張 雄，趙 明，季 濤，張永娟

（1.同濟(jì)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 201804；2.同濟(jì)大學(xué) 先進(jìn)土木工程材料教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 201804）

混凝土的工作性，尤其是流動(dòng)性的設(shè)計(jì)是現(xiàn)代混凝土配合比設(shè)計(jì)中重要的組成部分.合適的流動(dòng)性設(shè)計(jì)方法能夠在原材料的選擇、配合比最優(yōu)化設(shè)計(jì)上起到指導(dǎo)作用，而建立系統(tǒng)化的流動(dòng)性設(shè)計(jì)理論模型是規(guī)范配合比設(shè)計(jì)的前提，在此基礎(chǔ)上才能在材料變化、時(shí)間變化、環(huán)境變化時(shí)對(duì)混凝土性能進(jìn)行準(zhǔn)確判斷［1］，這對(duì)混凝土工業(yè)的自動(dòng)化可起重要作用［2］.

混凝土是一種多相非均質(zhì)復(fù)雜材料，基于組成、結(jié)構(gòu)與性能的材料學(xué)在對(duì)其進(jìn)行研究過程中，建立了3種結(jié)構(gòu)模型：第1種是以顆粒堆積理論為支撐，將混凝土性能研究轉(zhuǎn)化成各組成材料的最優(yōu)化堆積問題［3］.這種方法能較好解釋細(xì)顆粒組分對(duì)混凝土性能提高的作用［4］.但是，混凝土各組分之間尺寸變化非常大，堆積算法無法區(qū)分堆積密度的貢獻(xiàn)作用.第2種方法是利用水泥凈漿、砂漿以及混凝土的幾何相似性，建立模型化的流變參數(shù)方程［2，5－6］.該方法是利用相對(duì)簡單的凈漿或砂漿來模擬研究復(fù)雜的混凝土［1，6］，如CEM［7］方法.然而，水泥凈漿、砂漿、混凝土的流動(dòng)機(jī)理尚不明確，簡單的模型化可能造成較大的偏差.第3種為分散模型，將混凝土視為固體材料（分散相）分散在黏性液體（介質(zhì)相）中，其性質(zhì)會(huì)受介質(zhì)相性質(zhì)的影響［5，8－11］.該模型將復(fù)雜的混凝土轉(zhuǎn)化成二元模型，兩相性質(zhì)與比例是決定混凝土性能的根本因素.

本文在第3種方法的基礎(chǔ)上，將混凝土視為粗骨料分散在砂漿中，通過模型化劃分，研究了砂漿流變性及用量對(duì)其流動(dòng)性的影響規(guī)律，并深入探討基于分散模型的混凝土流動(dòng)機(jī)理.

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)材料

水泥：P·Ⅱ52.5硅酸鹽水泥；減水劑：萘系高效減水劑，粉劑；細(xì)骨料：普通中砂，細(xì)度模數(shù)2.8；粗骨料：5.0～31.5mm 碎石.

1.2 試驗(yàn)方案

定義砂漿中水泥漿體與細(xì)骨料的體積比為φP／F，通過改變?chǔ)誔／F（0.78～1.11），配制了8種流變性砂漿，部分砂漿配合比見表1；定義混凝土中砂漿與粗骨料的體積比為φM／C，利用8種流變性砂漿，通過逐步調(diào)整φM／C配制了8個(gè)系列共40組混凝土試樣.表2為部分混凝土配合比.

表1 部分砂漿配合比Table 1 Mix proportion of part mortars

表2 部分混凝土配合比Table 2 Mix proportion of part concrete

1.3 性能檢測(cè)

參照GB／T 2419—2005《水泥膠砂流動(dòng)度測(cè)定方法》，采用相同的流動(dòng)度試模，在不施加振動(dòng)的條件下進(jìn)行砂漿流動(dòng)度測(cè)試.采用NXS－11B型旋轉(zhuǎn)黏度計(jì)測(cè)定砂漿的流變參數(shù).

