基于非线性超声技术的热损伤混凝土微裂纹检测实验研究

2021-03-17张何勇王青原

振动与冲击 2021年5期

许颖，张何勇，王青原

(哈尔滨工业大学(深圳) 深圳市城市与土木工程防灾减灾重点实验室，广东深圳 518055)

混凝土材料具有原料来源广，便于施工，可浇筑成不同形状、不同尺寸大小的构件，能适应各种不同用途和不同使用环境，经久耐用、可塑性较好等优点[1]。然而混凝土结构在受热或者火灾作用后其内部水化物脱水，骨料与浆体变形不协调，整体变得酥松，微裂纹(100～150 μm以下)的出现就是其中一个重要表现，它会导致材料的宏观力学性能，如：抗压强度、弹性模量等急剧下降，构件脆性增加，这将严重影响混凝土的耐久性与强度等特性，故需要对热损伤混凝土中的微裂纹进行检测与评估，从而判断结构的损伤程度，科学地对遭受高温损伤的建筑进行检测鉴定与评估。目前混凝土裂纹的无损检测方法有超声波法、雷达法、红外线法与冲击回波法等[2-9]。因超声波法能深入检测到混凝土内部损伤，检测结果具有较高的稳定性与准确性，故实际应用十分普遍。而传统的超声方法对微裂纹不敏感，无法有效检测出微裂纹[10-12]。微裂纹对材料非线性行为有较大影响[13-14]，利用该特性对热损伤混凝土微裂纹进行检测与评估具有重要研究意义。

目前，混凝土微裂纹检测的方法主要是基于非线性系数的高阶谐波法。Shah等[15-16]的研究中，利用超声波对混凝土在压缩过程中进行检测，测量出基波、二次和三次谐波的振幅。研究表明使用窄带发射器对混凝土损伤具有较大的敏感性。Payan等[17-18]采用非线性共振超声光谱学来研究混凝土热损伤的演变，并将结果与超声速度进行比较。结果表明非线性参数的相对变化远远高于线性相对速度的变化。蒋雨宏[19]则从混凝土的损伤作用和非线性波动理论出发，针对受载混凝土力学性能的退化，研究不同因素对混凝土超声参数与应力相关性的影响。上述几种高次谐波法均采用有限振幅声波激励试样，使其损伤的非线性被激发出来，但是需要激励系统产生高频率、大振幅的声波，要求较高。陈军等[20]利用非线性冲击共振声谱法测量与损伤密切相关的材料非线性损伤参数，评估混凝土在单轴受压时产生的内部损伤。非线性共振法的激励信号相对较低，而对于多数结构而言，捕捉高阶共振频率较困难，这限制了对微损伤检测的灵敏度。

针对以上几种非线性超声方法的不足，本文基于宽频与单频耦合下非线性声场调制的理论，提出基于边带峰计数法的非线性超声调制检测法评估热损伤混凝土材料微裂纹的可行性，并引入非线性共振法进行对比实验，分析本方法的优越性；研究了水灰比、细粗骨料比、升温速率等对热损伤混凝土材料所测损伤指标的影响，并分析了这三个因素对混凝土在高温下的残余抗压强度的影响规律。

1 非线性声场调制机理与非线性共振机理分析

1.1 非线性超声波动方程的构建及其求解

固体材料在受外力作用时，会产生体变形与切向变形，各向同性弹性固体材料的非线性超声波动方程的构建可从某一微体积元分析，将其某一方向上的位移通过不同方向上的应变表示，建立起应变、位移与应力的关系，再通过牛顿第二定律来得到忽略体力影响时的微体积元的运动方程，便可结合上述方程得到仅考虑一维情况的声波动方程，再引入Van Den Abeele等[21]提出的应力-应变的积分形式，即为：

(1a)

(1b)

式中:β及δ分别为二阶及三阶经典非线性系数;α为滞回非线性项;ε为局部应变变化幅值;ε(t)为随时间变化的应变变化参量。

(2)

