冻融循环前后古建筑青砖的冲击损伤研究

Study on Impact Damage of Ancient Building Grey Bricks Before and After Freeze‒thaw Cycles

摘要

针对内蒙古地区古建筑长期遭受冻融循环和风沙颗粒冲击损伤的问题，以内蒙古隆盛庄古建筑青砖砌体为研究对象，利用模拟自然环境下工程材料耐久性损伤的试验系统和自动球压冲击仪，对冻融循环前后古建筑青砖的冲击损伤行为进行研究，并利用数字图像相关技术（DIC）分析青砖压痕区应变场分布规律；通过计算动态硬度和恢复性系数来分析青砖的弹塑性特征；应用超景深三维显微镜和扫描电子显微镜研究其冲击损伤形貌及损伤机理。结果表明：随冲击高度的增加，青砖的冲击荷载峰值和二次冲击荷载峰值呈先平缓后快速增长的趋势，而冻融循环会导致青砖受冲击时的荷载峰值增大，二次冲击荷载峰值减小；青砖损伤区应变以冲击中心为原点向四周呈环形扩散分布，冻融循环使得青砖压痕中心区域的径向应变明显增大，同时压痕损伤面积不断扩大；动态硬度和恢复性系数随冲击高度的增加呈递减趋势，冻融循环导致青砖抵抗塑性变形能力降低，动态硬度和恢复性系数逐渐减小；冲击荷载作用下，青砖表面会形成球冠状小坑，冻融循环后青砖内部结构变得疏松软脆，导致表面损伤区压痕形貌参数不断增大。

Abstract

Objective This study selects grey brick masonry from ancient structures in Longshengzhuang, Inner Mongolia, as the research object to address the issues associated with long-term freeze‒thaw cycles and impact-induced damage to sand particles in ancient buildings in Inner Mongolia. Ball pressure impact tests conducted on grey bricks before and after freeze‒thaw cycles are utilized to investigate the impact damage behavior of grey bricks in ancient buildings. Methods An engineering material durability damage testing system simulating natural environmental conditions and an automatic ball drop impact apparatus were utilized to conduct ball pressure impact tests on ancient building grey bricks before and after freeze‒thaw cycling. The digital image correlation (DIC) technique was applied to analyze strain field distributions within the indentation zones of the bricks. Dynamic hardness and coefficients of restitution were calculated to evaluate elastic‒plastic behavior. In addition, ultra-depth three-dimensional microscopy and scanning electron microscopy were employed to observe damage morphology and to investigate underlying damage mechanisms. Results and Discussions As the number of freeze‒thaw cycles increased, the apparent hardness, compressive strength, elastic modulus, and Poisson's ratio of the grey brick samples showed a declining trend. The impact process of ancient building grey bricks was divided into two stages. In the first stage, the brick surface was compressed under ball impact, and the impact load rapidly increased to its peak value. In the second stage, elastic deformation of the brick generated an impulse force acting on the ball, which appeared as a secondary rise in the impact load time curve. With increasing impact height, both the peak load and secondary rebound force initially increased gradually and then increased rapidly, while the time interval associated with secondary impact was extended. Under identical impact heights, freeze‒thaw cycling caused an increase in peak impact load, whereas the secondary rebound time and secondary impact peak load continuously decreased. Without freeze‒thaw cycling, the peak load and secondary rebound peak load were 1 240.1 N and 380.4 N, respectively. After 10 freeze‒thaw cycles, the peak impact load increased by approximately 22.3%, while the secondary rebound peak load decreased by approximately 26.4%. These effects became more pronounced after 20 cycles. Following 50 freeze‒thaw cycles, the surface impact peak load increased by approximately 92.2%, and the secondary impact peak load decreased by approximately 63.9%, accompanied by a significant reduction in the secondary impact time interval. After impact loading, strain within the damaged zone exhibited a ring-shaped diffusion pattern centered on the impact location, and radial strain decreased with increasing distance from the impact center. At impact heights of 23, 27, 31, 35, and 39 cm, the maximum radial strains were 3 531, 4 972, 5 780, 7 861, and 9 231, respectively. At identical impact heights, increasing numbers of freeze‒thaw cycles caused the radial strain in the central indentation region to increase by 729 to 5 490. Before 20 freeze‒thaw cycles, strain increases at the indentation edges were minimal, whereas after 20 cycles, edge strain increased significantly relative to earlier stages. The dynamic hardness and coefficient of restitution of ancient building grey bricks decreased as impact height increased. At an impact height of 23 cm, these values were 53.29 MPa and 0.41, respectively, while at 39 cm, they decreased to 31.65% and 24.39% of their initial values, respectively. Under identical impact heights, increasing freeze‒thaw cycles reduced the bricks' resistance to plastic deformation, and both dynamic hardness and coefficient of restitution progressively declined. Without freeze‒thaw cycling, dynamic hardness and coefficient of restitution were 53.29 MPa and 0.41, respectively. After 50 freeze‒thaw cycles, these values decreased to 54.91% and 34.15% of their original values. Under impact loading, the surface of the ancient building's grey bricks formed spherical crown-shaped indentations, with particle shedding observed around the indentation. Freeze‒thaw cycling caused surface pulverization, spalling, and cracking, while internal pore structures gradually expanded and became larger and more rounded, reducing resistance to plastic deformation. After impact loading, indentation depth, diameter, surface area, and volume increased progressively; the indentation surfaces became rougher, and particle shedding occurred within the impact pits. Unfrozen bricks exhibited the smallest indentation damage zones in terms of depth, area, and volume, indicating the highest resistance to plastic deformation. After 50 freeze‒thaw cycles, indentation depth and diameter increased by 51.26% and 15.66%, respectively, compared to the unfrozen condition. The experimental results provided valuable guidance for durability assessment, protection strategies, and restoration practices for ancient buildings in Inner Mongolia. Conclusions Freeze‒thaw cycles significantly deteriorate the mechanical properties and impact resistance of grey bricks used in ancient buildings, leading to reduced dynamic hardness, decreased coefficient of restitution, and increased surface damage under impact loading. The experimental results provide valuable insights for durability assessment and for the development of protection and repair strategies for ancient buildings in Inner Mongolia.

