邱暉仁 詹穎雯

（1.財(cái)團(tuán)法人臺(tái)灣營(yíng)建研究院計(jì)劃工程師；2.財(cái)團(tuán)法人臺(tái)灣營(yíng)建研究院院長(zhǎng)／臺(tái)灣大學(xué)土木系教授）

混凝土的流變行為

混凝土是由水、膠結(jié)料（包括水泥、礦渣粉、粉煤灰、硅灰、……），以及粗、細(xì)骨料和化學(xué)摻料所拌和而成，因此其未硬固前的新拌混凝土屬于一種非均質(zhì)流體（heterogeneous material）；而在新拌混凝土流動(dòng)的過(guò)程中，骨料等顆粒較大的固體與膠狀或含有細(xì)微懸浮顆粒的液體將相互影響，此一特性可由流變行為來(lái)表示。

流變行為（rheological behavior，或稱(chēng)質(zhì)流行為），是指介于液態(tài)與固態(tài)之間的材料所產(chǎn)生的變形和流動(dòng)行為。一般以流變行為分析流體時(shí)，流體性質(zhì)大致被區(qū)分為牛頓流體及非牛頓流體；在牛頓流體中，其流動(dòng)行為的應(yīng)力與應(yīng)變率存在著固定的比例，此比例系數(shù)稱(chēng)之為黏滯性（viscosity），如圖1中直線的斜率值。非牛頓流體則除黏滯性外，另存在屈服應(yīng)力（yield stress），如圖2所示，表示必須存在特定應(yīng)力下，才能使之如同牛頓流體流動(dòng)；而相較于牛頓流體一施加應(yīng)力即產(chǎn)生流動(dòng)，非牛頓流體則在屈服應(yīng)力到達(dá)前其狀態(tài)皆屬于固體的行為。

圖1 牛頓流體質(zhì)流行為[6]

新拌混凝土的流動(dòng)行為則以非牛頓流體中的塑性流體（又稱(chēng)賓漢流體，Bingham model ）作分析較為符合，如圖2所示，其流變的行為主要控制于屈服應(yīng)力及塑性黏滯系數(shù)兩個(gè)變量，公式如下，

其中τ0為屈服應(yīng)力，η為塑性黏滯系數(shù)。

圖2 塑性流體質(zhì)流行為[6]

以上述流變行為分析混凝土拌和物的特性，則混凝土坍度值是為展現(xiàn)屈服應(yīng)力的最直接現(xiàn)象，當(dāng)混凝土的屈服應(yīng)力大時(shí)，則混凝土在進(jìn)行坍落度試驗(yàn)時(shí)坍落的過(guò)程中，其自重較無(wú)法超過(guò)屈服應(yīng)力，因此新拌混凝土隨即失去坍落性，結(jié)果將獲得較小的坍度值，但若混凝土的屈服應(yīng)力小，則新拌混凝土將可藉由自重持續(xù)緩慢坍落，最終可獲得諸如自密實(shí)混凝土的23cm以上坍度（如圖3）；另外，由參考文獻(xiàn)數(shù)據(jù)可知，新拌混凝土的坍落度與其屈服應(yīng)力大致呈現(xiàn)線性負(fù)相關(guān)趨勢(shì)，如下圖4所示；因此，屈服應(yīng)力是為區(qū)別傳統(tǒng)混凝土與高流動(dòng)性混凝土最直接的參數(shù)。

至于塑性黏滯系數(shù)則于流動(dòng)性混凝土中較易觀察，圖5為自密實(shí)混凝土坍落流動(dòng)度試驗(yàn)所獲得的結(jié)果，其中當(dāng)坍落流動(dòng)度達(dá)直徑50公分時(shí)，其所需的時(shí)間記為T(mén)50，而參考國(guó)外研究數(shù)據(jù)可知，T50與塑性黏滯系數(shù)呈正相關(guān)的趨勢(shì)，因此新拌混凝土的黏滯性越高，則混凝土流動(dòng)需求的時(shí)間將越長(zhǎng)。

圖3 不同混凝土的非牛頓流體行為[1]

圖4 混凝土坍落度與屈服應(yīng)力的關(guān)系[2]

圖5 坍落流動(dòng)度T 50的表現(xiàn)[2]

