陶粒对<bold>SC-SCC</bold>黏结界面劈裂破坏特性的影响

赵洪，谢友均，龙广成，唐卓，李文旭; ZHAO Hong; XIE Youjun; LONG Guangcheng; TANG Zhuo; LI Wenxu

网刊加载中。。。

使用Chrome浏览器效果最佳，继续浏览，你可能不会看到最佳的展示效果，

确定继续浏览么?

复制成功，请在其他浏览器进行阅读

陶粒对SC‑SCC黏结界面劈裂破坏特性的影响 PDF

- ORCID：
赵洪 ^1,2
✉
- ORCID：
谢友均 ¹
- ORCID：
龙广成 ¹
✉
- ORCID：
唐卓 ¹
- ORCID：
李文旭 ³

1. 中南大学土木工程学院，湖南长沙 410075； 2. 湖南工学院材料科学与工程学院，湖南衡阳 421002； 3. 江苏科技大学土木工程学院，江苏镇江 212028

中图分类号： TU528.01

最近更新：2024-04-30

DOI：10.3969/j.issn.1007-9629.2024.04.009

摘要

基于劈裂试验，研究了陶粒对蒸养混凝土（SC）-自密实混凝土（SCC）黏结界面力学特性的影响.结果表明：陶粒能提高SC‑SCC黏结界面的劈裂抗拉强度，增加黏结界面的张开位移值，提升黏结界面的延性；黏结界面应力-应变曲线可分为线性发展阶段、塑性发展阶段和失效破坏阶段；双参数Weibull分布模型可较好地模拟黏结界面应力-应变曲线的上升段，当黏结界面的陶粒引入量低于4 kg/m²时，黏结界面损伤变量的演化进程被有效减缓.

关键词

黏结界面; 应力; 应变; 损伤模型; 数字图像相关技术（DIC）; 劈裂抗拉强度

将两种不同属性的混凝土互相黏结而形成复合结构，在工程领域中应用非常广泛，如修复、加固和非连续浇筑施工等^［

1‑3］.已有研究表明，黏结强度直接影响复合结构的服役稳定性.CRTS Ⅲ型轨道板是由中国自主研发并拥有自主知识产权的轨道板体系，该轨道结构自上至下分别由蒸养混凝土（SC）轨道板、自密实混凝土（SCC）充填层、土工布隔离层及底座板等构成^{［参考文献 4

百度学术}4］.其中SC轨道板为工厂预制，SCC充填层是现场浇筑.该结构属于典型的非连续浇筑施工，因而开展SC‑SCC的黏结界面研究十分必要.

为提升CRTS Ⅲ型轨道板结构的服役稳定性，中国学者针对CRTS Ⅲ型轨道板黏结界面在静态和动态荷载下的破坏特点^［

5‑6］、在周期性温度疲劳下的疲劳损伤规律以及黏结模型^{［参考文献 7‑8}7‑8］等开展了相应的试验研究，研究成果为轨道板结构的稳定运营和设计建造提供了数据参考.但是，已有研究是围绕CRTS Ⅲ型轨道板结构在服役环境下力学性能退化的分析和评估，而进一步开展黏结强度的增强研究，仍具有重要的工程指导意义.鉴于此，本文利用陶粒的吸释水特性，将陶粒引入SC‑SCC黏结界面中，以期改善CRTS Ⅲ型轨道板中蒸养混凝土和自密实混凝土的黏结性能，为轨道板结构的耐久性提升提供数据参考.

1 试验

1.1 原材料及配合比

基于高速铁路CRTS Ⅲ型板式无砟轨道结构轨道板用C60蒸养混凝土、充填层用C40自密实混凝土的原材料和配合比进行试验，其中胶凝材料采用P·O 42.5普通硅酸盐水泥（C）、Ⅰ级粉煤灰（FA）、S95级矿渣粉（GGBS），骨料采用碎石（G）和河砂（S），外加剂采用聚羧酸高性能减水剂（SP），对于充填层SCC，还加入了黏度改性剂（VMA）以满足其良好的充填性能，水（W）采用自来水.SC和SCC的配合比如表1所示.SC和SCC的28 d抗压强度实测值分别为62.5、40.6 MPa.

