高寒灌区风沙吹蚀对农业水利工程混凝土抗冻耐久性的影响

薛慧君，申向东，刘 倩，王仁远，刘 政，韩 超

高寒灌区风沙吹蚀对农业水利工程混凝土抗冻耐久性的影响

薛慧君，申向东※，刘 倩，王仁远，刘 政，韩 超

（内蒙古农业大学水利与土木建筑工程学院，呼和浩特 010018）

针对内蒙古引黄灌区农业水利工程混凝土实际服役环境，同时加大风积沙资源化利用效率，配制满足农业水利工程设计要求的风积沙混凝土，并研究风沙吹蚀作用对风积沙混凝土抗冻耐久性的影响。结果表明：相对动弹性模量可准确表征风积沙混凝土受风沙吹蚀影响下的冻融破坏，且风沙吹蚀影响下混凝土冻融循环后的内部损伤是未受风沙吹蚀影响下混凝土冻融循环后的2倍；在风沙吹蚀影响下的冻融过程中，风积沙混凝土水泥浆体在冻融过程发生“酥化”，同时在风沙流的持续撞击、削切下，“酥化”的水泥浆体进一步剥落，迫使破坏表面水泥浆体与骨料连接处的界面过渡区较光滑；风积沙替代率为40%可以配制满足抗冻性要求的风积沙混凝土，但风积沙混凝土气泡间距系数不能准确评价其抗冻性，气泡盒维数与细骨料细度模数可反映气泡结构特征和细骨料颗粒级配，且二者呈负相关趋势，二者结合可对风积沙混凝土抗冻耐久性优劣进行初步判定。

风；侵蚀；混凝土；风积沙；冻融循环；表面形貌；气泡特征参数；盒维数

薛慧君，申向东，刘 倩，王仁远，刘 政，韩 超. 高寒灌区风沙吹蚀对农业水利工程混凝土抗冻耐久性的影响[J]. 农业工程学报，2017，33(15)：133－140. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2017.15.017 http://www.tcsae.org

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0 引 言

黄河内蒙古段位于黄河流域的最北端，地处E106°10′～112°50′，N37°35′～41°50′，干流总长830 km，总流域面积约11万km2，平均海拔约1 000 m，是各路冷空气和蒙古气旋活动的必经之路[1]。同时该地区自西向东分布着巴丹吉林沙漠、腾格里沙漠、乌兰布和沙漠、库布齐沙漠和毛乌素沙地，在春季大风期为沙尘暴的形成提供了充足条件[2]。根据气象资料统计，该地区每年3—5月强、特强沙尘暴活动最为紧密，尤其是4月份约占总统计数的30%[3-4]，且春季是该地区气温逐步回升时期，但由于昼夜温差较大，这期间也是工程材料与结构冻融作用最为剧烈的时期。

内蒙古河套灌区和南岸灌区通过十几年以节水为主要目标，渠道衬砌为主要形式的灌区节水改造工程建设，现已初见成效[1]。建设过程中混凝土是工程量最大、应用面最广的工程材料之一，特别是针对高寒灌区明渠引水，混凝土渠道衬砌可以有效节水防渗、提高渠系水利用效率。对于混凝土渠道衬砌破坏机理与防治措施，诸多研究者从渠道冻胀破坏和混凝土冻融破坏等不同角度进行了研究，取得了一定研究成果。李爽等[5]模拟混凝土与渠床基土在非线性接触条件下整体渠道冻胀破坏的全过程；王正中等[6]模拟并验证了混凝土衬砌渠道受冻过程中温度场、冻胀变形及冻胀力随昼夜温度变化的发展规律；申向东等[7]推导出梯形断面混凝土衬砌渠道的渠坡与渠底衬砌板最大内应力计算公式；李雪峰等[8]研究高原低气压环境下对引气混凝土初始含气量及气泡稳定性的影响；王月等[9]研究氯盐侵蚀与冻融循环下C50高性能混凝土的服役寿命；张向东等[10]研究冻融与碳化耦合作用下煤矸石混凝土的耐久性损伤机理；Wang等[11]研究盐碱环境下的卤水侵蚀与冻融耦合作用下浮石混凝土孔隙的动态演变规律。

