風(fēng)沙兩相流條件下溝槽形態(tài)對混凝土壁面抗風(fēng)蝕磨損性能的影響

湯潤超，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)

1 前 言

強(qiáng)風(fēng)及在強(qiáng)風(fēng)中夾雜的沙礫所引發(fā)的風(fēng)蝕磨損破壞，會(huì)在混凝土結(jié)構(gòu)長期服役過程中逐步剝離表層材料，導(dǎo)致縫隙裂紋加深，蜂窩麻面加重，甚至?xí)T發(fā)露筋等質(zhì)量缺陷，是工程實(shí)踐中無法避免的維護(hù)問題[1]。實(shí)際施工中，通常采取改良配合比或者加刷強(qiáng)化涂層等方法[2-5]提升壁面整體的抗磨損性能以緩解風(fēng)蝕問題。然而通過對比多種混凝土材料的抗風(fēng)蝕磨損性能，發(fā)現(xiàn)僅考慮混凝土材料的抗壓強(qiáng)度并不足以準(zhǔn)確評估其抗風(fēng)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(huì)對抗風(fēng)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(fēng)蝕特性[8]，通過調(diào)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(jī)理[9-10]，從而在一定程度上影響壁面的風(fēng)蝕速率并控制風(fēng)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(fēng)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(fēng)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(diào)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(fēng)蝕磨損性能。當(dāng)代建筑中通常使用易形成輪廓規(guī)則的溝槽的設(shè)計(jì)方案，諸如飄窗，排水槽及外陽臺(tái)等。因此，采用溝槽作為布設(shè)形態(tài)，不但可提升壁面風(fēng)蝕集聚的可控性，還具有更廣闊的發(fā)展前景。同時(shí)，近年來關(guān)于溝槽對結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的研究表明[14-17]，適當(dāng)位置開設(shè)溝槽并不會(huì)對結(jié)構(gòu)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(shè)形式并通過采用不同的傾斜角度和溝槽深度來調(diào)整槽體樣貌，探尋風(fēng)蝕分布發(fā)生集聚現(xiàn)象的規(guī)律，總結(jié)提升抗風(fēng)蝕磨損性能的技術(shù)要點(diǎn)，以期實(shí)現(xiàn)風(fēng)蝕分布的精準(zhǔn)預(yù)測，并在一定程度上優(yōu)化壁面整體抗風(fēng)蝕磨損性能。

2 模型與驗(yàn)證

2.1 計(jì)算域的選取

模擬沖蝕時(shí)，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(jì)算資源。同時(shí)，在壁面前方、后方及兩壁面之間均預(yù)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(jī)理與沖蝕角度密切相關(guān)，應(yīng)模擬兩壁面在不同沖蝕角度下的風(fēng)蝕磨損效果，從而探討不同破壞機(jī)理下兩壁面的風(fēng)蝕差異。同時(shí)，基于混凝土的風(fēng)蝕特性，采取調(diào)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(jì)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(shè)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(fēng)沙入口的距離為200 mm，后端到風(fēng)沙出口的距離為1000 mm。

2.2 計(jì)算方法和設(shè)置條件

考慮到近壁面流場的復(fù)雜性，采用能較好地實(shí)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(shí)現(xiàn)沙礫運(yùn)動(dòng)的軌跡追蹤和沖蝕破壞的量化估算。為保證模型計(jì)算結(jié)果具有較高精度，選用基于SIMPLEC算法的二階迎風(fēng)格式作為空間離散格式。連續(xù)介質(zhì)材料為理想空氣，密度為1.225 kg/m3，動(dòng)力粘度為1.7894×10-5kg/(m·s)。由于風(fēng)蝕破壞具有臨界速度，若低于臨界速度沙礫僅會(huì)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(fēng)沙速度分別為19、23 和26 m/s。

