CN106503372A

CN106503372A - 确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法

Info

Publication number: CN106503372A
Application number: CN201610964811.2A
Authority: CN
Inventors: 程华; 周凌; 邓智平
Original assignee: Logistical Engineering University of PLA
Current assignee: Logistical Engineering University of PLA
Priority date: 2016-10-28
Filing date: 2016-10-28
Publication date: 2017-03-15
Anticipated expiration: 2036-10-28
Also published as: CN106503372B

Abstract

本发明公开了一种确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法，利用海水集料混凝土的分离式Hopkinson压杆试验和相应的有限元分析模型，以实测的压杆试验入射波为有限元模型的输入应力波；选用扩展Drucker‑Prager模型作为海水集料混凝土基体的材料模型，不设定应变率效应，模拟单由侧向惯性约束效应引起的高应变率下海水集料混凝土强度增长；根据压杆试验得到的应变率效应、侧向惯性约束和端面摩擦引起的应变率效应，确定海水集料混凝土的真实应变率效应。本发明避免了设计复杂的试验将具有内壳体结构的海水集料混凝土真实应变率效应与侧向约束引起的应变率效应解耦，结果快速、准确，具有较好的实用价值。

Description

确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法

技术领域

本发明属于土木工程材料和计算机应用技术领域，尤其涉及一种确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法。

背景技术

南海是国际远洋运输的重要通道，渔业、油气资源丰富，战略地位极其重要，为加强地区军事力量部署，维护海洋权益，我国已开始在南海依托天然岛礁进行大型军事及相关民用工程建设。但南海岛礁远离大陆，可利用的建筑资源匮乏，岛礁工程建设存在运输、施工困难和周期长等问题。同时，南海问题复杂而尖锐，南海面临的战争威胁大，对于已建岛礁工程设施，受敌武器打击的风险高。战时条件下，传统工程抢修抢建原材料就地储备、筹措难，远程投送滞后性大、不确定因素多，未来岛礁工程战时抢修抢建的材料与技术难题亟待解决。减少混凝土原材料用量，提高工程抢修抢建战略物资的储备和转化能力，实现部分原材料的就地取材，是解决岛礁工程战时抢修抢建问题的重要思路。发明专利ZL201318000238.0所涉及的一种海水集料自密实混凝土，以就地利用岛礁丰富海水资源生产混凝土原材料为出发点，通过特制高性能吸水树脂和复合外加剂等制备一种基于内壳体结构的新型自密实混凝土材料，实现岛礁工程混凝土粗骨料的就地取材和快速制备，大大减少混凝土原材料的运输量，降低远海岛礁工程建设成本，解决制约战时军事抢修抢建的瓶颈问题。海水集料混凝土目前已经在远海岛礁防波堤工程、场坪道路等工程建设中得到应用。海水集料混凝土在这些传统岛礁结构、道面等工程设施的实际应用中，除了承受静力荷载外，还可能要承受爆炸、冲击等动态荷载，如海浪冲击、飞机起降、武器攻击、设备意外撞击以及地震等。因此，在海水集料混凝土静态力学性能研究的基础上，需要进一步研究其动态力学特性，以便在海水集料混凝土结构等设计中合理考虑动荷载的因素，保证岛礁工程设施的安全性和可靠性。海水集料混凝土独特的内壳体结构使其具有多孔性材料相对密度低、波阻抗较小、具有明显的应变率强化效应等突出特性，可用于岛礁防护工程领域，在两个防护层中间添加海水集料混凝土构成多层复合结构，实现应力波衰减，降低爆炸冲击波对主要结构的破坏。因此，无论对于用海水集料混凝土路面、结构等普通工程，还是将海水集料混凝土用于岛礁防护工程，都需要研究海水集料混凝土的动态力学特性。目前，通常利用分离式霍普金森压杆(Split Hopkinson Pressure Bar,SHPB)实验技术测试混凝土类材料的动态力学性能，核心是确定混凝土类材料的应变率效应，特别是抗压强度的应变率效应。已有研究表明，在SHPB试验中混凝土力学性能表现出来的应变率效应，主要由材料本身的应变率效应(真实应变率效应)和侧向约束效应等共同作用产生的结果，侧向约束效应包括测向惯性约束效应和端面摩擦效应。海水集料混凝土SHPB实验表明，海水集料混凝土的实验应变率效应随孔洞率增加而增加，为指导岛礁工程设计，保证结构安全，准确分析对防护工程的防护性能影响，需要排除不同孔洞率海水集料混凝土SHPB实验中的测向惯性约束效应和端面摩擦效应，获得真实应变率效应。通过实验手段确定SHPB实验材料真实应变率效应较困难，采用计算机仿真的方法更加简单可靠，而目前没有相关文献资料对具有独特内壳体结构海水集料混凝土SHPB试验中的侧向惯性约束效应和端面摩擦效应进行研究和探讨，进而确定海水集料混凝土的真实应变率效应。通过实验手段确定SHPB实验材料真实应变率效应较困难；原因：在冲击荷载下试样的惯性客观存在，因此SHPB试验的结果必然同时包含：试样惯性所致约束效应引起的应变率效应；试样材料本身的应变率效应。目前还没有人提出试验方法将这两个效应分离。目前没有相关文献资料对具有独特内壳体结构海水集料混凝土SHPB试验中的侧向惯性约束效应和端面摩擦效应进行研究和探讨；原因：具有独特内壳体结构海水集料混凝土2013年才被发明(发明专利ZL201318000238.0)，目前对于海水集料混凝土力学性能的研究仅限于静态和准静态加载的情况，还没有人利用SHPB试验装置对海水集料混凝土进行冲击加载下的动态力学性能研究。更不用说本专利涉及的，对海水集料混凝土SHPB试验中的侧向惯性约束效应和端面摩擦效应进行深入研究和探讨。

