酸腐蝕作用對(duì)巖石的接觸變形和損傷的影響

岳漢威，馬振珠，包亦望

（中國(guó)建筑材料科學(xué)研究總院 中國(guó)建筑材料檢驗(yàn)認(rèn)證中心有限公司，北京，100024）

酸腐蝕作用對(duì)巖石的接觸變形和損傷的影響

岳漢威，馬振珠，包亦望

（中國(guó)建筑材料科學(xué)研究總院 中國(guó)建筑材料檢驗(yàn)認(rèn)證中心有限公司，北京，100024）

為了探索巖石受酸性環(huán)境腐蝕的非破壞性檢測(cè)方法，用沖擊球壓法研究花崗巖、大理石在質(zhì)量分?jǐn)?shù)為6%的鹽酸溶液中壓入深度?沖擊荷載關(guān)系、損傷半徑?拉應(yīng)力關(guān)系及接觸損傷的規(guī)律。將未受酸液作用的試樣進(jìn)行球壓試驗(yàn)后浸泡于酸液中進(jìn)行損傷區(qū)擴(kuò)展試驗(yàn)。對(duì)巖石壓痕損傷區(qū)的形貌特點(diǎn)進(jìn)行表征，闡明接觸損傷對(duì)巖石材料的潛在危害。研究結(jié)果表明：在鹽酸的持續(xù)作用下，花崗巖的表面彈性模量緩慢降低，大理石的表面彈性模量迅速降低，其中，90 d時(shí)花崗巖表面彈性模量下降52.7%；15 d時(shí)大理石表面彈性模量下降92.2%，未到90 d時(shí)，材料整體發(fā)生溶蝕；90 d時(shí)花崗巖的損傷區(qū)擴(kuò)展31.9%，而大理石的損傷區(qū)在15 d時(shí)擴(kuò)展了128.9%。

