湯潤超，陳善群，廖 斌，張龍珠

(安徽工程大學建筑工程學院，安徽蕪湖 241000)

1 前 言

強風及在強風中夾雜的沙礫所引發(fā)的風蝕磨損破壞，會在混凝土結構長期服役過程中逐步剝離表層材料，導致縫隙裂紋加深，蜂窩麻面加重，甚至會誘發(fā)露筋等質量缺陷，是工程實踐中無法避免的維護問題[1]。實際施工中，通常采取改良配合比或者加刷強化涂層等方法[2-5]提升壁面整體的抗磨損性能以緩解風蝕問題。然而通過對比多種混凝土材料的抗風蝕磨損性能，發(fā)現(xiàn)僅考慮混凝土材料的抗壓強度并不足以準確評估其抗風蝕磨損性能，對于水泥基材料而言，其基體與骨料之間界面作用亦會對抗風蝕磨損性能造成影響[6-7]。

考慮到混凝土材料較為貼近脆性材料的風蝕特性[8]，通過調整壁面的輪廓可降低近壁面流場的流速，并改變沙礫破壞壁面的機理[9-10]，從而在一定程度上影響壁面的風蝕速率并控制風蝕坑的分布情況[11-12]。通過對比圓弧形單凹槽壁面與光滑壁面的抗風蝕磨損性能發(fā)現(xiàn)[13]，隨著沖蝕角度的增大，圓弧形凹槽壁面的抗風蝕性能顯著提升。然而相比于圓弧形截面，具有矩形或梯形溝槽形態(tài)的混凝土截面各邊具有相同的斜率，使得沙礫入射凹槽壁面形成的角度變化幅度較小，如圖1所示?？煽紤]通過調整槽壁的傾斜角度，控制沙礫首次撞擊壁面的入射角度，從而影響壁面的抗風蝕磨損性能。當代建筑中通常使用易形成輪廓規(guī)則的溝槽的設計方案，諸如飄窗，排水槽及外陽臺等。因此，采用溝槽作為布設形態(tài)，不但可提升壁面風蝕集聚的可控性，還具有更廣闊的發(fā)展前景。同時，近年來關于溝槽對結構力學性能的研究表明[14-17]，適當位置開設溝槽并不會對結構受力造成不良影響。

圖1 圓弧形凹槽壁面(a)與溝槽壁面(b)的沙礫入射角度圖Fig.1 Angle diagram of gravel impact on curved(a)and inclined(b)grooved wall

因此，本研究在不改變材料性能的條件下，采用梯形溝槽作為布設形式并通過采用不同的傾斜角度和溝槽深度來調整槽體樣貌，探尋風蝕分布發(fā)生集聚現(xiàn)象的規(guī)律，總結提升抗風蝕磨損性能的技術要點，以期實現(xiàn)風蝕分布的精準預測，并在一定程度上優(yōu)化壁面整體抗風蝕磨損性能。

2 模型與驗證

2.1 計算域的選取

模擬沖蝕時，光滑壁面與溝槽壁面放置于同一流場中可減弱系統(tǒng)誤差的影響并節(jié)省計算資源。同時，在壁面前方、后方及兩壁面之間均預留有充足的空間，用于滿足氣流充分發(fā)展和出口阻塞率的需求以減弱兩壁面之間流場的干擾作用?？紤]到沙礫對混凝土壁面的破壞機理與沖蝕角度密切相關，應模擬兩壁面在不同沖蝕角度下的風蝕磨損效果，從而探討不同破壞機理下兩壁面的風蝕差異。同時，基于混凝土的風蝕特性，采取調整溝槽的傾斜角度的方式，改變沙礫入射壁面的角度。綜合以上考慮，選取的計算域如圖2所示。圖中，光滑壁面和溝槽壁面均按照同一傾斜率對稱放置，沖蝕角度為氣流和光滑壁面及溝槽壁面的夾角，取值范圍為30～90°，間隔為15°。光滑壁面和溝槽壁面尺寸均為100 mm×100 mm，其中在溝槽壁面中部設有縱深為3 mm 的溝槽，溝槽底部寬度為6 mm，溝槽槽壁的傾斜角度取值范圍為30～90°，間隔為30°。光滑壁面和溝槽壁面的間隔距離為600 mm，前端到風沙入口的距離為200 mm，后端到風沙出口的距離為1000 mm。

