薛慧君，申向東，王仁遠，劉 倩，劉 政，韓 超，原 奇

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風沙吹蝕與干濕循環(huán)作用下風積沙混凝土抗氯鹽侵蝕機理

薛慧君，申向東※，王仁遠，劉 倩，劉 政，韓 超，原 奇

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

針對風蝕區(qū)鹽湖及鹽漬土環(huán)境下服役的混凝土，配制滿足特殊環(huán)境下工程要求的風積沙混凝土。分析風沙吹蝕與干濕循環(huán)耦合作用下風積沙混凝土抗氯鹽侵蝕的損傷過程，借助超景深三維顯微鏡、X射線衍射物相分析、核磁共振孔隙分析等手段探討風積沙混凝土抗氯鹽侵蝕耐久性機理。研究表明風沙吹蝕對混凝土表面產(chǎn)生破壞，干濕循環(huán)對混凝土內(nèi)部造成損傷；風沙吹蝕對混凝土表面造成的“吹蝕坑”可為鹽離子入侵混凝土內(nèi)部提供“通道”；氯鹽侵蝕后生成以Friedel鹽為代表的腐蝕結(jié)晶物，可填充1～4 nm膠凝孔，消耗Ca(OH)2等有效物質(zhì)，迫使4～10 nm小毛細孔增多，隨鹽蝕損傷程度加劇，10～20 nm中毛細孔和20～100 nm大毛細孔向>100 nm非毛細孔發(fā)展，非毛細孔彼此貫通產(chǎn)生裂紋，致使混凝土加速破壞。該研究可為風積沙混凝土在風蝕區(qū)氯鹽環(huán)境下農(nóng)業(yè)水利工程建設(shè)與應(yīng)用提供依據(jù)。

風；侵蝕；混凝土；干濕循環(huán)；氯鹽侵蝕；風積沙；核磁共振；Friedel鹽

0 引 言

中國西北地區(qū)分布著1 000多個不同類型的鹽湖，其中內(nèi)蒙古鹽湖超過370個，且湖水主要為多種離子共存的復合型鹵水，而Cl-是內(nèi)蒙古地區(qū)鹽湖中離子濃度含量最高的離子，其質(zhì)量濃度高達108 g/L，含量是海水中的4.86～10.75倍[1-2]。鹽湖周邊分布著更為廣泛的鹽漬土壤，且主要為氯鹽漬土，最高含鹽質(zhì)量分數(shù)達43.66%[3-4]。針對鹽湖及鹽漬環(huán)境下服役的混凝土材料與結(jié)構(gòu)，諸多研究者通過試驗對其耐久性損傷失效規(guī)律及破壞機理進行研究[5-13]。然而中國西北鹽湖及鹽漬環(huán)境地區(qū)，往往伴隨著多風多沙的氣候環(huán)境[14-15]，其中強、特強沙塵暴下的風沙吹蝕作用對于該地區(qū)的工程材料有著不可忽視的影響，大量研究者通試驗研究了風沙吹蝕對工程材料的破壞規(guī)律及損傷機理[16-19]。

中國現(xiàn)有沙漠化土地33.4×104km2，風沙化土地3.7×104km2，加上沙漠戈壁116.2×104km2，共153.3×104km2，約占國土總面積的15.9%，已超過中國耕地總和[20]。利用沙漠化的主要致災(zāi)物風積沙，可配制風積沙混凝土，研究表明風積沙替代普通砂質(zhì)量分數(shù)超過60%時混凝土工作性能顯著性降低，需通過外加劑進行人為改善[21-22]；風積沙混凝土強度與普通混凝土無明顯差異，能夠滿足一般工程使用需求[23-25]；風積沙混凝土在適當配合比和外加劑影響下，能夠滿足水工混凝土抗凍性要求[26-30]。

本文針對中國西北鹽漬風沙環(huán)境下服役的混凝土，研究風沙吹蝕與干濕循環(huán)耦合作用下，混凝土抗氯鹽侵蝕的耐久性機理。選取風積沙替代率為40%的風積沙混凝土作為研究對象[28-30]，采用室內(nèi)加速模擬的試驗方法，對風積沙混凝土在風沙吹蝕與干濕循環(huán)耦合作用下的抗氯鹽侵蝕進行試驗研究。利用超景深三維顯微鏡對混凝土表面形貌破壞過程進行測定，運用X射線衍射技術(shù)對混凝土成分進行物相分析，采用核磁共振技術(shù)分析混凝土孔隙變化規(guī)律，多方面探討風沙吹蝕與干濕循環(huán)耦合作用下風積沙混凝土抗氯鹽侵蝕損傷機理。

