單凹槽形態(tài)混凝土壁面抗風(fēng)蝕磨損研究

湯潤(rùn)超,陳善群,廖 斌,張龍珠

(安徽工程大學(xué) 建筑工程學(xué)院，安徽 蕪湖 241000)

混凝土作為一種常見(jiàn)的建筑材料，廣泛應(yīng)用于生產(chǎn)生活之中。隨著高層、超高層建筑的普及，風(fēng)蝕作為混凝土長(zhǎng)期服役過(guò)程中不可避免的問(wèn)題，不但影響混凝土結(jié)構(gòu)整體的美觀，嚴(yán)重時(shí)甚至?xí)l(fā)漏筋等質(zhì)量問(wèn)題。風(fēng)蝕防治的研究具有顯著的工程實(shí)際指導(dǎo)意義，理應(yīng)得到足夠的重視。

20世紀(jì)50年代起，學(xué)者們研究發(fā)現(xiàn)風(fēng)蝕問(wèn)題來(lái)源于氣流和被氣流裹挾的沙粒對(duì)壁面的吹蝕和磨損，其中沙粒對(duì)壁面的撞擊作用是壁面破壞的直接原因，而沙粒撞擊壁面的角度和動(dòng)能依賴于氣流。典型的研究有：Shedlon[1]通過(guò)粒子沖蝕實(shí)驗(yàn)，提出了低沖蝕角度下的微切削理論和高沖蝕角度下的沖擊破壞脆性材料斷裂理論。Goretta[2]研究了固體顆粒對(duì)混凝土的沖蝕影響，發(fā)現(xiàn)沖蝕損失質(zhì)量隨固體顆粒質(zhì)量增大而增大，兩者線性相關(guān)。同時(shí)，混凝土的沖蝕量與沖蝕角度也存在一定關(guān)聯(lián)。Momber[3-4]采用噴砂法研究多種混凝土的磨損性能。研究發(fā)現(xiàn)僅考慮抗壓強(qiáng)度并不能充分體現(xiàn)混凝土的抗沖蝕性能，應(yīng)考慮粗骨料的影響；對(duì)于水泥基材料而言，還需要考慮水泥基體與骨料之間界面的影響。

王彥平[5]等采用氣流挾砂噴射法研究混凝土的風(fēng)蝕機(jī)理。研究發(fā)現(xiàn)，混凝土材料的風(fēng)蝕特性符合脆性材料特征且隨著沖蝕時(shí)間的增加，沖蝕率呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。郝贠洪[6]等在沖蝕實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)了類似現(xiàn)象，并指出當(dāng)沖蝕造成風(fēng)蝕坑時(shí)，風(fēng)蝕將主要在風(fēng)蝕坑內(nèi)部發(fā)育，外部產(chǎn)生新的風(fēng)蝕坑的幾率降低。這些研究成果表明非光滑壁面具有獨(dú)特的風(fēng)蝕性能，而自然界中存在著眾多生物實(shí)例。Werner Baumgartne[7-8]等人采用電子顯微鏡對(duì)砂魚(yú)蜥蜴的鱗片進(jìn)行觀測(cè)，發(fā)現(xiàn)其體表鱗片凹坑具有極高的抗風(fēng)蝕能力。張雪鵬[9]借鑒沙漠蜥蜴的凹坑表皮，采用大渦模擬研究凹坑壁面流場(chǎng)形態(tài)，發(fā)現(xiàn)凹坑具有局部分流并對(duì)主流施加向上速度分量的作用。閆國(guó)慶[10]對(duì)沙漠紅柳進(jìn)行研究，通過(guò)生理學(xué)分析和抗風(fēng)沙沖蝕性實(shí)驗(yàn)，表明沙漠紅柳亦采用相似的思路來(lái)抵抗風(fēng)沙的侵蝕。

目前，在工程應(yīng)用中通常采用改良配合比[11-12]或覆蓋保護(hù)涂層[13-14]的方法防治風(fēng)蝕，但這兩種方法都是從強(qiáng)化材料性能入手，經(jīng)濟(jì)成本較高。如何節(jié)約成本并降低混凝土的風(fēng)蝕影響，是一個(gè)頗有挑戰(zhàn)性的研究工作。

