混凝土泵送性能的影響因素與試驗評價方法

趙 筠

（北京江漢科技有限公司）

前言

混凝土工程施工中，“泵送”是常用的混凝土輸送與澆筑方法，大幅度提高了混凝土建筑的施工效率。從上世紀二、三十年代開始混凝土泵送輸送以來，泵送設備不斷更新換代，泵的技術性能越來越好。在此期間，混凝土配制與生產技術也取得了巨大進步。例如，廣泛應用了減水劑和礦物摻和料，可以配制高流動性或自密實混凝土，也可以配制高強、超高強（超高性能）混凝土，還可以針對使用環境配制高耐久混凝土，等等。然而，泵送混凝土技術發展至今，在配制“泵送性能好”的混凝土拌和物方面，技術的發展則相對落后，一直缺乏科學準確、簡單易行的方法評價混凝土拌和物是否適合以及是否容易泵送。目前的混凝土生產與施工中，新配制的混凝土（使用新原材料或新配合比）需要在實際的或模擬的泵送管線上，經過“真實泵送”測試拌和物泵送性能。圖1為迪拜哈利法塔（Burj Khalifa）工程施工前，進行混凝土泵送性能測試專門安裝的“真實泵送”管線和設備。這樣的泵送試驗測試裝置，占地大、成本高且費工費時，使泵送性能試驗門檻高、難度大，一般只有針對重大工程時能夠開展這樣的試驗測試，無法作為常規試驗廣泛應用于日常配制和生產的大量泵送混凝土。至今，泵送混凝土主要還是依靠經驗進行配合比設計，主要依靠工作性測試和經驗判斷拌和物是否適合泵送和進行改善。但是，經驗已經越來越難以應對現在多種類和多變化的原材料，也常常不適應現代混凝土的新特點（高流動性、自密實、低水膠比等），或不能解決現在遇到的新問題。隨著現在泵送施工應用越來越普及，工程現場泵送過程中也越來越頻繁地出現“意外”情況，如堵泵、堵管、坍落度急劇損失、泵送阻力過高等，成為嚴重困擾混凝土生產與施工技術人員的問題。

圖1 迪拜哈利法塔（Bu rj Khalifa）工程測試混凝土泵送性能的600m水平泵送管線[1]

從開始使用泵和管道輸送混凝土拌和物，工程技術人員就開始探索如何配制適合泵送的混凝土，可查閱到的最早相關文獻發表在1936年[2]。探索工作一方面是根據工程實踐積累的數據和經驗，總結對原材料和配合比的技術要求，作為配制泵送混凝土的指導（詳見第2.3節）；另一方面是研究嘗試建立試驗室方法，評價混凝土泵送性能。

通過回顧上世紀所總結的泵送混凝土配制經驗與試驗研究成果，結合本世紀的最新研究進展，我們實際上已經具備試驗室測試評價混凝土“泵送性能”的基本條件?？梢灶A期，在現有基礎上，再進一步完善試驗室測試裝置和方法，開展試驗室測試與真實泵送測試結果（參數）對比，并建立起可靠的系列泵送性能參數的要求或判斷標準，就可以建立起完整、科學、簡易、可靠的混凝土“泵送性能”測試與評價體系。這樣，泵送混凝土的配制與優化就變得簡單易行。使用經過泵送性能充分測試和得到確認的混凝土拌和物，是保證實際工程施工泵送順利進行的基礎。

首先，怎樣的混凝土拌和物“泵送性能”好呢？

1 混凝土泵送性能的涵義

混凝土拌和物的“泵送性能（pumpability）”包含“是否適合泵送”和“是否容易泵送”兩方面涵義，即需要從“可泵性”和“易泵性”兩方面進行性能評價?！翱杀眯浴敝富炷涟韬臀锬鼙槐盟?，一般不會堵塞管道，也不會在泵送過程失去工作性，是泵送施工順利進行的前提條件?！翱杀眯浴睂炷涟韬臀锏囊蟀ǎ?/p>

·有一定的流動性（坍落度超過5cm），易于充滿泵的缸體，在適當的泵壓力推動作用下能夠在管道中移動；

·有良好的粘聚性，在輸送過程和壓力作用下，不會產生過量的泌水、泌漿或離析，在正常泵送或重新起動時發生堵泵、堵管的可能性很??；

·在泵送壓力和剪切作用下，拌和物不會產生過大的流動性（工作性）損失。

·不會在泵送中斷時因處于靜置狀態快速損失流動性，而導致重新啟動泵送的阻力過大或無法恢復流態；

“易泵性”指混凝土拌和物在管道中流動阻力的相對高低，關系到泵送相同的距離或高度需要泵壓的高低，決定了泵送施工的效率。在遠距離、高程或超高程泵送時，以及較大混凝土結構施工時，對混凝土拌和物的“易泵性”就會提出比較高的要求。

因此，混凝土拌和物的泵送性能“好”，意味著“可泵（pumpable）”并且“易泵（easy to be pumped）”。泵送性能屬于混凝土工作性之一，是受到多種因素影響并且需要多方面“平衡兼顧”的一種性能，因此無法用單一試驗進行測試評價?！罢鎸嵄盟汀笨梢詸z驗多種因素綜合作用的效果，因此是測試檢驗泵送性能最有效、最可靠的方法，但試驗裝置大、測試成本高，無法作為常規試驗方法廣泛使用。然而，泵送性能也可以分解為上述多個方面進行測試和評價，即：用工作性、泌水指標、流動性損失速率（靜置、壓力和剪切作用下）等試驗，檢驗可泵性；用泵送阻力試驗測試易泵性。這樣，綜合了泵送性能所涉及的各個側面，也能夠比較全面地評價混凝土泵送性能。

泵送過程在壓力或剪切作用下的流動性或工作性較快損失，是現代混凝土出現的新問題，檢驗測試方法并不復雜（在本文第6節探討）。易泵性測試一直是試驗室試驗的難點。如今，在長期研究積累的基礎上已經取得了突破性進展。首先，確認了混凝土拌和物的泵送阻力本質上是泵送過程形成“潤滑層”的摩擦阻力；其次，發現“泵送壓力－流速關系”近似線性，直線的截距和斜率參數就反映了摩擦阻力的高低。這樣，通過測試鋼－混凝土拌和物界面摩擦阻力，如法國研發的“同軸圓柱摩擦儀”（Coaxial Cylinder Tribometer），可以間接測試與評價易泵性。最近，德國成功設計出科學簡易的試驗裝置“滑管式流變儀”（Sliding Pipe Rheometer），可以方便地直接測試“壓力－流速關系”和評價易泵性（在3~5節中介紹相關研究成果）。

2 泵送性能測試與配制泵送混凝土的經驗方法

2.1 “可泵性”的試驗測試與評價

在長期的混凝土泵送施工中，堵泵堵管是最常遇到的問題?；炷涟韬臀镏钥梢员盟?，是依靠水泥砂漿包裹粗骨料、水泥凈漿包裹細骨料傳遞泵壓力和潤滑拌和物而流動。在管道中如果拌和物發生泌水或泌漿離析，粗細骨料失去漿體的包裹潤滑（如圖2所示），骨料與管壁的摩擦阻力會驟然增大，就可能發生堵管。同樣，如果拌和物入泵時就發生離析，很可能導致堵泵。因此，“可泵”的首要條件是拌和物不離析，至少不產生過度離析。最早避免拌和物離析的方法，主要根據經驗和依靠良好的骨料級配、砂漿含量、粉料（細砂和水泥）含量等保證。

圖2 泌水、離析對泵送影響示意圖[3]

英國R.D. Browne和P.B. Bam forth[3]經過長達8年的泵送試驗研究，試圖建立檢驗新拌混凝土泵送性能特征值的測試方法，包括：（1）用壓力泌水試驗測試混凝土“脫水”的內部阻力；（2）測定總體骨料的空隙率，輔助泵送混凝土配制；（3）在泵送管線上測試壓力，評價泵的效率和性能，以及混凝土泵送性能。他們認為，在壓力作用下混凝土拌和物快速“脫水”是導致堵管的重要原因（參考圖2），因此研制了圖3所示壓力泌水試驗裝置。

圖3 壓力泌水試驗裝置[3]

壓力泌水試驗方法：將混凝土拌和物分兩層裝入125mm缸中（不搗實），加壓到35kgf/cm2（約3.5MPa），然后打開泌水閥，記錄10秒和140秒泌水體積V10和V140。試驗顯示，各種坍落度的混凝土拌和物，在140秒以后壓力泌水量很小，因此試驗到140秒就可以終止。典型的壓力泌水試驗結果如圖4a所示，其中V10高、V140低，不能泵送；V10低、V140高，可泵送。Browne等認為，壓力作用下快速排出的水量V10，代表了混凝土拌和物中多余的水分；壓力作用140秒后，拌和物中的水處于被壓縮顆粒的空隙中，不易被擠壓出。新拌混凝土“脫水”快（泌水多），V10較大，（V140－V10）則相對?。环粗?，（V140－V10）較大，則表明混凝土具有較好的可泵性，因為（V140－V10）代表了顆粒之間起潤滑作用的有效水量。用最大骨料粒徑（Dmax）20mm的混凝土進行試驗，得到可泵送（V140－V10）最小值定量結果如圖4b所示。這樣，測試混凝土拌和物的坍落度、V10和V140，計算（V140－V10），然后在圖4b確定是否達到最小允許值，就能夠判斷混凝土是否可以泵送。需要指出，壓力泌水試驗是用來判斷混凝土拌和物發生堵泵堵管的危險性，也可以判斷拌和物多余水量的高低，作為改善配合比設計的參考，但不能用于判斷混凝土泵送阻力或“易泵性”。此外，圖4b中“可泵”與“不可泵”界限的劃分，是有限試驗（Dmax=20mm的混凝土）得到的結果，并不一定普遍適用。