式(2)仅取二阶非线性项时，方程退化为

(3)

由微扰理论，假设波动方程(3)的解为

u(x,t)=u0+βu1

(4)

式中:u0为线性波动引起的位移;u1为非线性波动引起的位移。由于非线性波动是微小扰动，则u0远大于βu1，将式(4)代入式(3)并舍去的高次项后得

(5)

在不考虑初始相位和信号衰减时，假设该宽频信号的线性位移为

u0(x,τ)=A1cos(ω1τ)+A2cos(ω2τ)+

A3cos(ω3τ)+…+Ancos(ωnτ)

(6)

可得宽频激励下的位移，见式(7)。式中有频率为ωi的基频信号，还有频率为2ωi和ωi±ωj的高阶谐波和调制波信号。在仅考虑一宽频激励信号与一束高频载波信号相互作用，忽略宽频信号本身的耦合作用时，化简式(7)，可得信号相互耦合后的位移场为

u(x,τ)=u0+βu1=u0+βxh(τ)=

(7)

u(x,τ)=u0+βu1=

(8)

式中:Ag为高频载波信号幅值;ωg为高频信号频率，ωg=kgc;Ai及ωi为宽频各信号的幅值及频率。式(8)仅输入单频载波信号时，考虑与宽频信号的耦合作用，仅存在一个高频基波和一个高阶谐波，调制波ωg±ωi的数量明显大于基波和高阶谐波数量。故研究材料非线性时，可忽略基波及高阶谐波的影响，认为调制波数量的改变体现了材料损伤，本文将由此定义损伤指标进而研究混凝土材料的热损伤。

1.2 非线性声场调制及产生调制边带峰的机理分析

当输入声波在固体材料内传播时，微裂纹会因输入低频信号的振幅产生相应的振动，致使微裂纹产生张开与闭合现象[22]。而当微裂纹不完全闭合时，由于微裂纹两接触面之间相互碰撞与摩擦，导致声波穿过微裂纹时部分能量向高次谐波和调制边频转移，使得声波信号产生畸变并出现新的频率信号[23]。若有损伤时，材料非线性发生变化，在高频信号两侧产生调制波，调制波数量随材料非线性的变化而改变，由此可判断材料的损伤，如图1所示。

图1 损伤材料的宽频与高频超声信号调制示意图

1.3 非线性共振法机理分析

根据非线性声学理论，在某一确定的损伤状态下，混凝土的振动频率随振动激励幅值的改变而改变，这种现象叫非线性自振频率偏移[24]。通过求解一维振动方程，可得非线性自振频率的表达式

(9)

式中:f0为线性自振频率，是表征混凝土损伤的线性参数；λ1与λ2为非线性材料参数;U为振动幅值。当振动幅值较小时，可忽略上式中的二次项，即简化为

(10)

式中:Δf为共振频率偏移;λ1为非线性声场共振法中表征混凝土损伤的损伤指标。即可将标准化后的共振频率偏移值与应变幅值之间近似看成线性关系，根据两者的比值大小来评估试件的整体损伤状态。

2 热损伤混凝土微裂纹可测性研究

2.1 混凝土试件及其热损伤的制备

本实验采用级配合理、细度模数为2.8的天然河砂，连续粒级为5～25 mm的骨料，选用强度等级为42.5的普通硅酸盐水泥。试件尺寸为100 mm×100 mm×300 mm，基准配合比的混凝土强度设计值为C30，养护龄期为28 d，浇筑试件均不使用外加剂或掺合料，实验基准配合比为水195 kg/ m3，水泥325 kg/m3，细骨料677 kg/m3，粗骨料1 203 kg/m3，水灰比0.6，细粗骨料比0.56。