鑒于此，基于結(jié)構(gòu)表層形態(tài)優(yōu)化思路，依托混凝土結(jié)構(gòu)中常見(jiàn)凹槽的工程背景并考慮到單凹槽形態(tài)較多凹槽形態(tài)具有過(guò)程易控干擾較小的優(yōu)點(diǎn)，采用DPM離散相模型對(duì)不同沖蝕角度條件下單凹槽形態(tài)混凝土壁面的風(fēng)蝕問(wèn)題進(jìn)行研究。通過(guò)與光滑壁面的風(fēng)蝕速率進(jìn)行對(duì)比，論證凹槽壁面的抗風(fēng)蝕性能并判定沖蝕角度的適用范圍。同時(shí)從風(fēng)向、風(fēng)速及壁面剪應(yīng)力分布三個(gè)方面進(jìn)行剖析，研究凹槽壁面和光滑壁面風(fēng)蝕分布的差異。

1 計(jì)算模型

1.1 計(jì)算域

考慮到光滑壁面和凹槽壁面置于同一流場(chǎng)中進(jìn)行抗風(fēng)蝕考察具有更好的可比性，同時(shí)還能減小系統(tǒng)誤差以及一定程度上節(jié)約計(jì)算資源,選取計(jì)算域模型如圖1所示。由圖1可知，風(fēng)沙入口面的尺寸為200 mm×600 mm×100 mm，光滑壁面與凹槽壁面間隔600 mm，兩壁面均長(zhǎng)100 mm。凹槽壁面的凹槽布設(shè)在壁面中部，半徑為3 mm。

鑒于混凝土發(fā)生風(fēng)蝕時(shí)，性能接近脆性材料特征，參考王彥平[5]等的研究思路，設(shè)置不同的沖蝕角度，用于研究風(fēng)沙微切削和沖擊破壞作用下光滑壁面與凹槽壁面的抗風(fēng)蝕性能，從而判定沖蝕角度對(duì)壁面抗風(fēng)蝕性能的影響?；谝陨峡紤]，研究特意將光滑壁面與凹槽壁面設(shè)置成具有相同傾斜角度對(duì)稱布置在計(jì)算域的風(fēng)沙出口附近，這樣既保證沖蝕氣流得到充分發(fā)展，又盡可能使得兩壁面流場(chǎng)分布近乎相同。沖蝕角度由凹槽壁面或光滑壁面與沖蝕氣流角度決定，數(shù)值為30°～90°。為盡可能詳盡研究沖蝕角度對(duì)壁面抗風(fēng)蝕性能的影響，選取5種沖蝕角度工況，分別為30°、45°、60°、75°以及90°。

圖1 計(jì)算域示意圖

1.2 求解方法和計(jì)算設(shè)置

(1)離散方法：空間離散格式為基于SIMPLEC算法的二階迎風(fēng)格式，具有二階精度；時(shí)間離散格式為非穩(wěn)態(tài)二階迎風(fēng)格式；

(2)計(jì)算模型：采用RNG k-ε湍流模型+DPM離散相模型；

(3)流體：采用理想空氣作為介質(zhì)，密度1.225 kg/m3，運(yùn)動(dòng)粘度1.789 4×10-5kg/ms；

(4)DPM邊界條件：風(fēng)沙入口選取速度入口，速度設(shè)定26 m/s。風(fēng)沙出口采用自由出流。凹槽壁面與平滑壁面粗糙高度為2 mm。壁面材料密度2 400 kg/m3，壁面反彈恢復(fù)系數(shù)取0.6[15]；

(5)DPM粒子設(shè)置：粒子射入速度26 m/s，方向平行于X軸。沖蝕光滑壁面與凹槽壁面的流量質(zhì)量63 g/min，粒子直徑0.25 mm，密度2 650 kg/m3，沖蝕時(shí)間取3 min，與王彥平[5]等沖蝕實(shí)驗(yàn)的研究參數(shù)一致。采用瞬態(tài)計(jì)算方法，每一次時(shí)間步長(zhǎng)進(jìn)行一次粒子追蹤，并統(tǒng)計(jì)壁面侵蝕程度，沖蝕速率計(jì)算公式：

(1)

式中，Rerosion為壁面沖蝕速率；Nporticle為粒子項(xiàng)；mp為流量質(zhì)量；C(dp)為顆粒粒徑函數(shù)；f(a)為沖擊角函數(shù)；b(v)為顆粒相對(duì)速度函數(shù)；Aface為壁面面積；V為顆粒相對(duì)速度。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 模型可靠性驗(yàn)證