除從新拌混凝土試驗(yàn)獲知流變行為外，混凝土施工過(guò)程亦與流變行為息息相關(guān)，例如澆注施工時(shí)振動(dòng)搗實(shí)的過(guò)程，即是提供混凝土額外能量以克服其屈服應(yīng)力，使混凝土進(jìn)行流動(dòng)，或是增加用水使固體顆粒之間有為更多的潤(rùn)滑，減低臨界應(yīng)力的值，使混凝土較易流動(dòng)；然而水的增加亦將降低黏滯性，過(guò)量的水易導(dǎo)致混凝土的黏滯性太低而無(wú)法支撐骨料受重力沉降的行為，最終產(chǎn)生混凝土析離的情形。

配比對(duì)混凝土流變性質(zhì)的影響

混凝土的流變性質(zhì)主要取決于配比比例與原物料性質(zhì)，依ACI 238.1R的建議，包括水泥用量、用水量、骨料因子、化學(xué)摻料類(lèi)型、礦物摻料種類(lèi)及纖維等，對(duì)于混凝土流變行為皆有不同的影響性；其中，水泥、用水量時(shí)或水灰比的增加，將直接提高混凝土配比中漿體的體積量，因此對(duì)于屈服應(yīng)力與黏滯性而言，皆會(huì)同時(shí)降低其數(shù)值，而使新拌混凝土更易流動(dòng)。

圖6 T 50與塑性黏滯性的關(guān)系[2]

骨料部分則是用量越高，屈服應(yīng)力與黏滯性皆將越大幅提高而降低混凝土的流動(dòng)性；至于砂率的大小則有其最佳的影響范圍，參考下圖7可知，以礫石而言，砂率在35%~40%范圍時(shí)，混凝土可具有最小的屈服應(yīng)力值（約600Pa~800Pa），但最小的黏滯系數(shù)則落于砂率為30%時(shí)（300Pa·s），而離開(kāi)此砂率范圍，則新拌混凝土的屈服應(yīng)力與黏滯系數(shù)皆將提高，混凝土的流動(dòng)性即隨之降低；此外，骨料的形狀與級(jí)配亦會(huì)影響屈服應(yīng)力與黏滯性，一般而言，使用級(jí)配佳、粒形圓滑的骨料，對(duì)新拌混凝土的流動(dòng)性皆有幫助。

圖7 砂率對(duì)屈服應(yīng)力與黏滯性的影響[2]

表1 混凝土配比參數(shù)對(duì)流變行為的影響[2]

化學(xué)外加劑品種對(duì)混凝土流變行為最為相關(guān)，當(dāng)使用高效減水劑（superplasticizer）時(shí)，可有效降低混凝土的屈服應(yīng)力，但對(duì)黏滯性的改變與否，則需與配比組成作共同評(píng)估；當(dāng)使用引氣劑（air-entraining agent）時(shí)，可改善混凝土的黏滯性，但對(duì)屈服應(yīng)力則需與配比組成作共同評(píng)估；當(dāng)使用黏度調(diào)整劑（viscosity modifying admixture）時(shí)，則混凝土的黏滯性與屈服應(yīng)力皆將提高；因此若一混凝土配比的坍流度大，但T50的量測(cè)值較高時(shí)，則可考慮增加微量的引氣劑，以調(diào)整混凝土的流變性。

圖8 混凝土配比因子對(duì)流變行為的影響[6]

圖9 混凝土泵送機(jī)制[3]

圖10 混凝土于泵送管內(nèi)的示意圖

至于礦物摻和料對(duì)于混凝土流變行為的影響，則與摻和料的種類(lèi)有關(guān)，通常粉煤灰的使用可降低屈服應(yīng)力，礦渣粉的使用將增加黏滯性，低摻量硅灰的使用可同時(shí)減少屈服應(yīng)力與黏滯性，但提高硅灰用量后則影響相反。最后，將配比中各因子對(duì)混凝土流變的影響性匯整如表1及圖8供參考。

混凝土流變行為對(duì)泵送的影響

圖11 混凝土于泵送管的流速曲線[5]

