李根峰，申向东，邹欲晓，高　波



风沙冲蚀与碳化耦合作用下风积沙粉体混凝土耐久性能

李根峰，申向东※，邹欲晓，高波

（内蒙古农业大学水利与土木建筑工程学院，呼和浩特 010018）

该研究以风积沙粉体为水泥替代材料的风积沙粉体混凝土为研究对象，设计风沙冲蚀－碳化、碳化－风沙冲蚀2种工况，探讨其在风沙冲蚀、碳化环境下的劣化机理及耐久性能。结果表明，风沙冲蚀时，90º冲蚀角作用时以撞击作用为主，产生冲蚀坑洞，45°冲蚀角作用时以削切作用为主，产生冲蚀沟壑，且风沙冲蚀破坏混凝土表面水泥石结构，可使碳化深度增加3倍以上；碳化作用时，普通混凝土碳化时是由于氢氧化钙和水化硅酸钙发生脱钙反应，风积沙粉体混凝土则是由于氢氧化钙、水化硅酸钙和钙矾石发生脱钙反应，且由于碳化产物自身的膨胀作用使混凝土变的疏松，使风沙冲蚀后质量损失增加1.6倍以上；风积沙粉体混凝土内部孔径在20 nm以下的无害孔的比例多于普通混凝土21.37个百分点，200 nm以上多害孔少于普通混凝土13.93个百分点，其劣化显著性低于普通混凝土；相对于单一工况，风沙冲蚀、碳化耦合作用下劣化显著性更高，且风沙冲蚀－碳化耦合作用劣化显著性低于碳化－风沙冲蚀耦合作用，风沙冲蚀－碳化耦合作用后的10～15 mm范围内出现碳化区域、碳化产物发生变化（生成硫酸钙）及非碳化区域的混合区，且风沙冲蚀－碳化耦合作用后风积沙粉体混凝土孔隙度下降0.47%，20 nm以下的无害孔的比例高出普通混凝土25.15%。

混凝土；耐久性；孔隙度；风积沙；风沙冲蚀；碳化；冲蚀角；脱钙反应

0 引 言

风积沙又名沙漠沙，是被风吹、积淀的沙层[1]。国内外大量学者已对风积沙本身的理化性质、风沙运动轨迹、以及以风积沙为原材料制备砂浆、混凝土、路面垫层等进行研究，如Lu等[2]对风积沙的导热系数进行探讨，Daniel[3]对北美洲风积沙化学指标进行分析，Shi等[4]对中国西部风沙区的微生物响应机制进行探讨；Jerome等[5]用动态质量平衡法模拟风沙运动输沙量，梅凡民等[6]应用数字高速摄影图像技术研究风沙颗粒运动规律，逯博等[7]在SPH模型的基础上开展风沙运动轨迹的模拟；吴俊臣等[8-10]对风积沙混凝土的冻融、盐浸破坏等进行了深入的探讨和研究。同时，国内外学者也对冲蚀磨损理论进行了大量研究，1960年Finnie首次提出了微切削侵蚀理论下的冲蚀磨损理论，并分析了延性和脆性材料的材料去除机理，指出固体颗粒在流体流中侵蚀的表面材料量取决于流体流动的条件和材料去除的机理[11-12]；1966年Finnie和Sheldon建立了硬脆材料的冲蚀模型，指出当颗粒尺寸和速度在一定范围内时，脆性材料表现出一定的延性行为[13-14]。但是，在风沙吹蚀作用下研究以风积沙粉体[15]为水泥替代材料制备的风积沙粉体混凝土的劣化机理研究尚有不足。

《温室气体公报》指出，2017年全球二氧化碳平均浓度二氧化碳浓度是工业化前（1750年之前）的148%，这不仅会导致各种自然灾害，还会加剧混凝土建筑物“碳化”腐蚀的程度，进而产生碳化收缩、钢筋锈蚀等问题，缩短建筑物使用寿命。但现有的研究主要集中于数值模拟、疲劳损伤及碳化过程的研究，如Torres等[16]应用简化的数学模型研究混凝土的碳化过程，Jiang等[17]在疲劳损伤作用下对混凝土的碳化过程进行研究，Rao等[18]在冻融循环和碳化耦合作用下对混凝土的微观结构进行了深入探讨，但对于风沙冲蚀和碳化耦合作用下风积沙粉体混凝土的劣化机理研究尚有不足。

