振搗作用下新拌混凝土流變性和氣泡結(jié)構(gòu)研究

金 陽(yáng),潘俊錚,仲 亮,韓詠書(shū),周光照,高小建

(1.中國(guó)建筑第七工程局有限公司,鄭州 450004;2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院,哈爾濱 150090)

0 引 言

(1)

Herschel-Bulkley模型是描述非牛頓流體中出現(xiàn)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(shù),n表示剪切指數(shù)。

Tattersall等[4]發(fā)明兩點(diǎn)測(cè)試法,標(biāo)志著流變學(xué)原理正式應(yīng)用于混凝土材料。自20世紀(jì)70年代以來(lái),旋轉(zhuǎn)流變儀逐漸發(fā)展為水泥基材料流變性測(cè)試的主要工具,包括平行板類(lèi)、同軸圓筒類(lèi)和葉片類(lèi)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(tài)下與靜態(tài)下不同,且在不同的振動(dòng)形式下也存在差異[8]。國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者采用旋轉(zhuǎn)流變儀將樣品容器固定在振動(dòng)臺(tái)上的方式測(cè)量了表面振動(dòng)下新拌砂漿或混凝土的流變性[9-12],但在振搗作用下,旋轉(zhuǎn)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(cè)量方法[13]。由于水泥基材料不透明,無(wú)法直接觀測(cè)球體的沉降速度,因此目前已有相關(guān)研究的難點(diǎn)為如何改進(jìn)測(cè)試方法獲得球體的沉降速度。Petrou等[14]利用同位素標(biāo)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(guò)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(yùn)動(dòng)規(guī)律;Pichler等[16]改進(jìn)了斯托克斯型黏度計(jì),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(guò)沿徑向等距布置的加速度傳感器獲得振搗波傳播信息,預(yù)測(cè)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(cè)試方法仍存在精確度不足、試驗(yàn)環(huán)境要求苛刻以及測(cè)試過(guò)程煩瑣等問(wèn)題。

本文自主開(kāi)發(fā)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(cè)試和評(píng)價(jià)方法——拉球法。拉球法是將球體從待測(cè)漿體中勻速拉出,并實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)在不同速率下球體拉出過(guò)程中所受到的黏性阻力,再根據(jù)所測(cè)黏性阻力與拉出速率的關(guān)系計(jì)算漿體的流變參數(shù)。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(tài),將需要監(jiān)測(cè)的物理量由沉降速度轉(zhuǎn)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(cè)試新拌混凝土的氣泡結(jié)構(gòu),研究了振搗對(duì)新拌混凝土流變性和氣泡結(jié)構(gòu)的影響規(guī)律。

1 實(shí) 驗(yàn)

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(xué)組成和物理性能分別如表1和表2所示。細(xì)骨料為天然河砂,細(xì)度模數(shù)為2.7,粗骨料為碎石,骨料的顆粒級(jí)配如表3所示。減水劑為聚羧酸類(lèi)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(xué)組成Table 1 Main chemical composition of cementitious materials

表3 骨料的顆粒級(jí)配Table 3 Particle size grading of aggregates

試驗(yàn)分為靜置試驗(yàn)(編號(hào)為S)和振動(dòng)試驗(yàn)(編號(hào)為D),配合比如表4所示。設(shè)計(jì)靜置試驗(yàn)的目的是分析拉球法與流變儀所測(cè)流變參數(shù)的相關(guān)性,論證拉球法的可靠性。靜置試驗(yàn)中摻加硅灰或粉煤灰的目的是增加原材料體系,擴(kuò)大流變參數(shù)變化范圍。靜置試驗(yàn)砂漿膠砂質(zhì)量比固定為1∶2。振動(dòng)試驗(yàn)混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C40,各原材料質(zhì)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(zhì)量分?jǐn)?shù))。試驗(yàn)環(huán)境溫度始終保持在(20±2) ℃。

表4 靜置試驗(yàn)和振動(dòng)試驗(yàn)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(cè)試原理

對(duì)落球法和拉球法中的球體顆粒進(jìn)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(shí),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(guò)細(xì)線以恒定速度V拉出時(shí),黏性阻力Fs可以由式(3)進(jìn)行計(jì)算。