表1 SC和SCC的配合比

Table 1 Mix proportions of the SC and SCC Unit：kg/m³

Concrete	C	FA	GGBS	SP	W	S	VMA	G
Concrete	C	FA	GGBS	SP	W	S	VMA	5-10 mm	10-16 mm	10-20 mm
SC	315.00	90.00	45.00	4.50	135.00	660.00	0	484.00	0	726.00
SCC	308.00	78.00	104.00	7.28	178.00	835.00	31.00	324.00	486.00	0

1.2 试件制备

采用尺寸为100 mm×100 mm×100 mm的模具制备尺寸为100 mm×100 mm×50 mm的SC，称量1.2 kg新拌SC并浇筑于模具内，手动捣平表面后，采用人工抛洒的方式在SC表面抛洒陶粒.外抛陶粒为粒径10~15 mm的页岩陶粒，筒压强度6.1 MPa，陶粒引入量S分别为0、2、4、6 kg/m².于振动台振动平整表面，同时观察陶粒状态，目测外抛陶粒大约有一半高度嵌入到SC内部时停止振动.参照图1所示的蒸养制度对SC开展蒸汽养护.蒸汽养护结束后移至标准养护房（温度（20±2）℃，相对湿度大于95%）中养护至28 d龄期后取出.将3个尺寸为100 mm×100 mm×50 mm的SC试块采用704胶同时将其粘于自制模具的钢板上，并倒扣于尺寸为100 mm×100 mm×400 mm的模具上方，自制模具如图2（a）所示.为了模拟CRTS Ⅲ型轨道板的现场制备工艺，SCC采用充填形式与SC形成黏结，具体过程为：将配制好的SCC从灌入孔处倒入，依靠自重流动填充自制模具内部并与粘在钢板上的SC形成黏结界面，如图2（b）所示.为了保护黏结界面，将含黏结界面的复合试件同模具一起置于标准养护房中养护4 d后拆模，并将拆模后的复合试件继续养护至28 d，取出后适当打磨其表面，获得待测试的试件.

图1 蒸养制度

Fig.1 Steam curing system

图2 试件制备

Fig.2 Specimen preparation

1.3 测试过程

劈裂抗拉试验装置如图3所示.测试过程参照GB/T 50081—2019《混凝土物理力学性能试验方法标准》进行，试件和加载垫块之间放置尺寸为100 mm×20 mm×4 mm的普通胶合板垫条，位移控制，加载速率为0.5 mm/min，加载到试件破坏或应变片显示值达到6 000 μm/m后停止加载.试验前，对每个试件取一个表面喷制随机散斑，具体过程为：先喷涂一层哑光白漆，静置5~10 min，待其干燥后，再随机喷制哑光黑漆以制作黑色斑点.在试件散斑面的对面粘贴应变片，应变片与黏结界面垂直，并横跨黏结界面，如图3（b）所示.每组测试3个试件，结果取平均值.劈裂抗拉强度 $σ_{t}$ 的计算式为：

σ_{t} = \frac{2 P}{π A} = 0.637 \frac{P}{A}

（1）

式中：P为试件的劈裂抗拉破坏荷载，N；A为试件的黏结界面面积，mm².

图3 劈裂抗拉试验装置图

Fig.3 Device diagram of splitting tensile test

另外，由于本试验采用100 mm×100 mm×100 mm的非标准试件，劈裂抗拉强度需乘以尺寸换算系数0.85.

2 结果与分析

2.1 黏结界面破坏特点

对断裂后试件的黏结界面进行拍照，如图4所示.由图4可以看出：所有试件均沿着黏结界面呈一分为二的破坏；在未引入陶粒的黏结界面上可以观察到断裂后的SCC表面存在大小不一的气泡缺陷，这是SCC内部气泡在成型过程中上浮至黏结界面所带来的工艺性气泡缺陷^［

9］；在引入陶粒后的黏结界面上可以观察到SCC表面工艺性气泡缺陷有所改善，说明陶粒能改善SCC的上浮层结构，这是因为陶粒嵌入到SCC内，带来的内养护效应优化了SCC上浮层内部胶凝材料的水化环境^{［参考文献 10

百度学术}10］.由图4还可以看出，试件都是以陶粒吸附在SC上并剥离SCC的形式破坏，这说明：（1）陶粒能稳定存在于黏结界面，增大SC的表面粗糙度；（2）裂纹沿着陶粒与SCC黏结界面进行拓展，黏结界面的破坏路径被拉长.

