薛慧君，申向東，劉 倩，王仁遠，劉 政，韓 超

高寒灌區(qū)風沙吹蝕對農業(yè)水利工程混凝土抗凍耐久性的影響

薛慧君，申向東※，劉 倩，王仁遠，劉 政，韓 超

（內蒙古農業(yè)大學水利與土木建筑工程學院，呼和浩特 010018）

針對內蒙古引黃灌區(qū)農業(yè)水利工程混凝土實際服役環(huán)境，同時加大風積沙資源化利用效率，配制滿足農業(yè)水利工程設計要求的風積沙混凝土，并研究風沙吹蝕作用對風積沙混凝土抗凍耐久性的影響。結果表明：相對動彈性模量可準確表征風積沙混凝土受風沙吹蝕影響下的凍融破壞，且風沙吹蝕影響下混凝土凍融循環(huán)后的內部損傷是未受風沙吹蝕影響下混凝土凍融循環(huán)后的2倍；在風沙吹蝕影響下的凍融過程中，風積沙混凝土水泥漿體在凍融過程發(fā)生“酥化”，同時在風沙流的持續(xù)撞擊、削切下，“酥化”的水泥漿體進一步剝落，迫使破壞表面水泥漿體與骨料連接處的界面過渡區(qū)較光滑；風積沙替代率為40%可以配制滿足抗凍性要求的風積沙混凝土，但風積沙混凝土氣泡間距系數(shù)不能準確評價其抗凍性，氣泡盒維數(shù)與細骨料細度模數(shù)可反映氣泡結構特征和細骨料顆粒級配，且二者呈負相關趨勢，二者結合可對風積沙混凝土抗凍耐久性優(yōu)劣進行初步判定。

風；侵蝕；混凝土；風積沙；凍融循環(huán)；表面形貌；氣泡特征參數(shù)；盒維數(shù)

薛慧君，申向東，劉 倩，王仁遠，劉 政，韓 超. 高寒灌區(qū)風沙吹蝕對農業(yè)水利工程混凝土抗凍耐久性的影響[J]. 農業(yè)工程學報，2017，33(15)：133－140. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2017.15.017 http://www.tcsae.org

Xue Huijun, Shen Xiangdong, Liu Qian, Wang Renyuan, Liu Zheng, Han Chao. Effect of wind-sand erosion on frost resistance durability of hydraulic engineering concrete in cold irrigation area[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2017, 33(15): 133－140. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2017.15.017 http://www.tcsae.org

0 引 言

黃河內蒙古段位于黃河流域的最北端，地處E106°10′～112°50′，N37°35′～41°50′，干流總長830 km，總流域面積約11萬km2，平均海拔約1 000 m，是各路冷空氣和蒙古氣旋活動的必經之路[1]。同時該地區(qū)自西向東分布著巴丹吉林沙漠、騰格里沙漠、烏蘭布和沙漠、庫布齊沙漠和毛烏素沙地，在春季大風期為沙塵暴的形成提供了充足條件[2]。根據(jù)氣象資料統(tǒng)計，該地區(qū)每年3—5月強、特強沙塵暴活動最為緊密，尤其是4月份約占總統(tǒng)計數(shù)的30%[3-4]，且春季是該地區(qū)氣溫逐步回升時期，但由于晝夜溫差較大，這期間也是工程材料與結構凍融作用最為劇烈的時期。

內蒙古河套灌區(qū)和南岸灌區(qū)通過十幾年以節(jié)水為主要目標，渠道襯砌為主要形式的灌區(qū)節(jié)水改造工程建設，現(xiàn)已初見成效[1]。建設過程中混凝土是工程量最大、應用面最廣的工程材料之一，特別是針對高寒灌區(qū)明渠引水，混凝土渠道襯砌可以有效節(jié)水防滲、提高渠系水利用效率。對于混凝土渠道襯砌破壞機理與防治措施，諸多研究者從渠道凍脹破壞和混凝土凍融破壞等不同角度進行了研究，取得了一定研究成果。李爽等[5]模擬混凝土與渠床基土在非線性接觸條件下整體渠道凍脹破壞的全過程；王正中等[6]模擬并驗證了混凝土襯砌渠道受凍過程中溫度場、凍脹變形及凍脹力隨晝夜溫度變化的發(fā)展規(guī)律；申向東等[7]推導出梯形斷面混凝土襯砌渠道的渠坡與渠底襯砌板最大內應力計算公式；李雪峰等[8]研究高原低氣壓環(huán)境下對引氣混凝土初始含氣量及氣泡穩(wěn)定性的影響；王月等[9]研究氯鹽侵蝕與凍融循環(huán)下C50高性能混凝土的服役壽命；張向東等[10]研究凍融與碳化耦合作用下煤矸石混凝土的耐久性損傷機理；Wang等[11]研究鹽堿環(huán)境下的鹵水侵蝕與凍融耦合作用下浮石混凝土孔隙的動態(tài)演變規(guī)律。

