風沙沖蝕與碳化耦合作用下風積沙粉體混凝土耐久性能

李根峰，申向東，鄒欲曉，高　波

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風沙沖蝕與碳化耦合作用下風積沙粉體混凝土耐久性能

李根峰，申向東※，鄒欲曉，高波

（內蒙古農業大學水利與土木建筑工程學院，呼和浩特 010018）

該研究以風積沙粉體為水泥替代材料的風積沙粉體混凝土為研究對象，設計風沙沖蝕－碳化、碳化－風沙沖蝕2種工況，探討其在風沙沖蝕、碳化環境下的劣化機理及耐久性能。結果表明，風沙沖蝕時，90o沖蝕角作用時以撞擊作用為主，產生沖蝕坑洞，45°沖蝕角作用時以削切作用為主，產生沖蝕溝壑，且風沙沖蝕破壞混凝土表面水泥石結構，可使碳化深度增加3倍以上；碳化作用時，普通混凝土碳化時是由于氫氧化鈣和水化硅酸鈣發生脫鈣反應，風積沙粉體混凝土則是由于氫氧化鈣、水化硅酸鈣和鈣礬石發生脫鈣反應，且由于碳化產物自身的膨脹作用使混凝土變的疏松，使風沙沖蝕后質量損失增加1.6倍以上；風積沙粉體混凝土內部孔徑在20 nm以下的無害孔的比例多于普通混凝土21.37個百分點，200 nm以上多害孔少于普通混凝土13.93個百分點，其劣化顯著性低于普通混凝土；相對于單一工況，風沙沖蝕、碳化耦合作用下劣化顯著性更高，且風沙沖蝕－碳化耦合作用劣化顯著性低于碳化－風沙沖蝕耦合作用，風沙沖蝕－碳化耦合作用后的10～15 mm范圍內出現碳化區域、碳化產物發生變化（生成硫酸鈣）及非碳化區域的混合區，且風沙沖蝕－碳化耦合作用后風積沙粉體混凝土孔隙度下降0.47%，20 nm以下的無害孔的比例高出普通混凝土25.15%。

混凝土；耐久性；孔隙度；風積沙；風沙沖蝕；碳化；沖蝕角；脫鈣反應

0 引 言

風積沙又名沙漠沙，是被風吹、積淀的沙層[1]。國內外大量學者已對風積沙本身的理化性質、風沙運動軌跡、以及以風積沙為原材料制備砂漿、混凝土、路面墊層等進行研究，如Lu等[2]對風積沙的導熱系數進行探討，Daniel[3]對北美洲風積沙化學指標進行分析，Shi等[4]對中國西部風沙區的微生物響應機制進行探討；Jerome等[5]用動態質量平衡法模擬風沙運動輸沙量，梅凡民等[6]應用數字高速攝影圖像技術研究風沙顆粒運動規律，逯博等[7]在SPH模型的基礎上開展風沙運動軌跡的模擬；吳俊臣等[8-10]對風積沙混凝土的凍融、鹽浸破壞等進行了深入的探討和研究。同時，國內外學者也對沖蝕磨損理論進行了大量研究，1960年Finnie首次提出了微切削侵蝕理論下的沖蝕磨損理論，并分析了延性和脆性材料的材料去除機理，指出固體顆粒在流體流中侵蝕的表面材料量取決于流體流動的條件和材料去除的機理[11-12]；1966年Finnie和Sheldon建立了硬脆材料的沖蝕模型，指出當顆粒尺寸和速度在一定范圍內時，脆性材料表現出一定的延性行為[13-14]。但是，在風沙吹蝕作用下研究以風積沙粉體[15]為水泥替代材料制備的風積沙粉體混凝土的劣化機理研究尚有不足。

《溫室氣體公報》指出，2017年全球二氧化碳平均濃度二氧化碳濃度是工業化前（1750年之前）的148%，這不僅會導致各種自然災害，還會加劇混凝土建筑物“碳化”腐蝕的程度，進而產生碳化收縮、鋼筋銹蝕等問題，縮短建筑物使用壽命。但現有的研究主要集中于數值模擬、疲勞損傷及碳化過程的研究，如Torres等[16]應用簡化的數學模型研究混凝土的碳化過程，Jiang等[17]在疲勞損傷作用下對混凝土的碳化過程進行研究，Rao等[18]在凍融循環和碳化耦合作用下對混凝土的微觀結構進行了深入探討，但對于風沙沖蝕和碳化耦合作用下風積沙粉體混凝土的劣化機理研究尚有不足。

