振搗作用下新拌混凝土流變性和氣泡結構研究

金 陽,潘俊錚,仲 亮,韓詠書,周光照,高小建

(1.中國建筑第七工程局有限公司,鄭州 450004;2.哈爾濱工業大學土木工程學院,哈爾濱 150090)

0 引 言

(1)

Herschel-Bulkley模型是描述非牛頓流體中出現剪切稀化和剪切稠化最常用的流變模型[6],如式(2)所示。

(2)

式中:m表示黏度系數,n表示剪切指數。

Tattersall等[4]發明兩點測試法,標志著流變學原理正式應用于混凝土材料。自20世紀70年代以來,旋轉流變儀逐漸發展為水泥基材料流變性測試的主要工具,包括平行板類、同軸圓筒類和葉片類等流變儀,如BTRHEOM、BML和ICA流變儀等[7]。然而,新拌混凝土的流變性在受振狀態下與靜態下不同,且在不同的振動形式下也存在差異[8]。國內外許多學者采用旋轉流變儀將樣品容器固定在振動臺上的方式測量了表面振動下新拌砂漿或混凝土的流變性[9-12],但在振搗作用下,旋轉流變儀并不適用。

基于斯托克斯定律的落球法是最基本的液體黏度測量方法[13]。由于水泥基材料不透明,無法直接觀測球體的沉降速度,因此目前已有相關研究的難點為如何改進測試方法獲得球體的沉降速度。Petrou等[14]利用同位素標記法追蹤了振搗作用下新拌砂漿中不同密度的球體的沉降過程;Koch等[15]采用玻璃微珠和硅油制成與砂漿流變性相近的透明流體,研究了振搗作用下流變性、氣泡和球體顆粒的運動規律;Pichler等[16]改進了斯托克斯型黏度計,研究了振搗作用下新拌砂漿近振源處的冪律流體特性。此外,Li等[8]和Banfill等[17]通過沿徑向等距布置的加速度傳感器獲得振搗波傳播信息,預測了振搗作用半徑范圍。然而,上述研究中所包括的振搗作用下流變性測試方法仍存在精確度不足、試驗環境要求苛刻以及測試過程煩瑣等問題。

本文自主開發了基于斯托克斯定律、適用于振搗作用下新拌混凝土流變性的測試和評價方法——拉球法。拉球法是將球體從待測漿體中勻速拉出,并實時監測在不同速率下球體拉出過程中所受到的黏性阻力,再根據所測黏性阻力與拉出速率的關系計算漿體的流變參數。與落球法不同的是,拉球法使球體顆粒始終保持力平衡狀態,將需要監測的物理量由沉降速度轉化為黏性阻力,更直接且精確。本文還采用氣孔分析儀(air void analyzer, AVA)測試新拌混凝土的氣泡結構,研究了振搗對新拌混凝土流變性和氣泡結構的影響規律。

1 實 驗

1.1 原材料與配合比

膠凝材料包括P·O 42.5普通硅酸鹽水泥、硅灰和高鈣粉煤灰,其主要化學組成和物理性能分別如表1和表2所示。細骨料為天然河砂,細度模數為2.7,粗骨料為碎石,骨料的顆粒級配如表3所示。減水劑為聚羧酸類高效減水劑(superplasticizer, SP),固含量約為40%,減水率為35%。引氣劑(air-entrained agent, AEA)的主要成分為天然三萜皂苷。

表1 膠凝材料的主要化學組成Table 1 Main chemical composition of cementitious materials

表3 骨料的顆粒級配Table 3 Particle size grading of aggregates

試驗分為靜置試驗(編號為S)和振動試驗(編號為D),配合比如表4所示。設計靜置試驗的目的是分析拉球法與流變儀所測流變參數的相關性,論證拉球法的可靠性。靜置試驗中摻加硅灰或粉煤灰的目的是增加原材料體系,擴大流變參數變化范圍。靜置試驗砂漿膠砂質量比固定為1∶2。振動試驗混凝土設計強度等級為C40,各原材料質量比為m(水泥)∶m(砂)∶m(碎石)∶m(水)=1∶1.25∶2.77∶0.4,減水劑摻量為0.3%(質量分數)。試驗環境溫度始終保持在(20±2) ℃。