現(xiàn)階段沿黃流域工程建設大量使用普通混凝土，天然河砂資源短缺以及“河砂限采政策”的實施，嚴重制約沿黃流域水利工程的建設。而該地區(qū)風積沙資源分布極為廣泛，特別是烏蘭布和沙漠和庫布齊沙漠緊鄰河套灌區(qū)和南岸灌區(qū)，若能利用風積沙作為河砂的替代品，加大風積沙資源化利用效率，則可解決日益枯竭的河砂資源和水利工程建設大量需求之間的矛盾，具有重要的社會效益和經濟價值。國內外對于風積沙的研究較為廣泛[12-13]，利用風積沙替代河砂可配制滿足和易性、力學特性要求的風積沙混凝土[14-16]，但針對其在寒區(qū)特殊環(huán)境下的耐久性研究尚不深入。

綜上所述，雖然針對高寒灌區(qū)渠道混凝土襯砌受凍的研究成果較為豐富，但是針對內蒙古特殊的氣候環(huán)境，混凝土實際凍融過程中還會時常受到沙塵暴影響，故非常有必要對混凝土在凍融過程中受到風沙吹蝕影響下的劣化規(guī)律和破壞機理進行研究，同時對于風積沙混凝土在高寒地區(qū)農業(yè)工程、水利工程的適用性，也需要進行初步探索與研究。故利用風積沙配制風積沙混凝土，并研究其受風沙吹蝕影響下的抗凍性耐久性。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料與配合比

1.1.1 混凝土原材料

水泥選用冀東P·O42.5普通硅酸鹽水泥，密度3 158 kg/m3，比表面積384 m2/kg，細度1.4%，標準稠度用水量28.5%，體積安定性合格，初凝時間240 min，終凝時間390 min，燒失量3.05%，3d抗壓強度24.8 MPa，28 d抗壓強度48.9 MPa，3 d抗折強度5.0 MPa，28 d抗折強度8.1 MPa；粉煤灰選用內蒙古呼和浩特市西郊熱電廠F類Ⅱ級粉煤灰，密度2 150 kg/m3，比表面積354 m2/kg，燒失量3.05%，需水量97.2%，微珠質量分數(shù)93.3%；細骨料選取風積沙和普通河砂，粒徑范圍0.075～4.75 mm，其中風積沙取自內蒙古鄂爾多斯市庫布齊沙漠腹地，二者主要物理化學指標如表1所示；粗骨料選取普通卵碎石，表觀密度2 669 kg/m3，堆積密度1 650 kg/m3，粒徑范圍4.75～26.5 mm，含泥量0.37%，壓碎指標3.7%，堅固性5.1%；水選用普通自來水；外加劑選用AE-11型高效引氣減水劑。

表1 細骨料主要物理化學性能Table 1 Main physical and chemical properties of fine aggregate

1.1.2 混凝土配合比

配置水膠比0.45、砂率41%的風積沙混凝土，采用等質量替代法將風積沙替代部分普通河砂，替代率分別為A組20%、B組40%和C組60%，對A、B、C三組不同比例風積沙、河砂混合細骨料進行顆粒分析試驗，測定其細度模數(shù)FM分別為2.802、2.584和2.263。混凝土配合比及主要性能如表2所示，3組風積沙混凝土初始含氣量均大于4.0%，塌落度大于100 mm，混凝土拌合物性能滿足區(qū)域農田水利工程施工要求[17-18]。分別對7、28和90 d齡期3組混凝土進行標準立方體抗壓強度試驗，28 d立方體抗壓強度標準值均滿足C40混凝土要求。

