胡少偉， 王 陽(yáng), 2

(1. 南京水利科學(xué)研究院， 江蘇 南京 210029； 2. 河海大學(xué) 土木與交通學(xué)院， 江蘇 南京 210098)

混凝土凍融破壞廣泛存在，其破壞程度遠(yuǎn)比預(yù)想的要迅速、嚴(yán)重。眾多學(xué)者對(duì)混凝土凍融破壞開展了大量試驗(yàn)研究，但絕大多數(shù)試驗(yàn)均基于水凍融環(huán)境，而由于含氯融雪劑的使用，真實(shí)環(huán)境中的凍融破壞往往是以鹽凍融這種形式存在的。水凍融與鹽凍融在機(jī)理上具有較大差異，對(duì)混凝土造成的損傷也有所不同。

一般認(rèn)為吸水飽和的混凝土在水凍融過(guò)程中，遭受的凍脹破壞應(yīng)力主要由兩部分組成[1]：一方面是當(dāng)混凝土中毛細(xì)孔內(nèi)的水達(dá)到冰點(diǎn)，結(jié)冰體積膨脹，由于毛細(xì)孔壁會(huì)抑制膨脹的過(guò)程，從而導(dǎo)致膨脹壓的作用；另一個(gè)方面是混凝土孔隙內(nèi)有一種凝膠孔，孔內(nèi)水在相當(dāng)?shù)偷臏囟榷己茈y結(jié)冰，該孔內(nèi)水和毛細(xì)孔內(nèi)的冰之間在混凝土的孔徑結(jié)構(gòu)內(nèi)形成通道，相互作用產(chǎn)生滲透壓力。在混凝土遭受水凍融作用時(shí)，膨脹力和滲透壓力共同對(duì)混凝土內(nèi)部的孔隙結(jié)構(gòu)造成損傷，而由于外界反復(fù)不斷的水凍融循環(huán)作用，使混凝土受到的損傷也不斷地?cái)U(kuò)展疊加，由最初細(xì)小的裂紋形狀發(fā)展成了貫通的清晰可見的裂縫，最終導(dǎo)致無(wú)法承受荷載力。

相比于水凍融，鹽凍融破壞更加劇烈，其表現(xiàn)上與水凍融破壞最大的差異在于，伴隨著凍融循環(huán)的進(jìn)行，試件表面會(huì)出現(xiàn)砂漿乃至細(xì)骨料的剝蝕脫落，并隨著循環(huán)次數(shù)的增加不斷加劇。鹽凍融的破壞機(jī)理主要為[2-3]：(1)在凍脹作用的基礎(chǔ)上，由于鹽的存在，混凝土內(nèi)產(chǎn)生的滲透壓增大，飽水度提高，結(jié)冰壓增大，導(dǎo)致更為嚴(yán)重的凍脹破壞，這是鹽和凍共同作用使破壞加劇的主要機(jī)理；(2)由于鹽產(chǎn)生的過(guò)冷水處在不穩(wěn)定狀態(tài)，使得其最終在毛細(xì)孔中結(jié)冰時(shí)增加破壞力；(3)由于鹽在混凝土表面形成的濃度梯度，使受凍時(shí)因分層結(jié)冰產(chǎn)生應(yīng)力差；(4)海鹽中存在鹵水成分，接觸混凝土后會(huì)不斷在其孔隙內(nèi)形成硫酸鹽結(jié)晶，加劇孔隙的破壞等。

這導(dǎo)致現(xiàn)有水凍融試驗(yàn)成果在指導(dǎo)實(shí)際工程時(shí)存在缺陷和不足。因此，探究鹽凍融下混凝土的斷裂力學(xué)性能，分析水凍融與鹽凍融環(huán)境對(duì)混凝土斷裂性能影響的異同，為已有的水凍融下混凝土各項(xiàng)力學(xué)性能的研究提供更接近于真實(shí)環(huán)境的修正，得到混凝土自然環(huán)境下的凍融破壞規(guī)律，將為混凝土抗凍融破壞研究提供新的思路和方向，對(duì)在此環(huán)境下工作的混凝土服役性能評(píng)估和斷裂分析具有重要的意義。

