不同加載邊界下混凝土巴西劈裂過程及強度的DIC 實驗分析1)

徐紀鵬 董新龍,2) 付應乾 俞鑫爐 周風華

?(寧波大學沖擊與安全工程教育部重點實驗室,浙江寧波 315211)

?(北京理工大學機電學院,北京 100081)

引言

混凝土、巖石及陶瓷等脆性材料存在嚴重的拉壓不對稱性,其拉伸強度一般遠小于壓縮強度.大多情況下這類材料和結構的破壞是由拉伸斷裂引起的,如彎曲破壞、壓縮碎裂、應力波在界面反射引起的層裂等,因此,脆性材料的拉伸強度是人們關注的重要參數[1-3].目前,關于脆性或準脆性材料的拉伸強度測定主要有直接拉伸法[4]和間接拉伸法[5-12].其中,巴西圓盤劈裂實驗具有加載簡單方便、可利用Hopkinson 壓桿加載用于動態拉伸強度測試等優點,是目前使用最廣泛的間接拉伸實驗方法,已被國際巖石力學學會(ISRM)、美國材料和試驗協會(ASTM)、英國的BS 標準和國際ISO 標準作為巖石抗拉強度測試的推薦方法[7-8],日本則更將其定為混凝土拉伸強度的測試方法[9].因應用廣泛,巴西圓盤劈裂實驗自提出以來,對該方法的驗證、改進以及擴展研究就沒有停止,一直是研究的熱點[10-21].

巴西劈裂實驗分析中,抗拉強度的計算是基于彈性力學平面問題解析解.由于巴西劈裂不是通常意義上的一維拉伸實驗,巴西圓盤實驗中試件各點處于復雜應力狀態,拉伸強度值的確定還與破壞準則的選擇有關,因此規定巴西劈裂實驗數據有效性必須滿足:斷裂是在載荷最大點處從圓盤試件的中心處起始,沿著加載方向瞬態擴展到上、下加載兩端[4,7-9],這樣按Griffith 脆性破壞準則[22],試樣中心點應力狀態滿足的起裂條件才與一維應力拉伸實驗得到的強度一致.因此,試樣幾何特征、尺寸(如徑厚比等)對實驗結果可靠性、敏感性影響等一直是研究熱點之一[14,23].另一方面,在巴西圓盤劈裂實驗中,集中力載荷易導致試樣加載處附近應力集中而發生壓潰破壞,不再滿足中心起裂假設[24-25].為減小巴西劈裂實驗中線載荷所引起的應力集中,許多研究者采用弧形加載[26-27]、墊條加載[7,28-30]及采用平臺巴西試樣[11-12,19]等以改變加載接觸面.這些方法可改善應力集中引起的破壞,但應力狀態也發生了變化.為此,國內外研究者開展大量工作,包括不同載荷作用下試樣應力場彈性解的表征,分析不同加載邊界下試樣中心起裂條件及其對拉伸強度測試的影響等,但結果仍存在較大差異[14,25-26,31].這些研究中,較多的是采用理論及數值分析方法探討,比較實驗數據資料尚顯不足[14].

為此,本文對平板加載及墊條加載下混凝土巴西劈裂實驗開展比較分析,采用高速相機與試驗機同步器同步采集加載力、試樣表面變形及裂紋起始、斷裂過程,結合DIC 技術分析試樣表面應變場演化,探討了不同加載邊界下混凝土特性、應力狀態、破壞的起始演化等對拉伸強度的影響,研究對于巴西劈裂實驗應用及混凝土劈裂強度理解具有重要意義.

1 實驗方案及試樣

1.1 實驗設計與測試

在混凝土、巖石及陶瓷等巴西劈裂實驗中國內外學術和工程界常采用方法有平板直接加載、弧形壓模加載、墊條加載及平臺圓盤試樣等,但載荷接觸條件對實驗結果有很大影響[32].盡管不同的技術規范和文獻對實施巴西實驗的條件還沒有達成完全一致的共識,但文獻中對實驗取得理想結果提出了許多有益的建議.對于不同的加載方式,ASTM[8]闡述墊條加載與弧形壓模加載具有相近的理論解和實驗結果,認為其劈裂強度與平板直接加載接近.對近期發展的平臺試樣也認為與墊條加載結果相近[31].一般認為:在保證中心起裂的情況下,接觸角越小越好.為此,本文設計巴西圓盤直接加載及墊條加載劈裂實驗開展比較分析,如圖1 所示.其中,墊條采用寬度為6 mm 的軟木條.對于巴西圓盤劈裂實驗,通常測試其載荷峰值并采用圓盤在不同加載邊界下的彈性理論解直接給出材料的拉伸強度.