圖4 （a）壓力泌水試驗典型的排水量－時間曲線 （b）依據壓力泌水試驗結果判斷可泵性[3]

圖5 泌水速率試驗（a）試驗儀和試驗程序（b）泌水量與時間關系曲線示例[5]

張晏清等[4]試驗研究用坍落度（S）和140秒壓力泌水總水量（V140）兩個指標表征混凝土可泵性，結合實際工程泵送施工的驗證，將可泵性分為良好、中等和不可泵三個等級：S<16cm，壓力泌水量（V140）在70m l~110ml之間，混凝土可泵性良好；S<8cm，或V140>130m l，或V140<40m l，不可泵；介于以上范圍，可泵性中等。此外，認為混凝土拌和物穩定性由加水量和小于0.3mm的細粉體積決定；砂漿體積與砂漿流動性共同作用決定混凝土流動性；減水劑和粉煤灰可提高可泵性。

法國D. Kaplan等[5]建立和使用一個148m長的“真實泵送”試驗管線系統，進行了68次不同混凝土拌和物泵送測試（包括許多發生堵管情況），研究堵管產生的過程和機理，以及避免的方法。其試驗研究發現，混凝土拌和物組成、泵管系統設計或泵送過程操作不當，均可能誘發堵管，并可能發生在泵送的任何階段包括潤滑管道（潤管）、泵送、中斷重新啟動和清洗管道階段。堵管產生原因和防止方法簡述如下：

圖6 泌水速率與可泵性之間的關系[5]

·潤管階段堵管：活塞式泵的每次推進，會使混凝土的粗骨料在潤管水泥漿中前移，在水平管段跑到潤管漿體前面并聚集，達到一定量就會發生堵管。堵塞容易發生在彎管處和安裝安全閥、流量計等部位。避免的方法包括，在泵料斗混凝土不要與潤管水泥漿混和，應待潤管漿液全部出了泵的料斗，再加入混凝土，或潤管漿與混凝土之間用砂漿隔離；潤管階段，泵宜以低速運行；使用潤管水泥漿的量應與管道長度相適應，每20m長管用約50kg水泥（潤管水泥漿水灰比0.5~0.8）。

·泵送過程堵管：骨料最大粒徑（Dmax）超過管直徑1/4可能導致穩定泵送狀態的堵管；快速提高泵送速率，有時可引起錐形管道（直徑減?。┎课欢氯?；局部的干擾如相連管節磨損程度不同、安裝流量計或有橡膠管段等，可能誘發堵塞產生；混凝土拌和物在泵料斗中發生離析，可能大幅度增大進入管道的拌和物粗/細骨料比（C/F比），并因而發生堵塞；混凝土拌和物本身粗/細骨料比大，可能在泵料斗形成“拱”，使拌和物下料不暢，大量空氣進入管道形成壓縮空氣氣囊，可能導致拌和物不穩定流動和引發堵塞；混入混凝土中異物，如大石塊、長金屬絲等，也可能導致堵塞。

·泵送過程中斷，重新啟動時堵管：因為意外情況如清理管道堵塞或混凝土罐車遲到等，泵送過程可能中斷數十分鐘甚至幾個小時。首要的是必須避免混凝土在管道中凝結。在靜止狀態，如果混凝土拌和物離析，骨料沉降接觸管壁，水平管下部的潤滑層會消失，泵送阻力會大幅度增大，使泵送重新起動困難或堵塞管道。

·清洗管道時堵管：直接用水清理和清洗管道，會清洗掉骨料表面包裹的砂漿，導致骨料失去潤滑而產生堵塞。正確的方法為，在兩個橡膠球之間填充潤濕的牛皮紙（或廢水泥包裝袋），形成約1m長的低滲透性隔離塞，使水不接觸混凝土拌和物，然后再將水泵入管道進行清洗。

圖7 各種因素對混凝土拌和物泵送壓力（易泵性）的影響[6]

上述產生堵管的原因中，在開始的潤管階段和結束的清洗管道階段，發生堵管多屬于錯誤操作方式造成的，采用正確的泵送工藝流程一般可以避免。在泵送過程中、泵送中斷重新啟動過程發生堵管，混凝土拌和物的“可泵性”不良或泌水離析大則是主要原因。

D. Kaplan等[5]嘗試建立常壓自由泌水速率與堵管之間的關系，采用圖5所示的試驗裝置和程序測量混凝土拌和物的泌水速率，在真實泵送管道上實測檢驗可泵性（是否堵管），得到的結果見圖6。結果分析表明，泌水速率可以反映混凝土拌和物的穩定性，與發生堵管的危險性有一定相關性；粗骨料為圓角（卵石）、增加粒徑0.1mm~0.7mm砂比例，有助于降低泌水速率和改善泵送性能。然而，管道堵塞是一種概率事件，誘發因素較多，不能從單一泌水速率指標判斷發生或不發生，但泌水速率低表明泵送過程出問題的幾率低。

2.2 “易泵性”的試驗測試與評價

由于沒有有效的試驗室測試方法，混凝土的泵送性能，以及各種因素對泵送性能特別是“易泵性”的測試分析，長久以來只能在“真實”（試驗鋪設的或實際工程使用的）泵送管線上進行（類似圖1）。美國J.F. Best和R.O. Lane[6]曾研究一種“試驗室混凝土泵送性能試驗機”，分析混凝土拌和物中各因素（水灰比、砂漿體積、含氣量、坍落度、粗骨料形狀尺寸與用量、粉煤灰等）對泵送性能（易泵性）影響，并與真實泵送結果對比。“試驗機”測試混凝土，得到結果與真實泵送測試結果的相關性不強，但這項研究從真實泵送獲得大量有價值數據，用于了解和分析多種因素對“易泵性”的影響，部分結果見圖7。一般而言，對于傳統的混凝土拌和物，增大坍落度、增大砂漿體積含量、引氣、使用粉煤灰和使用相對大的最大骨料粒徑（Dmax），均有助于降低泵送阻力，改善混凝土易泵性。然而，所有這些影響易泵性的因素，只能在一定的、適宜的范圍內變化或進行優化（第2.3節中詳細說明）。

瑞典Johansson和Tuutti[7]試驗測試了粉狀材料含量、粗骨料含量、工作性（坍落度）等對泵送壓力的影響（可泵性與易泵性），獲得結果包括：粉狀材料含量（水泥＋粒徑小于 0.25mm砂）460kg/m3，坍落度在10cm~15cm，泵送壓力最低；最大骨料粒徑（Dmax）小，最佳粗骨料（> 8mm）含量相對較小，參考圖8。

圖8 混凝土的（a）粉料含量、（b）粗骨料含量和（c）工作性對泵送壓力（易泵性）的影響[7]

圖9 Gu llfaks C海上石油平臺施工[8]

上述“泵送性能”的研究，均是在上世紀七十年代開展的，研究的混凝土拌和物也代表當時的混凝土組成和性能特征。到八十年代，高效減水劑開始推廣應用，高強混凝土（C60~C120）開始在工程上應用。例如，挪威在1987~1988年建造新一代混凝土結構的海上石油鉆井平臺Gullfaks C時，為順利澆筑這種密集配筋、高聳混凝土結構，要求混凝土拌和物具有高施工性能，即高泵送性能和高工作性（坍落度22cm~25cm）。高泵送性能要求體現在：（1）不能發生堵管，因為泵管永久性埋在混凝土結構中，很難清理疏通；（2）最大泵送距離為水平150多米加垂直180米（見圖9），需要混凝土具備良好的易泵性。在施工Gullfaks C平臺底部的油倉結構時，水平泵送的泵壓常常高達250~270巴（約25MPa~27MPa），部分原因是骨料級配不良。為確保4個高180m圓筒柱順利施工，預先開展了大量模擬泵送試驗，優化和確認混凝土拌和物的泵送性能。模擬泵送采用350米（水平300m、垂直50m管線，含30多個彎頭）的試驗管線，實測不同混凝土的泵送壓力，結果顯示：2%左右的硅灰替代水泥，能顯著改善泵送性能。一方面，硅灰提高了混凝土的穩定性或粘聚性，使高流動度（坍落度26cm~27cm）拌和物幾乎沒有泌水離析；另一方面，硅灰有潤滑作用，將泵送壓力降低15%~30%[8,9]，顯著提高泵送效率，參考圖10。得益于充分的準備工作，Gullfaks C平臺滑模施工的4個圓筒柱，4萬方C65混凝土在50天中連續、高效、順利地泵送和澆筑完成，每天滑模澆筑速度達到3m~4.5m。其中發生幾次堵塞，但均是“機械性”原因，如泵、管線接頭、閥的問題。施工過程發現，由于原材料質量波動（主要是粗骨料級配波動）允許調整用水量（實際水灰比在0.44~0.37范圍變化），導致強度有一定波動（28d抗壓強度71MPa~81MPa），但加水量的變化沒有明顯影響混凝土拌和物的工作性和泵送性能，表明少量（2%）硅灰顯著降低了拌和物對水的敏感性。該工程中在350m模擬泵送管線和實際泵送施工中，引氣混凝土的表現均不符合常規，其一：引氣（約4.5%）使泵送壓力有小量增大，降低了易泵性（見圖10）；其二：引氣混凝土含氣量經過泵送不降反增。當時開展試驗分析，但未能確定混凝土引氣后“反?！北憩F的原因?？梢姡耙龤狻辈⒉豢偰芨纳埔妆眯浴?/p>

