膨脹劑在復(fù)合膠凝體系中的水化動(dòng)力學(xué)特性研究

肖薊，張佳，陳飛翔，王偉光，明鑫

（1.中交第二航務(wù)工程局有限公司，湖北 武漢 430040；2.長(zhǎng)大橋梁建設(shè)施工技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430040；3.交通運(yùn)輸行業(yè)交通基礎(chǔ)設(shè)施智能制造技術(shù)研發(fā)中心，湖北 武漢 430040；4.中交二航局建筑科技有限公司，湖北 武漢 430040）

隨著高性能混凝土技術(shù)的發(fā)展，礦物摻合料已成為現(xiàn)代混凝土不可或缺的組分[1]，其中礦渣粉、粉煤灰以優(yōu)異的水化活性或礦物減水作用成為應(yīng)用最廣泛的摻合料[2]。另一方面，因早高強(qiáng)水泥、骨料級(jí)配差、膠凝材料用量高、大體積混凝土等各方面因素，導(dǎo)致現(xiàn)代混凝土非荷載開裂有增多趨勢(shì)[3]。膨脹劑是解決混凝土非荷載開裂的有效措施之一[3-4]，在以水泥-礦粉-粉煤灰為基礎(chǔ)膠凝體系的混凝土中摻加膨脹劑已在大量工程結(jié)構(gòu)混凝土中得到應(yīng)用。以往，對(duì)于這類復(fù)合膠凝體系的研究大多集中于宏觀力學(xué)性能、體積變形及耐久性方面，對(duì)于其初期水化硬化過程研究則相對(duì)較少。

通過測(cè)試水泥基材料的等溫水化放熱，并對(duì)其水化動(dòng)力學(xué)曲線進(jìn)行分析，可深入地探討各類水泥基材料的水化硬化機(jī)理，預(yù)測(cè)體系溫升情況，是研究混凝土抗開裂性能的重要方法之一[5]。Krstulovic和Dabic[6]提出水泥基材料水化反應(yīng)的動(dòng)力學(xué)模型，認(rèn)為水泥基材料的水化反應(yīng)有結(jié)晶成核與晶體生長(zhǎng)（NG）、相邊界反應(yīng)（I）和擴(kuò)散（D）3個(gè)過程。閻培渝等[7-9]在此基礎(chǔ)上研究了硅酸鹽水泥、水泥-摻合料等體系的水化動(dòng)力學(xué)特性，認(rèn)為水泥-粉煤灰-UEA膨脹劑體系在高溫下的水化具有NG-D過程，是反應(yīng)劇烈且持續(xù)時(shí)間短的反應(yīng)。部分學(xué)者[10-13]還針對(duì)溫度、各類摻合料、外加劑等因素，研究了其對(duì)水泥基材料水化及動(dòng)力學(xué)特性的影響。但對(duì)于水泥-礦渣粉-粉煤灰混凝土中摻入膨脹劑這類復(fù)雜且應(yīng)用廣泛的體系，仍需進(jìn)一步研究。

因此，本研究通過等溫量熱法測(cè)試了摻鈣質(zhì)、鎂質(zhì)膨脹劑的復(fù)合膠凝體系水化放熱曲線，并基于Krstulovic-Dabic模型，計(jì)算了各體系的水化動(dòng)力學(xué)參數(shù)，同時(shí)，結(jié)合TG測(cè)試手段，分析了膨脹劑種類及摻量對(duì)水泥-礦渣粉-粉煤灰復(fù)合膠凝體系水化進(jìn)程的影響，為其硬化體宏觀性能的分析及工程應(yīng)用提供了參考。

1 試驗(yàn)

1.1 原材料

水泥：P·O42.5水泥，3、28 d抗壓強(qiáng)度分別為27.6、53.9 MPa；礦渣粉：S95級(jí)，7、28 d活性指數(shù)分別為72%、97%；粉煤灰：Ⅱ級(jí)，細(xì)度為16.4%，需水量比為102%；膨脹劑：武漢三源特種建材有限公司產(chǎn)Ⅰ型氧化鈣-硫鋁酸鈣類膨脹劑（以下簡(jiǎn)稱鈣質(zhì)膨脹劑）和M型氧化鎂膨脹劑（以下簡(jiǎn)稱鎂質(zhì)膨脹劑），20℃水養(yǎng)7 d限制膨脹率分別為0.039%、0.018%，其它性能符合GB/T 23439—2017《混凝土膨脹劑》及T/CECS 540—2018《混凝土用氧化鎂膨脹劑應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》的要求。原材料的主要化學(xué)成分如表1所示，鈣質(zhì)膨脹劑的礦物組成如圖1所示。

