薛慧君，申向東，劉 倩，王仁遠(yuǎn)，劉 政，韓 超

高寒灌區(qū)風(fēng)沙吹蝕對(duì)農(nóng)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(yuǎn)，劉 政，韓 超

（內(nèi)蒙古農(nóng)業(yè)大學(xué)水利與土木建筑工程學(xué)院，呼和浩特 010018）

針對(duì)內(nèi)蒙古引黃灌區(qū)農(nóng)業(yè)水利工程混凝土實(shí)際服役環(huán)境，同時(shí)加大風(fēng)積沙資源化利用效率，配制滿足農(nóng)業(yè)水利工程設(shè)計(jì)要求的風(fēng)積沙混凝土，并研究風(fēng)沙吹蝕作用對(duì)風(fēng)積沙混凝土抗凍耐久性的影響。結(jié)果表明：相對(duì)動(dòng)彈性模量可準(zhǔn)確表征風(fēng)積沙混凝土受風(fēng)沙吹蝕影響下的凍融破壞，且風(fēng)沙吹蝕影響下混凝土凍融循環(huán)后的內(nèi)部損傷是未受風(fēng)沙吹蝕影響下混凝土凍融循環(huán)后的2倍；在風(fēng)沙吹蝕影響下的凍融過(guò)程中，風(fēng)積沙混凝土水泥漿體在凍融過(guò)程發(fā)生“酥化”，同時(shí)在風(fēng)沙流的持續(xù)撞擊、削切下，“酥化”的水泥漿體進(jìn)一步剝落，迫使破壞表面水泥漿體與骨料連接處的界面過(guò)渡區(qū)較光滑；風(fēng)積沙替代率為40%可以配制滿足抗凍性要求的風(fēng)積沙混凝土，但風(fēng)積沙混凝土氣泡間距系數(shù)不能準(zhǔn)確評(píng)價(jià)其抗凍性，氣泡盒維數(shù)與細(xì)骨料細(xì)度模數(shù)可反映氣泡結(jié)構(gòu)特征和細(xì)骨料顆粒級(jí)配，且二者呈負(fù)相關(guān)趨勢(shì)，二者結(jié)合可對(duì)風(fēng)積沙混凝土抗凍耐久性優(yōu)劣進(jìn)行初步判定。

風(fēng)；侵蝕；混凝土；風(fēng)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(yuǎn)，劉 政，韓 超. 高寒灌區(qū)風(fēng)沙吹蝕對(duì)農(nóng)業(yè)水利工程混凝土抗凍耐久性的影響[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報(bào)，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(nèi)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(zhǎng)830 km，總流域面積約11萬(wàn)km2，平均海拔約1 000 m，是各路冷空氣和蒙古氣旋活動(dòng)的必經(jīng)之路[1]。同時(shí)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(kù)布齊沙漠和毛烏素沙地，在春季大風(fēng)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(jì)，該地區(qū)每年3—5月強(qiáng)、特強(qiáng)沙塵暴活動(dòng)最為緊密，尤其是4月份約占總統(tǒng)計(jì)數(shù)的30%[3-4]，且春季是該地區(qū)氣溫逐步回升時(shí)期，但由于晝夜溫差較大，這期間也是工程材料與結(jié)構(gòu)凍融作用最為劇烈的時(shí)期。

內(nèi)蒙古河套灌區(qū)和南岸灌區(qū)通過(guò)十幾年以節(jié)水為主要目標(biāo)，渠道襯砌為主要形式的灌區(qū)節(jié)水改造工程建設(shè)，現(xiàn)已初見(jiàn)成效[1]。建設(shè)過(guò)程中混凝土是工程量最大、應(yīng)用面最廣的工程材料之一，特別是針對(duì)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(duì)于混凝土渠道襯砌破壞機(jī)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(jìn)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(guò)程；王正中等[6]模擬并驗(yàn)證了混凝土襯砌渠道受凍過(guò)程中溫度場(chǎng)、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(dǎo)出梯形斷面混凝土襯砌渠道的渠坡與渠底襯砌板最大內(nèi)應(yīng)力計(jì)算公式；李雪峰等[8]研究高原低氣壓環(huán)境下對(duì)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?jī)鋈谂c碳化耦合作用下煤矸石混凝土的耐久性損傷機(jī)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(dòng)態(tài)演變規(guī)律。