圖10 Gu llfaks C工程350m試驗管道實測硅灰對無引氣和引氣C 65混凝土泵送壓力（易泵性）的影響[9]

Gullfaks C平臺工程后，低摻量硅灰常作為“助泵劑”使用。從流變性上分析，低摻量硅灰（占膠凝材料5%以內）可以降低混凝土拌和物的粘度，因此能改善易泵性（參考本文圖22）。

到九十年代，聚羧酸（高性能）減水劑開始推廣應用，自密實混凝土（SCC）也真正在工程上應用。進入本世紀，泵送施工所涉及的混凝土種類越來越多樣（包括普通工作性、高工作性和自密實混凝土，也包括低、中、高強度等級混凝土）；混凝土原材料種類越來越多（減水劑就包括普通、高效、高性能產品，礦物摻和料品種增加且普遍應用，出現新品種外加劑如增粘劑、保水劑等）；原材料（包括骨料、水泥、礦物摻和料、減水劑等）的質量和性能的差異性越來越大。因此，現在影響混凝土泵送性能的因素更加多元和復雜，往往很難再依靠經驗作出判斷或發現潛在問題。

減水劑能夠改善混凝土拌和物的工作性，一般也能改善泵送性能（減小流動阻力或泵送壓力），但如果使用不當，減水劑也可能增大混凝土拌和物泌水、泌漿或離析，導致堵泵堵管。自密實混凝土具備高工作性和穩定性，但如果拌和物的穩定性（抗離析能力）是依靠增粘劑提高粘度來實現的，流動阻力會較高，易泵性并不好。圖10顯示迪拜哈利法塔（Burj Khalifa）工程泵送C80和C60混凝土，實測泵送不同高度時的泵送壓力。至346m高度時，將C80混凝土粗骨料最大粒徑（Dmax）從20mm減小為14mm，泵送壓力有明顯的降低。蘇廣洪等[10]在廣州西塔工程施工中，“通過減小粗骨料最大粒徑、適量使用硅灰這兩項措施，明顯降低了泵送壓力，解決了西塔低強度等級（C35~C60）混凝土在超高泵送過程中易離析、泵壓波動較大的難點”。現代混凝土拌和物，減小Dmax可改善易泵性，這與傳統混凝土不同（參考圖7e和8b）。

圖11 哈利法塔（Bu rj Khalifa）工程泵送C 80和C 60混凝土至不同高度時的泵送壓力－最高壓力接近200巴（20MPa），346m以上粗骨料最大粒徑Dmax從20m m更換為14mm[1]

圖12 實際工程泵送高度50m時實測泵壓與混凝土拌和物壓力泌水V 140的關系[11]

以上所有改善易泵性的經驗和方法，都是在模擬或施工的真實泵送過程獲得的。張晏清[11]嘗試建立混凝土泵送壓力與壓力泌水的關系。分析試驗數據發現，泵壓與壓力泌水V140之間大致可按80m l分為兩個區域（參考圖12），V140>80m l，泵壓與V140基本無關；V140<80m l，隨V140減小泵壓上升。高層泵送時，當V140>110m l，泵壓波動；V140>130m l，容易阻泵。因此，建議泵送混凝土的V140最佳范圍為40m l~110m l（兼顧了可泵與易泵）。逄魯峰等[12]認為，對于高性能混凝土（HPC），特別是高強混凝土，由于膠凝材料用量大、細粉含量高，使拌和物保水性好，壓力泌水一般在較低范圍變化且差異較小，不適合用于評價可泵性（易泵性）。評價HPC可泵性（易泵性）的關鍵在于反映拌和物粘度的變化。他們采用擴展度反映拌和物的變形能力（屈服應力），倒坍落度筒流空時間反映粘度。結合實際工程施工測試結果，將HPC拌和物分為不可泵區、可泵區（擴展度50cm以上、流空時間3~23秒）和可泵性良好區（擴展度54cm以上、流空時間3~17秒）（這里的“可泵”應該是“易泵”）。這兩種試驗評價“易泵性”的方法，屬于定性或半定量判斷，可作為配制“易泵”混凝土的參考。

如今，影響泵送性能的因素越來越多元和復雜，測試與分析各因素的影響，半定量試驗敏感性和準確性不足，真實泵送的試驗規模和成本又過高。因此，非常需要簡單科學的測試評價手段。近十來年，這方面的研究與探索取得了很大進展（見第5節）。

2.3 配制泵送混凝土基本要求（圖表經驗法）

1977年W.G. Anderson[13]將配制泵送混凝土的要點或特征總結為“10條”，并制成圖表（詳見表1和圖13），用于指導泵送混凝土配制，分析和檢查所使用原材料和配合比是否符合經驗的要求。這“10條”是大量實踐經驗總結和應用表1和圖13的說明，也是混凝土拌和物獲得良好泵送性能“平衡兼顧”的基本原則，至今仍然有很高的參考價值，因此簡要介紹如下[13]：

（1）粗骨料（CA）／總骨料（TA）的體積比（CA/TA）：一般在50%～65%（砂率50%~35%）范圍，宜根據最大骨料粒徑（MSA，即Dmax）和砂細度模數（FM）具體確定。

圖13 泵送混凝土的骨料級配[13,14]

表1 配制泵送混凝土分析檢驗項目[13]

·CA/CT比低于50%（體積砂率大于50%），拌和物可能也是可泵的，但需要更多的水和粉料潤滑由于細骨料（FA）較多而增大的表面積。

·如果其它的指標是最優的，CA/CT比達到65%（體積砂率低至35%）也是可泵的。最大骨料粒徑（MSA）較大、骨料粒形較好（圓角）并且細骨料（FA）的細度模數（FM）較小，CA/CT可以比較接近65%，因為較大MSA和圓角顆粒需要潤滑的表面積較??；較大MSA使總骨料級配范圍增大，有助于減小骨料間空隙體積；FA的FM值小，表明填充空隙的平均粒徑較小。

·普通混凝土的粗、細骨料，因為比重相似，配制可以用重量計算CA的比例。但對于比重不同的骨料，如輕骨料混凝土，必須計算骨料的體積比。

（2）細骨料（FA）的細度模數（FM）：對于普通砂，FM應在2.4~3.0范圍；對于輕質FA，建議FM在2.2~2.8范圍。FM是在4.75mm、2.36mm、1.18mm、0.60mm、0.30mm和0.15mm（4＃、8＃、16＃、30＃、50＃和100＃）篩篩余的加權平均顆粒尺寸。

·雖然較細的砂需要相對多的水實現流動性，但粗的砂會增大泌水和離析的趨勢。

（3）細骨料（FA）累計通過0.30mm和0.15mm篩比例：0.30mm篩的通過率應在15%~30%范圍；0.15mm篩的通過率應在5%~10%范圍。水泥中超過213kg/m3的部分，或同類細度的粉狀材料，應計入FA通過0.30mm篩的這部分。

·如有額外的細粉，可將其重量除以總骨料（TA）重量，得到額外細粉百分含量，計入到FA的0.30mm和0.15mm篩通過率中，然后檢驗是否符合推薦范圍。

（4）水泥或同類細度粉狀材料：通過0.075mm（200＃）篩的材料應不少于213kg/m3。

·有些同類細度材料（如粉煤灰），因為具有相對平滑表面和較圓粒形，與泵送管線的摩擦力比水泥低。

·水泥用量中超過213kg/m3部分，應計入FA的0.30mm和0.15mm篩通過率中（見第3條）。

（5）骨料級配：粗細骨料組合的級配曲線應符合圖13要求。

·經驗表明，在最大與最小篩尺寸之間，如果粗細骨料組合的級配曲線接近直線，混凝土拌和物較容易泵送。

·如果級配曲線是鋸齒（折線）狀，或某部分低于經驗的界限，則混凝土拌和物屬于“勉強”可泵或完全不可泵。

（6）坍落度：適宜泵送的坍落度在5cm~15cm范圍。

·更低的坍落度會增大泵送管線的摩擦阻力和阻礙流態的形成；更高坍落度則會增大拌和物在管線中離析趨勢。

（7）含氣量：最佳引氣量為3~5%，可以抑制泌水、改善工作性和泵送性能。

·引氣量超過6%或7%，拌和物的可壓縮性過高，會加劇泵送管道中壓力的波動。

（8）骨料飽水狀態：普通骨料的吸水率通常在0.5%~4%。以飽和面干狀態調整和計量骨料重量，配制的混凝土拌和物經過泵送的坍落度損失較小或沒有損失。

·輕骨料內部孔隙的吸水量，最高可達到自身重量的50%，在泵送壓力作用下可導致拌和物失去流動性而不可泵送。自然吸水狀態的輕骨料，在使用前應噴水潤濕堆場全部骨料2~3天，使吸水率至少達到ASTM試驗的24小時吸水率。