根据混凝土水灰比、细粗骨料的比例及升温速率对微裂纹影响的研究，实验需制备3批次共12组混凝土试件。其中，表1中试件为第1批次共60个，以验证两种检测方法的可测性及分析不同升温速率下的热损伤程度与非线性超声特性的关系，并对试件切片进行SEM分析；表2中试件为第2批次共80个，以测定不同水灰比与不同峰值温度下的热损伤程度与非线性超声特性之间的关系；表3中试件为第3批次共80个，以测定不同峰值温度下试件的线变化率与不同细粗骨料比下的热损伤特性；每组试件中有12个会测定其残余轴心抗压强度值，以建立起混凝土残余力学性能与损伤指标峰值的关系。实验详细安排如表1～表3所示。

表1 第1批次试件安排

表2 第2批次试件安排

表3 第3批次试件安排

本实验为制备微裂纹，采用箱式电阻炉对试件四面加热的方式来获得，并在高温作用过程中严格控制加热的峰值温度、恒温时长来获得不同损伤程度时的微裂纹。实验最高峰值温度设为600 ℃，达到峰值温度后均恒温0.5 h，采用室温环境20 ℃下的无热损伤引入试件作为基准，逐渐升高温度来获得不同损伤程度的混凝土试件，温度梯度分别设为200 ℃、400 ℃及600 ℃。试件在高温作用前，先将准备的试件放置于80 ℃条件的干燥箱内96 h，以防止在高温实验时混凝土发生温湿剥落甚至爆裂等。在整个缓慢升温过程中应严格控制升温速率为5 ℃/min。

2.2 混凝土试件线变化率测定及SEM分析

2.2.1 混凝土试件线变化率测定

本文在进行损伤检测实验前，为从宏观上衡量混凝土试件的热损伤程度，利用试件在热处理前后长度变化的百分率来量化热损伤程度，公式为

(11)

式中:L1为热处理后试件长度(mm)；L0为热处理前试件长度(mm)。

选择表3中36个试件为研究对象，在试件对称两截面相互垂直的中线上，距离边棱10 mm处标记四个测点，分别对四组试件在室温下、烘干后及高温后的长度进行测量，最后取平均值，测量精度为0.001 mm，装置如图2所示，试件线变化率如图3所示。

图2 试件的线变化率装置图Fig.2 Device diagram of linear change rate of specimen

图3 高温后线变化率的结果图Fig.3 Result chart of linear change rate after high temperature

由图3可知，不同细粗骨料比的混凝土试件烘干后线变化率较常温环境略微增加，且试件经200 ℃处理后的线变化率较其经干燥后的线变化率有所降低，降低幅值约为0.01%，主要是因为水泥浆中的部分结合水开始脱出并蒸发，进而引起试件体积收缩。且温度为400 ℃与600 ℃时，线变化率均超过0.069 3%，远大于试件在常温环境与烘干后的值。

2.2.2 混凝土试件微裂纹的SEM结果分析

为直观地对混凝土微裂纹的发展进行分析，采用SEM对表1中16个由不同温度处理后的薄片进行微观分析，图4是对混凝土切片试样放大200X与5KX时的SEM结果。由图4可知，常温时，从图4(a)可知骨料与水泥浆体间的界面过渡区表面结构致密，纹理较清晰，会有极少量的微裂纹产生。由图4(b)5KX倍率下观察水泥的水化产物可知，如C-S-H凝胶，其结构完整、密实。当实验温度为200 ℃时，从图4(c)可以看到骨料周围除了有少量环向微裂纹生成，沿着骨料的径向也有少量的微裂纹。并由图4(d)5KX倍率可看到，整体结构形貌基本没有变化，说明了C-S-H凝胶结构的改变与自由水蒸发、凝胶部分脱水的关系不大。而当温度为400 ℃时，从图4(e)可知骨料周围出现的环向与径向裂纹以及水泥浆体中微裂纹的数量明显增多、宽度增大，有的微裂纹甚至贯穿于骨料与骨料之间的浆体，宽度已达到10 μm。而在图4(f)5KX高倍率下观察到的凝胶结构相较于常温有些松散。当温度为600 ℃时，即如图4(g)所示，可看到微裂纹尺寸继续增大，且表面变得疏松多孔，在界面过渡区表现的尤为明显，裂纹宽度有的已达20 μm以上。且骨料内部开始出现微裂纹。最终在图4(h)5KX倍率下可知，C-S-H凝胶脱水后只剩下残架，水泥浆体结构松散多孔，显得有些破碎。