表2 試驗用混凝土配合比及主要性能Table 2 Mixing ratio and main performance of test concrete

1.2 試驗設計與方法

1.2.1 試驗設計

為研究風沙吹蝕對風積沙混凝土抗凍性的影響，試驗設計2種不同工況：分別為混凝土抗凍性試驗（工況一）和風沙吹蝕影響下的混凝土抗凍性試驗（工況二）。借鑒《水工混凝土試驗規(guī)程》（SL352-2006）和《普通混凝土長期性能和耐久性能試驗方法標準》（GB/T 50082-2009）中“快凍法”相關標準，試件尺寸均為100 mm×100 mm×400 mm長方體，每組3塊，試件設計齡期為28 d，凍融循環(huán)次數(shù)設計為200次，按照“快凍法”規(guī)范要求，選取質量損失率和相對動彈性模量作為宏觀測試指標，不考慮強度抗壓強度損失，當質量損失率達5%或相對動彈性模量為初始值的60%則停止試驗。

工況一：混凝土抗凍性試驗。試驗到達設計齡期的前4 d，將試件置于（20±3）℃水中浸泡4 d后開始抗凍性試驗。試驗前用濕布擦除表面水分，測定初始質量和初始動彈性模量。凍融循環(huán)一次在4 h內完成，融化時間不少于整個循環(huán)時間1/4，試件中心最低和最高溫度控制在（?18±2）和（5±2）℃內，每隔25次凍融循環(huán)后定試件質量和相對動彈性模量。

工況二：風沙吹蝕影響下混凝土抗凍性試驗。試件前期準備同混凝土抗凍性試驗，每隔25次凍融循環(huán)后測定混凝土試件質量和相對動彈性模量，然后進行風沙吹蝕試驗，吹蝕時間為10 min[19-20]，吹蝕完成后用毛刷清除表面附著沙粒，隨后再次測定混凝土試件質量和相對動彈性模量，測定完成后直接放入凍融設備中繼續(xù)進行下一個凍融循環(huán)試驗。利用自制的混凝土風沙吹蝕試驗裝置[21]（如圖1、2所示），模擬實際風沙環(huán)境對風積沙混凝土進行風沙吹蝕試驗，試驗過程中吹蝕室內相對濕度為20%±3%，根據(jù)內蒙古氣象資料及相關文獻[22-23]，混凝土風沙吹蝕影響主要是由于風攜帶沙粒對材料表面產生撞擊、削切作用，致使混凝土出現(xiàn)麻面、露骨等現(xiàn)象，單純風流對混凝土表面產生損傷破壞甚微，故忽略單純風蝕影響。選取具有代表性風沙吹蝕參數(shù)，同時為了增大試驗效果，將風沙吹蝕參數(shù)進行人為擴大，設定風速31 m/s、挾沙量30 g/min、吹蝕攻角90°為風沙吹蝕參數(shù)進行試驗。

1.2.2 試驗測試方法

測定混凝土試件質量時，采用最大量程20 kg，感量5 g的電子秤稱量；測定相對動彈性模量時，采用北京耐爾得NELD-DTV型動彈模量測定儀，選取固定測試面的固定位置進行“共振法”測量，選取非成型面作為測試面，對于工況二中混凝土選取風沙吹蝕面作為測試面，每次測量重復測讀2次以上，且確保兩連續(xù)測值之差不超過的算術平均值的0.5%。

圖1 氣流挾沙噴射試驗裝置示意圖Fig.1 Diagram of sand-carrying air flow injection test device

圖2 風沙吹蝕室Fig.2 Wind-sand erosion chamber

2 結果與討論

2.1 質量損失率變化

質量損失率可以反映風積沙混凝土表面剝落程度和吸收水分情況。對于不同風積沙替代率的混凝土，受凍融循環(huán)作用下質量損失如圖3a所示。由圖3a可知，對于A、B兩組，質量損失率均隨著凍融循環(huán)次數(shù)增加呈現(xiàn)緩慢增長趨勢，125次凍融循環(huán)后質量損失率增速較125次凍融循環(huán)前增速更快，200次凍融循環(huán)后質量損失率僅為0.85%和1.00%，從質量損失率角度說明兩者抗凍性較好且相差不大；對于C組混凝土，在不同凍融循環(huán)次數(shù)下質量損失率始終為最大值，且質量損失率曲線增長幅度最大，在175次凍融循環(huán)后其質量損失率超過5%，可視其為破壞。通過質量損失率指標可知，風積沙替代率為20%和40%時，混凝土具有一定的抗凍融損傷能力，能夠抵抗200次凍融循環(huán)損傷；風積沙替代率為60%時，混凝土抗凍融損傷能力較弱，不能抵抗200次凍融循環(huán)設計要求。