2.2 計算方法和設置條件

考慮到近壁面流場的復雜性，采用能較好地實現(xiàn)氣流流向和流速模擬的RNG k-ε 湍流模型，并使用DPM離散相模型實現(xiàn)沙礫運動的軌跡追蹤和沖蝕破壞的量化估算。為保證模型計算結果具有較高精度，選用基于SIMPLEC算法的二階迎風格式作為空間離散格式。連續(xù)介質材料為理想空氣，密度為1.225 kg/m3，動力粘度為1.7894×10-5kg/(m·s)。由于風蝕破壞具有臨界速度，若低于臨界速度沙礫僅會在壁面上發(fā)生彈性碰撞，因此為取得比較顯著的破壞效果，風沙速度分別為19、23 和26 m/s。

圖2 計算域(a)及溝槽區(qū)域(b)示意圖Fig.2 Schematic diagram of computational domain(a)and groove area(b)

模擬混凝土參照沖蝕實驗[11]所用的混凝土試件，原材料型號為P.O42.5 水泥，細度模數(shù)為2.83 的中砂，粒徑為5～31.5 mm 的碎石及自來水?；炷猎嚰颂枮镃30，尺寸為100 mm×100 mm×100 mm，試件成型后24 h 脫模，并置于標準養(yǎng)護室((20±2)℃，95%以上相對濕度)內養(yǎng)護28 d。設定混凝土試件的壁面密度為2400 kg/m3，沖蝕壁面的沙礫流量質量為63 g/min，直徑為0.25 mm，密度為2650 kg/m3，沖蝕時間3 min[11]。同時，考慮到壁面平整度在實際施工中受到的影響，壁面粗糙度取值2 mm，壁面反彈恢復系數(shù)為0.6[18]。本研究使用穩(wěn)態(tài)粒子進行模擬，并計算混凝土壁面的沖蝕速率，其計算過程如式(1)所示：

式中，Rerosion為壁面沖蝕速率；Nporticle為沙礫項；mp為沙礫的流量質量；C(dp)為顆粒的粒徑函數(shù)；f(a)為沖擊角函數(shù)；b(v)為顆粒的相對速度函數(shù)；Aface為壁面的面積；V 為顆粒的相對速度。

2.3 模型可靠性驗證

參考沖蝕實驗[11]所用的100mm×100mm×100 mm的C30混凝土試件，選用相同尺寸參數(shù)的光滑壁面作為驗證對象。通過比較不同工況(風速和風向)條件下，壁面沖蝕損失質量的數(shù)值模擬結果和沖蝕實驗結果并按式(2)非線性擬合兩者的發(fā)展趨勢，檢驗模型計算結果的可靠性，對照結果如圖3所示。

式中，ER為壁面沖蝕質量損失，v 為沖蝕速度，K 和n為相關系數(shù)。

圖3 在(a)19 m/s、(b)23 m/s和(c)26 m/s風速條件下沖蝕實驗和數(shù)值模擬結果Fig.3 Experimental and numerical results of erosion at wind speeds of(a)19 m/s，(b)23 m/s and(c)26 m/s

從圖可見，在不同的風向(即沖蝕角度)條件下，數(shù)值模擬結果和沖蝕實驗結果均較為接近，這表明模型計算結果具有較高的準確度；不同風速條件下，數(shù)值模擬結果均呈現(xiàn)出隨沖蝕角度的提升而顯著增大的發(fā)展趨勢，符合脆性材料的風蝕特性，且擬合曲線與沖蝕實驗結果較為吻合，說明所用模型具備較好的適用性。各曲線的擬合指數(shù)R2均在0.9 以上，最大值為0.98342，說明擬合優(yōu)度能夠滿足要求，如表1 所示。綜上所述，該沖蝕模型可較真實的展現(xiàn)混凝土壁面的風蝕特性，其計算結果具備較佳的可靠性。

3 計算結果與討論

3.1 風蝕速率評估

表2是在不同工況(風速和風向)條件下，溝槽槽壁傾斜角度為90°時，光滑壁面與溝槽壁面風蝕速率的計算結果。從表可知，光滑壁面與溝槽壁面的風蝕速率均隨沖蝕角度增大而顯著提升，當沖蝕角度為30°時，溝槽壁面對比光滑壁面的總體優(yōu)化率為負值，而當沖蝕角度分別為45°、60°、75°和90°時，溝槽壁面對比光滑壁面的總體優(yōu)化率轉變?yōu)檎?，這表明在沖蝕角度較低時，溝槽壁面的抗風蝕磨損性能劣于光滑壁面，這與傳統(tǒng)平磨法的實驗結果[19]相吻合；而當沖蝕角度較高時，溝槽壁面的抗風蝕磨損性能優(yōu)于光滑壁面，總體優(yōu)化率可由最低值-8.070%、-13.907%和-7.993%分別提升至最高值6.004%、6.025% 和5.999%，最大提升幅度為19.932%。此外，相較于文獻[13]中得出圓弧凹槽形態(tài)的適用沖蝕角度為60°以上的結論，本研究中槽壁傾斜角度為90°的溝槽壁面可將沖蝕角度要求放寬至45°，這將使工況應用更為廣泛。