圖1 剛性球體在新拌砂漿中運(yùn)動(dòng)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(xì)線上的拉力,N。

對(duì)于Bingham流體而言,由于屈服應(yīng)力的存在,球體顆粒在沉降過(guò)程中周?chē)牧黧w并非全部為液相,存在具有固體性質(zhì)的未屈服區(qū)。Beris等[19]、Wünsch[20]引入了斯托克斯阻力系數(shù)(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(wú)量綱的賓漢姆數(shù)(Bingham number,Bn)描述了屈服應(yīng)力和塑性黏度的相對(duì)關(guān)系,如式(5)所示。

(5)

根據(jù)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(shù)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(shù),a和b均為常數(shù)。

球體在充滿Bingham流體的管狀容器中發(fā)生沉降運(yùn)動(dòng)時(shí),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(guān),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(shù)Cs與賓漢姆數(shù)Bn的關(guān)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(shù)的最佳擬合結(jié)果中得到的常數(shù)(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(cè)定Bingham流體的流變參數(shù)時(shí),已知鋼球的密度ρs和半徑R,待測(cè)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(jù)表5中的擬合結(jié)果得到相應(yīng)的常系數(shù)Cs,N、a和b,通過(guò)測(cè)定以不同恒定速度V拉出球體顆粒的繩端拉力Fe,根據(jù)式(3)計(jì)算得到鋼球所受到的黏性阻力Fs。利用數(shù)組(V,Fs)繪制Fs/R2-V/R的流變曲線,最后根據(jù)式(7)擬合得到流變參數(shù)τ0和μp。

1.3 試驗(yàn)方法

拉球法試驗(yàn)裝置如圖3所示。靜置試驗(yàn)所使用的模具為圓柱筒,測(cè)試時(shí)僅啟用單個(gè)滑輪,不使用插入式振搗棒;振搗試驗(yàn)所使用的模具為長(zhǎng)方體容器,測(cè)試時(shí)同時(shí)啟用4個(gè)滑輪,且在模具一端使用插入式振搗棒。試驗(yàn)步驟如下:

①開(kāi)啟電源,初始時(shí)使鋼球在空氣中自然靜止,對(duì)所測(cè)力值清零;

②將待測(cè)的新拌混凝土砂漿組分均勻地裝入長(zhǎng)500 mm、寬120 mm、高500 mm的長(zhǎng)方體容器(靜置試驗(yàn)容器為內(nèi)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(diào)整移動(dòng)底座位置使鋼球始終處于容器的中軸線上,制動(dòng)移動(dòng)底座固定位置,待細(xì)線在鉛錘方向且鋼球穩(wěn)定后,此時(shí)所測(cè)得的力值為F1;

③調(diào)節(jié)控制箱上的變速器至初始轉(zhuǎn)速擋位;

④開(kāi)啟插入式振搗棒(僅振搗試驗(yàn)),同時(shí)按下上升按鈕,使鋼球勻速上升,此時(shí)所測(cè)得的力值為F2;

⑤當(dāng)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(yàn))并按下暫停按鈕,計(jì)算機(jī)記錄和保存整個(gè)拉出過(guò)程中拉力傳感器所測(cè)力值變化;

⑥按下下降按鈕,使鋼球下降至初始位置,調(diào)節(jié)控制箱變速器至下一個(gè)轉(zhuǎn)速擋位;

⑦重復(fù)步驟④至步驟⑥,直到完成所有設(shè)置的轉(zhuǎn)速擋位測(cè)試;

⑧同一轉(zhuǎn)速下,黏性阻力Fs=(F2-F1)/2,再根據(jù)1.2節(jié)內(nèi)容進(jìn)行計(jì)算。

為驗(yàn)證拉球法測(cè)量流變參數(shù)的準(zhǔn)確性,采用法國(guó)愷德儀器生產(chǎn)的RheoCAD流變儀對(duì)相同配合比的新拌砂漿進(jìn)行流變參數(shù)測(cè)定。采用AVA-3000分別測(cè)量與振源距離100、400 mm處的新拌砂漿氣泡結(jié)構(gòu)。