·如果在泵送壓力作用下，吸水輕骨料還有殘余吸水能力，則可能需要輔助措施使骨料達到更高的“預吸水率”。真空或熱飽和吸水的輕骨料，在這類處理過程吸水接近完全飽和。這樣，輕骨料從拌和物吸水的能力很小或沒有。以體積計量配制的輕骨料混凝土，泵送性能與普通混凝土相似。

（9）骨料形狀：

·與多角不規則骨料（碎石、機制砂）相比，天然圓角骨料（卵石、天然砂）的比表面積較小，泵送需要的水和粉料較少。破碎形成的不規則骨料，在泵管中容易產生互鎖作用。使用碎石粗骨料（CA）配制的混凝土拌和物一般是可泵的，但如果細骨料（FA）也是破碎砂（機制砂），泵送常常會出問題或完全不可泵。將機制砂與少量天然砂混和使用，一般能夠改善泵送性能。

·最大骨料粒徑（MSA），碎石骨料應不超過管道直徑的33%，卵石骨料不超過管道直徑的40%。MSA定義為：所有骨料都能夠通過的最小篩孔尺寸。

（10）外加劑：

·如第7條所述，使用引氣劑有利于改善泵送性能。

·一般而言，所有能改善拌和物工作性的外加劑，如減水劑、細礦物外加劑、水溶性聚合物，也能改善泵送性能。泵送過程中斷較長時間，促凝類外加劑可能增大堵管的風險。這里不討論外加劑的影響，但每種外加劑均應看作改善或降低泵送性能的因素。

·近年來（1977年時），泵送外加劑已經用于降低混凝土拌和物在管道中流動的阻力。市場上也有“超塑化劑”（高效減水劑）供應，改善混凝土粘聚性、稠度或粘度，提高泵送性能和工作性。

遵循Anderson總結的上述原則，特別是按圖13要求選擇和優化骨料級配，是獲得混凝土優良可泵性的基礎。現代混凝土與七十年代差異較大的方面，是普遍使用高效和高性能（聚羧酸）減水劑和普遍使用礦物摻和料，并且種類增多。正如第10條所述，“每種外加劑（和摻和料）均應看作改善或降低泵送性能的因素”，可以采用本文第5、6章介紹的方法測試和評價。

3 混凝土拌和物在泵管中流動狀態與潤滑層研究

傳統上認為，在泵壓作用下，混凝土拌和物在管道中是以“活塞式”滑動方式流動（plug flow，見圖14a），即中間部分呈圓柱狀移動，在“圓柱”與管壁之間有一個“潤滑層”（lubrication layer），也稱作“摩擦層”（friction layer）或“邊界層”（boundary layer）。法國D. Kaplan認為[15]，在低速流動時（即流量低于Q1），依靠薄層細砂漿潤滑管壁，混凝土拌和物是“活塞式”滑動，即流動以摩擦流為主（如圖14a所示）；增大流速需要施加更高的泵送壓力，當作用于“活塞流”的壓力高到一定程度，所產生的剪切應力超過拌和物的屈服應力（τ0），就會產生粘滯流（如圖14b所示），這時混凝土拌和物是摩擦流與粘滯流兩種方式流動（參考5.2節）。

圖14 混凝土拌和物在管道中流動的Kap lan模型[15]

Kaplan模型（圖14b）較好地描述了混凝土拌和物在管道中的流動狀態，更符合現代混凝土特性，因為現在的高流動度和自密實混凝土的屈服應力（τ0）較低，容易形成粘滯流，即泵送管道中有時同時有摩擦流和粘滯流。

壓力推動混凝土拌和物在管道中移動，摩擦的作用會使混凝土中的漿體產生遷移，富集在管內壁表面形成細砂砂漿的邊界潤滑層（由水、膠凝材料和外加劑構成的凈漿與細砂組成）?；炷涟韬臀锬軌虍a生合適厚度、穩定、連續的潤滑層，才具有可泵性；潤滑層的潤滑性能優劣，即降低摩擦阻力的能力，決定了易泵性高低。近些年，借助一些創新的試驗測試方法，對邊界潤滑層的研究與認識正在逐步深入。

法國T.T. Ngo等[16]用圓盤和圓柱摩擦儀的鋼與混凝土拌和物界面摩擦產生邊界層，測試分析邊界層的組成。如圖15所示，鋼圓盤貼在新拌混凝土表面旋轉（圖15b）或鋼圓柱在新拌混凝土中旋轉（圖15c），扭矩（Ω）能定量化反映界面的摩擦阻力。摩擦儀的摩擦狀態與泵送有一定差異，但可以作為間接測試方法，分析和預測混凝土拌和物“易泵性”（在5.2節介紹）。Ngo等用摩擦儀測試不同組成的混凝土，提取和分析摩擦產生的“邊界層”，得到如下主要結論：

·邊界層為水、水泥和粒徑小于0.25mm的細砂組成的細砂砂漿，水灰比與混凝土基本相同。

圖15 ：（a）混凝土—鋼界面摩擦儀，（b）和（c）邊界層（潤滑層、摩擦層）生產與提取方法[16]

·與混凝土中細砂（< 0.25mm）部分的砂漿相比，邊界層砂漿的細砂體積含量相對較高，即有細砂富集。

·混凝土組成的不同，使邊界層厚度在1mm~9mm之間變化?；炷了鄡魸{含量、水灰比和高效減水劑用量增大，邊界層厚度增大；混凝土細砂含量增大，邊界層厚度減小。

韓國M. Choi等[17]試驗研究了在真實泵送流動狀態，混凝土潤滑層的性質。試驗使用內經125mm、長度170m水平泵送管道，最后一段管道中安裝有1m長透明塑料管和超聲波測速儀（見圖16），用于測試混凝土拌和物流動過程管內同截面上的流速分布。在三種流量（30m3/h、40m3/h和50m3/h）狀態下，不同混凝土（C40、C50和C60，均含粉煤灰和磨細高爐礦渣）的測試結果見圖17。從中可見，三個強度等級的混凝土拌和物在不同泵送流量狀態下，潤滑層厚度都在2mm左右，表明流量或流速對潤滑層厚度沒有明顯影響。測試所使用的三個強度混凝土，原材料組成相同，配比不同（最大差異是水膠比），故無法顯示和分析混凝土組成對潤滑層的影響。

4 泵送壓力－流速（流量）的關系

圖16 “真實泵送”試驗水平泵管系統和在線測試管內同截面流速分布的超聲波裝置[17]

圖17 在三個流量狀態下實測混凝土拌和物在泵管內流速分布線[17]

圖18 混凝土流動阻力與流速的關系[3]

有許多研究，嘗試用流變學理論建立數學模型（包括Kaplan模型），描述混凝土拌和物在管道中的流動和預測“易泵性”。對于非均質、含固液氣三相的混凝土拌和物，用數學模型將各種因素對流動的影響定量化，復雜性和難度非常大。所以，通?！昂喕幚怼?，仍然將流動狀態看作“活塞流”（見圖14a）。這樣，混凝土拌和物在管道中流動的壓力—流速（或流量）之間，即P/Q關系，可簡化為近似直線關系：

（其中：P泵送壓力，Q泵送體積流量）

圖19 三個混凝土拌和物的平均泵送壓力－流量（P/Q）關系[17]

實際上，早在上世紀五、六十年代，實測的泵送阻力與混凝土流速的數據，已經顯示出流動阻力－流速（即壓力－流速）之間近似直線關系。R.D. Browne等[3]將一些數據匯總繪制在圖18上。其中，坍落度較?。ǚ謩e為0mm、65mm和75mm）的混凝土，流動阻力－流速的關系呈略微彎曲線，其它混凝土（坍落度≥75mm）均近似直線。M. Choi等在真實泵管系統測試泵送壓力與流量數據，回歸得到壓力－流量（P/Q）關系也近似直線，見圖19。該試驗的C40、C50和C60混凝土，擴展度在600mm~620mm范圍，屬于現代高工作性、自密實混凝土拌和物。

西班牙O. Rio等[18]在真實管線上測試不同組成的新拌混凝土，用最小二乘法線性回歸得到壓力－流量（P/Q）關系，相關系數（R2）均超過0.999，詳見圖20。因此，將P/Q關系簡化為直線，能夠比較準確地反映真實泵送狀態。

O. Rio等還將混凝土拌和物（SR+）放置不同的時間，坍落度有一定經時損失后，測試泵送壓力與流量，回歸得到的P/Q關系直線見圖21。從中可見，同一拌和物在不同坍落度狀態下，P/Q關系直線接近平行線，即隨坍落度降低，P/Q直線的截距k1增大，但斜率k2沒有顯著變化（參考表2）。這說明，混凝土組成（原材料和配比）固定后，k2是相對穩定的數值。作為P/Q關系直線的斜率k2，反映了混凝土的泵送阻力，k2低表明泵送阻力相對低，即易泵性好。