圖3 凍融循環(huán)后混凝土質量損失率Fig.3 Mass loss of concrete after freezing-thaw cycles

受風沙吹蝕影響下的凍融循環(huán)作用后質量損失如圖3b所示，由圖可知，凍融循環(huán)在風沙吹蝕影響下，3組質量損失率均隨著風沙吹蝕影響下凍融循環(huán)次數(shù)的增加呈現(xiàn)緩慢增長趨勢。其中A組200次凍融循環(huán)后質量損失率僅為0.59%，說明其抗凍性較佳；B、C組200次凍融循環(huán)后質量損失率為2.70%和2.53%，也滿足抗凍性要求。對比分析2種不同試驗工況，風沙吹蝕作用會對風積沙混凝土凍融循環(huán)的質量損失產生波動影響，故質量損失率不能準確評判風沙吹蝕作用對混凝土凍融循環(huán)產生有利或不利影響。

從質量損失角度分析，混凝土在水溶液凍融循環(huán)的浸泡初期過程中，混凝土會吸收大量的水分從而導致其質量增加。在風沙吹蝕過程中，一方面，由于沙粒在運動過程中攜帶一定的動能，當其高速運動撞擊到混凝土表面時，能量隨即發(fā)生轉移與耗散，混凝土表面吸收部分動能轉為其內部能量。當能量累計到一定程度時，表面邊便產生裂紋和孔隙釋放能量，隨著裂紋與孔隙的繼續(xù)發(fā)育，從而產生吹蝕坑，相應混凝土表面的水泥漿體開始剝落，從而引起混凝土質量減小，一定程度上會加速混凝土破壞；另一方面，高速運動的氣流會加速原本吸水飽和的混凝土中水分的蒸發(fā)，大量的水分蒸發(fā)從而導致混凝土質量減小，但根據(jù)Powers靜水壓和滲透壓假說，混凝土凍融破壞的本質是在受凍過程中，部分孔隙中的水溶液受凍凝結成冰，體積膨脹約9%，迫使未結冰水溶液由結冰區(qū)向外遷移。遷移過程中產生靜水壓力和滲透壓力，最終導致膨脹破壞應力的出現(xiàn)，當膨脹破壞應力大于混凝土抗拉強度，則產生微裂紋和縫隙，而風沙吹蝕過程中混凝土表面的水分加速蒸發(fā)，從而減少迎風面孔隙中的水溶液，在隨后的凍融過程中孔隙需重新吸水飽和并產生凍融破壞應力，一定程度上延緩了混凝土的破壞進程[24-25]。

2.2 相對動彈性模量衰減

相對動彈性模量衰減可以反映風積沙混凝土內部裂紋和孔隙的發(fā)育情況，其衰減規(guī)律可以表征風積沙混凝土在凍融循環(huán)作用下的損傷狀況。對于不同風積沙替代率的混凝土，在凍融循環(huán)作用下相對動彈性模量變化如圖4a所示，由圖可知，隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，混凝土相對動彈性模量均呈現(xiàn)衰減趨勢。對于A、C 2組混凝土，相對動彈性模量衰減程度較為明顯，A組凍融循環(huán)200次后，相對動彈性模量衰減至60.66%，C組凍融循環(huán)175次后，相對動彈性模量衰減至60%以下；對于B組混凝土，凍融循環(huán)200次后，相對動彈性模量衰減為80.86%，較A、C 2組變化幅度較小。通過相對動彈性模量指標可知，風積沙替代率為20%和40%時，風積沙混凝土凍融循環(huán)后相對動彈性模量衰減可滿足200次凍融循環(huán)設計要求，且B組40%風積沙替代率混凝土抗凍性顯著性優(yōu)于A組20%風積沙替代率混凝土，風積沙替代率為60%時，風積沙混凝土相對動彈性模量衰減不能滿足200次凍融循環(huán)設計要求。