有鉴于此，本研究以中国内蒙古自治区广泛分布的风积沙为作为风沙源，以风积沙粉体为水泥替代材料的风积沙粉体混凝土为研究对象，而后在风沙冲蚀－碳化、碳化－风沙冲蚀2种工况下研究风沙冲蚀、碳化耦合作用下风积沙粉体混凝土的劣化机理，并探讨其耐久性能。

1 试 验

1.1 试验材料

试验用细集料取自呼和浩特市周边砂场，细度模数为2.91，粒径范围为0.075～4.75 mm；试验用粗集料为卵碎石，表观密度为2 669 kg/m3，堆积密度为1 650 kg/m3，粒径范围为4.75～20.0 mm；拌合用水为普通自来水；减水剂采用内蒙古荣升达新材料有限责任公司的聚羧酸类SC-40型高效减水剂，减水率达26%；引气剂为SJ-3型高效引气剂，同时测得风积沙粉体、内蒙古金桥电厂二级粉煤灰、冀东P·O42.5水泥、风积沙粉体－水泥胶凝体系理化性质指标见表1。

1.2 试验方法

依据《水工混凝土施工规范》（SL677-2014）、《普通混凝土配合比设计规程》（JGJ55-2011）、《ACI METHOD OF PROPORTI》中混凝土配合比设计的相关规定，按照风积沙粉体等质量替代水泥比例为15%，激发剂（硫酸钠）掺量为风积沙粉体质量的2.0%配制风积沙粉体混凝土，具体配合比及试验变量如表2所示。采用中国YH-90B型养护箱养护至规定龄期后，应用WHY-3000型压力机、WAW-3000型万能试验机进行风积沙粉体混凝土抗压强度和劈裂抗拉强度试验、利用美国FORNEYLA-0316直读式混凝土含气量测定仪测定其含气量, 并利用超景深三维显微镜技术观察冲蚀后形貌，同时取试块中心部位固化浆体，用乙醇终止水化后进行扫描电镜分析、XRD分析，另取50×50 mm风积沙粉体混凝土样品进行核磁共振分析。

表1 风积沙粉体混凝土原材料检验结果

表2 风积沙粉体混凝土配合比

注：C25-0 、C25-15分别表示强度等级为C25，风积沙粉体掺量为0%、15%的风积沙粉体混凝土，C35-0 、C35-15分别表示强度等级为C35，风积沙粉体掺量为0%、15%的风积沙粉体混凝土。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.

本研究采用申向东教授团队研发的风沙冲蚀仪[19]和混凝土碳化试验箱进行宏观试验，具体如下：

1）风沙冲蚀试验：选用中国内蒙古自治区库布齐沙漠的细度模数为0.72的风积沙，筛除杂质后作为风沙源，综合考虑中国境内沙尘暴发生频率、强度、沙尘物质组成等因素，并结合现有研究基础[20-23]，确定本试验风蚀参数为：风速：31 m/s，携沙量：60 g/min，冲蚀角：90°、45°，冲蚀时间：12 min，对风积沙粉体混凝土进行风沙冲蚀试验，冲蚀后的质量损失：

式中o为风沙冲蚀前试件质量，kg；m为风沙冲蚀后试件质量，kg。

2）碳化试验：依据《水工混凝土试验规程》（SL352-2006）中混凝土碳化试验的相关规定，选用100 mm×100 mm×100 mm立方体试件，于28 d龄期前两天从标准养护室取出，然后在(60±2) ℃温度下烘48 h。而后取出放入碳化试验箱，并使箱内二氧化碳浓度保持在20%±3%，相对湿度保持在70%±5%，温度保持在(20±5) ℃。碳化至3、7、14、28d后取出试件，在WAW-3000型万能试验机上进行劈裂抗拉试验，并取劈裂后的试件刷去断面上的粉末，随即喷上1%酚酞乙醇溶液，按原先标划的每5 mm一个测量点分别测出两侧面各点的碳化深度（不变色的区域），并求出碳化至各阶段的平均碳化深度（t）。