自Kaplan[4]提出Griffith理論以來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者不斷通過(guò)混凝土的斷裂試驗(yàn)來(lái)測(cè)定混凝土斷裂參數(shù)，以研究混凝土裂縫擴(kuò)展過(guò)程以及縫端附近區(qū)域的物理特性與力學(xué)行為[5]。徐世烺等[6]觀察了混凝土材料斷裂的全過(guò)程，在前人的基礎(chǔ)上提出了雙K(起裂韌度和失穩(wěn)韌度)斷裂模型并給出了實(shí)用的簡(jiǎn)化公式，很好地詮釋了混凝土斷裂過(guò)程的機(jī)理。隨后大量學(xué)者[7-9]通過(guò)三點(diǎn)彎曲梁和楔入劈拉試件驗(yàn)證了其理論在常溫條件下的合理性。目前，我國(guó)制定的《水工混凝土斷裂試驗(yàn)規(guī)程》[10]已將混凝土雙K斷裂參數(shù)作為材料基本斷裂性能指標(biāo)。長(zhǎng)久以來(lái)，學(xué)者們?cè)跀嗔言囼?yàn)方法、尺寸效應(yīng)、斷裂韌度和斷裂能的計(jì)算以及材料改性方面對(duì)常溫條件下混凝土斷裂性能做了大量研究。

在常溫混凝土斷裂性能研究的基礎(chǔ)上，眾多學(xué)者對(duì)水凍融及鹽凍融后混凝土的斷裂性能也展開了廣泛的研究[11-12]，但多集中于水凍融后材料斷裂能方面[13]，對(duì)水凍融后斷裂韌度的研究開展較少[14]，對(duì)鹽凍融后斷裂韌度的研究還很少見。

本文結(jié)合國(guó)內(nèi)外研究成果，基于雙K斷裂準(zhǔn)則，采用非標(biāo)準(zhǔn)三點(diǎn)彎曲梁試件，通過(guò)模擬水凍融與鹽凍融的環(huán)境作用，得到不同凍融方式下混凝土斷裂性能的變化情況，對(duì)比研究水凍融與鹽凍融對(duì)混凝土雙K斷裂韌度的影響。

1 試驗(yàn)原材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

混凝土試件組成材料為: 生活飲用水，P·O 42.5級(jí)水泥， 5～25 mm級(jí)碎石，天然河砂?；炷僚浜媳葹樗唷盟蒙啊檬? 1∶0.410∶1.045∶2.121?；炷亮⒎襟w抗壓強(qiáng)度均值為41.5 MPa，標(biāo)準(zhǔn)差為3.33 MPa。所有試件1次澆筑完成，每組3個(gè)試件。澆筑1 d后脫模，常溫養(yǎng)護(hù)28 d。試件預(yù)制裂縫采用厚度為3 mm，帶有30°尖角的鋼板預(yù)埋生成。

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)5 組15 根三點(diǎn)彎曲混凝土梁，試件長(zhǎng)為500 mm，試件截面寬為100 mm，截面高為100 mm，初始設(shè)計(jì)縫高比為0.4，對(duì)應(yīng)的初始裂縫長(zhǎng)度a0為40 mm，混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C40。為研究水凍融與鹽凍融對(duì)混凝土三點(diǎn)彎曲梁凍融后雙K 斷裂韌度影響的差異并設(shè)置對(duì)照組控制變量，分別將各組梁置于常溫干燥、常溫純水浸泡、常溫鹽水浸泡、純水凍融、鹽水凍融條件下進(jìn)行處理，試件編號(hào)見表1。

表1 試件編號(hào)Tab.1 Specimen number

1.2 預(yù)處理

鹽浸泡組及鹽凍融組放入盛有質(zhì)量分?jǐn)?shù)為4%的海鹽溶液[2-3]中浸泡4 d[15]，水浸泡組及水凍融組放入生活飲用水中浸泡4 d，干燥組在室溫干燥環(huán)境下放置4 d。

1.3 靜置與凍融

預(yù)處理后，將水凍融組、鹽凍融組試件連同浸泡盒一起放入低溫試驗(yàn)箱中進(jìn)行凍融循環(huán)，水浸泡組、鹽浸泡組繼續(xù)浸泡，干燥組繼續(xù)置于干燥環(huán)境中。凍融1次循環(huán)周期為48 h，冷凍時(shí)試驗(yàn)箱內(nèi)溫度為-30 ℃，循環(huán)10個(gè)周期。降溫過(guò)程在低溫試驗(yàn)箱中完成，升溫過(guò)程在試驗(yàn)室室溫環(huán)境下進(jìn)行。

