古代砖砌体风化性能分析及风化程度评定

汤永净++赵红+叶真华+杨玉颖+邵振东

摘要：自然界中气温、降水的长期作用导致古代砖砌体风化，风化损伤材料和砌体力学性能。实验采用大气环境实验舱实现自然风化作用人工模拟，根据不同饱水度和冻融次数，实验舱设定了7种非饱水冻融工况，对7种工况影响下的砖、灰浆、砌体抗压、砌体抗剪试件试件强度变化规律进行实验分析。实验表明，饱水度是反映材料冻融性能的重要指标；不同饱水度下的冻融試件强度呈现先升后降的趋势；试件在饱水度为53%的冻融作用下，砌体构件具有最佳抗力；提出古代砖砌体构件风化程度评定标准。实验对古砖砌体结构保护工作具有指导和应用价值，定期评定古塔砌体风化程度，时刻掌握古塔构件结构安全性能的变化规律，科学保护古塔。

关键词：风化；风化系数；风化程；非饱水冻融；饱水度

中图分类号：TU522文献标志码：A文章编号：16744764（2017）03006708

Abstract：During long action of temperature and precipitation， ancient brick masonries were weathered. The experiment employed an environmental chamber to simulate natural condition. seven unsaturated freezethaw cases were designed to treat various specimens which are brick units， mortar cube， triple masonry and prism masonry. We carried out saturation degree measurement， compressive test and shear test to the various specimens in laboratory. The resules show that the saturation degree is one key factor to effect on material freezethaw resistance. The strength of specimens increaseed firstly with saturation degree and decreases after a certain saturation degree. The best compressive resistance of brick， mortar， and prism masonry was when the saturation degree is about 53%. Based on the weathering coefficient and specimen mechanical behavior， we suggested the evaluation standard of weathering degree for ancient brick masonry structures.

Keywords：weathering； weathering coefficient； weathering degree； unsaturated freezethaw， saturation degree

以砖塔为代表的古代砖砌体常年裸露于大自然中，因气温、降雨及季风等自然营力作用，许多古塔砌体由表及里呈现龟裂、疏松、粉化、表面剥落等不同风化症状。风化症状的出现反映了砌体材料性能劣化，严重劣化可导致砌体结构局部塌落。自然营力对古塔不同部位的作用是不均匀的：日照不同，塔身南部温度高于北部；风蚀不同，地理气候决定最大风向频率常常发生在塔身某固定侧面；干湿不同，塔基及下部塔体因地下孔隙水作用其含水率高于上部。当强度衰减低于材料的允许强度，风化严重的部位会产生屈服破坏、塔基不均匀沉降或塔身呈现倾斜。自然营力作用下的风化为“物理风化”，其作用力可以把块体岩石风化成碎石和土壤。地质学领域较早对自然界的风化现象进行关注和研究，用“风化系数”指标把岩石划分成不同风化程度[1]。一些文献把地质学领域的风化系数、风化程度等研究方法应用到古代砖石建筑的研究[24]。