Graphical abstract

关键词

古建筑青砖 / 冲击荷载 / 冻融循环 / DIC / 应变云图 / 损伤机理

Key words

ancient building grey brick / impact load / freeze‒thaw cycle / digital image correlation(DIC) / strain cloud diagram / damage mec-hanism

本刊网刊

古建筑是中国历史文化遗产的重要组成部分，是中华民族传统文化的重要代表。内蒙古地区分布约1 500处古建筑，且大多为砌体结构，建筑材料多采用青砖材料。内蒙古地处严寒地区，该地古建筑长期经历冻融循环作用，青砖墙体表面出现粉化、剥落以及开裂等现象。内蒙古地区分布有4大沙漠^[1]，当遇到大风或者强风等气候条件下极易引起沙尘天气，沙尘环境下，青砖墙体易受到风沙等，硬质颗粒的冲击，表面出现裂缝甚至破损剥落，导致墙体有效截面面积减小，承载力下降，严重影响其安全性。

关于古建筑青砖材料的研究，一方面集中在青砖原构件的物理力学性能^[2]、病害种类^[3‒4]、病害原因^[5‒6]、检测技术^[7‒8]、修复方式^[9‒10]的研究；另一方面，相关学者以不同区域环境为研究背景，通过室内模拟试验^[11‒12]，从宏观^[13‒14]和微观^[15‒18]两个角度探究青砖材料在冻融循环、盐侵蚀、干湿循环单一或复合作用下的劣化规律和损伤机理，并对青砖材料在实际环境中的寿命进行预测。对于颗粒材料的接触、碰撞问题的研究大多集中在复合材料、金属，以及陶瓷玻璃等领域^[19‒22]，主要从试验研究^[23‒24]、理论分析^[25‒26]以及数值模拟角度^[27‒28]探究材料的抗冲击性能。数字图像相关技术与传统测量变形的方法相比，具有非接触、全场测量、高精度等优点，同时能够给出试件在加载过程中任意区域和任意一点的全场变形的信息，目前在混凝土、岩石^[29‒31]等领域中有了一定的应用。然而，针对颗粒材料对古建筑青砖冲击损伤特性的研究较为缺乏，尤其是将数字图像相关方法应用于古建筑青砖材料的冲击损伤方向的研究尚未见报道。

基于此，本文以内蒙古隆盛庄古建筑青砖砌体为研究对象，通过冲击球压法研究冻融循环前后古建筑青砖受冲击荷载作用下的劣化规律与损伤机理。研究结果为内蒙古地区古建筑青砖砌体的保护与修缮提供理论依据。