2 結(jié)果與討論

2.1 拉球法與流變儀所測(cè)流變參數(shù)相關(guān)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(cè)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(duì)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(dāng)減水劑摻量在0.6%～0.8%的范圍內(nèi)增加時(shí),漿體的屈服應(yīng)力會(huì)迅速降低。對(duì)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(cè)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?jié){體的塑性黏度和屈服應(yīng)力降低;當(dāng)水膠比大于0.4時(shí),漿體的塑性黏度較低,屈服應(yīng)力趨近于零,繼續(xù)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(cè)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?jié){體的塑性黏度和屈服應(yīng)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(cè)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(yīng)力增大,對(duì)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(xué)角度出發(fā),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(jīng)過(guò)拌和均勻分散在液相中。顆粒懸浮液存在屈服應(yīng)力的本質(zhì)是顆粒間存在摩擦力以及一定的接觸角,會(huì)阻礙剪切變形;而塑性黏度主要來(lái)源于產(chǎn)生剪切變形時(shí)流動(dòng)較慢的液層阻滯較快液層流動(dòng)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(huì)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(yīng)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(yīng)對(duì)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(yīng)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(rùn)濕需水量多,且會(huì)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(xiàn)為屈服應(yīng)力隨硅灰摻量增大而增大[24]。

對(duì)上述各試驗(yàn)組的流變曲線進(jìn)行擬合。其中,通過(guò)拉球法所得流變曲線根據(jù)式(7)進(jìn)行非線性擬合,通過(guò)流變儀所得流變曲線根據(jù)式(1)進(jìn)行線性擬合。最終通過(guò)擬合獲得的屈服應(yīng)力和塑性黏度匯總?cè)绫?所示。分別對(duì)表6中的塑性黏度和屈服應(yīng)力進(jìn)行相關(guān)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(shù)的相關(guān)性Fig.8 Correlations between rheological parameters obtained by pulling-ball method and rheometer

表6 砂漿流動(dòng)度與流變參數(shù)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(guān)系:μp,2=0.81μp,1+0.11,相關(guān)系數(shù)為0.910 1;由圖8(b)可知,拉球法與流變儀所得屈服應(yīng)力之間滿足關(guān)系:τ0,2=4.23τ0,1-62.17,相關(guān)系數(shù)為0.927 4。結(jié)果表明,拉球法與流變儀所得塑性黏度和屈服應(yīng)力存在良好的線性相關(guān)性,利用拉球法測(cè)試新拌混凝土流變性具有可靠性。需要說(shuō)明的是,屈服應(yīng)力的擬合方程存在τ0,2<0的可能。出現(xiàn)該情況與拉球法流變曲線采用非線性擬合有關(guān)。如表6中的S3-2和S3-3組,流變儀所得屈服應(yīng)力趨近于零,而拉球法所得屈服應(yīng)力τ0,1范圍為12.7～18.0 Pa,存在通過(guò)計(jì)算所得τ0,2<0的情況。當(dāng)出現(xiàn)該情況且τ0,2的計(jì)算值接近于零時(shí),則表明待測(cè)漿體的屈服應(yīng)力極低。兩種方法所得屈服應(yīng)力的線性關(guān)系系數(shù)為4.23,出現(xiàn)該情況可能有以下原因:1)待測(cè)漿體的屈服應(yīng)力過(guò)低,通過(guò)流變曲線Bingham擬合所得屈服應(yīng)力存在誤差;2)拉球法在高速拉出時(shí)勻速階段過(guò)短,造成所測(cè)平均黏性阻力出現(xiàn)誤差;3)平均黏性阻力在計(jì)算時(shí)忽略了滑輪的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量,以及在理想化過(guò)程中產(chǎn)生的其他誤差。

2.2 靜態(tài)下新拌混凝土流變性與氣泡結(jié)構(gòu)