沖擊球壓；巖石；接觸損傷；表面彈性模量；損傷形貌

隨著工業(yè)化和城市化的飛速發(fā)展，工業(yè)和生活污水對(duì)地下工程以及酸雨對(duì)石碑、路面等結(jié)構(gòu)的腐蝕現(xiàn)象日益加劇。由于巖石是由顆粒或晶體相互膠結(jié)在一起的集合體，內(nèi)部存在著大量的初始微裂紋和缺陷[1]，當(dāng)環(huán)境中存在酸性介質(zhì)時(shí)，會(huì)在巖石孔隙和缺陷中滲透并與某些礦物晶體或顆粒發(fā)生不同程度的溶解和溶蝕，致使巖石的缺陷進(jìn)一步增加，巖石變得越發(fā)松散和脆弱。巖石在服役過(guò)程中除了受到化學(xué)介質(zhì)的作用外，車(chē)輛的碾壓、落體的沖擊以及沙塵暴現(xiàn)象等帶來(lái)的撞擊在所難免，此類(lèi)接觸作用會(huì)在構(gòu)件表面留下?lián)p傷區(qū)，伴隨物理化學(xué)侵蝕的作用，這些損傷區(qū)會(huì)不斷擴(kuò)展并合，最終導(dǎo)致構(gòu)件失效，嚴(yán)重影響人民的財(cái)產(chǎn)和人身安全。人們對(duì)酸環(huán)境影響巖石性能的研究起步較晚，陳四利等[1?2]較為系統(tǒng)地研究了花崗巖和石英在腐蝕性介質(zhì)中損傷和破裂的微觀過(guò)程及其力學(xué)性能；丁梧秀等[3]對(duì)酸腐蝕條件下白云巖單軸壓縮破壞時(shí)的裂紋擴(kuò)展和斷裂準(zhǔn)則進(jìn)行了研究；陳志城等[4]通過(guò)靜態(tài)球壓試驗(yàn)得到了酸腐蝕大理石和砂漿的壓痕應(yīng)力?應(yīng)變曲線和接觸損傷隨腐蝕時(shí)間變化的規(guī)律。上述研究存在以下幾個(gè)問(wèn)題：（1） 對(duì)于巖石這樣的多晶材料，相同的薄弱界面、粗糙晶粒和內(nèi)應(yīng)力提高了大裂紋的擴(kuò)展阻力，其長(zhǎng)、短裂紋的韌度是相反的，由于沿拉應(yīng)力方向上的晶面提供了更容易的開(kāi)裂路徑，從而使小裂紋的擴(kuò)展更容易[5]，因此，傳統(tǒng)斷裂試驗(yàn)方法不宜應(yīng)用于此類(lèi)接觸損傷問(wèn)題的分析；（2） 靜態(tài)球壓方法只能對(duì)加載速率緩慢的接觸損傷進(jìn)行定性分析，而巖石等材料在服役過(guò)程中由顆粒等介質(zhì)作用而產(chǎn)生接觸損傷的過(guò)程往往是動(dòng)態(tài)的，且接觸時(shí)間很短，短時(shí)間接觸損傷過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生很高應(yīng)變率，對(duì)這樣的情況利用靜態(tài)球壓法很難解決[6]；（3） 對(duì)于石碑、海洋和隧道這樣的工程，在服役過(guò)程中對(duì)其進(jìn)行取樣后拿到實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行測(cè)定的方法不能用于對(duì)全部工程進(jìn)行分析。由Carpinteri等[7]的研究可知，存在于巖石類(lèi)準(zhǔn)脆性材料中的不同脆性組分在荷載作用下對(duì)裂紋的擴(kuò)散非常有利，隨著荷載的升高，裂紋穿透速度呈對(duì)數(shù)形式增長(zhǎng)，當(dāng)荷載到達(dá)臨界值時(shí)裂紋急速擴(kuò)張。因此，不受環(huán)境條件限制且能反映材料在服役過(guò)程中受顆粒等介質(zhì)接觸損傷和表面力學(xué)性能變化的在線檢測(cè)有重要意義。沖擊球壓理論是赫茲接觸理論的重要分支[8]，其中，球與半無(wú)限體的沖擊已被用于評(píng)價(jià)材料的殘余應(yīng)力及塑性邊界等問(wèn)題。在所有評(píng)價(jià)材料表面性能的方法中，沖擊球壓法有以下特點(diǎn)：低能量狀態(tài)下對(duì)試件表面產(chǎn)生的損傷非常小，可以全面地模擬材料受顆粒沖擊時(shí)的行為，不會(huì)因?yàn)檫^(guò)程狀態(tài)量的復(fù)雜變化而受到制約，且具有精確的分析理論。目前，沖擊球壓方法已廣泛應(yīng)用于金屬、陶瓷等領(lǐng)域[9?11]，但在巖石等土建材料方面的應(yīng)用非常少[12]。在此，本文作者利用沖擊球壓技術(shù)，以質(zhì)量分?jǐn)?shù)為6%的HCl為腐蝕介質(zhì)，研究了長(zhǎng)期處于酸性環(huán)境下的花崗巖和大理石的接觸損傷機(jī)制。

1 沖擊球壓理論及損傷區(qū)受力分析

沖擊球壓法是將一個(gè)高彈性模量的小球無(wú)摩擦地與試件表面接觸，通過(guò)接觸荷載與接觸區(qū)尺寸之間的關(guān)系確定出試件表面力學(xué)性能的試驗(yàn)方法，各參數(shù)之間的關(guān)系由下式給出[12?13]：

式中：Pmax為最大接觸荷載；ρ為球頭的密度；R為球形壓頭的半徑；m和v分別為壓頭的質(zhì)量和臨近接觸面時(shí)的速度；v和v1分別為材料及壓頭的泊松比；E*為接觸系統(tǒng)的有效彈性模量；E和E1分別為材料及壓頭的彈性模量。沖擊球壓后產(chǎn)生的損傷區(qū)半徑a用下式表示：

接觸區(qū)邊緣的最大拉應(yīng)力反映了材料受沖擊作用時(shí)抵抗塑性變形的能力，其定義如下所示：

對(duì)式（3）進(jìn)行處理，可以得到材料表面彈性模量的表達(dá)式：

由動(dòng)力傳感器可以直接測(cè)得Pmax，a可利用數(shù)碼顯微鏡讀?。ň_至10?4mm），壓頭的泊松比和彈性模量以及試件的泊松比均為已知，因此，由式（5）可以近似地獲得材料受沖擊球壓時(shí)的表面彈性模量。需說(shuō)明的是：利用沖擊球壓法所測(cè)得的巖石彈性模量?jī)H代表材料表面局部的彈性模量，與整體彈性模量有較大的差別；隨著腐蝕的進(jìn)行，絕大多數(shù)材料整體的彈性模量幾乎沒(méi)有變化，而沖擊球壓法測(cè)得的彈性模量隨著腐蝕的進(jìn)行而減小。因此，沖擊球壓法用于評(píng)價(jià)材料在腐蝕作用下的表面損傷是較為敏感和可行的。

