何 真，蔣 睿，李 楊

（武漢大學(xué) 水資源與水電工程科學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430072）

1 研究背景

水工混凝土的工作性對(duì)水工建筑物的施工工藝和服役性能有著重要影響，是近年來水工混凝土科學(xué)設(shè)計(jì)的重要探索方向。一方面，水工混凝土普遍摻有粉煤灰、石粉等礦物摻合料和化學(xué)外加劑，其工作性日趨復(fù)雜［1-4］；另一方面，水工高性能混凝土、自密實(shí)混凝土等對(duì)工作性評(píng)價(jià)方法也提出了更高的要求［5-9］。新拌混凝土作為典型的黏彈塑性材料［10］，研究其流變性能不僅可以指導(dǎo)實(shí)際應(yīng)用中的工作性能調(diào)控，還有助于說明乃至改善其他與流動(dòng)有關(guān)的現(xiàn)象［11］，作為最接近混凝土性能的砂漿，其流變學(xué)行為則備受關(guān)注。

隨著評(píng)價(jià)和測(cè)試技術(shù)的發(fā)展，近年來有關(guān)礦物摻合料對(duì)于水泥基材料流變性能影響的研究取得了若干成果。例如，在顆粒粒度分布對(duì)流變性能的影響方面，Bentz等［12］基于水泥和粉煤灰的顆粒粒度分布以及兩者的相對(duì)比例3個(gè)變量，建立了水泥顆粒數(shù)量與屈服應(yīng)力之間的關(guān)系，認(rèn)為塑性黏度是總顆粒表面積或總顆粒密度的線性函數(shù)。Kwan等［13］認(rèn)為粉煤灰微珠可以填充水泥顆粒之間的空隙，從而增大堆積密度與水膜厚度，提升了流變性能。Zhao等［14］分析了流動(dòng)度與水泥凈漿內(nèi)部結(jié)構(gòu)之間的關(guān)系，將水泥凈漿中的水通過塑性極限與液態(tài)極限測(cè)試加以分類，認(rèn)為礦物摻合料與化學(xué)外加劑的加入可改變顆粒的堆積狀態(tài)及其對(duì)水分的吸附能力。Ferraris等［15］比較了6種不同的礦物摻合料，發(fā)現(xiàn)超細(xì)粉煤灰效果最佳，可在不增加用水量或外加劑摻量的情況下降低屈服應(yīng)力與塑性黏度，但未能從能量變化等角度對(duì)超細(xì)粉煤灰如何改善漿體流變性能做進(jìn)一步的探討。

在靜態(tài)流變測(cè)試廣泛開展的同時(shí)，基于振動(dòng)剪切作用的動(dòng)態(tài)流變測(cè)試也受到了學(xué)者們的關(guān)注［16-19］。Papo等［20］借助Rotovisko-Haake 20流變儀，以固定頻率下進(jìn)行時(shí)間掃描的方式，研究了水泥凈漿的水化進(jìn)程，建立了動(dòng)態(tài)流變參數(shù)與凝結(jié)時(shí)間之間的聯(lián)系，認(rèn)為動(dòng)態(tài)流變測(cè)試不會(huì)對(duì)漿體產(chǎn)生剪切破壞疊加作用，是一種更為精確的流變學(xué)測(cè)試方法。何真等［21］則采用固定振幅、頻率掃描的測(cè)試模式，研究了硅粉、礦渣等礦物摻合料的動(dòng)態(tài)流變行為。Nehdi等［19］詳細(xì)分析了在控制剪切速率的振動(dòng)作用模式下，水泥凈漿的黏彈性行為，認(rèn)為從低剪切應(yīng)力向高剪切應(yīng)力轉(zhuǎn)換的過程中，漿體由線彈性體轉(zhuǎn)變?yōu)轲ば砸簯B(tài)，其間的過渡應(yīng)力與靜態(tài)剪切作用模式下的屈服應(yīng)力相關(guān)。

