液相量怎麼計算
0 引言
混凝土經過泵管輸送後，流動性較入泵前出現較明顯的損失或增加的流變行為變化，混凝土行業習慣性稱為泵損或泵返現象。從業人員對其原因提出不少經驗性觀點，主要有：混凝土與輸送管摩擦或泵管受太陽直射升溫導致水泥加速水化引起泵損；泵管拼縫欠佳，泵壓導致泌水並溢位引起泵損；壓力下自由水向骨料內部孔隙遷移導致泵損；壓力下含氣量損失導致泵損或嚴重的泵返離析等。經驗層面的觀點理論支撐不夠，部分原因有待進一步深入研究。
學術層面主要從剪下角度予以解釋，混凝土在輸送管中的流動產生剪下作用。對剪下增稠現象主要解釋有
“有序轉無序”和“粒子簇”理論，對於剪下變稀主要有“解絮”理論。研究認為：水粉比較低易引發剪下變稠，增加水粉比可削弱剪下變稠，直到表現出剪下變稀現象。剪下流變受礦物摻合料的影響：矽灰會減輕剪下增稠，而微珠影響不大；Ⅰ級粉煤灰隨摻量提高，具有從促進剪下變稀到加劇剪下變稠的雙重影響等。以上研究從理論角度給應用提供了分析基礎，但還不足以全面說明泵損和泵返現象產生的原因。
對於混凝土從業人員來說，足以影響施工質量的嚴重泵損和泵返現象能否預測、控制或應對，尤為關鍵。但因涉及泵送，很多觀點不便在生產中驗證。本研究根據工程現場測試，結合有關生產調整和專門試驗，驗證了部分觀點，並對溫度、壓力和含氣量等因素的影響進行了分析，可為生產預測、控制和應對提供一定借鑑。
1 試驗方案
1。1
試驗原料
十二烷基硫酸鈉引氣劑Ｋ
12（
有效物
20
％
）
、引氣劑ＡＥ
-
ＰＬＵＳ
（
有效物
35
％
）
、
7168
消泡劑、ＪＹ
-
ＴＳ聚羧酸減水劑，Ｐ
。
Ｏ４
2。5
水泥、Ｓ
95
級礦粉、Ｆ類Ⅰ級粉煤灰、微珠、矽灰。砂Ａ
（
河砂
）
細度模數
2。
４，含泥
3。3
％，ＭＢ值
1。3
；砂Ｂ
（
河砂
）
細度模數
2。
４，含泥
2。6
％，ＭＢ值
0。6
；砂Ｃ
（
河砂
）
細度模數
2。6
，含泥
1。9
％，石子為
5
～
25
ｍｍ連續級配石灰岩碎石；砂Ａ和砂Ｂ水洗後
0。075
ｍｍ篩下泥粉，
0。15。
～
0。3
ｍｍ顆粒粉磨至
0。075
ｍｍ以下的巖粉。
1。2
試驗設計
對細骨料、礦物摻合料、攪拌時間、壓力和含氣量等因素，按
1。3
節所述方法進行各專案定性影響試驗；根據生產中出現的經泵混凝土流動性變化問題，採集施工混凝土經泵前後流動度、含氣量及溫度等資料，分析驗證各因素的影響作用。現場情況如表
1
所示。
1。3
試驗物件與方法
1）
細骨料。對不同砂的結構進行顯微觀察，進行混凝土流動度和ＴＯＣ吸附測試。ＴＯＣ試驗時，樣品加水攪拌
5min
後離心，減水劑
（
折固
）
∶泥
（
巖
）
粉∶水＝
0
。
４
∶
10
∶
120
。Ｃ
35
混凝土配合比如表
2
所示
2）
礦物摻合料和攪拌時間不同攪拌時間下，對微珠或矽灰製備混凝土的含氣量、混凝土流空時間、流動度和泌水率進行測試Ｃ
60
混凝土配合比如表
2
所示。
3）
流動度。進行加壓和常壓淨漿的流動度與水化熱測試。加壓裝置由ＳＹ
-
2
型壓力泌水儀取出篩網，墊平導水槽，關閉泌水閥，在筒體內建完整塑膠袋改造而成。如圖
1
所示。
４
