受振混凝土流變性試驗研究

邊 策，李金明，田正宏，蘇振華，3

(1.水利部水利水電規劃設計總院，北京 100120； 2.河海大學水利水電學院，江蘇 南京 210098；3.長江科學院，湖北 武漢 430015)

混凝土振搗施工過程中，新拌物在無明顯離析情況下有效排出氣泡，能保證混凝土均勻密實，明顯提高硬化強度。根據Petrou等人的研究[1]，振動過程中新拌混凝土流變特性對其內部氣泡運動和骨料沉降影響明顯，繼而將顯著影響其硬化性能，因此測定并研究振動條件下新拌物流變特性對于指導混凝土振搗作業，提高施工質量具有重要作用。

目前主要商用流變測量裝置包括BTRHEOM、BML、ICAR、IBB等流變儀，但這些設備只適用測量混凝土靜態流變性能，無法測定振動條件下的混凝土流變特性[2- 5]。個別流變儀雖嘗試測定受振混凝土流變性[6]，但未考慮設備因外部激勵而振動所導致的數據誤差問題，研究結果正確有效性有待驗證。同時，盡管目前振搗工藝廣泛用于新拌混凝土澆筑環節中，但針對振動條件下混凝土流變性研究十分稀少，一些問題如振動方式及激振參數對混凝土剪切應力-剪切速率關系影響作用機理未知、不同振動速度峰值條件下流變參數變化、成熟標準的商用振動流變儀裝置研制空白等問題加深該方向研究難度。

針對上述研究不足，本文基于新拌混凝土流變學理論，自主開發了混凝土振動流變儀，試驗研究了不同混凝土配合比和振動條件對新拌物流變形影響，并提出了振動條件下的流變參數的預測模型。試驗結果將為混凝土振搗過程中流動性預測及施工質量控制提供可靠依據。

1 振動流變儀研制

考慮到流變儀在振動條件下，由于轉軸晃動將導致流變參數測量精確度降低，振動流變儀開發采用分體隔振設計思路消除振動對測量精度影響，設備主要包括流變采集裝置、支架、振動臺三大部分，如圖1所示。其中流變儀轉軸及電機并不直接固定在振動臺臺面，而是懸掛固定在振動臺上方的鋼支架上。鋼支架剛度大且底角通過膨脹螺栓與地面固定，從而保證測量時轉軸轉動位置不變，提高測量精度。上述振動臺臺面尺寸為70cm×70cm，上面螺孔均勻分布，螺栓連接固定料筒，振動臺振頻范圍為5-200Hz，額定加速度為50g，方向為上下往復振動，控制系統控制激振輸出。流變采集裝置自行研發，主要由電機、轉軸、料筒、扭矩傳感器、控制系統及工業平板電腦組成。

圖1 振動流變儀

圖2 葉片及料筒實物圖(a、b)和尺寸圖(c)

為減小測試過程中料筒壁面滑移影響，在筒壁上安裝有均勻分布防滑條。料筒葉片間距與最大骨料粒徑比值為2.9，采用四葉片即十字型葉片作為攪拌軸。最終料筒及葉片設計尺寸如圖2所示。

實際測量時，振動流變儀測定非振動或振動狀態下不同轉速(默認五檔，分別為0.1、0.2、0.4、0.75、1r/s)依次由高到低運行下的對應扭矩值，其中每檔轉速下以固定頻率重復測定12個扭矩值，并求取均值作為該檔最終扭矩值。測量結束后，擬合扭矩和轉速，得到相應擬合曲線參數，并計算存儲流變參數，儀器計算流程如圖3所示。

圖3 流變參數計算流程

1.1 重復測量異常點剔除

針對重復測量扭矩值，依次采用格羅布斯及狄克遜準則剔除點異常點[7]，格羅布斯和狄克遜準建立在統計理論基礎上，對于小樣本(重復測試次數m<30)測量結果較科學合理。結合分體式硬件設計，能夠最大程度地減少甚至消除因振動導致的扭矩測量誤差，為后續準確分析評價混凝土受振流變特性提供設備基礎。

