泵送混凝土的工作性變化及應對方案研究

羥基乙叉二膦酸二鈉是不是危險品

0前言

混凝土泵送後較入泵前可能出現明顯的流變性或其他工作性變化，比如流動度、含氣量、和易性等。分析原因主要觀點有：混凝土與輸送管摩擦或泵管受太陽直射升溫導致水化加速；泵管拼縫欠佳，泵壓導致泌水並溢位；壓力條件下，自由水向骨料內部孔隙遷移；或含氣量損失；混凝土輸送運動中的剪下作用使固體顆粒轉入無序分佈狀態，並促進顆粒結合，產生稠化，或在水粉比較高時，骨料運動慣性克服了稠化作用，可能產生稀化；膠凝材料因減水劑解絮作用增加的自由水大於其增加的吸附水將產生剪下稀化。以上觀點中，有關溫升、壓力、含氣量損失的說法並無普遍結論，目前研究成果更傾向於剪下作用。

透過在混凝土入泵前加水和減水劑使混凝土滿足泵送要求；摻入合適的礦物摻合料來提高混凝土的保水性，降低坍落度損失。但因涉及泵送生產，驗證難度大，以上措施也僅適用於經泵流動度損失，對於經泵流動度增大或離析的解決目前研究報道較少。

本文結合工程現場測試（文中所列工程為外加劑服務中出現該類流動性問題的典型代表）和試驗，分析研究壓力、溫度、含氣量、氣泡大小等因素對泵送混凝土工作性的影響。結合現有研究成果，提出泵送條件下混凝土流動度變差的解決方案，並進行驗證。

1試驗方案

1。1試驗原材料

（1）混凝土原材料：金隅振興P·O42。5級水泥；S95級礦粉；北疆電廠F類Ⅰ級和Ⅲ級粉煤灰，0。045mm篩篩餘分別為9。1%和42%；吉林某企業生產的粉煤灰微珠，需水量比為83%；武漢某公司生產的矽灰，SiO2含量93。7%；河砂A、B、C細度模數分別為2。4、2。4、2。6，含泥分別為3。3%、2。6%、1。9%；石灰岩碎石，5～25mm連續級配。

（2）減水劑：試驗室用減水劑包括高減水型聚羧酸減水劑JY-TS-1，減水率35%；緩釋型聚羧酸減水劑JY-TS-302、JY-TS-2和JY-TS-301，分別符合JC/T2481—2018《混凝土坍落度保持劑》中Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ類要求。工程現場所用聚羧酸減水劑為復配產品，固含量分別為10%和40%。

（3）緩凝劑：葡萄糖酸鈉、葡萄糖、白糖、麥芽糊精、羥基乙叉二膦酸HEDP。

（4）其他外加劑：十二烷基硫酸鈉引氣劑K12，有效物20%；引氣劑AE-PLUS；7168消泡劑；羥丙基甲基纖維素（HPMC）。

1。2試驗方案

工程出、入泵混凝土的溫度、流動度/含氣量的變化：對天津某公司超高泵送盤管試驗及所承接兩處工程的現場施工混凝土的有關試驗資料進行彙總分析。工程要求和混凝土配合比見表1、表2。

C60和C35混凝土用粉煤灰分別為北疆電廠F類Ⅰ級和Ⅲ級粉煤灰，0。045mm篩篩餘分別為9。1%和42%；所用減水劑均為北京某公司生產的聚羧酸高效能減水劑復配產品，固含量分別為10%、40%；C35混凝土採用砂A和砂B兩種河砂，含泥分別為3。3%和2。6%；C60混凝土用河砂C，含泥為1。9%；C60混凝土用石為整形過的5～25mm連續級配碎石。其他原材料同1。1節。環境溫度低於混凝土4～7℃，混凝土入泵前經時約40～60min，C35現場混凝土、C60-2現場混凝土和C60-1盤管混凝土在泵管中的輸送經時約2～3min、5～7min和50min。

1。3研究內容

①壓力對淨漿流動度和水化熱影響；②含氣量對砂漿流動度的影響；③氣泡大小對自由水量的影響；④溫度對淨漿流動度的影響；⑤外加劑改善泵送混凝土工作性的措施研究。

1。4測試方法

按照GB/T50080—2016《普通混凝土拌合物效能試驗方法標準》、GB/T8077—2012《混凝土外加劑勻質性試驗方法》和JGJ/T283—2012《自密實混凝土應用技術規程》進行混凝土淨漿流動度、擴充套件度、含氣量的測試。