表1 不同風速條件下沖蝕實驗和數(shù)值結果的擬合指數(shù)Table 1 Fitting coefficients of experimental and numerical results under different wind speeds

表2 不同工況條件下風蝕速率的計算結果Table 2 Results of wind erosion rate in different cases

進一步比較溝槽區(qū)域各部分的風蝕速率可知，溝槽底部的沖蝕角度雖與光滑壁面一致，但該區(qū)域的優(yōu)化率卻更為可觀，最高可達到55.773%。分析該現(xiàn)象出現(xiàn)的主要原因，筆者認為，沖蝕角度未達到90°時，由于溝槽輪廓的遮蔽掩護，溝槽底部的部分區(qū)域并未直接暴露于沙礫的沖蝕作用下，導致沖蝕破壞相對輕微。且鑒于槽體對氣流的減速效果，被氣流裹挾的沙礫對壁面的撞擊效果能在一定程度上受到削弱，從而緩解風蝕問題。兩側槽壁的風蝕優(yōu)化率均隨沖蝕角度增大而提升，其中背風槽壁受益于輪廓對沙礫的阻隔作用，沙礫無法直接射擊，僅能通過二次碰撞造成破壞，甚至會偏離該區(qū)域，如圖4所示。因而，風蝕程度較輕，甚至沒有出現(xiàn)明顯的風蝕破壞；迎風槽壁在低沖蝕角度條件下，風蝕較光滑壁面明顯加重，其原因是此時的沙礫撞擊迎風槽壁的角度顯著高于光滑壁面，速度以垂直方向為主，破壞機理偏向于沖擊作用，因而造成的風蝕程度劇烈。同時，相對于溝槽的其余區(qū)域，迎風槽壁的沙礫入射角較大，壁面的風蝕主要積聚于該區(qū)域，如圖5所示。隨著沖蝕角度提升，迎風槽壁的沙礫入射角持續(xù)下降，風蝕程度相應減弱，風蝕分布的集聚性降低，如圖6所示。

綜上所述，溝槽形態(tài)布置不會改變混凝土壁面貼近脆性材料這一風蝕特性，但在低沖蝕角度條件下，溝槽壁面的總體抗風蝕磨損性能劣于光滑壁面，風蝕分布具有較為突出的集聚性，且較多發(fā)生于沙礫入射角較大的迎風槽壁，溝槽區(qū)域的其余部分風蝕程度明顯改觀；在高沖蝕角度條件下，溝槽壁面的風蝕集聚性有所減弱，但總體抗風蝕磨損性能得到提升并優(yōu)于光滑壁面。

圖4 沙礫運功軌跡示意圖Fig.4 Diagram of gravel trajectory

圖5 低沖蝕角度條件下溝槽壁面風蝕分布圖Fig.5 Diagram of wind erosion distribution in groove wall under a low erosion angle

圖6 高沖蝕角度條件下溝槽壁面風蝕分布圖Fig.6 Diagram of wind erosion distribution in groove wall under a high erosion angle