有鑒于此，本研究以中國內蒙古自治區廣泛分布的風積沙為作為風沙源，以風積沙粉體為水泥替代材料的風積沙粉體混凝土為研究對象，而后在風沙沖蝕－碳化、碳化－風沙沖蝕2種工況下研究風沙沖蝕、碳化耦合作用下風積沙粉體混凝土的劣化機理，并探討其耐久性能。

1 試 驗

1.1 試驗材料

試驗用細集料取自呼和浩特市周邊砂場，細度模數為2.91，粒徑范圍為0.075～4.75 mm；試驗用粗集料為卵碎石，表觀密度為2 669 kg/m3，堆積密度為1 650 kg/m3，粒徑范圍為4.75～20.0 mm；拌合用水為普通自來水；減水劑采用內蒙古榮升達新材料有限責任公司的聚羧酸類SC-40型高效減水劑，減水率達26%；引氣劑為SJ-3型高效引氣劑，同時測得風積沙粉體、內蒙古金橋電廠二級粉煤灰、冀東P·O42.5水泥、風積沙粉體－水泥膠凝體系理化性質指標見表1。

1.2 試驗方法

依據《水工混凝土施工規范》（SL677-2014）、《普通混凝土配合比設計規程》（JGJ55-2011）、《ACI METHOD OF PROPORTI》中混凝土配合比設計的相關規定，按照風積沙粉體等質量替代水泥比例為15%，激發劑（硫酸鈉）摻量為風積沙粉體質量的2.0%配制風積沙粉體混凝土，具體配合比及試驗變量如表2所示。采用中國YH-90B型養護箱養護至規定齡期后，應用WHY-3000型壓力機、WAW-3000型萬能試驗機進行風積沙粉體混凝土抗壓強度和劈裂抗拉強度試驗、利用美國FORNEYLA-0316直讀式混凝土含氣量測定儀測定其含氣量, 并利用超景深三維顯微鏡技術觀察沖蝕后形貌，同時取試塊中心部位固化漿體，用乙醇終止水化后進行掃描電鏡分析、XRD分析，另取50×50 mm風積沙粉體混凝土樣品進行核磁共振分析。

表1 風積沙粉體混凝土原材料檢驗結果

表2 風積沙粉體混凝土配合比

注：C25-0 、C25-15分別表示強度等級為C25，風積沙粉體摻量為0%、15%的風積沙粉體混凝土，C35-0 、C35-15分別表示強度等級為C35，風積沙粉體摻量為0%、15%的風積沙粉體混凝土。下同。

Note: C25-0 and C25-15 respectively indicate that the aeolian sand powder concrete strength grade is C25, and the aeolian sand powder is mixed with 0% and 15%. C35-0 and C35-15 respectively indicate that the aeolian sand powder concrete strength grade is C35, and the aeolian sand powder is mixed with 0% and 15%. The same as below.

本研究采用申向東教授團隊研發的風沙沖蝕儀[19]和混凝土碳化試驗箱進行宏觀試驗，具體如下：

1）風沙沖蝕試驗：選用中國內蒙古自治區庫布齊沙漠的細度模數為0.72的風積沙，篩除雜質后作為風沙源，綜合考慮中國境內沙塵暴發生頻率、強度、沙塵物質組成等因素，并結合現有研究基礎[20-23]，確定本試驗風蝕參數為：風速：31 m/s，攜沙量：60 g/min，沖蝕角：90°、45°，沖蝕時間：12 min，對風積沙粉體混凝土進行風沙沖蝕試驗，沖蝕后的質量損失：

式中o為風沙沖蝕前試件質量，kg；m為風沙沖蝕后試件質量，kg。

2）碳化試驗：依據《水工混凝土試驗規程》（SL352-2006）中混凝土碳化試驗的相關規定，選用100 mm×100 mm×100 mm立方體試件，于28 d齡期前兩天從標準養護室取出，然后在(60±2) ℃溫度下烘48 h。而后取出放入碳化試驗箱，并使箱內二氧化碳濃度保持在20%±3%，相對濕度保持在70%±5%，溫度保持在(20±5) ℃。碳化至3、7、14、28d后取出試件，在WAW-3000型萬能試驗機上進行劈裂抗拉試驗，并取劈裂后的試件刷去斷面上的粉末，隨即噴上1%酚酞乙醇溶液，按原先標劃的每5 mm一個測量點分別測出兩側面各點的碳化深度（不變色的區域），并求出碳化至各階段的平均碳化深度（t）。