图4 破坏断面图

Fig.4 Failure surface diagram

2.2 黏结界面应力-应变关系

图5为黏结界面引入陶粒后，各组试件在劈裂抗拉荷载下的黏结界面应力-应变（σ‑ε）曲线的范围图，其中应力参照式（1）计算，应变来自黏结界面处应变片的采集数据.由图5可以看出：黏结界面在劈裂抗拉荷载作用下的应力-应变曲线没有明显的下降段，原因是黏结界面脱黏后，组合试件和加载支架之间继续形成受力结构，仍能承载；当应力增加到峰值后，黏结界面脱黏，应变骤然增加，应力-应变曲线出现转折点，本试验将该转折点视为黏结界面的极限破坏点，从而得到劈裂抗拉强度.汇总所有试件黏结界面的劈裂抗拉强度，如图6所示.由图6可知，随着陶粒引入量的增加，黏结界面的劈裂抗拉强度增大，当陶粒引入量为6 kg/m²时，黏结界面的劈裂抗拉强度达到最大，相对于未引入陶粒时增长24.4%.

图5 应力-应变曲线范围

Fig.5 Scope of stress‑strain curves

图6 劈裂抗拉强度

Fig.6 Splitting tensile strength

进一步观察图5，可以将黏结界面应力-应变曲线分为3个阶段：（Ⅰ）线性发展阶段：该阶段下黏结界面变形随着应力的增加呈现线性增加，对应的黏结界面应力范围约为0 $% σ_{t}$ ~25 $% σ_{t}$ ；（Ⅱ）塑性发展阶段：该阶段下黏结界面变形随着应力的增加而迅速增加，黏结界面的损伤持续累积，对应的应力范围约为25 $% σ_{t}$ ~ $100 %$ $σ_{t}$ ；（Ⅲ）失效破坏阶段：该阶段下黏结界面变形随着应力的增加而骤然增加，应力-应变曲线出现明显拐点，应变的骤然增加意味着黏结界面有大量裂纹在积累，黏结界面开始出现脱黏、失效，对应的应力范围为 $σ_{t}$ 到试件层间出现宏观裂缝时的应力.

结合数字图形相关（DIC）技术，对典型试件黏结界面破坏过程的应变云图进行绘制，如图7所示.由图7可以看出：在线性发展阶段，黏结界面的应变均很小，可观察到少量的应变集中；在塑性发展阶段，黏结界面从中间开始往两端积累应变，损伤随着应变的积累而增加；在破坏荷载时刻，应力-应变曲线出现拐点，进入到失效破坏阶段，此时黏结界面处裂纹大量积累并贯穿黏结界面，所有试件在黏结界面处均出现明显的应变集中现象；随着陶粒的引入，可以观察到应变集中的路径变得弯曲，这是因为陶粒加入黏结界面后，试件的破坏沿着陶粒与SCC黏结界面进行，从而呈现更曲折的断裂路径.