對(duì)于脆性材料，球壓作用在接觸面上產(chǎn)生的典型的應(yīng)力分布如圖1所示[13?14]。圖1（a）所示為接觸區(qū)半表面及側(cè)面的應(yīng)力線分布，其中：σ11和σ33分別為試件所受到的拉應(yīng)力和壓應(yīng)力，而周向應(yīng)力σ22在接觸區(qū)下方為拉應(yīng)力，接近于試件表面表現(xiàn)為壓應(yīng)力。σ11在徑向方向呈環(huán)狀分布，隨著與接觸中心距離的增大而減小，因此，在接觸區(qū)的邊緣σ11達(dá)到最大，當(dāng)σ11大于試件的臨界拉應(yīng)力時(shí)，裂紋沿著σ11應(yīng)力線擴(kuò)展，擴(kuò)展方向緊貼σ22的應(yīng)力線，并且在相反的方向形成表面環(huán)形裂紋，隨著σ11的衰減，表面環(huán)形裂紋迅速向下傳播，隨著σ33的方向而發(fā)展為一個(gè)完整的赫茲壓痕。由上述分析可知沖擊荷載產(chǎn)生的裂紋可以分為2部分[14]：（1） 由拉應(yīng)力而引起的環(huán)形裂紋，主要反映了材料的彈性行為；（2） 由拉壓應(yīng)力共同作用而引起的側(cè)向和徑向裂紋，主要反映了材料的彈塑性行為，通過(guò)對(duì)拉應(yīng)力和損傷尺寸關(guān)系進(jìn)行分析，可以定性地判斷受腐蝕后材料的彈塑性程度。

圖1（b）所示為接觸區(qū)應(yīng)力的分布方式和對(duì)應(yīng)的破壞區(qū)域。1區(qū)的破壞形貌近似銳角三角形，深度不大，距離受沖擊表面很近，隨著沖擊荷載的增大，損傷程度劇烈增加，宏觀環(huán)形裂紋往往在此區(qū)域產(chǎn)生，對(duì)應(yīng)的應(yīng)力區(qū)域?yàn)棰駞^(qū)（σ11＞σ22＞σ33=0，σ11為拉應(yīng)力，而σ33為壓應(yīng)力）；2區(qū)是位于沖擊軸向下方的環(huán)形區(qū)域，對(duì)應(yīng)的應(yīng)力區(qū)域?yàn)棰騾^(qū)，在純壓應(yīng)力的作用，材料晶界裂縫產(chǎn)生了無(wú)數(shù)的龜裂；3區(qū)主要由少量大的和彼此分離的、陡峭的裂紋構(gòu)成的位于內(nèi)表面的錐形裂紋面，這些裂紋偏離于沖擊表面而向材料內(nèi)部傳播，與之對(duì)應(yīng)的應(yīng)力區(qū)為Ⅲ區(qū)（σ11為拉應(yīng)力，σ22和σ33為壓應(yīng)力）和Ⅳ區(qū)（σ11和σ22為拉應(yīng)力，σ33為壓應(yīng)力），由于3區(qū)距沖擊表面較遠(yuǎn)，雖然存在以拉應(yīng)力為主應(yīng)力的情況，但是其量級(jí)比1區(qū)的低，因此，宏觀開(kāi)裂趨勢(shì)要比1區(qū)的小。

2 試驗(yàn)方法

本試驗(yàn)采用的巖石為黑紅色花崗巖和白色大理石，將其切割成長(zhǎng)×寬×高為100 mm×100 mm×25 mm的塊狀后投放到質(zhì)量分?jǐn)?shù)為6%的HCl溶液浸泡至規(guī)定齡期。利用化學(xué)滴定法和等離子體發(fā)射光譜法測(cè)得巖石的主要礦物成分及含量并以氧化物形式列出，見(jiàn)表1。

壓應(yīng)力使材料表面發(fā)生法向位移，但是，當(dāng)材料表面粗糙不平時(shí)，摩擦力將會(huì)抑制位移，此時(shí)的應(yīng)力修正值為[15]：