1.2 流變參數計算

根據Koehler和Tattersall等人研究[8]，擬定扭矩-轉速關系滿足線性和冪率關系時，混凝土流變模型可能分別為Bingham模型和冪率模型，兩種模型表達式為：

(1)

(2)

根據理論公式推導，分別得到自然靜止狀態和振動狀態下的流變參數的計算公式。

1.2.1自然狀態

TS=As+Bs×N

(3)

τ0=171.303As

(4)

μ=26.142Bs

(5)

式中，N—旋轉速度，r/s；T—扭矩，N·m；As和Bs值由流變儀測定扭矩-轉速關系曲線后擬合得到。

1.2.2受振狀態

TV=AVNBv

(6)

n=Bv

(7)

(8)

式中，Av、Bv由流變儀測定得到。

1.3 死區問題分析

受振狀態下料筒內混凝土全部剪切稀化，但自然狀態下若圓環域內部分混凝土所受的剪切應力低于其屈服應力時，導致這部分混凝土不產生流動(零剪切率)，將產生死區。在其過渡半徑處以及死區內，混凝土角速度和剪切率都為0，如圖4所示。當出現死區后，料筒內流場將不滿足流變模型中假定的線性分布，最終導致計算的屈服應力值較實際值偏小，而塑性黏度值偏大，影響測量精度。因此，當待測混凝土流動性較低或流變儀轉速較低時，料筒內將可能出現死區，為消除因忽略死區問題導致的測量誤差，必須修正采集數據。修正方法如下：

圖4 混凝土在流變儀中的流動

(1)根據測定的扭矩T和角速度Ωmeasured繪制直線。

(2)計算直線的y軸截距和斜率并依次代入式(4)—(5)中計算初步屈服應力τ0和μ。

(3)將τ0、μ和扭矩T代入式(9)中得到Ωcalculated，計算式如下：

(9)

式中，R1—流變儀轉軸軸心至葉片垂直邊的距離，為0.0575m，h—葉片高度，為0.125m。

(4)若每檔扭矩T條件，Ωcalculated都不大于Ωmeasured，則圓環域內混凝土全部流動，不存在死區。反之，則計算Ωcalculated和Ωmeasured間均方誤差(mean squared error，MSE)，并以初步屈服應力τ0和μ作為初始值，采用牛頓法迭代計算MSE最小值及對應屈服應力修正值/和塑性黏度修正值μ′，MSE為：

(10)

2 振動流變儀性能測試

2.1 試驗材料方法

水泥為普硅42.5水泥，II級粉煤灰，粉煤灰摻量為膠凝材料摻量20%，外加劑為聚羧酸減水劑，摻量為0.5%。砂為中砂，細度模數2.7，石子粒徑5～10mm。配合比見表1。對于Mix1，振頻為60Hz，調節振幅測定扭矩，對于Mix2，固定振幅為0.03mm，調節振頻測定扭矩，試驗環境為常溫常濕(溫度25±2℃，相對濕度為65±20%)條件。試驗前首先啟動振動臺工控機，輸入設定的振幅、頻率及加速度，然后將拌制完成的待測混凝土緩慢倒入料筒中，待新拌物沒過葉片頂端2～3cm即可。對同一批次料，首先測定靜態混凝土扭矩值，然后將料迅速倒出后再次填入新料，并啟動振動臺，測定受振混凝土扭矩值。