现阶段沿黄流域工程建设大量使用普通混凝土，天然河砂资源短缺以及“河砂限采政策”的实施，严重制约沿黄流域水利工程的建设。而该地区风积沙资源分布极为广泛，特别是乌兰布和沙漠和库布齐沙漠紧邻河套灌区和南岸灌区，若能利用风积沙作为河砂的替代品，加大风积沙资源化利用效率，则可解决日益枯竭的河砂资源和水利工程建设大量需求之间的矛盾，具有重要的社会效益和经济价值。国内外对于风积沙的研究较为广泛[12-13]，利用风积沙替代河砂可配制满足和易性、力学特性要求的风积沙混凝土[14-16]，但针对其在寒区特殊环境下的耐久性研究尚不深入。

综上所述，虽然针对高寒灌区渠道混凝土衬砌受冻的研究成果较为丰富，但是针对内蒙古特殊的气候环境，混凝土实际冻融过程中还会时常受到沙尘暴影响，故非常有必要对混凝土在冻融过程中受到风沙吹蚀影响下的劣化规律和破坏机理进行研究，同时对于风积沙混凝土在高寒地区农业工程、水利工程的适用性，也需要进行初步探索与研究。故利用风积沙配制风积沙混凝土，并研究其受风沙吹蚀影响下的抗冻性耐久性。

1 试验材料与方法

1.1 试验材料与配合比

1.1.1 混凝土原材料

水泥选用冀东P·O42.5普通硅酸盐水泥，密度3 158 kg/m3，比表面积384 m2/kg，细度1.4%，标准稠度用水量28.5%，体积安定性合格，初凝时间240 min，终凝时间390 min，烧失量3.05%，3d抗压强度24.8 MPa，28 d抗压强度48.9 MPa，3 d抗折强度5.0 MPa，28 d抗折强度8.1 MPa；粉煤灰选用内蒙古呼和浩特市西郊热电厂F类Ⅱ级粉煤灰，密度2 150 kg/m3，比表面积354 m2/kg，烧失量3.05%，需水量97.2%，微珠质量分数93.3%；细骨料选取风积沙和普通河砂，粒径范围0.075～4.75 mm，其中风积沙取自内蒙古鄂尔多斯市库布齐沙漠腹地，二者主要物理化学指标如表1所示；粗骨料选取普通卵碎石，表观密度2 669 kg/m3，堆积密度1 650 kg/m3，粒径范围4.75～26.5 mm，含泥量0.37%，压碎指标3.7%，坚固性5.1%；水选用普通自来水；外加剂选用AE-11型高效引气减水剂。

表1 细骨料主要物理化学性能Table 1 Main physical and chemical properties of fine aggregate

1.1.2 混凝土配合比

配置水胶比0.45、砂率41%的风积沙混凝土，采用等质量替代法将风积沙替代部分普通河砂，替代率分别为A组20%、B组40%和C组60%，对A、B、C三组不同比例风积沙、河砂混合细骨料进行颗粒分析试验，测定其细度模数FM分别为2.802、2.584和2.263。混凝土配合比及主要性能如表2所示，3组风积沙混凝土初始含气量均大于4.0%，塌落度大于100 mm，混凝土拌合物性能满足区域农田水利工程施工要求[17-18]。分别对7、28和90 d龄期3组混凝土进行标准立方体抗压强度试验，28 d立方体抗压强度标准值均满足C40混凝土要求。