表1 原材料的主要化學(xué)成分 %

圖1 鈣質(zhì)膨脹劑的礦物組成

1.2 試驗(yàn)方法

復(fù)合膠凝材料水化熱試驗(yàn)：按照表2配比，于20℃恒溫室中保持原材料溫度恒定，將粉體混合均勻并與水一同攪拌為凈漿（粉體5 g，水膠比固定為0.35），均勻后立即置于美國TA公司產(chǎn)TAM-Air型等溫量熱儀中持續(xù)測(cè)試，測(cè)試溫度為（20±0.02）℃，試驗(yàn)時(shí)間為72 h。

復(fù)合膠凝材料TG-DTG分析：按照表2配比，成型C0、C6、C12、M6、M12凈漿（水膠比為0.35），取標(biāo)養(yǎng)齡期24、72 h試塊，破碎至5mm左右顆粒，于酒精中浸泡終止水化，至測(cè)試前取出，在60℃烘干后碾磨至0.08mm以下，使用SDT Q600型熱重分析儀進(jìn)行TG測(cè)試，樣品加熱溫度為30～1100℃，升溫速率為10.0℃/min，保護(hù)氣體為高純氮?dú)?，流量?00mL/min。

表2 試驗(yàn)凈漿配比 g

2 結(jié)果與討論

2.1 礦物摻合料對(duì)復(fù)合膠凝體系水化放熱的影響

對(duì)表2中P0、PS、C0組進(jìn)行水化熱測(cè)試，結(jié)果見圖2。

由圖2（a）可知，純水泥組P0的水化放熱速率曲線符合傳統(tǒng)硅酸鹽水泥水化過程[14]，在前幾十分鐘內(nèi)，由于熟料的溶解，C3A迅速水化生成AFt，出現(xiàn)第一放熱峰。隨后水化速率迅速減緩，誘導(dǎo)期開始。直至3h左右，C3S開始水化生成C-S-H

圖2 復(fù)合膠凝體系水化放熱速率及累計(jì)水化放熱量

及CH，水化速率迅速升高至13h時(shí)出現(xiàn)第二放熱峰。此后放熱速率開始下降，至20 h時(shí)，水泥熟料中的AFt相向AFm轉(zhuǎn)化，同時(shí)C4AF及C2S也不同程度地參與反應(yīng)，形成第三放熱峰，出現(xiàn)小“鼓包”[14]，通過對(duì)“鼓包”面積進(jìn)行積分，求得該峰對(duì)應(yīng)的水化放熱量為6.4J/g，約占此時(shí)水化放熱總量的4.6%。

在純水泥中摻入35%礦渣粉（PS組）后，水化速率曲線出現(xiàn)顯著變化，誘導(dǎo)期結(jié)束時(shí)放熱速率及第二放熱峰值速率降低，這均是由于體系中水泥占比的減少導(dǎo)致；第三放熱峰更為顯著，這是由于此時(shí)礦渣粉的火山灰反應(yīng)開始顯現(xiàn)，與水泥熟料中鋁相的二次水化反應(yīng)一同形成第三放熱峰[15]。隨后，反應(yīng)速率開始緩慢降低，且始終低于純水泥組，直至56 h出現(xiàn)反超，為火山灰反應(yīng)持續(xù)進(jìn)行導(dǎo)致。

在膠凝體系中繼續(xù)摻入15%粉煤灰（C0組）后，誘導(dǎo)期結(jié)束時(shí)放熱速率及第二放熱峰亦進(jìn)一步顯著降低，這仍是由于水泥相對(duì)占比降低導(dǎo)致；第三放熱峰值速率及出現(xiàn)時(shí)間相比PS組變化不大，這是由于粉煤灰火山灰反應(yīng)較弱，在水化之初反應(yīng)程度微弱，無法形成顯著的放熱峰，此時(shí)放熱峰仍為體系中水泥熟料鋁相二次水化及礦渣粉的火山灰反應(yīng)形成，此后的放熱曲線與PS組接近，仍在56 h時(shí)反超純水泥組。