表1 混凝土配比

2.2 流變參數穩定性測試

選取高中低三種坍落度情況下的新拌混凝土進行靜態和振動狀態流變參數測試，振動時振頻為65Hz，振幅為0.05mm，兩種狀態下每種配合比試驗六組，靜態和動態試驗結果分別見表2—3。由表2—3可知，靜態測試下屈服應力和塑性黏度的變異系數隨著水灰比增大而逐漸減小，這可能是由于水灰比減小，新拌物均勻性降低所致，其最大變異系數分別為1.3%和2.8%，遠小于15%，而動態測試下稠度系數和非牛頓指數變異系數大于靜態測試中流變參數結果，其最大值分別為4.8%和4.1%，表明相比靜止狀態，振動會導致混凝土流變測量隨機誤差增加，數據精密度有所降低，但最大變異系數也遠小于15%，表明自主研制振動流變儀穩定可靠。

表2 靜態試驗結果

表3 動態試驗結果

2.3 與商用ICAR流變儀靜態測量結果比較

根據國際上對多種類型的混凝土流變儀測試結果表明[9- 10]，盡管不同流變儀測定的流變參數絕對值存在較大差異，但數據之間有很強的相關性，因此設備系統誤差可通過分析振動流變儀與已成熟商用的ICAR流變儀的測量數據偏差及相關性評估得到。由于ICAR流變儀無法測量振動條件下混凝土流變性，因此振動流變儀系統誤差結果在靜態測量中分析校驗。選用10組配合比靜態測量流變參數，每組重復測量三次并取均值，測量結果如圖5所示。由圖5可知，兩種設備測量的屈服應力和塑性黏度隨坍落度變化規律基本一致，即隨著坍落度增大，屈服應力逐漸減小，而塑性黏度變化規律不明顯，該規律與Hu等人研究一致[11]。兩種設備測量數據相對誤差和相關性分別如圖6—7。由圖6—7可知，兩種設備測定的屈服應力和塑性黏度平均相對誤差誤差不大，都小于15%，同時兩種設備測定的流變參數線性相關性也十分明顯，屈服應力和塑性黏度相關系數分別約為0.99和0.98，表明振動流變儀系統誤差較小，采集數據準確度較高。

圖5 振動流變儀和ICAR測試結果比較

圖6 振動流變儀和ICAR測試數據相對誤差

3 受振混凝土流變特性

試驗材料見2.1節內容，在表1中Mix1和Mix2的配比基礎上，保持漿骨比不變，調節水膠比和砂率，其中水膠比分別為0.42、0.44、0.46、0.48、0.50、0.52，砂率分別為39%、42%、45%、48%。

3.1 激振參數對流變參數影響

Banfill[12]試驗發現振動會增加混凝土流動性，由此可知激振參數會影響流變模型中的參數值，需要對此展開研究。試驗所用混凝土水膠比及砂率為0.42，振動時間對流變參數影響見圖8。圖中在任意激振工況下K、n值基本不隨振動時間發生變化，表明振動狀態下，振動能量對混凝土內顆粒網狀結構破壞時間很短，因此受振新拌混凝土無觸變性，黏度不隨振動時間減小。

不同振頻條件下K與n值變化如圖9所示。由圖9可知，稠度系數K隨著振頻、振幅提高而逐漸減小，即振動強度提高，混凝土流動阻力減小，流動性增大，該規律與Banfill試驗[12]發現流動性與振動強度成正比的現象規律一致。非牛頓指數n隨振幅增加逐漸減小，但隨振頻的變化規律卻并非簡單線性遞減，在振幅在0.15～0.3mm范圍內，n隨振頻提高先減后增，但始終小于1，表明隨著振頻增加，受振混凝土剪切變稀速度先增后減。這是因為振頻增加導致剪切作用加強，更多的混凝土內固體顆粒的網狀絮凝結構被破壞，因此表觀黏度下降較大。但當振頻增大到一定限度后，根據顆粒間慣性作用理論[13]和“有序—無序轉變”理論[14- 15]，部分顆粒在慣性作用下發生碰撞，以及顆粒分布逐漸向無序分布狀態轉變，導致黏度不再繼續減小，剪切變稀速度減緩。