图4 不同实验温度的混凝土切片SEM结果

结合微观分析结果可知，混凝土在200 ℃、400 ℃、600 ℃下所产生的裂纹宽度都在100 μm以下，验证了所设温度下混凝土试件产生的裂纹都属于微裂纹，为后续的检测实验奠定基础。

为从微观上为对产生的微裂纹进行定量描述与分析，通过对混凝土试样放大500倍时的SEM图像进行二值化处理，提取出不同温度处理后试样界面过渡区附近的微裂纹分布，并计算微裂纹所占像素面积与扫描区域面积的比值，如图5所示，扫描区域相等时，随着温度的增加，微裂纹面积占比会显著增大，即所扫描区域中微裂纹面积的增大，试件内热损伤显著增大，其变化趋势与宏观上线变化率基本吻合。

(a) 试样的裂纹面积占比图(b) 裂纹面积占比与温度关系图5 不同试验温度的混凝土试样的微裂纹面积占比Fig.5 Proportion of micro-crack area of concrete sampleswith different test temperatures

2.3 实验装置的布置

2.3.1 非线性声场调制法

本方法检测系统采用DG1022U型数字信号发生器与型号为INV931X的冲击力锤，其中数字信号发生器产生高频激励信号并由中心频率为50 kHz的超声换能器发射，冲击力锤敲击试件产生低频振动信号，并由力锤的压力传感器记录锤击时的冲击力值，通过INV3060A数据采集系统接收，调制波信号的采集系统为MDO3024型混合域数字示波器。

将实验仪器按图6(a)所示方式连接后如图6(b)所示，为获得较高能量的激励信号，发生器输入信号幅值为20 Vpp的连续正弦波；示波器采样频率取2.5 MHz，采样长度为1×106，频率分辨率为2.5 Hz。因混凝土材料的复杂性，且高频超声信号本身的衰减较大，结合试件的长度应选择较低的高频信号；同时为与低频振动信号区别，避免混淆，选择的高频信号频率不能过低，故选取45 kHz的高频超声信号作为激励信号。

(a) 实验设备连接图(b) 实验设备实物图图6 调制法实验检测系统Fig.6 Modulation experimental detection system

2.3.2 非线性声场共振法

本方法的检测系统采用相同型号的力锤以及INV982X通用型压电加速度传感器，采用冲击力锤对试件成型面进行敲击使其产生振动，振动信号则通过另一侧的加速度传感器接收，并传输至采集系统进行保存。采样频率取10 kHz，为避免在支座处引入不必要的非线性，采用厚度为5 cm的海绵垫作为边界条件，并减小外部噪音的影响。实验装置如图7所示。

(a) 实验设备连接图(b) 实验设备实物图图7 共振法实验检测系统Fig.7 Resonance method test system

2.4 基于非线性声场调制的材料损伤判断分析方法

结合宽频激励下非线性声场调制理论，采用边带峰计数法对热损伤混凝土进行微裂纹检测。边带峰计数法的定义是在归一化的频域中，幅值在阈值以上的调制边频的频率数量与总频率数量的比值，因总频率数量一定，当阈值改变时，超过阈值的调制边频数量也会随之改变。边带峰计数法公式为

(12)

式中:Npeak(th)为阈值以上归一化幅值频率数量；Ntotal为总的归一化幅值频率数量。

在此基础上，为量化混凝土的热损伤程度，定义出相应的损伤指标。即混凝土材料的热损伤程度增加时，边带峰的数量增多，所得到的边带峰计数值增大。故将宽频激励下非线性声场调制法检测中的损伤指标定义为材料热损伤时的边带峰计数值减去材料无损伤时的边带峰计数值，随着阈值的改变，损伤指标也会发生变化，可取某阈值下所对应的损伤指标峰值作为热损伤混凝土中微裂纹评估的依据，表示为