“饱和系数”为砖物理特征值，与砖抵御周期性冻融的能力具有合理的关系[5]，反映砖的抗风化性能[6]；不同区域环境的风化影响用“风化指数”表示[6]，其定义为“日气温从正温降至负温或负温升至正温的每年平均天数与每年从霜冻之日起至消失霜冻之日止这一期间降雨总量（以mm计）的平均值乘积”。可见，“风化指数”概念中水的影响为极限饱水度以下的不同饱水度变量，温度的影响为冻融次数。砖抵御周期性冻融能力采用冻融后的强度衰减指标“抗冻性”表示，砖的抗冻性指标是指试件浸泡水中24 h冻融循环后强度、质量损失结果[6]，该冻融为饱水冻融。自然界中古塔实体24小时浸泡水中的几率是极小的，多数冻融为非饱水冻融。抗冻性反映砖力学性能的变化。砖样品无法满足力学性能实验要求时，可采用“孔径分布”变化反映砖的风化性能[7]“孔径分布”为砖的物理特征值，冻融状态下，砖孔径孔隙体积和“饱和系数”具有合理相关性。本实验购置了大量古砖，通过非饱水冻融作用下砖、灰浆及砌体试件抗冻性等力学性能实验及分析，研究古砖砌体力学性能变化。一些文献证明了被冻固体因饱水度不同其抗冻性能也不同：冻融状态下，当饱水度≥60%时，古砖的动弹性模量和相对动弹性模量数值呈现明显下降趋势；当饱水度<60%时，古砖动弹性模量和相对动弹性模量数值呈现稍有起伏的平稳状态；当饱水度为77.2%时，古砖呈现断裂[8]。材料含水量和冻融次数是影响砌体材料耐久性的外界重要因素[9]。Fagerlund[10]通过对实验数据分析提出了临界饱和理论，认为材料都有一极限饱水程度，大于极限饱水度时，容易产生冻胀破坏。由此看出，研究非饱水冻融作用下砖、灰浆及砌体力学性能变化规律对提高古塔抗风化能力具有针对性。由于古砖样品难以采集，也由于非饱水冻融实验当前没有列入标准规范，非饱水冻融对古代砖砌体性能影响的研究文献很少见报道。

实验采用大气环境实验舱实现砖、灰浆及各类砌体试件非饱水冻融作用的人工模拟，依据不同冻融次数和不同饱水度设置7种工况，借鉴岩石“风化系数”和“风化程度”的实验评定方法[1]，用“风化系数”表示非饱水冻融作用对材料及砌体的影响，用“风化程度”评定材料和砌体承载力的变化。本实验有利于研究风化过程对古代砖塔寿命的缓慢影响及维修保护，几十年或上百年后，當代的砌体结构也同样面临风化性能影响。

1实验方法

1.1样品信息及试件制作

砖为公元1823年建造的古民居实体外墙烧结砖，来自于中国山西，非文物建筑。古砖外观尺寸280 mm×140 mm×70mm，实测饱和系数数值为089。

灰浆选用广泛用于古代建筑修复的水硬性石灰、砂、水搅拌而成。其中石灰∶细砂=3∶7。石灰主要成分为二钙硅石（2CaO·SiO2）、消石灰Ca（OH）2；砂为细河沙。

依据文献[6]制作砖强度试件。把整砖切断均分为二，以断口相反方向叠放并用灰浆粘结（图1（a））；依据文献[11]制作灰浆试件，石灰和砂按照3∶7比例混合搅拌成型，试件尺寸为70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm（图1（b））；砌体抗压和抗剪试件依据文献[12]要求成型，成型前古砖先在水中浸润2 h，抗压砌体试件外形尺寸为420 mm×280 mm×870 mm（图 1（c））；抗剪砌体试件外形尺寸为280 mm×420 mm×180 mm（图1（d））；所有砌体试件灰缝厚度10 mm。砖饱水度试件为整块砖，尺寸280 mm×140 mm×70 mm，把1#饱水度试件（表1）和对应的砌体抗压、抗剪试件放在舱内相同位置。

1.2工况设定及非饱水冻融实验

设置7种工况反映不同冻融次数和不同饱水度对试件力学性能影响。各个工况砌体试件饱水度用相同位置的1#试件砖饱水度表示，每工况5次冻融循环。每工况成型1组试件，7种工况共7组，同时成型未冻融的标准比对试件1组，每组试件件数见表1。

采用大气环境实验舱实现各类试件非饱水冻融作用的人工模拟，见图2。表1中各类试件均置放于实验舱中，实验舱淋雨参数依据古民居所在区域的气候条件选定，温度参数依据文献6中“冻融循环”条文要求。

古民居区域年降雨量580 mm，最大雨滴直径4.7 mm[13]，年平均气温9.7 ℃[14]。大气环境舱模拟雨淋参数选用雨滴最大粒径4.7 mm，方向垂直向下，强度中挡1 mm/min，水温10 ℃。