2試驗結果與分析

2。1壓力對淨漿流動度和水化熱的影響

C35和C60-2現場混凝土泵送壓力分別為10MPa和12MPa，C60-1盤管泵送壓力8。0～12。5MPa。受試驗條件限制，試驗室僅進行了3。0MPa靜態加壓模擬。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，見圖1。

試驗室調整減水劑用量，在折固摻量0。18%時，常壓淨漿流動度出現增長、穩定、損失三個階段。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。加壓至3。0MPa衡壓60min。在各測試時點同步進行漿體的流動度測試，見圖2，為方便作圖，對塑性較好但是流動度不滿足擴充套件度試驗的淨漿，取其擴充套件度為60mm。停止加壓後進行常壓和加壓漿體水化熱測試。加壓試驗操作參考GB/T50080—2016壓力泌水試驗的加壓方法。

由圖2可知：在流動度增長期，加壓後淨漿流動度無明顯變化，但處於流動度損失期淨漿經過加壓，流動度損失至200mm的時間提前約35min。淨漿流動度損失可能源於以下綜合作用：隨減水劑分散作用下降，水泥顆粒間絮凝作用增加，加壓環境將促進這一作用；熟料受燒成急冷期礦物收縮和粉磨過程中擠壓等作用形成一定數量微裂縫，壓力下，水對微裂隙滲入能力加大；水泥水化產物可溶性很低，包裹於熟料顆粒表面，形成膜層抑制水泥水化，壓力下，水對水化產物膜層滲入能力增強。水化熱試驗資料未體現顯著差異（不再列出），具體影響機理有待進一步研究。

綜上所述，考慮到現場泵壓約為試驗室施加壓力的三倍左右，將進一步減小促進流動性損失期混凝土流動性。如果在滿足泵送要求下減小泵送壓力，預計將有助於減少經泵的流動性損失。

2。2含氣量對砂漿流動度的影響及氣泡大小對自由水量的影響

對現場C35和C60混凝土各進行了4車次混凝土測試，每車取樣測試1次，各混凝土入泵前經時約40～60min。C35第1、2車次混凝土用砂為砂A，泵後混凝土工作性損失較大，第3、4車次進行混凝土用砂調整，換用砂B，第3車次混凝土出泵出現浮漿，第4車次生產下調減水劑0。2%，出泵混凝土勻質性良好。C60混凝土第1、2車次（在盤管試驗時進行，採用含微珠的C60-1配合比）出泵時混凝土有明顯浮漿；第3、4車次（在工地現場進行，採用含矽灰的C60-2配合比）出泵混凝土勻質性良好。對各測試混凝土，採用兩種插搗方式測量經泵前後混凝土的含氣量，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；另一種是分三層裝滿，每層插搗25次，分別計為含氣量比1和含氣量比2。有關流動度和含氣量變化情況見圖3和圖4。

由圖3、圖4可知，混凝土的出入泵含氣量比大於100%的比例佔測試總數的75%，含氣量比小於100%的情況全部出現於泵後浮漿混凝土中；出入泵混凝土含氣量比2總體小於含氣量比1；C60-2混凝土的含氣量比差異相對較小。出入泵含氣量比大於100%代表含氣量增加。這說明經泵後流態非離析混凝土含氣量不會損失，混凝土經泵損失並非由含氣量損失導致。根據經驗可知，入泵前拌和物從攪拌車卸出下落和出泵過程中料流衝擊引入的空氣是含氣量上升的部分原因。含氣量比2總體小於含氣量比1說明，在更長時間振搗下，出泵混凝土氣泡溢位比例更大。

取C35第4次測試出入泵混凝土按一次裝滿方式成型試件，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中直徑5mm以上大氣泡有所減少，但可見0。5～1。0mm的氣泡比例較高。表觀氣泡情況見圖5。

設計試驗研究含氣量對砂漿流動度的影響。以質量比計，按m（水泥）：m（粉煤灰）：m（礦粉）：m（砂）：m（水）=1∶0。26∶0。26∶1。84∶0。42比例製備砂漿，TS-1減水劑折固摻量0。22%，以引氣劑調整砂漿含氣量，測試不同含氣量砂漿流動度和保水狀態，結果見圖6。

