發泡漿體流變特性對輕質混凝土勻質性的影響

潘正華，蔣亞清，趙文昊

(河海大學力學與材料學院，南京 211100)

0 引 言

發展裝配式建筑，提高建筑節能水平，是“雙碳”背景下我國建筑業實施可持續發展戰略的重要方向[1]。多孔輕質混凝土是裝配式建筑部件重要的基礎材料，具有密度低、質量輕等優點[2]，近年來受到了業界的廣泛重視。但多孔輕質混凝土在攪拌、泵送、澆筑過程中容易出現泡沫不穩定和陶粒上浮的現象，導致輕質混凝土勻質性不良，出現分層離析[3-4]，并造成混凝土整體強度不足[5]。李晉禹等[6]研究發現，控制泡沫的破損率可降低發泡漿體的沉降，增加水泥漿體稠度可阻礙水泥漿體中的氣泡上浮，減慢氣泡表面液膜排液速度，穩定氣泡。周濤濤[7]通過摻入礦物摻合料，利用礦物摻合料的高比表面性，增加了水泥漿體中的總比表面積，更多的自由水被用于濕潤固體顆粒表面，減少了顆粒之間流動的自由水，漿體稠度提高。景帥帥[8]研究發現，摻入纖維素，攪拌后漿體表觀密度減小，新拌漿體泡沫與顆粒間的接觸因纖維素黏膜的面面接觸，進一步減少了點面接觸的可能，減少了泡沫的破裂。周翔[9]研究發現，摻入羥丙基甲基纖維素醚(HPMC)，通過HPMC分子鏈相互搭接形成立體網絡結構,漿體黏度增加，提高了泡沫的穩定性，從而解決泡沫混凝土由長時間未固化而引起的塌模問題。詹鎮峰等[10]通過優選陶粒骨料、摻入粉煤灰等技術途徑，減少了陶粒上浮，配制出勻質的混凝土。張郁[11]通過采取優選較小粒徑的陶粒骨料、增大漿體的屈服剪切應力和黏度等措施，減輕了陶粒的上浮情況，使陶粒混凝土基體更為均勻。良好的勻質性是輕質混凝土達到預定質量目標的先決條件，而發泡漿體的流變特性是影響輕質混凝土勻質性的重要因素，直接決定著輕質混凝土的泡沫穩定性、宏觀性能的發展等。但目前關于發泡漿體流變特性對陶粒在漿體中勻質性影響的公開文獻報道較少，同時在實際生產中1 100級輕質混凝土抗壓強度達到10 MPa的目標也較難實現。

本文通過Herschel-Bulkley(H-B)流變模型擬合加入不同摻量增稠劑的輕質混凝土發泡漿體的流變參數，建立H-B塑性黏度計算模型，探究流變特性與陶粒分布和發泡漿體沉降的關系，確定1 100級輕質混凝土抗壓強度大于10 MPa時發泡漿體的流變參數，為輕質混凝土的配制提供一定的參考。

1 實 驗

1.1 原材料

水泥：海螺P·Ⅱ52.5R級硅酸鹽水泥，性能指標如表1所示；粉煤灰：南京火電廠Ⅱ級粉煤灰，活性指數為87%，技術指標如表2所示；陶粒：南京平達工程有限公司提供，性能指標如表3所示；發泡劑和增稠劑：南京平達工程有限公司提供的FM7型發泡劑(發泡倍數>30)和增稠劑VMA1；水：可飲用水；減水劑：自制高減水保坍型減水劑，固含量為40%。

表1 水泥性能指標Table 1 Performance indexes of cement

表2 粉煤灰技術指標Table 2 Technical indexes of fly ash

表3 陶粒性能指標Table 3 Performance indexes of ceramsite

1.2 輕質混凝土制備方法

按表4試驗配比，制備目標密度為1 100 kg/m3的輕質混凝土。先用攪拌機將水泥、粉煤灰、外加劑等與水混合攪拌1 min,攪拌期間將FM7型發泡劑置于發泡機內,通過向發泡機中擠壓空氣形成泡沫,然后將制備的泡沫引入水泥漿中繼續攪拌30 s,攪拌結束后加入陶粒攪拌30 s,最后澆筑成型。