表4 靜置試驗和振動試驗的砂漿和混凝土配合比Table 4 Mix proportion of mortar and concrete in static experiments and vibration experiments

1.2 測試原理

對落球法和拉球法中的球體顆粒進行受力分析,分別如圖1(a)和(b)所示。在圖1(a)中,球體顆粒以最終恒定速度Vs沉降時,重力M與浮力Fb的合力等于黏性阻力Fs;在圖1(b)中,球體顆粒通過細線以恒定速度V拉出時,黏性阻力Fs可以由式(3)進行計算。

圖1 剛性球體在新拌砂漿中運動的受力分析Fig.1 Force analysis of a solid sphere particle motion in fresh cement mortar

Fs=Fe-(M-Fb)

(3)

式中:Fe表示作用在細線上的拉力,N。

對于Bingham流體而言,由于屈服應力的存在,球體顆粒在沉降過程中周圍的流體并非全部為液相,存在具有固體性質的未屈服區。Beris等[19]、Wünsch[20]引入了斯托克斯阻力系數(Stokes drag coefficient,Cs),如式(4)所示。

(4)

式中:F表示作用于球體顆粒沉降外力之和。

無量綱的賓漢姆數(Bingham number,Bn)描述了屈服應力和塑性黏度的相對關系,如式(5)所示。

(5)

根據式(4),Bingham流體的黏性阻力Fs=6πRμpVsCs。Blackery等[22]、Pichler等[16]將Cs表示成Bn的函數形式:

Cs=Cs,N+a(Bn)b

(6)

式中:Cs,N表示牛頓流體的斯托克斯阻力系數,a和b均為常數。

球體在充滿Bingham流體的管狀容器中發生沉降運動時,Cs,N、a和b的取值均和容器半徑Rc與球體顆粒半徑R的比值(Rc/R)有關,如圖2和表5所示[22]。將式(5)和(6)代入式(4)中可得

圖2 斯托克斯阻力系數Cs與賓漢姆數Bn的關系[22]Fig.2 Correlation between Stokes drag coefficient Cs and Bingham number Bn[22]

表5 從Bingham流體斯托克斯阻力系數的最佳擬合結果中得到的常數(0≤Bn<1 000)[22]Table 5 Constants obtained from best fit of Stokes drag coefficient results for Bingham fluids (0≤Bn<1 000)[22]

(7)

綜上所述,采用拉球法測定Bingham流體的流變參數時,已知鋼球的密度ρs和半徑R,待測漿體的密度ρf,采用確定的管狀容器與球體顆粒(Rc/R確定),根據表5中的擬合結果得到相應的常系數Cs,N、a和b,通過測定以不同恒定速度V拉出球體顆粒的繩端拉力Fe,根據式(3)計算得到鋼球所受到的黏性阻力Fs。利用數組(V,Fs)繪制Fs/R2-V/R的流變曲線,最后根據式(7)擬合得到流變參數τ0和μp。

1.3 試驗方法

拉球法試驗裝置如圖3所示。靜置試驗所使用的模具為圓柱筒,測試時僅啟用單個滑輪,不使用插入式振搗棒;振搗試驗所使用的模具為長方體容器,測試時同時啟用4個滑輪,且在模具一端使用插入式振搗棒。試驗步驟如下:

①開啟電源,初始時使鋼球在空氣中自然靜止,對所測力值清零;

②將待測的新拌混凝土砂漿組分均勻地裝入長500 mm、寬120 mm、高500 mm的長方體容器(靜置試驗容器為內徑80 mm、高400 mm的圓柱筒),將直徑為20 mm的鋼球垂直落入其中,調整移動底座位置使鋼球始終處于容器的中軸線上,制動移動底座固定位置,待細線在鉛錘方向且鋼球穩定后,此時所測得的力值為F1;

③調節控制箱上的變速器至初始轉速擋位;

④開啟插入式振搗棒(僅振搗試驗),同時按下上升按鈕,使鋼球勻速上升,此時所測得的力值為F2;