圖1 平板加載與墊條加載示意圖Fig.1 Schematic diagram of loading by flat plates and bearing strips

實驗在MTS-180-5T 液壓伺服材料試驗機上完成,加載采用位移控制為使兩種加載方式獲得相近的加載率,調整平板加載速度為0.1 mm/s,墊條加載速度為0.15 mm/s.巴西實驗要求起裂前必須近似滿足線彈性狀態,否則按彈性理論解計算的拉伸強度會存在較大誤差,為分析加載邊界、應力狀態演化等對劈裂過程及劈裂強度的影響,建立試驗機與相機的同步采集系統,采用FASTCAM SA1.1 高速相機同步記錄載荷歷時及相對應的變形及起裂過程,并利用DIC 分析劈裂實驗加載過程中巴西圓盤試樣的應變演化特征,考察實驗條件滿足情況.高速相機采樣頻率為8000 f/s,像素為512×528,能較精確獲取、比對加載過程試樣表面的變形演化.需要說明:即使在準靜態加載下混凝土試樣劈裂破壞過程也是瞬態發生,8000 f/s 的采樣頻率還無法記錄高分辨的裂紋的起始、發展過程,為此實驗還設置高速相機36 000 f/s的采樣頻率,用于記錄劈裂過程的裂紋演化特征.

混凝土試件表面噴涂散斑,利用二維數字圖像相關法(digital image correlation,DIC-2D)分析試樣破壞全程表面應變場演化[33].實驗采用MatchID-Zero-Normalized Sum of Squared Differences (ZNSSD) 算法(subset size 為31 像素,step size 為5 像素),單位像素對應試樣上的長度為0.167 mm.

1.2 試樣

巴西圓盤試樣采用相同的C40 混凝土,水灰比0.5,普通硅酸鹽(P.I 42.5) 水泥,粗骨料為5～15 mm連續級配石灰巖,細骨料為河沙(中沙).澆筑成直徑74 mm、厚35 mm 圓盤試樣,標準條件養護28 d.

同步制備150 mm×150 mm×150 mm 混凝土標準立方體試樣,利用MTS 材料試驗機測量混凝土壓縮性能等基本參數.實驗中采用DIC 測試壓縮過程試樣的軸向壓縮應變及橫向應變,根據壓縮應力應變曲線及試樣軸向應變?橫向應變曲線,計算混凝土材料的彈性模量、泊松比,4 組重復實驗測得準靜態下材料的平均壓縮性能如表1.

表1 混凝土物理參數Table 1 Physical parameters of concrete

2 實驗結果及分析

2.1 加載率

對混凝土試樣在相同加載速率下開展系列平板及軟木墊條加載劈裂實驗,圖2 為一組典型的載荷?時間曲線.可見實驗重復性很好,可近似采用=dF/dt作為加載率.平板加載、軟木墊條加載實驗的加載率分別為5.52 kN/s,2.24 kN/s,按=/E計算兩者應變率基本一致.

圖2 載荷?時間曲線Fig.2 The history of load

2.2 劈裂破壞過程及強度

巴西圓盤劈裂最早都采用平臺直接加載(如圖1(a)),但在加載端附近產生應力集中可能導致一些材料在端部首先發生失效,這在巴西實驗中是不可取的.為防止加載點應力集中引起的壓潰破壞及多重裂紋產生,采用墊條加載,如圖1(b).圖3 為試樣直徑AB上的應力分布示意圖,不同加載條件下,試樣中的應力場分布存在差別.巴西實驗假設:沿壓縮直徑上拉伸應力近似均勻分布并且滿足裂紋從試樣中心起始,則可利用其圓盤平面彈性力學解來得到材料的抗拉強度.