圖1 接觸區(qū)的應(yīng)力分布Fig.1 Distribution of stress in contact area

表1 巖石成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 1 Component of rock %

式中：μ和μ′分別為試件和小球的剪切模量，且隨著與靜摩擦力比值f/k的變化而變化。由于f/k難以確定，因此，在表面粗糙的情況下接觸理論將不再適用，需要對(duì)所有試件均進(jìn)行嚴(yán)格的打磨拋光，測(cè)點(diǎn)的選取盡量距試件邊緣較遠(yuǎn)，測(cè)點(diǎn)之間距離＞1 cm?？紤]到花崗巖和大理石遇酸后反應(yīng)程度的差異，設(shè)計(jì)不同的浸泡齡期，花崗石浸泡齡期分為3 h，1 d，5 d，15 d，45 d和90 d；大理石浸泡齡期分為5 min，1 h，1 d，5 d，10 d，15 d和20 d。每組3個(gè)試件，每個(gè)試件布置9個(gè)測(cè)點(diǎn)，剔除離散較大的測(cè)點(diǎn)，對(duì)結(jié)果進(jìn)行整理。與以往傳統(tǒng)的沖擊球壓不同的是：本試驗(yàn)采用的方法并不是通過(guò)壓頭運(yùn)動(dòng)速度、沖擊時(shí)間等參量與壓入深度等關(guān)系而建立分析條件[12,16?17]。由于沖擊過(guò)程的瞬時(shí)性和同種材料不同部位內(nèi)在組分和結(jié)構(gòu)不同，單一地對(duì)材料某一個(gè)部位進(jìn)行沖擊球壓所得到的物理量并不能完全反映整個(gè)材料表面的性能，因此，沖擊球壓作用下材料損傷區(qū)受到的拉應(yīng)力和壓痕半徑近似呈冪函數(shù)關(guān)系，考慮到各個(gè)測(cè)點(diǎn)受到的荷載不同以及材料本身的非均質(zhì)性，由這些測(cè)點(diǎn)構(gòu)成的圖像應(yīng)該是類(lèi)似于冪函數(shù)輪廓摻雜其他離散點(diǎn)構(gòu)成；材料表面產(chǎn)生的壓痕深度與荷載的關(guān)系精確地反映了材料表面抵抗法向變形的能力，對(duì)于理想的材料，其表面經(jīng)受沖擊荷載時(shí)產(chǎn)生的法向位移必然要小于被腐蝕、磨損材料的法向位移；結(jié)合前面的分析，壓痕損傷區(qū)的半徑r主要由拉應(yīng)力σ11的作用而產(chǎn)生；壓入深度d主要取決于σ22和σ33的貢獻(xiàn)，因此，結(jié)合拉應(yīng)力?壓痕半徑關(guān)系及沖擊荷載?壓入深度關(guān)系進(jìn)行分析，可以方便地對(duì)酸環(huán)境作用下巖石受顆粒沖擊后的損傷程度進(jìn)行評(píng)價(jià)。沖擊球壓所需參數(shù)見(jiàn)表2。球頭沖擊裝置為自行設(shè)計(jì)，其裝置與原理見(jiàn)圖2。

表2 試驗(yàn)材料參數(shù)Table 2 Parameters of experimental material

圖2 球頭沖擊裝置Fig.2 Instrument of sphere impacting

損傷區(qū)形貌利用日產(chǎn)VHX?600E型超景深顯微鏡進(jìn)行觀測(cè)。另外，對(duì)未浸泡溶液的試件進(jìn)行試驗(yàn)后，將損傷形貌較為規(guī)則的試件做好標(biāo)記，繼續(xù)在HCl溶液中浸泡，在每個(gè)齡期對(duì)損傷區(qū)的擴(kuò)展進(jìn)行測(cè)量。

