2026

Рис. 4.14. Зависимость предельной растяжимости (1)

и упругой характеристики (2) от плотности зерен керамзита

4.7. Деформативность и прочность термолита из опоки

В многочисленных исследованиях по пористым заполнителям из обожженных кремнистых пород и бетонам на их основе, анализ которых дан в работах [18, 19], показано, что на основе термолитовых заполнителей могут быть получены легкие бетоны прочностью от 10 до 50 МПа. Техническая и экономическая эффективность этих бетонов, закладываемая на стадии проектирования их составов, обусловлена, прежде всего, оптимальным соответствием свойств заполнителя и цементного раствора проектируемой марки бетона. При этом, как известно, одной из важнейших характеристик, определяющей указанную эффективность бетона, является характеристика упругих свойств крупного заполнителя.

В опубликованных работах по пористым заполнителям из обожженных кремнистых пород практически отсутствуют сведения об их упругих свойствах. В этой связи при исследовании термолитового заполнителя из опоки Кижеватовского месторождения (вблизи г. Пензы) значительное внимание было уделено изучению деформационных свойств опочной породы и термолита на ее основе [20].

Опока этого месторождения характеризовалась пятнистой окраской от светло-серой до темной с бурыми включениями лимонита. Порода плотная с раковистым изломом, слабопористая. Под микроскопом представлена желтоватой массой (85 %), состоящей из зерен и спикул губок, замещенных опалом и кристобалитом, сцементированных глинистыми частицами. Показатель преломления основной массы Nср =1,530. На термограмме

опоки фиксируется четыре эндотермических (140, 540, 580 и 890 С) эф191

фекта, отражающих соответственно дегидратацию опала и гидрослюд, выделение конституционной воды и начало разрушения структуры гидрослюдистых минералов и монтмориллонита, полиморфное превращение кварца, разрушение структуры гидрослюд и монтмориллонита. Результаты ДТА подтверждаются данными рентгенофазового анализа и электронномикроскопическими наблюдениями. Химический состав опоки приведен в табл. 4.7.

Таблица 4.7

Для изучения структурно-фазовых превращений опоки в процессе ее нагревания применяли комплексный метод исследования, включающий определение фазового состава, проведение дилатометрического и рентгенофазового анализа, электронномикроскопических наблюдений, а также петрографических исследований в отраженном, поляризованном и люминисцентном свете. Опыты показали, что в процессе нагревания происходило смешанное твердожидкостное спекание опоки. Спекание сопровождалось кристаллизацией аморфной SiO2 в кристобалит и оплавлением кристаллических новообразований (гематита), обеспечивающих формирование прочной структуры твердой фазы заполнителя.

Для определения важнейших физико-механических свойств опоки и термолита из породы были изготовлены с помощью алмазного диска образцы-призмы правильной геометрической формы в количестве 100 штук. Высота образцов была в пределах от 15 до 30 мм, а сечение от

8 8 до 16 16 мм.

Обжиг образцов проводили при температуре 1190, 1200, 1240, 1250 и 1270 С. Время обжига 7...8 мин. Термоподготовка при температуре 300700 С в течение 15...30 мин. Остывание образцов после обжига как в естественных лабораторных условиях, так и в остывающей от 300 С муфельной печи. Около 30 образцов, обожженных при температуре 1240 С, остывали непосредственно в выключенной печи обжига.

Независимо от режима термообработки возникающие термические напряжения в материале приводили к возникновению в образцах более крупного сечения одной или нескольких поверхностных трещин, видимых невооруженным глазом и ориентированных, как правило, перпендикулярно продольной оси образца. В более мелких образцах трещины обжига заметны лишь под микроскопом. В целом, термическая обработка не вызывала изменения геометрии и состояния поверхности образцов, полученных после их выпиливания из породы, и они были пригодны под наклейку тензодатчиков. Деформационные свойства термолита и опоки определяли тензометрическим методом с помощью прибора АИД-1М. При

192

этом при наклейке тензорезисторов их базу располагали вне пределов видимых невооруженным глазом поверхностных трещин. Для замера продольных деформаций были использованы тензодатчики с базой 10 мм. Физико-механические свойства породы определяли на образцах, предварительно высушенных при 105 С.