工況一：風沙沖蝕－碳化試驗（Erosion and Carbonation, E-C）

各選取4組C25、C35風積沙粉體混凝土試件，首先進行風沙沖蝕試驗，而后放入碳化試驗箱進行碳化，在分別碳化至3、7、14、28 d后取出，進行后續微觀試驗。

工況二：碳化－風沙沖蝕試驗（Carbonation and Erosion, C-E）

各選取4組C25、C35風積沙粉體混凝土試件，首先進行碳化試驗，在分別碳化至3、7、14、28 d后取出進行風沙沖蝕試驗，而后進行后續微觀試驗。

碳化試驗箱：采用NJTH-B型碳化試驗箱，總功率為1 500 W，控溫精度為(20±1) ℃，控濕精度為70%±5%，二氧化碳濃度為20%±1%。

場發射掃描電鏡分析：采用Sigma5000場發射掃描電子顯微鏡，分辨率為0.8 mm、@15 kV、16 nm，放大倍數為1 000 000×，加速電壓為0.02～30 kV，探針電流為4 pA～20 nA，低真空范圍為2～133 Pa。

核磁共振分析：采用MesoMR型NMR分析系統測定混凝土孔隙特征，測試過程中Ｈ質子共振頻率23.320 MHz，磁體強度0.55 T，磁體溫度為32 ℃

光譜半定量全分析：采用RIGAKU ZSX PriusⅡ型X射線熒光光譜儀，并使用流氣式氣體正比計數器（F-PC）作為測量輕元素時的探測器。

含氣量測定儀：采用LA-0316直讀式混凝土含氣量測定儀，在量程的6%內測試精度為0.1%，量程的6%～10%之間為0.2%

超景深三維顯微鏡：采用Leica Z16APOA，變焦16:1，變焦范圍0.57X～9.2X，標準光學放大倍數7.1X～115X（1X PLAN APO物鏡，10X目鏡，1.25X Y管），最大光學放大倍數920X（2X PLAN APO物鏡，40X目鏡，1.25X Y管），最大分辨能力702LP/MM。

2 結果與分析

2.1 風積沙粉體混凝土力學性能

風積沙粉體混凝土力學性能試驗結果如圖1所示，可知風積沙粉體混凝土抗壓強度均滿足標準要求，且風沙沖蝕－碳化（E-C）、碳化－風沙沖蝕（C-E）后劈裂抗拉強度較基準組有所提高。

普通混凝土在碳化－風沙沖蝕之后28d劈裂抗拉強度值提高16.5%，高出風沙沖蝕－碳化作用之后的劈裂抗拉強度值9.7%，而風積沙粉體混凝土卻與之相反，在風沙沖蝕－碳化之后劈裂抗拉強度提高7.6%，高出碳化－風沙沖蝕之后6.8%。這是由于普通混凝土和風積沙粉體混凝土的碳化機理不同導致的，在碳化時，普通混凝土主要是由于氫氧化鈣和水化硅酸鈣與二氧化碳反應生成碳酸鈣，降低孔隙率，提高強度，這與前人研究一致[24-26]；而風積沙粉體混凝土卻是氫氧化鈣、水化硅酸鈣、鈣礬石與二氧化碳反應的過程，且脫鈣之后的鈣礬石釋放出硫酸根離子，與碳化產物發生反應，生成硫酸鈣，進而阻止碳化的進一步進行，而風沙沖蝕作用卻可以將表層隔離區剝除，進而為后續碳化反應提供方便，降低孔隙率，提高強度，故風積沙粉體混凝土在風沙沖蝕－碳化耦合作用下的強度提高幅度高于碳化－風沙沖蝕耦合作用。