发明内容

本发明的目的在于提供一种确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法，旨在解决防护工程设计中准确考虑多孔混凝土材料应变率效应的问题。

本发明是这样实现的，一种确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法，所述确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法综合利用海水集料混凝土的分离式Hopkinson压杆试验和相应的有限元分析模型，以实测的压杆试验入射波为有限元模型的输入应力波；选用扩展Drucker-Prager模型作为海水集料混凝土基体的材料模型，在扩展Drucker-Prager模型中不设定应变率效应，模拟单由侧向惯性约束效应引起的高应变率下海水集料混凝土强度增长；设定试样与压杆接触面的摩擦系数，模拟由侧向惯性约束效应和端面摩擦效应共同引起的高应变率下海水集料混凝土强度增长；根据SHPB试验得到的应变率效应、侧向惯性约束和端面摩擦引起的应变率效应，确定海水集料混凝土的真实应变率效应。

进一步，所述有限元模型的建立方法包括：

1)球形孔个数确定，将半径为R、高度为H的圆柱体试样用等体积的长方体试样代替，令长方体横截面为边长L的正方形，高度仍为H，球形孔的半径为r，其体积含量为X，利用圆柱体试样和长方体试样的体积相等πR²H＝L²H，可以得长方体试样的截面边长长方体试样中球孔的数量为N，球形孔的个数为：N＝3L²HX/4πr³；

2)球形孔的分布计算，设长方体试样中球孔所占立方体空间的边长为B(B≥r)，则B³N＝L²H，得到因此在试样方形截面的每条边上可排布的球孔个数n＝{L/b}，“{}”表示向下取整；设长方体试样内沿着厚度方向可摆放m层球孔，m为正整数；并每层厚度为h，则m＝{H/h}；

3)海水集料混凝土试样网格划分，采用六面体网格划分海水集料混凝土试验，采用自由网格和扫略网格划分方法均不能满足此问题的计算要求，需采用结构化的网格划分方法，首先是对每个立方体球孔胞元进行结构化网格划分，然后进行阵列，生成单层孔结构的试样，最后将单层试样按既定层数进行组合，生成整个混凝土试样；具体划分时，对于最初的立方胞元，首先是对八分之一立方胞元生成结构化网格，随后将这些已划分网格的八分之一胞元进行网格合并，通过设置适当的容差，得到单个结构化网格立方胞元，然后将得到的立方胞元进行阵列，最后将单层试样进行组合得到整个试样。

进一步，所述材料模型的选择：

1)入射杆和透射杆采用线弹性材料模型；

2)海水集料混凝土基体采用扩展Drucker-Prager模型，选用线性屈服面和关联流动法则，描述硬化规律的等效应力取单轴抗压强度f_cs、等效等效塑性应变摩擦角β通过常规三轴试验确定，取值范围为42°～50°，扩张角ψ取值与摩擦角β的取值相等，偏平面参数K＝1，不考虑基体本身的应变率效应；

3)采用简化曲线描述海水混凝土基体单轴抗压力学行为，该简化曲线从开始加载到抗压强度f_cs之前的应力应变为线性关系，达到抗压强度f_cs之后依次是应变软化阶段和残余强度阶段。

