潘正華，蔣亞清，趙文昊

(河海大學(xué)力學(xué)與材料學(xué)院，南京 211100)

0 引 言

發(fā)展裝配式建筑，提高建筑節(jié)能水平，是“雙碳”背景下我國(guó)建筑業(yè)實(shí)施可持續(xù)發(fā)展戰(zhàn)略的重要方向[1]。多孔輕質(zhì)混凝土是裝配式建筑部件重要的基礎(chǔ)材料，具有密度低、質(zhì)量輕等優(yōu)點(diǎn)[2]，近年來(lái)受到了業(yè)界的廣泛重視。但多孔輕質(zhì)混凝土在攪拌、泵送、澆筑過(guò)程中容易出現(xiàn)泡沫不穩(wěn)定和陶粒上浮的現(xiàn)象，導(dǎo)致輕質(zhì)混凝土勻質(zhì)性不良，出現(xiàn)分層離析[3-4]，并造成混凝土整體強(qiáng)度不足[5]。李晉禹等[6]研究發(fā)現(xiàn)，控制泡沫的破損率可降低發(fā)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(wěn)定氣泡。周濤濤[7]通過(guò)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(rùn)固體顆粒表面，減少了顆粒之間流動(dòng)的自由水，漿體稠度提高。景帥帥[8]研究發(fā)現(xiàn)，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(jìn)一步減少了點(diǎn)面接觸的可能，減少了泡沫的破裂。周翔[9]研究發(fā)現(xiàn)，摻入羥丙基甲基纖維素醚(HPMC)，通過(guò)HPMC分子鏈相互搭接形成立體網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu),漿體黏度增加，提高了泡沫的穩(wěn)定性，從而解決泡沫混凝土由長(zhǎng)時(shí)間未固化而引起的塌模問(wèn)題。詹鎮(zhèn)峰等[10]通過(guò)優(yōu)選陶粒骨料、摻入粉煤灰等技術(shù)途徑，減少了陶粒上浮，配制出勻質(zhì)的混凝土。張郁[11]通過(guò)采取優(yōu)選較小粒徑的陶粒骨料、增大漿體的屈服剪切應(yīng)力和黏度等措施，減輕了陶粒的上浮情況，使陶?；炷粱w更為均勻。良好的勻質(zhì)性是輕質(zhì)混凝土達(dá)到預(yù)定質(zhì)量目標(biāo)的先決條件，而發(fā)泡漿體的流變特性是影響輕質(zhì)混凝土勻質(zhì)性的重要因素，直接決定著輕質(zhì)混凝土的泡沫穩(wěn)定性、宏觀性能的發(fā)展等。但目前關(guān)于發(fā)泡漿體流變特性對(duì)陶粒在漿體中勻質(zhì)性影響的公開(kāi)文獻(xiàn)報(bào)道較少，同時(shí)在實(shí)際生產(chǎn)中1 100級(jí)輕質(zhì)混凝土抗壓強(qiáng)度達(dá)到10 MPa的目標(biāo)也較難實(shí)現(xiàn)。

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

1 實(shí) 驗(yàn)

1.1 原材料

水泥：海螺P·Ⅱ52.5R級(jí)硅酸鹽水泥，性能指標(biāo)如表1所示；粉煤灰：南京火電廠Ⅱ級(jí)粉煤灰，活性指數(shù)為87%，技術(shù)指標(biāo)如表2所示；陶粒：南京平達(dá)工程有限公司提供，性能指標(biāo)如表3所示；發(fā)泡劑和增稠劑：南京平達(dá)工程有限公司提供的FM7型發(fā)泡劑(發(fā)泡倍數(shù)>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(biāo)Table 1 Performance indexes of cement

表2 粉煤灰技術(shù)指標(biāo)Table 2 Technical indexes of fly ash

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

1.2 輕質(zhì)混凝土制備方法

按表4試驗(yàn)配比，制備目標(biāo)密度為1 100 kg/m3的輕質(zhì)混凝土。先用攪拌機(jī)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(fā)泡劑置于發(fā)泡機(jī)內(nèi),通過(guò)向發(fā)泡機(jī)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(xù)攪拌30 s,攪拌結(jié)束后加入陶粒攪拌30 s,最后澆筑成型。