同樣不難看出，P/Q直線的截距k1，代表了混凝土拌和物在泵管中開始移動（流動）需要的初始壓力（k1=P0），壓力超過了P0或k1，增大流量需要壓力以k2比例同步增大。所以，k1是評價“易泵性”的另一個參數。k1受坍落度影響，但不是線性關系，因為k1的性質主要決定于潤滑層。

有了泵送的壓力－流量（P/Q）之間簡單的、近似直線的關系（P= k1+k2·Q），以及參數k1、k2的物理意義，即k1代表泵送的起動壓力，k2代表泵送阻力，研發測試易泵性的簡易方法就有了依據和明確方向—直接或間接地測試混凝土拌和物的k1和k2參數，但需要體現“拌和物摩擦形成的潤滑層”而不是拌和物本體（實際上k1與k2分別體現了潤滑層的屈服應力和塑性粘度，在本文5.2、5.3節介紹）。此外，在泵送施工過程，P/Q關系還可用于在線實時檢測混凝土拌和物的變化，作為混凝土質量穩定性的監測手段[18]。拌和物的組成（用水量、水膠比、骨料含量或級配、減水劑摻量等）發生變化，k1和k2會同時變化。泵送過程在泵送管線上實時測量壓力與流量，同步計算的k1和k2能實時顯示出拌和物是否發生了變化。

表2 混凝土SR+經時的最小二乘法回歸泵送壓力－流量直線（P = k1 + k2·Q）的k1、k2和R 2值[18]

圖20 平穩狀態下不同混凝土拌和物的泵送壓力－流量（P/Q）關系[18]

圖21 同一個混凝土拌和物（SR+，w/c=0.46）經時后P/Q關系的變化[18]

5 “易泵性”試驗測試方法

5.1 混凝土流變儀是否適合用于評價“易泵性”？

具有一定流動性的混凝土拌和物，流變性可用理想化賓漢姆（Bingham）模型（τ0≠0，塑性粘度μ是常數）描述，即：

τ = τ0+ μ·γ（其中：τ剪切應力，τ0屈服應力，μ塑性粘度，γ剪切速率）

與傳統評價新拌混凝土工作性方法（如坍落度、擴展度、T50時間、倒坍落度筒和V形漏斗流空時間等）相比，流變參數屈服應力（τ0）和塑性粘度（μ）能夠更好地定量描述混凝土工作性，并且物理意義明確。用流變儀測試混凝土的流變性參數，可以試驗分析各種因素影響流變性的方式和強弱（如減水劑、水、引氣、硅灰或其它礦物摻和料等對τ0和μ的影響，參考圖22a），或用于分析確定減水劑、摻和料等適宜摻量范圍。以圖22b為例分析，膠凝材料300kg/m3或400kg/m3時，要降低混凝土粘度μ，硅灰取代水泥應分別不超過4%或5%。

現在，有幾種商業化供應的混凝土流變性能測試儀[20,21]，如圖20所示冰島和法國研制的流變儀，均是“同軸”旋轉葉片或葉輪結構（類似“攪拌器”），通過測試不同旋轉速率的扭矩反映對混凝土拌和物產生的剪切速率和應力，按照賓漢姆模型計算得到流變參數τ0和μ。

流變儀為研究、分析和評價新拌混凝土工作性提供了一種新手段，但不同流變儀的結構和尺寸差異非常大，它們測試得到的數據可靠嗎？能真實反映混凝土工作性嗎？為此，美國ACI 236A“新拌混凝土工作性”委員會組織分別在法國LCPC試驗室（2000年）和美國MB試驗室（2003年）進行了兩次對比試驗，結果表明[20]：幾種流變儀（冰島BML、法國BTRHEOM、法國CEMAGREF-IMG、加拿大IBB和英國Two-Point）測定屈服應力和塑性粘度的“絕對值”差異很大，但均能有效評價這兩個參數，不同流變儀相互之間的測試結果也有比較好的相關性。由此可見，基于賓漢姆模型設計的各種流變儀，所測試的流變性參數（τ0和μ）屬于“相對值”。不同結構和尺寸的流變儀，都能比較敏感地反映不同混凝土拌和物流變性的差異，即能“相對”準確地測試和評價混凝土流變性，但只有在同一臺或相同流變儀上獲得的測試結果，才具有直接可比性。此外，對比分析不同試驗方法的數據顯示[21]：屈服應力τ0與坍落度、擴展度之間有較好相關性；塑性粘度μ與T50之間有一定相關性。其中的原因在于：與時間無關的坍落度、擴展度等測試值，反映的是混凝土的屈服應力；與時間相關的T50、倒坍落度筒或V形漏斗流空時間測試值，反映的是塑性粘度。

圖22 用冰島混凝土BM L流變儀測試分析（a）各種因素對流變性影響（b）硅灰取代水泥量的影響[19]

圖23 混凝土流變儀[21,22]

法國F. de Larrard等[22]嘗試用混凝土流變儀（圖23b）測試的塑性粘度，建立與泵送阻力的關系，但效果不佳（相關性系數只有0.59）。這種傳統“攪拌器”式的混凝土流變儀，測試的是混凝土拌和物本體的流變參數，不能顯著體現潤滑層的“摩擦”性質或流變性，而潤滑層又來源于混凝土的砂漿，因此混凝土的本體流變性與易泵性之間有關聯，但相關性較弱。也就是說，“單獨”使用傳統的流變儀，只能半定量評價混凝土的易泵性。

5.2 圓柱摩擦儀

D. Kaplan等[23]通過大量泵送試驗研究和理論分析認為：混凝土拌和物在管道中前進主要是依靠邊界潤滑層“滑移”（摩擦流，參考圖14a），泵送壓力損失來源于潤滑層的剪切變形（參考圖24）。與管橫截面相比，潤滑層厚度可以忽略，這樣可以將潤滑層看作鋼－混凝土界面，潤滑層剪切應力（τi）看作界面摩擦應力。泵送壓力與流量（P/Q）的直線關系說明：摩擦應力與壓力無關，與滑移速率呈直線關系。因此，可以應用賓漢姆模型描述潤滑層，這樣得到泵送界面潤滑層的剪切應力（即摩擦應力）τi為：

圖24 混凝土在管道中滑移[23]

然后可以推導泵送過程潤滑層屈服應力（τ0i）和粘度（μi）分別為：

（其中：P0為P/Q直線的截距k1（巴）；k2為P/Q直線的斜率（巴·h/m3）；R為管半徑（m）；L為管長度（m）；g為重力加速度（m/s2））

根據以上分析，D. Kaplan等設計了測試鋼－混凝土界面摩擦特性的儀器—同軸圓柱摩擦儀，見圖25。該儀器是在圖23b流變儀基礎上，將測試流變的“攪拌器”更換為鋼圓柱筒，用于測試鋼－混凝土界面的摩擦。測試原理為：鋼圓柱在混凝土拌和物中旋轉，摩擦在鋼－混凝土界面產生潤滑層后，測量不同旋轉速率的扭矩，可以計算得到潤滑層屈服應力τ0i和塑性粘度μi。

圖26是用真實泵送測試數據與摩擦儀測試數據，計算得到潤滑層τ0i和μi的結果對比。測試36組不同混凝土拌和物，兩種方法得到的μi緊靠x = y直線，一致性較強（圖26a）；τ0i的離散性較大，但仍能得到擬合直線x = y。這表明，用同軸圓柱摩擦儀測試獲得的結果，能夠有效反映潤滑層的性能特征，但圖26b說明該儀器或方法對τ0i的敏感性不是很高，可能需要較多的測試量，才能獲得比較準確的測試結果。

圖25 同軸圓柱摩擦儀[23]

以“摩擦流”為主的拌和物（參考Kaplan模型，圖14a），用潤滑層參數τ0i和μi就可以建立壓力－流量（P/Q）關系（見下面式-3），即τ0i和μi就可以評價易泵性（分別直接體現k1與k2）。高流動性混凝土（如坍落度超過240mm）一般會同時出現“粘滯流”（參考圖14b），D. Kaplan等建立的壓力－流量模型采用Buckingam-Reiner模型和方程計算“粘滯流”部分，得到計算壓力方程式-4（略去推導過程），這時除潤滑層流變參數τ0i和μi外，還需要混凝土拌和物本體的塑性粘度（μ）和屈服值（τ0），即需要結合使用流變儀和摩擦儀兩個儀器分別（也可以是同一臺儀器分別使用兩種部件）進行測試，然后用專門軟件計算。據介紹[23]，通過36個真實泵送測試和3個工地現場測試對比，用兩組參數τ0i、μi和τ0、μ計算預測壓力－流量（P/Q）關系，驗證了這種方法的準確性。圖27為一個工地現場泵送C60和C35混凝土，實測與預測P/Q關系的對比。

圖26 用真實泵送測試與圓柱摩擦儀測試數據計算得到潤滑層粘度μi與屈服應力τ0i的結果對比[23]

圖27 C 60與C35混凝土泵送的泵液壓壓力－流量關系實測與預測結果對比[23]