所有试件的饱水度数值采用对应的1#试件测试结果。每次淋雨后立即测试砖含水量。由于古砖样品已经风化（饱和系数0.89），冻融35次后断裂，实验舱选定最大冻融次数35。

每次冻融循环过程：舱内冻结从-20 ℃计时，持续-20 ℃时间5 h，然后升温到+20 ℃，升温及持续时间3 h，然后1 h降温至10 ℃并持续淋雨2 h，表示一次冻融循环结束。每工况冻融循环次数5次。

舱内实验流程采用计算机控制，每工况控制程序为：雨淋—连续5次冻融循环。每工况结束后从舱内取出对应试件，35次冻融循环结束后舱内全部试件取出，所有舱内取出试件均置放于室内自然环境中。表1中的1#试件为砖饱水度测试试件，本实验中用砖饱水度测试值代表各类试件饱水度。

饱水度S为不同淋雨状态下的古砖含水量与浸水24 h古砖含水量比值，按公式（1）计算。Sn=mn-m01m24-m0（1）式中：mn为不同淋雨状态下的古砖湿质量；m24为浸水24 h古砖湿质量；m0为古砖烘至恒重的干质量；mn和m24均为古砖自由状态下的吸水量，和自然界淋雨后的古砖吸水状态具有可比性。

1.3各类试件强度实验

砖抗压强度和饱水度实验按照文献[6]要求进行；灰浆抗压强度按照文献[12]要求实验；砌体抗压强度、抗剪强度实验按照文献[12]要求进行。见图3。

根据材料强度预估砌体抗压试件破坏荷载，试件就位时四个侧面的竖向中线对准试验机轴线，预估破坏荷载值的20%区间内反复预压3～5次，每级加载时间1 min，恒载时间1 min，当裂缝急剧发展，试验机指针开始回退，试样破坏。

砌体抗剪强度试件为纯剪试件。试件和压力机上下压板接触的3个试件顶面均匀铺贴灰浆抹面，灰浆抹面应平整，灰浆平行面应保证垂直于抗剪灰浆通缝，3个灰浆抹面和压力机上下压板之间铺垫柔性垫片。

2实验结果

砖饱水度、各类试件强度实验值见表2。

本实验风化系数Kf由公式（2）确定。Kf=fi1Fi（2）式中：Fi为表2中各类试件中工况0强度数值；fi为表2中各类试件1～7工况对应强度数值。依据公式（2），风化系数数值见表3。

风化系数反映风化影响下砌体强度衰减程度，砌体强度衰减导致砌体构件抗力削弱，承载能力随之下降，本文用“风化程度”表示风化影响下的砌体构件抗力不同削弱程度。

依据风化系数的大小，参照“民用建筑可靠性鉴定标准中砌体结构构件安全性评级办法”[15]，把砌体构件的风化程度划分为未风化、基本未风化、风化、严重风化4种，分别用a、b、c、d表示。其中，a为“未风化”，表示安全度满足，砌体具有足够的承载力；b为“基本未风化”，表示安全度略低，尚不显著影响砌体承载力；c表示“已经风化”，表示安全度不满足要求 ，显著影响砌体承载力；d为“严重风化”，表示安全度严重不足，砌体结构承载力严重削弱，见表4。依据表4对本实验中7种工况试件实验结果进行评定，见表5。

3实验结果分析

3.1孔隙水和温度变化对材料风化性能影响

依据表2实验结果数值作图4。

由图4可以看出，灰浆和砖的抗压强度数值随着非饱水冻融作用呈现先增大后减少的趋势：工况1到工况2，饱水度由36%增加到53%，冻融下试件强度随之提高，风化系数也随之提高；工况3到工况4，饱水度数值稳定在52%～53%区间，冻融状态下的试件强度数值达到最大值区域，砖和灰浆的抗风化能力达到最佳状态；工况5到工况7，饱水度数值依次增大为69%、73.2%、77.2%，强度曲线呈现陡然降低趋势，达到工况7时，灰浆和砖强度为最小值，部分砖试件因冻胀呈现断裂。