圖3 壓縮直徑上拉伸應力分布示意圖Fig.3 Schematics of tensile stress distribution on the compressed diameter

對于平板直接加載情況,相當于墊條寬度2t趨于0 的集中載荷(如圖3).按平面彈性解,沿壓縮直徑上的拉伸應力是均勻分布的,其最大拉伸應力為

式中,P是加載力,D和L分別是試樣直徑及厚度,σ1為第一主應力(以拉伸為正).如試樣滿足“中心起裂”,可將材料抗拉強度σT表征為試樣中心應力狀態的最大拉伸張量,即

式中,Pc為峰值載荷.

對于軟木墊條加載,可近似假設為均布載荷加載情況,試樣沿壓縮直徑上的拉伸應力分布不是均勻的,與墊條寬度2t相關.Tang[34]較早采用理論與有限元比較的方法分析了不同寬度均布載荷作用對加載直徑AB上拉伸應力分量的影響,給出修正的分析解

式(2)和式(3)給出了兩種不同加載邊界下混凝土巴西劈裂強度計算公式.形式上集中載荷試樣中心拉伸應力彈性解式(2) 為均布載荷式(3) 的一個特例,對于2t/D0.16,式(2)與式(3)的差別不會超過4%.因此,在實際應用中也有實驗直接采用式(2)近似進行計算.

2.2.1 平板加載

圖4(a) 和圖4(b) 為平板加載時,試樣中心點典型的拉伸應力?時間曲線及高速相機記錄的試樣表面裂紋演化特征.高速相機記錄該試樣(編號D001-04)滿足中心起裂.其中,圖4(b)裂紋擴展過程的時刻與圖4(a)中的時刻t1?t4對應.可見:(1)在載荷峰值點前(t1<2.192 375 s),試樣表面未見裂紋;(2)劈裂發生在最大應力峰值之后的t2=2.199 125 s 時刻,裂紋從中心起始并向加載點擴展,至t3(t3=2.199 250 s)時刻貫穿整個試樣.隨后,試樣左右兩個部分分離,拉伸應力陡然下降.值得注意的是:在裂紋起裂、擴展過程中(t1?t3時刻) 試樣發生瞬態的斷裂.從t2=2.199 125 s 裂紋起始至t3=2.199 250 s 時擴展至整個試樣,拉伸應力幾乎沒有明顯變化,幾乎在恒定拉伸應力σ=5.55 MPa 下,裂紋平均擴展速度約為290 m/s.

圖4 載荷?時程曲線與表面裂紋發展過程Fig.4 The history of load and the develop process of surface crack

實驗中,混凝土平板加載試樣并不總是中心起裂,部分從靠近試樣加載點附近位置起裂并向另一端擴展的情況,如圖5.擴展過程中還會繼續產生多重裂紋,不滿足巴西劈裂實驗要求的“中心起裂”假定,這與文獻[35]觀察到的結果一致.其中,9 次重復實驗中有5 個試樣為中心起裂、4 個為近加載點的位置起裂,存在較大的隨機性.按式(2)所計算拉伸強度匯總在表2 中.結果顯示:(1)平板加載情況下,混凝土巴西劈裂實驗裂紋起始位置有較大的隨機性,存在中心起裂及近加載點起裂兩種情況; (2)從統計看,中心起裂試樣的最大壓縮載荷Pc大于近加載點起裂的情況; (3)滿足中心起裂的有效實驗得到的強度分散性較大,約為10.2%.

圖5 底端起裂試樣表面裂紋發展過程Fig.5 Surface cracks develop process of the sample cracking from the bottom

2.2.2 軟木墊條加載

軟木墊條加載時,劈裂實驗具有較好的重復性,3 次重復實驗裂紋均從試樣中心起裂并向加載端均勻擴展,未見多重裂紋出現,圖6 為高速相機36 000幀/s 采樣頻率捕捉到典型的裂紋起始、發展過程.實驗觀察到裂紋起始在載荷達到峰值后,裂紋平均擴展速度為330 m/s,大于平板加載情況,按式(3)計算得到劈裂強度同樣匯總在表2 中.

兩種不同加載邊界混凝土劈裂實驗結果比較顯示:(1)軟木墊條加載情況,起裂穩定,均能保證從中心起裂; (2)加載邊界、應力狀態等差別對混凝土試樣裂紋演化、拉伸強度表征有顯著影響,軟木墊條加載得到的平均抗拉強度為7.53 MPa,明顯大于平板加載的6.18 MPa,相差17.9%.有必要對不同加載條件下應力場、材料破壞演化及其影響開展進一步分析討論.