进一步，所述计算海水集料混凝土真实应变率效应：材料真实应变率效应产生的动态强度增长因子DIF-f_c,r＝DIF-f_c-DIF-f_cd，lat-μ+1。

本发明的另一目的在于提供一种利用所述确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法的海水集料混凝土路面工程。

本发明的另一目的在于提供一种利用所述确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法的岛礁防护工程。

本发明的另一目的在于提供一种利用所述确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法的远海岛礁防波堤工程。

本发明的另一目的在于提供一种利用所述确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法的场坪道路工程。

本发明提供的确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法，采用的有限元模型，可单独考虑试样抗压强度的真实应变率效应、侧向惯性约束所致应变率效应和端面摩擦所致应变率效应；不设定应变率效应，实现了SHPB试验中海水集料混凝土抗压强度的真实应变率效应与结构因素所致应变率效应的分离；根据SHPB试验得到的应变率效应、侧向惯性约束和端面摩擦引起的应变率效应可将SHPB试验数据中的侧向惯性约束和端面摩擦引起的应变率效应分离出去，得到定量化的试样抗压强度真实应变率效应拟合公式。

本发明避免了设计复杂的试验将具有内壳体结构的海水集料混凝土真实应变率效应与侧向约束引起的应变率效应解耦，结果快速、准确，具有较好的实用价值；在防护工程设计中，可以根据本方法得到准确的海水集料混凝土材料应变率效应参数，避免了重复考虑在动载下材料惯性效应引起的抗压强度增长，避免设计偏于保守。

附图说明

图1是本发明实施例提供的确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法流程图。

图2是本发明实施例提供的SHPB试验装置简化模型示意图。

图3是本发明实施例提供的方形截面的四分之一SHPB数值模型示意图。

图4是本发明实施例提供的海水集料混凝土基体单轴压缩应力-应变简化曲线示意图。

图5是本发明实施例提供的实施例一理论孔洞率10％海水集料混凝土在三个应变率水平下的实测入射应力波示意图。

图6是本发明实施例提供的实施例一理论孔洞率10％海水集料混凝土八分之一胞元的结构化网格示意图。

图7是本发明实施例提供的实施例一理论孔洞率10％海水集料混凝土试样示意图。

图8是本发明实施例提供的实施例一实测准静态应力应变曲线、动态应力应变曲线和“重构”应力应变曲线示意图。

图9是本发明实施例提供的实施例二理论孔洞率10％海水集料混凝土在三个应变率水平下的实测入射应力波示意图。

图10是本发明实施例提供的实施例二理论孔洞率10％海水集料混凝土八分之一胞元的结构化网格示意图。

图11是本发明实施例提供的实施例二理论孔洞率10％海水集料混凝土试样示意图。

图12是本发明实施例提供的实施例二实测准静态应力应变曲线、动态应力应变曲线和“重构”应力应变曲线示意图。

图13是本发明实施例提供的实施例三理论孔洞率10％海水集料混凝土在三个应变率水平下的实测入射应力波示意图。

图14是本发明实施例提供的实施例三理论孔洞率10％海水集料混凝土八分之一胞元的结构化网格示意图。

图15是本发明实施例提供的实施例三理论孔洞率10％海水集料混凝土试样示意图。

图16是本发明实施例提供的实施例三实测准静态应力应变曲线、动态应力应变曲线和“重构”应力应变曲线示意图。

图17是本发明实施例提供的实施例四理论孔洞率10％海水集料混凝土在三个应变率水平下的实测入射应力波示意图。

图18是本发明实施例提供的实施例四理论孔洞率10％海水集料混凝土八分之一胞元的结构化网格示意图。

图19是本发明实施例提供的实施例四理论孔洞率10％海水集料混凝土试样示意图。

图20是本发明实施例提供的实施例四实测准静态应力应变曲线、动态应力应变曲线和“重构”应力应变曲线示意图。

具体实施方式

为了使本发明的目的、技术方案及优点更加清楚明白，以下结合实施例，对本发明进行进一步详细说明。应当理解，此处所描述的具体实施例仅仅用以解释本发明，并不用于限定本发明。

下面结合附图对本发明的应用原理作详细的描述。

如图1所示，本发明实施例提供的确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法包括以下步骤：

S101：建立SHPB试验装置简化模型(如图2)，采用试验中测得的入射波作为数值模型的输入应力波，入射杆和透射杆横截面由圆形简化为方形，试样横截面由圆形简化为矩形；