參考文獻(xiàn)[16]，計(jì)算得到純水泥P0組水化放熱的65%，與65%水泥+35%礦渣粉組成的PS組水化放熱相減可得復(fù)合膠凝體系中35%礦渣粉的貢獻(xiàn)水化熱（貢獻(xiàn)水化熱包括自身反應(yīng)放熱及影響復(fù)合膠凝體系中其他組分水化提供的放熱部分，下同），利用相同方法可得復(fù)合膠凝體系中15%粉煤灰的貢獻(xiàn)水化熱。由圖2（b）可知：礦渣粉火山灰活性較高，自入水時(shí)即有微弱放熱，到20 h時(shí)貢獻(xiàn)水化熱為20.4 J/g，約占22%，此后礦渣粉貢獻(xiàn)水化熱及貢獻(xiàn)占比仍有增長(zhǎng)，至72 h時(shí)，貢獻(xiàn)水化熱46.8 J/g，約占總水化熱的26%；粉煤灰前期活性較低，20 h前幾乎不貢獻(xiàn)水化熱，此后逐漸開始火山灰反應(yīng)，至72 h時(shí)，貢獻(xiàn)水化熱14.6 J/g，約占總水化熱的8%。

結(jié)合前文結(jié)果，水泥占比50%的復(fù)合膠凝體系C0組水化至第三放熱峰時(shí)，熟料中鋁相的二次水化反應(yīng)放熱近似視作P0組的50%，為3.2 J/g，約占C0組此時(shí)水化放熱總量的3.5%，而此時(shí)礦渣粉水化放熱貢獻(xiàn)為22%，約為水泥鋁相二次反應(yīng)的6.3倍，因此，可認(rèn)為C0組第三放熱峰的形成主要由礦渣粉火山灰反應(yīng)導(dǎo)致，這與文獻(xiàn)[17]結(jié)論一致。

2.2 膨脹劑對(duì)復(fù)合膠凝體系水化放熱的影響

對(duì)表2中C0、C6、C9、C12及M6、M9、M12組進(jìn)行水化熱測(cè)試，結(jié)果見圖3、圖4。由圖3（a）、圖4（a）可知，膨脹劑對(duì)復(fù)合膠凝體系水化放熱影響顯著：（1）隨鈣質(zhì)膨脹劑摻量的增加，加速期開始時(shí)刻由3.36 h提前至2.95～2.62 h，此時(shí)水化放熱速率由0.188 mW/g提高至0.308～0.422 mW/g；第二放熱峰值出現(xiàn)時(shí)間由13.73 h提前至12.16～10.97 h，峰值速率由1.631 mW/g提高至1.660～1.720 mW/g，說明鈣質(zhì)膨脹劑的摻入加快復(fù)合膠凝體系加速期的到來，同時(shí)提高加速期放熱速率，且隨鈣質(zhì)膨脹劑摻量的增加，影響程度越高；（2）鈣質(zhì)膨脹劑的摻入還顯著延緩了第三放熱峰值的出現(xiàn)時(shí)間，由20.09 h延緩至27.98～47.76 h，降低了峰值速率，由2.134 mW/g降低至1.180～0.604 mW/g，同時(shí)，放熱峰由尖銳轉(zhuǎn)為平緩；（3）鎂質(zhì)膨脹劑的摻入亦延緩了第三放熱峰值出現(xiàn)時(shí)間，并隨其摻量的增加而更顯著，但在相同摻量下明顯弱于鈣質(zhì)膨脹劑的影響。

圖3 摻鈣質(zhì)膨脹劑的復(fù)合膠凝體系水化放熱速率及累計(jì)水化放熱量

圖4 摻鎂質(zhì)膨脹劑的復(fù)合膠凝體系水化放熱速率及累計(jì)水化放熱量

由圖3（b）、圖4（b）可知，鈣質(zhì)膨脹劑增加了第二放熱峰出現(xiàn)前復(fù)合膠凝體系的水化放熱量，至20 h時(shí)，摻入膨脹劑前后放熱量接近，但此后摻膨脹劑組水化熱均高于未摻組，至72 h時(shí)，水化放熱量提高11.6～17.8 J/g。鎂質(zhì)膨脹劑對(duì)復(fù)合膠凝體系20 h前放熱量影響較小，但隨后，摻膨脹劑組水化放熱量開始高于未摻組，至72 h時(shí)，水化放熱量提高7.9～9.6J/g。