Φ=SPCdamage(th)-SPCintact(th)

(13)

式中:Φ为损伤指标；SPCdamage(th)为损伤材料的边带峰计数值；SPCintact(th)为材料无损时的边带峰计数值。

2.5 敲击能量对损伤指标影响分析

对于非线性声场调制法，有必要分析敲击力值对损伤指标的影响，实验选取表1中M组混凝土试件。通过MATLAB设计带通滤波器对调制信号进行滤波与归一化处理。因受到高频超声信号能量衰减与低频振动信号频率带宽的限制，其频带主要位于主频信号范围10 kHz内。故只保留主频超声信号左右范围5 kHz内的频率信号，滤波器为有限单位时长冲激响应滤波器。

图8(a)为M4试件敲击1次时信号滤波后时域信号图，图8(b)为5次敲击后所捕捉到调制信号频谱图，图9(a)是M4试件经10次敲击后的损伤指标随阈值变化关系，图9(b)为损伤指标峰值与敲击力大小的关系。

(a) M4敲击1次时的时域图(b) M4敲击5次时信号频谱图图8 M4损伤试件的时域与频域信号图Fig.8 Time domain and frequency domain signaldiagram of M4 damaged specimen

(a) M4试件损伤指标结果(b) M4试件的损伤指标峰值图9 不同损伤程度试件的损伤指标计算Fig.9 Damage index calculation of specimens withdifferent damage degree

由图9(a)可知，经不同次数的检测实验所得的损伤指标与阈值关系曲线基本重合，其损伤指标均随着阈值先增大后减小到0，但试件经不同温度处理后的损伤指标峰值不同，损伤指标峰值随着损伤程度的增加呈现出逐渐增大的趋势，且各损伤指标峰值相对应的阈值则集中分布在0.001 8附近。由图9(b)可知，对于不同损伤的混凝土试件，其损伤指标峰值与敲击力关系曲线的斜率都接近于0。故验证了敲击力的大小在合理范围内不影响所定义的损伤指标值。

2.6 非线性调制法对热损伤可测性研究

为研究混凝土材料热损伤程度与损伤指标的关系，选取表2中部分试件作为非线性声场调制法的实验研究对象，编号为M-A至M-D。为尽可能减小重复性测量对试件造成的累积损伤，每个试件的测定次数为1～2次。得到试件各温度处理后的损伤指标如图10所示。

从图10左栏看到，对于相同水灰比的试件，不同温度的损伤指标随阈值都满足先增加至峰值再减小到0这一规律，且不同水灰比下试件损伤指标变化曲线也一致。由图10右栏可知，损伤指标峰值随着试验温度的增加而增大。主要是随着温度的增加，由膨胀产生的应力不断累积并释放，表现为微裂纹的产生，使得损伤指标峰值随微裂纹数量的增加与尺寸的扩展而增大，验证了宽频激励下的非线性声场调制法的可行性。

(a) 试件M-A的损伤指标(b) 试件M-A的损伤指标峰值

(e) 试件M-C的损伤指标(f) 试件M-C的损伤指标峰值

(g) 试件M-D的损伤指标(h) 试件M-D的损伤指标峰值图10 热损伤试件在不同试验温度时的损伤指标计算值

2.7 非线性共振法对热损伤可测性研究

采用非线性共振法检测同一试件同一损伤状态时，选取表2中部分试件作为研究对象，编号为R-A至R-D，每个试件采用冲击力锤敲击10次，通过FFT获取频域信号，确定每次敲击信号的共振频率，再对数据进行线性回归分析，获得的斜率即为损伤指标值。图11(a)和(b)是R-A试件无损状态与有损状态下的频谱图，其中图11(c)～(f)分别为R-A至R-D试件的非线性频率迁移与激励幅值关系图。