圖2 計(jì)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(shí)驗(yàn)[11]所用的混凝土試件，原材料型號為P.O42.5 水泥，細(xì)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?biāo)號為C30，尺寸為100 mm×100 mm×100 mm，試件成型后24 h 脫模，并置于標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室((20±2)℃，95%以上相對濕度)內(nèi)養(yǎng)護(hù)28 d。設(shè)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(zhì)量為63 g/min，直徑為0.25 mm，密度為2650 kg/m3，沖蝕時(shí)間3 min[11]。同時(shí)，考慮到壁面平整度在實(shí)際施工中受到的影響，壁面粗糙度取值2 mm，壁面反彈恢復(fù)系數(shù)為0.6[18]。本研究使用穩(wěn)態(tài)粒子進(jìn)行模擬，并計(jì)算混凝土壁面的沖蝕速率，其計(jì)算過程如式(1)所示：

式中，Rerosion為壁面沖蝕速率；Nporticle為沙礫項(xiàng)；mp為沙礫的流量質(zhì)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(yàn)證

參考沖蝕實(shí)驗(yàn)[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(yàn)證對象。通過比較不同工況(風(fēng)速和風(fēng)向)條件下，壁面沖蝕損失質(zhì)量的數(shù)值模擬結(jié)果和沖蝕實(shí)驗(yàn)結(jié)果并按式(2)非線性擬合兩者的發(fā)展趨勢，檢驗(yàn)?zāi)Ｐ陀?jì)算結(jié)果的可靠性，對照結(jié)果如圖3所示。

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

圖3 在(a)19 m/s、(b)23 m/s和(c)26 m/s風(fēng)速條件下沖蝕實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)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(fēng)向(即沖蝕角度)條件下，數(shù)值模擬結(jié)果和沖蝕實(shí)驗(yàn)結(jié)果均較為接近，這表明模型計(jì)算結(jié)果具有較高的準(zhǔn)確度；不同風(fēng)速條件下，數(shù)值模擬結(jié)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(fēng)蝕特性，且擬合曲線與沖蝕實(shí)驗(yàn)結(jié)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(shí)的展現(xiàn)混凝土壁面的風(fēng)蝕特性，其計(jì)算結(jié)果具備較佳的可靠性。

3 計(jì)算結(jié)果與討論

3.1 風(fēng)蝕速率評估

表2是在不同工況(風(fēng)速和風(fēng)向)條件下，溝槽槽壁傾斜角度為90°時(shí)，光滑壁面與溝槽壁面風(fēng)蝕速率的計(jì)算結(jié)果。從表可知，光滑壁面與溝槽壁面的風(fēng)蝕速率均隨沖蝕角度增大而顯著提升，當(dāng)沖蝕角度為30°時(shí)，溝槽壁面對比光滑壁面的總體優(yōu)化率為負(fù)值，而當(dāng)沖蝕角度分別為45°、60°、75°和90°時(shí)，溝槽壁面對比光滑壁面的總體優(yōu)化率轉(zhuǎn)變?yōu)檎担@表明在沖蝕角度較低時(shí)，溝槽壁面的抗風(fēng)蝕磨損性能劣于光滑壁面，這與傳統(tǒng)平磨法的實(shí)驗(yàn)結(jié)果[19]相吻合；而當(dāng)沖蝕角度較高時(shí)，溝槽壁面的抗風(fēng)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(xiàn)[13]中得出圓弧凹槽形態(tài)的適用沖蝕角度為60°以上的結(jié)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(yīng)用更為廣泛。

表1 不同風(fēng)速條件下沖蝕實(shí)驗(yàn)和數(shù)值結(jié)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(fēng)蝕速率的計(jì)算結(jié)果Table 2 Results of wind erosion rate in different cases