Uranjek等[16]证明了潮湿状态下的现代砖、灰浆及砌体试件在50次冻融循环后初始抗压强度提高，和本实验结果具有相似性。遗憾的是，强度提高的机理需要进一步研究，文献很少有类似报道。笔者初步分析可能是材料的自愈作用或非饱水冻融导致硅酸盐材料的成分重新组合的结果，但这需要新的实验验证。

饱水冻融对砖耐久性影响的研究成果显著[1720]，非饱水冻融对砖耐久性影响的研究成果匮乏。非饱水冻融真实表征了自然界中温度和水对砖塔的实际影响。由于饱水冻融只是非饱水冻融的极限状态，本实验采用非饱水冻融作用研究风化对古代砖砌体力学性能变化影响十分必要。

3.2材料风化对砌体结构力学性能影响

非饱水冻融作用下，作为单一材料，砖和灰浆强度产生了如图4所示变化。在砌体结构中，砖和灰浆为组分材料，其各自组分强度F（b，j）决定砌体结构强度，按公式（3）和（4）计算。

式中：fb为古砖材料强度；fj为灰浆材料强度；fm为砌体强度；Fb为砖组分强度；Fj为灰浆组分强度；η（b，j）、ηb、ηj分别为砌体、砖和灰浆的强度贡献系数。

采用表2实验结果，依据公式（3）、（4）计算，组分强度及贡献系数见表6。由表6可以看出，工况1到工况3，砖和灰浆的组分强度均呈现上升趋势；工况3和工况4区间，Fb和Fj数值达到最大值区域；工况5到工况7，Fb和Fj数值呈现下降。砖和灰浆的组分强度同样呈现先升后降的趋势。

表6中砖组分强度Fb的平均强度为2.536 MPa，比工况0提高了7.2%，灰浆组分强度Fj的平均强度为1.538 MPa，比对应工况0提高了54.6%。

砖是多孔材料，体量大，受非饱水冻融影响也大，客观上凸显了灰浆组分强度的作用。另外，石灰的水硬性质也是导致灰浆组分强度显著提高的主要原因。

由于灰浆组分强度的显著提高其风化程度评定值也随之提高。表6中，所有工况的灰浆试件，其风化程度均为a；而砖的风化程度由a逐渐降到b。

虽然灰浆组分强度提高显著，由于砖在砌体结构中的体量远大于灰浆，砖强度对砌体结构强度贡献远大于灰浆，砖强度贡献率为63.1%，灰浆强度贡献率为36.9%。

表5中，4#试件风化程度评定等级为a，而2#试件由a到b。笔者认为，由于砌体抗压试件体量大，和2#试件相比，试件内部砖受冻融影响小，砌体抗压试件轴压力学性能受冻融影响也小。

3.3砌体构件风化程度的评定标准

由表3看出，本實验采用的非饱水冻融已经对试件形成不同程度损伤：工况7中，2#试件和5#试件的风化系数分别为0.90和0.398。工况7的5#试件其承载力已经严重削弱。

依据砌体构件抗力R、作用效应S和结构重要性系数γ0，可对砌体结构构件承载能力进行分级评定[15]，分级可依据R/γ0 S数值大小划分。抗力按公式（5）确定。R=φ×A×f（5）式中：φ为影响系数；A为受压面积；f为砌体强度。

风化系数反映风化导致砌体强度的衰减，也反映了砌体抗力R数值的削弱，反映砌体构件承载能力下降。依据风化系数数值大小评定材料和砌体构件风化程度，不同风化程度表示砌体材料和构件承载能力下降的不同状态。由此看出，“风化程度”指标表示风化对砌体材料、构件承载能力的影响，依据风化系数评定砖砌体的风化程度具有可行性。