上述研究表明，動(dòng)態(tài)流變測(cè)試方法能夠?qū)λ嗷牧系牧髯冃阅茏龈钊氲姆治?，也暗示?dòng)態(tài)流變和靜態(tài)流變之間存在一定的相關(guān)性，但目前針對(duì)水泥基材料靜態(tài)或動(dòng)態(tài)，尤其是動(dòng)態(tài)流變性能的測(cè)試仍以凈漿體系居多，缺少關(guān)于在骨料、礦物摻合料、化學(xué)外加劑等多因素耦合作用下的評(píng)價(jià)。不僅如此，實(shí)際工程中混凝土拌合物的變形往往大而迅速［22］，以往對(duì)水泥基材料動(dòng)態(tài)流變性能研究中普遍采用的小角度振動(dòng)剪切（SAOS）作用模式，難以貼合工程應(yīng)用實(shí)際。為此，本文擬從砂漿層面，同時(shí)運(yùn)用靜態(tài)與動(dòng)態(tài)流變測(cè)試技術(shù)，對(duì)靜態(tài)剪切與大角度振動(dòng)剪切（LAOS）作用下，新拌高性能砂漿的流變行為進(jìn)行研究，探討其黏彈塑性特征，以期為水工混凝土的精細(xì)化設(shè)計(jì)提供參考。

2 試驗(yàn)材料與試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 試驗(yàn)材料 使用湖北亞東PO 42.5級(jí)水泥，勃氏比表面積為342 m2/kg。此外，選用了粉煤灰微珠（FAM）和石灰石粉（LP）兩種礦物摻合料，各粉體材料的主要氧化物含量見表1。骨料為標(biāo)準(zhǔn)砂，液態(tài)聚羧酸減水劑的固含量為40%。

表1 水泥、FAM及LP的化學(xué)組成 （單位：%）

采用掃描電子顯微鏡（SEM）觀測(cè)了FAM與LP的顆粒形貌（如圖1），可以看出，F(xiàn)AM的顆粒呈球狀，LP則主要為不規(guī)則顆粒，且FAM顆粒尺寸遠(yuǎn)小于LP。借助激光粒度分析儀對(duì)各粉體材料進(jìn)行顆粒粒度測(cè)試，粒徑分布結(jié)果如圖2。從圖2可以看出，水泥、FAM和LP的中位粒徑（d（50））分別為11.64、1.80和4.94 μm，且FAM的粒徑分布較水泥與石灰石粉更為集中。

圖1 FAM和LP顆粒的SEM圖像（5000倍）

2.2 試樣制備與數(shù)據(jù)采集 使用Hobart A200C攪拌機(jī)進(jìn)行拌合，共計(jì)4 min。粉料和砂先在1檔轉(zhuǎn)速下干混1 min，然后加入水與減水劑后繼續(xù)攪拌2 min；再靜置1 min，最后調(diào)至2檔快速攪拌1 min。試驗(yàn)采用膠砂質(zhì)量比（b/s）為1.0、固定水膠比（w/b）為0.25不變，F(xiàn)AM或LP以等質(zhì)量取代水泥的方式摻入，其中純水泥砂漿試驗(yàn)組用C0表示，F(xiàn)AM與LP的摻量均為20%，對(duì)應(yīng)的砂漿樣品分別用F2與L2表示。根據(jù)規(guī)范GB 50119-2013混凝土中外加劑適應(yīng)性檢測(cè)原則，通過調(diào)整減水劑的用量，控制各組砂漿在試模提起后10 s的擴(kuò)展度為35±2 cm，C0、F2、L2的減水劑摻量分別為0.40%、0.25%、0.35%。

使用Schleibinger Viskomat XL型流變儀對(duì)各砂漿試驗(yàn)組的靜態(tài)和動(dòng)態(tài)流變性能進(jìn)行研究，砂漿樣品體積為3000 ml。在加水10、30和60 min時(shí)開展流變性能試驗(yàn)，記錄響應(yīng)扭矩值，靜態(tài)與動(dòng)態(tài)流變測(cè)試采用同一砂漿樣品，動(dòng)態(tài)流變測(cè)試完成后，隨即開展靜態(tài)流變測(cè)試。通過內(nèi)筒外部的循環(huán)水進(jìn)行溫度控制，確保試驗(yàn)溫度維持在25℃。