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

1.2 试验设计与方法

1.2.1 试验设计

为研究风沙吹蚀对风积沙混凝土抗冻性的影响，试验设计2种不同工况：分别为混凝土抗冻性试验（工况一）和风沙吹蚀影响下的混凝土抗冻性试验（工况二）。借鉴《水工混凝土试验规程》（SL352-2006）和《普通混凝土长期性能和耐久性能试验方法标准》（GB/T 50082-2009）中“快冻法”相关标准，试件尺寸均为100 mm×100 mm×400 mm长方体，每组3块，试件设计龄期为28 d，冻融循环次数设计为200次，按照“快冻法”规范要求，选取质量损失率和相对动弹性模量作为宏观测试指标，不考虑强度抗压强度损失，当质量损失率达5%或相对动弹性模量为初始值的60%则停止试验。

工况一：混凝土抗冻性试验。试验到达设计龄期的前4 d，将试件置于（20±3）℃水中浸泡4 d后开始抗冻性试验。试验前用湿布擦除表面水分，测定初始质量和初始动弹性模量。冻融循环一次在4 h内完成，融化时间不少于整个循环时间1/4，试件中心最低和最高温度控制在（−18±2）和（5±2）℃内，每隔25次冻融循环后定试件质量和相对动弹性模量。

工况二：风沙吹蚀影响下混凝土抗冻性试验。试件前期准备同混凝土抗冻性试验，每隔25次冻融循环后测定混凝土试件质量和相对动弹性模量，然后进行风沙吹蚀试验，吹蚀时间为10 min[19-20]，吹蚀完成后用毛刷清除表面附着沙粒，随后再次测定混凝土试件质量和相对动弹性模量，测定完成后直接放入冻融设备中继续进行下一个冻融循环试验。利用自制的混凝土风沙吹蚀试验装置[21]（如图1、2所示），模拟实际风沙环境对风积沙混凝土进行风沙吹蚀试验，试验过程中吹蚀室内相对湿度为20%±3%，根据内蒙古气象资料及相关文献[22-23]，混凝土风沙吹蚀影响主要是由于风携带沙粒对材料表面产生撞击、削切作用，致使混凝土出现麻面、露骨等现象，单纯风流对混凝土表面产生损伤破坏甚微，故忽略单纯风蚀影响。选取具有代表性风沙吹蚀参数，同时为了增大试验效果，将风沙吹蚀参数进行人为扩大，设定风速31 m/s、挟沙量30 g/min、吹蚀攻角90°为风沙吹蚀参数进行试验。

1.2.2 试验测试方法

测定混凝土试件质量时，采用最大量程20 kg，感量5 g的电子秤称量；测定相对动弹性模量时，采用北京耐尔得NELD-DTV型动弹模量测定仪，选取固定测试面的固定位置进行“共振法”测量，选取非成型面作为测试面，对于工况二中混凝土选取风沙吹蚀面作为测试面，每次测量重复测读2次以上，且确保两连续测值之差不超过的算术平均值的0.5%。

图1 气流挟沙喷射试验装置示意图Fig.1 Diagram of sand-carrying air flow injection test device

图2 风沙吹蚀室Fig.2 Wind-sand erosion chamber

2 结果与讨论

2.1 质量损失率变化

质量损失率可以反映风积沙混凝土表面剥落程度和吸收水分情况。对于不同风积沙替代率的混凝土，受冻融循环作用下质量损失如图3a所示。由图3a可知，对于A、B两组，质量损失率均随着冻融循环次数增加呈现缓慢增长趋势，125次冻融循环后质量损失率增速较125次冻融循环前增速更快，200次冻融循环后质量损失率仅为0.85%和1.00%，从质量损失率角度说明两者抗冻性较好且相差不大；对于C组混凝土，在不同冻融循环次数下质量损失率始终为最大值，且质量损失率曲线增长幅度最大，在175次冻融循环后其质量损失率超过5%，可视其为破坏。通过质量损失率指标可知，风积沙替代率为20%和40%时，混凝土具有一定的抗冻融损伤能力，能够抵抗200次冻融循环损伤；风积沙替代率为60%时，混凝土抗冻融损伤能力较弱，不能抵抗200次冻融循环设计要求。