表5为各工况风化程度评定值，反映不同工况不同程度的风化影响。例如：工况3风化程度为a，表示试件在饱水度为53%、冻融循环次数为15次时的风化影响结果；工况7风化程度为d，表示饱水度为77.2%、冻融循环次数为35次时的风化影响结果。评定值依据该工况中各类试件评定最小值作为该工况评定值[15]。

表5看出，非饱水冻融对砌体抗剪强度的影响是显著的，工况4～7的砌体抗剪试件风化程度评定等级依次为c、d、c、d，更为严重的是，工况7的风化系数为0.398，反映了当区域环境和工况7相同时，砌体抗剪强度降低约60%。

本实验中砌体抗剪强度试件为纯剪试件，试件破型时沿通缝方向的两灰浆面基本同时开裂（图3（c）），保证了剪力传递效果，减少了实验误差。实验人员在和压力机上下压板接触的3个试件顶面均匀铺贴灰浆，灰浆平行面垂直于抗剪灰缝，灰浆面上又铺垫了柔性垫片。钱义良证明了采用铺设柔性垫片可以提高砌体抗剪试件实验精度[21]。

笔者认为：导致砌体抗剪强度显著降低的主要原因是试件砌筑灰浆冻胀。表2中灰浆强度为立方体试件强度（图3（b）），成型工艺要求灰浆拌合物在实验模具中螺旋形插捣25次[11]。抗剪试件中的灰浆不可能进行插捣，其密实性小于立方体灰浆试件。抗剪试件灰浆的密实度也不如砖砌体实体灰浆，砖砌体实体施工中因砌体不断受到自重及上部荷载的压缩作用，砌体内砖与水平灰缝灰浆的接触越来越均匀，密实度越来越好[22]；抗剪试件（图3（c））中灰浆既不能插捣，也无更多的自重对灰浆压缩，其密实性相对疏松。实验舱雨水顺着疏松的灰缝缝隙进入试件内部集聚，随着淋雨次数的增加，集聚水逐渐增多，集水区域局部冻胀，削弱了砖和灰浆的粘结性能；弹性模量不同也影响砖和灰浆的粘结。和砌体轴压相比，灰浆与砖粘结性能在砌体剪切受力形式中更具重要性，所以，非饱水冻融下，砌体抗剪强度下降速率远大于砌体抗压强度的下降速率。

2008年5月12日，中国四川汶川发生里氏8.0级特大地震，地震造成28座古塔毁损或倒塌，这些古塔的建造年代分布为公元十世纪到公元十九世纪[23]。地震前，轴压是古塔砌体主要受力形式，经历几百年风雨侵蚀未倒塌，反映古塔结构轴压性能尚能满足；地震后，除了地震能量波大，塔砌体自身水平荷载抗力极大消弱也是倒塌主要原因。一些倒塌古塔的塔砖上已无灰浆的痕迹，长期的风化导致许多古塔砌体中砌筑灰浆一点点的消失。可见，对于古代砖塔等高耸结构，风化长期影响下，砖砌体水平荷载抗力的削弱是影响古塔承载力的主要原因。抗剪强度是砌体结构抗震设计中的重要内容。

4结论

不同饱水度、不同冻融次数的实验舱环境对自然界风化进行人工模拟的不同状态砖、灰浆、砌体抗压和砌体抗剪等力学性能的实验结果显示：饱水度是反映材料冻融性能的重要指标；把古塔实体饱水度控制在53%，冻融下的古砖砌体就能保持最佳状态的抗风化能力。

非饱水冻融作用导致试件强度呈现先升后降的趋势，与文献[16]具有相似性。

在非饱水冻融作用下，抗剪试件强度被严重削弱。古代砖砌体材料和砌体试件力学性能的变化规律，借鉴地质科学领域的“风化系数”概念，依据风化系数和衰减强度的对应关系，提出了古代砖砌体构件风化程度评定方法，用风化程度反映古塔砌体抗力的变化和砌体承载能力的变化。

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（編辑胡玲）