現(xiàn)階段沿黃流域工程建設(shè)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(shí)施，嚴(yán)重制約沿黃流域水利工程的建設(shè)。而該地區(qū)風(fēng)積沙資源分布極為廣泛，特別是烏蘭布和沙漠和庫(kù)布齊沙漠緊鄰河套灌區(qū)和南岸灌區(qū)，若能利用風(fēng)積沙作為河砂的替代品，加大風(fēng)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(shè)大量需求之間的矛盾，具有重要的社會(huì)效益和經(jīng)濟(jì)價(jià)值。國(guó)內(nèi)外對(duì)于風(fēng)積沙的研究較為廣泛[12-13]，利用風(fēng)積沙替代河砂可配制滿足和易性、力學(xué)特性要求的風(fēng)積沙混凝土[14-16]，但針對(duì)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(duì)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(duì)內(nèi)蒙古特殊的氣候環(huán)境，混凝土實(shí)際凍融過(guò)程中還會(huì)時(shí)常受到沙塵暴影響，故非常有必要對(duì)混凝土在凍融過(guò)程中受到風(fēng)沙吹蝕影響下的劣化規(guī)律和破壞機(jī)理進(jìn)行研究，同時(shí)對(duì)于風(fēng)積沙混凝土在高寒地區(qū)農(nóng)業(yè)工程、水利工程的適用性，也需要進(jìn)行初步探索與研究。故利用風(fēng)積沙配制風(fēng)積沙混凝土，并研究其受風(fēng)沙吹蝕影響下的抗凍性耐久性。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)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(xì)度1.4%，標(biāo)準(zhǔn)稠度用水量28.5%，體積安定性合格，初凝時(shí)間240 min，終凝時(shí)間390 min，燒失量3.05%，3d抗壓強(qiáng)度24.8 MPa，28 d抗壓強(qiáng)度48.9 MPa，3 d抗折強(qiáng)度5.0 MPa，28 d抗折強(qiáng)度8.1 MPa；粉煤灰選用內(nèi)蒙古呼和浩特市西郊熱電廠F類Ⅱ級(jí)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(zhì)量分?jǐn)?shù)93.3%；細(xì)骨料選取風(fēng)積沙和普通河砂，粒徑范圍0.075～4.75 mm，其中風(fēng)積沙取自內(nèi)蒙古鄂爾多斯市庫(kù)布齊沙漠腹地，二者主要物理化學(xué)指標(biāo)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(biāo)3.7%，堅(jiān)固性5.1%；水選用普通自來(lái)水；外加劑選用AE-11型高效引氣減水劑。

表1 細(xì)骨料主要物理化學(xué)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(fēng)積沙混凝土，采用等質(zhì)量替代法將風(fēng)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(duì)A、B、C三組不同比例風(fēng)積沙、河砂混合細(xì)骨料進(jìn)行顆粒分析試驗(yàn)，測(cè)定其細(xì)度模數(shù)FM分別為2.802、2.584和2.263?；炷僚浜媳燃爸饕阅苋绫?所示，3組風(fēng)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(nóng)田水利工程施工要求[17-18]。分別對(duì)7、28和90 d齡期3組混凝土進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)立方體抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，28 d立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值均滿足C40混凝土要求。

表2 試驗(yàn)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(yàn)設(shè)計(jì)與方法