工况一：风沙冲蚀－碳化试验（Erosion and Carbonation, E-C）

各选取4组C25、C35风积沙粉体混凝土试件，首先进行风沙冲蚀试验，而后放入碳化试验箱进行碳化，在分别碳化至3、7、14、28 d后取出，进行后续微观试验。

工况二：碳化－风沙冲蚀试验（Carbonation and Erosion, C-E）

各选取4组C25、C35风积沙粉体混凝土试件，首先进行碳化试验，在分别碳化至3、7、14、28 d后取出进行风沙冲蚀试验，而后进行后续微观试验。

碳化试验箱：采用NJTH-B型碳化试验箱，总功率为1 500 W，控温精度为(20±1) ℃，控湿精度为70%±5%，二氧化碳浓度为20%±1%。

场发射扫描电镜分析：采用Sigma5000场发射扫描电子显微镜，分辨率为0.8 mm、@15 kV、16 nm，放大倍数为1 000 000×，加速电压为0.02～30 kV，探针电流为4 pA～20 nA，低真空范围为2～133 Pa。

核磁共振分析：采用MesoMR型NMR分析系统测定混凝土孔隙特征，测试过程中Ｈ质子共振频率23.320 MHz，磁体强度0.55 T，磁体温度为32 ℃

光谱半定量全分析：采用RIGAKU ZSX PriusⅡ型X射线荧光光谱仪，并使用流气式气体正比计数器（F-PC）作为测量轻元素时的探测器。

含气量测定仪：采用LA-0316直读式混凝土含气量测定仪，在量程的6%内测试精度为0.1%，量程的6%～10%之间为0.2%

超景深三维显微镜：采用Leica Z16APOA，变焦16:1，变焦范围0.57X～9.2X，标准光学放大倍数7.1X～115X（1X PLAN APO物镜，10X目镜，1.25X Y管），最大光学放大倍数920X（2X PLAN APO物镜，40X目镜，1.25X Y管），最大分辨能力702LP/MM。

2 结果与分析

2.1 风积沙粉体混凝土力学性能

风积沙粉体混凝土力学性能试验结果如图1所示，可知风积沙粉体混凝土抗压强度均满足标准要求，且风沙冲蚀－碳化（E-C）、碳化－风沙冲蚀（C-E）后劈裂抗拉强度较基准组有所提高。

普通混凝土在碳化－风沙冲蚀之后28d劈裂抗拉强度值提高16.5%，高出风沙冲蚀－碳化作用之后的劈裂抗拉强度值9.7%，而风积沙粉体混凝土却与之相反，在风沙冲蚀－碳化之后劈裂抗拉强度提高7.6%，高出碳化－风沙冲蚀之后6.8%。这是由于普通混凝土和风积沙粉体混凝土的碳化机理不同导致的，在碳化时，普通混凝土主要是由于氢氧化钙和水化硅酸钙与二氧化碳反应生成碳酸钙，降低孔隙率，提高强度，这与前人研究一致[24-26]；而风积沙粉体混凝土却是氢氧化钙、水化硅酸钙、钙矾石与二氧化碳反应的过程，且脱钙之后的钙矾石释放出硫酸根离子，与碳化产物发生反应，生成硫酸钙，进而阻止碳化的进一步进行，而风沙冲蚀作用却可以将表层隔离区剥除，进而为后续碳化反应提供方便，降低孔隙率，提高强度，故风积沙粉体混凝土在风沙冲蚀－碳化耦合作用下的强度提高幅度高于碳化－风沙冲蚀耦合作用。