由圖6可知，隨含氣量增加，砂漿流動度先增後降。氣泡的滾珠作用促進流動性，而形成氣泡消耗的自由水將降低流動性。當二者處於某種程度的平衡時，可以實現流動性和保水性的最佳狀態。超過這一範圍後，繼續形成氣泡將減小流動性。

另外，設計研究了氣泡大小對自由水量的影響。以K12和AE-PLUS配製引氣劑溶液，摻入量分別為1。0%和0。5%。採用等體積塑膠瓶，以相同方式同時、充分晃動引氣劑溶液至氣泡充分生成，靜置約5～6s及時觀察，結果見圖7。

結果表明，在相同氣泡體積條件下，更小泡徑的氣泡消耗更多的自由水。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K12引氣溶液約15%。

結合以上分析，可以認為經泵後混凝土穩定性有所降低的原因在於氣泡平均尺寸有一定增加，從而減少了氣泡對液相的消耗。為什麼氣泡平均尺寸會增加呢？筆者認為可以從泵送過程中氣泡聚並機理進行解釋。氣泡間接觸將產生部分氣泡聚並。氣泡靠近和碰撞、碰撞處形成液膜、液膜排液、變薄並最終破碎實現聚並。隨著液相黏度增加，氣泡聚並時間延長。氣泡聚並在較短時間內即可完成，低黏度體系可能僅10-5～10-6s，即使雷諾值3。4的高黏液體中，氣泡從接觸至聚並完成也僅10s左右。

氣泡聚並研究雖主要針對自由運動的較大氣泡，但是對泵送混凝土影響機理相同。其一是多相體的剪下作用。泵送中混凝土在靠近泵管中軸處流速大，而靠近管壁處流速小，存在速度梯度，進而產生剪下作用。大流態自密實混凝土在泵管中剪下速率可能達到30～60s-1，潤滑層部分可能達到100s-1，遠大於生產和運輸中攪拌的剪下速率。多相體系的高剪下環境導致微氣泡間的接觸頻率和碰撞力度增加，將比常壓低剪下環境大的多，將進一步促進氣泡聚並。其二是強剪下稀化作用。至少在減水劑充足漿體中，強剪下過程產生的低黏度液相環境必將促進氣泡聚並。其三，聚並排液。氣泡碰撞產生的液膜必然產生排液，不論氣泡合併最終是否實現，而排液增加的液相量又將促進其它氣泡聚並。所以相對於靜置或罐車轉動條件下，泵送剪下作用對摻充足減水劑混凝土流動度的增長或離析的加重將更明顯。至於C60-2含氣量比差異較小，可以從混凝土黏度較高導致聚並過程較慢且氣泡溢位較少的角度解釋。

雖然無法方便地設計單因素試驗進行驗證，但根據以上分析，推測抑制氣泡聚並，降低經泵剪下稀化程度並提高混凝土漿體的保水性或內聚力可能會提高經泵混凝土穩定性。

2。3工程出、入泵混凝土的溫度變化及溫度對淨漿流動度的影響

有經驗認為混凝土在泵送過程中溫度有所上升，現場測試資料證實了這一說法。C35現場混凝土、C60-2現場混凝土和C60-1盤管混凝土在泵管中的輸送經時分別約2～3min、5～7min和50min，隨泵送距離及經時延長，經泵混凝土均出現一定溫升，C60-1盤管混凝土溫升高達6。1℃，其它混凝土平均溫升約1。0℃/100m。施工時的環境溫度低於混凝土4～7℃，不存在輻射溫損，實際溫升應至少不低於該測值。混凝土的出、入泵溫度如圖8所示。

從行業共識的角度，溫升會加速水泥水化，促進混凝土經泵稠化。有研究證實較高溫度也使酯類的基團水解加快，轉化率提高，緩釋型聚羧酸減水劑一般均接枝酯類功能基團，利用其在鹼性條件下的水解生成羧基而產生吸附能力，達到保坍分散目的。為研究溫度對緩釋型減水劑作用發揮的影響，設計方案進行驗證。以不同溫度的拌和水調節制取初始溫度分別為19。1℃、22。5℃、26。1℃和29。0℃的同配比淨漿，JY-TS-301折固摻量0。21%，淨漿水膠比0。29。淨漿初始無流動度，於26。0℃環境中保留，100min後淨漿溫度分別為24。2℃、25。4℃、26。0℃和27。8℃，各經時流動度見圖9。