图3 冻融循环后混凝土质量损失率Fig.3 Mass loss of concrete after freezing-thaw cycles

受风沙吹蚀影响下的冻融循环作用后质量损失如图3b所示，由图可知，冻融循环在风沙吹蚀影响下，3组质量损失率均随着风沙吹蚀影响下冻融循环次数的增加呈现缓慢增长趋势。其中A组200次冻融循环后质量损失率仅为0.59%，说明其抗冻性较佳；B、C组200次冻融循环后质量损失率为2.70%和2.53%，也满足抗冻性要求。对比分析2种不同试验工况，风沙吹蚀作用会对风积沙混凝土冻融循环的质量损失产生波动影响，故质量损失率不能准确评判风沙吹蚀作用对混凝土冻融循环产生有利或不利影响。

从质量损失角度分析，混凝土在水溶液冻融循环的浸泡初期过程中，混凝土会吸收大量的水分从而导致其质量增加。在风沙吹蚀过程中，一方面，由于沙粒在运动过程中携带一定的动能，当其高速运动撞击到混凝土表面时，能量随即发生转移与耗散，混凝土表面吸收部分动能转为其内部能量。当能量累计到一定程度时，表面边便产生裂纹和孔隙释放能量，随着裂纹与孔隙的继续发育，从而产生吹蚀坑，相应混凝土表面的水泥浆体开始剥落，从而引起混凝土质量减小，一定程度上会加速混凝土破坏；另一方面，高速运动的气流会加速原本吸水饱和的混凝土中水分的蒸发，大量的水分蒸发从而导致混凝土质量减小，但根据Powers静水压和渗透压假说，混凝土冻融破坏的本质是在受冻过程中，部分孔隙中的水溶液受冻凝结成冰，体积膨胀约9%，迫使未结冰水溶液由结冰区向外迁移。迁移过程中产生静水压力和渗透压力，最终导致膨胀破坏应力的出现，当膨胀破坏应力大于混凝土抗拉强度，则产生微裂纹和缝隙，而风沙吹蚀过程中混凝土表面的水分加速蒸发，从而减少迎风面孔隙中的水溶液，在随后的冻融过程中孔隙需重新吸水饱和并产生冻融破坏应力，一定程度上延缓了混凝土的破坏进程[24-25]。

2.2 相对动弹性模量衰减

相对动弹性模量衰减可以反映风积沙混凝土内部裂纹和孔隙的发育情况，其衰减规律可以表征风积沙混凝土在冻融循环作用下的损伤状况。对于不同风积沙替代率的混凝土，在冻融循环作用下相对动弹性模量变化如图4a所示，由图可知，随着冻融循环次数的增加，混凝土相对动弹性模量均呈现衰减趋势。对于A、C 2组混凝土，相对动弹性模量衰减程度较为明显，A组冻融循环200次后，相对动弹性模量衰减至60.66%，C组冻融循环175次后，相对动弹性模量衰减至60%以下；对于B组混凝土，冻融循环200次后，相对动弹性模量衰减为80.86%，较A、C 2组变化幅度较小。通过相对动弹性模量指标可知，风积沙替代率为20%和40%时，风积沙混凝土冻融循环后相对动弹性模量衰减可满足200次冻融循环设计要求，且B组40%风积沙替代率混凝土抗冻性显著性优于A组20%风积沙替代率混凝土，风积沙替代率为60%时，风积沙混凝土相对动弹性模量衰减不能满足200次冻融循环设计要求。