3 結(jié)果與分析

3.1 腐蝕時(shí)間對(duì)壓入深度?荷載關(guān)系的影響

（a） 花崗巖；（b） 大理石

花崗巖和大理石的壓入深度?荷載關(guān)系曲線如圖3所示。從圖3可見(jiàn)：未腐蝕的花崗巖和大理石的壓入深度?荷載關(guān)系基本為直線，表現(xiàn)出彈性性質(zhì)，由于球頭沖擊產(chǎn)生的力不足以抵消材料本身的內(nèi)聚力，因而材料沒(méi)有發(fā)生完全斷裂；經(jīng)過(guò)一定時(shí)間的浸泡后，材料表面性能開(kāi)始劣化；當(dāng)荷載超過(guò)某一臨界值后，隨著深度的增加，荷載基本不變，甚至在腐蝕中后期下降，特別是以大理石更為明顯；隨著腐蝕時(shí)間的增加，花崗巖壓入深度?荷載關(guān)系的變化趨勢(shì)主要以平行于X軸方向發(fā)展為主，持續(xù)到大約90 d時(shí)基本趨于平衡，浸泡溶液顯黃色，基本無(wú)沉淀產(chǎn)生，將溶液滴在混凝土地面上可觀察到大量氣泡產(chǎn)生并伴有聲響；而大理石在15 d時(shí)已基本失去彈性，表面酥軟現(xiàn)象非常嚴(yán)重，腐蝕時(shí)間達(dá)到20 d時(shí)只剩下部分骨架，承載能力完全喪失，溶液中出現(xiàn)大量白色沉淀，滴落于混凝土地面上的液滴基本不產(chǎn)生氣泡：這是由于花崗巖的材質(zhì)比大理石致密，結(jié)晶取向沒(méi)有大理石那樣明顯，孔隙數(shù)量遠(yuǎn)遠(yuǎn)少于大理石的孔隙數(shù)量（圖4），組分中能與H+反應(yīng)的成分也沒(méi)有大理石的多（表1）。

圖4 未腐蝕前花崗巖和大理石表面Fig.4 Surface of granite and marble of before erosion

由圖3和式（3）得到了相應(yīng)的表面彈性模量，結(jié)果見(jiàn)表3。從表3可以發(fā)現(xiàn)：經(jīng)受酸液作用后，花崗巖和大理石表面力學(xué)性能均下降，以大理石下降的程度更加明顯。90 d后花崗巖彈性模量降低了52.7%，此時(shí)，試件承載能力仍然較好，這說(shuō)明酸液對(duì)其影響主要是表面力學(xué)性能的劣化，而整體力學(xué)性能變化較??；15 d后大理石的彈性模量降低了92.2%，20 d后，材料大部分溶解，無(wú)法對(duì)其更長(zhǎng)齡期的力學(xué)性能繼續(xù)測(cè)試，說(shuō)明酸液不僅破壞了其表面的力學(xué)性能，而且整體力學(xué)性能遭到了破壞。

3.2 腐蝕時(shí)間對(duì)拉應(yīng)力?損傷尺寸關(guān)系的影響

花崗巖和大理石受腐蝕時(shí)間作用下的拉應(yīng)力?損傷半徑關(guān)系如圖5所示。從圖5可見(jiàn)：球頭沖擊材料表面后，拉應(yīng)力促使損傷區(qū)域徑向擴(kuò)展，并且隨著損傷區(qū)半徑的增大而迅速減小從而轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)力；在不同腐蝕時(shí)間下，2種材料的拉應(yīng)力?損傷半徑關(guān)系都近似于冪函數(shù)輪廓，但是，花崗巖的近似關(guān)系要優(yōu)于大理石的近似關(guān)系。這是因?yàn)榛◢弾r中能與酸發(fā)生反應(yīng)的組分比大理石的少，隨著腐蝕的進(jìn)行和水的作用，其表面更多地發(fā)生了一定程度的軟化，酸腐蝕造成其表面材料的溶解現(xiàn)象不是很劇烈，因此，其致密性仍然較好。在不同腐蝕時(shí)間下，曲線的最初拉應(yīng)力?半徑關(guān)系曲線逐漸下降，說(shuō)明無(wú)論腐蝕與軟化程度如何，材料的表面力學(xué)性能均有劣化，這也印證了沖擊球壓方法對(duì)材料表面力學(xué)性能高敏感度。大理石的拉應(yīng)力?損傷半徑關(guān)系曲線中有一部分曲線呈上升趨勢(shì)，這是因?yàn)榇罄硎旧淼闹旅艹潭鹊陀诨◢弾r的致密程度，并且有大量的能與酸發(fā)生反應(yīng)的物質(zhì)，隨著這些物質(zhì)的溶蝕，其表面甚至內(nèi)部變得非常疏松，受沖擊作用時(shí)，球頭首先作用于其表面疏松層，并隨著荷載的增加，疏松層的損傷半徑增大；當(dāng)荷載繼續(xù)增大至一臨界值時(shí)，位于疏松層下方受腐蝕影響較弱的區(qū)域開(kāi)始發(fā)生損傷。