1.2.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為研究風(fēng)沙吹蝕對(duì)風(fēng)積沙混凝土抗凍性的影響，試驗(yàn)設(shè)計(jì)2種不同工況：分別為混凝土抗凍性試驗(yàn)（工況一）和風(fēng)沙吹蝕影響下的混凝土抗凍性試驗(yàn)（工況二）。借鑒《水工混凝土試驗(yàn)規(guī)程》（SL352-2006）和《普通混凝土長(zhǎng)期性能和耐久性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50082-2009）中“快凍法”相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，試件尺寸均為100 mm×100 mm×400 mm長(zhǎng)方體，每組3塊，試件設(shè)計(jì)齡期為28 d，凍融循環(huán)次數(shù)設(shè)計(jì)為200次，按照“快凍法”規(guī)范要求，選取質(zhì)量損失率和相對(duì)動(dòng)彈性模量作為宏觀測(cè)試指標(biāo)，不考慮強(qiáng)度抗壓強(qiáng)度損失，當(dāng)質(zhì)量損失率達(dá)5%或相對(duì)動(dòng)彈性模量為初始值的60%則停止試驗(yàn)。

工況一：混凝土抗凍性試驗(yàn)。試驗(yàn)到達(dá)設(shè)計(jì)齡期的前4 d，將試件置于（20±3）℃水中浸泡4 d后開(kāi)始抗凍性試驗(yàn)。試驗(yàn)前用濕布擦除表面水分，測(cè)定初始質(zhì)量和初始動(dòng)彈性模量。凍融循環(huán)一次在4 h內(nèi)完成，融化時(shí)間不少于整個(gè)循環(huán)時(shí)間1/4，試件中心最低和最高溫度控制在（?18±2）和（5±2）℃內(nèi)，每隔25次凍融循環(huán)后定試件質(zhì)量和相對(duì)動(dòng)彈性模量。

工況二：風(fēng)沙吹蝕影響下混凝土抗凍性試驗(yàn)。試件前期準(zhǔn)備同混凝土抗凍性試驗(yàn)，每隔25次凍融循環(huán)后測(cè)定混凝土試件質(zhì)量和相對(duì)動(dòng)彈性模量，然后進(jìn)行風(fēng)沙吹蝕試驗(yàn)，吹蝕時(shí)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(cè)定混凝土試件質(zhì)量和相對(duì)動(dòng)彈性模量，測(cè)定完成后直接放入凍融設(shè)備中繼續(xù)進(jìn)行下一個(gè)凍融循環(huán)試驗(yàn)。利用自制的混凝土風(fēng)沙吹蝕試驗(yàn)裝置[21]（如圖1、2所示），模擬實(shí)際風(fēng)沙環(huán)境對(duì)風(fēng)積沙混凝土進(jìn)行風(fēng)沙吹蝕試驗(yàn)，試驗(yàn)過(guò)程中吹蝕室內(nèi)相對(duì)濕度為20%±3%，根據(jù)內(nèi)蒙古氣象資料及相關(guān)文獻(xiàn)[22-23]，混凝土風(fēng)沙吹蝕影響主要是由于風(fēng)攜帶沙粒對(duì)材料表面產(chǎn)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(fēng)流對(duì)混凝土表面產(chǎn)生損傷破壞甚微，故忽略單純風(fēng)蝕影響。選取具有代表性風(fēng)沙吹蝕參數(shù)，同時(shí)為了增大試驗(yàn)效果，將風(fēng)沙吹蝕參數(shù)進(jìn)行人為擴(kuò)大，設(shè)定風(fēng)速31 m/s、挾沙量30 g/min、吹蝕攻角90°為風(fēng)沙吹蝕參數(shù)進(jìn)行試驗(yàn)。

1.2.2 試驗(yàn)測(cè)試方法

測(cè)定混凝土試件質(zhì)量時(shí)，采用最大量程20 kg，感量5 g的電子秤稱量；測(cè)定相對(duì)動(dòng)彈性模量時(shí)，采用北京耐爾得NELD-DTV型動(dòng)彈模量測(cè)定儀，選取固定測(cè)試面的固定位置進(jìn)行“共振法”測(cè)量，選取非成型面作為測(cè)試面，對(duì)于工況二中混凝土選取風(fēng)沙吹蝕面作為測(cè)試面，每次測(cè)量重復(fù)測(cè)讀2次以上，且確保兩連續(xù)測(cè)值之差不超過(guò)的算術(shù)平均值的0.5%。