當潤滑層剪切應力小于混凝土屈服應力（τi≤τ0）時，Q總=Q摩擦流（總流量等于摩擦流的流量），壓力方程為：

當潤滑層剪切應力大于混凝土屈服應力（τi>τ0）時，Q總=Q摩擦流+Q粘滯流（總流量等于摩擦流+粘滯流的流量），壓力方程為：

（以賓漢姆流變模型和Buckingam-Reiner粘滯流模型為基礎推導得到上述方程，其中：L泵管長度，R泵管半徑，k填充系數，μi、τ0i為潤滑層流變參數，μ、τ0為混凝土本體流變參數）。

5.3 滑管式流變儀

德國普茨邁斯特（Putzmeister）公司最新研發的“滑管式流變儀”（Sliding Pipe Rheometer，簡稱Sliper“滑管儀”），采用模擬真實泵送的狀態測試壓力與流速，直接獲得評價易泵性的兩個參數k1與k2，使易泵性的測試更加科學簡便。“滑管儀”的結構見圖28，原理為：在滑管中裝入混凝土拌和物插搗密實，上下移動滑管5~10次使混凝土與管壁之間形成潤滑層；然后提起滑管，在滑管上套加重環，讓滑管自由落下，同時在下部活塞頂端測試壓力（P）和滑管落下速率（換算為流量Q）。通過幾次不同配重（最少2次），使滑管以不同速率落下，得到兩組以上P和Q，就可計算得到k1與k2。

圖28 滑管式流變儀的結構和組成[24]

V. Mechtcherine等[24]介紹，為分析在滑管內混凝土是以怎樣的方式流動，即是單純的“滑移”（摩擦流），還是既有“滑移”又有“剪切移動”（粘滯流），用混凝土染色的方法觀察，發現滑管內只有“滑移”。其實，這很可能是因為滑管內的壓力比較低，不能產生足夠高的剪切應力使混凝土產生粘滯流。僅考慮“滑移”的摩擦流，式-2和式-3同樣適合滑管式流變儀?；炷恋撞繙y試壓力（Pt）包含混凝土自重產生的壓力（PH），減去自重部分壓力得到：

圖29 滑管儀測試結果預測的壓力－流量與現場泵送管線測試結果對比[24]

P= Pt·PH= Pt·ρ·g·H = k1+ k2·Q（其中：ρ和H為混凝土密度和高度，g重力加速度）

滑管儀沒有考慮或不足以產生粘滯流，理論上似乎不夠全面。也就是說，滑管儀測試得到的k2等于Kaplan模型的前半段斜率α（流量低于Q1，見圖14b）；如果出現粘滯流（流量超過Q1），k2會降低為β（見圖14b），滑管儀無法體現β。然而，滑管儀模擬了混凝土在泵管中流動，得到的k1、k2直接真實地體現潤滑層的流動阻力；與圓柱摩擦儀一樣，結合混凝土本體的流變參數μ和τ0，也可以用式-4預測有粘滯流的P/Q關系。

為驗證滑管儀評價混凝土易泵性的可靠性，德國德雷斯頓技術大學進行了大量試驗對比，圖29是實際工程使用的普通混凝土（OC）、含粉煤灰普通混凝土（OC-F1）和含粉煤灰自密實混凝土（SCC-F2），用滑管儀測試結果預測P/Q關系與現場實測的結果對比。可見，預測的P/Q關系相當準確。

圖30 滑管儀測試不同混凝土拌和物P/Q（易泵性）對比[24]

使用滑管儀測試混凝土拌和物的易泵性，研究與分析各種因素對易泵性的影響，就變得簡便易行。V.Mechtcherine等試驗對比了水泥品種（CEM II 42.5N和CEM I 42.5R-HS）、粗骨料種類（卵石與碎石）、水膠比（0.60、0.45和0.30）、工作性（擴展度F3和F5）、礦物摻和料（粉煤灰和硅灰）對易泵性的影響，測試結果匯總于圖30。從總體上看，易泵性決定于水膠比，高水膠比拌和物更易泵。按圖30右側所列的各對比組（每個對比組的拌和物只有一個因素變化，其它完全相同），可以分析單一因素變化對易泵性的影響。從中可見，所使用的兩種水泥易泵性差異不大（對比1號12號）；卵石粗骨料混凝土的易泵性比碎石混凝土稍好（對比1號3號、5號6號）；硅灰改善了易泵性（對比6號7號），但粉煤灰降低了易泵性（對比6號8號）。該試驗粉煤灰的結果反常，不能確定是粉煤灰質量的原因，還是在低水膠比狀態下粉煤灰的潤滑作用不能發揮出來。

歐洲混凝土標準（EN 206-1）將混凝土拌和物工作性按所用試驗方法分為不同等級，按擴展度分為F1~F6六個等級，其中F3等級擴展度為450±30mm、F5等級為590±30mm。工作性（擴展度等級F3與F5）對易泵性的影響，可分別對比圖30中三組組成和配比相同但高效減水劑摻量不同的拌和物，即對比①組3號（F3）4號（F5）、② 組8號（F3）11號（F5）和 ③組7號（F3）

10號（F5）。其中，①組的水膠比0.45，F3工作性的3號比F5工作性的4號易泵性稍好；②組的水膠比0.3，二者（8號與11號）的工作性不同，但易泵性沒有明顯差異；③組水膠比0.3且含硅灰，F5工作性的10號拌和物具有明顯更好的易泵性（10號拌和物的高效減水劑用量比7號拌和物多2.3kg/m3或16%）?？梢?，工作性（坍落度或擴展度）與易泵性之間沒有明確的關系。

分別用滑管儀、冰島流變儀（圖23a）和擴展度D2（混凝土拌和完成當時測試的擴展度為D1，然后再緩慢攪拌15分鐘，測試的擴展度為D2）測試各混凝土拌和物，對比不同方法得到的流變參數和擴展度D2發現：流變儀測試拌和物的塑性粘度（μ）與滑管儀測試潤滑層粘度（μi）之間的線性相關性非常強（相關系數R2=0.99，見圖31a），二者測試的拌和物屈服應力（τ0）與潤滑層（τ0i）之間有一般的相關性（R2=0.72，見圖31b）。顯然，潤滑層的細砂砂漿來源于混凝土拌和物，二者之間的凈漿組成（水泥、外加劑、水膠比等）基本相同，故潤滑層粘度（μi或k2）與混凝土拌和物粘度密切相關；在骨料構成上，潤滑層與混凝土有較大差異，可解釋二者的屈服應力之間只有一般的相關性。另外，擴展度D2與潤滑層屈服應力（τ0i）之間的相關性一般（R2=0.75，見圖31c），但與流變儀測試的拌和物屈服應力（τ0）之間有強相關性（R2=0.94，見圖31d）。由此可見，結合使用滑管儀和擴展度D2，有可能比較準確地評價混凝土拌和物的流變參數μ和τ0。如果圖31a和31d建立的相關性，得到廣泛大量的試驗驗證，則滑管儀和擴展度D2就可以替代流變儀簡化試驗測試。

圖31 滑管儀、冰島流變儀和擴展度D 2測試數據的線性相關性[24]

圖32 為普茨邁斯特公司的滑管儀。滑管儀模擬真實泵送獲得物理意義明確的量化泵送性能參數，有限的實際工程泵送測試對比也驗證了滑管儀測試結果的準確性。滑管儀的問世，使試驗室定量化測試與分析易泵性影響因素變得可行和可操作，是配制和優化泵送混凝土的有效工具。作為一種新試驗測試方法，滑管儀應該還要經歷一個改進和完善過程，方便使用操作和提高可靠性，并在大量應用的基礎上總結正確操作方法，有望最終成為一種廣泛應用的試驗方法。

圖32 普茨邁斯特公司的滑管儀[25]

6 泵送過程混凝土拌和物工作性和流動性損失問題

混凝土拌和物的工作性或流動性（用坍落度、擴展度或流變參數τ0、μ評價）是一個隨時間變化的性能。工作性的“經時損失”指混凝土拌和物在動態（在罐車中慢速攪拌狀態）或靜止狀態，由于水泥水化消耗越來越多水、化學外加劑（減水劑、緩凝劑等）作用逐步減弱等原因，受溫度影響、隨時間延長產生的“不可逆”工作性損失（二次添加水或減水劑攪拌，可部分恢復工作性）?；炷凉ぷ餍缘慕洉r損失是正常的過程，需要根據具體工程特點、澆筑方法、環境溫度等條件和要求，控制工作性損失的速率，為運輸、泵送和澆筑保留足夠長時間。

然而，現代混凝土拌和物組成與配比、原材料質量與性能的變化，如采用低水膠比、應用聚羧酸減水劑、應用礦物摻和料、水泥細度增大等等，使其它可導致工作性損失的原因和機理變的顯著起來。也就是說，現代混凝土拌和物的工作性除有傳統意義上的“經時損失”外，還可能受其它因素作用“加速”工作性損失。泵送過程存在的“加速”因素包括靜置狀態（無剪切作用）、壓力作用和剪切作用，可導致有些“敏感”混凝土拌和物漿體“增稠”和工作性快速損失?！翱杀谩钡幕炷涟韬臀?，除入泵時工作性或流動性良好外，還需要具備兩個性能：一是泵送過程因故中斷，停止一段時間，要能比較容易重新啟動和恢復“流動”；二是經過泵送的拌和物，到達澆筑部位仍然需要保持良好的工作性。為此，配制泵送混凝土拌和物時，需要考慮和防止發生這些“加速”流動性與工作性損失的可能性。