在了解混凝土流變行為與影響參數(shù)后，進(jìn)一步探討受混凝土流變行為影響最大的施工過(guò)程-混凝土泵送?；炷帘盟偷倪^(guò)程系利用活塞的原理，將油壓管的力量轉(zhuǎn)換輸出予混凝土，以使混凝土推送至欲澆注的工程現(xiàn)場(chǎng)，其機(jī)制如圖9所示。而在泵送的過(guò)程中，混凝土在泵送管中的情形如圖10所示，其由外而內(nèi)依序?yàn)楸盟凸?、?rùn)滑層與圓柱狀流體，潤(rùn)滑層（Lubricating Layer）為由水、水泥和砂所組成，在中央圓柱狀流體受壓推送時(shí)，起減小管壁間摩擦力作用；其中圓柱狀流體（Conic Plug）為混凝土主體，由骨料、砂和水泥顆粒所組成。根據(jù)流體力學(xué)理論，在泵送管中央形成的圓柱狀流體，其速率為一定值，且和骨料之間不會(huì)產(chǎn)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)，而潤(rùn)滑層的流速則呈一梯度變化，由中央圓柱狀流體的流速直接遞減至靠近管壁面的零流速，其混凝土于管中的流速剖面狀況則如圖11所示。

圖12 混凝土泵送后水流向示意圖[7]

圖13 SCC與傳統(tǒng)混凝土的泵送速度與壓力關(guān)系[4]

圖14 C 280-FL40與T 280-FL50配比泵送速度與泵送壓力的比較圖[8]

此外，泵送中的混凝土?xí)蛐枨笏抗┙o的多寡而區(qū)分為飽和、不飽和與過(guò)渡帶，此所謂的需求水量系指填充于混凝土空洞、骨料表面孔隙及潤(rùn)滑層的總水量，當(dāng)混凝土配比中的水量滿足泵送需求水量甚易超過(guò)，則泵送中的混凝土就像一種過(guò)飽和的流體，在這種情況下，混凝土很容易流動(dòng)到其他地方；但過(guò)多的水量將會(huì)造成混凝土喪失其黏聚性和均質(zhì)性，且當(dāng)壓力增加時(shí)，會(huì)使水分從流體中泌出，使泵送混凝土變成不飽和流，嚴(yán)重者將使得粗骨料堆積，造成塞管情形，如圖12所示。

至于流變性質(zhì)對(duì)泵送的影響則主要取決于流體剪應(yīng)力對(duì)于泵送需求能量的影響，因等管徑直線泵送距離間的壓力差ΔP與流體剪應(yīng)力τ呈線性正相關(guān)（如下式所示），故當(dāng)新拌混凝土的屈服應(yīng)力值或黏滯性較高時(shí)，需求的泵送壓力即越大，對(duì)泵送機(jī)具性能就有更高要求。

圖15 HVFA混凝土與其他高性能混凝土泵送速度與泵送壓力的比較圖[8]（單位長(zhǎng)度壓力損失v.s. 泵送速度）

另外，由參考圖13自密實(shí)混凝土與傳統(tǒng)混凝土的泵送比較可知，若泵送速度較慢（shear rate < 10），則自密實(shí)混凝土因具有較低的屈服伏應(yīng)力，所以產(chǎn)生的流體剪應(yīng)力亦較小，泵送需求的能量便較傳統(tǒng)混凝土為低；但若泵送的速度提高（shear rate > 25），則自密實(shí)混凝土因高黏滯性造成的流體剪應(yīng)力已較傳統(tǒng)混凝土為高，泵送需求的能量則將大于傳統(tǒng)混凝土的，而此時(shí)泵送速率、泵送設(shè)備能量或泵送管徑便需作相應(yīng)的改善，以達(dá)施工的需求。

除自密實(shí)混凝土外，HVFA混凝土的流變行為亦與傳統(tǒng)混凝土的不同，因HVFA配比中的用水量低（<150kg/m3），故需使用引氣劑作調(diào)整，否則其流體的剪應(yīng)力便相對(duì)較傳統(tǒng)混凝土的為高，同時(shí)泵送的需求能量亦應(yīng)隨的提升。參考HVFA的泵送研究資料可知（如圖14、圖15所示），流動(dòng)型HVFA配比（HVFA T280-FL50）與超高強(qiáng)度自密實(shí)混凝土的泵送行為相當(dāng)，而一般工作型的HVFA配比（HVFAC280-FL40）則與一般型自密實(shí)混凝土的泵送行為類(lèi)似。