圖2 水泥、FAM和LP的顆粒粒度分布

圖3 流變?cè)囼?yàn)程序

靜態(tài)與動(dòng)態(tài)流變?cè)囼?yàn)程序如圖3所示，試驗(yàn)程序具體如下：（1）靜態(tài)流變?cè)囼?yàn)程序?？刂妻D(zhuǎn)速以12.5 r/min的速率，在2 min內(nèi)從0持續(xù)增加至25 r/min，然后又在接下來的2 min內(nèi)逐漸降至0。相應(yīng)的角速度也在2 min內(nèi)持續(xù)地從0增加至2.62 rad/s，并在接下來的2 min內(nèi)逐漸降至0。（2）動(dòng)態(tài)流變?cè)囼?yàn)程序。振動(dòng)角度的幅度固定為2.5°，控制振動(dòng)頻率在1 min內(nèi)從0增加到2 Hz，在接下來的1 min內(nèi)逐漸降至0。相應(yīng)的角速度在1 min內(nèi)從0增加到12.57 rad/s，并在接下來的1 min內(nèi)逐漸降至0。

2.3 流變?cè)囼?yàn)數(shù)據(jù)處理方法 靜態(tài)流變的試驗(yàn)?zāi)Ｊ胶偷玫降牧髯兦€如圖4所示。在靜態(tài)剪切作用下，圓筒作持續(xù)圓周運(yùn)動(dòng)，顆粒各層之間存在相對(duì)滑移，一般而言，新拌砂漿、混凝土和凈漿的靜態(tài)流變行為基本符合Bingham模型［23］，當(dāng)剪切應(yīng)力超過屈服應(yīng)力后，材料開始流動(dòng)，內(nèi)部各流動(dòng)層之間的相互作用通過塑性黏度表示，即：

式中：T為扭矩，N·mm；N為轉(zhuǎn)速，r/min；q為試樣的屈服扭矩，N·mm；h為塑性黏度，N·mm·min。

通常利用轉(zhuǎn)速下行段的扭矩-轉(zhuǎn)速數(shù)據(jù)進(jìn)行Bingham模型擬合。同時(shí)，新拌混凝土在轉(zhuǎn)速較低的情況下，內(nèi)部形成塞流，漿體并未完全發(fā)生流動(dòng)，該區(qū)域在Bingham模型擬合的過程中不予考慮，本文下行段曲線擬合起始轉(zhuǎn)速為5 rpm。

此外，也常用表觀黏度對(duì)材料的流動(dòng)特性進(jìn)行表征，表觀黏度直接通過剪切應(yīng)力與剪切速率的比值得到，一般認(rèn)為，表觀黏度除不可逆的黏性流動(dòng)部分外，還包括了可逆的彈性變形部分，其計(jì)算如下式：

圖4 新拌砂漿的靜態(tài)流變曲線

圖5 新拌砂漿的動(dòng)態(tài)流變曲線

式中：hp為表觀黏度，N·mm·s。

動(dòng)態(tài)流變的測(cè)試原理及得到的扭矩-角度數(shù)據(jù)如圖5所示。不同于靜態(tài)流變測(cè)試中的持續(xù)轉(zhuǎn)動(dòng)，動(dòng)態(tài)流變測(cè)試中，在周期性振動(dòng)剪切作用下，試樣作周期性往復(fù)運(yùn)動(dòng)。由于存在結(jié)構(gòu)的部分破壞，大角度振動(dòng)剪切作用下，新拌砂漿的響應(yīng)扭矩信號(hào)并非理想的正弦形式，且隨著測(cè)試的進(jìn)行，單個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)響應(yīng)扭矩的最大值T0也在不斷變化。根據(jù)動(dòng)態(tài)流變學(xué)理論［16］，混凝土拌合物的彈性性能可以用彈性模量或儲(chǔ)能模量G′來描述，黏塑性性能可以用損耗模量或黏性模量G″來描述，G′體現(xiàn)了砂漿內(nèi)部顆粒所形成的物理交聯(lián)網(wǎng)絡(luò)的密集程度，G″則對(duì)應(yīng)于絮凝網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)流態(tài)改變需耗散的能量大小，其計(jì)算可按下式進(jìn)行：

式中：G*為復(fù)數(shù)模量，N·mm；?φ為激勵(lì)信號(hào)和響應(yīng)信號(hào)的相位差，介于0和π/2之間，rad；T0為單個(gè)周期內(nèi)扭矩的最大值，N·mm；γ0為振動(dòng)角度的幅度，rad；η*為復(fù)數(shù)黏度，N·mm·s；ω為角速度，1/s。