1 試驗材料

1.1 混凝土原材料

水泥：冀東P·O 42.5普通硅酸鹽水泥，比表面積384 m2/kg，密度3 158 kg/m3，細度1.4%，標準稠度用水量28.5%，初凝時間240 min，終凝時間390 min，燒失量3.1%，體積安定性合格，3 d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：內(nèi)蒙古呼和浩特西郊熱電廠F類Ⅱ級粉煤灰，比表面積354 m2/kg，密度2 150 kg/m3，燒失量3.1%，需水量97.2%，微珠質(zhì)量分數(shù)93.3%。粗骨料：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0.4%，壓碎指標3.7%，堅固性5.1%。風積沙細骨料：內(nèi)蒙古鄂爾多斯市庫布齊沙漠風積沙；河砂細骨料：內(nèi)蒙古呼和浩特市周邊砂場，2種細骨料主要物理化學指標如表1所示。水：普通自來水。外加劑：AE-11型高效引氣減水劑。

表1 細骨料主要物理化學性能

注：表中百分比均為質(zhì)量分數(shù)。

Note: Percentage in the table is the mass fraction.

1.2 混凝土配合比與制備養(yǎng)護

利用等質(zhì)量替代法將風積沙替代普通河砂，選取風積沙替代率為40%制備風積沙混凝土。按照1 m3中水泥320 kg、粉煤灰80 kg、碎石1 060 kg、風積沙450 kg、河砂300 kg、水180 kg和外加劑6.8 kg作為混凝土設(shè)計配合比，水膠比為0.45，砂率為41%。依照《普通混凝土力學性能試驗方法標準》(GB/T50081-2002)對混凝土試件進行制備和標準養(yǎng)護，試件尺寸為100 mm×100 mm× 100 mm立方體，按規(guī)范抗壓強度值尺寸換算系數(shù)取0.95，計算所得28 d立方體抗壓強度標準值為41.9 MPa。

2 試驗設(shè)計

為研究風沙吹蝕與干濕循環(huán)耦合作用下風積沙混凝土抗氯鹽侵蝕的耐久性損傷機理，試驗設(shè)計如下2種不同工況。

工況一：干濕循環(huán)作用下風積沙混凝土抗氯鹽侵蝕試驗。借鑒《普通混凝土長期性能和耐久性能試驗方法標準》(GB/T50082-2009)中“抗硫酸鹽侵蝕試驗”部分，采用規(guī)范所推薦的干濕循環(huán)制度和100 mm×100 mm× 100 mm立方體試件，選取濃度3% NaCl溶液作為侵蝕介質(zhì)[6]，設(shè)計干濕循環(huán)次數(shù)為180次。以下文中干濕循環(huán)次數(shù)用D表示，如D30表示干濕循環(huán)30次。

工況二：風沙吹蝕與干濕循環(huán)作用下風積沙混凝土抗氯鹽侵蝕試驗。試驗干濕循環(huán)部分與工況一完全相同，但每隔15次干濕循環(huán)后進行1次風沙吹蝕試驗，并以此定義為一個耦合作用周期。以下文中干濕循環(huán)和風沙吹蝕次數(shù)用D和W表示，如D30W2表示干濕循環(huán)30次和風沙吹蝕2次。根據(jù)研究表明混凝土受5～6 min風沙吹蝕后則進入吹蝕穩(wěn)定階段，此時混凝土質(zhì)量變化較小，故選取10 min為1次風沙吹蝕試驗的時間參數(shù)[16,19]。利用如圖1所示自制混凝土風沙吹蝕試驗裝置[31]，模擬西北地區(qū)沙塵暴環(huán)境下混凝土受風沙吹蝕影響，根據(jù)內(nèi)蒙古風沙強度氣象資料[14-15]，同時參考混凝土受風沙吹蝕研究成果[16-19]，吹蝕率是衡量混凝土在風沙吹蝕影響下表面剝落的重要指標，風速增大沙粒動能越大則混凝土吹蝕率越大，挾沙量過大時由于沙粒相互碰撞耗能致使吹蝕率減小，90°攻角時吹蝕率及剝蝕程度最大。故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，選取風速31 m/s（11級暴風）、挾沙量30 g/min、攻角90°為風沙吹蝕參數(shù)進行試驗，對混凝土固定非成型面進行風沙吹蝕試驗。