壓力泌水與泵送的關(guān)系

雖然透過(guò)泵送設(shè)備性能的提升，可解決混凝土的流體剪應(yīng)力高而泵送不易的問(wèn)題，但混凝土在不同壓力泵送下，其流變行為會(huì)有所改變，甚至影響其可泵送性。參考文獻(xiàn)資料可知，各種配比混凝土都有一種不同的特定壓力值會(huì)使混凝土從飽和流變成不飽和流，超過(guò)這個(gè)壓力值則會(huì)使混凝土漿體與大顆粒骨料分離而阻塞管路，這個(gè)特定壓力即稱(chēng)為離析壓力（Segregation Pressure）。因此，當(dāng)泵送壓力大于離析壓力時(shí)，容易造成粗骨料和水泥漿體分離，導(dǎo)致泵送管堵塞，但當(dāng)泵送壓力太小時(shí)，會(huì)造成管壁摩擦力太大，故施工時(shí)以稍低于離析壓力為最好的泵送壓力。

混凝土中的離析壓力并非一特定值，其與混凝土中的用水量、水灰比、細(xì)骨料量有關(guān)聯(lián)性，因此國(guó)外建議以壓力泌水試驗(yàn)來(lái)評(píng)估混凝土的可泵性，其設(shè)備如圖16所示，試驗(yàn)時(shí)利用油壓給予混凝土3MPa的壓力，并量測(cè)混凝土于壓力施加后10秒與140秒的泌水量，試驗(yàn)后參考圖17以評(píng)估混凝土的可泵性與否，以坍度15cm的混凝土而言，其140秒泌水量與10秒泌水量的差值應(yīng)大于120cm3，混凝土始可具有泵送性，因此若混凝土的保水性不佳，在壓力施加的初始時(shí)間即產(chǎn)生大量泌水，則混凝土便容易變成不飽和流，而使粗骨料和水泥漿體分離，導(dǎo)致泵送管堵塞。

圖16 混凝土壓力泵送設(shè)備[9]

圖17 混凝土壓力泵送設(shè)備[5]

圖18 利用長(zhǎng)距離泵送試驗(yàn)評(píng)估混凝土配比的施工性

結(jié)論

混凝土是由水、膠結(jié)料、粗細(xì)骨料和化學(xué)摻料所拌和而成的非均質(zhì)體，其在硬化前的流變行為可以按牛頓流體考慮，而通過(guò)配比中各種材料的變動(dòng)，可對(duì)新拌混凝土的屈服應(yīng)力與黏滯性作調(diào)整，以達(dá)到較低的流體剪應(yīng)力，使混凝土易于泵送；另外，混凝土在壓力作用下的保水性亦是一需考慮的重點(diǎn)，此部分可透過(guò)壓力泌水試驗(yàn)進(jìn)行評(píng)估，但由于相關(guān)的研究甚少，建議同時(shí)藉由長(zhǎng)距離泵送試驗(yàn)的驗(yàn)證，以探討出合宜的混凝土泵送評(píng)估機(jī)制。

[1] Eric P. Koehler, Test Methods for Workability andRheology of Fresh Concrete, ACI Fall Convention, New Orleans, Louisiana, USA, 9 November, 2009.

[2] Peter Billberg, Factors AffectingWorkabilityandRheologyof Concrete,ACI Fall Convention, New Orleans, Louisiana, USA, 9 November,2009.

[3] http://www.symtec.co.jp/english/product.htm l

[4] Dimitri Feys, Ronny Verhoeven, Geert De Schutter, The paradox of SCC,Why does it require more pumpingpressure compared to TC ?,MagnelLaboratoryfor Concrete ResearchHydraulicsLaboratory.

[5] Browne Roger.D, Bam forth Phillip B. （1977） Tests to establish concrete pumpability, ACI JournalMay 1977, 193-203.

[6] 劉誼曦（詹穎雯指導(dǎo)），「自充填混凝土質(zhì)流行為之離散元素法參數(shù)研究」，碩士論文，臺(tái)灣大學(xué)土木工程系，臺(tái)北，2001。

[7] R A Crepas, Pumping Concrete Techniques and Applications,Concrete Constructions, Publ. Inc., USA, PP. 2.1-2.15, 1985.

[8] 顏聰、詹穎雯、楊仲家、陳豪吉、鄭瑞濱、林樹(shù)根等，「高粉煤灰摻量混凝土產(chǎn)制技術(shù)與應(yīng)用研究-期末報(bào)告」，臺(tái)灣電力股份有限公司，2011。

[9] Methods for Testing FreshLightWeight Aggregate Concrete,Economic Design and Construction withLight Weight Aggregate Concrete,Document BE96-3942/R4, December 1999.