注：E-C：風沙沖蝕－碳化；C-E：碳化－風沙沖蝕。

2.2 風沙沖蝕、碳化試驗結果及分析

風沙沖蝕－碳化作用下風積沙粉體混凝土宏觀試驗結果如圖2a、2b、2c、2d所示，由圖2a、2b可知，在風沙沖蝕作用下，風積沙粉體混凝土質量損失略高于普通混凝土，且C25組高于C35組。風沙沖蝕后效果如圖2c所示，可發現90°沖蝕角作用時，沙粒對風積沙粉體混凝土的作用以撞擊作用為主，在其表面生成沖蝕坑洞，45°沖蝕角作用時，沙粒對風積沙粉體混凝土的作用以削切作用為主，在其表面形成沖蝕溝壑，且90°沖蝕角作用時質量損失高于45°時，90°沖蝕角作用時C25-15組質量損失高于C25-0組14%。同時，結合三維剝蝕圖2d可知，風積沙粉體混凝土在90°沖蝕角作用時產生的沖蝕坑洞深度將近兩倍于45°時，且表面沖蝕坑洞、溝壑深度高于普通混凝土，45°沖蝕角作用時可高出13.4%。風沙沖蝕作用后，90°沖蝕角作用時風積沙粉體混凝土碳化深度大于45°沖蝕角，且隨著碳化齡期的增加，風積沙粉體混凝土碳化深度逐漸減少，普通混凝土則先增加，后逐漸趨于穩定；3 d齡期時風積沙粉體混凝土碳化深度最高，C25-15組達到9.35 mm，單一碳化條件下碳化深度為2.56 mm，風沙吹蝕后使其碳化深度增加3倍以上，而后隨著碳化齡期的增加，風積沙粉體混凝土碳化深度逐漸減少，14 d齡期時C25-15組已低于C25-0組普通混凝土6%，28 d齡期時達到10.6%。

碳化－風沙沖蝕作用下風積沙粉體混凝土試驗結果如圖3a、3b、3c所示，由圖3a可知，碳化作用后風積沙粉體混凝土碳化深度高于普通混凝土，且隨著碳化齡期的增加，呈現先增加后降低的變化規律，28 d齡期時C25-15組碳化深度高出C25-0組38.9%，而后進行風沙沖蝕試驗結果如圖3b所示，隨著碳化齡期的增加，風積沙粉體混凝土質量損失先降低，后穩定，且高于普通混凝土，90°沖蝕角作用時高于45°，3d齡期時45°沖蝕角作用下C25-15組質量損失為8%，高出C25-0組166.7%，較單一風沙沖蝕條件下質量損失增加1.6倍，同時由三維剝蝕圖3c可知，隨著碳化齡期的增加，沖蝕坑洞、溝壑深度降低，碳化28d時沖蝕坑洞、溝壑深度低于碳化3d時1.5倍以上，質量損失減少，但是，與風沙沖蝕－碳化作用相比，碳化3d時質量損失較其高38.5%，碳化28d時質量損失較其高7.7%。

風沙沖蝕－碳化作用下，風積沙粉體混凝土首先受到風沙沖蝕作用，鑒于風積沙粉體混凝土的外表面覆蓋著大量的硬度相對較低的水膠混合物，風沙顆粒的連續沖擊導致表面產生沖蝕坑洞，隨著侵蝕時間的延長，沖蝕坑附近出現疲勞裂紋并沿橫向擴展，暴露內部包裹的集料。隨后，風沙顆粒開始沖蝕混凝土內部結構，但內部結構中含有比沙粒更硬的水泥石和集料，因此，由于相對硬度（顆粒對目標）的減少，沖蝕質量損失減小。同時，在90°沖蝕角作用時，風積沙粉體混凝土表面受力以正應力為主，45°沖蝕角作用時受平行于表面的切應力和垂直于表面的正應力的復合作用為主，正應力減小，故沖蝕坑洞深度小于90°沖蝕角作用時，又由于還受到平行于表面的切應力的作用，風積沙粉體混凝土在45°沖蝕角作用時產生沖蝕溝壑。由于90°沖蝕角作用時沖蝕坑洞深度將近兩倍于45°沖蝕角作用時，在進行后續的碳化作用時，二氧化碳會與新近裸露出的部分產生碳化反應，故90°沖蝕角作用時風積沙粉體混凝土碳化深度高于45°沖蝕角。但由于風積沙粉體混凝土特殊的理化性質，其水化產物含有較多的堿性可碳化物氫氧化鈣、鈣礬石及水化硅酸鈣等，而二氧化碳會和水泥基材料中的堿性可碳化物質發生反應，生成碳酸鈣，如式（2）所示，故初始時，風積沙粉體混凝土碳化深度遠高于普通混凝土。但是碳化反應使水泥基材料的pH值從12.5～13 降低到9以下[27-29]，而后與風積沙粉體混凝土中鈣礬石脫鈣后釋放的硫酸根離子結合，在碳化部位形成局部酸性環境，并與碳化產物碳酸鈣反應生成石膏和二氧化碳，如式（3）所示，故碳化深度隨著碳化齡期逐漸降低，28 d齡期時更是低于普通混凝土10.6%，這是通過“堿激發原理”制備的風積沙粉體混凝土與通過將風積沙替換河沙制備的風積沙混凝土碳化規律[30]差異較大的根本原因，風積沙混凝土碳化規律與普通混凝土相似，隨著內部堿性可碳化物的消耗殆盡，碳化深度則隨著碳化齡期的增加而呈現先增加，后逐漸趨于穩定的變化規律。