3.3 腐蝕時(shí)間對(duì)損傷區(qū)擴(kuò)展的影響

為了研究酸液對(duì)已有損傷區(qū)的影響，對(duì)未浸泡酸液的試件進(jìn)行球頭沖擊試驗(yàn)后，浸泡于酸液至相應(yīng)的齡期，測(cè)量壓痕損傷區(qū)擴(kuò)展的變化，結(jié)果見(jiàn)圖6。由圖6可知：花崗巖的壓痕損傷區(qū)在浸泡初期快速增加，15 d后增加了17.94%，隨后緩慢增加，到達(dá)90 d時(shí)，損傷區(qū)增加了32.8%，這是由于在H+和水的共同作用下，起初存于壓痕損傷區(qū)周?chē)臍堄鄳?yīng)力起到了主要的作用，當(dāng)殘余應(yīng)力釋放后損傷區(qū)繼續(xù)與酸液開(kāi)始非常緩慢的作用；大理石的壓痕損傷區(qū)在酸液中基本上以指數(shù)形式迅速擴(kuò)展，15 d時(shí)增加了128.9%，在未到20 d時(shí)，損傷區(qū)就遍及整個(gè)試件表面，由于大理石自身結(jié)構(gòu)沒(méi)有花崗巖的結(jié)構(gòu)致密，留在其損傷區(qū)的殘余應(yīng)力遠(yuǎn)沒(méi)有花崗巖的大，壓痕的擴(kuò)展主要以化學(xué)腐蝕為主，這也說(shuō)明了損傷區(qū)在酸環(huán)境的作用下對(duì)其整體性能的影響。盡管花崗巖損傷區(qū)浸泡于酸液中并沒(méi)有發(fā)生嚴(yán)重的擴(kuò)展，但是，由于其內(nèi)部可與酸反應(yīng)的組分逐漸消失，以及殘余應(yīng)力在不同相界面上釋放時(shí)產(chǎn)生的裂紋仍對(duì)以后的接觸損傷產(chǎn)生破壞性的危害。

表3 腐蝕不同時(shí)間的花崗巖和大理石的彈性模量及損失率Table 3 Elastic modulus and loss ratio of granite and marble eroded for different time

圖5 花崗巖大理石拉應(yīng)力?損傷半徑關(guān)系Fig.5 Relationship between tensile stress and damaged radii of granite and marble

圖6 壓痕隨浸泡齡期的擴(kuò)展Fig.6 Indentation expansion along with soaking age

3.4 巖石腐蝕前后的壓痕形貌特點(diǎn)

腐蝕后的表面形貌和腐蝕前后的壓痕形貌見(jiàn)圖7。從圖7可以看到：（1） 經(jīng)受酸液作用后，花崗巖表面局部被侵蝕，腐蝕形貌和孔隙清楚可見(jiàn)；大理石表面變得非常疏松，在晶粒上明顯觀察到受酸腐蝕作用后的痕跡；（2） 未被酸液腐蝕前，花崗巖的壓痕由一簇同心不同徑的環(huán)形裂紋構(gòu)成一個(gè)球冠形損傷區(qū)，損傷區(qū)周?chē)殡S有徑向裂紋的產(chǎn)生，且裂紋沿著不同相的界面擴(kuò)展；大理石的壓痕表現(xiàn)為1個(gè)球冠形的小坑，小坑內(nèi)壁上出現(xiàn)許多閃閃發(fā)光的小刻面，內(nèi)部的材料被壓實(shí)，邊緣的材料由于拉應(yīng)力的作用沿著晶粒邊界在徑向產(chǎn)生了裂紋；（3） 腐蝕結(jié)束后，由于表面劣化不均一，花崗巖的壓痕損傷區(qū)也不同于未損傷壓痕的特點(diǎn)，具體表現(xiàn)為：在未被腐蝕的表面上壓痕仍然為環(huán)形裂紋群組成的球冠小坑，小坑周?chē)牟牧嫌捎谑艿礁g破壞而變得疏松，膠結(jié)能力減弱，受拉應(yīng)力作用時(shí)發(fā)生了剝離，產(chǎn)生的徑向裂紋沿著相界面和被腐蝕區(qū)域薄弱面擴(kuò)展；大理石由于與酸發(fā)生了劇烈的反應(yīng)，消耗了大量的組分，在應(yīng)力的作用下壓痕小坑內(nèi)的材料得到了壓實(shí)，松散的結(jié)構(gòu)無(wú)法抵抗拉應(yīng)力的作用，壓痕沿著周向方向分離開(kāi)來(lái)，沿著法向方向貫穿下去。