由图11(a)和(b)可知，无损状态试件的共振频率的幅值不会随激励幅值的增大而产生迁移；而经损伤后，随着输入激励幅值的增大，试件的共振频率会产生明显的迁移，且共振频率值相较于无损状态明显降低。由图11(c)～(f)可知，水灰比一定时，随温度的增加，损伤指标明显增大，微裂纹不断累积，产生非线性效应愈发明显，表现为共振频率迁移幅度的增大，验证了共振法对热损伤混凝土中微裂纹的可测性。

(a) R-A试件无损状态频谱图(b) R-A试件损伤状态频谱图

(e) R-C试件的损伤指标(f) R-D试件的损伤指标图11 不同水灰比试件在不同温度时的损伤指标值

2.8 两种非线性方法检测结果对比分析

2.8.1 离散性分析

由于所采用的两种非线性检测方法中所定义的损伤指标平均水平的差异，故为消除其水平高低对离散程度测度值的影响，采用统计学中离散系数作为分析依据。对非线性声场调制法的离散性分析数据选取2.6节中检测结果，非线性共振法则选取表1中R组编号的试件作为研究对象，所得两种非线性检测方法下损伤量化值如表4所示。

表4 两种非线性检测方法下所得损伤量化值

利用两种方法检测后的结果如表4所示，可知非线性共振法的离散程度比非线性调制法大，且前者的离散程度随着损伤的增大而增加，后者保持稳定状态。

2.8.2 灵敏性分析

实验选取表2中A-D组各16个试件分别作为调制法与共振法实验研究对象，试件损伤均为一次性引入，试件测定完后对响应信号处理并计算试件相应水灰比下的损伤量化结果，如图12所示，当温度由常温增至400 ℃时，共振法所测定的损伤指标值的变化幅度较调制法的结果明显偏小，而400 ℃增至600 ℃的变化幅度则相反，前者明显偏大，这说明所提出的利用边带峰计数法在评估常温至400 ℃温度所引起混凝土微裂纹上具有较好的灵敏度。相同温度步长下的结果表明，调制法所测损伤指标峰值的变化幅度较为稳定，更容易实现对混凝土热损伤程度的预估。

图12 两种检测方法测定的损伤量化值对比图Fig.12 Comparison of quantitative damage valuesmeasured by two detection methods

2.8.3 实验操作性分析

根据所采用的两种非线性检测方法的特点可知，针对共振法，现在主要是用于研究结构的低频共振频率迁移，故它对微裂纹的灵敏度有限。且该检测方法对外界激励幅值的范围大小与分布情况比较严苛，要使较大结构产生低阶声共振频率的偏移，就需要采用较高的外部激励，这在实际应用中较难实现。不过，由于其整个检测系统的构成相对简单，该方法常用于实验室条件下材料的微损伤检测。针对调制法，虽然检测系统的构成相较共振法复杂，但是，在该检测方法中，外界敲击力的激励值在一定范围内可以任意分布，实验操作的要求较低，检测中容易实现。

3 热损伤混凝土微裂纹影响因素研究

3.1 水灰比对损伤指标的影响分析

为研究水灰比对热损伤混凝土材料损伤指标的影响，选取表2中部分试件作为非线性声场调制法的实验研究对象，编号为M-A至M-D，试件经常温养护、干燥以及高温处理后进行检测，得到不同水灰比试件的损伤指标结果，如图13所示。同时为探寻调制法中所定义的损伤指标与残余混凝土力学性能间的关系，实验研究对象为表2中4组48个混凝土试件，得到如图14所示峰值温度与残余轴心抗压强度变化曲线、如图15水灰比对损伤指标与强度关系的影响图。

(a) 200 ℃试件损伤指标变化(b) 水灰比与损伤指标峰值关系

(e) 600 ℃试件损伤指标变化(f) 水灰比与损伤指标峰值关系图13 不同水灰比试件的损伤指标分析Fig.13 Analysis of damage index results of specimenswith different water cement ratio