受风沙吹蚀影响下的冻融循环作用后相对动弹性模量变化如图4b所示，由图可知，随着风沙吹蚀影响下冻融循环次数的增加，3组混凝土相对动弹性模量同样均呈现衰减趋势。其中A、C 2组分别于受风沙吹蚀影响下冻融循环175次和150次达到破坏标准，均未达到设计冻融循环200次要求。而B组受风沙吹蚀影响下冻融循环达到200次要求，相对动弹性模量衰减至61.74%，衰减幅度同样较大。对比分析两种不同试验工况，从相对动弹性模量角度分析，风沙吹蚀作用均会对风积沙混凝土冻融循环产生不利影响，导致其破坏加速。对于达到设计要求的B组，未受风沙吹蚀影响下冻融循环200次后，混凝土相对动弹性模量衰减至80.86%，而受风沙吹蚀影响下冻融循环200次后，相对动弹性模量则衰减至61.74%，根据损伤度定义，B组工况一、二冻融循环后损伤度分别为0.19和0.38，风沙吹蚀影响下冻融循环内部损伤是未受风沙吹蚀影响下冻融循环的2倍。

图4 冻融循环后混凝土相对动弹性模量Fig.4 Relative dynamic elastic modulus of concrete after freezing-thaw cycles

从相对动弹性模量角度分析，在风沙吹蚀过程中，一方面，虽然高速运动的气流迫使混凝土表面水分蒸发，一定程度上延缓风积沙混凝土冻融过程中水分的迁移，减缓表面冻融破坏速率；但另一方面，由于风沙吹蚀过程中，沙粒持续不断对混凝土表面产生撞击、削切作用，导致混凝土表面吹蚀坑、裂纹加速发育生长，迫使混凝土外界水泥浆体保护层大面积剥落，水溶液更容易从外界环境中进入原本被风沙流吹蚀干燥的孔隙中，且混凝土吸水能力更强，在冻结过程中加速大孔隙中结冰速率，根据Powers静水压假说，混凝土内部孔隙更容易结冰膨胀，从而加速静水压力的产生，迫使内部孔隙结构相互贯通、内部密实程度削弱，从而加剧混凝土的破坏[22-23]。

2.3 表面破坏形貌分析

选取B组风积沙混凝土在2种不同工况下经受200次冻融循环后的试件，对其表面破坏形貌进行观察。对于单纯受冻融循环作用后的风积沙混凝土，表面破坏形貌如图5a所示，虽然表面稍有水泥浆体剥落现象，出现部分孔隙、坑洞及裂纹，局部可见若干细骨料暴露，但总体仍然具有部分平整成型面；对于受风沙吹蚀影响下冻融循环作用后的风积沙混凝土，表面破坏形貌如图5b所示，其表面水泥浆体剥落情况严重，有大量明显粗细骨料暴露，水泥浆体中散落分布大量吹蚀坑，孔隙、坑洞及裂纹发育强烈，表面无明显平整成型面。

图5 冻融循环后混凝土表面形貌Fig.5 Surface morphology of concrete after freeze-thaw cycles

利用德国Leica公司生产的Z16APO型超景深三维显微镜，选取2种不同工况下的风积沙混凝土试件进行三维立体图像构建，选取破坏较为严重的区域进行放大观测，测试区域为9.89 mm×13.30 mm，对于单纯冻融作用的工况一，如图6a、6c所示，表面存在若干孔隙分布，部分细骨料裸露，水泥砂浆与粗骨料连接处的界面过渡区表面整体较为粗糙，其水泥浆体最大剥落深度为1.35 mm，这主要是由于冻结作用造成较为薄弱的水泥砂浆率先剥落；而受风沙吹蚀影响下冻融循环作用的工况二，如图6b、6d所示，孔隙直径与深度明显大于工况一混凝土，大颗粒粗骨料裸露，但水泥浆体与骨料连接处的界面过渡区整体较工况一光滑，这主要是由于在风沙吹蚀过程中，部分冻融损伤严重的水泥浆体发生“酥化”，在风沙流的持续作用下，“酥化”的水泥浆体进一步剥落，在撞击摩擦过程中迫使界面过渡区较为光滑，由于其测试区成型面已完全剥落，无原始基准面可测得水泥浆体最大剥落深度，仅测定深度为2.61 mm，则说明实际水泥砂浆剥落深度大于2.61 mm。