2 結(jié)果分析與討論

2.1 砂漿流變性能的聚類分析

圖1為φP／F對(duì)砂漿流動(dòng)度的影響規(guī)律.由圖1可見，開始時(shí)砂漿流動(dòng)度隨φP／F的增加大幅度提高，而后相對(duì)平穩(wěn).當(dāng)漿體用量繼續(xù)增加，砂漿離析，流動(dòng)度出現(xiàn)波動(dòng).砂漿流變性能隨φP／F的變化趨勢(shì)見圖2.由圖2可見，在φP／F小于0.81時(shí)，砂漿屈服應(yīng)力較高，大于22Pa；當(dāng)φP／F大于0.87時(shí)，砂漿屈服應(yīng)力顯著下降；當(dāng)φP／F大于0.97時(shí)，砂漿屈服應(yīng)力相對(duì)穩(wěn)定.在φP／F小于0.97的情況下，砂漿的塑性黏度由較高值下降到一個(gè)相對(duì)穩(wěn)定值.但是，當(dāng)φP／F大于0.97時(shí)，塑性黏度又會(huì)顯著提高.在砂漿出現(xiàn)離析之前，砂漿流動(dòng)度與流變參數(shù)的變化趨勢(shì)一致；當(dāng)砂漿出現(xiàn)離析時(shí)，其塑性黏度急劇增加，同時(shí)，砂漿的流動(dòng)度也出現(xiàn)波動(dòng).

圖1 漿體用量對(duì)砂漿流動(dòng)度的影響Fig.1 Effect of paste amount on the flowability of mortar

根據(jù)流變參數(shù)的變化，塑性黏度以0.5Pa·s為分界線，屈服應(yīng)力以22Pa為分界線，可將上述砂漿分為3類：Ⅰ區(qū)砂漿（φP／F為0.78，0.81）為典型的雙高（高塑性黏度、高屈服應(yīng)力）砂漿，這類砂漿由于漿體含量低、潤滑作用小，其變形能力較差；Ⅱ區(qū)砂漿（φP／F為0.87～0.97）為低塑性黏度、低屈服應(yīng)力砂漿，其塑性黏度、屈服應(yīng)力均處于一個(gè)相對(duì)穩(wěn)定且偏低的區(qū)間，變形能力較強(qiáng)，當(dāng)φP／F繼續(xù)增大時(shí)，會(huì)出現(xiàn)泌水離析，導(dǎo)致黏度較大；Ⅲ區(qū)砂漿（φP／F 為1.01～1.11）為高塑性黏度、低屈服應(yīng)力砂漿.本文通過對(duì)砂漿的聚類分析，重點(diǎn)研究了不同類型砂漿對(duì)混凝土性能的影響規(guī)律.

圖2 漿體用量對(duì)砂漿流變參數(shù)的影響Fig.2 Effect of paste amount on the rheology parameters of mortar

2.2 砂漿的潤滑與空間分離作用對(duì)混凝土流動(dòng)性的影響

由Ⅰ區(qū)砂漿配制的混凝土坍落度隨砂漿用量的變化規(guī)律如圖3所示.由圖3可見，隨著砂漿用量增加，混凝土的坍落度逐漸增加，且φP／F不同的兩種砂漿有著相同的變化規(guī)律.由于Ⅰ區(qū)砂漿變形能力差、潤滑作用小，作為粗骨料相互作用的過渡區(qū)，如果增加其厚度，可提高這類混凝土的流動(dòng)度.

圖3 高塑性黏度高屈服應(yīng)力砂漿混凝土的流動(dòng)度變化曲線Fig.3 Flowability change of concrete produced by mortar with high plastic viscosity and yield stress

由Ⅱ區(qū)砂漿配制的混凝土坍落度隨砂漿用量的變化規(guī)律如圖4所示.由圖4可見，隨著砂漿用量提高，混凝土坍落度逐漸增大，但增幅并不顯著.3個(gè)系列混凝土的變化曲線也較為接近，當(dāng)φM／C由1.40增加到2.00時(shí)，混凝土坍落度增加約20mm.提高該類砂漿用量對(duì)于混凝土整體流動(dòng)性影響不大.這說明在此類砂漿作用下，潤滑效果對(duì)體系的失穩(wěn)作用比空間分離效果更為顯著.