В табл. 4.8 приведены основные свойства необожженной и обожженной опоки Кижеватовского месторождения, определенные в соответствии с ГОСТ 9758-77. Значения доверительных оценок важнейших свойств определены с надежностью 0,95. При этом следует отметить, что прочностные и деформационные свойства термолита вычислены как средние по результатам испытания 30 образцов. Для определения других свойств опоки и термолита использовались данные результатов испытаний 10 образцов.

Из данных табл.4.8 видно, что объемная плотность термолита несколько ниже, чем у породы. Лишь на незначительной части образцов, характеризовавшихся объемной огневой усадкой в пределах 9...13 %, наблюдали увеличение объемной плотности. Использование корреляционного анализа при изучении зависимости между величинами объемной огневой усадки и объемной плотности опоки показало отсутствие линейной зависимости между этими величинами, так как коэффициент корреляции был равен 0,04. В то же время между объемной огневой усадкой и температурой обжига усматривается линейная корреляционная зависимость. При этом следует отметить, что коэффициент корреляции этой зависимости оказался отрицательным и был равен 0,65. Отсюда следует, что обжиг опоки в интервале температур от 1190 до 1270 С сопровождался уменьшением объемной огневой усадки с увеличением температуры.

193

Из рассмотрения прочности на сжатие следует, что в результате обжига прочность материала не претерпевала принципиальных изменений. Однако, дисперсия прочности термолита несколько возрастала. Коэффициент размягчения опоки был равен 0,63, а за 48 часов водопоглощения – 0,49.

Коэффициент размягчения термолита составил 0,8. Изучение морозостойкости термолита показало, что он не выдерживал 15 циклов замораживания и оттаивания. Что касается деформационных свойств, то, как видно из данных табл. 4.8, обжиг опоки приводит к существенному, примерно в два раза, уменьшению значения начального модуля упругости термолита. Предельная сжимаемость при уровне загружения, равном 0,9, составляла 4,434 и 6,593 мм/м соответственно для опоки и термолита. Значения предельной сжимаемости термолита значительно превосходят сжимаемость зерен керамзита [13]. Определение упругой характеристики термолита при осевом сжатии, вычисляемой из отношения модуля упругости к пределу прочности, показало, что она примерно в 5-6 раз меньше упругой характеристики зерен керамзита с объемной плотностью, равной 1,0.

Рис. 4.15. Характер изменения модуля деформаций термолита (а) и опоки (б) с ростом уровня напряжений:

а) 1 – к = 1,3 г/см3; 2 – к = 1,42 г/см3; 3 – к = 1,43 г/см3; 4 – к = 1,48 г/см3; 5 – к = 1,53 г/см3;

б) 1 – к = 1,48 г/см3; 2 – к = 1,49 г/см3; 3 – к = 1,56 г/см3; 4 – к = 1,58 г/см3; 5 – к = 1,68 г/см3

На графиках рис. 4.15 показан характер изменения модуля деформаций заполнителя на кривой его нагружения. Из графиков отчетливо видно, что

194

с повышением уровня загружения кривая образцов из опоки характеризовалась выпуклостью к оси напряжения, а для образцов термолита, – наоборот, выпуклостью к оси деформации. Выпуклость кривых нагружения к оси деформаций характерна и для керамзитового заполнителя [13]. Анализ графиков рис. 4.15 показывает, что с ростом уровня напряжения происходит не только повышение значений модуля деформации термолита, но и улучшение показателя однородности модуля для данной выборочной совокупности образцов. Вычисление коэффициента вариации показало, что однородность значений модуля деформации при уровне нагружения 0,9 R была примерно на 27 % лучше, чем у начального модуля упругости. Отмеченный характер изменения однородности модуля деформации термолитового заполнителя в линейном напряженном состоянии, вероятно, будет иметь место и для заполнителя в объемном напряженном состоянии в бетоне, что окажет позитивное влияние на однородность поля напряжений в структуре термолитобетона.

Таким образом, структурно-фазовые превращения, происходящие в опоке при ее обжиге, сопровождаются не только уменьшением значений модуля упругости, но и принципиальным изменением характера диаграмм сжатия пористого заполнителя.

Сравнивая термолитовый заполнитель с керамзитовым, можно говорить о значительном преимуществе термолитового заполнителя по прочности. Что же касается упругих свойств, то объективное суждение можно будет составить по результатам испытания термолито- и керамзитобетона. Полученные в опытах результаты позволяют судить о деформационных характеристиках термолита и производить его сравнение с другими искусственными крупными пористыми заполнителями по показателю модуля упругости – одной из важнейших структурных характеристик заполнителей конструкционного назначения, а также позволяет более обоснованно подходить к проектированию состава бетона на основе термолита.