⑤當將鋼球拉出新拌混凝土上表面后立即停止振搗(僅振搗試驗)并按下暫停按鈕,計算機記錄和保存整個拉出過程中拉力傳感器所測力值變化;

⑥按下下降按鈕,使鋼球下降至初始位置,調節控制箱變速器至下一個轉速擋位;

⑦重復步驟④至步驟⑥,直到完成所有設置的轉速擋位測試;

⑧同一轉速下,黏性阻力Fs=(F2-F1)/2,再根據1.2節內容進行計算。

為驗證拉球法測量流變參數的準確性,采用法國愷德儀器生產的RheoCAD流變儀對相同配合比的新拌砂漿進行流變參數測定。采用AVA-3000分別測量與振源距離100、400 mm處的新拌砂漿氣泡結構。

2 結果與討論

2.1 拉球法與流變儀所測流變參數相關性

S1與S2組的變量為減水劑摻量。其中S1組水膠比為0.40,減水劑摻量分別為0.6%、0.8%、1.0%和1.2%;S2組水膠比為0.34,減水劑摻量分別為1.2%和1.4%。拉球法和流變儀所測流變曲線如圖4所示。由圖4可知:在相同水膠比的情況下,隨著減水劑摻量的增大,流變曲線斜率變化不明顯,表明減水劑摻量對漿體的塑性黏度影響較小;截距在S1-0.6%SP組和S1-0.8%SP組之間大幅減小,表明當減水劑摻量在0.6%～0.8%的范圍內增加時,漿體的屈服應力會迅速降低。對比水膠比不同的S1組和S2組,流變曲線斜率有較大變化,低水膠比的漿體塑性黏度更高。

S3組的變量為水膠比,水膠比分別為0.36、0.38、0.40和0.42,減水劑摻量固定為1.0%。拉球法和流變儀所測流變曲線如圖5所示。由圖5可知:在減水劑摻量不變條件下,水膠比增大使漿體的塑性黏度和屈服應力降低;當水膠比大于0.4時,漿體的塑性黏度較低,屈服應力趨近于零,繼續增大水膠比影響不再顯著。

圖5 不同水膠比下砂漿的流變曲線Fig.5 Rheological curves of mortar with different water-binder ratios

S4組的變量為粉煤灰摻量,粉煤灰摻量分別為0%、5%和10%,水膠比固定為0.36,減水劑摻量固定為1.0%。拉球法和流變儀所測流變曲線如圖6所示。由圖6可知,在水膠比和減水劑摻量不變條件下,粉煤灰摻量增大使漿體的塑性黏度和屈服應力逐漸降低。

圖6 不同粉煤灰摻量下砂漿的流變曲線Fig.6 Rheological curves of mortar with different dosages of fly ash

S5組的變量為硅灰摻量,硅灰摻量分別為0%、5%、10%、15%和20%,水膠比固定為0.40,減水劑摻量固定為0.8%。拉球法和流變儀所測流變曲線如圖7所示。由圖7可知,在水膠比和減水劑摻量不變條件下,隨著硅灰摻量的增大,流變曲線截距逐漸增加,而斜率變化并不明顯。這表明硅灰摻量增大使屈服應力增大,對塑性黏度的影響較小。

圖7 不同硅灰摻量下砂漿的流變曲線Fig.7 Rheological curves of mortar with different dosages of silica fume

從流變學角度出發,水泥、砂漿和混凝土等水泥基材料拌合物通常被視為一種顆粒懸浮液。在不考慮水化作用情況下,固相顆粒經過拌和均勻分散在液相中。顆粒懸浮液存在屈服應力的本質是顆粒間存在摩擦力以及一定的接觸角,會阻礙剪切變形;而塑性黏度主要來源于產生剪切變形時流動較慢的液層阻滯較快液層流動的阻力。在上述原材料體系變化中,增大減水劑摻量或水膠比會使固相顆粒之間的摩擦力顯著降低,因此宏觀上拌合物的屈服應力和塑性黏度顯著降低。摻入礦物摻合料主要影響了膠凝材料漿體的流變行為。已有研究表明,粉煤灰微珠效應對漿體流變性能的改善作用顯著,能夠有效降低膠凝材料漿體的屈服應力和塑性黏度,減少水的吸附量[23]。硅灰顆粒的比表面積較大,表面潤濕需水量多,且會吸附一定量的減水劑,降低減水劑整體的分散效果,宏觀上表現為屈服應力隨硅灰摻量增大而增大[24]。