表4 1 100級(jí)輕質(zhì)混凝土配比Table 4 Mix proportion of 1 100 grade lightweight concrete

1.3 輕質(zhì)混凝土性能測(cè)試方法

力學(xué)性能試驗(yàn)：成型100 mm×100 mm×100 mm試件，標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d后，參照《泡沫混凝土》(JG/T 266—2011)進(jìn)行測(cè)試。

圖1 流變參數(shù)測(cè)試程序Fig.1 Rheological parameters test procedure

發(fā)泡漿體沉降距試驗(yàn)：按1.2節(jié)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(cè)量混凝土終凝之后料漿沉降距。

流變性能試驗(yàn)：采用BROOKFIELD RST-SST流變儀，按1.2節(jié)中加入陶粒前的攪拌順序攪拌發(fā)泡漿體，測(cè)定未加陶粒的新拌發(fā)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(zhǎng)度為30 mm的槳式轉(zhuǎn)子(VT-40-20)。測(cè)試程序如圖1所示，20 s內(nèi)剪切速率由0 s-1連續(xù)增加到100 s-1，靜停10 s后在60 s內(nèi)剪切速率從0 s-1增加到100 s-1，再在60 s內(nèi)從100 s-1連續(xù)下降至0 s-1。選取下降階段剪切速率為80～20 s-1的數(shù)據(jù)，使用H-B流變模型進(jìn)行擬合。H-B流變模型如式(1)所示。

(1)

1.4 分形維數(shù)計(jì)算方法

標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d后，在標(biāo)準(zhǔn)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(jì)盒維數(shù)Db來(lái)表征陶粒的分形特征[13]。

Db=lgNk/lgk-1

(2)

式中：Nk為邊長(zhǎng)為k的網(wǎng)格覆蓋住全部結(jié)構(gòu)的最小數(shù)量。

2 結(jié)果與討論

2.1 流變參數(shù)擬合結(jié)果

漿體流變性能會(huì)影響新拌輕質(zhì)混凝土的勻質(zhì)性[14]，H-B模型適用于新拌發(fā)泡漿體的流變參數(shù)擬合[15]，但無(wú)法直接得出漿體的塑性黏度，因此本文對(duì)H-B模型塑性黏度的轉(zhuǎn)化公式進(jìn)行推導(dǎo)。

新拌水泥基材料是一種可塑性流體，采用Bingham模型可以對(duì)大多數(shù)水泥基材料的流變模型進(jìn)行分析。Bingham模型流變擬合曲線如圖2(a)所示，剪切應(yīng)力隨剪切速率呈線性變化，計(jì)算方法比較簡(jiǎn)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(yīng)力與剪切速率分別為流變儀測(cè)試過(guò)程中得到的參數(shù)。

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(duì)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(duì)H-B模型進(jìn)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(jì)算。

(5)

新拌發(fā)泡漿體流變參數(shù)擬合結(jié)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(qiáng)，且會(huì)聚集在孔壁內(nèi)和氣孔表面，并以網(wǎng)絡(luò)狀附著于水泥水化產(chǎn)物表面，充當(dāng)一定的“微纖維”作用。同時(shí)，當(dāng)泡沫摻入到水泥漿體中時(shí)，泡沫表面帶有的負(fù)電荷會(huì)與水泥水化產(chǎn)生的Ca2+等相互吸引，使水化產(chǎn)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(yīng)力。因此，發(fā)泡漿體的黏度η和屈服應(yīng)力τ0不斷提高[16]。但泡沫不同于骨料，其在漿體中易變形，導(dǎo)致漿體間易流動(dòng)，具有一定的滾珠效應(yīng)，會(huì)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(wěn)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(shí)，增稠劑膠質(zhì)顆粒會(huì)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(shí)也抑制了絮凝結(jié)構(gòu)單元的形成,從而降低發(fā)泡漿體的黏度。因此，發(fā)泡漿體的黏度不斷提高，但提升幅度減小。