1.空氣壓縮機 2.進氣閥 3.穩(wěn)壓閥（P） 4.集沙箱 5.流沙閥 6.進氣孔 7.進沙孔 8.吹蝕總閥 9.熱敏風速儀 10.混凝土夾具支座 11.排氣孔 12.排氣管 13.水箱 14.排沙洞 15.沙?；厥障?/p>

1.Air compressor 2.Air valve 3.Pressure maintaining valve (P) 4.Sand container 5.Sand outflow hole valve 6.Air inlet 7.Sand inlet 8.Wind-sand erosion valve 9.Thermal-sensitive anemometer 10.Concrete clamp support 11.Air exhaust vent 12.Air exhaust pipe 13.Water tank 14.Sand discharge hole 15.Sand recycling bin

a. 驗裝置示意圖

a. Diagram of test device

b. 吹蝕室實物圖

3 試驗測試指標及方法

3.1 質(zhì)量損失率測試

利用感量為0.1 g的電子秤分別測定每干濕循環(huán)15次前后和風沙吹蝕1次前后混凝土的質(zhì)量，計算時選取3個試件的算術(shù)平均值作為測定值，計算總質(zhì)量損失率、干濕循環(huán)質(zhì)量損失率、風沙吹蝕質(zhì)量損失率，計算公式如下：

總質(zhì)量損失率

干濕循環(huán)質(zhì)量損失率

風沙吹蝕質(zhì)量損失率

3.2 相對動彈性模量測試

采用共振法測定混凝土橫向基頻，選取任意一個固定的非成型面作為測量面，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2連續(xù)測值之差不超過2次測量的算術(shù)平均值的0.5%。分別測定每干濕循環(huán)15次前后和風沙吹蝕1次前后混凝土的橫向基頻，并計算總相對動彈性模量、干濕循環(huán)分計相對動彈性模量和風沙吹蝕分計相對動彈性模量，計算公式如下：

總相對動彈性模量

干濕循環(huán)分計相對動彈性模量

風沙吹蝕分計相對動彈性模量

3.3 氯離子最大侵蝕深度測試

采用AgNO3顯色法[32-33]測定氯離子侵蝕深度，借助取芯機對混凝土鉆芯取樣，芯樣尺寸為48 mm× H100 mm（直徑×高）圓柱體，沿芯樣切割面均勻噴灑0.1 mol/L AgNO3溶液指示劑，氯離子侵蝕區(qū)域為銀白色，未侵蝕區(qū)域為棕色，二者存在明顯分界線。采用分度值為0.02 mm的游標卡尺測定分界線距離表面的最大深度，即為氯離子最大侵蝕深度。選取2工況下干濕循環(huán)15、30、60和180次的風積沙混凝土各3塊，計算3塊試件氯離子最大侵蝕深度的算數(shù)平均值作為試驗結(jié)果。

3.4 表面三維剝蝕形貌測試

采用德國Leica公司的Z16APO型超景深三維顯微鏡，選取工況一D0、D30、D60、D180和工況二D0W0、D30W2、D60W4、D180W12的風積沙混凝土試件，進行三維立體圖像構(gòu)建，選取破壞嚴重的中心區(qū)域進行50倍放大觀測，利用Leica Map軟件對其表面三維深度云圖進行構(gòu)建，對風沙吹蝕與干濕循環(huán)耦合作用下風積沙混凝土表面風蝕形貌及風蝕深度進行觀測。

3.5 X射線衍射物相分析測試

采用荷蘭PANalytical B.V.公司的X射線衍射儀（X-ray diffractometer, XRD）進行物相分析，借助Cu靶K射線輻射，衍射波長=0.154 18?，輻射管電壓40 kV，電流40 mA，衍射角掃描速度0.4°/s，步長0.02°，掃描范圍（2）為5°～90°。選取工況二D0W0、D60W4和D180W12的風積沙混凝土，對距試件表面0～5 mm處風積沙水泥漿體進行取樣，人工碾碎后過80目篩，進行XRD物相分析試驗。

3.6 核磁共振孔隙度測試

采用中國蘇州紐邁MesoMR-60型核磁共振（nuclear magnetic resonance, NMR）分析系統(tǒng)，測定工況二D0W0、D30W2、D60W4、D180W12的風積沙混凝土孔隙特征，測試前將混凝土試件置于真空飽和裝置中真空飽水24 h，使混凝土達到飽和狀態(tài)。采用CPMG脈沖序列（carr-purcell-meiboom-gill, CPMG）采集并計算核磁共振數(shù)據(jù)[34-35]，如式（7）所示