受風沙吹蝕影響下的凍融循環(huán)作用后相對動彈性模量變化如圖4b所示，由圖可知，隨著風沙吹蝕影響下凍融循環(huán)次數(shù)的增加，3組混凝土相對動彈性模量同樣均呈現(xiàn)衰減趨勢。其中A、C 2組分別于受風沙吹蝕影響下凍融循環(huán)175次和150次達到破壞標準，均未達到設計凍融循環(huán)200次要求。而B組受風沙吹蝕影響下凍融循環(huán)達到200次要求，相對動彈性模量衰減至61.74%，衰減幅度同樣較大。對比分析兩種不同試驗工況，從相對動彈性模量角度分析，風沙吹蝕作用均會對風積沙混凝土凍融循環(huán)產生不利影響，導致其破壞加速。對于達到設計要求的B組，未受風沙吹蝕影響下凍融循環(huán)200次后，混凝土相對動彈性模量衰減至80.86%，而受風沙吹蝕影響下凍融循環(huán)200次后，相對動彈性模量則衰減至61.74%，根據(jù)損傷度定義，B組工況一、二凍融循環(huán)后損傷度分別為0.19和0.38，風沙吹蝕影響下凍融循環(huán)內部損傷是未受風沙吹蝕影響下凍融循環(huán)的2倍。

圖4 凍融循環(huán)后混凝土相對動彈性模量Fig.4 Relative dynamic elastic modulus of concrete after freezing-thaw cycles

從相對動彈性模量角度分析，在風沙吹蝕過程中，一方面，雖然高速運動的氣流迫使混凝土表面水分蒸發(fā)，一定程度上延緩風積沙混凝土凍融過程中水分的遷移，減緩表面凍融破壞速率；但另一方面，由于風沙吹蝕過程中，沙粒持續(xù)不斷對混凝土表面產生撞擊、削切作用，導致混凝土表面吹蝕坑、裂紋加速發(fā)育生長，迫使混凝土外界水泥漿體保護層大面積剝落，水溶液更容易從外界環(huán)境中進入原本被風沙流吹蝕干燥的孔隙中，且混凝土吸水能力更強，在凍結過程中加速大孔隙中結冰速率，根據(jù)Powers靜水壓假說，混凝土內部孔隙更容易結冰膨脹，從而加速靜水壓力的產生，迫使內部孔隙結構相互貫通、內部密實程度削弱，從而加劇混凝土的破壞[22-23]。

2.3 表面破壞形貌分析

選取B組風積沙混凝土在2種不同工況下經受200次凍融循環(huán)后的試件，對其表面破壞形貌進行觀察。對于單純受凍融循環(huán)作用后的風積沙混凝土，表面破壞形貌如圖5a所示，雖然表面稍有水泥漿體剝落現(xiàn)象，出現(xiàn)部分孔隙、坑洞及裂紋，局部可見若干細骨料暴露，但總體仍然具有部分平整成型面；對于受風沙吹蝕影響下凍融循環(huán)作用后的風積沙混凝土，表面破壞形貌如圖5b所示，其表面水泥漿體剝落情況嚴重，有大量明顯粗細骨料暴露，水泥漿體中散落分布大量吹蝕坑，孔隙、坑洞及裂紋發(fā)育強烈，表面無明顯平整成型面。

圖5 凍融循環(huán)后混凝土表面形貌Fig.5 Surface morphology of concrete after freeze-thaw cycles

利用德國Leica公司生產的Z16APO型超景深三維顯微鏡，選取2種不同工況下的風積沙混凝土試件進行三維立體圖像構建，選取破壞較為嚴重的區(qū)域進行放大觀測，測試區(qū)域為9.89 mm×13.30 mm，對于單純凍融作用的工況一，如圖6a、6c所示，表面存在若干孔隙分布，部分細骨料裸露，水泥砂漿與粗骨料連接處的界面過渡區(qū)表面整體較為粗糙，其水泥漿體最大剝落深度為1.35 mm，這主要是由于凍結作用造成較為薄弱的水泥砂漿率先剝落；而受風沙吹蝕影響下凍融循環(huán)作用的工況二，如圖6b、6d所示，孔隙直徑與深度明顯大于工況一混凝土，大顆粒粗骨料裸露，但水泥漿體與骨料連接處的界面過渡區(qū)整體較工況一光滑，這主要是由于在風沙吹蝕過程中，部分凍融損傷嚴重的水泥漿體發(fā)生“酥化”，在風沙流的持續(xù)作用下，“酥化”的水泥漿體進一步剝落，在撞擊摩擦過程中迫使界面過渡區(qū)較為光滑，由于其測試區(qū)成型面已完全剝落，無原始基準面可測得水泥漿體最大剝落深度，僅測定深度為2.61 mm，則說明實際水泥砂漿剝落深度大于2.61 mm。