图6 冻融循环后混凝土表面三维形貌Fig.6 3D morphology of concrete surface after freeze-thaw cycles

2.4 硬化混凝土气泡结构试验

级配，较大粒径碎石、中等粒径河砂和风积沙、较小粒径未水化粉煤灰和水泥颗粒等，能够构成连续级配的混合材料；其次，在胶凝材料的水化作用下，各种连续颗粒级配组成的混合料，更易形成整体较为致密的混凝土复合材料。而A、C两组风积沙替代率分别为20%和60%，细骨料细度模数FM分别为2.802和2.263，但气泡间距系数均小于B组，硬化混凝土含气量均大于B组，说明过少或过量的风积沙替代普通河砂，均不能达到最大程度优化整体颗粒级配的效果，甚至风积沙替代率60%时很大程度上破坏原有颗粒级配，从而侧面反映其内部结构致密性下降[30-31]。

表3 硬化混凝土气泡特征参数Table 3 Bubble characteristic parameter of hardened concrete

气泡比表面积是指混凝土单位体积中气泡的表面积，由表3可知随风积沙替代率增大气泡比表面积也随之增大。气泡弦长频率与含气量分布如图7所示，气泡弦长频率随气泡弦长增加呈下降趋势，含气量百分比随气泡弦长增加呈增大趋势。结合图表可知，A、B、C三种替代率风积沙混凝土弦长小于100 μm气泡较多，出现频率分别为66.1%、68.9%、59.6%，但对含气量的贡献仅为16.1%、20.0%、19.5%；弦长大于100 μm气泡较少，出现频率分别为33.9%、31.1%、40.4%，但对含气量的贡献为83.9%、80.0%、80.5%。通过对比3组风积沙混凝土气泡弦长和含气量可知，对B组40%风积沙替代率的风积沙混凝土，其气泡弦长小于100 μm最多且相应含气量贡献率最大，而气泡弦长大于100 μm最少且相应含气量贡献率最少，结合混凝土冻融破坏静水压和渗透压假说，冻融过程中气泡弦长较大的孔隙在吸收水分后首先冻结成冰，从而引起风积沙混凝土内部产生微裂纹，最终导致混凝土破坏。而B组气泡弦长大于100 μm较少，一定程度上可减缓冻融作用下内部微裂纹的发展速率，延缓其冻融破坏过程。

2.5 硬化混凝土气泡结构分形维数

由于风积沙混凝土自身气泡结构的不均匀性、不规则性和复杂性，通过分形理论计算分形维数可较为精准地对气泡结构进行刻画，基于气泡间距仪所测定的硬化混凝土气泡弦长和气泡个数，引入盒维数相关概念对风积沙混凝土气泡结构的分形特点进行研究[32-33]。

盒维数是适用范围较广的一种分形维数，是指利用一定数量N且形状任意尺寸δ相同的盒子Nδ去覆盖对象F，当盒子尺寸δ趋于0时，则盒子数目的对数lnN与盒子尺寸倒数的对数ln(1/δ)之比，被称为盒维数D，其数学表达式如式（1）所示：

图7 风积沙混凝土气泡弦长频率与含气量分布图Fig.7 Distribution of bubble chord length frequency and air content of Aeolian sand concrete

对于硬化混凝土气泡间距仪所测定的气泡数，结合盒维数的概念，将混凝土内部气泡视为规则圆形，选取n个尺寸为δ的圆形盒子，盒子对应的气泡径为di(i=1,2,…,n)，用盒子去覆盖所有气泡径大于等于di的气泡，对于尺寸大于di的气泡利用面积等效法将其换算为尺寸等于di的气泡，从而得到等效气泡数Nci。利用双对数坐标对气泡径和等效气泡数进行线性回归，可得相应气泡盒维数Dbox，其数学表达式如式（2）所示：