上述結(jié)果表明，鈣質(zhì)膨脹劑的摻入能夠縮短復(fù)合膠凝體系誘導(dǎo)期，提高加速期水化速率及水化放熱量，后續(xù)還會(huì)延緩礦渣粉火山灰反應(yīng)速率到達(dá)峰值的時(shí)間，降低其反應(yīng)峰值速率，減緩反應(yīng)集中程度，最終提高體系放熱總量；鎂質(zhì)膨脹劑的摻入對(duì)復(fù)合膠凝體系誘導(dǎo)期及加速期影響不大，對(duì)礦渣粉火山灰反應(yīng)進(jìn)程亦有延緩，最終放熱總量也有所增加。

2.3 膨脹劑在復(fù)合膠凝體系中的水化動(dòng)力學(xué)特性研究

由各復(fù)合膠凝材料體系的水化放熱曲線，根據(jù)Knudsen等[18]理論水化動(dòng)力學(xué)公式圖計(jì)算得到Qmax：

式中：Q（t）——復(fù)合膠凝體系截止到t時(shí)刻的累計(jì)放熱量，J/g；

Qmax——復(fù)合膠凝材料終止水化時(shí)的總放熱量，J/g；

t50——復(fù)合膠凝材料水化累計(jì)放熱量達(dá)到總放熱量一半時(shí)所需的時(shí)間，即半衰期，h。

根據(jù)Krstulovic-Dabic模型[3，6-7]，水泥基材料的水化反應(yīng)可分為結(jié)晶成核與晶體生長(zhǎng)（NG）、相邊界反應(yīng)（I）和擴(kuò)散（D）3個(gè)基本階段，3個(gè)階段同時(shí)發(fā)生，但實(shí)際反應(yīng)速率由反應(yīng)最慢階段控制，各階段水化反應(yīng)速率可用以下公式圖描述：

式中：α——水化度；

n——反應(yīng)級(jí)數(shù)。

參考文獻(xiàn)[3，7-10]，能夠擬合得到各復(fù)合膠凝體系NG階段-F1（α）、I階段-F2（α）、D階段-F3（α）曲線及根據(jù)水化放熱曲線微分求得的實(shí)際曲線。由文獻(xiàn)[7-8]可知，誘導(dǎo)期結(jié)束前的放熱量相對(duì)于整個(gè)水化過程可忽略，且實(shí)際工程中往往被隱藏于混凝土初始澆注溫度之中，因此，本文后續(xù)分析均從各復(fù)合膠凝體系誘導(dǎo)期結(jié)束開始討論。各體系水化速率曲線見圖5，水化動(dòng)力學(xué)參數(shù)見表3。

圖5 復(fù)合膠凝體系水化反應(yīng)速率曲線

由圖5模擬結(jié)果可知，Krstulovic-Dabic模型能較好地描述摻膨脹劑的復(fù)合膠凝體系水化動(dòng)力學(xué)進(jìn)程。各組水化反應(yīng)速率曲線顯示，復(fù)合膠凝體系水化反應(yīng)均符合NG-I-D歷程，是反應(yīng)比較和緩、持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)的水化過程。NG階段曲線F1（α）和D階段曲線F3（α）與實(shí)際水化反應(yīng)速率曲線較為吻合，I階段曲線F2（α）略有偏差。對(duì)于各組復(fù)合膠凝體系，水化程度α＜α1時(shí)，反應(yīng)處于由結(jié)晶成核與結(jié)晶生長(zhǎng)控制的NG階段，此時(shí)水化反應(yīng)速率曲線與F1（α）基本一致，反應(yīng)從NG階段轉(zhuǎn)為由相變反應(yīng)控制的I階段后，礦物摻合料（特別是礦渣粉）的火山灰反應(yīng)使得水化反應(yīng)速率曲線與Krstulovic-Dabic模型出現(xiàn)差距。此后水化程度繼續(xù)升高至α＞α2后，隨著火山灰反應(yīng)速率逐漸減小，反應(yīng)進(jìn)入擴(kuò)散控制的D階段，反應(yīng)速率重新與Krstulovic-Dabic模型F3（α）曲線吻合。