動(dòng)態(tài)流變的試驗(yàn)結(jié)果借助Lissajous曲線擬合的方法，利用自編程序進(jìn)行處理與計(jì)算，即對(duì)各掃描頻率下各周期的扭矩-應(yīng)變曲線進(jìn)行擬合，得到G*與?φ，通過式（3）計(jì)算得到G′與G″，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)對(duì)砂漿黏彈性行為的評(píng)價(jià)。

3 試驗(yàn)結(jié)果與討論

3.1 基于靜態(tài)流變測(cè)試結(jié)果的黏塑性特征 不同砂漿試驗(yàn)組在水化10、30和60 min的靜態(tài)流變曲線如圖6，剪切上行段采集到的數(shù)據(jù)以空心符號(hào)表示，剪切下行段采集到的數(shù)據(jù)以實(shí)心符號(hào)表示。由圖6可以看出，各體系上行段曲線與下行段曲線并不重合，其所圍成的面積反映了砂漿的觸變性。采用Bingham模型對(duì)下行段曲線進(jìn)行擬合得到各體系的流變參數(shù)見表2?？梢钥闯觯S水化時(shí)間的延長，各體系屈服應(yīng)力、塑性黏度、滯回環(huán)面積均不斷增大。這是由于水化程度提高帶來水化產(chǎn)物相的量增加，絮凝效應(yīng)增強(qiáng)，顆粒間發(fā)生相對(duì)位移前的機(jī)械咬合力和表面作用力增大，表現(xiàn)為屈服應(yīng)力增加；流動(dòng)發(fā)生后，各流層間內(nèi)聚力與摩擦力增大，故而塑性黏度增大。觸變性同樣源于膠凝材料水化產(chǎn)物的絮凝特性，水泥水化前后固體表面積可增大數(shù)萬倍，所形成的漿體-凝膠立體結(jié)構(gòu)網(wǎng)，可被看作是熱力學(xué)上不穩(wěn)定的二相系統(tǒng)，隨著凝膠產(chǎn)物量的增加，顆粒接觸點(diǎn)增多，觸變性增強(qiáng)，滯回環(huán)面積增大。

圖6 不同水化時(shí)段的靜態(tài)流變曲線

摻入FAM或LP后，屈服應(yīng)力、塑性黏度以及滯回環(huán)面積均明顯低于基準(zhǔn)組，且F2組的降低幅度較大，出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因與FAM和LP的細(xì)度、水化活性和表面特性等有很大關(guān)系。FAM和LP的活性遠(yuǎn)小于水泥，等質(zhì)量取代水泥后，導(dǎo)致漿體中單位體積內(nèi)水泥的量減少，有效水灰比增大，削弱了顆粒的團(tuán)聚效應(yīng)。另一方面，F(xiàn)AM和LP的細(xì)度均小于水泥，摻入后能夠較好地分散在水泥顆粒之間，使得漿體中自由水量增多，膠凝材料顆粒表面水膜厚度增加，漿體的流動(dòng)性增大。上述各類效應(yīng)相互作用、相互影響［24-25］。當(dāng)施加持續(xù)剪切作用時(shí)，減水劑摻量的少量差異帶來的影響并不明顯，漿體靜態(tài)流變性能主要取決于膠凝材料的組成與摻量，也反映出靜態(tài)流變測(cè)試方法在砂漿流變性能精細(xì)化考量上的不足。不僅如此，受限于測(cè)試方法與評(píng)價(jià)模型，靜態(tài)流變測(cè)試難以實(shí)現(xiàn)對(duì)砂漿內(nèi)部網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)密集程度及能量損耗情況的有效評(píng)價(jià)。

表2 不同水化時(shí)段的靜態(tài)流變參數(shù)