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

圖2 風(fēng)沙吹蝕室Fig.2 Wind-sand erosion chamber

2 結(jié)果與討論

2.1 質(zhì)量損失率變化

質(zhì)量損失率可以反映風(fēng)積沙混凝土表面剝落程度和吸收水分情況。對(duì)于不同風(fēng)積沙替代率的混凝土，受凍融循環(huán)作用下質(zhì)量損失如圖3a所示。由圖3a可知，對(duì)于A、B兩組，質(zhì)量損失率均隨著凍融循環(huán)次數(shù)增加呈現(xiàn)緩慢增長(zhǎng)趨勢(shì)，125次凍融循環(huán)后質(zhì)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(zhì)量損失率僅為0.85%和1.00%，從質(zhì)量損失率角度說(shuō)明兩者抗凍性較好且相差不大；對(duì)于C組混凝土，在不同凍融循環(huán)次數(shù)下質(zhì)量損失率始終為最大值，且質(zhì)量損失率曲線增長(zhǎng)幅度最大，在175次凍融循環(huán)后其質(zhì)量損失率超過(guò)5%，可視其為破壞。通過(guò)質(zhì)量損失率指標(biāo)可知，風(fēng)積沙替代率為20%和40%時(shí)，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(fēng)積沙替代率為60%時(shí)，混凝土抗凍融損傷能力較弱，不能抵抗200次凍融循環(huán)設(shè)計(jì)要求。

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

受風(fēng)沙吹蝕影響下的凍融循環(huán)作用后質(zhì)量損失如圖3b所示，由圖可知，凍融循環(huán)在風(fēng)沙吹蝕影響下，3組質(zhì)量損失率均隨著風(fēng)沙吹蝕影響下凍融循環(huán)次數(shù)的增加呈現(xiàn)緩慢增長(zhǎng)趨勢(shì)。其中A組200次凍融循環(huán)后質(zhì)量損失率僅為0.59%，說(shuō)明其抗凍性較佳；B、C組200次凍融循環(huán)后質(zhì)量損失率為2.70%和2.53%，也滿足抗凍性要求。對(duì)比分析2種不同試驗(yàn)工況，風(fēng)沙吹蝕作用會(huì)對(duì)風(fēng)積沙混凝土凍融循環(huán)的質(zhì)量損失產(chǎn)生波動(dòng)影響，故質(zhì)量損失率不能準(zhǔn)確評(píng)判風(fēng)沙吹蝕作用對(duì)混凝土凍融循環(huán)產(chǎn)生有利或不利影響。

從質(zhì)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(guò)程中，混凝土?xí)沾罅康乃謴亩鴮?dǎo)致其質(zhì)量增加。在風(fēng)沙吹蝕過(guò)程中，一方面，由于沙粒在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中攜帶一定的動(dòng)能，當(dāng)其高速運(yùn)動(dòng)撞擊到混凝土表面時(shí)，能量隨即發(fā)生轉(zhuǎn)移與耗散，混凝土表面吸收部分動(dòng)能轉(zhuǎn)為其內(nèi)部能量。當(dāng)能量累計(jì)到一定程度時(shí)，表面邊便產(chǎn)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(chǎn)生吹蝕坑，相應(yīng)混凝土表面的水泥漿體開(kāi)始剝落，從而引起混凝土質(zhì)量減小，一定程度上會(huì)加速混凝土破壞；另一方面，高速運(yùn)動(dòng)的氣流會(huì)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(dǎo)致混凝土質(zhì)量減小，但根據(jù)Powers靜水壓和滲透壓假說(shuō)，混凝土凍融破壞的本質(zhì)是在受凍過(guò)程中，部分孔隙中的水溶液受凍凝結(jié)成冰，體積膨脹約9%，迫使未結(jié)冰水溶液由結(jié)冰區(qū)向外遷移。遷移過(guò)程中產(chǎn)生靜水壓力和滲透壓力，最終導(dǎo)致膨脹破壞應(yīng)力的出現(xiàn)，當(dāng)膨脹破壞應(yīng)力大于混凝土抗拉強(qiáng)度，則產(chǎn)生微裂紋和縫隙，而風(fēng)沙吹蝕過(guò)程中混凝土表面的水分加速蒸發(fā)，從而減少迎風(fēng)面孔隙中的水溶液，在隨后的凍融過(guò)程中孔隙需重新吸水飽和并產(chǎn)生凍融破壞應(yīng)力，一定程度上延緩了混凝土的破壞進(jìn)程[24-25]。