2.2 分形維數(shù)計(jì)算結(jié)果

圖3為HCJ3組輕質(zhì)混凝土中陶粒分布的分形維數(shù)計(jì)算，各組分形維數(shù)見(jiàn)表6。如圖3所示，lgNk與lgk-1具有良好的線性關(guān)系，表明分形維數(shù)可以準(zhǔn)確描述陶粒分布的復(fù)雜性和陶粒的填充能力。如表6所示，分形維數(shù)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(nèi)的運(yùn)動(dòng)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(shù)越大，陶粒在漿體中分布的空間幾何結(jié)構(gòu)越復(fù)雜，填充空間的能力越強(qiáng)[17]。

表5 發(fā)泡漿體的流變參數(shù)Table 5 Rheological parameters of foamed slurry

圖3 輕質(zhì)混凝土中陶粒分布的分形維數(shù)計(jì)算Fig.3 Fractal dimension calculation of ceramsite distribution in lightweight concrete

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

圖4 陶粒分布分形維數(shù)與發(fā)泡漿體沉降距的關(guān)系Fig.4 Relationship of fractal dimension of ceramsite distribution and settlement distance of foamed slurry

2.3 輕質(zhì)混凝土勻質(zhì)性分析

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

發(fā)泡漿體沉降距隨漿體黏度及屈服應(yīng)力變化的等值線圖如圖5所示。輕質(zhì)混凝土發(fā)泡漿體沉降高度與黏度和屈服應(yīng)力呈負(fù)相關(guān)。隨著黏度和屈服應(yīng)力的提高，硬化過(guò)程中表面張力提高，泡沫破滅難度提高，發(fā)泡漿體整體趨于穩(wěn)定。當(dāng)漿體黏度大于1.85 Pa·s、屈服應(yīng)力高于103.90 Pa時(shí)，沉降高度不足2.64 mm。

2.4 輕質(zhì)混凝土力學(xué)性能分析

發(fā)泡漿體沉降距和陶粒分布分形維數(shù)對(duì)輕質(zhì)混凝土抗壓強(qiáng)度的影響分別如圖6和圖7所示?；炷恋目箟簭?qiáng)度隨著發(fā)泡漿體黏度和屈服應(yīng)力的增加而提高，這是因?yàn)樵龀韯┮跃W(wǎng)絡(luò)狀附著于水泥水化產(chǎn)物表面，充當(dāng)一定的“微纖維”作用，具有增稠以及穩(wěn)泡功能，優(yōu)化了輕質(zhì)混凝土的孔結(jié)構(gòu)，使混凝土結(jié)構(gòu)更加密實(shí)[18-19]。當(dāng)漿體沉降距減小、陶粒分布分形維數(shù)提高時(shí)，混凝土整體勻質(zhì)性得到提升。輕質(zhì)混凝土的勻質(zhì)性會(huì)對(duì)其整體強(qiáng)度造成影響，因此輕質(zhì)混凝土強(qiáng)度不斷上升。

輕質(zhì)混凝土抗壓強(qiáng)度隨漿體黏度及屈服應(yīng)力變化的等值線圖如圖8所示。優(yōu)化發(fā)泡漿體流變性能可提升輕質(zhì)混凝土勻質(zhì)性，是提升輕質(zhì)混凝土力學(xué)性能的關(guān)鍵。當(dāng)漿體黏度大于1.74 Pa·s、屈服應(yīng)力大于92.87 Pa時(shí)，輕質(zhì)混凝土可獲得較好的勻質(zhì)性，可使1 100級(jí)輕質(zhì)混凝土獲得較好的力學(xué)性能，28 d抗壓強(qiáng)度可達(dá)到10 MPa, 能夠滿足預(yù)制件工廠的使用。

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

圖6 發(fā)泡漿體沉降距對(duì)輕質(zhì)混凝土抗壓強(qiáng)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(shù)對(duì)輕質(zhì)混凝土抗壓強(qiáng)度的影響Fig.7 Influence of fractal dimension of ceramsite distribution on compressive strength of lightweight concrete

圖8 輕質(zhì)混凝土抗壓強(qiáng)度隨流變參數(shù)變化的等值線圖Fig.8 Contour map of compressive strength of lightweight concrete with rheological parameters

3 結(jié) 論

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

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

3)具有高勻質(zhì)性和適宜抗壓強(qiáng)度的輕質(zhì)混凝土發(fā)泡漿體流變參數(shù)為：塑性黏度大于1.74 Pa·s，屈服應(yīng)力大于92.87 Pa。