由圖5（a）中α≈0.25時(shí)對(duì)應(yīng)圖3（a）中C0組第三放熱峰，摻入鈣質(zhì)膨脹劑后，圖5（b）、（c）、（d）中該處峰分裂為2個(gè)，結(jié)合前文分析認(rèn)為，分裂出大峰為礦渣粉火山灰反應(yīng)所致，峰位置隨鈣質(zhì)膨脹劑摻量增加而后移，同時(shí)峰值降低且更趨平緩，這與前文結(jié)論一致；分裂出小峰為水泥熟料中鋁相二次水化所致，隨鈣質(zhì)膨脹劑摻量增加，該峰位置仍處于α≈0.25處，但峰值逐漸降低至趨于不明顯，這可能的原因在于鈣質(zhì)膨脹劑中引入的SO42-，抑制了水泥熟料中鋁相的二次水化。鎂質(zhì)膨脹劑因其對(duì)火山灰反應(yīng)的影響弱于鈣質(zhì)膨脹劑，并未表現(xiàn)出上述現(xiàn)象。

表3 復(fù)合膠凝體系水化過程的動(dòng)力學(xué)參數(shù)

由表3可知，摻入膨脹劑后，最終水化熱Qmax均有所提高，且總體上隨膨脹劑摻量（6%～12%，下同）的增加而提高；C0組反應(yīng)級(jí)數(shù)n=2.101，為片生長(zhǎng)，隨膨脹劑摻量的增加，n有不同程度的降低，反應(yīng)速率常數(shù)K1＇、K2＇也有所降低，鎂質(zhì)膨脹劑摻入也會(huì)降低n。K3＇則受膨脹劑種類影響而有所不同，鈣質(zhì)膨脹劑摻量增加，K3＇降低，而鎂質(zhì)膨脹劑則使得K3＇略有提高，這是由于鎂質(zhì)膨脹劑在體系整體水化程度較高后仍能維持一定的水化速率持續(xù)反應(yīng)。

膨脹劑的摻入還顯著影響了復(fù)合膠凝體系的階段轉(zhuǎn)變。隨著鈣質(zhì)膨脹劑摻量的增加，體系在更小的水化程度時(shí)NG階段向I階段的轉(zhuǎn)化，而在更大水化程度時(shí)從I階段向D階段轉(zhuǎn)化，表現(xiàn)為α1顯著減小，α2顯著增大。這是由于，膨脹劑取代了初期基本呈惰性的粉煤灰，既減小了體系的有效水灰比，又減少了NG階段的成核位點(diǎn)，導(dǎo)致NG階段縮短；另一方面，鈣質(zhì)膨脹劑引入SO42-及Ca（OH）2，能夠提高礦渣玻璃體解聚程度及作為火山灰反應(yīng)的反應(yīng)物，使得I階段在更高反應(yīng)程度后再向D階段轉(zhuǎn)變。

2.4 復(fù)合膠凝體系熱重分析

C0、C6、C12、M6、M12凈漿的TG-DTG曲線見圖6，曲線定量分析見表4。

圖6 復(fù)合膠凝體系的TG-DTG曲線

由圖6可知，C0、C6、C12三組試樣24、72 h的TG-DTG曲線在30～1000℃有5個(gè)顯著的失重過程，第一個(gè)峰位于60～200℃，是由于水化產(chǎn)物AFt及C-S-H凝膠水脫去；水化產(chǎn)物Ca（OH）2的分解失重峰出現(xiàn)在380～450℃；600～700℃出現(xiàn)的峰則為碳酸鹽受熱分解，是由水化產(chǎn)物碳化生成；900℃左右的峰為C-S-H凝膠結(jié)構(gòu)分解產(chǎn)生。M6、M12兩組試樣的DTG曲線在260～350℃還出現(xiàn)了鎂質(zhì)膨脹劑水化生成的Mg（OH）2受熱分解峰。