對上述各試驗組的流變曲線進行擬合。其中,通過拉球法所得流變曲線根據式(7)進行非線性擬合,通過流變儀所得流變曲線根據式(1)進行線性擬合。最終通過擬合獲得的屈服應力和塑性黏度匯總如表6所示。分別對表6中的塑性黏度和屈服應力進行相關性分析,繪制μp,2-μp,1和τ0,2-τ0,1曲線,如圖8所示。

圖8 拉球法與流變儀所得流變參數的相關性Fig.8 Correlations between rheological parameters obtained by pulling-ball method and rheometer

表6 砂漿流動度與流變參數Table 6 Slump flow and rheological parameters of mortar

由圖8(a)可知,拉球法與流變儀所得塑性黏度之間滿足關系:μp,2=0.81μp,1+0.11,相關系數為0.910 1;由圖8(b)可知,拉球法與流變儀所得屈服應力之間滿足關系:τ0,2=4.23τ0,1-62.17,相關系數為0.927 4。結果表明,拉球法與流變儀所得塑性黏度和屈服應力存在良好的線性相關性,利用拉球法測試新拌混凝土流變性具有可靠性。需要說明的是,屈服應力的擬合方程存在τ0,2<0的可能。出現該情況與拉球法流變曲線采用非線性擬合有關。如表6中的S3-2和S3-3組,流變儀所得屈服應力趨近于零,而拉球法所得屈服應力τ0,1范圍為12.7～18.0 Pa,存在通過計算所得τ0,2<0的情況。當出現該情況且τ0,2的計算值接近于零時,則表明待測漿體的屈服應力極低。兩種方法所得屈服應力的線性關系系數為4.23,出現該情況可能有以下原因:1)待測漿體的屈服應力過低,通過流變曲線Bingham擬合所得屈服應力存在誤差;2)拉球法在高速拉出時勻速階段過短,造成所測平均黏性阻力出現誤差;3)平均黏性阻力在計算時忽略了滑輪的轉動慣量,以及在理想化過程中產生的其他誤差。

2.2 靜態下新拌混凝土流變性與氣泡結構

靜態下D1試驗組流變曲線、含氣量和氣泡間距系數如圖9所示,AVA所得氣泡結構如圖10所示。其中,AVA測試將樣品保存在5 ℃環境中是為了盡可能減少漿體在上一組測試過程中的氣泡結構變化。結果表明,AEA對新拌砂漿的塑性黏度影響較小,而屈服應力隨AEA摻量的增大而降低。

圖9 不同AEA摻量下新拌砂漿流變曲線、含氣量與氣泡間距系數Fig.9 Rheological curves, air void content and air void spacing factor of fresh mortar with different dosages of AEA

已有研究[25-26]表明,隨著AEA摻量的提高,新拌砂漿塑性黏度增大,屈服應力先增大后減小。而Struble等[27]發現,在不含減水劑的水泥漿體中,隨著含氣量增大,新拌漿體的屈服應力增大而塑性黏度降低。Zhang等[28]和Chia等[29]持不同觀點,引氣混凝土的屈服應力和塑性黏度低于非引氣新拌混凝土,含氣量增大會使塑性黏度降低而屈服應力基本保持不變。上述研究表明,AEA引入微小氣泡對新拌漿體流變性的影響較為復雜。一方面,微小氣泡對水泥顆粒產生吸附-橋接作用,形成“氣泡橋”,增大新拌漿體的屈服應力;另一方面,在拌合物流動過程中氣泡可以產生變形從而降低新拌漿體整體的塑性黏度[27]。