混凝土滲透率和內(nèi)部孔隙度與孔隙尺寸成正比，核磁共振測試滲透率采用Coates模型進行計算[34-35]，如式（8）所示。

式中為滲透率，mD；為混凝土孔隙度，%；為待定調(diào)整系數(shù)；FFI（free fluid index）為自由流體飽和度，%；BVI（bulk volume irreducible）為束縛流體飽和度，%。

4 結(jié)果與分析

4.1 質(zhì)量損失率變化

2工況下的總質(zhì)量損失率變化如圖2a所示，由圖可知，總質(zhì)量損失率變化均可劃分為降低段和增加段，即混凝土質(zhì)量先增大后減小，且2部分存在明顯“拐點”，“拐點”值為總質(zhì)量損失率最小值，其標志著風積沙混凝土在氯鹽侵蝕作用下性能開始劣化。

工況一總質(zhì)量損失率“拐點”值?1.11%出現(xiàn)在D120，“拐點”前干濕交替作用迫使鹽溶液反復進出混凝土內(nèi)部，在浸泡過程中內(nèi)部吸收鹽分，根據(jù)離子游離平衡原理[36]，以達到離子溶液平衡的目的，該階段鹽蝕產(chǎn)物在內(nèi)部孔隙與微裂紋中累積，從而導致混凝土總質(zhì)量損失率持續(xù)降低達到“拐點”，即質(zhì)量持續(xù)增大?！肮拯c”后鹽蝕產(chǎn)物累積達到一定量，在烘干過程中內(nèi)部鹽溶液失水結(jié)晶，鹽蝕產(chǎn)物析出累積會引起混凝土孔隙與微裂紋在高溫狀態(tài)下進一步發(fā)育[32]，迫使風積沙混凝土表面產(chǎn)生少量漿體剝落，出現(xiàn)風積沙混凝土總質(zhì)量損失率增加段，試驗結(jié)束時總質(zhì)量損失率為?0.45%。

a. 總質(zhì)量損失率變化

a. Changes of total mass loss rate

b. 工況二干濕循環(huán)和風沙吹蝕分計質(zhì)量損失率

工況二總質(zhì)量損失率“拐點”值?0.65%出現(xiàn)在D105W7，試驗結(jié)束時總質(zhì)量損失率為0.33%，說明風沙吹蝕能夠提前“拐點”出現(xiàn)時間。工況二每個耦合周期后干濕循環(huán)和風沙吹蝕兩者分計質(zhì)量損失率如圖2b所示，干濕循環(huán)分計質(zhì)量損失率以“拐點”為界，“拐點”前為負，“拐點”后基本為正；風沙吹蝕分計質(zhì)量損失率始終為正。對于干濕循環(huán)，在總質(zhì)量損失率降低階段，隨著干濕循環(huán)次數(shù)的增加，雖然風沙吹蝕作用將表層酥化松動的風積沙漿體和鹽分晶體吹落，但仍有較多鹽蝕產(chǎn)物在干濕循環(huán)過程中積聚留存于混凝土內(nèi)部，從而引起混凝土質(zhì)量損失率下降，即質(zhì)量呈波動性增大。而對于風沙吹蝕，混凝土初次遭受風沙吹蝕作用后，表層漿體剝落出現(xiàn)總質(zhì)量損失率下降段極大值0.33%，是由于表層硬度較低的風積沙漿體在風沙流持續(xù)撞擊、削切作用下，逐步形成“吹蝕坑”，“吹蝕坑”彼此通過裂紋交錯連接，導致漿體剝落、卵碎石暴露，致使初始風沙吹蝕分計質(zhì)量損失率較大[18]。當卵碎石裸露后，風沙流繼續(xù)吹蝕裸露的粗骨料，粗骨料硬度大于風積沙硬度，風積沙顆粒撞擊破碎耗能，致使風沙吹蝕分計質(zhì)量損失率減小[19]。