進(jìn)一步比較溝槽區(qū)域各部分的風(fēng)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(dá)到55.773%。分析該現(xiàn)象出現(xiàn)的主要原因，筆者認(rèn)為，沖蝕角度未達(dá)到90°時(shí)，由于溝槽輪廓的遮蔽掩護(hù)，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(dǎo)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(fēng)蝕問題。兩側(cè)槽壁的風(fēng)蝕優(yōu)化率均隨沖蝕角度增大而提升，其中背風(fēng)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?xí)x該區(qū)域，如圖4所示。因而，風(fēng)蝕程度較輕，甚至沒有出現(xiàn)明顯的風(fēng)蝕破壞；迎風(fēng)槽壁在低沖蝕角度條件下，風(fēng)蝕較光滑壁面明顯加重，其原因是此時(shí)的沙礫撞擊迎風(fēng)槽壁的角度顯著高于光滑壁面，速度以垂直方向?yàn)橹?，破壞機(jī)理偏向于沖擊作用，因而造成的風(fēng)蝕程度劇烈。同時(shí)，相對于溝槽的其余區(qū)域，迎風(fēng)槽壁的沙礫入射角較大，壁面的風(fēng)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(fēng)槽壁的沙礫入射角持續(xù)下降，風(fēng)蝕程度相應(yīng)減弱，風(fēng)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(huì)改變混凝土壁面貼近脆性材料這一風(fēng)蝕特性，但在低沖蝕角度條件下，溝槽壁面的總體抗風(fēng)蝕磨損性能劣于光滑壁面，風(fēng)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(fēng)槽壁，溝槽區(qū)域的其余部分風(fēng)蝕程度明顯改觀；在高沖蝕角度條件下，溝槽壁面的風(fēng)蝕集聚性有所減弱，但總體抗風(fēng)蝕磨損性能得到提升并優(yōu)于光滑壁面。

圖4 沙礫運(yùn)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(fēng)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(fēng)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(fēng)蝕問題來源于氣流與沙礫對壁面的耦合作用，氣流運(yùn)輸沙礫并為沙礫提供運(yùn)動(dòng)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(fēng)蝕程度與沙礫入射角度成正比關(guān)系的特性，通過調(diào)整槽壁的傾斜角度，研究不同傾斜角度下壁面的抗風(fēng)蝕磨損性能。在19 m/s風(fēng)速條件下，槽壁的傾斜角度分別為30°，60°及90°時(shí)，光滑壁面和溝槽壁面在各沖蝕角度下的風(fēng)蝕速率信息，結(jié)果如表3所示。從表可知，傾斜角度是控制溝槽風(fēng)蝕速率的關(guān)鍵技術(shù)指標(biāo)，具體體現(xiàn)為：從總體優(yōu)化率看，當(dāng)沖蝕角度為30°時(shí)，三種溝槽壁面的總體優(yōu)化率均為負(fù)值，而沖蝕角度為45°時(shí)，傾斜角度為90°的溝槽壁面的總體優(yōu)化率率先轉(zhuǎn)變?yōu)檎?，說明此時(shí)溝槽壁面的抗風(fēng)蝕磨損性能已經(jīng)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(fēng)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(dāng)傾斜角度為30°時(shí)，溝槽底部優(yōu)化率變化幅度相對較低，而當(dāng)傾斜角度分別為60°和90°時(shí)，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(fēng)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(fēng)蝕破壞；迎風(fēng)槽壁的優(yōu)化率在低沖蝕角度條件下，均為負(fù)值，且數(shù)值較大，這也是此時(shí)溝槽壁面總體質(zhì)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(zhuǎn)變的速度有所不同，其速率為90°＞60°＞30°，與總體優(yōu)化率轉(zhuǎn)化為正值的次序相一致。

表3 不同傾斜角度條件下風(fēng)蝕速率的計(jì)算結(jié)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?qū)⒚庥谏车[的直接撞擊，所受風(fēng)蝕破壞亦顯著減輕。另一方面，混凝土材料的風(fēng)蝕特性貼近脆性材料，風(fēng)蝕速率通常隨沖蝕角度的提升而增加，然而通過設(shè)置溝槽可以根據(jù)工程需要直接定義沙礫首次撞擊相關(guān)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(guān)，計(jì)算公式如式(3)，(4)所示。