）
含氣量。進行砂漿的含氣量與流動度測試，不同氣泡泡徑對自由水量影響試驗，出入泵混凝土氣泡比較，砂漿配合比同表
2
中Ｃ
60
-
1（
去除石子
）
。
5）
混凝土溫度。進行同一車次出、入泵混凝土的溫度測量，測量不同溫度淨漿的流動度，並將淨漿中摻入足量緩釋母液。混凝土為表
1
中所列工程現場的施工混凝土。
有關含氣量、泌水率、淨漿流動度、砂漿流動度、混凝土流動度和流空時間等測試方法分別參照ＧＢ
/6
Ｔ
50080
-
2016
《
普通混凝土拌合物效能試驗方法標準
》、ＧＢ
/
Ｔ
8077
-
2012
《混凝土外加劑勻質性試驗方法》、ＪＧＪ
/
Ｔ
283
-
2012
《密實混凝土應用技術規程》。淨漿水膠比為
0。29
，流空時間為倒提坍落度桶的混凝土完全流出用時，加壓操作參考《普通混凝土拌合物效能試驗方法標準》中壓力泌水試驗方法。其中，Ｃ
35
和Ｃ
60
混凝土所用粉煤灰分別為Ⅱ級和Ⅰ級，Ｃ
60
混凝土用石為整形過的
5
～
25
ｍｍ連續級配碎石。
2 試驗結果與分析
現場Ｃ
35
和Ｃ
60
混凝土低壓泵送壓力分別為
10MPa
和
12MPa
，Ｃ
60
盤管試驗高壓泵送壓力
8。0。
～
12。5MPa
；環境溫度低於混凝土４～
7
℃。所有測次混凝土入泵前經時４
0
～
60min
，現場Ｃ
35
混凝土在輸送管中經時
2
～
3min
，現場Ｃ
60
混凝土
5
～
7min
。Ｃ
60
盤管混凝土約
50min
，現場混凝土含氣量和溫度測試資料如下。
2。1
細骨料影響
1）
實驗室情況，砂Ａ和砂Ｂ的顯微影象如圖
2
所示。所含泥粉及巖粉對減水劑的吸附率，以及採用
2
種砂的混凝土中減水劑經吸附後的餘量比
（
計算得出
）
如圖
3
所示。
2）
現場情況。Ｃ
35
-
1
混凝土
（
採用砂Ａ
）
常壓下無流動度增長，採用該配合比的第
1
，
2
測次混凝土出泵時流動度明顯損失。相同外加劑摻量的Ｃ
35
-
2
混凝土
（
採用砂Ｂ
）
在
70min
內出現明顯流動度增長，採用該配合比第
3
測次混凝土出泵時有一定浮漿，第４測次下調減水劑
0。2
％，有關流動度如圖４所示。
由圖
3
，４可見，兩砂晶體無明顯裂紋，巖粉吸附量均較小，砂Ａ含泥量大，對減水劑吸附能力達砂Ｂ的
3
倍，
5min
後砂Ａ多消耗混凝土體系中有效減水劑達
15
％，這和ＭＢ值呈正相關Ｃ
35
-
1
混凝土入泵前流動度即明顯損失，泵送時缺少減水劑分散作用，自由水減少，拌合物更易產生絮凝結構，導致Ｃ
35
第
1
，
2
測次混凝土在經泵後出現明顯流動度損失。換用砂Ｂ後，混凝土入泵前出現流動度增長，減水劑分散潛力充足，第
3
測次混凝土經泵後出現稀化浮漿。由以上分析，骨料的影響在於其對混凝土中減水劑餘量的影響。
2。2
礦物摻合料和攪拌時間影響
1）
實驗室情況。減水劑摻量均為
2。2
％。每盤攪拌各配合比混凝土４
5
Ｌ，分
3
段攪拌，每段
60
ｓ，每段攪拌後取樣約
15
Ｌ餘料繼續攪拌，採集
60
，
120
，
180
ｓ攪拌各試樣資料，如表
3
與圖
5
所示。
由表
3
和圖
5