3.2 槽壁傾斜角度對沖蝕速率的影響

混凝土的風蝕問題來源于氣流與沙礫對壁面的耦合作用，氣流運輸沙礫并為沙礫提供運動的能量和方向，而沙礫撞擊壁面造成損傷以便于氣流深入侵蝕。鑒于混凝土壁面的風蝕程度與沙礫入射角度成正比關系的特性，通過調整槽壁的傾斜角度，研究不同傾斜角度下壁面的抗風蝕磨損性能。在19 m/s風速條件下，槽壁的傾斜角度分別為30°，60°及90°時，光滑壁面和溝槽壁面在各沖蝕角度下的風蝕速率信息，結果如表3所示。從表可知，傾斜角度是控制溝槽風蝕速率的關鍵技術指標，具體體現(xiàn)為：從總體優(yōu)化率看，當沖蝕角度為30°時，三種溝槽壁面的總體優(yōu)化率均為負值，而沖蝕角度為45°時，傾斜角度為90°的溝槽壁面的總體優(yōu)化率率先轉變?yōu)檎担f明此時溝槽壁面的抗風蝕磨損性能已經優(yōu)于光滑壁面，隨著沖蝕角度繼續(xù)提高，其余兩種溝槽壁面的抗風蝕磨損性能陸續(xù)優(yōu)于光滑壁面。因此，傾斜角度越高，溝槽壁面的適用沖蝕角度范圍越廣。從溝槽各區(qū)域的優(yōu)化率看，溝槽底部的優(yōu)化率受槽壁的傾斜角度影響較大，當傾斜角度為30°時，溝槽底部優(yōu)化率變化幅度相對較低，而當傾斜角度分別為60°和90°時，溝槽底部的優(yōu)化率變化幅度較大且隨著沖蝕角度提升，優(yōu)化率呈下降趨勢；背風槽壁的優(yōu)化率均為正值且總體數(shù)值較高，但三種壁面優(yōu)化率的發(fā)展趨勢存在一定差異。隨沖蝕角度的提升，傾斜角度為30°的槽壁優(yōu)化率持續(xù)走低，傾斜角度為60°的槽壁優(yōu)化率呈先降低后抬升的趨勢，而傾斜角度為90°的槽壁優(yōu)化率表現(xiàn)為上升態(tài)勢，甚至未受到風蝕破壞；迎風槽壁的優(yōu)化率在低沖蝕角度條件下，均為負值，且數(shù)值較大，這也是此時溝槽壁面總體質量損失較多的原因。伴隨沖蝕角度的抬升，優(yōu)化率數(shù)值驟升為正值，但三種壁面轉變的速度有所不同，其速率為90°＞60°＞30°，與總體優(yōu)化率轉化為正值的次序相一致。

表3 不同傾斜角度條件下風蝕速率的計算結果Table 3 Results of wind erosion rate under different inclination angles

造成上述現(xiàn)象的主要原因是：一方面，溝槽槽壁的傾斜角度決定壁面輪廓對溝槽底部的遮蔽效果。若傾斜角度足夠，溝槽底部的部分區(qū)域將免于沙礫的直接撞擊，所受風蝕破壞亦顯著減輕。另一方面，混凝土材料的風蝕特性貼近脆性材料，風蝕速率通常隨沖蝕角度的提升而增加，然而通過設置溝槽可以根據(jù)工程需要直接定義沙礫首次撞擊相關區(qū)域的角度，其數(shù)值與壁面原有沖蝕角度和槽壁傾斜角度密切相關，計算公式如式(3)，(4)所示。

式中，aBF為沙礫首次撞擊背風槽壁的角度(當aBF為0時，說明沙礫無法直接射擊背風槽壁或運動方向平行于背風槽壁)，aYF為沙礫首次撞擊迎風槽壁的角度，aCS為沙礫沖蝕壁面的初始角度，aQX為溝槽槽壁的傾斜角度。

對于背風槽壁而言，若沖蝕角度小于槽壁的傾斜角度，則該區(qū)域將受益于輪廓的遮蔽作用，不受到沙礫的直接撞擊或僅受損于沙礫的二次碰撞，即使沖蝕角度超過槽壁的傾斜角度，相較于壁面原有的沖蝕角度，沙礫撞擊背風槽壁的角度aBF仍處于較低水平，所造成的風蝕破壞較為輕微。對于迎風槽壁而言，沙礫撞擊該區(qū)域的角度aYF是壁面原有的沖蝕角度與槽壁的傾斜角度之和或是和值的補角，極值為90°。當aYF采用和值計算時，其數(shù)值大于壁面原有的沖蝕角度，使得沙礫沖蝕該區(qū)域的應力構成中垂直分量增加而平行分量減少，此時壁面風蝕情況較為嚴峻；而當aYF采用補角計算時，其數(shù)值逐步逼近甚至低于壁面原有的沖蝕角度，導致沙礫沖蝕該區(qū)域的應力構成中垂直分量減少而平行分量增加，此時風蝕狀況逐漸好轉。因此，無論是提升沖蝕角度，還是增大傾斜角度，本質上都是通過使用補角計算，獲取較低的沙礫入射角，這也是兩種方法均可以提升溝槽壁面抗風蝕磨損性能的主要原因。值得注意的是，在個別工況條件下，溝槽底部和背風槽壁未能取得理想的減損效果，其原因是部分沙礫在首次撞擊壁面后發(fā)生了二次碰撞，引發(fā)了額外的風蝕，如圖7所示。