CO+Ca(OH)2═CaCO3↓+H2O （2）

CaCO3+H2SO4=CaSO4+CO2↑+H2O （3）

碳化－風沙沖蝕作用下，碳化使風積沙粉體混凝土表面生成碳酸鈣保護層，且由于風積沙粉體混凝土碳化深度高于普通混凝土，故生成更多的碳酸鈣，但是隨著齡期的增加，碳化深度卻由于風積沙粉體混凝土中的硫酸根離子在碳化后的局部酸性環境中與碳酸鈣發生化學反應而降低，隨著硫酸鈣附著在碳酸鈣表面和未碳化部分，碳化反應難以繼續進行，故碳化深度降低并趨于穩定，普通混凝土碳化深度則逐步升高直至穩定；而后進行風沙沖蝕試驗時，由于碳酸鈣保護層的存在，風沙粒子對風積沙粉體混凝土表面的沖擊和削切作用減弱，但是碳酸鈣保護層本身具有一定的膨脹特性[31]，其對于作用于風積沙粉體混凝土表面的正應力有一定的保護作用，而與平行與風積沙粉體混凝土表面的切應力幾乎垂直相交，故45°沖蝕角作用時C25-15組表面沖蝕坑洞、溝壑深度高于風沙沖蝕－碳化作用時47.7%，隨著碳化齡期的增加，碳化產物部分被轉化為石膏，抵抗風沙沖蝕的能力增強，沖蝕坑洞、溝壑深度降低，質量損失也逐漸降低并趨于穩定，但高于風沙沖蝕－碳化作用時質量損失。

2.3 核磁共振、場發射掃描電鏡、XRD試驗結果及分析

運用核磁共振技術對風沙沖蝕－碳化耦合作用前后風積沙粉體混凝土孔隙特征進行測試，結果如圖4及表3所示。鑒于核磁共振譜的分布與孔隙的大小和分布有關，其中峰的位置與孔隙大小有關，信號強度表示與該尺寸相關的孔隙數量，通常來說，2圖譜中1 ms對應水泥漿體中24 nm[32-33]，由圖4a～4d可知，風沙沖蝕－碳化耦合作用前后所有樣品的2圖譜分布在0.01～10 000 ms范圍之間，對應于微、中、大孔的3個峰，相對于普通混凝土，風積沙粉體混凝土2譜圖中代表微孔的信號強度及馳豫時間均高于普通混凝土，故風積沙粉體混凝土內部微孔數量多于普通混凝土，劣化顯著性低于普通混凝土。

鑒于束縛流體飽和度越高、孔隙度越小，混凝土耐久性能越好[34-37]，由表3可知，風積沙粉體混凝土束縛流體飽和度高于普通混凝土，C25-15組高出C25-0組28.4%，結合吳中偉等[35]對孔徑的分析可知，C25-15組風積沙粉體混凝土內部孔徑在20nm以下的無害孔比例為31.63%，高出C25-0組普通混凝土21.37個百分點，且200 nm以上多害孔少于普通混凝土13.93個百分點，這說明雖然風積沙粉體混凝土孔隙度略高于普通混凝土，但其內部多為無害的微孔，在經受風沙沖蝕－碳化耦合作用之后，風積沙粉體混凝土中孔徑在20 nm以下的無害孔的比例下降到31.23%，下降幅度遠低于普通混凝土，高出普通混凝土25.15%，孔徑較小的密實部分會加大后續風沙沖蝕、碳化的難度，同時，碳酸鈣、硫酸鈣等碳化產物的膨脹特性[38-39]使其內部形成了封閉的孔隙，造成的氣孔阻塞效應使碳化后的孔隙度降低，風積沙粉體混凝土孔隙度下降幅度為0.47%，普通混凝土為0.14%，將近3.5倍于普通混凝土，阻礙碳化反應的進一步進行，故在風沙沖蝕－碳化耦合作用下，隨著齡期的增加，風積沙粉體混凝土碳化深度低于普通混凝土。