1 试验及理论分析

1.1 试验材料

隆盛庄位于内蒙古自治区乌兰察布市丰镇东北部，2014年被列为第六批中国历史文化名镇。由于隆盛庄青砖墙体在自然环境中经历百年侵蚀，青砖的物理、力学性能发生了不同程度的退化，加之现存的古青砖具有极高的历史文化价值，故依据《文物建筑维修基本材料 青砖》（WW/T0049—2014）中古建筑修复的选材原则，采用内蒙古呼和浩特鸿宇古建出售的仿古青砖，该青砖以黏土为原材料，采用传统生产工艺烧制而成，如图1所示。对比隆盛庄古青砖和仿古青砖的矿物成分（图2）和基本性能（表1）可知，二者具有相似性，故可采用该仿古青砖代替古青砖进行研究。

1.2 试验方法及设备

依据《文物建筑维修基本材料 青砖》（WW/T 0049—2014）进行冻融循环试验，青砖试样先放入10～20 ℃的水中浸泡24 h，用湿布擦去表面水分后放入冻融箱内进行冻融循环试验，试件间隔大于20 cm，在-15～-20 ℃的冻融箱冻融3 h，然后放入10～20 ℃的水中融化2 h，此为一个冻融循环。冻融循环设置有0、10、20、30、40、50次，每10次循环后测试青砖的表观硬度、抗压强度、弹性模量和泊松比。青砖试样的尺寸为100 mm×100 mm×50 mm。

冲击试验采用自主研发的自动冲击球压仪，通过球头上力学传感器对冲击过程中的冲击力进行实时采集并输出到相匹配的测试软件，自动冲击球压仪如图3所示。试件冲击高度选择23.0、25.0、27.0、29.0、31.0、33.0、35.0、37.0、39.0 cm共9个冲击高度，每个试件设置6个冲击点，且测试点与试样边缘距离大于2.5 cm，各测点间距大于3.0 cm，冲击球头选用半径为5 mm的碳化钨小球，其弹性模量和泊松比分别为600 GPa、0.15。同时，利用3D‒DIC非接触式全场形变测试系统测试青砖在冲击荷载作用下的位移场和应变场，该系统由两个CCD相机、两个光源以及VIC‒3D图像分析系统组成。冲击试验后通过VHX‒7000型超景深三维显微镜和扫描电子显微镜量测青砖表面损伤形貌。

1.3 力学性能试验

依据《文物建筑维修基本材料 青砖》（WW/T 0049—2014）对青砖材料进行表观硬度、抗压强度、弹性模量以及泊松比的测定，结果如表2所示。根据表2中数据，绘制各参数随冻融循环次数的分布曲线，如图4所示。由图4可知，随冻融循环次数的增加，青砖试样的表观硬度、抗压强度、弹性模量以及泊松比呈递减趋势。

1.4 冲击球压理论分析

青砖受沙粒冲击过程中，沙粒体积远小于青砖，可在分析中将青砖视为表面连续的半无限体，风沙粒子冲击青砖表面属于瞬时荷载，摩擦消耗的能量可以忽略不计，满足赫兹接触理论假设。则依据赫兹接触理论^[32]将弹性压缩阶段看成刚性球体与弹性半空间体的接触问题。假设一个质量为m、半径为r、弹性模量为E_{\mathrm{1}}、泊松比为V_{\mathrm{1}}的刚性小球垂直冲击一个弹性模量为E、泊松比为V的弹塑性半空间体材料表面，冲击过程中产生的冲击荷载为P，形成的压痕深度和压痕直径分别为d和\mathrm{2}a。冲击球压模型如图5所示。

由图5可知，接触压力分布为：

P(r)=\frac{\mathrm{3}P}{\mathrm{2}\mathrm{\pi }{a}^{\mathrm{2}}}{\left[\mathrm{1}-{\left(\frac{r}{a}\right)}^{\mathrm{2}}\right]}^{\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{2}}}（1）

式中，P(r)为接触压力。

当r=0时，接触压力达到最大：

P_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}=\frac{\mathrm{3}P}{\mathrm{2}\mathrm{\pi }{a}^{\mathrm{2}}}（2）