以王彥平[6]等的100 mm×100 mm×100 mm規(guī)則六面體試塊沖蝕實(shí)驗(yàn)結(jié)果為參考，驗(yàn)證數(shù)值方法對(duì)光滑壁面抗風(fēng)蝕性能的數(shù)值計(jì)算結(jié)果，進(jìn)而驗(yàn)證所用數(shù)值模型的可靠性，對(duì)比結(jié)果如圖2所示。從圖2中可以得知，在不同的沖蝕角度下，數(shù)值解與實(shí)驗(yàn)解吻合良好，兩者的發(fā)展趨勢(shì)亦基本一致：沖蝕角度為30°時(shí)，沖蝕量最低;而沖蝕角度為90°時(shí)，沖蝕量最大;沖蝕量與沖蝕角度呈近似線性關(guān)系。以上結(jié)果表明，研究采用的數(shù)值模型能夠較好地反應(yīng)混凝土材料的風(fēng)蝕特性，計(jì)算結(jié)果具有較高的可信度。

圖2 光滑壁面沖蝕速率數(shù)值解和實(shí)驗(yàn)解對(duì)比圖

2.2 風(fēng)蝕速率

不同沖蝕角度下，光滑壁面與單凹槽壁面的沖蝕速率如表1所示。由表1可知，沖蝕角度為30°和45°時(shí)，光滑壁面風(fēng)蝕速率低于凹槽壁面，而沖蝕角度為60°，75°和90°時(shí)，光滑壁面的風(fēng)蝕速率高于凹槽壁面。低沖蝕角度的數(shù)模結(jié)果表明，凹槽壁面的抗風(fēng)蝕性能劣于光滑壁面，與張拓[16]等所用平磨法的實(shí)驗(yàn)研究結(jié)果相一致，而高沖蝕角度的數(shù)模結(jié)果則與之相悖。這種現(xiàn)象產(chǎn)生原因是沖蝕角度的變化和混凝土材料的風(fēng)蝕特性：混凝土是一種高硬度、低韌性的脆性材料，而沙粒對(duì)壁面的剪應(yīng)力根據(jù)速度方向分為垂直應(yīng)力及橫向應(yīng)力。在低沖蝕角度時(shí)，垂直于壁面的速度分量較小而平行于壁面的速度分量較大，沙粒對(duì)壁面的破壞作用主要是微切削作用。受混凝土材料高硬度的影響，此時(shí)壁面質(zhì)量損失較小。隨著沖蝕角度的增大，垂直于壁面的速度分量逐步增大而平行于壁面的速度分量逐步減小，沙粒對(duì)壁面的破壞作用轉(zhuǎn)換為沖擊作用。受混凝土材料低韌性的影響，壁面質(zhì)量損失顯著增加。凹槽對(duì)氣流的擾動(dòng)作用使得被氣流裹挾的沙粒沖擊壁面的角度產(chǎn)生變化，如圖3、圖4所示。在低沖蝕角度(30°)時(shí)，沙粒撞擊壁面的角度α1大于α2，凹槽面垂直于壁面的速度分量較大，所受垂直應(yīng)力較多。在高沖蝕角度(75°)時(shí)，沙粒撞擊壁面的角度β1小于β2，凹槽面平行于壁面的速度分量占比大于光滑面，更易受平行應(yīng)力的影響。因此，凹槽壁面的抗風(fēng)蝕性能(較光滑壁面)隨著沖蝕角度的增加，呈現(xiàn)出上升的趨勢(shì)。

表1 風(fēng)蝕速率計(jì)算結(jié)果

圖3 凹槽壁面和光滑壁面沙粒運(yùn)動(dòng)軌跡圖(風(fēng)蝕角度30°)

圖4 凹槽壁面和光滑壁面沙粒運(yùn)動(dòng)軌跡圖(風(fēng)蝕角度75°)

2.3 風(fēng)蝕分布

微切削作用(風(fēng)蝕角度30°)和沖擊破壞作用(風(fēng)蝕角度75°)下，凹槽壁面和光滑壁面的風(fēng)蝕分布分別如圖5、圖6所示。觀察兩幅圖可知，相比較光滑壁面，凹槽壁面的風(fēng)蝕分布具有顯著差異，較多發(fā)生于凹槽區(qū)域，尤其是氣流進(jìn)入和流出凹槽的附近區(qū)域，同時(shí)其余區(qū)域的風(fēng)蝕現(xiàn)象得到不同程度的改善，與郝贠洪[7]等在沖蝕實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)的現(xiàn)象相吻合。

圖5 凹槽壁面和光滑壁面風(fēng)蝕分布圖(風(fēng)蝕角度30°)

圖6 凹槽壁面和光滑壁面風(fēng)蝕分布圖(風(fēng)蝕角度75°)