通過(guò)壓痕區(qū)形貌特點(diǎn)的分析可知：酸環(huán)境不僅會(huì)降低花崗巖、大理石表面的美觀程度，更為重要的是，當(dāng)材料在酸環(huán)境和接觸損傷持續(xù)作用下，其表面局部力學(xué)性能甚至整體力學(xué)性能都將發(fā)生不可忽視的劣化。

圖7 巖石腐蝕表面及腐蝕前后壓痕形貌特點(diǎn)Fig.7 Surface after corrosion and indentation of rock before and after erosion

4 結(jié)論

（1） 花崗巖受酸性介質(zhì)作用后其壓入深度?荷載關(guān)系曲線隨著壓入深度的增大，荷載上升，后隨著壓入深度的增加，荷載不變；大理石的壓入深度?荷載關(guān)系曲線隨腐蝕的進(jìn)行逐漸下降；隨著腐蝕的進(jìn)行和損傷半徑的增加，花崗巖拉應(yīng)力迅速減小，未腐蝕前的低半徑高應(yīng)力狀態(tài)不復(fù)存在。大理石也有類(lèi)似的規(guī)律，但是，由于腐蝕作用劇烈，出現(xiàn)了部分上升曲線。

（2） 浸泡90 d的花崗巖其表面彈性模量降低52.7%，浸泡15 d的大理石其表面彈性模量降低92.2%。浸泡90 d的花崗巖壓痕尺寸增大32.8%，浸泡15 d的大理石的壓痕尺寸增大128.9%。

（3） 酸液作用后花崗巖由于其表面局部被酸液溶蝕和溶解，致使壓痕損傷區(qū)的形成不均勻，拉應(yīng)力產(chǎn)生的裂紋沿著這些薄弱地區(qū)和相截面得到擴(kuò)展；大理石的絕大多數(shù)組分參與了化學(xué)反應(yīng)，其結(jié)構(gòu)變得非常疏松，拉應(yīng)力使壓痕獨(dú)立于其余的表面，并且在法向方向發(fā)生了擴(kuò)展，這印證了酸對(duì)花崗巖和大理石接觸損傷的重要影響。

（4） 傳統(tǒng)的宏觀力學(xué)試驗(yàn)方法對(duì)巖石等材料受酸腐蝕的損傷不是很敏感，靜態(tài)條件下的球壓法只能在一定范圍內(nèi)對(duì)材料表面力學(xué)性能進(jìn)行有限的評(píng)價(jià)。球頭沖擊方法不但對(duì)巖石受酸腐蝕時(shí)的損傷變化比較敏感，而且能夠盡可能模仿服役過(guò)程中巖石材料受沖擊時(shí)的情況。因此，通過(guò)球頭沖擊方法可以方便、快速地對(duì)損傷變化過(guò)程中的巖石材料進(jìn)行表征和評(píng)價(jià)。

[1] 陳四利, 馮夏庭, 李邵軍. 化學(xué)腐蝕下三峽花崗巖的破裂特征[J]. 巖土力學(xué), 2003, 24（5）： 817?821.

CHEN Si-li, FENG Xia-ting, LI Shao-jun. The fracture behaviors of three gorges granite under chemical erosion[J]. Rock and Soil Mechanics, 2003, 24（5）： 817?821.

[2] Atkinson B K, Meredith P G. Stress corrosion cracking of quartz： A note on the influence of chemical environment[J]. Tectonophysics, 1981, 77（1/2）： 1?11.

[3] 丁梧秀, 馮夏庭. 化學(xué)腐蝕下裂隙巖石的損傷效應(yīng)及斷裂準(zhǔn)則研究[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2009, 31（6）： 899?904.

DING Wu-xiu, FENG Xia-ting. Damage effect and fracture erosion of rock with multi-preexisting cracks under chemical erosion[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2009, 31（6）： 899?904.