4.2 相對動彈性模量變化

兩工況下混凝土總相對動彈性模量變化如圖3a所示，由圖可知，總相對動彈性模量均可劃分為初始降低段、緩慢增長段和快速損傷段3部分。

a. 總相對動彈性模量變化

a. Changes of total relative dynamic elastic modulus

b. 工況二干濕循環(huán)和風沙吹蝕分計相對動彈性模量衰減值

工況一、二干濕循環(huán)30次后總相對動彈性模量下降至82.91%和83.77%，為初始降低段，主要由于干濕循環(huán)下的高溫干燥過程中，混凝土內(nèi)部水分蒸發(fā)速率加快，產(chǎn)生一定干縮現(xiàn)象，導致內(nèi)部產(chǎn)生微裂紋，而此時吸收鹽分所生成的鹽蝕產(chǎn)物不足以填充內(nèi)部微裂紋，致使總相對動彈性模量降低；隨后工況一、二干濕循環(huán)105次后總相對動彈性模量增長至95.75%和99.71%，為緩慢增長段，結(jié)合圖2a總質(zhì)量損失率變化，該階段混凝土總質(zhì)量和總相對動彈性模量同時增長，說明初期氯鹽侵蝕混凝土內(nèi)部成分，反應(yīng)生成鹽蝕結(jié)晶產(chǎn)物填充部分孔隙與微裂紋，一定程度上增大混凝土密實程度[8]；然后混凝土總質(zhì)量和總相對動彈性模量均出現(xiàn)下降，為快速損傷段，其中工況一由于鹽蝕產(chǎn)物填充侵蝕后的大孔隙與裂縫，雖然總相對動彈性模量在150次后增加，但仍屬于快速損傷段。此時內(nèi)部鹽蝕反應(yīng)程度加劇，引起內(nèi)部大孔隙和裂縫持續(xù)發(fā)育，裂縫彼此交錯致使風積沙漿體剝落，工況一、二試驗結(jié)束時總相對動彈性模量分別為49.82%和42.96%。對比2工況下混凝土受氯鹽侵蝕后的總相對動彈性模量變化，前期初始降低段和后期快速損傷段變化趨勢差別不大，但緩慢增長段工況二的增速較工況一更為明顯，說明風沙吹蝕與干濕循環(huán)耦合作用能夠加速鹽分侵蝕產(chǎn)物填充內(nèi)部孔隙速率，風沙吹蝕作用造成表面產(chǎn)生“吹蝕坑”損傷，“吹蝕坑”的相互連通能夠為鹽分入侵提供“通道”，加速對內(nèi)部微裂紋及孔隙的填充作用。

工況二每個耦合周期后干濕循環(huán)和風沙吹蝕兩者分計相對動彈性模量衰減值如圖3b所示，由3圖可知，風沙吹蝕后混凝土相對動彈性模量變化微弱，而干濕循環(huán)后混凝土分計相動彈性模量變化趨勢與總相對動彈性模量變化趨勢較為對應(yīng)。利用損傷度指標[10,30]對二者進行評判，混凝土初始損傷度為0，干濕循環(huán)和風沙吹蝕耦合試驗后損傷度為0.57，其中干濕循環(huán)部分損傷度0.52占總損傷91.23%，風沙吹蝕部分損傷度0.05占總損傷8.77%，說明風沙吹蝕作用對混凝土內(nèi)部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較小損傷，干濕循環(huán)作用下的氯鹽侵蝕能夠?qū)炷羶?nèi)部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大損傷。

4.3 氯離子最大侵蝕深度變化

兩工況下的氯離子最大侵蝕深度變化情況如圖4所示。

圖4 混凝土氯離子侵蝕深度變化

由圖4可知，2工況下最大氯離子侵蝕深度均隨著干濕循環(huán)次數(shù)的增加而增大，工況二的最大侵蝕深度為工況一的1.4～1.6倍。這主要有2部分原因引起：一方面，在干濕循環(huán)的氯鹽溶液浸泡過程中，由于混凝土孔隙的毛細作用和濃度的勢能差作用影響，促使鹽分向混凝土內(nèi)部遷移，在高溫烘干過程中，混凝土內(nèi)部水通過孔隙向外蒸發(fā)散失，孔中溶液氯離子濃度增大，由于濃度梯度影響迫使氯離子向內(nèi)部遷移[5]；另一方面，風沙吹蝕作用導致混凝土表面破損，表層風積沙漿體率先脫落，漏出內(nèi)部微裂紋與半封閉孔隙，加速氯離子侵蝕速率。對于前期干濕循環(huán)60次時工況一、二的最大侵蝕深度分別為10.22和15.12 mm，而干濕循環(huán)180次時工況一、二的最大侵蝕深度分別為14.20和20.42 mm，分別為干濕循環(huán)60次的1.39倍和1.35倍。