圖7 沙礫彈射示意圖Fig.7 Diagram of gravel ejection

3.3 槽體深度對沖蝕速率的影響

布設溝槽能夠降低近壁面流場的流速，阻礙氣流對沙礫的動能補給。然而當壁面的沖蝕角度較高或者槽壁的傾斜角度較低時，溝槽形態(tài)難以提供良好庇護效果。尤其是相較于壁面的尺寸，溝槽縱深顯得淺薄，沙礫能較好得保持其運動的狀態(tài)，并在慣性作用下撞擊壁面引發(fā)風蝕磨損?；诖?，采用加大溝槽縱深的方式，一方面擴大兩側槽壁區(qū)域占據(jù)壁面總面積的比率，嘗試突出溝槽的風蝕特性，以便于維護；另一方面，通過給予氣流充分的空間，以期獲得足夠廣闊的低速流場區(qū)域，進而顯著降低沙礫撞擊壁面的動能，如表4所示。從表可知，在同一沖蝕角度條件下，不同縱深的溝槽壁面相較于光滑壁面的總體優(yōu)化結果是一致的，但總體優(yōu)化率的變化幅度隨溝槽縱深的增大而增大，這表明加深溝槽，可以更有效地利用溝槽的風蝕特性，使更多區(qū)域的風蝕問題減輕或集聚于一處，有利于混凝土壁面維護。進一步對比分析縱深變化對溝槽各區(qū)域優(yōu)化率的影響，各區(qū)域的風蝕優(yōu)化率主要受沖蝕角度而不是溝槽深度的制約，其原因是槽壁的傾斜角度較低時，流出溝槽的氣流流向偏轉有限，不足以對主流產生顯著影響，形成的渦旋不明顯且被壓制于槽底區(qū)域，如圖8所示。直到臨近槽底區(qū)域，風沙方才減速，因此通過加大溝槽的深度并不能有效擴展用于沙礫減速降能的低速流場，這也是溝槽各區(qū)域的單位優(yōu)化率未隨溝槽縱深加大而顯著變化的主要原因。

圖8 溝槽區(qū)域流場示意圖Fig.8 Diagram of flow field in groove area

4 結 論

基于混凝土的風蝕特性，選用溝槽形態(tài)替換凹槽形態(tài)，提升混凝土壁面風蝕預測的可控性并優(yōu)化壁面整體的抗風蝕磨損性能，研究了槽壁的傾斜角度和溝槽深度對壁面抗風蝕性能的影響，得出以下結論：

1.混凝土壁面選用溝槽形態(tài)可在低沖蝕角度條件下，實現(xiàn)壁面風蝕的集聚分布并緩解一定區(qū)域的風蝕損傷，而在高沖蝕角度條件下，溝槽壁面風蝕分布的集聚性下降，但能實現(xiàn)總體抗風蝕性能的提升?？傮w優(yōu)化率相較于低沖蝕角度條件下的最低值，最大提升幅度可達到19.932%。

表4 不同溝槽縱深條件下風蝕速率的計算結果Table 4 Results of wind erosion rate under different groove depths

2.在19 m/s風速條件下，溝槽壁面的適用沖蝕角度在90°槽壁傾角時最為廣泛，而在30°槽壁傾角時最為狹窄。槽壁的傾斜角度一方面決定了輪廓對槽體區(qū)域的遮蔽效能，其程度隨傾角增大而提升，另一方面改變了沙礫首次入射槽體區(qū)域的角度，從而在一定程度上影響壁面破壞的機理，其傾角數(shù)值越大，背風槽壁的沙礫入射角愈小，而迎風槽壁的沙礫入射角能夠逐漸逼近，甚至低于壁面原有沖蝕角度。

3.在槽壁傾角一定的條件下，加深溝槽可以增大溝槽區(qū)域占壁面總面積的比率，從而凸顯壁面整體的風蝕特征。槽壁傾角為30°的溝槽壁面在沖蝕角度分別為30°、45°和60°時，總體抗風蝕磨損性能更為低下，而在沖蝕角度為75°和90°時，總體抗風蝕磨損性能良好。當槽壁傾角較小時，削弱沙礫動能的低速流場易被壓制于槽底區(qū)域，限制了通過加大槽深帶來的減速效果。