圖6 表面裂紋發展過程Fig.6 The develop process of surface crack

表2 劈裂實驗結果匯總Table 2 Summary of splitting test results

3 基于DIC 的劈裂過程及應變場演化分析

3.1 理論分析

盡管圓盤試樣的幾何形狀及其邊界條件相對簡單,但不同加載邊界條件下應力場的彈性理論一直是一個經典問題.赫茲解[36]表明圓盤內部的應力分布與固體的彈性常數無關.隨后,人們發展了各種數學方法來確定二維空間中的應力、應變場[37-38].隨載荷配置更為復雜和多樣,經典彈性理論解決這些問題變得困難許多學者發展新的方法(如airy 函數、應變函數、位移函數或勢函數)等方法來求解給出不同加載幾何下試樣的應力場[27-28,31,38-39].對同一問題使用不同的數學方法求解,形式雖有差異,但得出的結論趨于相同.表3 中選擇給出了分析中常被采用的應力場解的形式.巴西劈裂實驗中,只有沿壓縮直徑AB上發生破壞時,結果才是有效的,因此,沿直徑AB線上的應力分布最為重要,表中給出該直徑上的應力場分布表達式及其中心滿足Griffith 失效準則的拉伸強度確定公式.

剛性平板與試樣之間加入軟木墊條后,載荷形式可假設為沿軟木寬度的徑向均勻分布的載荷(DLR),也可近似按軸向平行均布載荷(DLP) 簡化.對于本文實驗設計軟木條原始寬度為6 mm 的加載條件,加載過程軟木條會產生變形變寬,平均寬度為8.07 mm,對應的接觸角近似為2α=12.42?.相應地,按DLR 或DLP 兩種分布載荷簡化假設下得到的沿加載直徑方向拉應力σx與壓應力σy應力場分布特征與平板加載(CL)的比較如圖7(a)和圖7(b)所示.可見:(1)在加載直徑上,試樣中間大部分區域3 者的拉伸應力分量σx分布趨勢相近,分布較為均勻,所不同的是在加載端附近,在CL 載荷下σx恒定不變,但DLP 和DLR 的理論解在加載端附近σx從拉伸變為壓縮,并且越近加載端壓應力分量越大;(2)3 種加載邊界下,σy應力場的分布趨勢也基本相同,中心最小且在數值上基本均為最大拉伸應力張量的3 倍.圖8給出了DLR、DLP 兩種均布載荷加載假設下歸一化拉伸強度隨接觸角2α 的變化.可見:在α<25?范圍內,兩者無明顯差別.因此,從理論解分析,在實驗所采用的軟木條加載下,采用DLR 或DLP 簡化計算應力分量σx和σy影響不大.

表3 應力場彈性解及拉伸強度Table 3 Elastic solution of stress field and tensile strength

圖7 不同加載邊界下應力分布(2α=12.42?)Fig.7 Stress distribution under different loading boundaries(2α=12.42?)

圖8 拉伸強度隨接觸角的變化Fig.8 The change of tensile strength with contact angles

另一方面,巴西劈裂實驗基本前提是材料假定是均勻、各向同性的,在破壞發生前為線彈性應力場已確定.忽略應力集中,脆性或準脆性材料破壞滿足Griffith 裂紋準則

式中,σ1和σ3分別為第一和第三主應力(以拉伸為正),σT為材料拉伸強度.

理論上,對于平板直接加載實驗,加載直徑AB上拉伸應力為恒定均勻場,試樣中心3σ1=?σ3,圓盤的幾何中心是滿足拉伸破壞條件的唯一點,其值等于單軸拉伸強度.但平板加載下,加載端壓縮應力遠大于拉伸應力,可能會導致試樣從加載端發生壓潰或剪切破壞.另外,混凝土材料起裂還易出現在混凝土圓盤試樣中的孔隙、裂縫或多相界面應力集中處,因此使得起裂位置出現較為隨機.

而對于軟木墊條加載情況,根據DLR 及DLP 假設給出的應力場分析,按Griffith 準則得到理論失效起始位置與接觸角2α 相關,如圖9 所示.對于DLP加載情況,只要接觸角2α 大于11?時,理論上即能滿足中心起裂條件.而對于DLR 加載情況,需保證接觸角2α 大于21?才能保證中心起裂.本文實驗設計軟木墊條接觸角為12.42?,加載實驗觀察的均滿足中心起裂,形式上更符合DLP 分布載荷假設.