4.8. Механические свойства природных заполнителей

Совокупных сведений о динамическом модуле упругости, коэффициенте внутреннего трения и параметрах разрушения заполнителей из горных пород в специальной литературе практически нет. Нами проведены обширные исследования в этом направлении [21…23].

В соответствии с подходом механики разрушения композитных материалов реальная прочность материала связывается с его энергией разрушения, модулем упругости и размером дефекта структуры, обусловливающим начало разрушения. При этом предсказано теоретически и показано экспериментально влияние дисперсной фазы на три указанных выше фактора, от которых зависит прочность [24].

195

Важнейшим параметром механического поведения структуры материалов конструкционного назначения является трещиностойкость (вязкость разрушения), характеризующая способность материала тормозить развитие дефектов структуры и предопределяющая способность материала как противостоять хрупкому разрушению, так и сопротивляться развитию постепенного разрушения в течение заданного времени [25…27].

В этой связи оценка параметров механического поведения горных пород, используемых в качестве заполнителей (дисперсной фазы) для бетонов, влияющих на фактор реальной прочности цементного композита, представляет не только теоретический интерес, но и большую практическую важность, так как в задаче выбора заполнителей, особенно для бетонов нового поколения, эти вопросы весьма слабо освещены в специальной литературе.

Для исследования были изготовлены опытные образцы следующих размеров: 24 60 300 мм из гранита; 23 43 340 мм из известняка; 20 50 300 мм из мрамора; 40 40 200 мм из туфа. Из каждого материала было изготовлено по 15 образцов-близнецов.

На каждом образце последовательно определяли: динамический модуль упругости Eд и коэффициент внутреннего трения KВТ с помощью

прибора ИКВТ-2; предельную деформативность c и n растянутой зоны

образца при изгибе с помощью тензодатчиков базой 30 мм и измерителя деформаций АИД-1М; условный критический коэффициент интенсивности

напряжений Kc* при неравновесных механических испытаниях на изгиб

образцов типа I по методике линейной механики разрушения с использованием разрывной машины типа F-1000; акустическую эмиссию образцов на кривой нагружения с помощью специального акустикоэмиссионного устройства [29] в полосе частотного диапазона 50…150 кГц; энергию разрушения G ; предел прочности на растяжение при изгибе Rри .

Подготовку образцов и их испытание для оценки перечисленных характеристик проводили в соответствии с методическими рекомендациями по измерению коэффициента внутреннего трения и динамического модуля упругости с помощью прибора типа ИКВТ-2 [28] и ГОСТ 29167. Нагружение образцов производили ступенями в 0,1 ожидаемой прочности на растяжение при изгибе, на каждой ступени нагружения образцы выдерживали в течение 1…1,5 минут для записи показаний приборов или до полного прекращения акустического излучения. Скорость движения подвижного захвата во всех опытах была одинаковой и составляла 166·10-7 м/с. С целью получения хорошего акустического контакта преобразователь АЭ прижимался с постоянным усилием к торцовой поверхности образца-призмы через тонкий слой петролатумной смазки. В данной работе в качестве информативных параметров АЭ при изучении трещиностойкости горных пород приняты: суммарная энергия

196

импульсов АЭ на диаграмме нагружения опытных образцов и дифференциальное приращение энергии импульсов АЭ на этапах нагружения. Метод

АЭ является наиболее надежным методом определения нагрузки Fc* , соот-

ветствующей динамическому началу движения магистральной трещины при неравновесных механических испытаниях, которая используется для оценки силового критерия вязкости разрушения – критического коэф-

фициента интенсивности напряжений – Kc* .

Воснову методики оценки силовых и энергетических критериев разрушения положены рекомендации ГОСТ 29167 с использованием метода акустической эмиссии (АЭ) для оценки самого процесса разрушения опытных образцов в реальном масштабе времени.

Втабл. 4.9 приведены средние арифметические значения структурномеханических параметров горных пород, полученные в процессе исследования.