表4 1 100級輕質混凝土配比Table 4 Mix proportion of 1 100 grade lightweight concrete

1.3 輕質混凝土性能測試方法

力學性能試驗：成型100 mm×100 mm×100 mm試件，標準養護28 d后，參照《泡沫混凝土》(JG/T 266—2011)進行測試。

圖1 流變參數測試程序Fig.1 Rheological parameters test procedure

發泡漿體沉降距試驗：按1.2節中相同方法攪拌，成型φ160 mm×500 mm的圓柱試件。參照《泡沫混凝土用泡沫劑》(JC/T 2199—2013)測量混凝土終凝之后料漿沉降距。

流變性能試驗：采用BROOKFIELD RST-SST流變儀，按1.2節中加入陶粒前的攪拌順序攪拌發泡漿體，測定未加陶粒的新拌發泡漿體流變性能，將新拌漿體置于50 mL的燒杯中，使用直徑為15 mm、長度為30 mm的槳式轉子(VT-40-20)。測試程序如圖1所示，20 s內剪切速率由0 s-1連續增加到100 s-1，靜停10 s后在60 s內剪切速率從0 s-1增加到100 s-1，再在60 s內從100 s-1連續下降至0 s-1。選取下降階段剪切速率為80～20 s-1的數據，使用H-B流變模型進行擬合。H-B流變模型如式(1)所示。

(1)

1.4 分形維數計算方法

標準養護28 d后，在標準試塊中間位置平行切下2 cm厚的切片。打磨光滑后拍攝圖像，利用Photoshop 軟件獲取陶粒分布情況，二值化處理后，使用計盒維數Db來表征陶粒的分形特征[13]。

Db=lgNk/lgk-1

(2)

式中：Nk為邊長為k的網格覆蓋住全部結構的最小數量。

2 結果與討論

2.1 流變參數擬合結果

漿體流變性能會影響新拌輕質混凝土的勻質性[14]，H-B模型適用于新拌發泡漿體的流變參數擬合[15]，但無法直接得出漿體的塑性黏度，因此本文對H-B模型塑性黏度的轉化公式進行推導。

新拌水泥基材料是一種可塑性流體，采用Bingham模型可以對大多數水泥基材料的流變模型進行分析。Bingham模型流變擬合曲線如圖2(a)所示，剪切應力隨剪切速率呈線性變化，計算方法比較簡單。Bingham模型的流變方程如式(3)所示。

(3)

式中：ηB為Bingham模型擬合的塑性黏度，Pa·s。剪切應力與剪切速率分別為流變儀測試過程中得到的參數。

圖2 Bingham模型和H-B模型流變擬合曲線Fig.2 Rheological fitting curves of Bingham model and H-B model

(4)

對于Bingham模型，黏度為定值，即其流變方程的斜率，可按式(4)求解。因此本文對H-B模型進一步處理,流變擬合曲線如圖2(b)所示。塑性黏度可按式(5)計算。

(5)

新拌發泡漿體流變參數擬合結果如表5所示。隨著增稠劑摻量的增加，增稠劑凝聚保水作用逐漸增強，且會聚集在孔壁內和氣孔表面，并以網絡狀附著于水泥水化產物表面，充當一定的“微纖維”作用。同時，當泡沫摻入到水泥漿體中時，泡沫表面帶有的負電荷會與水泥水化產生的Ca2+等相互吸引，使水化產物覆蓋在泡沫表面。泡沫與水泥顆粒相互吸引，形成“泡沫橋”，在水泥顆粒之間形成一種粘接，增大屈服應力。因此，發泡漿體的黏度η和屈服應力τ0不斷提高[16]。但泡沫不同于骨料，其在漿體中易變形，導致漿體間易流動，具有一定的滾珠效應，會降低漿體的塑性黏度。而且隨著增稠劑摻量的增加，增稠劑的穩泡作用降低了漿體的破泡率，更多的泡沫參與滾珠變形。同時，增稠劑膠質顆粒會吸附于水泥顆粒表面形成乳膠膜,在降低顆粒間摩擦力的同時也抑制了絮凝結構單元的形成,從而降低發泡漿體的黏度。因此，發泡漿體的黏度不斷提高，但提升幅度減小。