注：E-C：风沙冲蚀－碳化；C-E：碳化－风沙冲蚀。

2.2 风沙冲蚀、碳化试验结果及分析

风沙冲蚀－碳化作用下风积沙粉体混凝土宏观试验结果如图2a、2b、2c、2d所示，由图2a、2b可知，在风沙冲蚀作用下，风积沙粉体混凝土质量损失略高于普通混凝土，且C25组高于C35组。风沙冲蚀后效果如图2c所示，可发现90°冲蚀角作用时，沙粒对风积沙粉体混凝土的作用以撞击作用为主，在其表面生成冲蚀坑洞，45°冲蚀角作用时，沙粒对风积沙粉体混凝土的作用以削切作用为主，在其表面形成冲蚀沟壑，且90°冲蚀角作用时质量损失高于45°时，90°冲蚀角作用时C25-15组质量损失高于C25-0组14%。同时，结合三维剥蚀图2d可知，风积沙粉体混凝土在90°冲蚀角作用时产生的冲蚀坑洞深度将近两倍于45°时，且表面冲蚀坑洞、沟壑深度高于普通混凝土，45°冲蚀角作用时可高出13.4%。风沙冲蚀作用后，90°冲蚀角作用时风积沙粉体混凝土碳化深度大于45°冲蚀角，且随着碳化龄期的增加，风积沙粉体混凝土碳化深度逐渐减少，普通混凝土则先增加，后逐渐趋于稳定；3 d龄期时风积沙粉体混凝土碳化深度最高，C25-15组达到9.35 mm，单一碳化条件下碳化深度为2.56 mm，风沙吹蚀后使其碳化深度增加3倍以上，而后随着碳化龄期的增加，风积沙粉体混凝土碳化深度逐渐减少，14 d龄期时C25-15组已低于C25-0组普通混凝土6%，28 d龄期时达到10.6%。

碳化－风沙冲蚀作用下风积沙粉体混凝土试验结果如图3a、3b、3c所示，由图3a可知，碳化作用后风积沙粉体混凝土碳化深度高于普通混凝土，且随着碳化龄期的增加，呈现先增加后降低的变化规律，28 d龄期时C25-15组碳化深度高出C25-0组38.9%，而后进行风沙冲蚀试验结果如图3b所示，随着碳化龄期的增加，风积沙粉体混凝土质量损失先降低，后稳定，且高于普通混凝土，90°冲蚀角作用时高于45°，3d龄期时45°冲蚀角作用下C25-15组质量损失为8%，高出C25-0组166.7%，较单一风沙冲蚀条件下质量损失增加1.6倍，同时由三维剥蚀图3c可知，随着碳化龄期的增加，冲蚀坑洞、沟壑深度降低，碳化28d时冲蚀坑洞、沟壑深度低于碳化3d时1.5倍以上，质量损失减少，但是，与风沙冲蚀－碳化作用相比，碳化3d时质量损失较其高38.5%，碳化28d时质量损失较其高7.7%。

风沙冲蚀－碳化作用下，风积沙粉体混凝土首先受到风沙冲蚀作用，鉴于风积沙粉体混凝土的外表面覆盖着大量的硬度相对较低的水胶混合物，风沙颗粒的连续冲击导致表面产生冲蚀坑洞，随着侵蚀时间的延长，冲蚀坑附近出现疲劳裂纹并沿横向扩展，暴露内部包裹的集料。随后，风沙颗粒开始冲蚀混凝土内部结构，但内部结构中含有比沙粒更硬的水泥石和集料，因此，由于相对硬度（颗粒对目标）的减少，冲蚀质量损失减小。同时，在90°冲蚀角作用时，风积沙粉体混凝土表面受力以正应力为主，45°冲蚀角作用时受平行于表面的切应力和垂直于表面的正应力的复合作用为主，正应力减小，故冲蚀坑洞深度小于90°冲蚀角作用时，又由于还受到平行于表面的切应力的作用，风积沙粉体混凝土在45°冲蚀角作用时产生冲蚀沟壑。由于90°冲蚀角作用时冲蚀坑洞深度将近两倍于45°冲蚀角作用时，在进行后续的碳化作用时，二氧化碳会与新近裸露出的部分产生碳化反应，故90°冲蚀角作用时风积沙粉体混凝土碳化深度高于45°冲蚀角。但由于风积沙粉体混凝土特殊的理化性质，其水化产物含有较多的碱性可碳化物氢氧化钙、钙矾石及水化硅酸钙等，而二氧化碳会和水泥基材料中的碱性可碳化物质发生反应，生成碳酸钙，如式（2）所示，故初始时，风积沙粉体混凝土碳化深度远高于普通混凝土。但是碳化反应使水泥基材料的pH值从12.5～13 降低到9以下[27-29]，而后与风积沙粉体混凝土中钙矾石脱钙后释放的硫酸根离子结合，在碳化部位形成局部酸性环境，并与碳化产物碳酸钙反应生成石膏和二氧化碳，如式（3）所示，故碳化深度随着碳化龄期逐渐降低，28 d龄期时更是低于普通混凝土10.6%，这是通过“碱激发原理”制备的风积沙粉体混凝土与通过将风积沙替换河沙制备的风积沙混凝土碳化规律[30]差异较大的根本原因，风积沙混凝土碳化规律与普通混凝土相似，随着内部碱性可碳化物的消耗殆尽，碳化深度则随着碳化龄期的增加而呈现先增加，后逐渐趋于稳定的变化规律。