4.4 表面三維剝蝕形貌分析

兩工況下混凝土表面三維剝蝕形貌如圖5所示。

注：D0、D30、D60和D180分別為工況一干濕循環(huán)0、30、60和180次。D0W0為工況二干濕循環(huán)0次+風沙吹蝕0次；D30W2為工況二干濕循環(huán)30次+風沙吹蝕2次；D60W4為工況二干濕循環(huán)60次+風沙吹蝕4次；D180W12為工況二干濕循環(huán)180次+風沙吹蝕12次。下同。

對于工況一（如圖5a～5d所示），D0、D30、D60和D180的風積沙混凝土表面剝蝕深度分別為49、63、91和166m，表面剝蝕深度成增加趨勢。對于工況二（如圖5e～5h所示），初始D0W0的混凝土表面整體較為平整，存在個別硬化成型時細微坑洞，其最大深度47m；D30W2的混凝土表面出現(xiàn)不平整現(xiàn)象，由于風沙吹蝕作用促使混凝土表面風積沙漿體剝落，其最大深度459m，是初始D0W0的9.8倍；D60W4的混凝土表面由于吹蝕作用所產(chǎn)生的坑洞數(shù)量較之前更多，其最大深度618m，是初始D0W0的13.1倍，是D30W2的1.3倍，0～30次和30～60次干濕循環(huán)與相應(yīng)風沙吹蝕耦合作用下混凝土表面形貌的破壞程度逐步減弱，主要是由于風沙吹蝕作用一旦使得粗骨料暴露，粗骨料會對高速風沙流粒子產(chǎn)生“反彈”影響，從而削弱風沙吹蝕影響[16,19]；D180W12的混凝土表面粗細骨料大范圍暴露，部分細骨料剝落產(chǎn)生尺寸較大坑洞，其最大深度1 580m。

4.5 X射線衍射物相分析

工況二不同干濕循環(huán)次數(shù)與風沙吹蝕后的風積沙混凝土XRD物相分析如圖6所示。

對于初始D0W0的混凝土其主要物相為石英SiO2、Ca(OH)2、斜方鈣沸石CaAl2Si2O8·4H2O；對于D60W4的混凝土，除含有初始石英外，還有方解石CaCO3、水鋁鈣石類的Ca4Al2O6Cl2·10H2O和Friedel鹽Ca2Al (OH)6Cl·2H2O等，而無Ca(OH)2衍射峰；對于D180W12的混凝土，同樣無Ca(OH)2衍射峰，其他物相與D60W4相同，且Friedel鹽峰強度更為明顯。風積沙混凝土在氯鹽環(huán)境下受到NaCl的侵蝕作用，混凝土內(nèi)部3CaO·Al2O3、Ca(OH)2和NaCl反應(yīng)，生成代表性腐蝕結(jié)晶物Friedel鹽，同時消耗混凝土內(nèi)部Ca(OH)2，其化學反應(yīng)式如式（9）所示。

3CaO·Al2O3+Ca(OH)2+NaCl+H2O→

Na++OH-+Ca2Al(OH)6Cl·2H2O+H2O （9）

圖6 工況二混凝土X射線衍射物相分析

4.6 核磁共振孔隙分析

工況二不同次數(shù)干濕循環(huán)與風沙吹蝕耦合作用后的風積沙混凝土2譜、2譜信號差、孔隙度和滲透率如圖7所示。

注：Δ0、Δ30、Δ60和Δ180分別為工況二干濕循環(huán)0、30、60和180次與干濕循環(huán)0次信號幅度差。

由圖7可知，對于2譜圖，D0W0的2譜面積1 100.053為最小值，D180W12的2譜面積2 543.377為最大值。不同干濕循環(huán)次數(shù)與風沙吹蝕后弛豫時間0.1～10 ms之間信號差變化幅度較大，總孔隙度從D0W0時0.70%發(fā)展到D180W12時2.29%，滲透率從D0W0時0.026 mD發(fā)展到D180W12時1.129 mD。說明在干濕循環(huán)180次和風沙吹蝕耦合作用下風積沙混凝土受氯鹽侵蝕后，其內(nèi)部孔隙度和滲透率總體增大，從微觀層面上可解釋總質(zhì)量損失率增加和總相對動彈性模量下降的宏觀試驗現(xiàn)象。