法向冲击荷载值与法向压缩量的关系P(\delta )可表示为：

P(\delta )=\frac{\mathrm{4}}{\mathrm{3}}{E}^{\mathrm{*}}\sqrt[]{R}{\delta }^{\frac{\mathrm{3}}{\mathrm{2}}}（3）

式中：E^{\mathrm{*}}为接触系统的有效弹性模量，\mathrm{1}/E^{\mathrm{*}}=(\mathrm{1}-V_{\mathrm{1}}^{\mathrm{2}})/E_{{}^{\mathrm{1}}}+(\mathrm{1}-V^{\mathrm{2}})/E；R为压痕半径；\delta为法向压缩量。

当压缩量\frac{\mathrm{d}\delta }{\mathrm{d}t}=\mathrm{0}时，法向压缩变形量达到最大值：

{\delta }_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}={\left(\frac{\mathrm{15}m{v}^{\mathrm{2}}}{\mathrm{16}{E}^{\mathrm{*}}\sqrt[]{R}}\right)}^{\frac{\mathrm{2}}{\mathrm{5}}}（4）

式中，v为冲击速度。

则最大法向冲击荷载值为：

p=\frac{\mathrm{4}}{\mathrm{3}}{E}^{\mathrm{*}}{R}^{\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{2}}}{\left(\frac{\mathrm{15}m{v}_{\mathrm{i}\mathrm{n}}^{\mathrm{2}}}{\mathrm{16}E\sqrt[]{R}}\right)}^{\frac{\mathrm{3}}{\mathrm{5}}}（5）

式中，v_{\mathrm{i}\mathrm{n}}为冲击球头初始接触青砖表面时的速度。

1.5 理论模型与试验结果对比分析

图6为青砖受冲击时的冲击荷载随冲击高度的变化规律。由图6可知：理论值与试验值整体变化趋势相同，即随冲击高度的增加，冲击荷载呈递增的趋势，但理论值变化基本呈线性增长趋势；试验值随冲击高度的增加，表现出缓慢增大—迅速增大的变化趋势。这是因为理论模型中的接触体为均匀的线弹性体，所以冲击能量转化为接触体表面能量的占比是固定的，故理论值基本呈线性增长；而在试验过程中，由于各种试验因素的影响，冲击能量转化为试样表面的能量不固定，较低冲击高度作用下，冲击能量转化为试样表面的能量较少，而超出一定高度后冲击能量转化为试样表面的能量会增多，因此当冲击高度较大时，试验值会迅速增大。

2 试验结果与分析

2.1 青砖的接触损伤分析

2.1.1 冲击荷载‒时程曲线分析

图7为不同冲击高度下青砖的冲击荷载‒时程曲线。每组试件的冲击过程是独立的，因此，对每组荷载的横坐标按照冲击高度的增加进行错位调整，避免9组荷载值堆叠在一起。

由图7可知，青砖受冲击的过程可分为两个阶段：第Ⅰ阶段，在球头冲击作用下青砖表面被压缩，此时冲击荷载迅速上升，当冲击速度为0时，冲击荷载达到峰值；第Ⅱ阶段，青砖发生弹性变形后会给球头1个冲量，表现为冲击荷载‒时间曲线的二次增长。青砖冲击荷载峰值和二次回弹力值随冲击高度的增加表现为先缓慢后快速增长的趋势，同时二次回弹的时间间隔延长。由于青砖表面具有一定的弹性变形能力，冲击能量一部分转化为青砖表面的弹性势能，因此，当冲击高度较低时，荷载峰值增长较缓慢；随冲击高度的增加，冲击球头的重力势能和弹簧的弹性势能提供的冲击动能会增大，因此青砖冲击荷载峰值和二次回弹力值较之前增长明显，同时由于球头二次回弹的时间间隔与二次冲击的荷载有关，故二次冲击的时间间隔随冲击高度的增加而延长。