圖6 凍融循環(huán)后混凝土表面三維形貌Fig.6 3D morphology of concrete surface after freeze-thaw cycles

2.4 硬化混凝土氣泡結構試驗

級配，較大粒徑碎石、中等粒徑河砂和風積沙、較小粒徑未水化粉煤灰和水泥顆粒等，能夠構成連續(xù)級配的混合材料；其次，在膠凝材料的水化作用下，各種連續(xù)顆粒級配組成的混合料，更易形成整體較為致密的混凝土復合材料。而A、C兩組風積沙替代率分別為20%和60%，細骨料細度模數(shù)FM分別為2.802和2.263，但氣泡間距系數(shù)均小于B組，硬化混凝土含氣量均大于B組，說明過少或過量的風積沙替代普通河砂，均不能達到最大程度優(yōu)化整體顆粒級配的效果，甚至風積沙替代率60%時很大程度上破壞原有顆粒級配，從而側面反映其內部結構致密性下降[30-31]。

表3 硬化混凝土氣泡特征參數(shù)Table 3 Bubble characteristic parameter of hardened concrete

氣泡比表面積是指混凝土單位體積中氣泡的表面積，由表3可知隨風積沙替代率增大氣泡比表面積也隨之增大。氣泡弦長頻率與含氣量分布如圖7所示，氣泡弦長頻率隨氣泡弦長增加呈下降趨勢，含氣量百分比隨氣泡弦長增加呈增大趨勢。結合圖表可知，A、B、C三種替代率風積沙混凝土弦長小于100 μm氣泡較多，出現(xiàn)頻率分別為66.1%、68.9%、59.6%，但對含氣量的貢獻僅為16.1%、20.0%、19.5%；弦長大于100 μm氣泡較少，出現(xiàn)頻率分別為33.9%、31.1%、40.4%，但對含氣量的貢獻為83.9%、80.0%、80.5%。通過對比3組風積沙混凝土氣泡弦長和含氣量可知，對B組40%風積沙替代率的風積沙混凝土，其氣泡弦長小于100 μm最多且相應含氣量貢獻率最大，而氣泡弦長大于100 μm最少且相應含氣量貢獻率最少，結合混凝土凍融破壞靜水壓和滲透壓假說，凍融過程中氣泡弦長較大的孔隙在吸收水分后首先凍結成冰，從而引起風積沙混凝土內部產生微裂紋，最終導致混凝土破壞。而B組氣泡弦長大于100 μm較少，一定程度上可減緩凍融作用下內部微裂紋的發(fā)展速率，延緩其凍融破壞過程。

2.5 硬化混凝土氣泡結構分形維數(shù)

由于風積沙混凝土自身氣泡結構的不均勻性、不規(guī)則性和復雜性，通過分形理論計算分形維數(shù)可較為精準地對氣泡結構進行刻畫，基于氣泡間距儀所測定的硬化混凝土氣泡弦長和氣泡個數(shù)，引入盒維數(shù)相關概念對風積沙混凝土氣泡結構的分形特點進行研究[32-33]。

盒維數(shù)是適用范圍較廣的一種分形維數(shù)，是指利用一定數(shù)量N且形狀任意尺寸δ相同的盒子Nδ去覆蓋對象F，當盒子尺寸δ趨于0時，則盒子數(shù)目的對數(shù)lnN與盒子尺寸倒數(shù)的對數(shù)ln(1/δ)之比，被稱為盒維數(shù)D，其數(shù)學表達式如式（1）所示：

圖7 風積沙混凝土氣泡弦長頻率與含氣量分布圖Fig.7 Distribution of bubble chord length frequency and air content of Aeolian sand concrete