只要滿足中心起裂,理論上分析,CL,DLR 及DLP 三種加載情況試樣中心有相近的應力場,計算的拉伸強度也應是相同的.但事實上,實驗中混凝土劈裂實驗測試得到的平均拉伸強度差別達到17.9%.

圖9 DLR 及DLP 加載起始破壞位置變化Fig.9 Initial damage location of DLR and DLP

3.2 基于DIC 的應變演化實驗分析

假設該混凝土斷裂前為線彈性,試樣表面滿足平面應力條件,則在試樣加載直徑AB上沿x方向上的應變εx與y方向上應變εy分別為

實驗中采用DIC 技術對高速相機記錄的試樣表面變形進行分析,可得到表面應變場,與彈性解(5)和(6)進行比較.

3.2.1 平板加載

圖10 為DIC 分析得到的平板加載下試樣D001-04 表面應變場演化云圖,從演化云圖可見(對照圖4):當達到最大載荷(t3=2.192 375 s,Pc=22.55 kN)前的t2=2.122 5 s,P=21.83 kN 時刻,沿試樣直徑AB的拉伸應變εx已經開始出現集中,并沿AB不斷發展.隨后,裂紋沿應變集中區起始、發展導致劈裂破壞.值得注意的是:裂紋雖然從中心起始,但應變集中是從加載端起始向中心擴展,并形成變形集中帶.

圖11(a)和圖11(b)給出了按式(5)和式(6)計算得到的理論解應變場與實驗DIC 分析得到應變場的比較.雖然混凝土為多相非均質材料,在加載初期,DIC 實測的應變場εx和εy與理論解的分布特征趨勢基本符合,試樣中部區域(?30 mm

圖10 平板加載試樣表面拉伸應變場演化Fig.10 Tensile strain field evolution under plate loading of the sample surface

圖12 為平板加載下,載荷P與試樣中心點的拉伸應變εx隨時間演化曲線,圖中還給出了按理論解式(5)計算得到的應變演化曲線.可見:t=2.08 s(圖12 中A點)之前,中心點拉伸應變εx隨時間呈線性增長,且與理論解符合較好,表明試樣變形滿足線彈性假設.t=2.08 s 之后,實測結果呈非線性增長,與理論解明顯偏差,應變出現非線性增大.至t=2.199 125 s(圖13 中B點)時,試樣發生斷裂.

圖11 εx 和εy 場理論解與實驗DIC 結果比較Fig.11 Comparison of εx and εy field theoretical solutions with experimental DIC results

圖13 為試樣中心點的拉伸應力分量應變曲線,結果顯示:混凝土巴西劈裂實驗給出的拉伸性能為非線性的,分為兩段:(1)在較小載荷加載下,試樣中心拉伸應力?應變為線彈性; (2)當接近最大載荷斷裂時,混凝土發生塑性損傷,應變沿加載直徑集中發展,已不符合彈性假設.至應力?應變曲線最大載荷處,沿試樣加載直徑上出現可見裂紋,并發生瞬態斷裂(對應圖4(a)的t1?t4段及圖12 的B點).在平板加載情況下,即使斷裂從中心起始,但損傷集中發展不是從中心起始,總是在靠近加載端附近起始發展.

圖12 載荷與試樣中心點拉伸應變εx 時程曲線Fig.12 The history of load and tensile strain εx of sample centre point

圖13 應力?應變曲線Fig.13 Stress-strain curve

3.2.2 軟木墊條加載

圖14 為軟木墊條加載下試樣D001-02 應變演化云圖.與平板加載不同,斷裂前拉伸應變最先在試樣中心開始集中,向加載端延伸、貫穿試樣.圖15(a)和圖15(b)為實驗DIC 分析得到直徑AB及中心處應變εx與按式(5)計算得到理論解的對比,可見:(1)軟木墊條加載下,在加載直徑中部區域拉伸應變分布、大小與線彈性解相近,但與平板加載不同,加載端附近εx是壓縮的; (2) 當載荷接近最大值,材料發生塑性損傷,試樣中心應變εx首先開始集中,明顯大于彈性解.圖16 為試樣中心點的拉伸應力?應變曲線,同樣存在損傷演化的非線性段,發生應變集中時的載荷P大于平板直接加載情況.