利用分形理论中盒维数的概念，A、B、C三组风积沙混凝土气泡盒维数拟合曲线及数学表达式如图8所示，且决定系数R2均为0.99以上，3组混凝土气泡盒维数Dbox分别为2.055 9、2.081 9和2.105 8。通过对3组风积沙混凝土的气泡结构进行分形计算，求得气泡盒维数均大于2.0，说明风积沙混凝土的气泡结构具有较为显著的分形特征，随着风积沙替代率的增大气泡盒维数也随之相应增大，也说明风积沙混凝土内部气孔不均匀性越大、复杂程度越高。

图8 气泡径对数lgd和等效气泡数对数lgNc的拟合曲线Fig.8 lgd and lgNcfitting curve

结合3组风积沙混凝土细骨料的细度模数FM，将气泡盒维数Dbox与细骨料细度模数FM相关联进行线性回归，如图9所示，由图可知随着气泡盒维数的增大，风积沙、河砂混合细骨料细度模数减小，二者呈线性递减趋势。在水胶比一定的情况下，C组气泡盒维数Dbox最大且细度模数FM最小，则说明由于风积沙大量替代，导致内部细小孔隙分布不规则性、不均匀性提升，同时过量的风积沙增大了骨料的总表面积，水泥浆体无法完全包裹，这导致在外界作用下其内部极易发生破坏，也验证了C组60%风积沙替代率混凝土抗冻耐久性较差；而A、B两组与C组相比，气泡盒维数Dbox略小且细度模数FM略大，则一定程度上说明内部细小孔隙不规则性、不均匀性较低，且混凝土细骨料颗粒级配较合理并能够被水泥浆体完全包裹。而其中B组抗冻耐久性最佳也说明40%风积沙替代率的混凝土能够更为接近全集配混凝土要求，整体粗骨料、细骨料、水泥浆体结合较为致密，孔隙分布较为合理，说明气泡盒维数和细度模数可初步对风积沙混凝土抗冻耐久性进行评判。

3 结 论

1）风沙吹蚀作用会对风积沙混凝土冻融循环的质量损失产生波动影响，但其不能准确评判风沙吹蚀作用对混凝土冻融循环影响；相对动弹性模量可准确表征风积沙混凝土受风沙吹蚀影响下的冻融破坏，通过相对动弹性模量可知，风沙吹蚀影响下冻融循环内部损伤是未受风沙吹蚀影响下冻融循环的2倍；

2）风沙吹蚀影响下的冻融过程中，风积沙混凝土水泥浆体在冻融过程发生“酥化”，在风沙流的持续撞击、削切作用下，“酥化”的水泥浆体进一步剥落，水泥浆体与骨料连接处界面过渡区光滑；

3）硬化风积沙混凝土气泡间距系数不能准确评价风积沙混凝土抗冻性优劣，结合气泡弦长频率和含气量分布，风积沙替代率40%能够配制具有一定的抗冻性要求混凝土，且满足高寒灌区水工混凝土的适用性要求。

4）风积沙混凝土气泡盒维数与风积沙替代率呈正相关趋势，过量风积沙替代河砂会显著增大气泡结构的不均匀性和复杂性，且气泡盒维数与细骨料细度模数呈现负相关，气泡盒维数可反映气泡结构、细骨料细度模数可反映颗粒级配，二者结合可初步判定风积沙混凝土抗冻耐久性优劣。

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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

国家自然科学基金项目（51769025, 51569021）；内蒙古自治区博士研究生科研创新重点项目（B20161012908Z）

薛慧君，男，内蒙古包头人，博士生，主要从事混凝土耐久性和水工新材料研究。呼和浩特 内蒙古农业大学水利与土木建筑工程学院，010018。Email：xuehuijun@yeah.net

※通信作者：申向东，男，内蒙古呼和浩特人，教授，博士生导师，主要从事水工新材料和环境力学研究。呼和浩特 内蒙古农业大学水利与土木建筑工程学院，010018。Email：ndsxd@163.com