CO+Ca(OH)2═CaCO3↓+H2O （2）

CaCO3+H2SO4=CaSO4+CO2↑+H2O （3）

碳化－风沙冲蚀作用下，碳化使风积沙粉体混凝土表面生成碳酸钙保护层，且由于风积沙粉体混凝土碳化深度高于普通混凝土，故生成更多的碳酸钙，但是随着龄期的增加，碳化深度却由于风积沙粉体混凝土中的硫酸根离子在碳化后的局部酸性环境中与碳酸钙发生化学反应而降低，随着硫酸钙附着在碳酸钙表面和未碳化部分，碳化反应难以继续进行，故碳化深度降低并趋于稳定，普通混凝土碳化深度则逐步升高直至稳定；而后进行风沙冲蚀试验时，由于碳酸钙保护层的存在，风沙粒子对风积沙粉体混凝土表面的冲击和削切作用减弱，但是碳酸钙保护层本身具有一定的膨胀特性[31]，其对于作用于风积沙粉体混凝土表面的正应力有一定的保护作用，而与平行与风积沙粉体混凝土表面的切应力几乎垂直相交，故45°冲蚀角作用时C25-15组表面冲蚀坑洞、沟壑深度高于风沙冲蚀－碳化作用时47.7%，随着碳化龄期的增加，碳化产物部分被转化为石膏，抵抗风沙冲蚀的能力增强，冲蚀坑洞、沟壑深度降低，质量损失也逐渐降低并趋于稳定，但高于风沙冲蚀－碳化作用时质量损失。

2.3 核磁共振、场发射扫描电镜、XRD试验结果及分析

运用核磁共振技术对风沙冲蚀－碳化耦合作用前后风积沙粉体混凝土孔隙特征进行测试，结果如图4及表3所示。鉴于核磁共振谱的分布与孔隙的大小和分布有关，其中峰的位置与孔隙大小有关，信号强度表示与该尺寸相关的孔隙数量，通常来说，2图谱中1 ms对应水泥浆体中24 nm[32-33]，由图4a～4d可知，风沙冲蚀－碳化耦合作用前后所有样品的2图谱分布在0.01～10 000 ms范围之间，对应于微、中、大孔的3个峰，相对于普通混凝土，风积沙粉体混凝土2谱图中代表微孔的信号强度及驰豫时间均高于普通混凝土，故风积沙粉体混凝土内部微孔数量多于普通混凝土，劣化显著性低于普通混凝土。

鉴于束缚流体饱和度越高、孔隙度越小，混凝土耐久性能越好[34-37]，由表3可知，风积沙粉体混凝土束缚流体饱和度高于普通混凝土，C25-15组高出C25-0组28.4%，结合吴中伟等[35]对孔径的分析可知，C25-15组风积沙粉体混凝土内部孔径在20nm以下的无害孔比例为31.63%，高出C25-0组普通混凝土21.37个百分点，且200 nm以上多害孔少于普通混凝土13.93个百分点，这说明虽然风积沙粉体混凝土孔隙度略高于普通混凝土，但其内部多为无害的微孔，在经受风沙冲蚀－碳化耦合作用之后，风积沙粉体混凝土中孔径在20 nm以下的无害孔的比例下降到31.23%，下降幅度远低于普通混凝土，高出普通混凝土25.15%，孔径较小的密实部分会加大后续风沙冲蚀、碳化的难度，同时，碳酸钙、硫酸钙等碳化产物的膨胀特性[38-39]使其内部形成了封闭的孔隙，造成的气孔阻塞效应使碳化后的孔隙度降低，风积沙粉体混凝土孔隙度下降幅度为0.47%，普通混凝土为0.14%，将近3.5倍于普通混凝土，阻碍碳化反应的进一步进行，故在风沙冲蚀－碳化耦合作用下，随着龄期的增加，风积沙粉体混凝土碳化深度低于普通混凝土。