2.2 分形維數計算結果

圖3為HCJ3組輕質混凝土中陶粒分布的分形維數計算，各組分形維數見表6。如圖3所示，lgNk與lgk-1具有良好的線性關系，表明分形維數可以準確描述陶粒分布的復雜性和陶粒的填充能力。如表6所示，分形維數隨著增稠劑摻量的增加而不斷提高，這是由于陶粒密度較小，在漿體內的運動速度與黏度成反比[10]，黏度越大，陶粒在漿體中受到的浮力低于重力和黏滯阻力之和，陶粒上浮被抑制，因此分布更加均勻。分形維數越大，陶粒在漿體中分布的空間幾何結構越復雜，填充空間的能力越強[17]。

表5 發泡漿體的流變參數Table 5 Rheological parameters of foamed slurry

圖3 輕質混凝土中陶粒分布的分形維數計算Fig.3 Fractal dimension calculation of ceramsite distribution in lightweight concrete

表6 輕質混凝土中陶粒分布分形維數Table 6 Fractal dimension of ceramsite distribution in lightweight concrete

圖4 陶粒分布分形維數與發泡漿體沉降距的關系Fig.4 Relationship of fractal dimension of ceramsite distribution and settlement distance of foamed slurry

2.3 輕質混凝土勻質性分析

陶粒分布分形維數與發泡漿體沉降距的關系如圖4所示。隨著漿體沉降距的增加，陶粒分布分形維數不斷下降。漿體黏度較小時，氣泡破裂，漿體發生沉降。此時，陶粒在漿體中受到的浮力大于重力和阻力之和，陶粒開始上浮，漿體下沉，陶粒分布復雜性降低。

發泡漿體沉降距隨漿體黏度及屈服應力變化的等值線圖如圖5所示。輕質混凝土發泡漿體沉降高度與黏度和屈服應力呈負相關。隨著黏度和屈服應力的提高，硬化過程中表面張力提高，泡沫破滅難度提高，發泡漿體整體趨于穩定。當漿體黏度大于1.85 Pa·s、屈服應力高于103.90 Pa時，沉降高度不足2.64 mm。

2.4 輕質混凝土力學性能分析

發泡漿體沉降距和陶粒分布分形維數對輕質混凝土抗壓強度的影響分別如圖6和圖7所示。混凝土的抗壓強度隨著發泡漿體黏度和屈服應力的增加而提高，這是因為增稠劑以網絡狀附著于水泥水化產物表面，充當一定的“微纖維”作用，具有增稠以及穩泡功能，優化了輕質混凝土的孔結構，使混凝土結構更加密實[18-19]。當漿體沉降距減小、陶粒分布分形維數提高時，混凝土整體勻質性得到提升。輕質混凝土的勻質性會對其整體強度造成影響，因此輕質混凝土強度不斷上升。

輕質混凝土抗壓強度隨漿體黏度及屈服應力變化的等值線圖如圖8所示。優化發泡漿體流變性能可提升輕質混凝土勻質性，是提升輕質混凝土力學性能的關鍵。當漿體黏度大于1.74 Pa·s、屈服應力大于92.87 Pa時，輕質混凝土可獲得較好的勻質性，可使1 100級輕質混凝土獲得較好的力學性能，28 d抗壓強度可達到10 MPa, 能夠滿足預制件工廠的使用。

圖5 發泡漿體沉降距隨流變參數變化的等值線圖Fig.5 Contour map of settlement distance of foamed slurry with rheological parameters

圖6 發泡漿體沉降距對輕質混凝土抗壓強度的影響Fig.6 Influence of settlement distance of foamed slurry on compressive strength of lightweight concrete

圖7 陶粒分布分形維數對輕質混凝土抗壓強度的影響Fig.7 Influence of fractal dimension of ceramsite distribution on compressive strength of lightweight concrete

圖8 輕質混凝土抗壓強度隨流變參數變化的等值線圖Fig.8 Contour map of compressive strength of lightweight concrete with rheological parameters

3 結 論

1)非線性H-B模型適用于表征輕質混凝土發泡漿體的流變性能，H-B塑性黏度計算式為ηH-B=0.016 67K(80n-20n)。

2)輕質混凝土發泡漿體的泡沫沉降距與漿體流變性能呈負相關。隨著漿體黏度和屈服應力增加，沉降距降低，漿體中的陶粒分布分形維數提高，有效抑制了陶粒漂浮和泡沫沉降，使輕質混凝土整體勻質性提高。

3)具有高勻質性和適宜抗壓強度的輕質混凝土發泡漿體流變參數為：塑性黏度大于1.74 Pa·s，屈服應力大于92.87 Pa。