2.2 相對(duì)動(dòng)彈性模量衰減

相對(duì)動(dòng)彈性模量衰減可以反映風(fēng)積沙混凝土內(nèi)部裂紋和孔隙的發(fā)育情況，其衰減規(guī)律可以表征風(fēng)積沙混凝土在凍融循環(huán)作用下的損傷狀況。對(duì)于不同風(fēng)積沙替代率的混凝土，在凍融循環(huán)作用下相對(duì)動(dòng)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(duì)動(dòng)彈性模量均呈現(xiàn)衰減趨勢(shì)。對(duì)于A、C 2組混凝土，相對(duì)動(dòng)彈性模量衰減程度較為明顯，A組凍融循環(huán)200次后，相對(duì)動(dòng)彈性模量衰減至60.66%，C組凍融循環(huán)175次后，相對(duì)動(dòng)彈性模量衰減至60%以下；對(duì)于B組混凝土，凍融循環(huán)200次后，相對(duì)動(dòng)彈性模量衰減為80.86%，較A、C 2組變化幅度較小。通過(guò)相對(duì)動(dòng)彈性模量指標(biāo)可知，風(fēng)積沙替代率為20%和40%時(shí)，風(fēng)積沙混凝土凍融循環(huán)后相對(duì)動(dòng)彈性模量衰減可滿足200次凍融循環(huán)設(shè)計(jì)要求，且B組40%風(fēng)積沙替代率混凝土抗凍性顯著性優(yōu)于A組20%風(fēng)積沙替代率混凝土，風(fēng)積沙替代率為60%時(shí)，風(fēng)積沙混凝土相對(duì)動(dòng)彈性模量衰減不能滿足200次凍融循環(huán)設(shè)計(jì)要求。

受風(fēng)沙吹蝕影響下的凍融循環(huán)作用后相對(duì)動(dòng)彈性模量變化如圖4b所示，由圖可知，隨著風(fēng)沙吹蝕影響下凍融循環(huán)次數(shù)的增加，3組混凝土相對(duì)動(dòng)彈性模量同樣均呈現(xiàn)衰減趨勢(shì)。其中A、C 2組分別于受風(fēng)沙吹蝕影響下凍融循環(huán)175次和150次達(dá)到破壞標(biāo)準(zhǔn)，均未達(dá)到設(shè)計(jì)凍融循環(huán)200次要求。而B(niǎo)組受風(fēng)沙吹蝕影響下凍融循環(huán)達(dá)到200次要求，相對(duì)動(dòng)彈性模量衰減至61.74%，衰減幅度同樣較大。對(duì)比分析兩種不同試驗(yàn)工況，從相對(duì)動(dòng)彈性模量角度分析，風(fēng)沙吹蝕作用均會(huì)對(duì)風(fēng)積沙混凝土凍融循環(huán)產(chǎn)生不利影響，導(dǎo)致其破壞加速。對(duì)于達(dá)到設(shè)計(jì)要求的B組，未受風(fēng)沙吹蝕影響下凍融循環(huán)200次后，混凝土相對(duì)動(dòng)彈性模量衰減至80.86%，而受風(fēng)沙吹蝕影響下凍融循環(huán)200次后，相對(duì)動(dòng)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(fēng)沙吹蝕影響下凍融循環(huán)內(nèi)部損傷是未受風(fēng)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(duì)動(dòng)彈性模量Fig.4 Relative dynamic elastic modulus of concrete after freezing-thaw cycles