2.1.2 冲击应变场分布规律

图8不同冲击高度下青砖压痕区域径向应变云图，展示在不同冲击高度（23、27、31、35、39 cm）下青砖压痕区域径向应变的变化分布，h为冲击高度。

由图8可知，在冲击荷载作用下，青砖压痕的径向应变以冲击中心为原点向四周呈环状扩展分布，且损伤区域的应变随距冲击中心距离的增大而减小。为了更好地描述压痕区域径向应变的分布情况，从冲击中心区域开始，沿径向取点于压痕边缘，不同冲击高度下试样冲击压痕径向应变分布如图9所示。由图9可知，当冲击高度为23、27、31、35、39 cm时，压痕径向应变最大值分别为3 531、4 972、5 780、7 861、9 231。由此可见，青砖试样压痕中心区的径向应变随冲击高度的增加呈递增的趋势，且压痕损伤区域的面积也逐渐增大。这是因为在冲击荷载作用下，压痕中心区是青砖表面破坏的危险区域，当冲击高度增大时，冲击中心区域在拉、压、切等复杂应力作用下形变量会逐渐增大，同时压痕边缘所受的挤压力也会增大，因此压痕中心处应变与压痕面积逐渐增大。

2.1.3 冲击表面弹塑性特征

在冲击荷载作用下青砖会发生弹塑性变形，因此采用能量转化法对冲击过程进行分析。动态硬度和恢复性系数是评价冲击过程中材料抗冲击变形和弹性恢复能力的参数，其中，动态硬度反映材料在冲击荷载作用下抗塑性变形能力的强弱，恢复性系数反映材料在冲击荷载作用下弹性恢复能力的高低。

根据Tabor^[33]理论，材料的动态硬度H_d表示为：

H_{\mathrm{d}}=\frac{U-U_{\mathrm{E}}}{V_{\mathrm{c}}}（6）

U=\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{2}}m{v}_{\mathrm{i}\mathrm{n}}^{\mathrm{2}}（7）

U_E={\int }_{\mathrm{0}}^a\frac{\mathrm{3}{P}^{\mathrm{2}}}{\mathrm{2}{a}^{\mathrm{6}}{E}^{\mathrm{*}}}{\delta }^{\mathrm{4}}=\frac{\mathrm{3}{P}^{\mathrm{2}}}{\mathrm{10}a{E}^{\mathrm{*}}}（8）

式（6）～（8）中，U、U_{\mathrm{E}}及V_{\mathrm{c}}分别为总动能、弹性变形能及粒子冲击材料形成的损伤体积。

式（6）可表示为：

H_{\mathrm{d}}=\frac{U-U_{\mathrm{E}}}{V_{\mathrm{c}}}=\frac{\frac{m{v}_{\mathrm{i}\mathrm{n}}^{\mathrm{2}}}{\mathrm{2}}-\frac{\mathrm{3}{P}^{\mathrm{2}}}{\mathrm{10}a{E}^{\mathrm{*}}}}{V_{\mathrm{c}}}=\frac{\mathrm{5}m{v}_{\mathrm{i}\mathrm{n}}^{\mathrm{2}}a{E}^{\mathrm{*}}-\mathrm{3}{P}^{\mathrm{2}}}{\mathrm{10}{V}_{\mathrm{c}}a{E}^{\mathrm{*}}}（9）

岳汉威^[19]基于牛顿定理提出用恢复性系数来描述材料弹性恢复能力。球头回弹的能量U_{\mathrm{R}}来源于材料的弹性变形能，则恢复性系数e可表示为：

e=\sqrt[]{\frac{U_{\mathrm{R}}}{U}}=\sqrt[]{\frac{U_{\mathrm{E}}}{U}}=\sqrt[]{\frac{\mathrm{3}P}{\mathrm{5}a{E}^{\mathrm{*}}m{v}_{\mathrm{i}\mathrm{n}}^{\mathrm{2}}}}（10）

图10为不同冲击高度下青砖的动态硬度和恢复性系数。由图10可知：青砖的动态硬度和恢复性系数随着冲击高度的增大呈递减的趋势，当冲击高度在23 cm时，青砖的动态硬度和恢复性系数分别为53.29 MPa、0.41；当冲击高度达到39 cm时，青砖的动态硬度和恢复性系数分别减小至原来的31.65%和24.39%。这是因为青砖属于弹塑性材料，具有一定的弹性变形能力，因此当冲击高度较低时，动态硬度的数值较大；随着冲击高度的增加，材料很快进入塑性变形阶段，且青砖塑性变形量不断加大，青砖的动态硬度值逐渐降低。恢复性系数反映了材料受冲击作用时的弹性恢复能力和能量转换的能力，且与动态硬度值有对应关系。因此，随着冲击高度的增加，表面损伤程度变大，青砖的恢复性系数逐渐减小。