1.4 后處理及加載、測(cè)試方案

待水凍融與鹽凍融組凍融循環(huán)結(jié)束后，將所有試件置于試驗(yàn)室內(nèi)干燥10 d。試驗(yàn)均在5 000 kN壓力機(jī)上進(jìn)行，恒定位移加載，速率為0.05 mm/s，加載過(guò)程中通過(guò)預(yù)先粘貼的應(yīng)變片和荷載傳感器測(cè)試測(cè)點(diǎn)應(yīng)變及荷載，并采用夾式引伸計(jì)測(cè)試裂縫張口位移SCMOD。

圖1 引伸計(jì)及應(yīng)變片布置Fig.1 Extensometer and strain gauge layout

引伸計(jì)及應(yīng)變片布置方式如圖1所示，荷載及各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變采用DH5902型數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng)進(jìn)行采集，夾式引伸計(jì)標(biāo)距12 mm，變形測(cè)量范圍+ 4～-1.0 mm。在每個(gè)試件預(yù)制裂縫中心延長(zhǎng)線方向布置1個(gè)電阻應(yīng)變片，并在預(yù)制裂縫尖端兩側(cè)粘貼一對(duì)電阻應(yīng)變片，應(yīng)變片標(biāo)距5 cm；通過(guò)在預(yù)制裂縫口兩側(cè)粘貼四棱柱鋼片，將夾式引伸計(jì)安裝在鋼片刀口位置，直接測(cè)量出SCMOD值。

試驗(yàn)中主要采集數(shù)據(jù)包括: 荷載P，混凝土應(yīng)變，裂縫張口位移SCMOD。

圖2 荷載-應(yīng)變曲線確定起裂點(diǎn)Fig.2 Force-strain curve to determine the starting point

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 起裂點(diǎn)判斷

隨著荷載的增加，預(yù)制裂縫尖端兩側(cè)電阻應(yīng)變片的應(yīng)變值逐漸增加，且基本上呈線性變化；一段時(shí)間后，由于裂縫尖端混凝土的開裂，初始裂縫尖端兩側(cè)的拉應(yīng)變減小，甚至此處出現(xiàn)混凝土受壓，故荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線轉(zhuǎn)折點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載值即為試件的起裂荷載，如圖2所示。

2.2 雙K斷裂準(zhǔn)則及參數(shù)計(jì)算

(1)

式中：a0取0.04 m；t為試件截面寬度，本文取10 cm；h0為夾式引伸計(jì)刀口薄鋼板的厚度，本文取10 mm；ciSCMOD由試件SCMOD-P曲線的上升段直線上任一點(diǎn)的SCMODi和Pi計(jì)算，ci=SCMODi/Pi。

根據(jù)線彈性漸進(jìn)疊加假定，非線性的斷裂過(guò)程可簡(jiǎn)化為一系列的線性疊加過(guò)程。當(dāng)外荷載達(dá)到最大值Pmax時(shí)，裂縫張開口位移δ也達(dá)到最大，裂縫長(zhǎng)度從預(yù)制長(zhǎng)度a0發(fā)展到臨界有效裂縫ac從實(shí)測(cè)的P-δ曲線上讀取Pmax和臨界裂縫張開口位移δc，可得如下臨界有效裂縫長(zhǎng)度：

(2)

式中：Vc為裂縫口張開位移臨界值；E為計(jì)算彈性模量。

根據(jù)線彈性漸進(jìn)疊加假定，獲得Pmax和ac后失穩(wěn)韌度按式(3)計(jì)算：

(3)

起裂韌度按式(4)計(jì)算：

(4)

需要注意的是，由于試件尺寸為非標(biāo)準(zhǔn)尺寸，需按式(5)換算成標(biāo)準(zhǔn)試件的斷裂韌度[16]：

(5)

式中：α為Weibull參數(shù)，混凝土一般取7～13，這里取中間值10。

根據(jù)以上各式，計(jì)算所得斷裂參數(shù)見表2。

表2 混凝土斷裂參數(shù)計(jì)算結(jié)果Tab.2 Calculation results of the concrete fracture parameters

圖3 各組試件的混凝土平均計(jì)算彈性模量Fig.3 Average calculated elastic modulus of specimens in each group of specimens

2.3 結(jié)果分析

2.3.1彈性模量 如圖3所示，相對(duì)于干燥放置，浸泡于純水或者鹽溶液的試件彈性模量有明顯增長(zhǎng)，且增幅相當(dāng)，推測(cè)原因?yàn)榛炷良词乖?8 d養(yǎng)護(hù)結(jié)束后，各項(xiàng)性能仍有一定的增長(zhǎng)潛力，浸泡于水環(huán)境使得這部分潛力得以發(fā)揮。