表4 TG-DTG曲線定量分析

由表4可知，24 h化學(xué)結(jié)合水含量C6＞C12＞C0，而Ca（OH）2生成量C12＞C6＞C0，說明鈣質(zhì)膨脹劑在水化初期即生成Ca（OH）2，能夠提高體系整體水化程度，而結(jié)合水化熱測(cè)試結(jié)果，24 h時(shí)高摻量膨脹劑顯著延緩了礦渣火山灰反應(yīng)進(jìn)程，減少了凝膠類火山灰反應(yīng)產(chǎn)物的生成量，因此，C12組即使膨脹劑水化生成了更多Ca（OH）2，但整體水化程度仍與C6組接近，甚至略低。繼續(xù)水化至72 h，C6、C12組Ca（OH）2增長(zhǎng)量比C0組要少，但C12組化學(xué)結(jié)合水含量反超C6組，這是由于鈣質(zhì)膨脹劑初期反應(yīng)較快，24 h前即大量反應(yīng)，而繼續(xù)水化至72 h生成Ca（OH）2量相比促進(jìn)礦渣火山灰反應(yīng)程度提高消耗的Ca（OH）2量要少，說明此時(shí)火山灰反應(yīng)程度相比C0組有所提高。此外，70℃處AFt分解峰的升高也表明鈣質(zhì)膨脹劑自身仍在持續(xù)水化，因此，火山灰反應(yīng)進(jìn)程雖被延緩，但最終72 h時(shí)水化放熱總量反而有所提高。M6及M12組24 h生成Ca（OH）2含量相比C0組也有提高，結(jié)合表1鎂質(zhì)膨脹劑化學(xué)成分分析，部分源于自身引入，部分是由于延緩了礦渣粉火山灰反應(yīng)，減少了Ca（OH）2的消耗所致，化學(xué)結(jié)合水含量則因鎂質(zhì)膨脹劑水化產(chǎn)物Mg（OH）2的生成而有所提高。與鈣質(zhì)膨脹劑不同的是，至72 h化學(xué)結(jié)合水含量均低于C0組，表明鎂質(zhì)膨脹劑延緩火山灰反應(yīng)進(jìn)程后，對(duì)其反應(yīng)程度并無顯著促進(jìn)作用。72 h時(shí)Mg（OH）2含量相比24 h時(shí)仍在提高，結(jié)合水化熱測(cè)試結(jié)果，說明摻入鎂質(zhì)膨脹劑72 h時(shí)水化熱提高主要由鎂質(zhì)膨脹劑自身水化所致。

3 結(jié)論

（1）復(fù)合膠凝體系中摻入35%礦渣粉，在20 h時(shí)貢獻(xiàn)水化熱為水泥中鋁相二次反應(yīng)放熱量的6.3倍，能夠形成顯著的第三放熱峰，至72h時(shí)，礦渣粉貢獻(xiàn)水化熱占比22%；摻入15%粉煤灰20 h后逐漸開始貢獻(xiàn)水化熱，至72 h時(shí)，貢獻(xiàn)水化熱占比8%。

（2）鈣質(zhì)膨脹劑延緩了礦渣粉火山灰反應(yīng)，但能夠提高其后續(xù)反應(yīng)程度，結(jié)合自身持續(xù)水化使得體系72 h放熱總量有所提高，該影響隨鈣質(zhì)膨脹劑摻量的增加（6%～12%）而提高。鎂質(zhì)膨脹劑的摻入也會(huì)延緩礦渣粉火山灰反應(yīng)，但對(duì)其反應(yīng)程度并無顯著提升，72 h時(shí)體系放熱總量相對(duì)更高主要由鎂質(zhì)膨脹劑自身的后續(xù)反應(yīng)所致。

（3）摻膨脹劑的復(fù)合膠凝體系仍符合Krstulovic-Dabic模型提出的NG-I-D水化歷程，其中，NG階段和D階段曲線與實(shí)際水化反應(yīng)速率曲線接近，I階段因礦渣粉火山灰反應(yīng)形成的第三放熱峰導(dǎo)致模擬精度降低；膨脹劑的摻入減小反應(yīng)級(jí)數(shù)n及NG、I階段反應(yīng)速率常數(shù)K1＇、K2＇，對(duì)于K3＇，膨脹劑種類不同，影響相反；隨膨脹劑摻量增加，還使得體系在水化程度相對(duì)較低時(shí)即進(jìn)入I階段，而在水化程度相對(duì)較高時(shí)再進(jìn)入D階段。