f.風沙沖蝕－碳化作用后風積沙粉體混凝土XRD試驗結果（C25-15）

f. XRD test results of aeolian sand powder concrete aftera eolian sand erosion and carbonization （C25-15）

圖4 風積沙粉體混凝土微觀試驗結果

Fig.4 Micro test results of aeolian sand powder concrete

對風沙沖蝕－碳化作用后的C25-15組風積沙粉體混凝土由表及里在0～5、5～10、10～15 mm范圍內取樣進行場發射掃描電鏡、XRD分析結果如圖4e、4f所示，鑒于電鏡試驗的結果與掃描點的選取關系很大，國內外學者也曾經提過微觀分析在體量較大的情況下的數學統計才有意義，故作者在進行電鏡試驗時，每組樣品均進行5次以上重復試驗，且采用選取多個觀察點位、多個觀察倍數（500、3 000、5 000倍）的方法來消除試驗項目自身的誤差影響，最后，對試驗結果進行統計分析，只有當某一形態的物質多次重復且大范圍出現時作者才認定該物質的存在性及同一性。同時，參照諸培南[40]等對無機非金屬材料的顯微結構研究可知，C25-15組風積沙粉體混凝土在0～5 mm范圍內產生片葉狀碳化產物碳酸鈣[41-42]，5～10 mm范圍內出現纖維狀產物硫酸鈣[43-44]和碳酸鈣，10～15 mm范圍內發現光滑的氫氧化鈣和硫酸鈣、碳酸鈣，這表明碳化反應由表及里逐漸進行，在中間層5～10 mm范圍內碳化產物發生變化，生成硫酸鈣，10～15 mm范圍內出現碳化區域、非碳化區域及碳化產物發生變化的混合區。這是由于風積沙粉體混凝土的碳化機制是其水化產物中的氫氧化鈣、鈣礬石及水化硅酸鈣與二氧化碳發生脫鈣反應，生成碳酸鈣和二氧化硅凝膠，而后風積沙粉體混凝土中的硫酸鹽與碳化產物發生反應生成硫酸鈣，而硫酸鈣自身的微膨脹特性會增強風積沙粉體混凝土的密實度，提高抗滲性，進而阻止碳化反應的進一步發展。

表3 風積沙粉體混凝土核磁共振試驗結果

3 結 論

1）風沙沖蝕破壞風積沙粉體混凝土表面水泥石結構，暴露內部包裹的粗集料，可使碳化深度增加3倍以上；碳化作用時，普通混凝土碳化時是由于氫氧化鈣和水化硅酸鈣發生脫鈣反應，風積沙粉體混凝土則是由于氫氧化鈣、水化硅酸鈣和鈣礬石發生脫鈣反應，由于碳化產物自身的膨脹作用使混凝土變的疏松，使風沙沖蝕后質量損失增加1.6倍以上。

2）相對于單一工況，風沙沖蝕、碳化耦合作用劣化顯著性較高，且風沙沖蝕－碳化耦合作用對風積沙粉體混凝土的劣化顯著性低于碳化－風沙沖蝕作用，風沙沖蝕－碳化耦合作用時，在90°沖蝕角作用時產生的沖蝕坑洞深度將近兩倍于45°時，且風沙沖蝕后，碳化深度隨著齡期的增加而逐漸減少，14 d齡期時C25-15組風積沙粉體混凝土碳化深度已低于C25-0組普通混凝土6%，28 d齡期時達到10.6%。

3）風積沙粉體混凝土內部孔徑在20 nm以下的無害孔的比例多于普通混凝土21.37個百分點，200 nm以上多害孔少于普通混凝土13.93個百分點，其劣化顯著性低于普通混凝土；風沙沖蝕－碳化耦合作用后風積沙粉體混凝土孔隙度下降0.47%，普通混凝土為0.14%，20 nm以下的無害孔的比例高出普通混凝土25.15%，且沿碳化深度方向10～15 mm范圍內形成碳化區、碳化產物發生變化區（生成硫酸鈣）及非碳化區共同存在的混合區。