可知，微珠在更短的攪拌時間內即可使混凝土有更大流動度，其流空時間最短，經時保留最好。但保水和穩泡效能不矽灰雖縮短流空時間不及微珠，並加速了流動性損失，但其保水和穩泡效能最好，含氣量隨攪拌時間延長而穩定增加。另外，隨攪拌時間延長
（
延長剪下作用
）
，各混凝土流空時間均有不同程度降低，
1
ｈ最大泌水率有所降低，
2
ｈ經時損失有所增大
2）
現場情況。Ｃ
60
-
2
混凝土在常壓下經時流動度增長顯著，第
1
，
2
測次
（
盤管試驗
）
混凝土出泵時有明顯浮漿Ｃ
60
-
3
混凝土流動度增長較平緩，第
3
，４測次
（
工程
2
現場
）
出泵混凝土和易性良好，擴充套件度稍有減小。對出泵的第
3
測次混凝土進行保留，
1
ｈ後流動擴充套件度無明顯損失。有關流動度如圖
6
所示。
由圖
6
可知。現場情況下，採用微珠的Ｃ
60
-
2
靜置流動度增幅更為明顯。經泵後漿體出現明顯稀化。而採用矽灰的Ｃ
6
-
3
出泵流動度則略有降低，表現為輕度的剪下稠化。
本試驗矽灰影響和Ｃｙｒ等研究結果相一致，而微珠的影響並不一致。這可能和減水劑有關，Ｃｙｒ等試驗中採用的減水劑以靜電斥力為主要作用機理，並未對空間位阻類減水劑作用下的礦物摻合料作用進行研究。空間位阻類減水劑可更大程度地破壞漿體絮凝結構，釋放更多自由水，當絮凝結構釋放水量大於加入減水劑或分散顆粒所能增加的吸附水量時，漿體將出現泌水。矽灰巨大的比表面積使其對自由水增加帶來的問題有更大耐受性
侯雲芬等認為延長攪拌時間使大流態混凝土膠凝材料分散更充分，易導致泌水，這和本試驗結果並不一致。但這是表面現象，其作用機理相同，只是本試驗的泌水率是
1
ｈ的資料，它受到充分分散所帶來的水化加快影響。由於生產中初始攪拌通常不及實驗室充分，運輸和等待過程中攪拌車轉速也較低，剪下作用有限，不能有效破壞新拌水泥漿體多級絮凝結構，中需更強剪下的團聚體。
2。3
壓力影響
實驗室中調整減水劑摻量，使常壓淨漿流動度出現增長、穩定和損失等明顯階段。取加水後
10min
和
120min
作為流動度增長期和損失期的加壓起測點。試樣加壓至
3。0MPa
後衡壓
60min
。
攪拌淨漿
11
ｋｇ，將淨漿近似等分為
3
份，分別用於常壓、流動度增長前期加壓和損失前期加壓的流動度測試。如受壓過程中筒體接縫處出現滲水，收集後於卸壓攪拌時補回。在各測試時間同步進行對比漿體的流動度測試，如圖
7
所示，為方便做圖，對塑性較好但流動性不滿足擴充套件度試驗的淨漿。人為取其擴充套件度為
60
ｍｍ。在
70min
和
180min
停止加壓後的測試點進行常壓和加壓漿體的水化熱測試，水化熱資料無明顯差異，不再列出。
由圖
7
可知，靜態加壓未明顯影響流動性增長期淨漿的流動度，但明顯促進了處於流動性損失期淨漿的流動度損失。經
3。0MPa
加壓
60min
，相近幅度淨漿損失提前約
35min
。
本次研究設計的水化熱試驗資料也未體現顯著差異，關於壓力對水泥水化或減水劑作用影響的研究較少，具體機理性解釋還有待進一步研究。推論為：高壓下水對水泥的滲入性將增強，靜態加壓也可能促進了減水劑分散作用損失期水泥顆粒的絮結。
2。
４含氣量及氣泡特徵影響