Таблица 4.9 Параметры конструкционной прочности горных пород

197

Силовую характеристику трещиностойкости для образцов типа I при трехточечном изгибе, Rри , вычисляли по формуле

где Fc* – максимальная (разрушающая) нагрузка, Н; L – расстояние между опорами, м; t и b – ширина и высота сечения, м; ab – относительная

длина надреза.

Динамический модуль упругости, Eд , определяли по формуле [28]:

где l, b, a – соответственно, длина, высота, ширина образца, см; P – масса образца, г; f – резонансная частота колебаний изгиба, Гц; T – коэффи-

циент, учитывающий размер образца (T =1,07…1,2); 0,965·10-6 – коэффициент, учитывающий основной вид колебаний образца и размерность выбранных единиц измерения.

Коэффициент внутреннего трения определяли по формуле [28]:

где f – ширина резонансной характеристики образца на уровне половины

максимальной амплитуды изгибных колебаний по обе стороны от резонанса.

Условный критический коэффициент интенсивности напряжений, Kc* , определяли по зависимости [30]:

между опорами, равное 3,8b; b – высота образца; t – ширина образца; a0 – глубина надреза;

ab0 .

Энергетические характеристики трещиностойкости G , Дж/м2, определяли по формуле G AS , где A – полная работа разрушения, Дж; S –

площадь разрушения, м2. В свою очередь, A Fc* c n , где c и n –

198

соответственно, деформативность растянутой зоны c и предельная деформативность n .

Суммарную энергию акустической эмиссии ЭАЭ как критерий трещиностойкости образцов, В2·см-2, определяли по [28] путем отношения зафиксированной акустико-эмиссионным устройством энергии АЭ, ЭАЭ, В2, при нагружении образца до деформации c и n к поверхности его

разрушения, S , см2.

Коэффициент изменчивости Rри находился в пределах от 3,5 % – у гранита до 5,2 % – у туфа; Eд – от 7 % у мрамора до 15,4 % у туфа; Kc* – от 5,7 % у мрамора до 7,8 % у туфа; а коэффициент изменчивости KВТ со-

ставлял 11,8 % у известняка, 15,6 % у гранита, 16,6 % у мрамора и 26,0 % у туфа. То есть наиболее изменчивым свойством обладал KВТ , харак-

теризующий кристаллохимическое качество микроструктуры материала. Анализируя экспериментальные результаты, приведенные в табл. 4.9,

следует отметить, что наибольшие значения динамического модуля упругости показали образцы из мрамора. Образцы из мрамора показали и

мерой внутреннего трения реальных материалов, то он оказался самым высоким у образцов из гранита, а самым низким – из мрамора. Это значит, что гранит обладает лучшей способностью необратимо превращать в теплоту механическую энергию, сообщенную ему в процессе деформирования. Другими словами, доля плотности энергии микропластических деформаций в зоне образующейся новой поверхности в общей эффективной поверхностной энергии материала на порядок выше у образцов гранита, чем у образцов сравниваемых пород.

Образцы известняка показали наибольшую растяжимость и достаточно плавный характер кривой деформирования. Образцы же гранита, мрамора и туфа показали предельную растяжимость при изгибе в два раза меньше, чем у известняка. При этом кривые деформирования образцов гранита, мрамора и туфа отличаются более крутым изломом кривых в сторону оси напряжений перед разрушением образцов.

На рис. 4.16−4.19 представлены амплитудно-энергетическое распределение суммарной энергии импульсов АЭ и дифференциальное приращение энергии импульсов АЭ на этапах нагружения опытных образцов. Из анализа суммарной энергии импульсов АЭ и дифференциального приращения энергии импульсов АЭ на диаграммах нагружения следует отметить, что излучение акустических волн напряжений, вызванное внутренней динамической перестройкой структуры материала под воздействием механической нагрузки для рассматриваемых в исследовании горных пород, имеет существенное как качественное, так и количественное различие.

199

Рис. 4.16. Зависимость энергии акустической эмиссии ЭАЭ (1)

и дифференциального приращения энергии акустической эмиссии ЭАЭ (2) гранита от интенсивности нагружения образцов типа I по ГОСТ 29167 при трёхточечном изгибе

Рис. 4.17. Зависимость энергии акустической эмиссии ЭАЭ (1)

и дифференциального приращения энергии акустической эмиссии ЭАЭ (2) мрамора от интенсивности нагружения образцов типа I по ГОСТ 29167 при трёхточечном изгибе

200