式中，aBF為沙礫首次撞擊背風(fēng)槽壁的角度(當(dāng)aBF為0時(shí)，說明沙礫無法直接射擊背風(fēng)槽壁或運(yùn)動(dòng)方向平行于背風(fēng)槽壁)，aYF為沙礫首次撞擊迎風(fēng)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(fēng)槽壁而言，若沖蝕角度小于槽壁的傾斜角度，則該區(qū)域?qū)⑹芤嬗谳喞恼诒巫饔?，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(fēng)槽壁的角度aBF仍處于較低水平，所造成的風(fēng)蝕破壞較為輕微。對于迎風(fēng)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(bǔ)角，極值為90°。當(dāng)aYF采用和值計(jì)算時(shí)，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(yīng)力構(gòu)成中垂直分量增加而平行分量減少，此時(shí)壁面風(fēng)蝕情況較為嚴(yán)峻；而當(dāng)aYF采用補(bǔ)角計(jì)算時(shí)，其數(shù)值逐步逼近甚至低于壁面原有的沖蝕角度，導(dǎo)致沙礫沖蝕該區(qū)域的應(yīng)力構(gòu)成中垂直分量減少而平行分量增加，此時(shí)風(fēng)蝕狀況逐漸好轉(zhuǎn)。因此，無論是提升沖蝕角度，還是增大傾斜角度，本質(zhì)上都是通過使用補(bǔ)角計(jì)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(fēng)蝕磨損性能的主要原因。值得注意的是，在個(gè)別工況條件下，溝槽底部和背風(fēng)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(fēng)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(shè)溝槽能夠降低近壁面流場的流速，阻礙氣流對沙礫的動(dòng)能補(bǔ)給。然而當(dāng)壁面的沖蝕角度較高或者槽壁的傾斜角度較低時(shí)，溝槽形態(tài)難以提供良好庇護(hù)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(yùn)動(dòng)的狀態(tài)，并在慣性作用下撞擊壁面引發(fā)風(fēng)蝕磨損?；诖?，采用加大溝槽縱深的方式，一方面擴(kuò)大兩側(cè)槽壁區(qū)域占據(jù)壁面總面積的比率，嘗試突出溝槽的風(fēng)蝕特性，以便于維護(hù)；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(jìn)而顯著降低沙礫撞擊壁面的動(dòng)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(jié)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(fēng)蝕特性，使更多區(qū)域的風(fēng)蝕問題減輕或集聚于一處，有利于混凝土壁面維護(hù)。進(jìn)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(fēng)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(shí)，流出溝槽的氣流流向偏轉(zhuǎn)有限，不足以對主流產(chǎn)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(fēng)沙方才減速，因此通過加大溝槽的深度并不能有效擴(kuò)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(jié) 論

基于混凝土的風(fēng)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(fēng)蝕預(yù)測的可控性并優(yōu)化壁面整體的抗風(fēng)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(fēng)蝕性能的影響，得出以下結(jié)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(shí)現(xiàn)壁面風(fēng)蝕的集聚分布并緩解一定區(qū)域的風(fēng)蝕損傷，而在高沖蝕角度條件下，溝槽壁面風(fēng)蝕分布的集聚性下降，但能實(shí)現(xiàn)總體抗風(fēng)蝕性能的提升。總體優(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(dá)到19.932%。

表4 不同溝槽縱深條件下風(fēng)蝕速率的計(jì)算結(jié)果Table 4 Results of wind erosion rate under different groove depths

2.在19 m/s風(fēng)速條件下，溝槽壁面的適用沖蝕角度在90°槽壁傾角時(shí)最為廣泛，而在30°槽壁傾角時(shí)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(jī)理，其傾角數(shù)值越大，背風(fēng)槽壁的沙礫入射角愈小，而迎風(fēng)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(fēng)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(shí)，總體抗風(fēng)蝕磨損性能更為低下，而在沖蝕角度為75°和90°時(shí)，總體抗風(fēng)蝕磨損性能良好。當(dāng)槽壁傾角較小時(shí)，削弱沙礫動(dòng)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。