图7 黏结界面破坏过程的应变云图

Fig.7 Strain contour figures at bonding interface failure process

2.3 黏结界面处位移演化

根据DIC结果的位移场数据，可以得到主裂纹在不同荷载时刻的位移值，将某个荷载时刻在跨黏结界面2个边界点的水平位移值（U）相减，结果即为黏结界面的张开位移值.因此，在黏结界面处绘制1根跨界面的检查线L₀，如图8所示.通过DIC软件对该检查线在不同应力下的位移值进行计算，结果如图9所示.由图9可知，当应力达到25% $σ_{t}$ 时，检查线的位移值分布基本呈现1条直线，差值都比较小，说明此时的黏结界面变形较小，处于线性发展阶段；随着应力的增加，位移值波动开始增加，当应力继续增加到 $σ_{t}$ 时，位移值分布出现了比较大的跳跃，此时的黏结界面已经积累了大量的外部荷载能量，并形成裂缝.通过DIC软件的进一步计算发现，当陶粒引入量为2 kg/m²时，黏结界面的张开位移值达到最大，为0.028 59 mm，与未掺陶粒时相比增长率为79.4%；随着陶粒引入量的增加，黏结界面张开位移值出现降低趋势，当陶粒引入量为6 kg/m²时，黏结界面张开位移值为0.023 65 mm，比未掺陶粒时增加了48.0%，但是比陶粒引入量为2 kg/m²时降低了17.0%.综上，黏结界面中引入的陶粒大幅度增加了SC与SCC黏结界面的延性.这是因为陶粒的弹性模量较低，黏结界面引入陶粒后，陶粒从SCC中拔出会产生更大的变形，这一结果与文献［

11‑12］中陶粒混凝土比普通混凝土变形大的结论一致.

图8 L₀检查线示意图

Fig.8 Schematic diagram of measure line L₀

图9 L₀检查线在不同荷载下的位移值分布

Fig.9 Distribution of bonding interface opening displacement value of L₀ at different loads

2.4 黏结界面本构模型分析

2.4.1 模型建立

根据损伤力学理论可知，当采用等应变假设时，在一维应力状态下可以采用式（2）来表示混凝土的损伤本构关系：

σ = E ε (1 - D)

（2）

式中：E为弹性模量；D为损伤变量.

由前述黏结界面的破坏形态可以知道，黏结界面的破坏主要是由于SCC剥离SC表面或者SCC剥离陶粒表面产生的.从宏观上来看，其实质仍然是靠近黏结界面SCC的损伤与断裂.当黏结界面承受劈裂抗拉荷载时，其损伤程度与其内部各微元有关，且微元强度符合双参数Weibull分布^［

13‑14］：

p (ε) = \frac{m}{a} {(\frac{ε}{a})}^{m - 1} \times e x p [- {(\frac{ε}{a})}^{m}]

（3）

式中： $p (ε)$ 为黏结界面的强度分布；m、a为模型中与损伤分布有关的2个参数.

在荷载作用下，黏结界面上微元破坏的数目n与总微元数N之间具有如下关系：

N = n \int_{0}^{ε} p (ε) d ε

（4）

则荷载作用下的损伤变量D可以用破坏微元数与总微元数的比值来表示：

D = \frac{n}{N}

（5）

结合式（3）~（5）可以得到黏结界面在荷载作用下的损伤变量为：

\int_{0}^{ε} p (ε) d ε = 1 - e x p [- {(\frac{ε}{a})}^{m}]

（6）

根据应力-应变曲线的边界条件（ $σ = σ_{m a x} ， ε = ε_{m a x}$ ， $\frac{d σ}{d ε} = 0$ ），进一步得到：

m = \frac{1}{l n (\frac{E ε_{m a x}}{σ_{m a x}})}

（7）

a = ε_{m a x} m^{\frac{1}{m}}

（8）

将式（6）代入式（2），并结合式（7）、（8），可以得到黏结界面的损伤变量和本构关系为：

D = 1 - e x p [- \frac{1}{m} {(\frac{ε}{ε_{m a x}})}^{m}]

（9）

σ = E ε \times e x p [- \frac{1}{m} {(\frac{ε}{ε_{m a x}})}^{m}]

（10）

对于黏结界面混凝土，E取值为应力-应变曲线上线性段的斜率.

2.4.2 模型参数

根据黏结界面应力-应变曲线上线性段的斜率和极限荷载处的应力、应变以及式（7），获得参数 $E$ 、 $ε_{m a x}$ 、 $σ_{m a x}$ 以及模型参数m，汇总如表2所示.