對于硬化混凝土氣泡間距儀所測定的氣泡數(shù)，結合盒維數(shù)的概念，將混凝土內部氣泡視為規(guī)則圓形，選取n個尺寸為δ的圓形盒子，盒子對應的氣泡徑為di(i=1,2,…,n)，用盒子去覆蓋所有氣泡徑大于等于di的氣泡，對于尺寸大于di的氣泡利用面積等效法將其換算為尺寸等于di的氣泡，從而得到等效氣泡數(shù)Nci。利用雙對數(shù)坐標對氣泡徑和等效氣泡數(shù)進行線性回歸，可得相應氣泡盒維數(shù)Dbox，其數(shù)學表達式如式（2）所示：

利用分形理論中盒維數(shù)的概念，A、B、C三組風積沙混凝土氣泡盒維數(shù)擬合曲線及數(shù)學表達式如圖8所示，且決定系數(shù)R2均為0.99以上，3組混凝土氣泡盒維數(shù)Dbox分別為2.055 9、2.081 9和2.105 8。通過對3組風積沙混凝土的氣泡結構進行分形計算，求得氣泡盒維數(shù)均大于2.0，說明風積沙混凝土的氣泡結構具有較為顯著的分形特征，隨著風積沙替代率的增大氣泡盒維數(shù)也隨之相應增大，也說明風積沙混凝土內部氣孔不均勻性越大、復雜程度越高。

圖8 氣泡徑對數(shù)lgd和等效氣泡數(shù)對數(shù)lgNc的擬合曲線Fig.8 lgd and lgNcfitting curve

結合3組風積沙混凝土細骨料的細度模數(shù)FM，將氣泡盒維數(shù)Dbox與細骨料細度模數(shù)FM相關聯(lián)進行線性回歸，如圖9所示，由圖可知隨著氣泡盒維數(shù)的增大，風積沙、河砂混合細骨料細度模數(shù)減小，二者呈線性遞減趨勢。在水膠比一定的情況下，C組氣泡盒維數(shù)Dbox最大且細度模數(shù)FM最小，則說明由于風積沙大量替代，導致內部細小孔隙分布不規(guī)則性、不均勻性提升，同時過量的風積沙增大了骨料的總表面積，水泥漿體無法完全包裹，這導致在外界作用下其內部極易發(fā)生破壞，也驗證了C組60%風積沙替代率混凝土抗凍耐久性較差；而A、B兩組與C組相比，氣泡盒維數(shù)Dbox略小且細度模數(shù)FM略大，則一定程度上說明內部細小孔隙不規(guī)則性、不均勻性較低，且混凝土細骨料顆粒級配較合理并能夠被水泥漿體完全包裹。而其中B組抗凍耐久性最佳也說明40%風積沙替代率的混凝土能夠更為接近全集配混凝土要求，整體粗骨料、細骨料、水泥漿體結合較為致密，孔隙分布較為合理，說明氣泡盒維數(shù)和細度模數(shù)可初步對風積沙混凝土抗凍耐久性進行評判。

3 結 論

1）風沙吹蝕作用會對風積沙混凝土凍融循環(huán)的質量損失產生波動影響，但其不能準確評判風沙吹蝕作用對混凝土凍融循環(huán)影響；相對動彈性模量可準確表征風積沙混凝土受風沙吹蝕影響下的凍融破壞，通過相對動彈性模量可知，風沙吹蝕影響下凍融循環(huán)內部損傷是未受風沙吹蝕影響下凍融循環(huán)的2倍；

2）風沙吹蝕影響下的凍融過程中，風積沙混凝土水泥漿體在凍融過程發(fā)生“酥化”，在風沙流的持續(xù)撞擊、削切作用下，“酥化”的水泥漿體進一步剝落，水泥漿體與骨料連接處界面過渡區(qū)光滑；

3）硬化風積沙混凝土氣泡間距系數(shù)不能準確評價風積沙混凝土抗凍性優(yōu)劣，結合氣泡弦長頻率和含氣量分布，風積沙替代率40%能夠配制具有一定的抗凍性要求混凝土，且滿足高寒灌區(qū)水工混凝土的適用性要求。