1）
含氣量對砂漿流動度的影響。固定減水劑用量，以ＡＥ￣ＰＬＵＳ引氣劑調整砂漿含氣量，不同含氣量對砂漿流動度影響如圖
8
所示。
2）
氣泡泡徑對自由水的影響。以Ｋ
12
和ＡＥ
-
ＰＬＵＳ配製引氣劑溶液，摻入量分別為
1
％和
0。5
％。採用等體積
500
ｍＬ塑膠瓶，以相同方式同時、充分搖晃各引氣劑溶液至氣泡充分生成，靜置待氣泡穩定，
5。
～
6
ｓ後及時觀察——ＡＥ
-
ＰＬＵＳ引氣劑溶液泡沫細小，等氣泡體積空間，其液麵高度低於Ｋ
12
引氣劑溶液約
15
％，從液麵往上，氣泡泡徑逐漸增大。
3）
現場情況。採用
2
種插搗方式測量經泵前後混凝土含氣量，計算出泵和入泵混凝土含氣量的比值，一種是一次裝滿，插搗
15
次；另一種是分
3
層裝滿，每層插搗
25
次，分別計為含氣量比
1
和含氣量比
2
。如圖
9
所示。
取Ｃ
35
第４測次出入泵混凝土按一次裝滿方式成型試件，經硬化後觀察，以可見氣泡為基礎，出泵成型混凝土較入泵成型混凝土。直徑
5
ｍｍ以上大氣泡有所減少，但可見
0。5。
～
1。0
ｍｍ的氣泡比例較高。試驗中含氣量從
9
％增加到
13
％，試驗砂漿的流動度明顯降低。氣泡在混凝土或砂漿中起形態滾軸作用並消耗自由水，當滾軸效應達到極點時，進一步形成氣泡消耗的自由水將降低氣泡的滾軸作用，漿體流動度下降，內聚力提高。在相同氣泡體積條件下，更小泡徑氣泡的比表面積更大，需消耗更多的自由水同時，也說明氣泡所受浮力隨泡徑增大而增大。從以上現象可推斷：
在混凝土含氣量一定的條件下，平均泡徑的增大將釋放自由水，液相量的增加又反過來促進氣泡上浮。在插
（
振
）
搗作用下，大氣泡更易逸出，從而降低漿體內聚力，可能產生泌水。
出入泵含氣量比
>100
％的比例佔測試總數的
75
％，含氣量比
<100
％的情況全部出現在泵返混凝土中，出入泵混凝土含氣量比
2
總體小於含氣量比
1
。Ｃ
60
-
3
矽灰混凝土含氣量比
1
和含氣量比
2
的差異較小。
出入泵含氣量比
>100
％代表含氣量增加，這說明除流動性嚴重返增情況外，經泵後仍具有一定流態的混凝土含氣量通常不會損失，所以混凝土泵損並非由含氣量損失導致。根據經驗，入泵前拌合物從攪拌車卸出下落和出泵過程中料流衝擊會引入部分空氣。
在含氣量總體增加的背景下，經更充分插搗的含氣量比
2
總體小於含氣量比
1
。這一現象說明更長時間插搗使出泵混凝土中更大比例的氣泡逸出。從前述分析看，氣泡泡徑增大或液相量增加均可能導致這一現象，除較大氣泡外，經泵後Ｃ
35
混凝土的氣泡尺寸有一定增加。
氣泡間的接觸將產生部分氣泡聚並，根據文獻氣泡聚並過程大致分為以下步驟：氣泡靠近、碰撞，碰撞處形成液膜，液膜排液、變薄並最終破碎，實現聚並。碰撞是先決條件，碰撞發生是因為氣泡與氣泡存在相對運動。氣泡聚並時間隨著液相黏度增加而延長。氣泡聚並時間較短，低黏度體系可能僅
10
－
6
。
～
10
－
5
ｓ。對雷諾值
3。
４的高黏液體氣泡行為研究中，
2
個氣泡從接觸至融合完成也僅
10
ｓ左右，表面活性劑有助於氣泡維持穩定，其在液膜兩側產生斥力阻礙聚並，延長排液過程和聚並時間。為抵消這一不利影響，需要下軸向氣泡