由圖9可知，JYTS-301的作用發揮對溫度敏感，隨溫度提高，淨漿流動度增長加速。這說明較高溫度下，減水劑中接枝和未接枝的的酯類基團的水解規律一致。

從以上分析，溫度升高對混凝土工作性產生何種影響受兩方面作用制約：一方面，在有效減水劑不足體系中，溫升加速水泥水化，減少溫升將有助於減少混凝土體系的經泵稠化。另一方面，體系中如果緩釋型聚羧酸減水劑富餘量較多，泵送產生的溫升將促進緩釋型聚羧酸減水劑酯類基團的水解，減少溫升預期可減少其經泵稀化。

3解決方案

根據以上分析，整合外加劑合成與復配技術，提出系統性思路：①提高混凝土減水劑的均勻性並根據需要合理調整減水劑用量，使運輸及經泵過程中減水劑供給量均勻、適當，降低剪下稀化和稠化基礎；②合理採用緩凝劑；③提高混凝土易泵性，降低泵送壓力對流動性損失的影響；④提高分散速度，降低外加劑超摻風險，降低剪下稀化基礎；⑤提高混凝土內聚力，減少氣泡聚並的離析風險。

限於篇幅，僅對以上研究簡要介紹。從以上研究可見，經泵工作性變化和混凝土體系中減水劑有直接關係，所以第一個思路是選擇接枝不同功能基團的緩釋減水劑實現減水作用梯度釋放，使混凝土在澆築前能對體系適時適量地提供減水劑。圖10是接枝不同水解活性緩釋基團的聚羧酸減水劑與減水型聚羧酸減水劑按5∶5比例復配，進行的混凝土各經時流動度試驗結果。

由圖10可知，JY-TS-302早期釋放快，後期保坍能力較弱，減水能力較高；JY-TS-301前期釋放能力較弱，主體釋放區間位於1。5～2。5h，釋放均勻持久，水解後減水能力較低；JY-TS-2界於前二者之間，減水和保坍釋放較為均衡。根據入泵前經時估算、經泵時長和原材料對減水劑的消耗特點，將不同緩釋母液進行有機結合，使入泵前混凝土中保留有適宜有效量的減水劑。

第二個思路是採用適宜的緩凝劑。合適的緩凝劑可抑制對減水劑的消耗，有助於減水劑供給的均勻性，維持易泵性，調節混凝土的保水性，改善內聚力，減小氣泡抑出，但不同的緩凝劑具有不同的特點，需要充分把握其效能特徵。表3為各緩凝劑的保水性。圖11是取不同緩凝劑以2。0%和4。0%兩個梯度與8。0%減水劑復配，按複合減水劑2。0%摻量進行的混凝土各經時流動性試驗結果。

由表3和圖11可知，輔助減水效果從大至小依次為：葡萄糖酸鈉＞糊精＞葡萄糖＞白糖=HEDP；流動性保持效果從強到弱依為：HEDP＞白糖＞葡萄糖酸鈉＞糊精＞葡萄糖；保水效果從強到弱依為白糖=糊精＞葡萄糖=HEDP＞葡萄糖酸鈉。

在以上兩條的基礎上，外加劑配方中可酌情加入降黏型減水劑、保水劑和優質引氣劑等，提高混凝土易分散性、易泵性和黏聚性。該技術調整思路已應用於多個案例，對解決混凝土工作性經泵大幅變化的問題均取得良好的效果。

4結語

（1）在有效減水劑不足情況下，經泵壓力可促使漿體發生稠化，具體影響機理有待進一步研究。

（2）含氣量的損失不是混凝土經泵稠化現象產生的原因；氣泡排液和聚並在理論上促進了混凝土的經泵稀化。

（3）在緩釋型聚羧酸減水劑摻量較高的情況下，經泵溫升可促使漿體發生稀化。

（4）透過調整減水劑組分和摻量可以有效控制經泵混凝土流動度大幅變化。（來源：《混凝土與水泥製品》2020。10）