同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)，凍融環(huán)境會(huì)降低混凝土彈性模量。水凍融下彈性模量相比于水浸泡組稍有減小，仍能達(dá)到95.5%，這也說(shuō)明10次水環(huán)境凍融循環(huán)仍未對(duì)混凝土的彈性模量造成明顯影響；而鹽凍融后的彈性模量?jī)H有鹽浸泡組的74.6%，說(shuō)明混凝土彈性模量對(duì)于鹽凍融環(huán)境非常敏感，10次鹽環(huán)境凍融循環(huán)已對(duì)混凝土造成顯著損傷。

圖4 起裂荷載與失穩(wěn)荷載Fig.4 Cracked load and unstressed load

2.3.2起裂荷載與失穩(wěn)荷載 圖4為各組試件起裂荷載與失穩(wěn)荷載對(duì)比，可以發(fā)現(xiàn)浸泡于純水及鹽水的試件相對(duì)于干燥組其Pini與Pmax均有一定程度的提高，Pini/Pmax增大，驗(yàn)證了水環(huán)境會(huì)對(duì)試件提供加強(qiáng)養(yǎng)護(hù)的推測(cè)。

水凍融組Pini為對(duì)應(yīng)浸泡組的52.7%，Pmax為對(duì)應(yīng)浸泡組的87.4%，同時(shí)，Pini/Pmax也大幅降低，僅有水浸泡組的59.7%。說(shuō)明試件經(jīng)歷水凍融后斷裂性能顯著降低，同時(shí)水凍融造成混凝土中微裂紋起裂、擴(kuò)展，使得混凝土更早開裂。

鹽凍融組Pini為對(duì)應(yīng)浸泡組的88.3%，Pmax為對(duì)應(yīng)浸泡組的77.4%，，Pini/Pmax有小幅增長(zhǎng)，說(shuō)明同水凍融相似，試件經(jīng)歷鹽凍融后斷裂性能降低，但加載時(shí)裂縫的發(fā)生卻相對(duì)推遲，推測(cè)是由于鹽凍融作用下混凝土受到的脹裂作用更為明顯，使得混凝土中缺陷提前開裂至破壞，表層受損混凝土逐漸剝蝕脫落，推遲了加載時(shí)裂縫的發(fā)生。

圖5 試件有效裂縫長(zhǎng)度Fig.5 Specimen effective crack length

圖6 起裂韌度與失穩(wěn)韌度Fig.6 Fracture toughness and failure toughness

2.3.3有效裂縫長(zhǎng)度 圖5為各組試件的有效裂縫長(zhǎng)度ac。有效裂縫長(zhǎng)度越長(zhǎng)，所經(jīng)歷的擴(kuò)展距離越大，相應(yīng)的韌性水平越高。

水浸泡組與鹽浸泡組其ac較干燥組有所降低，分別為其82.4%和84.2%，說(shuō)明伴隨水環(huán)境的加強(qiáng)養(yǎng)護(hù)作用，浸泡組試件相對(duì)于干燥組強(qiáng)度提高，因而韌性有所降低。

而由于經(jīng)歷凍融后混凝土中原有缺陷提前被破壞，無(wú)論是水凍融還是鹽凍融，其ac相對(duì)于浸泡組試件都有所增加，達(dá)到各自浸泡組的129.0%和119.5%，說(shuō)明凍融后混凝土韌性增強(qiáng)，水凍融環(huán)境與鹽凍融環(huán)境對(duì)韌性的提高程度基本相當(dāng)。

2.3.4起裂韌度與失穩(wěn)韌度 圖6為各組試件的起裂韌度與失穩(wěn)韌度。可以發(fā)現(xiàn)起裂韌度與失穩(wěn)韌度的總體趨勢(shì)和起裂荷載與失穩(wěn)荷載的變化相當(dāng)。浸泡于純水及鹽水的試件相對(duì)于干燥組其起裂韌度與失穩(wěn)韌度均有所提高，說(shuō)明水環(huán)境加強(qiáng)養(yǎng)護(hù)對(duì)于混凝土的增強(qiáng)作用在雙K韌度上也有所表現(xiàn)。

水凍融組相比于水浸泡組，伴隨Pini的減小，起裂韌度明顯降低，為水浸泡組的39.1%，而失穩(wěn)韌度僅小幅減小，為水浸泡組的97.5%，說(shuō)明經(jīng)歷10個(gè)循環(huán)周期的水凍融后混凝土斷裂性能降低主要表現(xiàn)為：由于混凝土中微裂紋受凍后開裂、擴(kuò)展而帶來(lái)的混凝土抵抗裂縫發(fā)生的能力明顯降低。