（
論文該部分研究上下軸向的氣泡聚並行為
）
較大的“衝擊力”。
以上研究雖針對自由運動的較大氣泡聚並行為，但有明顯借鑑意義。
①泵送中因速度梯度產生較高的剪下作用。據研究大流態自密實混凝土在泵管中剪下速率可能達到
30。
～
60
ｓ
－
1
。混凝土與泵管接觸的潤滑層部分剪下速率可能達到
100
ｓ
－
1
，遠大於一般生產和運輸中的剪下速率。多相體系的高剪下環境將導致拌合物各部分微氣泡間產生強制性的、劇烈的接觸和碰撞，較常壓的低剪下環境，可為氣泡聚並提供更有利條件。
②在減水劑充足的漿體中，強剪下易導致漿體稀化，低黏度液相環境又將加快聚並過程。③只要氣泡產生了碰撞液膜，不論是否最終實現氣泡合併，都將產生排液作用，導致液相量增加。所以高強度的強制碰撞和剪下稀化環境，必然導致體系液相量增加幅度大於靜置或罐車中的混凝土。這一解釋在理論上為經泵後漿體稀化提供另一個較科學的視角。而Ｃ
60
-
3（
矽灰
）
混凝土黏度較高，理論上聚並過程較慢，氣泡溢位也較少，可解釋其含氣量比
1
和含氣量比
2
差異較小的原因。更深入的研究仍有待進一步對氣泡尺寸和數量的微觀確認。
2。5
溫度影響
1）
Ｃ
35
和Ｃ
60
共
8
個測次混凝土的出入泵溫度如圖
10
所示。由圖
10
可知，在不考慮對外輻射溫損情況下，隨泵送的距離及經時延長，經泵混凝土均出現一定溫升。Ｃ
60
盤管混凝土輸送時長達
50min
，溫升高達
6。1
℃，其他平均溫升約
1。0
℃
/100
ｍ。
2）
溫度對淨漿流動度產生影響。以水調節。製取初始溫度分別為
19。1
，
22。5
，
26。1
，
29。0
℃的同一配合比淨漿，緩釋母液ＪＹ
-
ＴＳ
-
301
折固摻量均為
0。21
％；初始無流動度，於
26
℃環境中保留，
100min
後淨漿溫度分別為
2
４
。2
，
25。
４，
26。0
，
27。8
℃，各經時流動度如圖
11
所示。
由圖
11
可知，緩釋母液的作用發揮對溫度比較敏感，隨溫度提高，淨漿達到相近流動度用時明顯縮短。
淨漿試驗結果與文獻中酯類基團水解的規律一致。溫度升高將使緩釋母液酯類基團水解速度加快，水解轉化率提高。酯類基團的水解速度和轉化率決定了緩釋分散作用的時間與程度，決定了淨漿流動度的發展。另外，溫升對水泥有加速作用。因此可確定溫升的雙重效應
：
在減水劑不足的體系中，溫升將直接促進泵損，而在減水劑充足的體系中，其將協同促進泵返。這對於遠端泵送將是一個重要的影響因素
3 結語
1）
泵返現象主要出現在混凝土流動性增長期，明顯的泵損現象主要出現在混凝土流動性損失期。體系中剩餘減水劑的分散能力是經泵混凝土工作性變化方向和程度的主要影響因素。
2）
矽灰可有效減小泵返的不利影響，微珠在減水劑餘量充足情況下易引起泵返現象。
3）
充分攪拌有利於減少泵返程度。
４
）
壓力會明顯加快減水劑餘量不足漿體的流動性損失，促進混凝土泵損，具體影響機理有待進一步研究。
5）
含氣量損失不是泵損現象產生的原因，氣泡排液和聚並在理論上可引起減水劑充足混凝土的泵返。
6）
根據減水劑的充分與否，經泵溫升將促進混凝土泵返或泵損。