表2 黏结界面本构模型参数

Table 2 Parameters of constitutive model of bonding interface

S/(kg·m^-2)	Specimen No.	E/MPa	$σ_{m a x} / M P a$	$ε_{m a x}$	m
0	01	1 394.3	1.26	0.002 242	1.098
	02	1 624.2	1.45	0.001 998	1.241
	03	1 287.8	1.30	0.002 057	1.405
2	21	1 152.3	1.25	0.002 147	1.469
	22	737.3	1.32	0.004 952	0.983
	23	1 146.2	1.70	0.002 486	1.937
4	41	1 143.8	1.40	0.002 493	1.406
	42	1 736.5	1.45	0.001 980	1.158
	43	1 550.1	1.55	0.001 884	1.579
6	61	2 564.5	1.59	0.001 503	1.130
	62	3 503.4	1.93	0.003 001	0.591
	63	488.0	1.47	0.004 014	3.484

2.4.3 模型验证

将表2中的模型参数代入式（10），对黏结界面的应力-应变关系进行理论计算，并将理论值和试验值绘制于图10中.由图10可以看出：在应力-应变曲线的上升阶段，其理论值和试验值误差在20%以内，说明黏结界面应力-应变关系的理论值和试验值在黏结界面的上升阶段具有较好的相关性；由于黏结界面失效破坏后，试件仍然作为一个稳定结构在承载，黏结界面的峰后曲线未能在试验中有效获取，因此试验曲线和理论曲线在峰后阶段表现出较大的偏离.

图10 不同黏结界面的试验曲线和模型曲线对比图

Fig.10 Comparison of theoretical curves and test curves of different bonding interfaces

进一步按照式（9）对不同黏结界面的损伤变量D进行计算，获得损伤变量D的演化过程如图11所示.由图11可以看出：当陶粒引入量低于4 kg/m²时，黏结界面的损伤变量演化过程随着陶粒引入量的增加变得更平缓；当陶粒引入量达到6 kg/m²时，黏结界面的损伤变量演化过程变得更急剧.这是因为黏结界面中陶粒的大量存在使得在试件受载后陶粒周围成为应力集中区域，所以损伤变量演化被加剧.

图11 损伤变量D的演化过程

Fig.11 Damage variable evolution process

2.5 黏结界面增强机制分析

采用现场工艺浇筑和充填的SCC会在SC底部形成1个上浮层，该上浮层主要由SCC中的砂浆组成.当黏结界面中没有引入陶粒时，黏结界面上浮层与SC之间形成混凝土黏结区；而在黏结界面引入陶粒后，黏结界面由混凝土黏结区以及上浮层和陶粒形成的陶粒黏结区组成，如图12所示.结合前文试验结果，陶粒对黏结界面劈裂破坏的影响机制主要有以下4个方面.

图12 黏结界面黏结模型示意图

Fig.12 Structure model diagram of bonding interface

（1）陶粒能嵌入SC，增大SC表面面积，随着SCC的浇筑和充填，陶粒还能进一步嵌入到SCC的上浮层中，由于陶粒表面较SC表面粗糙，上浮层中水泥石与陶粒的机械咬合作用更强^［

15］，因而陶粒在黏结界面起到增大黏结面积、增强黏结以及形成有效栓钉的作用.

（2）陶粒在上浮层中吸、释水，起到了内养护作用^［

16‑17］，使上浮层中胶凝材料的水化程度和水化产物的结构致密性均得到提升，带来更高的劈裂抗拉强度.而未引入陶粒的黏结界面，由于SCC内部的气泡上浮，导致上浮层的结构相对疏松多孔，与SC的黏结作用较弱.

（3）外部荷载会以陶粒为节点形成应力网络^［

18］.由于陶粒混凝土的变形能力比普通混凝土大，应力网络随着陶粒的增加而更集中在黏结界面，且呈现出更大的变形能力，使黏结界面张开位移值和延性增加.

（4）当陶粒引入量增加时，陶粒黏结区面积增加，混凝土黏结区面积相应减少.在本试验中，当陶粒引入量为6 kg/m²时，大量的陶粒使内养护作用高效发挥，黏结界面的劈裂抗拉强度达到最大，但是大量陶粒黏结区会使陶粒脆性脱黏情况增加，导致黏结界面的张开位移值降低.同时，陶粒的大量存在使得受载后陶粒周围成为应力集中区域，损伤变量演化进程被加剧.