從相對(duì)動(dòng)彈性模量角度分析，在風(fēng)沙吹蝕過(guò)程中，一方面，雖然高速運(yùn)動(dòng)的氣流迫使混凝土表面水分蒸發(fā)，一定程度上延緩風(fēng)積沙混凝土凍融過(guò)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(fēng)沙吹蝕過(guò)程中，沙粒持續(xù)不斷對(duì)混凝土表面產(chǎn)生撞擊、削切作用，導(dǎo)致混凝土表面吹蝕坑、裂紋加速發(fā)育生長(zhǎng)，迫使混凝土外界水泥漿體保護(hù)層大面積剝落，水溶液更容易從外界環(huán)境中進(jìn)入原本被風(fēng)沙流吹蝕干燥的孔隙中，且混凝土吸水能力更強(qiáng)，在凍結(jié)過(guò)程中加速大孔隙中結(jié)冰速率，根據(jù)Powers靜水壓假說(shuō)，混凝土內(nèi)部孔隙更容易結(jié)冰膨脹，從而加速靜水壓力的產(chǎn)生，迫使內(nèi)部孔隙結(jié)構(gòu)相互貫通、內(nèi)部密實(shí)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(fēng)積沙混凝土在2種不同工況下經(jīng)受200次凍融循環(huán)后的試件，對(duì)其表面破壞形貌進(jìn)行觀察。對(duì)于單純受凍融循環(huán)作用后的風(fēng)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(jiàn)若干細(xì)骨料暴露，但總體仍然具有部分平整成型面；對(duì)于受風(fēng)沙吹蝕影響下凍融循環(huán)作用后的風(fēng)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(yán)重，有大量明顯粗細(xì)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(qiáng)烈，表面無(wú)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(guó)Leica公司生產(chǎn)的Z16APO型超景深三維顯微鏡，選取2種不同工況下的風(fēng)積沙混凝土試件進(jìn)行三維立體圖像構(gòu)建，選取破壞較為嚴(yán)重的區(qū)域進(jìn)行放大觀測(cè)，測(cè)試區(qū)域?yàn)?.89 mm×13.30 mm，對(duì)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(xì)骨料裸露，水泥砂漿與粗骨料連接處的界面過(guò)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(jié)作用造成較為薄弱的水泥砂漿率先剝落；而受風(fēng)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(guò)渡區(qū)整體較工況一光滑，這主要是由于在風(fēng)沙吹蝕過(guò)程中，部分凍融損傷嚴(yán)重的水泥漿體發(fā)生“酥化”，在風(fēng)沙流的持續(xù)作用下，“酥化”的水泥漿體進(jìn)一步剝落，在撞擊摩擦過(guò)程中迫使界面過(guò)渡區(qū)較為光滑，由于其測(cè)試區(qū)成型面已完全剝落，無(wú)原始基準(zhǔn)面可測(cè)得水泥漿體最大剝落深度，僅測(cè)定深度為2.61 mm，則說(shuō)明實(shí)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(jié)構(gòu)試驗(yàn)