圖4 低塑性黏度低屈服應(yīng)力砂漿混凝土的流動(dòng)度變化曲線Fig.4 Flowability change of concrete produced by mortar with low plastic viscosity and yield stress

由Ⅲ區(qū)砂漿配制的混凝土坍落度隨砂漿用量的變化規(guī)律如圖5所示.由圖5可見，隨著砂漿用量提高，坍落度逐漸增大，達(dá)到極值后逐漸下降至平緩狀態(tài).這類砂漿由于存在自由水，可充分潤濕粗骨料，從而提高混凝土的流動(dòng)度.因此，提高砂漿用量可起到潤滑和空間分離的雙重作用.

圖5 高塑性黏度低屈服應(yīng)力砂漿混凝土的流動(dòng)度變化曲線Fig.5 Flowability change of concrete produced by mortar with high plastic viscosity and low yield stress

2.3 混凝土體系失穩(wěn)因素的相互影響

圖6 砂漿組成對(duì)混凝土流動(dòng)度的影響Fig.6 Effect of mortar proportion on the flowability of concrete

砂漿流變影響的潤滑作用和砂漿用量影響的粗骨料分離作用決定了混凝土的流動(dòng)性.圖6為不同砂漿組成對(duì)混凝土流動(dòng)度的影響.由圖6可見，當(dāng)砂漿用量為粗骨料體 積的1.54 倍時(shí)，隨著φP／F 的增加，砂漿的變形能力及潤滑性能不斷提高，導(dǎo)致混凝土的流動(dòng)度逐漸增大.當(dāng)φM／C為1.66時(shí)，隨著砂漿中漿體用量的提高，混凝土的流動(dòng)度先逐漸增加，之后趨于平穩(wěn)；當(dāng)φM／C為1.78時(shí)，φP／F產(chǎn)生效果的極限值為0.81，超過0.81，混凝土的流動(dòng)度提高幅度不大；當(dāng)φM／C 為1.66 時(shí)，φP／F產(chǎn)生效果的極限值為0.87；當(dāng)φM／C為1.54時(shí)，混凝土的流動(dòng)度隨φP／F增加而逐漸提高，且φP／F產(chǎn)生效果的極限值未在本試驗(yàn)檢測(cè)范圍之內(nèi).這說明，隨著砂漿用量的提高，其潤滑作用產(chǎn)生效果的極限值逐漸降低.即當(dāng)砂漿用量足夠大時(shí)，砂漿的流動(dòng)性對(duì)混凝土流動(dòng)性影響不大.

試驗(yàn)表明，砂漿的潤滑作用受其流變學(xué)參數(shù)限制，當(dāng)砂漿的塑性黏度、屈服應(yīng)力分別大于0.5Pa·s和22Pa時(shí)，砂漿用量提高對(duì)混凝土流動(dòng)性無顯著影響；當(dāng)砂漿體積大于粗骨料體積1.8倍時(shí)，其潤滑作用不大.

2.4 分散模型對(duì)配合比設(shè)計(jì)的意義

本文利用分散模型來研究混凝土的流動(dòng)性.在分散模型中，提高漿體用量會(huì)同時(shí)提高砂漿的流動(dòng)性和砂漿的用量，導(dǎo)致混凝土坍落度增加，因此，提高砂率具有降低砂漿流動(dòng)性和增加砂漿用量的雙重效果.圖7為混凝土坍落度等高圖，其中3條連續(xù)曲線分別表示漿體體積為0.27，0.29，0.31m3的混凝土，沿曲線由下而上表示砂率逐漸提高.當(dāng)漿體體積為0.27m3時(shí)，隨著砂率的提高，混凝土坍落度沿曲線向左上方移動(dòng)，與不同流動(dòng)度的等高線依次相交，混凝土坍落度逐漸降低；當(dāng)漿體體積為0.29m3時(shí)，隨著砂率的提高，混凝土坍落度逐漸增加；當(dāng)漿體體積為0.31m3時(shí)，混凝土坍落度無顯著變化.這說明，砂率的變化同時(shí)影響砂漿的流變和用量，而這2個(gè)參數(shù)的變化趨勢(shì)正好相反.