3 结论

（1）在蒸养混凝土SC和自密实混凝土SCC黏结界面引入陶粒，可以观察到陶粒能稳定存在于黏结界面，且改善了黏结界面中SCC的上浮层结构，黏结界面呈现陶粒吸附在SC表面，并剥离SCC表面的破坏模式.

（2）在本试验调查范围内，当陶粒引入量为6 kg/m²时，黏结界面的劈裂抗拉强度增幅最大，为24.4%；当陶粒引入量为2 kg/m²时，黏结界面的张开位移值最大，增长率为79.4%，此时黏结界面的延性最优.

（3）黏结界面应力-应变曲线可分为线性发展阶段、塑性发展阶段和失效破坏阶段.

（4）双参数Weibull分布模型能较好地模拟黏结界面应力-应变曲线的上升段.损伤变量计算表明，当陶粒引入量在4 kg/m²以内时，陶粒能有效缓解黏结界面损伤变量的演化进程，而当陶粒引入量达到6 kg/m²时，大量陶粒黏结区分布于黏结界面，黏结界面的损伤变量演化进程被加剧.

参考文献

冯硕，石新波，王威，等. UHPC‑NSC界面黏结性能的评价方法［J］. 建筑材料学报， 2023， 26（11）：1220‑1228. [百度学术]

FENG Shuo， SHI Xinbo， WANG Wei， et al. Evaluation method of UHPC‑NSC interface bond performance［J］. Journal of Building Materials， 2023， 26（11）：1220‑1228. （in Chinese） [百度学术]

朱方之，王鹏刚，赵铁军，等. SHCC 修复试件黏结滑移性能研究［J］. 建筑材料学报， 2016， 19（1）：72‑77. [百度学术]

ZHU Fangzhi， WANG Penggang， ZHAO Tiejun， et al. Studies on bond slippage properties of concrete specimen repaired with strain hardening cementitious composites（SHCC）［J］. Journal of Building Materials， 2016， 19（1）：72‑77. （in Chinese） [百度学术]

FENG Z， LI C X， KE L， et al. Tensile behavior of ultra‑high‑performance fiber‑reinforced concrete（UHPFRC） structure with cold joints［J］. Engineering Structures， 2022（273）：115084. [百度学术]

LI N， LONG G C， FU Q， et al. Effects of freeze and cyclic flexural load on mechanical evolution of filling layer self‑compacting concrete［J］. Construction and Building Materials， 2019， 200：198‑208. [百度学术]

赵洪，谢友均，龙广成，等. 含黏结界面混凝土断裂特性研究［J］. 铁道科学与工程学报， 2022，19（4）：976‑985. [百度学术]

ZHAO Hong， XIE Youjun， LONG Guangcheng， et al. Study on fracture characteristics of concrete with bonding interface［J］. Journal of Railway Science and Engineering， 2022，19（4）：976‑985. （in Chinese） [百度学术]

赵洪，谢友均，龙广成，等. 冲击荷载作用下含黏结界面混凝土破坏特征与应力应变分析［J］. 上海交通大学学报， 2022，56（9）：1208‑1217. [百度学术]

ZHAO Hong， XIE Youjun， LONG Guangcheng， et al. Mechanical characteristics and stress and strain analysis of concrete with bonding interface under impact load［J］. Journal of Shanghai Jiaotong University， 2022， 56（9）：1208‑1217. （in Chinese） [百度学术]

ZHANG J W， ZHU S Y， CAI C B， et al. Cohesive zone modeling of fatigue crack propagation in slab track interface under cyclic temperature load［J］. Engineering Failure Analysis， 2022， 134：106028. [百度学术]

HE L， WANG J F. WU X，et al. A novel fatigue cohesive model for interface between ballastless track slab and self‑compacting concrete［J］. Construction and Building Materials， 2023， 377：130962. [百度学术]