級(jí)配，較大粒徑碎石、中等粒徑河砂和風(fēng)積沙、較小粒徑未水化粉煤灰和水泥顆粒等，能夠構(gòu)成連續(xù)級(jí)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(jí)配組成的混合料，更易形成整體較為致密的混凝土復(fù)合材料。而A、C兩組風(fēng)積沙替代率分別為20%和60%，細(xì)骨料細(xì)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(shuō)明過(guò)少或過(guò)量的風(fēng)積沙替代普通河砂，均不能達(dá)到最大程度優(yōu)化整體顆粒級(jí)配的效果，甚至風(fēng)積沙替代率60%時(shí)很大程度上破壞原有顆粒級(jí)配，從而側(cè)面反映其內(nèi)部結(jié)構(gòu)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(fēng)積沙替代率增大氣泡比表面積也隨之增大。氣泡弦長(zhǎng)頻率與含氣量分布如圖7所示，氣泡弦長(zhǎng)頻率隨氣泡弦長(zhǎng)增加呈下降趨勢(shì)，含氣量百分比隨氣泡弦長(zhǎng)增加呈增大趨勢(shì)。結(jié)合圖表可知，A、B、C三種替代率風(fēng)積沙混凝土弦長(zhǎng)小于100 μm氣泡較多，出現(xiàn)頻率分別為66.1%、68.9%、59.6%，但對(duì)含氣量的貢獻(xiàn)僅為16.1%、20.0%、19.5%；弦長(zhǎng)大于100 μm氣泡較少，出現(xiàn)頻率分別為33.9%、31.1%、40.4%，但對(duì)含氣量的貢獻(xiàn)為83.9%、80.0%、80.5%。通過(guò)對(duì)比3組風(fēng)積沙混凝土氣泡弦長(zhǎng)和含氣量可知，對(duì)B組40%風(fēng)積沙替代率的風(fēng)積沙混凝土，其氣泡弦長(zhǎng)小于100 μm最多且相應(yīng)含氣量貢獻(xiàn)率最大，而氣泡弦長(zhǎng)大于100 μm最少且相應(yīng)含氣量貢獻(xiàn)率最少，結(jié)合混凝土凍融破壞靜水壓和滲透壓假說(shuō)，凍融過(guò)程中氣泡弦長(zhǎng)較大的孔隙在吸收水分后首先凍結(jié)成冰，從而引起風(fēng)積沙混凝土內(nèi)部產(chǎn)生微裂紋，最終導(dǎo)致混凝土破壞。而B(niǎo)組氣泡弦長(zhǎng)大于100 μm較少，一定程度上可減緩凍融作用下內(nèi)部微裂紋的發(fā)展速率，延緩其凍融破壞過(guò)程。

2.5 硬化混凝土氣泡結(jié)構(gòu)分形維數(shù)

由于風(fēng)積沙混凝土自身氣泡結(jié)構(gòu)的不均勻性、不規(guī)則性和復(fù)雜性，通過(guò)分形理論計(jì)算分形維數(shù)可較為精準(zhǔn)地對(duì)氣泡結(jié)構(gòu)進(jìn)行刻畫，基于氣泡間距儀所測(cè)定的硬化混凝土氣泡弦長(zhǎng)和氣泡個(gè)數(shù)，引入盒維數(shù)相關(guān)概念對(duì)風(fēng)積沙混凝土氣泡結(jié)構(gòu)的分形特點(diǎn)進(jìn)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(duì)象F，當(dāng)盒子尺寸δ趨于0時(shí)，則盒子數(shù)目的對(duì)數(shù)lnN與盒子尺寸倒數(shù)的對(duì)數(shù)ln(1/δ)之比，被稱為盒維數(shù)D，其數(shù)學(xué)表達(dá)式如式（1）所示：

圖7 風(fēng)積沙混凝土氣泡弦長(zhǎng)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(duì)于硬化混凝土氣泡間距儀所測(cè)定的氣泡數(shù)，結(jié)合盒維數(shù)的概念，將混凝土內(nèi)部氣泡視為規(guī)則圓形，選取n個(gè)尺寸為δ的圓形盒子，盒子對(duì)應(yīng)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(duì)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(duì)數(shù)坐標(biāo)對(duì)氣泡徑和等效氣泡數(shù)進(jìn)行線性回歸，可得相應(yīng)氣泡盒維數(shù)Dbox，其數(shù)學(xué)表達(dá)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(fēng)積沙混凝土氣泡盒維數(shù)擬合曲線及數(shù)學(xué)表達(dá)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(guò)對(duì)3組風(fēng)積沙混凝土的氣泡結(jié)構(gòu)進(jìn)行分形計(jì)算，求得氣泡盒維數(shù)均大于2.0，說(shuō)明風(fēng)積沙混凝土的氣泡結(jié)構(gòu)具有較為顯著的分形特征，隨著風(fēng)積沙替代率的增大氣泡盒維數(shù)也隨之相應(yīng)增大，也說(shuō)明風(fēng)積沙混凝土內(nèi)部氣孔不均勻性越大、復(fù)雜程度越高。

