(fā)揮微集料填充效應和火山灰活性效應。干混砂漿的強度主要來源于水泥的水化產物，在一定的取代率下，再生微粉的兩種效應可有效彌補被取代水泥所導致的強度缺失，但隨著取代率的提高，再生微粉的微集料填充效應和火山灰活性效應產生的作用有限，無法彌補被取代水泥導致的強度缺失。故干混砂漿3 d、7 d和28 d齡期的試塊抗折強度出現(xiàn)先增后減的現(xiàn)象。

圖8 研磨20 h的再生微粉干混砂漿抗折強度折線圖Fig.8 Line chart of flexural strength of regenerated micropowderdry mixed mortar after milling for 20 h

2.3 再生微粉復摻比對砂漿性能的影響

圖9為不同復摻比的再生微粉干混砂漿稠度折線圖。從圖中可以看出，隨著再生微粉復摻比的增大，即機械研磨20 h再生微粉增加，砂漿稠度整體呈下降趨勢。當復摻比從4 ∶6增加至6 ∶4時，干混砂漿稠度出現(xiàn)增加趨勢。這是因為隨著研磨20 h再生微粉占比的增大，粉體中微細顆粒含量增多，粉體總比表面積增大，吸水率升高，砂漿稠度也隨之下降；微細粉體的增多在一定程度上改善了膠凝體系的粒徑分布，粒徑分布更均勻，粉體顆粒級配更優(yōu)，填充效果更佳，起到減水效果，稠度出現(xiàn)小幅上升。

圖9 不同復摻比的再生微粉干混砂漿稠度折線圖Fig.9 Line chart of consistency of regenerated micropowderdry mixed mortar with different compounding ratios

圖10為不同復摻比的再生微粉干混砂漿3 d、7 d和28 d立方體抗壓強度折線圖。從圖中可以看出：隨著再生微粉復摻比的增大，3 d齡期的干混砂漿抗壓強度整體呈下降趨勢，復摻比為6 ∶4時，砂漿試塊抗壓強度最小，為11.7 MPa，較復摻比為0 ∶10的砂漿試塊抗壓強度下降了25.8%；7 d齡期的干混砂漿試塊，復摻比為2 ∶8時，抗壓強度最小，為18.4 MPa，復摻比為4 ∶6時，抗壓強度最大，為20.7 MPa，較前者提升12.5%；28 d齡期的干混砂漿試塊，其抗壓強度呈先增后減趨勢，當復摻比為6 ∶4時，其抗壓強度最大，為27.1 MPa，較復摻比為0 ∶10的干混砂漿試塊抗壓強度提升16.8%。這是因為隨著研磨20 h再生微粉的增加，粉體比表面積增大，吸水率升高，導致部分水泥在水化早期未充分水化。同時，研磨20 h再生微粉占比的增大改善了膠凝體系的粒徑分布，粒徑分布更加均勻，優(yōu)化了顆粒級配，填充效果更好。在水化后期，隨著粉體顆粒級配的改變，復摻粉體的微集料填充效應得到有效發(fā)揮，粉體相互填充，起到一定程度的減水作用，水泥也得到充分水化，故砂漿試塊28 d抗壓強度有明顯變化規(guī)律。

圖10 不同復摻比的再生微粉干混砂漿立方體抗壓強度折線圖Fig.10 Line chart of cubic compressive strength ofregenerated micropowder dry mixed mortarwith different compounding ratios

圖11為不同復摻比的再生微粉干混砂漿3 d、7 d和28 d抗折強度折線圖。從圖中可以看出，隨著復摻比的增大，砂漿試塊 3 d抗折強度總體呈增長趨勢，復摻比為8 ∶2時，砂漿試塊的抗折強度最大，為1.9 MPa；7 d時，抗折強度呈先減后增趨勢，復摻比為8 ∶2時，砂漿試塊的抗折強度最大，為2.9 MPa，較抗折強度最小值高0.3 MPa；28 d時，砂漿試塊的抗折強度呈先增大后減小的趨勢，復摻比為4 ∶6時，砂漿試塊抗折強度最大，為4.2 MPa，復摻比為0 ∶10時，砂漿試塊抗折強度最小，為3.4 MPa。這是因為隨著20 h再生微粉粉體占比的增大，整個膠凝體系的微細粉體增多，粒徑分布更加均勻，粉體顆粒級配得到優(yōu)化，微粉的微集料填充效應得到充分發(fā)揮，整個體系更接近最緊密堆積。在水化反應初期，微粉的填充效應作用顯著，故砂漿試塊3 d、7 d的抗折強度呈增長趨勢；在水化反應后期，漿體水化反應逐漸減弱，試塊強度不斷累積，在最優(yōu)的顆粒級配區(qū)會出現(xiàn)最大的抗折強度。

圖11 不同復摻比的再生微粉干混砂漿抗折強度折線圖Fig.11 Line chart of flexural strength of regeneratedmicropowder dry mixed mortar withdifferent compounding ratios

2.4 硬化試塊的顯微結構

圖12為不同齡期的硬化試塊SEM照片。為分析養(yǎng)護齡期對再生微粉干混砂漿試塊強度的影響，選取再生微粉研磨時間為20 h，摻量為10%的試塊進行顯微觀察。圖12(a)、(b)、(c)為試塊14 d的斷面SEM照片，從圖中可以看出，養(yǎng)護14 d的試塊內部存在很多孔隙和裂縫，以及針棒狀鈣礬石，水化未完全進行，因此，砂漿的強度較低。圖12(d)、(e)為養(yǎng)護28 d的試塊斷面SEM照片,從圖中可以看出，孔隙和裂紋顯著減少，未觀察到棒狀的水化產物，水化較為充分。再生微粉微集料填充效應和火山灰活性效應充分發(fā)揮作用，試塊結構致密，因此強度提高。

3 結 論

(1)隨著再生微粉的研磨時間、摻量和復摻比的增長，砂漿的稠度均整體呈下降趨勢。

(2)隨著再生微粉研磨時間的增加，砂漿的28 d抗壓強度和28 d抗折強度整體呈增加趨勢。當研磨時間為40 h時，砂漿的抗壓強度最大；當研磨時間為30 h時，砂漿的抗折強度最大；物理研磨可改善再生微粉的顆粒形貌，降低微粉細度，增大其活性。

(3)隨著再生微粉摻量的提高，砂漿的抗壓強度和抗折強度呈先增后減的趨勢。摻量為10%時，砂漿7 d和28 d抗壓強度最大；摻量為5%時，砂漿3 d抗壓、抗折強度最大，7 d和28 d抗折強度最大。

(4)隨著再生微粉復摻比的增大，砂漿28 d抗壓強度和抗折強度呈先增后減趨勢。當復摻比為6 ∶4時，砂漿28 d抗壓強度最大；當再生微粉復摻比為4 ∶6時，砂漿28 d抗折強度最大。