工況二各孔徑區(qū)間孔隙分布百分比如圖8a所示，其中1～10和10～100 nm孔隙為全部孔隙的主要組成部分，對于1～10 nm孔隙，D0W0時為總孔隙15.0%，D30W2和D60W4時分別為29.1%和32.7%，D180W12時下降為23.7%，呈先增多后減少；對于10～100 nm孔隙，D0W0時為總孔隙56.2%，D30W2和D60W4時分別為54.5%和48.3%，D180W12時下降為57.3%，呈先增多后減少。對1～10和10～100 nm孔隙進一步劃分，其結(jié)果如圖8b、8c所示，由圖8b可知，1～2和2～4 nm凝膠孔所呈先增多后減少，4～6 nm小毛細孔基本不變，6～8和8～10 nm小毛細孔先減少后增多；由圖8c可知，10～20 nm中毛細孔呈先增多后減少，20～40和40～60 nm大毛細孔基本不變，60～100 nm大毛細孔呈波動性緩慢減少。由此可見，根據(jù)核磁共振孔隙試驗結(jié)果，可將風積沙混凝土內(nèi)部孔隙依據(jù)孔徑大小劃分為5類：1～4 nm膠凝孔、4～10 nm小毛細孔、10～20 nm中毛細孔、20～100 nm大毛細孔以及>100 nm非毛細孔。

圖8 工況二混凝土孔徑區(qū)間變化

分析上述孔隙變化原因主要有以下2方面：一方面，對于試驗初期混凝土反復受到高溫干燥影響，1～4 nm膠凝孔中膠凝水逐步散失，致密水泥石產(chǎn)生干縮，致使水泥石結(jié)構(gòu)中的膠凝孔量增多，而6～10 nm小毛細孔由于高溫干縮致使其向10～20 nm中毛細孔發(fā)展，小毛細孔減少而中毛細孔增多，且20～100 nm大毛細孔和>100 nm的非毛細孔變化較不明顯。另一方面，隨著干濕循環(huán)和風沙吹蝕持續(xù)進行，風積沙混凝土中鋁酸三鈣C3A等成分與NaCl反應(yīng)，生成以Friedel鹽為代表的不溶性腐蝕結(jié)晶鹽，率先對1～4 nm膠凝孔進行填充，增大膠凝孔密實程度，減少水泥石中膠凝孔，同時消耗混凝土內(nèi)部CH等成分，迫使4～10 nm小毛細孔增多，10～20 nm中毛細孔和20～100 nm大毛細孔向>100 nm非毛細孔發(fā)展，說明混凝土內(nèi)部遭受鹽蝕程度加劇，小孔隙向大孔隙發(fā)展，大孔隙彼此通過微裂紋貫通，最終致使混凝土損傷加速最終破壞。

5 結(jié) 論

1）風沙吹蝕與干濕循環(huán)耦合作用下，風積沙混凝土表面漿體剝落程度加劇，風沙吹蝕會加速混凝土總質(zhì)量損失率“拐點”的出現(xiàn)時間，風沙吹蝕對混凝土內(nèi)部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的損傷約占8.77%，氯鹽溶液下的干濕循環(huán)對混凝土內(nèi)部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的損傷約占91.23%；

2）風沙吹蝕作用對混凝土表面造成“吹蝕坑”損傷，表面損傷可為氯離子入侵混凝土內(nèi)部提供“通道”，從而增加氯離子侵蝕深度，風沙吹蝕與干濕循環(huán)耦合作用下的氯離子最大侵蝕深度是單純干濕循環(huán)作用下的1.4～1.6倍；

3）風積沙混凝土氯鹽侵蝕后生成以Friedel鹽為代表的多種腐蝕結(jié)晶物，可對1～4 nm膠凝孔進行填充，減少水泥石中膠凝孔，同時消耗Ca(OH)2等成分，迫使4～10 nm小毛細孔增多，伴隨鹽蝕加劇，10～20 nm中毛細孔和20～100 nm大毛細孔向>100 nm非毛細孔發(fā)展，非毛細孔彼此通過微裂紋貫通，最終致使混凝土損傷加速發(fā)生破壞。

本文主要探討了在單一干濕循環(huán)試驗工況下和風沙吹蝕與干濕循環(huán)耦合試驗工況下風積沙混凝土抗氯鹽侵蝕的劣化規(guī)律，研究表明風沙吹蝕會加速氯鹽干濕循環(huán)作用對風積沙混凝土的損傷，這對中國西北風蝕區(qū)鹽湖及鹽漬環(huán)境下服役的混凝土耐久性研究具有重大意義。同時針對風沙吹蝕與干濕循環(huán)耦合作用下風積沙混凝土抗氯鹽侵蝕過程中的表面三維形貌、化學物相變化、內(nèi)部孔隙變化等進行了微觀層面分析與研究，從微觀尺度對其劣化機理予以解釋。但對氯鹽侵蝕下混凝土劣化“拐點”處的微觀研究還不夠充分，后續(xù)應(yīng)對風積沙混凝土抗氯鹽侵蝕全過程動態(tài)演化進行定量研究，從而明確混凝土宏觀劣化“拐點”處的微觀劣化突變機理。