靜態(tài)下D1試驗(yàn)組流變曲線、含氣量和氣泡間距系數(shù)如圖9所示,AVA所得氣泡結(jié)構(gòu)如圖10所示。其中,AVA測(cè)試將樣品保存在5 ℃環(huán)境中是為了盡可能減少漿體在上一組測(cè)試過(guò)程中的氣泡結(jié)構(gòu)變化。結(jié)果表明,AEA對(duì)新拌砂漿的塑性黏度影響較小,而屈服應(yīng)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(shù)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(yīng)力先增大后減小。而Struble等[27]發(fā)現(xiàn),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(yīng)力增大而塑性黏度降低。Zhang等[28]和Chia等[29]持不同觀點(diǎn),引氣混凝土的屈服應(yīng)力和塑性黏度低于非引氣新拌混凝土,含氣量增大會(huì)使塑性黏度降低而屈服應(yīng)力基本保持不變。上述研究表明,AEA引入微小氣泡對(duì)新拌漿體流變性的影響較為復(fù)雜。一方面,微小氣泡對(duì)水泥顆粒產(chǎn)生吸附-橋接作用,形成“氣泡橋”,增大新拌漿體的屈服應(yīng)力;另一方面,在拌合物流動(dòng)過(guò)程中氣泡可以產(chǎn)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(jié)構(gòu)

在振搗試驗(yàn)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(jié)果表明:振搗會(huì)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(dāng)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(dāng)未摻入AEA時(shí),振搗使近振源處黏性阻力分別降低了93.9%和93.7%,使遠(yuǎn)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(dāng)AEA摻量為0.015%時(shí),振搗使近振源處黏性阻力分別降低了92.5%和93.7%,使遠(yuǎn)振源處黏性阻力分別降低了54.5%和50.6%;當(dāng)AEA摻量為0.030%時(shí),振搗使近振源處黏性阻力分別降低了92.0%和91.0%,使遠(yuǎn)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(yuǎn)振源處黏性阻力降低幅度逐漸減小。

經(jīng)壓力法含氣量測(cè)定,當(dāng)AEA摻量為0%、0.015%和0.030%時(shí),靜置試驗(yàn)新拌漿體含氣量分別為3.2%、7.1%和9.7%,振搗試驗(yàn)新拌漿體含氣量分別為4.6%、7.6%和9.7%。經(jīng)AVA測(cè)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(shù)如表7所示。結(jié)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(duì)高AEA摻量下新拌砂漿排出較大氣泡的作用效果更強(qiáng)。當(dāng)未摻入AEA時(shí),由于整體含氣量較低,振搗作用下漿體氣孔結(jié)構(gòu)和氣泡間距系數(shù)變化較小;相較于靜置試驗(yàn),當(dāng)AEA摻量為0.015%時(shí),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(shù)降低;當(dāng)AEA摻量為0.030%時(shí),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(yuǎn)振源處分別下降了1.5%和0.9%,氣泡間距系數(shù)無(wú)明顯變化。

表7 不同AEA摻量下砂漿含氣量與氣泡間距系數(shù)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(yùn)動(dòng)時(shí)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(fā)生融合和逸出,使混凝土達(dá)到最密實(shí)狀態(tài)。平均黏性阻力結(jié)合氣泡結(jié)構(gòu)分析能夠客觀評(píng)價(jià)新拌混凝土所受到的振搗影響范圍和程度。混凝土在靜態(tài)下的屈服應(yīng)力和塑性黏度對(duì)振搗作用范圍有顯著影響,在實(shí)際工程中安排合理的振搗時(shí)間和振搗間距具有重要意義,有待后續(xù)進(jìn)一步研究。

3 結(jié) 論

1)對(duì)于不同體系、不同配合比的砂漿,拉球法與流變儀所測(cè)得的流變曲線規(guī)律一致,且所測(cè)得的塑性黏度和屈服應(yīng)力具有良好的線性相關(guān)性,表明拉球法測(cè)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(nèi)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(nèi)黏性阻力的降低幅度相近,且隨著AEA摻量增加,遠(yuǎn)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(duì)高AEA摻量下新拌砂漿排出較大氣泡的作用效果更強(qiáng)。當(dāng)未摻入AEA時(shí),振搗對(duì)漿體氣孔結(jié)構(gòu)和氣泡間距系數(shù)影響較小;當(dāng)AEA摻量由0.015%增大至0.030%時(shí),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%。