6.1 靜置產生的流動性較快損失

坍落度經時損失的測試方法，一般是將混凝土拌和物盛放在桶中，蓋上蓋防止水分蒸發損失，靜置0.5、1、2或3小時等，測試坍落度。如果靜置后，經過攪拌再測試坍落度，得到的是“真實”的不可逆坍落度損失。如果靜置后，直接裝入坍落度筒測試，得到的坍落度損失包含“真實”損失和“假性”損失。“假性”工作性損失類似于“假凝”，經過攪拌是可以恢復的或可逆的，產生的原因可用“觸變性”（thixotropy）解釋。

觸變性的產生機理為：拌和物在攪拌的剪切作用下，逐步進入顆粒懸浮狀態，屈服應力（τ0）降到最低水平；在靜置狀態，不受剪切的作用，漿體中顆粒逐漸變為凝聚狀態，屈服應力重新升高（參考圖33）?！澳邸保╟oagulation or flocculation）指顆粒之間相互物理性點接觸形成骨架結構，包括早期水化產物對顆粒接觸點的化學粘結[26]?；瘜W粘結較弱時，重新施加剪切作用可以破壞點接觸，恢復顆粒懸浮狀態而降低屈服應力。

圖33 剪切對凝聚顆粒體系作用[19]

低水膠比、含礦物摻和料的“濃顆粒分散體系”混凝土，如果減水劑的分散“效力”不夠強大，漿體顆粒的凝聚速率可能會較高而呈現高觸變性，即處于無剪切靜置狀態屈服應力會較快增長，表現為工作性較快損失（“假性”損失）。M.K. Rahman等[27]研究礦物摻和料對自密實混凝土（SCC）的觸變性影響，試驗結果顯示：硅灰（2.5%~7.5%）和石灰石粉（5%~15%）替代水泥，可將漿體的顆粒凝聚速率最高提高約50%；10%粉煤灰替代水泥，則將凝聚速率提高了3.5倍。使用高觸變性SCC澆筑垂直結構，有利于減小對模板作用的側向壓力，因為高觸變性SCC澆筑流動到位后，靜置較短時間自身屈服應力就快速增長，支撐自重的能力同步增大。

對于泵送混凝土，高觸變性是一個潛在導致堵管的因素，因為一旦在管道中處于靜置（停止）狀態，高觸變性混凝土即使沒有離析也會因為流動性損失大，增大泵送重新啟動和恢復流動的難度。施工中，泵送開始后一般會盡可能保持混凝土在管道中處于“動態”（如正、反泵交替或慢速運行），但有時還是會不得不停下來。例如，泵送過程因為堵管而中斷，需要降壓和拆開管路疏通，管路中的混凝土就會有一段時間處于靜置狀態。因此，泵送混凝土需要關注在靜置狀態下的工作性損失。最好的檢驗方法是將混凝土拌和物裝在坍落度筒內靜置0.5或1小時（避免漏水、漏漿），然后測試坍落度或擴展度，這樣測試的工作性損失包含“經時損失”和“觸變性損失”。

6.2 壓力作用導致的工作性損失

有些混凝土拌和物，經過泵送到達澆筑位置，工作性出現較大損失，不僅泵送壓力或阻力增大，也使澆搗工作困難。這樣的混凝土拌和物，流動性在泵管中較快衰減，也屬于不適合泵送或可泵性不良。對壓力或剪切作用比較“敏感”，通常是混凝土經過泵送工作性損失大的原因。

泵送壓力導致工作性衰減的常見原因，是有水分被壓入常壓下未充分飽和的骨料，降低了拌和物中的有效水量。混凝土骨料的孔隙率高或吸水率高，如輕骨料混凝土，常容易發生這樣的工作性（坍落度）損失。壓力作用一般會擠出一些漿體中的氣泡，在一定程度上降低混凝土含氣量和工作性。此外，穩定性差的混凝土拌和物，在泵送壓力作用下泌水、泌漿會導致拌和物均勻性降低，使拌和物工作性和泵送壓力波動大，其中有失水或失漿的部分拌和物工作性可能顯著降低。

6.3 剪切增稠現象和導致的工作性損失

如果經過泵送，出現了超過“經時損失”和“壓力損失”的工作性損失，則混凝土拌和物的漿體可能有“剪切增稠”（shear thickening）現象—拌和物的表觀粘度隨剪切速率增加而增大（稠度增大、流動性降低）。泵送過程，泵的壓力推動混凝土拌和物在泵管中以摩擦流（和粘滯流）移動（參考圖14），拌和物和潤滑層受到剪切作用，高流速狀態和經過彎管時會產生更大的剪切作用，低水膠比、高減水劑用量的混凝土拌和物容易發生“剪切增稠”的問題。

用流變學描述，在較大的剪切速率范圍，新拌水泥基材料受剪切超過一定速率會發生兩種情況（見圖34虛線部分）[28]：其一，剪切應力和表觀粘度保持直線（仍然符合賓漢姆流變模型，粘度不變）；其二，剪切應力和表觀粘度隨剪切速率增大而非線性升高，即出現了“剪切增稠”現象，起始點的剪切應力稱作“臨界剪切應力”。圖35顯示了一組不同高效減水劑摻量混凝土的表觀粘度與剪切應力之間的關系。在低減水劑用量、低擴展度時，沒有出現剪切增稠現象（也許是剪切速率范圍不夠大）；高減水劑用量、擴展度在SCC范圍，出現剪切增稠現象，并且隨減水劑用量增大，剪切增稠行為變強，臨界剪切應力則降低。

圖35 含石灰石粉自密實混凝土拌和物的表觀粘度與剪切應力的關系[29]

水泥凈漿和混凝土流變性試驗研究顯示[29-32]，Herschel-Bulkley的粘塑性流變模型可以較好地定量化體現剪切減稠與增稠行為：

τ = τ0+ K·Yn（其中，τ0屈服應力，K為稠度，Y為剪切速率，n粘塑性指數）

當粘塑性指數n<1時，表明是剪切減稠；n>1，是剪切增稠；n=1，與賓漢姆模型等效。剪切增稠不是水泥基材料獨有現象，過去針對礦物粉體分散體系有較多研究?！皾夥稚Ⅲw系”或固相體積含量較高的分散體系，都有在低剪切應力作用下粘度降低（減稠），高剪切應力作用粘度升高（增稠）現象（參考圖36）。關于剪切減稠與增稠的產生機理，早期用“有序－無序”（orderdisorder）或“剪脹”（shear dilatancy）理論解釋，認為：剪切使作用于顆粒的布朗力（Brownian force）以流體動力為主，顆粒形成有序的排列層，流動是剪切作用下多個顆粒層之間的層間流，流動阻力降低，這時剪切作用降低粘度（減稠）；剪切增稠開始于“有序排列層”消失，即達到臨界剪切應力，剪切作用使顆粒進入“無序”狀態流動，與此同時固相顆粒占據體積增大（即產生了“剪脹”效應），增大了流動阻力和表觀粘度。臨界剪切應力（τc）是顆粒排列“有序”與“無序”的轉折點。

圖36 不同固相比例懸浮液的表觀粘度與剪切應力的關系（低剪切應力減稠，高剪切應力增稠）[29]

近年來的研究認為，不一定是“有序－無序”或“剪脹”導致剪切增稠，因為沒有測試到剪切誘導的“顆粒有序排列”，同樣發生了剪切增稠現象。新“團聚”（cluster formation）理論認為，剪切增稠的產生是高流體動力作用于顆粒，克服了顆粒間的排斥力，暫時性形成顆?！皥F聚”，產生的堵塞作用阻礙了流動。開始發生“團聚”對應于臨界剪切應力（τc），“團聚”是可逆的。高剪切作用下的“團聚”現象也得到一些試驗的驗證[29,32]。此外，還有“顆粒慣性”（grain inertia）理論，認為懸浮顆粒之間的慣性動量轉移也可以引起剪切增稠。D. Feys等[29]根據許多相關研究結果和自己的試驗研究，分析認為：“有序－無序”理論適合于單粒級顆粒分散體系；“團聚”理論適合于有觸變性的材料，即在靜置狀態會發生凝聚的小顆粒分散體系；“顆粒慣性”理論則可以解釋大顆粒對剪切增稠的作用。混凝土的漿體具有觸變性，又含大顆粒（骨料），故存在“團聚”和“顆粒慣性”兩種剪切增稠機理。剪切增稠行為可以用粘塑性指數（n）和臨界剪切應力（τc）描述。n（一般在1~2之間）表示發生剪切稠化的強烈程度（intensity），n>1則有剪切增稠行為，n越大剪切增稠行為越強烈。τc則顯示是否容易出現剪切增稠現象，越小表明越容易開始和發生。

近年來，開始重視和研究剪切增稠行為，因為出現這樣的問題增多，這與低水膠比、使用聚羧酸減水劑、配制使用SCC越來越多有關。對于凈漿、砂漿和混凝土拌和物，影響剪切增稠的因素比較多，包括水膠比、減水劑品種與用量、水泥品種、礦物摻和料種類和粒徑分布、骨料最大粒徑等。目前，這方面試驗研究還有限，得到的結果包括[29-34]：