2.2 冻融循环作用后青砖的接触损伤分析

2.2.1 冻融试样损伤劣化分析

图11为不同冻融循环次数作用后青砖表观劣化图。由图11（a）和（b）可知：当冻融循环次数较少时，青砖试样表面无明显变化；冻融循环20次时，青砖边缘开始出现粉化、轻微脱落现象，进而导致试样的四周棱角变得圆润（图11（c））；冻融循环30次时，青砖边缘开始出现层剥现象，并随冻融次数的增加，青砖表面裂缝不断延伸扩展（图11（d））；当冻融循环50次时，试样表面出现块状脱落现象。

图12为不同冻融循环次数作用后青砖的微观形貌。由图12可知，未冻融的青砖试件内部颗粒排列较为紧密，孔隙较少且无明显裂纹，整体结构致密性较好，随冻融循环次数的增加，青砖内部的胶凝材料会不断分解、流失，内部出现腐蚀凹坑和颗粒状物质，并且在反复的冻胀和溶解作用下，青砖内部孔隙结构逐渐扩张，出现较多大而圆的孔隙，如图12（a）～（d）所示。

2.2.2 冲击荷载‒时程曲线分析

图13为青砖在不同冻融循环次数下的冲击荷载‒时程曲线，冲击高度选择31 cm。

由图13可知，随冻融循环次数的增加，冲击的峰值荷载呈递增趋势，二次回弹力值和二次冲击的时间间隔逐渐减小。未冻融时，青砖表面的峰值荷载和二次回弹峰值荷载分别为1 240.1、380.4 N；当冻融循环10次时，青砖的冲击荷载峰值增加约22.3%，二次回弹荷载峰值下降约26.4%，同时二次冲击的时间间隔会缩短，冻融循环20次以后变化显著；当冻融循环50次时，青砖表面的冲击荷载峰值增加约92.2%，二次冲击的荷载峰值下降约63.9%，二次冲击的时间间隔下降更明显。这是由于在冻融循环初期，青砖内部密实程度变化不大，当冻融循环20次以后，青砖表面结构破坏较为严重，内部空洞数量明显增多，进而导致青砖表面弹性变形能力降低，因此青砖的冲击荷载峰值增长迅速，二次回弹的力值逐渐减小，二次冲击的时间间隔不断缩短。

2.2.3 冲击应变分布规律分析

图14、15为冻融循环0、10、20、30、40、50次后青砖冲击压痕应变云图和应变分布，冲击高度为31 cm。

综合分析图14、15可知：在相同冲击荷载作用下，青砖压痕中心区域的径向应变增加了729～5 490；冻融循环20次之前，青砖压痕边缘应变增量较小，20次以后，压痕边缘应变较之前增长明显。这是因为在冻融循环初期，青砖表面弹性变形能力较大，在冲击荷载作用下，材料会吸收相对较多的冲击动能，而随着冻融循环次数的增加，青砖内部结构变得疏松软脆，在冲击荷载作用下，青砖表面裂纹扩展路径较多，冲击能量更多地转化为试样表面损伤的能量，进而导致青砖压痕区域应变量增大。

2.2.4 冲击表面弹塑性特征分析

图16为不同冻融循环次数作用下青砖的动态硬度和弹性恢复性系数。

由图16可知：未冻融时，青砖表面塑性变形量较小，此时的动态硬度值为53.29 MPa；冻融循环作用后，青砖表面会出现起皮、粉化以及剥落等现象，在冲击荷载作用下，青砖表面损伤区域较大，因此，动态硬度值随冻融循环次数的增加而逐渐减小，当冻融循环50次时，青砖的动态硬度降低为原来的54.91%。冻融循环会使青砖表面密实程度降低，进而导致青砖表面抗塑性变形能力降低，因此恢复性系数呈相同的递变规律。

2.3 冲击球压表面损伤形貌与损伤机理分析

2.3.1 冲击荷载作用下青砖表面压痕特征分析

利用VHX6000型超景深三维显微镜对青砖表面的压痕进行定量化采集，通过VHX6000型超景深三维显微镜对压痕形貌的二维、三维形貌进行分析以及对压痕几何参数进行量测。图17分别为青砖在31 cm冲击高度下的2D轮廓、3D剖面图。图17（a）图片尺寸为5 344.65 μm×5 544.10 μm。由图17可知，青砖在冲击荷载作用下会形成球冠状小坑，且相同半径的轴向同心圆其压痕离面位移沿径向呈环形分布。图17（b）为压痕3D剖面，通过对压痕3D轮廓进行剖切可精确得到压痕的深度、直径、表面积以及体积分别为247.15 μm、3 912.74 μm、11.13 mm²及1.21 mm³。