2.3 振搗作用下新拌混凝土流變性與氣孔結構

在振搗試驗中,不同AEA摻量下鋼球所受平均黏性阻力隨振源距離變化如圖11所示。結果表明:振搗會極大幅度降低近振源處(與振源距離小于200 mm)的黏性阻力,且不同AEA摻量下,近振源處的黏性阻力降低程度相近;當與振源距離大于200 mm后,黏性阻力隨與振源距離的增加而增大。當未摻入AEA時,振搗使近振源處黏性阻力分別降低了93.9%和93.7%,使遠振源處(與振源距離大于300 mm)黏性阻力分別降低了55.0%和49.0%;當AEA摻量為0.015%時,振搗使近振源處黏性阻力分別降低了92.5%和93.7%,使遠振源處黏性阻力分別降低了54.5%和50.6%;當AEA摻量為0.030%時,振搗使近振源處黏性阻力分別降低了92.0%和91.0%,使遠振源處黏性阻力分別降低了47.5%和41.9%。因此,隨著AEA摻量增加,遠振源處黏性阻力降低幅度逐漸減小。

經壓力法含氣量測定,當AEA摻量為0%、0.015%和0.030%時,靜置試驗新拌漿體含氣量分別為3.2%、7.1%和9.7%,振搗試驗新拌漿體含氣量分別為4.6%、7.6%和9.7%。經AVA測定,不同AEA摻量下砂漿組分的氣泡孔徑分布與累積曲線如圖12所示,總含氣量與氣泡間距系數如表7所示。結果表明,振搗可有效排出新拌砂漿中的較大氣泡(孔徑大于500 μm)而保留微小氣泡(孔徑小于200 μm)。振搗對高AEA摻量下新拌砂漿排出較大氣泡的作用效果更強。當未摻入AEA時,由于整體含氣量較低,振搗作用下漿體氣孔結構和氣泡間距系數變化較小;相較于靜置試驗,當AEA摻量為0.015%時,振搗使孔徑在[500,1 000) μm的氣泡含量降低了31.0%,使孔徑在[1 000,2 000) μm 的氣泡含量降低了10.3%,含氣量變化較小,氣泡間距系數降低;當AEA摻量為0.030%時,振搗使孔徑在[500,1 000) μm的氣泡含量降低了84.8%,使孔徑在[1 000,2 000) μm 的氣泡含量降低了36.4%,總含氣量在近振源和遠振源處分別下降了1.5%和0.9%,氣泡間距系數無明顯變化。

表7 不同AEA摻量下砂漿含氣量與氣泡間距系數Table 7 Air void content and air void spacing factor of mortar with different dosages of AEA

平均黏性阻力反映了球體顆粒在新拌砂漿中豎直方向運動時受到的阻力大小。上述研究表明,振搗使近振源處漿體的平均黏性阻力降低90%以上。因此適宜的振搗作用使得混凝土近振源處粗骨料沉降、氣泡發生融合和逸出,使混凝土達到最密實狀態。平均黏性阻力結合氣泡結構分析能夠客觀評價新拌混凝土所受到的振搗影響范圍和程度?；炷猎陟o態下的屈服應力和塑性黏度對振搗作用范圍有顯著影響,在實際工程中安排合理的振搗時間和振搗間距具有重要意義,有待后續進一步研究。

3 結 論

1)對于不同體系、不同配合比的砂漿,拉球法與流變儀所測得的流變曲線規律一致,且所測得的塑性黏度和屈服應力具有良好的線性相關性,表明拉球法測試新拌混凝土流變性具備可靠性。

2)振搗使距離振源200 mm范圍內砂漿組分的黏性阻力降低90%以上。不同AEA摻量下距離振源200 mm范圍內黏性阻力的降低幅度相近,且隨著AEA摻量增加,遠振源處(與振源距離大于300 mm)黏性阻力降低幅度逐漸減小。

3)振搗可有效排出新拌砂漿中的較大氣泡(孔徑大于500 μm),而保留微小氣泡(孔徑小于200 μm)。

4)振搗對高AEA摻量下新拌砂漿排出較大氣泡的作用效果更強。當未摻入AEA時,振搗對漿體氣孔結構和氣泡間距系數影響較小;當AEA摻量由0.015%增大至0.030%時,振搗使孔徑在[500,1 000) μm的氣泡含量降幅由31.0%增大至84.8%,使孔徑在[1 000,2 000) μm 的氣泡含量降幅由10.3%增大至36.4%。