2.4 風(fēng)速和風(fēng)向

凹槽壁面和光滑壁面的近壁面流場(chǎng)分布如圖7所示。從圖7中可以看出，凹槽的布設(shè)對(duì)近壁面流場(chǎng)產(chǎn)生了顯著影響。在流向方面，氣流在光滑壁面流動(dòng)較為均勻，而在凹槽壁面出現(xiàn)分流現(xiàn)象，即凹槽內(nèi)形成了一個(gè)渦。該渦持續(xù)對(duì)主流施加影響，具體表現(xiàn)在主流流經(jīng)凹槽后有一個(gè)明顯向上抬起的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)。在流速方面，布設(shè)凹槽的影響體現(xiàn)在兩個(gè)方面：一方面，分流現(xiàn)象的發(fā)生使得流入凹槽的部分氣流的運(yùn)動(dòng)方向與主流不再平行，動(dòng)能補(bǔ)充受到制約，流速顯著下降；另一方面，該部分氣流在凹槽位置形成渦，該渦發(fā)揮了類似于氣墊的效果，使得主流向上發(fā)生抬升，產(chǎn)生內(nèi)耗，減弱了氣流的動(dòng)能，降低了氣流的流速。因此，氣流在光滑壁面的流速變化較為平緩，而在凹槽壁面流速變化較為劇烈。

圖7 凹槽壁面和光滑壁面近壁面流場(chǎng)圖

2.5 壁面剪應(yīng)力

壁面剪應(yīng)力沿程變化曲線圖(風(fēng)蝕角度30°)如圖8所示。壁面剪應(yīng)力沿程變化曲線圖(風(fēng)蝕角度75°)如圖9所示。由圖8、圖9可知，凹槽對(duì)氣流的擾動(dòng)作用影響了沙粒運(yùn)動(dòng)的軌跡。比較光滑壁面的剪應(yīng)力分布，凹槽壁面的剪應(yīng)力分布在凹槽處呈現(xiàn)先驟減后激增的趨勢(shì)且凹槽內(nèi)部的剪應(yīng)力數(shù)值較低。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是：氣流的動(dòng)能是沙粒運(yùn)動(dòng)能量的唯一來(lái)源，當(dāng)氣流流經(jīng)凹槽發(fā)生分流現(xiàn)象時(shí)，沙粒被氣流裹挾撞擊凹槽，在氣流流入凹槽區(qū)域施加較大的剪應(yīng)力；當(dāng)氣流在凹槽內(nèi)部運(yùn)動(dòng)時(shí)，由于流入凹槽的這部分氣流流動(dòng)方向與主流不平行，動(dòng)能補(bǔ)充受到極大制約，因此沙礫沖蝕壁面的動(dòng)能亦受到影響，隨氣流流動(dòng)距離的增加而不斷降低且處于較低水平；當(dāng)氣流流出凹槽時(shí)，沙礫在出口位置與壁面發(fā)生二次碰撞，導(dǎo)致壁面剪應(yīng)力數(shù)值迅速回升。其余區(qū)域，尤其是凹槽后方區(qū)域，氣流因受凹槽擾動(dòng)影響，流向向上發(fā)生偏轉(zhuǎn)，流速相對(duì)較慢，壁面所受剪應(yīng)力有所降低。隨著氣流逐步遠(yuǎn)離凹槽，擾動(dòng)作用減弱，從而使得壁面剪應(yīng)力逐步回升。

圖8 壁面剪應(yīng)力沿程變化曲線圖(風(fēng)蝕角度30°) 圖9 壁面剪應(yīng)力沿程變化曲線圖(風(fēng)蝕角度75°)

3 結(jié)論

選用RNG k-e模型結(jié)合DPM離散相，建立了一種用于模擬混凝土風(fēng)蝕的數(shù)值模型，探究了凹槽布設(shè)對(duì)混凝土壁面風(fēng)蝕問(wèn)題的影響，重點(diǎn)研究了凹槽壁面的適用攻角和風(fēng)蝕分布，得出了結(jié)論：數(shù)值模擬結(jié)果符合混凝土脆性材料的風(fēng)蝕特性，且發(fā)展趨勢(shì)同實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好，模擬結(jié)果具有可靠性。隨著沖蝕角度的增大，凹槽壁面的抗風(fēng)蝕性能總體呈現(xiàn)出上升趨勢(shì)。在低沖蝕角度下，凹槽壁面的抗風(fēng)蝕性能劣于光滑壁面，在高沖蝕角度下，凹槽壁面的抗風(fēng)蝕性能則優(yōu)于光滑壁面。布設(shè)凹槽使得風(fēng)蝕分布出現(xiàn)顯著差異，較多分布于凹槽區(qū)域，尤其是氣流進(jìn)入和流出凹槽的位置，而其他區(qū)域風(fēng)蝕得到不同程度的緩解。