[4] 陳志城, 包亦望. 酸環(huán)境腐蝕對(duì)混凝土接觸變形和損傷的影響[J]. 建筑材料學(xué)報(bào), 2001, 4（3）： 244?249.

CHEN Zhi-cheng, BAO Yi-wang. Influence of environmental corrosion on concrete deformation and damage of concrete materials[J]. Journal of Building Materials, 2001, 4（3）： 244?249.

[5] Hock H K X, WEI Lan-hua, Nitin P, et al. Effect of microstructural coarsening on hertzian contact damage in silicon nitride[J]. Journal of Materials Science, 1995, 30（4）： 869?878.

[6] Subhash G, Maiti S, Geubelle P H, et al. Recent advances in dynamic indentation fracture, impact damage and fragmentation of ceramics[J]. J Am Ceram Soc, 2008, 91（9）： 2777?2791.

[7] Carpinteri A, Chiaia B, Invernizzi S. Numerical analysis of indentation fracture in quasi-brittle materials[J]. Engineering Fracture Mechanics, 2004, 71（4/6）： 567?577.

[8] Johnson K L. Contact mechanics[M]. London： Cambrige University Press, 1985： 340?369.

[9] Knight C G, Swain M V, Chaudhri M M. Impact of small steel spheres on glass surfaces[J]. Journal of Materials Science, 1977, 12（8）： 1573?1586.

[10] Constantinides G, Tweedie C A, Savva N, et al. Quantitative impact testing of energy dissipation at surfaces[J]. Experimental Mechanics, 2009, 49（4）： 511?522.

[11] Hussainova I, Kübarsepp J, Shcheglov I. Investigation of impact of solid particles against hard metal and cermet targets[J]. Tribology, 1999, 32（6）： 337?344.

[12] Momber A W. Damage to rocks and cementitious materials from solid impact[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering, 2004, 37（1）： 57?82.

[13] Iyer K. Relationships between multiaxial stress and internal fracture patterns in sphere-impacted silicon carbide[J]. International Journal of Fracture, 2007, 146（1/2）： 1?18.

[14] Lawn B R, Wilhaw R. Review indentation fracture： Principles and applications[J]. Journal of Materials Science, 1975, 10（6）： 1049?1081.

[15] Yoshio A. Spherical-impact danage and strength degradation in Si3N4-SiC composites[J]. Journal of Materials Science, 1990, 25（8）： 3439?3448.

[16] Hont T, Ooi J Y, Shaw B A. A numerical study of the residual stress pattern from single shot impacting on a metallic component[J]. Advance in Engineering Software, 2008, 39（9）： 743?756.

[17] Johnson K L, O’Connor J J, Woodward A C. The effect of the indenter elasticity on the hertzian fracture of brittle materials[J]. Proceedings of the Royal Society A, 1973, 334（1596）： 95?117.

（編輯 趙?。?/p>

Influence of acid corrosion on contact deformation and damage of rock

YUE Han-wei, MA Zhen-zhu, BAO Yi-wang
（China Building Materials Testing & Certification Center Limited Company, China Building Materials Academy, Beijing 100024, China）

The relation between press depth and impact load, damaged radii and tensile stress and contact damage of granite and marble in 6% （mass fraction） HCl solution were investigated by sphere impacting method aimed to explore the nondestructive testing method which applies to rock’s corrosion in acid environment. The press depth-impact load relation and damaged radii-tensile stress relation curves were investigated. The samples were sphere impacted and then soaked in HCl solution in another group of experiments. Moreover, the features of damage area were characterized and potential hazards of contact damage to rock materials were described. The results show that the surface elastic modulus of granite declines slowly while that of marble declines rapidly in persistent corrosion of HCl solution. The surface elastic modulus of granite decreases by 52.7% in 90 d and that of marble decreases by 92.2% in 15 d accordingly. The indentation of granite in 90 d enlarges by 31.9% and that of marble in 15 d enlarges by 128.9%.

sphere impact; rock; contact damage; surface elastic modulus; damage morphology

TU 502.6

A

1672?7207（2011）05?1282?08

2010?03?10；

2010?06?20

國(guó)家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃（“863”計(jì)劃）項(xiàng)目（2007AA03Z526）

馬振珠（1963?），男，安徽靈璧人，教授級(jí)高級(jí)工程師，從事建筑材料的表征與評(píng)價(jià)研究；電話：010-51167672；E-mail： mzz@ctc.ac.cn