鹽凍融組相比于鹽浸泡組，起裂韌度與失穩(wěn)韌度均有相當(dāng)程度的減小，分別為鹽浸泡組對(duì)應(yīng)的70.7%和89.9%?？梢园l(fā)現(xiàn)試件經(jīng)歷鹽凍融后，內(nèi)部缺陷不斷開展，彈性模量大幅折減，導(dǎo)致起裂韌度與失穩(wěn)韌度同時(shí)降低，同時(shí)表層混凝土由于產(chǎn)生了嚴(yán)重的凍傷而提前剝蝕、脫落，一定程度上相對(duì)推遲了裂縫的發(fā)生。結(jié)果表現(xiàn)為起裂韌度與失穩(wěn)韌度同時(shí)降低，但相比于失穩(wěn)韌度，起裂韌度的減幅度較小。說(shuō)明經(jīng)歷10個(gè)循環(huán)周期的鹽凍融后混凝土斷裂性能降低主要表現(xiàn)為:一方面彈性模量的大幅折減而帶來(lái)的混凝土抵抗裂縫發(fā)生以及發(fā)展的能力同時(shí)降低；另一方面表層受損混凝土脫落而使得試件表層缺陷減少，造成受力時(shí)裂縫的發(fā)生相對(duì)推遲。

3 結(jié) 語(yǔ)

依據(jù)雙K斷裂準(zhǔn)則，對(duì)比常溫浸泡下的試件，分析經(jīng)歷不同凍融方式后混凝土斷裂參數(shù)的變化情況，研究了水凍融及鹽凍融環(huán)境對(duì)混凝土雙K斷裂性能的影響，結(jié)果表明：

不同凍融方式對(duì)混凝土造成的影響具有一定的相似性，但在損傷程度和損傷后混凝土受力表現(xiàn)上有顯著區(qū)別。

水凍融對(duì)混凝土造成的損傷主要表現(xiàn)在：混凝土中微裂紋受凍后開裂、擴(kuò)展而導(dǎo)致混凝土抵抗裂縫發(fā)生的能力明顯降低，受荷后起裂快。結(jié)果表現(xiàn)為Pini降至浸泡組的52.7%，Pini/Pmax降為59.7%，起裂韌度僅達(dá)到39.1%。而水凍融后混凝土彈模的損傷較輕微，10次循環(huán)后彈模仍能達(dá)到浸泡組的95.5%，失穩(wěn)韌度變化很小，由此可知水凍融環(huán)境對(duì)混凝土抵抗裂縫發(fā)展的能力影響較不明顯。

鹽凍融對(duì)混凝土造成的損傷主要表現(xiàn)在：一方面，鹽凍融后混凝土抵抗裂縫發(fā)生以及發(fā)展的能力同時(shí)降低?；炷量傮w斷裂性能對(duì)鹽凍融環(huán)境非常敏感，鹽凍融后混凝土彈性模量折減為鹽浸泡組的74.6%，起裂韌度與失穩(wěn)韌度分別降為70.7%和89.9%；另一方面，表層受損混凝土脫落而使得試件表層缺陷減少，造成受力時(shí)裂縫的發(fā)生相對(duì)推遲，表現(xiàn)為Pini小幅下降為浸泡組的88.3%，Pini/Pmax有小幅增長(zhǎng)。

參 考 文 獻(xiàn)：

[1] PIGEON M, MARCHAND J, PLEAU R. Frost resistance concrete[J]. Construction and Building Materials, 1996, 10(5): 339-348.

[2] 楊全兵. 混凝土鹽凍破壞機(jī)理(Ⅰ)——毛細(xì)管飽水度和結(jié)冰壓[J]. 建筑材料學(xué)報(bào), 2007, 10(5): 522-527. (YANG Quanbing. Mechanisms of deicer-frost scaling of concrete(Ⅰ)—Capillary-uptake degree of saturation and ice-formation pressure[J]. Journal of Building Materials, 2007, 10(5): 522-527. (in Chinese))

[3] 楊全兵. 混凝土鹽凍破壞機(jī)理(Ⅱ): 凍融飽水度和結(jié)冰壓[J]. 建筑材料學(xué)報(bào), 2012, 15(6): 741-746. (YANG Quanbing. One of mechanisms on the deicer-frost scaling of concrete(Ⅱ): Degree of saturation and ice-formation pressure during freezing-thawing cycles[J]. Journal of Building Materials, 2012, 15(6): 741-746. (in Chinese))

[4] KAPLAN M F. Crack propagation and the fracture of concrete[J]. 1961.