表3为不同冻融循环作用后青砖表面压痕损伤区域的三维参数。由表3可知：在相同冲击荷载作用下，未冻融的青砖的压痕损伤区深度、面积和体积最小，表面抗塑性变形能力最强；而冻融循环作用后，青砖表面出现粉化、剥落以及开裂等现象，当冻融循环50次时，青砖的压痕深度、直径较未冻融时分别增加了51.26%、15.66%。因此，青砖表面的劣化会加剧压痕3维参数的增长，且随冻融循环次数的增加表面损伤程度逐渐变大。

2.3.2 青砖损伤机理分析

图18不同冻融循环次数下青砖表面三维压痕形貌图，冲击高度选择31 cm。

由图17可知，在冲击荷载作用下，青砖表面出现明显的塑性变形特征，冲击区域会产生球冠状压痕，且压痕直径随冻融循环次数的增加呈递增的趋势。未冻融的青砖在冲击荷载作用下形成的损伤区域较完整，损伤区形状为圆球形凹痕；当冻融循环10次时，青砖受冲击后其表面的压痕区域变得粗糙，这是冻融循环作用使得青砖内部矿物成分与胶结材料的连接性降低，进而导致压痕周围在冲击拉压力作用下挤出较多的颗粒物，压痕边缘出现剥落现象（图18（b））；冻融循环30次以后，压痕边缘出现剥落现象，且青砖损伤区压痕尺寸明显增大（图18（c）～（d））。这是由于材料表面和内部结构的不同，在相同冲击荷载作用下损伤的情况也不相同，对于未冻融时青砖内部结构密实无明显缺陷，在冲击荷载作用下，青砖表面抗塑性变形能力较强，产生的塑性变形最小，因此形成的冲击坑较浅；冻融循环会导致青砖内部孔隙和微裂缝数量增多，在冲击荷载作用下，裂缝扩展的路径增多，冲击能量更多地转化为试样表面损伤的能量，因此在冲击坑内部会出现颗粒脱落现象，且压痕深度和半径增大。

3 结 论

1）随着冲击高度的增加，青砖受冲击时的荷载峰值和二次回弹力值表现为先平缓后快速增长的趋势，二次冲击的时间间隔延长；当冲击高度相同时，冻融循环导致青砖受冲击时荷载峰值增大，二次回弹的时间和荷载峰值不断减小，当冻融循环50次时，冲击荷载峰值增加了92.2%，二次冲击的荷载峰值下降了63.9%。

2）利用数字图像相关方法对青砖冲击后的应变场进行分析可得：青砖损伤区应变以冲击中心为原点向四周呈环形扩散分布，且径向应变随距离冲击中心距离的增大而减小；在相同冲击高度下，随冻融循环次数的增加，青砖压痕中心区域的径向应变增加了729～5 490，同时压痕损伤面积不断扩大。

3）通过对青砖材料动态硬度、恢复性系数定量化分析可知：青砖的动态硬度、恢复性系数随冲击高度的增加呈递减的趋势；在相同冲击高度下，随冻融循环次数的增加，青砖抗塑性变形能力降低，动态硬度、恢复性系数也表现出相同的递变规律。

4）利用超景深三维显微镜和扫描电子显微镜对青砖表面及压痕形貌进行分析可得：在冲击荷载作用下，青砖表面会形成球冠状压痕，压痕周围出现颗粒剥落现象；冻融循环会使青砖内部结构变得疏松软脆，进而导致其表面抗塑性变形能力降低，在冲击荷载作用下青砖压痕三维参数不断增大，且冲击坑内部会出现颗粒脱落现象，当冻融循环50次时，青砖的压痕深度、直径较未冻融时分别增加了51.26%、15.66%。

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基金资助

国家自然科学基金面上项目(12272190)

国家自然科学基金地方项目(11862022)

内蒙古直属高校基本科研业务费项目(JY20220017)

内蒙古直属高校基本科研业务费项目(JY20230098)

“英才兴蒙”工程人才团队项目