f.风沙冲蚀－碳化作用后风积沙粉体混凝土XRD试验结果（C25-15）

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

图4 风积沙粉体混凝土微观试验结果

Fig.4 Micro test results of aeolian sand powder concrete

对风沙冲蚀－碳化作用后的C25-15组风积沙粉体混凝土由表及里在0～5、5～10、10～15 mm范围内取样进行场发射扫描电镜、XRD分析结果如图4e、4f所示，鉴于电镜试验的结果与扫描点的选取关系很大，国内外学者也曾经提过微观分析在体量较大的情况下的数学统计才有意义，故作者在进行电镜试验时，每组样品均进行5次以上重复试验，且采用选取多个观察点位、多个观察倍数（500、3 000、5 000倍）的方法来消除试验项目自身的误差影响，最后，对试验结果进行统计分析，只有当某一形态的物质多次重复且大范围出现时作者才认定该物质的存在性及同一性。同时，参照诸培南[40]等对无机非金属材料的显微结构研究可知，C25-15组风积沙粉体混凝土在0～5 mm范围内产生片叶状碳化产物碳酸钙[41-42]，5～10 mm范围内出现纤维状产物硫酸钙[43-44]和碳酸钙，10～15 mm范围内发现光滑的氢氧化钙和硫酸钙、碳酸钙，这表明碳化反应由表及里逐渐进行，在中间层5～10 mm范围内碳化产物发生变化，生成硫酸钙，10～15 mm范围内出现碳化区域、非碳化区域及碳化产物发生变化的混合区。这是由于风积沙粉体混凝土的碳化机制是其水化产物中的氢氧化钙、钙矾石及水化硅酸钙与二氧化碳发生脱钙反应，生成碳酸钙和二氧化硅凝胶，而后风积沙粉体混凝土中的硫酸盐与碳化产物发生反应生成硫酸钙，而硫酸钙自身的微膨胀特性会增强风积沙粉体混凝土的密实度，提高抗渗性，进而阻止碳化反应的进一步发展。

表3 风积沙粉体混凝土核磁共振试验结果

3 结 论

1）风沙冲蚀破坏风积沙粉体混凝土表面水泥石结构，暴露内部包裹的粗集料，可使碳化深度增加3倍以上；碳化作用时，普通混凝土碳化时是由于氢氧化钙和水化硅酸钙发生脱钙反应，风积沙粉体混凝土则是由于氢氧化钙、水化硅酸钙和钙矾石发生脱钙反应，由于碳化产物自身的膨胀作用使混凝土变的疏松，使风沙冲蚀后质量损失增加1.6倍以上。

2）相对于单一工况，风沙冲蚀、碳化耦合作用劣化显著性较高，且风沙冲蚀－碳化耦合作用对风积沙粉体混凝土的劣化显著性低于碳化－风沙冲蚀作用，风沙冲蚀－碳化耦合作用时，在90°冲蚀角作用时产生的冲蚀坑洞深度将近两倍于45°时，且风沙冲蚀后，碳化深度随着龄期的增加而逐渐减少，14 d龄期时C25-15组风积沙粉体混凝土碳化深度已低于C25-0组普通混凝土6%，28 d龄期时达到10.6%。

3）风积沙粉体混凝土内部孔径在20 nm以下的无害孔的比例多于普通混凝土21.37个百分点，200 nm以上多害孔少于普通混凝土13.93个百分点，其劣化显著性低于普通混凝土；风沙冲蚀－碳化耦合作用后风积沙粉体混凝土孔隙度下降0.47%，普通混凝土为0.14%，20 nm以下的无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范围内形成碳化区、碳化产物发生变化区（生成硫酸钙）及非碳化区共同存在的混合区。

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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

国家自然科学基金资助项目（51569021，51769025），内蒙古博士研究生科研创新基金（B20171012918）

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

申向东，教授，博士生导师，主要从事混凝土耐久性方面的研究。Email：ndsxd@163.com

李根峰，申向东，邹欲晓，高波. 风沙冲蚀与碳化耦合作用下风积沙粉体混凝土耐久性能[J]. 农业工程学报，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