3.2 基于動(dòng)態(tài)流變測(cè)試結(jié)果的黏彈性特征 由于大角度振動(dòng)剪切對(duì)交聯(lián)網(wǎng)絡(luò)的部分破壞作用，砂漿樣品的G″明顯高于G′，黏性行為占主導(dǎo)，各試驗(yàn)組在不同水化時(shí)段的G′與G″隨振動(dòng)頻率的變化如圖7所示。從圖7可以看出：（1）各試驗(yàn)組的G′基本分布在2～3 N·mm范圍內(nèi)，頻率上行段曲線和下行段曲線基本重合，頻率對(duì)G′的影響較小，但數(shù)據(jù)點(diǎn)的離散程度不同，這可能與膠材體系的組成有關(guān)?？傮w上，F(xiàn)2與L2組不同水化時(shí)段的G′隨頻率的變化曲線較為集中，且相對(duì)C0組略有上移，表明FAM與LP的摻入提升了砂漿的局部整體性。（2）G″具有明顯的頻率與時(shí)間依賴性。在頻率上行階段，G″隨頻率的增加先降低后趨于穩(wěn)定；而在頻率下行段，G″隨頻率的降低而逐漸降低。這種現(xiàn)象可能是因?yàn)樵陬l率上行段，初始網(wǎng)絡(luò)被迅速打破，故而在測(cè)試初期G″較大，后隨著振動(dòng)剪切作用的持續(xù)進(jìn)行，漿體顆粒間的交聯(lián)搭接與絮凝態(tài)被部分破壞，流動(dòng)性增加，表現(xiàn)為G″逐步降低。水化時(shí)間對(duì)G″的顯著影響，主要與水化產(chǎn)物相的生成及樣品中多相粒子的堆積與搭接有關(guān)。在水化10 min時(shí)，C0組、L2組及F2組的G″依次增大，表明在減水劑作用效果最為明顯的水化初期，動(dòng)態(tài)流變測(cè)試技術(shù)可以敏感地捕捉到減水劑摻量差異帶來的G″不同。（3）隨水化時(shí)間的延長，F(xiàn)2組、L2組的G″變化規(guī)律與C0組類似，但變化幅度明顯低于C0，這可能是由于F2組與L2組中FAM和LP等質(zhì)量取代了部分水泥，降低了測(cè)試時(shí)段內(nèi)水化產(chǎn)物的生成量，水化產(chǎn)物顆粒間團(tuán)聚效應(yīng)被削弱，且由于FAM與LP的密度小于水泥，單位體積砂漿內(nèi)漿體含量較高，降低了內(nèi)摩擦力，漿體發(fā)生流動(dòng)時(shí)所需的能量壁壘降低，因而損耗模量較小。

圖7 不同水化時(shí)段G′與G″隨振動(dòng)頻率的變化曲線

3.3 靜態(tài)與動(dòng)態(tài)流變參數(shù)之間的差異和聯(lián)系 對(duì)比靜態(tài)與動(dòng)態(tài)流變測(cè)試結(jié)果發(fā)現(xiàn)，動(dòng)態(tài)流變測(cè)試可以得到不同水化時(shí)段內(nèi)，能量損耗隨振動(dòng)頻率改變的變化情況，數(shù)據(jù)信息更為豐富。靜態(tài)流變?cè)囼?yàn)表明，各體系砂漿的屈服應(yīng)力與塑性黏度隨水化時(shí)間的延長逐漸增加，且F2、L2組的屈服應(yīng)力與塑性黏度均低于C0組，G″的變化曲線不僅很好地契合了靜態(tài)流變?cè)囼?yàn)結(jié)果，且直觀地描述了砂漿從最初的絮凝結(jié)構(gòu)被迅速打破到形成較穩(wěn)定流動(dòng)的過程中能量損耗的變化。與此同時(shí)，對(duì)于靜態(tài)流變難以描述的彈性性能，也在一定程度上予以呈現(xiàn)。然而，由于作用模式的差異，靜態(tài)流變參數(shù)為單一數(shù)據(jù)點(diǎn)，且動(dòng)態(tài)流變測(cè)試中剪切作用的角速度顯著高于靜態(tài)流變測(cè)試，不能直觀地從數(shù)值上進(jìn)行比較，故從砂漿黏度與能量損耗等角度對(duì)靜態(tài)與動(dòng)態(tài)流變性能之間的關(guān)系作進(jìn)一步討論。

靜態(tài)流變測(cè)試得到的表觀黏度hp曲線與動(dòng)態(tài)流變測(cè)試得到的復(fù)數(shù)黏度η*曲線表現(xiàn)出一定的相似性，見圖8。從圖8可以看出，（1）當(dāng)角速度ω增大時(shí)，hp與η*逐漸減小，并趨于穩(wěn)定；（2）在相同頻率下，η*應(yīng)大于表觀黏度，這主要源于砂漿對(duì)不同剪切作用方式的響應(yīng)差異，也表明動(dòng)態(tài)測(cè)試方法對(duì)黏度的變化更為敏感。

圖8 靜態(tài)表觀黏度hp與動(dòng)態(tài)復(fù)數(shù)黏度η*隨角速度的變化曲線.