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Mechanism analysis of chloride-resistant erosion of aeolian sand concrete under wind-sand erosion and dry-wet circulation

Xue Huijun, Shen Xiangdong※, Wang Renyuan, Liu Qian, Liu Zheng, Han Chao, Yuan Qi

(,,010018,)

Aiming at the concrete in the special environment of salt lake and saline soil in wind erosion area, the aeolian sand concrete satisfying the service requirement in the special environment is formulated. The aeolian sand concrete with the aeolian sand substitution rate of 40% was selected as the research object. Based on the method of indoor acceleration simulation, the chloride-resistant erosion of aeolian sand concrete under the condition of wind-sand erosion and dry-wet circulation was studied. The self-made concrete wind-sand erosion testing machine was used to simulate the actual dust storm environment in the northwest of China, in which wind speed was 31 m/s, sand carrying capacity was 30 g/min, attack angle was 90° and erosion time was 10 min, and the wind-sand erosion test of concrete was carried out. Using the dry-wet circulation testing machine to test chloride dry-wet cycles, NaCl solution with a concentration of 3% was selected as an attack medium; a dry-wet cycle is 24 h, which contains the chloride soaking for 15 h, drainage and air drying for 1 h, high-temperature drying for 6 h, and room temperature cooling for 2 h. Experimental design includes 2 different working conditions: ConditionⅠ, aeolian sand concrete chloride-resistant corrosion test under dry-wet circulation; Condition Ⅱ, aeolian sand concrete chloride-resistant corrosion test under the coupling effect of wind-sand erosion and dry-wet circulation. The mass loss rate, the relative dynamic elastic modulus and the maximum depth of chloride ion erosion were taken as the test indicators. The damage process of concrete surface was measured by the super-depth 3D (three-dimensional) microscope, the concrete composition was analyzed by the X-ray diffraction (XRD), and the concrete pore size change was calculated by the nuclear magnetic resonance (NMR) technique. The durability mechanism of aeolian sand concrete’s chloride resistance under the coupling effect of wind-sand erosion and dry-wet circulation was discussed. Results showed that under wind-sand erosion and dry-wet circulation coupling, aeolian sand concrete’s surface slurry exfoliation was intensified. Wind-sand erosion exerted greater impact on the concrete mass loss rate, but little effect on the relative dynamic elastic modulus change. Wind-sand erosion accelerated the emergence of “inflection point” of the total loss rate of concrete; wind-sand erosion caused the damage on the concrete internal structure which accounted for about 8.77% of the total damage, while the damage of concrete internal structure caused by the wet and dry cycle in the condition of chlorine salt solution accounted for about 91.23%. The concrete surface damage can provide “channel” for the intrusion of chloride ion, which increases the depth of chloride ion erosion under the coupling of wind-sand erosion and dry-wet circulation. The maximum erosion depth under the coupling of wind-sand erosion and dry-wet circulation was 1.4-1.6 times that under pure dry-wet circulation. The Friedel’s salt as the representative of a variety of corrosive crystals was formed after chloride salt erosion in aeolian sand concrete, and the corrosive crystals could fill the 1-4 nm gel pores to reduce the cement stone gel pores, consume Ca(OH)2and other components, and force 4-10 nm small capillary pores increased; with the intensification of salt corrosion, 10-20 nm middle capillary pores and 20-100 nm large capillary pores developed toward >100 nm non-capillary pores, and non-capillary pores were connected with each other to form microcracks, which ultimately led to the acceleration of the damage to concrete.

wind; erosion;concrete; dry-wet circulation; chlorite erosion;aeolian sand; nuclear magnetic resonance; Friedel’s salt

10.11975/j.issn.1002-6819.2017.18.016

TV431; TU528; S277.7

A

1002-6819(2017)-18-0118-09

2017-07-28

2017-08-24

國家自然科學基金項目（51769025，51569021）；內(nèi)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(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。Email：xuehuijun@yeah.net

申向東，男，內(nèi)蒙古呼和浩特人，教授，博士生導師，主要從事混凝土耐久性和環(huán)境力學研究。Email：ndsxd@163.com