圖14 軟木墊條加載試樣表面拉伸應變場演化Fig.14 Tensile strain field evolve under bearing strips loading of the sample surface

圖15 拉伸應變DIC 結果與DLP 理論比較Fig.15 Comparison of tensile strain DIC result and DLP theoretical solution

圖16 不同加載條件下的應力?應變曲線Fig.16 Stress-strain curve under different loading boundaries

4 分析討論

實驗分析顯示:(1) 混凝土材料拉伸斷裂前,存在明顯非線性演化,已不滿足巴西劈裂分析的線彈性假設; (2) 無論均布載荷還是集中載荷,試樣斷裂前存在應變非線性集中發展,當達到載荷最大點后,裂紋在應變集中區中起始、擴展直至發生斷裂.(3)在較小載荷的彈性段,平板加載(CL)與軟木墊條加載(DLP) 兩者的彈性應力理論場相近,實驗DIC分析得到的試樣中心應變場也幾乎相同.需要關注是,應變開始集中演化到發生斷裂的最大載荷點,雖然載荷幅值變化都不大,大約只有10%左右,如圖16.但對于平板加載,即使裂紋從中心起裂,損傷集中發展也不是從中心起始,而總是從靠近集中載荷端附近首先起始.可見由于集中加載端附近應力集中,加載端將在較低的載荷幅值下提早發生應變塑性損傷集中,導致試樣應力場分布及對稱性破壞,使得載荷峰值降低.而混凝土為多相不均勻材料,骨料界面或孔隙位置處易產生應力集中起裂,使得起裂位置出現隨機性,并產生多重裂紋.因此,按式(2)計算得到的劈裂強度偏低,實驗誤差及分散性較大.而軟木墊條加載減小了加載端應力集中,應變場發展更穩定,應變非線性演化與裂紋起始位置相同,均從中心開始形成、發展.試樣能夠在較高的載荷下保持理想彈性場,應變集中起始的載荷及試樣斷裂時的載荷峰值提高,使得表觀強度高于平板加載情況,因此,均布載荷巴西劈裂實驗測得的拉伸強度較高.另外,DLP 加載下應變集中從中心起始,易保證中心起裂條件,應力場也更對稱穩定,結果分散性小.

綜上可見:巴西劈裂演化過程的非線性對加載條件敏感,試樣破壞過程的非線性導致表征的混凝土拉伸強度有明顯差別,實驗中僅觀察是否滿足“中心起裂”是不夠的,設計時必須謹慎考慮.

5 結論

巴西劈裂實驗采用墊條、圓弧壓模及平臺加載,將載荷均勻地分布在接觸區域上,可減少加載端附近失效的傾向,保證測試中心起裂的條件,理論分析顯示它們的彈性應力場相近.但即使采用文獻或相關標準所建議的加載接觸角2α,不同加載邊界下得到強度仍存在差別,實驗結果到目前存在爭議.本文對平板及軟墊條加載下的巴西劈裂實驗開展研究,分析表明在滿足中心起裂條件下,該兩種實驗加載方式,形式上可代表典型的集中載荷和不同分布載荷加載條件.實驗采用高速相機結合數字圖像相關法(DIC)分析比較了兩種加載方式的應變、裂紋演化特征,探討其對拉伸強度的影響.結果顯示:(1)混凝土劈裂拉伸存在明顯的非線性特性; (2)雖然從非線性起始載荷到最大斷裂載荷只有不到10%,對按彈性假設計算材料拉伸強度影響不大,但非線性應變集中演化對加載邊界敏感,對劈裂強度測試有顯著影響,軟木墊條加載比平板加載實驗測得的強度高17.9%;(3)對于平板加載,即使滿足中心起裂,由于其應變集中總是從加載端提前起始,破壞了試樣彈性場,導致得到的拉伸強度低于墊條加載情況,起裂位置隨機性大,結果分散;(4)軟木墊條加載下,只要接觸角2α 設計合理,彈性應力場發展穩定,保證應變集中及裂紋演化均從中心起始,能更好符合巴西劈裂實驗要求;(5)對于巴西劈裂實驗,由于存在非線性演化,僅校驗“中心起裂” 有效性條件是不夠的.實驗闡明了不同加載條件下巴西劈裂實驗結果差異的原因,對脆性材料巴西劈裂實驗應用設計、拉伸特性測試具有參考意義.