4）風積沙混凝土氣泡盒維數(shù)與風積沙替代率呈正相關趨勢，過量風積沙替代河砂會顯著增大氣泡結構的不均勻性和復雜性，且氣泡盒維數(shù)與細骨料細度模數(shù)呈現(xiàn)負相關，氣泡盒維數(shù)可反映氣泡結構、細骨料細度模數(shù)可反映顆粒級配，二者結合可初步判定風積沙混凝土抗凍耐久性優(yōu)劣。

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Effect of wind-sand erosion on frost resistance durability of hydraulic engineering concrete in cold irrigation area

Xue Huijun, Shen Xiangdong※, Liu Qian, Wang Renyuan, Liu Zheng, Han Chao
(Water Conservancy and Civil Engineering College, Inner Mongolia Agricultural University, Hohhot 010018, China)

In view of the actual situation of the concrete service environment of agricultural hydraulic engineering in the Yellow River irrigation of Inner Mongolia, due to the natural river sand becoming scarce, increasing the utilization efficiency of the local aeolian sand resources and using aeolian sand to form aeolian sand concrete meet the requirements of concrete in agricultural engineering and hydraulic engineering. The effect of wind-sand erosion on the frost resistance of aeolian sand concrete in cold irrigation area was studied. The replacement of natural river sand with the aeolian sand of quality substitution rates of 20%, 40% and 60% can be used to compose the aeolian sand concrete, the 28-day cube compressive strength of the aeolian sand concrete meets the C40 requirements. Using self-made sand-carrying flow erosion test device, the actual wind-sand environment in cold irrigation was simulated, including wind speed of 31 m/s, sand carrying capacity of 30 g/min, attack angle of 90° and erosion time of 10 min, and under these wind erosion parameters, the wind-sand erosion test of concrete was carried out. Two different test conditions were designed, i.e. the concrete frost resistance test and the concrete frost resistance test under the influence of wind-sand erosion. The mass loss rate and the relative dynamic modulus were used to evaluate the pros and cons of frost resistance test and the frost resistance test under the influence of wind-sand erosion, the super-depth three-dimensional topography of microscope was used to observe the concrete surface morphology under 2 different test conditions, and the bubble spacing device was used to test the bubble characteristic parameter of hardened aeolian sand concrete under 3 different substitution rates of aeolian sand. The results show that the quality loss rate can not accurately judge the effect of the freeze-thaw damage of aeolian sand concrete under the influence of wind-sand erosion, but the relative dynamic elastic modulus can accurately characterize the freeze-thaw damage of aeolian sand concrete under the influence of wind-sand erosion. Through the relative dynamic elastic modulus, it can be seen that the internal damage of aeolian sand concrete after freeze-thaw cycles under the influence of wind-sand erosion is 2 times that after freeze-thaw cycles without wind-sand erosion. Under the influence of wind-sand erosion, the aeolian sand concrete paste is crisped in the process of freeze-thaw cycles. At the same time, under the continuous impact of the wind-sand flow, the crisped cement paste peels off, and hence eventually the interface transition zone between cement paste and aggregate of destruction surface is more smooth. The aeolian sand with the quality substitution rate of 40% can be prepared to meet the requirement of frost resistance of aeolian sand concrete in cold irrigation area. The bubble spacing factor of hardened aeolian sand concrete can not accurately evaluate the frost resistance. The bubble box dimension and fine aggregate fineness modulus can reflect the bubble structure and fine aggregate grain gradation, and the two are associated and the combination of the two can be used to determine the durability of aeolian sand concrete.

wind; erosion; concretes；aeolian sand; freeze-thaw cycle; surface morphology; bubble characteristic parameter; box dimension

10.11975/j.issn.1002-6819.2017.15.017

TV431; S277.7

A

1002-6819(2017)-15-0133-08

2017-03-28

2017-05-10

國家自然科學基金項目（51769025, 51569021）；內蒙古自治區(qū)博士研究生科研創(chuàng)新重點項目（B20161012908Z）

薛慧君，男，內蒙古包頭人，博士生，主要從事混凝土耐久性和水工新材料研究。呼和浩特 內蒙古農業(yè)大學水利與土木建筑工程學院，010018。Email：xuehuijun@yeah.net

※通信作者：申向東，男，內蒙古呼和浩特人，教授，博士生導師，主要從事水工新材料和環(huán)境力學研究。呼和浩特 內蒙古農業(yè)大學水利與土木建筑工程學院，010018。Email：ndsxd@163.com