图14 峰值温度与强度关系图Fig.14 Relationship between peak temperature and strength

(a) 考虑不同水灰比的影响(b) 忽略不同水灰比的影响图15 水灰比对损伤指标与强度关系的影响Fig.15 Effect of water cement ratio on relationshipbetween damage index and strength

由图13左栏可知，只改变混凝土水灰比时，损伤指标峰值会随水灰比的增大而增大。主要原因是当水泥用量不变时，混凝土的干缩率将随水灰比的增大而增加，使得其内部初始孔隙增多，高温作用时裂纹增长速度较快，使得非线性超声调制现象越明显，得到较大损伤指标峰值。由图13右栏结果可知，随温度的增加，水灰比对于混凝土产生微裂纹的影响越来越弱。

由图14可知，混凝土的残余轴心抗压强度随温度的增加而逐渐降低。在温度一定时，随着水灰比的增大，残余轴心抗压强度略有降低。由图15(a)可知，不同水灰比时，混凝土残余轴心抗压强度的降低比率与损伤指标峰值间呈线性关系；同时，在不考虑水灰比的影响时，对所得的损伤指标峰值的归一化值进行曲线拟合，如图15(b)所示，则残余轴心抗压强度与损伤指标峰值的关系可表示为

(14)

式中:S为设定温度值下混凝土损伤指标峰值；Smax为600 ℃时混凝土的损伤指标峰值；fcp为设定温度值时的残余轴心抗压强度值；fcp0为常温条件下混凝土的轴心抗压强度值。

3.2 细粗骨料比对损伤指标的影响分析

为研究热损伤混凝土中细粗骨料比对损伤指标的影响，实验的研究对象为表3中的4组试件，可得不同温度处理后试件的损伤指标与阈值的关系图，如图16左栏所示，及不同细粗骨料比与损伤指标峰值的关系图，如图16右栏所示。并得到不同细粗骨料比对损伤指标与强度关系的影响，结果如图17所示。

(a) 200 ℃试件损伤指标变化(b) 骨料比与损伤指标峰值关系

(e) 600 ℃试件损伤指标变化(f) 骨料比与损伤指标峰值关系图16 不同骨料比试件在不同损伤程度下的损伤指标结果分析

(a) 考虑骨料比的影响(b) 忽略骨料比的影响图17 细粗骨料比对损伤指标与强度关系的影响

由图16左栏可知，细粗骨料比一定时，损伤指标峰值随温度的增加而增大。由右栏可知，在只改变混凝土细粗骨料比时，损伤指标峰值随混凝土细粗骨料比的增大而增大。且随着温度的增加，细粗骨料比对于产生微裂纹的影响并未减弱。主要原因是随着细粗骨料比的增大，浆体的富余量逐渐降低，试件成型后密实性差，孔隙率大，高温时易产生微裂纹。由图17(a)可知，不同细粗骨料比试件的残余轴心抗压强度降低比率与损伤指标峰值呈线性关系，且在不考虑细粗骨料比时，对损伤指标峰值的归一化值进行拟合，如图17(b)所示，得残余强度与损伤指标峰值的关系

(15)

结合表达式可知，不同水灰比与不同细粗骨料比下的拟合曲线保持重合，故可忽略水灰比与细粗骨料比对混凝土残余强度与损伤指标峰值关系的影响，验证了损伤指标峰值与宏观力学性能关系的普适性。

3.3 升温速率对损伤指标的影响分析

为对不同升温速率下的热损伤混凝土进行检测，实验研究对象为表1中I组与J组试件，升温方式采用缓慢与快速两种。前者与上文一致，快速升温为先升高炉内温度至目标值，再放入试件并调节控制仪，使得温度在5 min内再次升至目标温度并恒温半小时。得到不同升温速率下的损伤指标峰值，如图18所示，混凝土经快速升温处理后的损伤指标峰值明显大于经缓慢升温处理后的损伤指标峰值，主要是因为快速升温方式相比于缓慢升温方式的升温过程短，致使混凝土内部微裂纹的累积效果明显较低，在快速升温下所测定的损伤指标峰值较缓慢升温下所测定的值小。