圖7 振動流變儀和ICAR測試數據相關性

圖8 振動時間對流變參數影響

圖9 振頻、振幅對流變參數影響

計算振動加速度有效值aRMS及速度峰值vmax與K、n值相關性，見表4。

表4 K、n與振動能量表征參數相關性

圖10 水膠比、砂率對振動流變參數影響

由表可知，相比aRMS，K、n與vmax的負相關性更好，表明vmax能更好地表征振動能量對混凝土流變性影響。

3.2 配合比對流變參數影響

選擇振頻為50Hz，振幅為0.1mm工況下不同水膠比、砂率混凝土振動流變參數變化如圖10所示。

隨著水膠比增大，混凝土流動性加大，黏度降低，K、n值隨之減小。存在最優砂率45%，在該砂率下K、n值最小。當砂率小于最優砂率時，根據砂漿包裹層理論[16]，振動過程中粗骨料空隙之間缺少足夠厚度的砂漿潤滑，以減小粗骨料之間摩擦碰撞，反之若砂率高于最優砂率，過多的砂子顆粒之間摩擦力也會因無足夠凈漿包裹而相互作用增強，因此流動性減弱，K、n值增加。K、n與τ0、μ相關性結果見表5。由表5可知，K與τ0、n與μ有較強的正相關性，相關系數分別為0.742和0.799，表明當激振參數不變時，混凝土振動流變特性與未受振時流變性密切相關。

表5 振動流變參數與靜態流變參數值相關性

3.3 K、n表征模型

最終得到回歸方程如下：

(11)

(12)

式(11)—(12)的模型相關系數R分別為0.82和0.84，擬合情況較好，顯著性檢驗p值分別為0.008和0.026，遠小于0.05，因此方程有意義。由方程可知，K主要受τ0和vmax影響，其中K隨著τ0增加而增大，隨著vmax增高而減小，即受振混凝土黏度隨振動強度增大而減小。n只受μ和τ0影響，即n值確定主要與自然狀態混凝土流變參數有關，而與振動強度關系很小，其中n值隨/增加而增大，隨/提高而減小。

圖11 試驗K、n值與預測值比較

為驗證式(11)—(12)準確性，改變混凝土配比和振動強度，測定計算靜止和振動狀態下流變參數，并與式(11)—(12)預測計算值比較，結果如圖11所示，由圖11可知，數據點較均勻分布在直線y=x兩側，其中K值最大相對誤差為11.1%，n值為8.7%，模型預測準確度高，可近似達到90%及以上。

因此在已知混凝土自然狀態下流變特性情況下，可通過式(11)—(12)，計算獲知振動條件下混凝土流變性能。

4 結 論

本文簡述了混凝土振動流變儀研制過程，利用自研設備試驗分析了激振參數、配合比對K、n影響，建立了K、n的量化表征模型。結論如下：

(1)采用格羅布斯準則和狄克遜準則聯合準則可有效準確剔除異常扭矩值點，結合流變儀分體隔振式的硬件設計，有效保證了振動條件下流變數據測量精度。通過設備隨機誤差和系統誤差檢驗，證明了自主研發的振動流變儀設備穩定可靠。

(2)稠度系數K隨著振頻、振幅增加而逐漸減小，非牛頓指數n隨振幅增加逐漸減小，但與振頻變化卻并非簡單線性遞減。當振頻較高時n值將增大，該現象與部分顆粒的慣性碰撞和無序分布有關。相比aRMS，振動速度峰值vmax能更好地表征振動能量對混凝土流變性影響。

(3)K、n值隨著水膠比增大而逐漸減小。存在最優砂率45%，在該砂率下K、n值最小。K與τ0、n與μp有較強相關性。

(4)基于τ0、μp、vmax的K、n參數表征模型預測準確度高，利用該表征模型可計算獲知振動條件下混凝土流變性能，可用于后續振搗作用半徑、合理振搗時間等施工參數的理論研究。