JIANG W， XIE Y J， WU J X， et al. Identifying bonding interface flaws in CRTS III type ballastless track structure using the impact‑echo method［J］. Engineering Structures， 2021， 227：111429. [百度学术]

韩松，安明喆，郭瑞，等. 陶粒内养护高性能混凝土抗裂性能研究［J］. 建筑材料学报， 2015，18（5）：742‑748. [百度学术]

HAN Song， AN Mingzhe， GUO Rui， et al. Crack resistance of ceramsite self‑curing high performance concrete［J］. Journal of Building Materials， 2015，18（5）：742‑748. （in Chinese） [百度学术]

唐军务，张琦彬，雷霜如，等. 轻骨料混凝土梁弯曲性能试验研究［J］. 河海大学学报（自然科学版）， 2010， 38（3）：269‑273. [百度学术]

TANG Junwu， ZHANG Qibin， LEI Shuangru， et al. Experimental research on flexural behaviors of lightweight concrete beams［J］. Journal of Hohai University （Natural Sciences）， 2010， 38（3）：269‑273. （in Chinese） [百度学术]

王建民，李鹏飞，冯楚祥，等. 陶粒轻骨料与普通混凝土的黏结剪切性能［J］. 建筑材料学报， 2022， 25（7）：700‑707. [百度学术]

WANG Jianmin， LI Pengfei， FENG Chuxiang， et al. Interfacial shear performance of ceramsite lightweight aggregate and normal concrete cold joint［J］. Journal of Building Materials， 2022， 25（7）：700‑707. （in Chinese） [百度学术]

WANG B X， WANG F， WANG Q. Damage constitutive models of concrete under the coupling action of freeze‑thaw cycles and load based on Lemaitre assumption［J］. Construction and Building Materials， 2018，173：332‑341. [百度学术]

谢友均，王猛，马昆林，等. 不同养护温度下蒸养混凝土的冲击性能［J］. 建筑材料学报， 2020， 23（3）：521‑528，536. [百度学术]

XIE Youjun， WANG Meng， MA Kunlin， et al. Impact mechanical characteristics of steam cured concrete under different curing temperatures［J］. Journal of Building Materials， 2020， 23（3）：521‑528，536. （in Chinese） [百度学术]

张高展，王宇譞，葛竞成，等. 轻集料对超高性能混凝土工作和力学性能的影响［J］. 建筑材料学报， 2021， 24（3）：499‑507. [百度学术]

ZHANG Gaozhan， WANG Yuxuan， GE Jingcheng， et al. Effect of lightweight aggregate on workability and mechanical properties of ultra‑high performance concrete［J］. Journal of Building Materials， 2021， 24（3）：499‑507. （in Chinese） [百度学术]

张高展，魏琦，丁庆军，等. 轻集料吸水率对轻集料-水泥石界面区特性的影响［J］. 建筑材料学报， 2018， 21（5）：720‑724. [百度学术]

ZHANG Gaozhan， WEI Qi， DING Qingjun， et al. Influence of water absorption ratio of lightweight aggregate on characteristics of interfacial transition zone between lightweight aggregate and cement［J］. Journal of Building Materials， 2018， 21（5）：720‑724. （in Chinese） [百度学术]

胡曙光，王发洲，丁庆军. 轻集料与水泥石的界面结构［J］. 硅酸盐学报， 2005，33 （6）：713‑717. [百度学术]

HU Shuguang， WANG Fazhou， DING Qingjun. Interface structure between lightweight aggregate and cement paste［J］. Journal of the Chinese Ceramic Society， 2005， 33（6）：713‑717. （in Chinese） [百度学术]

刘伟，薛浩东，赵飞洋，等. 基于PFC^2D软件陶粒混凝土抗压强度分析［J］. 新型建筑材料， 2022， 49（7）：45‑49，57. [百度学术]

LIU Wei， XUE Haodong， ZHAO Feiyang， et al. Compressive strength analysis of ceramsite concrete based on PFC^2D［J］. New Building Materials， 2022， 49（7）：45‑49，57. （in Chinese） [百度学术]

首页

期刊介绍

编委会

征稿启事

期刊订阅

相关下载

Email alert

联系我们