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

結(jié)合3組風(fēng)積沙混凝土細(xì)骨料的細(xì)度模數(shù)FM，將氣泡盒維數(shù)Dbox與細(xì)骨料細(xì)度模數(shù)FM相關(guān)聯(lián)進(jìn)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(fēng)積沙、河砂混合細(xì)骨料細(xì)度模數(shù)減小，二者呈線性遞減趨勢(shì)。在水膠比一定的情況下，C組氣泡盒維數(shù)Dbox最大且細(xì)度模數(shù)FM最小，則說(shuō)明由于風(fēng)積沙大量替代，導(dǎo)致內(nèi)部細(xì)小孔隙分布不規(guī)則性、不均勻性提升，同時(shí)過(guò)量的風(fēng)積沙增大了骨料的總表面積，水泥漿體無(wú)法完全包裹，這導(dǎo)致在外界作用下其內(nèi)部極易發(fā)生破壞，也驗(yàn)證了C組60%風(fēng)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(xì)度模數(shù)FM略大，則一定程度上說(shuō)明內(nèi)部細(xì)小孔隙不規(guī)則性、不均勻性較低，且混凝土細(xì)骨料顆粒級(jí)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(shuō)明40%風(fēng)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(xì)骨料、水泥漿體結(jié)合較為致密，孔隙分布較為合理，說(shuō)明氣泡盒維數(shù)和細(xì)度模數(shù)可初步對(duì)風(fēng)積沙混凝土抗凍耐久性進(jìn)行評(píng)判。

3 結(jié) 論

1）風(fēng)沙吹蝕作用會(huì)對(duì)風(fēng)積沙混凝土凍融循環(huán)的質(zhì)量損失產(chǎn)生波動(dòng)影響，但其不能準(zhǔn)確評(píng)判風(fēng)沙吹蝕作用對(duì)混凝土凍融循環(huán)影響；相對(duì)動(dòng)彈性模量可準(zhǔn)確表征風(fēng)積沙混凝土受風(fēng)沙吹蝕影響下的凍融破壞，通過(guò)相對(duì)動(dòng)彈性模量可知，風(fēng)沙吹蝕影響下凍融循環(huán)內(nèi)部損傷是未受風(fēng)沙吹蝕影響下凍融循環(huán)的2倍；

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

3）硬化風(fēng)積沙混凝土氣泡間距系數(shù)不能準(zhǔn)確評(píng)價(jià)風(fēng)積沙混凝土抗凍性優(yōu)劣，結(jié)合氣泡弦長(zhǎng)頻率和含氣量分布，風(fēng)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(fēng)積沙混凝土氣泡盒維數(shù)與風(fēng)積沙替代率呈正相關(guān)趨勢(shì)，過(guò)量風(fēng)積沙替代河砂會(huì)顯著增大氣泡結(jié)構(gòu)的不均勻性和復(fù)雜性，且氣泡盒維數(shù)與細(xì)骨料細(xì)度模數(shù)呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)，氣泡盒維數(shù)可反映氣泡結(jié)構(gòu)、細(xì)骨料細(xì)度模數(shù)可反映顆粒級(jí)配，二者結(jié)合可初步判定風(fēng)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(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51769025, 51569021）；內(nèi)蒙古自治區(qū)博士研究生科研創(chuàng)新重點(diǎn)項(xiàng)目（B20161012908Z）

薛慧君，男，內(nèi)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(nèi)蒙古農(nóng)業(yè)大學(xué)水利與土木建筑工程學(xué)院，010018。Email：xuehuijun@yeah.net

※通信作者：申向東，男，內(nèi)蒙古呼和浩特人，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事水工新材料和環(huán)境力學(xué)研究。呼和浩特 內(nèi)蒙古農(nóng)業(yè)大學(xué)水利與土木建筑工程學(xué)院，010018。Email：ndsxd@163.com