圖7 混凝土坍落度等高圖Fig.7 Contour map of concrete slump

由圖7可見，提高減水率，混凝土坍落度等高線有向上移動(dòng)的趨勢(shì).這是因?yàn)楣潭é誔／F后，摻加引氣劑一方面可提高砂漿的流動(dòng)度，另一方面可增加砂漿的體積.砂漿性能的改變方式很多，本文僅采用改變?chǔ)誔／F來調(diào)控砂漿性能.

綜上可見，改變砂漿用量與砂漿流變這2個(gè)參數(shù)，可有效調(diào)控混凝土性能.

3 結(jié)論

（1）隨著φP／F的變化，基于流變性可對(duì)砂漿進(jìn)行聚類劃分.塑性黏度以0.5Pa·s為分界線，屈服應(yīng)力以22Pa為分界線，可以將砂漿分為3類，不同類型的砂漿對(duì)混凝土流動(dòng)性的影響規(guī)律不同.

（2）基于砂漿流變的粗骨料潤濕和依賴于砂漿用量的粗骨料空間分離是造成混凝土體系失穩(wěn)進(jìn)而流動(dòng)的主要因素，并且這兩個(gè)因素相互影響，當(dāng)一個(gè)因素超過臨界值時(shí)，另一因素的作用效果被削弱.砂漿的潤滑作用受其流變學(xué)參數(shù)限制，當(dāng)砂漿塑性黏度、屈服應(yīng)力分別大于0.5Pa·s和22Pa時(shí)，砂漿用量提高對(duì)混凝土流動(dòng)性無顯著影響；當(dāng)砂漿體積大于粗骨料體積1.8倍時(shí)，砂漿的潤滑作用不大.

（3）利用分散模型能夠簡便、深入研究混凝土的流動(dòng)機(jī)理.同時(shí)，將現(xiàn)有混凝土調(diào)控參數(shù)分解、轉(zhuǎn)化成砂漿流變和用量2個(gè)參數(shù)，可為混凝土性能預(yù)測(cè)及調(diào)控提供新思路.

［1］BANFILL P F G.Rheological methods for assessing the flow properties of mortar and related materials［J］.Construction and Building Materials，1994，8（1）：43－50.

［2］PETIT J Y，WIRQUIN E，VANHOVE Y，et al.Yield stress and viscosity equations for mortars and self－consolidating concrete［J］.Cement and Concrete Research，2007，37（5）：655－670.

［3］KWAN A，LI L G，F(xiàn)UNG W.Wet packing of blended fine and coarse aggregate［J］.Materials and Structures，2012，45（6）：817－828.

［4］WONG H，KWAN A.Packing density of cementitious materials：Measurement and modelling［J］.Magazine of Concrete Research，2008，60（3）：165－175.

［5］LACHEMI M，HOSSAIN K，PATEL R，et al.Influence of paste／mortar rheology on the flow characteristics of high－volume fly ash self－consolidating concrete［J］.Magazine of Concrete Research，2007，59（7）：517－528.

［6］NOOR M A，UOMOTO T.Rheology of high flowing mortar and concrete［J］.Materials and Structures，2004，37（8）：513－521.

［7］ERDEM T K，KHAYAT K H，YAHIA A.Correlating rheology of self－consolidating concrete to corresponding concreteequivalent mortar［J］.ACI Materials Journal，2009，106（2）：154－160.

［8］SAFIUDDIN M，WEST J S，SOUDKI K A.Flowing ability of self－consolidating concrete and its binder paste and mortar components incorporating rice husk ash［J］.Canadian Journal of Civil Engineering，2010，37（3）：401－412.

［9］DOMONE P.Mortar tests for self－consolidating concrete［J］.Concrete International，2006，28（4）：39－45.

［10］NG I，NG P L，KWAN A.Rheology of mortar and its influences on performance of self－consolidating concrete［J］.Key Engineering Material，2009，400：421－426.

［11］GEIKER M R，BRANDL M，THRANE L N，et al.On the effect of coarse aggregate fraction and shape on the rheological properties of self－compacting concrete［J］.Cement Concrete and Aggregate，2002，24（1）：3－6.