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Durability of aeolian sand powder concrete under mechanism of aeolian sand blowing erosion and carbonization

Li Genfeng, Shen Xiangdong※, Zou Yuxiao, Gao Bo

(,010018,)

Aeolian sand (different from mechanical sand), which is widely distributed in Inner Mongolia, China, is generated from wind erosion and very easy to obtained. In this paper, we studied aeolian sand powder as the cement substitute material and tested its durability under wind sand erosion. During wind sand event, concrete can be destroyed by the sand from the air, which is also called the sand erosion of deflation. Aeolian sand blowing erosion -carbonation and carbonation-aeolian sand blowing erosion were designed as two working conditions in this study. The aeolian sand blowing erosion tester, carbonization tester, universal testing machine, ultra-deep three-dimensional microscope, nuclear magnetic resonance technology, X-ray phase analysis, field emission scanning electron microscopy, etc. were selected in the laboratory to determine the deterioration mechanism and durability in aeolian sand blowing erosion of deflation and carbonization environment. The results showed that when aeolian sand erosion occurred, especially in the very beginning, the impact angle of 90° erosion angle dominated the impact, resulting in erosion pits which could be seen by human eyes. The effect of 45° erosion angle was mainly on the cutting action of erosion action, producing erosion gullies. And aeolian sand blowing erosion destroyed the cement stone structure on the surface of the concrete, exposing the coarse aggregates that were wrapped inside, increasing the carbonation depth by up to 3 times. The carbonization mechanism of ordinary concrete and aeolian sand powder concrete in carbonization was different, which was reported before. When ordinary concrete was carbonized, decalcification reaction occurred due to calcium hydroxide and calcium silicate hydration. Aeolian sand powder concrete was decalcified due to calcium hydroxide, calcium silicate hydrate, and ettringite. However, due to the swelling effect of the carbonized product itself, the concrete became loose, and the quality loss after aeolian sand erosion was increased by more than 1.6 times. The ratio of non-hazardous pores with an inner pore diameter below 20 nm in aeolian sand powder concrete was more than 21.37 percent point of that of ordinary concrete, and the harmful pores above 200 nm were less than 13.93 percent point of ordinary concrete, and the deterioration was less obvious than ordinary concrete, which could be the essential evidence that the durability the aeolian sand powder concrete was higher than that of ordinary concrete. Compared with a single working condition, the degradation under aeolian sand erosion and carbonation coupling was significantly higher, and the deterioration of aeolian sand blowing erosion -carbonization coupling was significantly lower than that of carbonization- aeolian sand blowing erosion. Along the direction of carbonization, in the range of 10-15 mm after the aeolian sand erosion and carbonation coupling effect, the carbonized zone, the non-carbonized zone, and the mixed zone where the carbonized product changes occurred (formation of calcium sulfate). With the results, researchers could attain several laws about the aeolian sand powder concrete, which could be the basic theory for the development. Our research also provides more choice and basis for the construction of water conservancy projects, and the social and economic benefits are remarkable.

concrete; durability; porosity; aeolian sand; aeolian sand blowing erosion; carbonization; erosion angle; decalcification

10.11975/j.issn.1002-6819.2018.17.021

TU528

A

1002-6819(2018)-17-0158-09

2018-03-14

2018-07-24

國家自然科學基金資助項目（51569021，51769025），內蒙古博士研究生科研創新基金（B20171012918）

李根峰，男，博士生，主要從事混凝土耐久性方面的研究。Email：1548874061@qq.com

申向東，教授，博士生導師，主要從事混凝土耐久性方面的研究。Email：ndsxd@163.com

李根峰，申向東，鄒欲曉，高波. 風沙沖蝕與碳化耦合作用下風積沙粉體混凝土耐久性能[J]. 農業工程學報，2018，34(17)：158－166. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2018.17.021 http://www.tcsae.org

Li Genfeng, Shen Xiangdong, Zou Yuxiao, Gao Bo. Durability of aeolian sand powder concrete under mechanism of aeolian sand blowing erosion and carbonization[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2018, 34(17): 158－166. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2018.17.021 http://www.tcsae.org