靜態(tài)流變測(cè)試中流變曲線上行段與下行段所包圍的滯回環(huán)面積因體系不同以及隨水化時(shí)間的變化規(guī)律，與動(dòng)態(tài)流變測(cè)試中G″-轉(zhuǎn)速曲線所包圍面積的變化情況也十分類似，如圖9。從圖9可以看出，兩者均為剪切作用過程中能量損耗的表征。隨著水化時(shí)間的延長，砂漿隨剪切作用持續(xù)運(yùn)動(dòng)所需施加能量增加。整體而言，F(xiàn)2起始流動(dòng)所需能量最低，L2次之，而C0最大。此外，在水化10 min時(shí)，C0組得益于減水劑的作用，雖然其G″-轉(zhuǎn)速曲線所包圍面積最小，砂漿流動(dòng)過程中的能量損失最低，但隨著水化時(shí)間的延長，后期增長幅度較大，表明砂漿的流動(dòng)度保持能力較弱。通過對(duì)靜態(tài)與動(dòng)態(tài)流變參數(shù)變化情況的分析，證明了摻入FAM與LP有助于改善砂漿工作特性。

圖9 靜態(tài)滯回環(huán)面積與動(dòng)態(tài)“G″-轉(zhuǎn)速”曲線包圍面積關(guān)系曲線

4 結(jié)論

本文基于靜態(tài)與動(dòng)態(tài)流變學(xué)理論，利用共軸圓筒式流變儀研究了新拌水泥砂漿的流變行為，得到以下主要結(jié)論：（1）在傳統(tǒng)的靜態(tài)剪切作用下，新拌水泥砂漿的屈服應(yīng)力、塑性黏度與觸變性均隨水化時(shí)間的延長逐漸增加，在加入粉煤灰微珠與石灰石粉后，上述各項(xiàng)參數(shù)值減小，隨水化時(shí)間的增長幅度亦較低，且以粉煤灰微珠的效果更為明顯。（2）在大角度振動(dòng)剪切作用下，新拌水泥砂漿的損耗模量顯著高于儲(chǔ)能模量，表現(xiàn)出較明顯的黏性行為，粉煤灰微珠與石灰石粉加入后，新拌砂漿的儲(chǔ)能模量略有提高，損耗模量有所降低，拌合物表現(xiàn)出較好的局部穩(wěn)定性。（3）復(fù)數(shù)黏度（η*）與靜態(tài)流變測(cè)試得到的表觀黏度（hp）隨角速度的變化曲線表現(xiàn)出一定的相似性。用以表征靜態(tài)測(cè)試中能量損耗的滯回環(huán)面積隨時(shí)間的變化規(guī)律，與動(dòng)態(tài)流變測(cè)試中G″-轉(zhuǎn)速曲線所包圍面積的變化規(guī)律也十分接近。

總體而言，同時(shí)開展動(dòng)態(tài)流變測(cè)試與靜態(tài)流變測(cè)試，可以更系統(tǒng)地探尋砂漿在外力作用下黏度、能量損耗等的變化特征，應(yīng)當(dāng)作為混凝土流變性能研究的重點(diǎn)之一，可在后續(xù)的工作中作深入探索，以更好地指導(dǎo)水工高性能、自密實(shí)混凝土等工程應(yīng)用實(shí)踐。

［1］VIKAN H，JUSTNES H.Rheology of cementitious paste with silica fume or limestone［J］.Cement and Concrete Research，2007，37（11）：1512-1517.

［2］鄧德華，朱蓉，彭建偉，等.超塑化劑和石灰石粉對(duì)水泥漿剪切增稠行為的影響［J］.建筑材料學(xué)報(bào)，2013，16（5）：744-751.

［3］PUERTAS F，VARGA C，ALONSO M M.Rheology of alkali-activated slag pastes.Effect of the nature and con?centration of the activating solution［J］.Cement and Concrete Composites，2014，53（10）：279-288.

［4］楊夢(mèng)卉，何真，楊華美.碾壓混凝土中高摻石灰石粉與粉煤灰的耦合作用［J］.水利學(xué)報(bào)，2017，48（4）：488-495.

［5］SFIKAS I P，BADOGIANNIS E G，TREZOS K G.Rheology and mechanical characteristics of self-compacting concrete mixtures containing metakaolin［J］.Construction and Building Materials，2014，64（64）：121-129.