[5] 胡少偉, 陸俊, 范向前. 混凝土損傷斷裂性能試驗(yàn)研究進(jìn)展[J]. 水利學(xué)報(bào), 2014, 45(增刊1): 10-18. (HU Shaowei, LU Jun, FAN Xiangqian. Summary of experimental study on fracture properties of concrete[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2014, 45(Suppl1): 10-18. (in Chinese))

[6] 徐世烺, 趙國(guó)藩. 混凝土結(jié)構(gòu)裂縫擴(kuò)展的雙K斷裂準(zhǔn)則[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 1992, 25(2): 32-38. (XU Shilang, ZHAO Guofan. A double-K fracture criterion for the crack propagation in concrete structures[J]. Journal of Civil Engineering, 1992, 25(2): 32-38. (in Chinese))

[7] FAN Xiangqian, HU Shaowei, LU Jun. Effects of various reinforcement ratio on fracture toughness of reinforced concrete for three-points bending beams[J]. Water Resources and Power, 2013.

[8] 胡少偉, 安康. 不同尺寸混凝土三點(diǎn)彎曲梁試件斷裂過(guò)程試驗(yàn)研究[J]. 水利水電技術(shù), 2015, 46(6): 120-125. (HU Shaowei, AN Kang. Experimental study on fracture process of various size specimens of three-point bending concrete beam[J]. Water Resources and Hydropower Engineering, 2015, 46(6): 120-125. (in Chinese))

[9] 范向前, 胡少偉, 陸俊. 非標(biāo)準(zhǔn)混凝土三點(diǎn)彎曲梁雙K斷裂韌度試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2012, 33(10): 152-157. (FAN Xiangqian, HU Shaowei, LU Jun. Experimental research on double-K fracture toughness of non-standard three point bending concrete beam[J]. Journal of Building Structures, 2012, 33(10): 152-157. (in Chinese))

[10] DL/T 5332—2005 水工混凝土斷裂試驗(yàn)規(guī)程[S]. (DL/T 5332—2005 Hydraulic concrete fracture test procedures[S]. (in Chinese))

[11] DONG W, SHEN X D, XUE H J, et al. Research on the freeze-thaw cyclic test and damage model of Aeolian sand lightweight aggregate concrete[J]. Construction & Building Materials, 2016, 123: 792-799.

[12] 寧作君, 巴恒靜, 楊英姿. 凍融環(huán)境下混凝土的斷裂損傷試驗(yàn)研究[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào), 2009, 30(1): 27-32. (NING Zuojun, BA Hengjing, YANG Yingzi. Experimental study of fracture damage in concrete subjected to freeze-thaw cycles[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2009, 30(1): 27-32. (in Chinese))

[13] 于孝民, 任青文. 凍融循環(huán)作用下普通混凝土斷裂能試驗(yàn)[J]. 河海大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2010, 38(1): 80-82. (YU Xiaomin, REN Qingwen. Fracture release energy for ordinary concrete with freeze-thaw cycles[J]. Journal of Hohai University(Natural Science), 2010, 38(1): 80-82. (in Chinese))

[14] 高丹盈, 程紅強(qiáng). 凍融循環(huán)作用下鋼纖維混凝土Ⅱ型斷裂性能[J]. 水利學(xué)報(bào), 2007, 38(8): 998-1002. (GAO Danying, CHENG Hongqiang. Mode Ⅱ fracture properties of steel fiber reinforced concrete subjected to cyclic freezing and thawing[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2007, 38(8): 998-1002. (in Chinese))

[15] TIAN J, WANG W, DU Y. Damage behaviors of self-compacting concrete and prediction model under coupling effect of salt freeze-thaw and flexural load[J]. Construction & Building Materials, 2016, 119: 241-250.

[16] 胡少偉, 謝建鋒. 非標(biāo)準(zhǔn)混凝土楔入劈拉試件斷裂參數(shù)試驗(yàn)研究與尺寸效應(yīng)分析[J]. 水電能源科學(xué), 2015(5): 105-108. (HU Shaowei, XIE Jianfeng. Experimental study on fracture parameters and size effect analysis of splitting specimen in nonstandard concrete[J]. International Journal Hydroelectric Energy, 2015(5): 105-108. (in Chinese))