·水膠比（或水粉比）降低，可強化剪切增稠行為（參考圖37），但對臨界剪切應力（τc）影響不大；

·與傳統高效減水劑相比，聚羧酸（PCE）類減水劑對剪切增稠行為有較大影響，不同分子結構的影響差異性也較大，摻量增加會加劇剪切增稠行為和降低臨界剪切應力（τc）（參考圖35、圖37）；

·不同水泥品種的剪切增稠行為差異較大，低熱水泥發生剪切增稠的可能性或強烈程度均較低（參考圖37）；

·礦物摻和料品種、細度和級配可能顯著影響剪切增稠行為，其中：

—偏高嶺土會強化剪切增稠行為；

—石灰石粉會強化剪切增稠行為，高細度或粒徑分布較窄有更大的強化作用；

—粉煤灰對剪切增稠有減弱作用或沒有影響；

—硅灰可消除或減弱剪切增稠行為（參考圖37）；

圖37 不同水泥、減水劑、水膠比、含或不含硅灰凈漿的粘塑性指數（對剪切減稠/增稠的影響）[32]

對于混凝土攪拌和泵送，剪切增稠是一種不良行為特性，嚴重的話可導致攪拌或泵送無法進行。因此，配制泵送混凝土應盡可能避免或減弱拌和物的剪切增稠行為。目前，研究剪切增稠行為一般使用凈漿粘度計或混凝土流變儀。簡單的檢驗方法，可在混凝土正常攪拌完成后，再延長攪拌時間或快速攪拌，觀察拌和物的工作性是否因延長攪拌或快速攪拌而降低。

如今雖然對混凝土剪切增稠行為還沒有研究透徹，但現有結果也可以為工程應用提供有效指導。大多數情況下，有顯著剪切增稠行為的混凝土，更換減水劑或水泥就可以避開問題。在泵送過程，如出現剪切增稠問題（泵壓隨流量提高而非線性增大、出泵管混凝土工作性損失大），應降低泵送速率，使泵送產生的剪切應力低于臨界應力（τc）。剪切增稠升高的“稠度”是可逆的，在低于τc的剪切應力作用下（以低速率泵送），“稠度”會恢復到未“增稠”前。“增稠”后的混凝土出了泵管，沒有了低于τc的剪切應力作用，損失的流動性或工作性就只有通過振搗可恢復。

7 泵送混凝土配制要點和泵送性能測試與確認方法

正如余成行等[35]指出：“泵送失敗的兩個主要原因是摩擦阻力大和離析”。配制泵送混凝土，除滿足硬化性能（耐久性、強度等）的要求外，需要具備好的泵送性能，既要可泵又要易泵。實現可泵性的核心是控制住“離析”，提高易泵性則是盡可能地減小“摩擦阻力”，在原材料選擇、組成和配合比設計時要平衡兼顧，需要關注的要點總結如下：

·粗、細骨料：良好的骨料級配是控制離析的關鍵，也是獲得優良易泵性的基礎。泵送混凝土骨料級配要求參考圖13，連續且轉折平緩的級配曲線最佳。粗骨料最大粒徑（Dmax）宜小于泵管直徑的1/4。普通細骨料的細度模數宜介于2.4~3.0，應含一定比例細砂（粒徑小于300μm的比例宜在15%~30%范圍，小于150μm比例宜在5%~10%范圍，結合膠凝材料用量確定適宜細砂比例），有助于拌和物的“保水”和在泵管中摩擦形成潤滑層。使用機制砂時，最好能與部分天然砂混和使用。需要關注和檢驗骨料的飽和面干吸水率在常壓與真空（或壓力）狀態下的差異，防止拌和物流動性對泵送壓力“敏感”。

·細粉材料與砂漿含量：控制離析和提供潤滑，泵送混凝土需要有一定的細砂漿體積含量，最小需要量與骨料級配和Dmax相關。經驗顯示[25]，如果Dmax= 32mm，水泥用量宜不小于240kg/m3（以水泥密度3.15計算折合體積含量約76升/m3，含礦物摻和料的膠凝材料，總體積應不低于該體積含量）；粒徑小于0.25mm（或0.30mm）的細粉料（水泥+細砂）宜不小于400kg/m3（以砂密度2.65計算折合體積含量約136升/m3）；總砂漿體積含量宜不小于450升/m3。

·膠凝材料與減水劑：控制離析的另一重要方面是使用保水性好的水泥或膠凝材料，并且與選用的減水劑之間有良好的相容性或適應性。保水性決定于顆粒表面的親水性、吸附水能力和總表面積，水泥和礦物摻和料的礦物組成、細度（比表面積）不同，保水性會有較大差異。減水劑對水泥或膠凝材料的分散效果、有效作用時間，以及對漿體粘稠度影響，也會顯著影響泵送性能。應通過泌水率、滯后泌水率（拌和物放置1~2小時的泌水率）、工作性和經時損失、剪切增稠等試驗，檢驗水泥或膠凝材料的保水性，以及與減水劑組合的適應性。

·泵送性能的改善和優化：混凝土拌和物是含系列尺寸和不同密度固體顆粒的懸浮分散體系，降低粘度（μ）和稠度（τ0）一般會增大離析趨勢或降低穩定性。上述對骨料級配、細粉與砂漿含量、膠凝材料保水性和減水劑相容性的要求，主要為了控制泌水和漿骨離析。改善泵送性能，是在保證穩定性（不離析）的前提下，降低粘度和稠度（減小泵送阻力），即在不犧牲粘聚性的條件下降低粘稠度。例如，加水可降低粘稠度，但也會降低粘聚性或增大離析，反而可能降低可泵性。利用氣泡、硅灰、粉煤灰等的“滾珠潤滑”作用，可以降低粘度（μ，參考圖22），同時不降低或能提高混凝土拌和物的粘聚性。因此，引氣、使用硅灰或原狀粉煤灰通常是改善泵送性能的有效方法。有些新型外加劑，如粘度調節劑、纖維素類保水劑或穩定劑等，能有效提高拌和物的粘聚性和穩定性，同時不顯著增大粘度，也適合于改善泵送性能。使用“摩擦儀”或“滑管儀”測試和定量化各種因素對易泵性的影響，可以方向明確地優化泵送混凝土的組成和配比。使用簡單的試驗方法，應結合反映稠度的擴展度（或坍落度）和反映粘度的T50（或倒坍落度筒流空時間）半定量測試，可以粗略判斷改善易泵性的方向。

·可泵性試驗測試與評價：用工作性（坍落度或擴展度）和工作性經時損失測試判斷基本可泵性；用泌水率試驗，包括140s常壓泌水率（參考圖6）、1h和2h小時滯后常壓泌水率（是否顯著增大），或10s和140s壓力泌水率（參考圖4b），判斷拌和物的抗離析能力。現代混凝土拌和物在靜置狀態或受壓力、剪切作用，有發生流動性或工作性快速損失的可能性，并可能導致可泵性不良或泵送失敗。因此，在泵送混凝土配制與優化階段，還應增加測試混凝土工作性對靜置、壓力和高剪切作用（高速攪拌）的敏感性，全面確認可泵性。

·易泵性試驗測試與評價：使用“摩擦儀”或“滑管儀”測試，用P/Q關系的參數k1與k2分析和評價（參考圖30）。

結語

實現泵送施工的順利進行，需要做好混凝土泵送性能、泵送工藝和質量穩定性三個方面工作。首先，配制的混凝土拌和物須具備良好的可泵性和易泵性，并得到全面的試驗測試與確認；其次，需要泵送設備選型、管線布置、泵送工藝流程與方法科學合理，避免機械性原因誘導堵管或泵送中斷，重視避免潤滑和清洗管道時發生堵管；此外，需要良好的原材料質量和混凝土生產質量控制，保證混凝土泵送性能的穩定性。

現有的泵送性能（可泵性與易泵性）試驗室測試與評價方法，基本上可以系統性地指導泵送混凝土配制、性能優化與性能確認。然而，在可泵性試驗與評價方法方面，還需要進一步完善，需要更多試驗研究和統計分析，提高現有泌水指標測試評價方法的可靠性或發展新的方法。例如，采用常壓與壓力泌水試驗評價抗離析性能，兩種方法哪個更好？是否適用于低水膠比混凝土？我國的壓力泌水率指壓力作用下10秒與140秒泌水量之比（Bp或Bv= V10/V140）[36,37]，能否或如何用這個指標評價可泵性？針對混凝土拌和物剪切增稠行為，需要建立相應的測試方法，研究在泵送過程發生剪切增稠的條件等。此外，采用滑管式流變儀（滑管儀）測試易泵性，可靠性需要更多試驗對比驗證，儀器和試驗方法也需要進一步完善。在此基礎上，預計可以建立起比較完善的試驗室測試評價體系，在大多數情況下替代真實泵送，測試與評價混凝土的泵送性能。

根據過去長期積累的經驗，結合科學、簡易、完善的泵送性能的系統性測試評價，配制與生產泵送混凝土將變的容易操作，獲得更好的泵送性能將變的方向明確，泵送施工也將更有保障。

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