［6］GRZESZCZYK S，JANOWSKA-RENKAS E.The influence of small particle on the fluidity of blast furnace slag cement paste containing superplasticizers［J］.Construction and Building Materials，2012，26（1）：411-415.

［7］羅素蓉，陳偉妹，王雪芳.橡膠自密實(shí)混凝土斷裂性能試驗(yàn)研究［J］.水利學(xué)報(bào)，2015，46（2）：217-222.

［8］MENG W，KHAYAT K H.Improving flexural performance of ultra-high-performance concrete by rheology con?trol of suspending mortar［J］.Composites Part B Engineering，2017，117：26-34.

［9］LOMBOY G R，WANG X，WANG K.Rheological behavior and formwork pressure of SCC，SFSCC，and NC mix?tures［J］.Cement and Concrete Composites，2014，54（11）：110-116.

［10］ZHANG Y，KONG X，GAO L，et al.In-situ，measurement of viscoelastic properties of fresh cement paste by a microrheology analyzer［J］.Cement and Concrete Research，2016，79：291-300.

［11］黃大能.新拌混凝土的結(jié)構(gòu)和流變特征［M］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，1983.

［12］BENTZ D P，F(xiàn)ERRARIS C F，GALLER M A，et al.Influence of particle size distributions on yield stress and vis?cosity of cement-fly ash pastes［J］.Cement and Concrete Research，2012，42（2）：404-409.

［13］KWAN A K H，LI Y.Effects of fly ash microsphere on rheology，adhesiveness and strength of mortar［J］.Con?struction and Building Materials，2013，42（5）：137-145.

［14］ZHAO M，ZHANG X，ZHANG Y.Effect of free water on the flowability of cement paste with chemical or mineral admixtures［J］.Construction and Building Materials，2016，111（5）：571-579.

［15］FERRARIS C F，OBLA K H，HILL R.The influence of mineral admixtures on the rheology of cement paste and concrete［J］.Cement and Concrete Research，2001，31（2）：245-255.

［16］SUN Z，VOIGT T，SHAH S P.Rheometric and ultrasonic investigations of viscoelastic properties of fresh Port?land cement pastes［J］.Cement and Concrete Research，2006，36（2）：278-287.

［17］NACHBAUR L，MUTIN J C，NONAT A，et al.Dynamic mode rheology of cement and tricalcium silicate pastes from mixing to setting［J］.Cement and Concrete Research，2001，31（2）：183-192.

［18］NEHDI M，MARTINI S A.Estimating time and temperature dependent yield stress of cement paste using oscilla?tory rheology and genetic algorithms［J］.Cement and Concrete Research，2009，39（11）：1007-1016.

［19］NEHDI M，MARTINI S A.Effect of temperature on oscillatory shear behavior of Portland cement paste incorporat?ing chemical admixtures［J］.Journal of Materials in Civil Engineering，2007，19（12）：1090-1100.

［20］PAPO A，CAUFIN B.A study of the hydration process of cement pastes by means of oscillatory rheological tech?niques［J］.Cement and Concrete Research，1991，21（6）：1111-1117.

［21］HE Z，JIANG R，LI Y.Influence of silica fume，ground granulated blast furnace slag，fly ash microsphere and limestone powder on oscillation rheological behavior of mortar［C］//10th ACI/RILEM International Conference on Cementitious Materials and Alternative Binders for Sustainable Concrete（ICCM 2017）.Montreal，2017.

［22］HYUN K，WILHELM M，KLEIN C O，et al.A review of nonlinear oscillatory shear tests：Analysis and applica?tion of large amplitude oscillatory shear（LAOS）［J］.Progress in Polymer Science，2011，36（12）：1697-1753.

［23］PARK C K，NOH M H，PARK T H.Rheological properties of cementitious materials containing mineral admix?tures［J］.Cement and Concrete Research，2005，35（5）：842-849.

［24］謝友均，陳小波，馬昆林，等.石灰石粉對(duì)水泥-粉煤灰砂漿流變行為影響的研究［J］.鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2015（1）：59-65.

［25］張麗輝，郭麗萍，孫偉，等.高延性水泥基復(fù)合材料的流變特性和纖維分散性［J］.東南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2014，44（5）：1037-1040.