S102：建立海水集料混凝土SHPB试样的有限元模型：

S103：建立入射杆和透射杆的有限元模型；

S104：采用对称分析，对所简化的SHPB试验装置，建立四分之一SHPB数值模型，在对称面上施加对称边界条件，即在关于x轴的对称面上，约束所有的节点的U1，UR2，UR3三个自由度；在关于y轴的对称面上，约束所有节点U2，UR1，UR3三个自由度；

S105：选择材料模型，确定材料模型参数；

S106：采用动力学显式有限元的方法进行计算求解，“重构”出海水集料混凝土SHPB试验应力-应变曲线；

S107：计算海水集料混凝土真实应变率效应。

本发明的目的是确定海水集料混凝土SHPB试验中的真实应变率效应，为工程设计提供准确的海水集料混凝土材料应变率效应参数。为了达到这个目的，本发明所述的计算机动态仿真方法，包括以下步骤：

(1)SHPB试验装置简化，图1所示简化SHPB试验装置直接采用试验中测得的入射波作为数值模型的输入应力波，入射杆和透射杆横截面均为等截面杆、长度均为800mm，试样厚度约为35mm，入射杆上应变计距离加载端50mm，透射杆上应变计距离试样与透射杆接触端面50mm，入射杆、透射杆和试样横截面为圆形，入射杆、透射杆直径74mm，试样直径70mm。

(2)入射杆、透射杆和试样横截面形状的简化：

1)保持入射杆、透射杆长度和体积不变，将试验中的圆形截面简化为方形截面，即将直径74mm的圆截面杆简化为边长65.58mm的方形截面；

2)将圆柱体试样简化为长方体试样。

(3)建立海水集料混凝土SHPB试样的有限元模型：

2)球形孔的分布计算，设长方体试样中球孔所占立方体空间的边长为B(B≥r)，则B³N＝L²H，得到因此在试样方形截面的每条边上可排布的球孔个数n＝{L/b}，“{}”表示向下取整。设长方体试样内沿着厚度方向可摆放m(m为正整数)层球孔，并假设每层厚度为h，则m＝{H/h}；

3)海水集料混凝土试样网格划分，采用六面体网格划分海水集料混凝土试验，具体在ABAQUS软件中，采用自由网格和扫略网格划分方法均不能满足此问题的计算要求，需采用结构化的网格划分方法，首先是对每个立方体球孔胞元进行结构化网格划分，然后进行阵列，生成单层孔结构的试样，最后将单层试样按既定层数进行组合，生成整个混凝土试样；具体划分时，对于最初的立方胞元，首先是对八分之一立方胞元生成结构化网格，随后将这些已划分网格的八分之一胞元进行网格合并，通过设置适当的容差，得到单个结构化网格立方胞元，然后将得到的立方胞元进行阵列，最后将单层试样进行组合得到整个试样。

(4)为节约计算时间，采用对称分析，即实际计算中建立的是四分之一SHPB数值模型，如图3所示。数值模型中的界面接触包括入射杆与试样、试样与透射杆的接触，用Surface to Surface contact(Explicit)定义接触，定义为硬接触(Hard contact)，在接触定义中，对于入射杆与试样的接触面，选择入射杆为主面(Master surface)，混凝土试样为从面(Slave surface)，对于透射杆与试样的接触面，选择透射杆为主面(Mastersurface)，混凝土试样为从面(Slave surface)，两个接触面的摩擦系数均取0.1。在对称面上施加对称边界条件，即在关于x轴的对称面上，约束所有的节点的U1，UR2，UR3三个自由度；在关于y轴的对称面上，约束所有节点U2，UR1，UR3三个自由度。建立模型时，不考虑各部分的重力影响，初始状态时，使入射杆与试件、试件与透射杆留有微小的缝隙。

(5)入射杆、透射杆与海水集料混凝土试样的单元类型，均采用八节点三维应力减缩积分单元C3D8R进行模拟，采用倍数法确定网格划分密度网格划分，即首先执行一个较为合理的网格划分的初始分析，再利用两倍的网格方案重新分析比较两者的结果，如果两者结果差别较小，则前者的网格密度是足够的，否则应继续细化网格直至划分得到近似相等的计算结果。

(6)材料模型选择：

1)入射杆和透射杆采用线弹性材料模型；

2)海水集料混凝土基体采用扩展Drucker-Prager模型，选用线性屈服面和关联流动法则，描述硬化规律的等效应力取单轴抗压强度f_cs、等效等效塑性应变摩擦角β一般可通过常规三轴试验确定，建议取值范围为42°～50°，扩张角ψ取值与摩擦角β的取值相等，偏平面参数K＝1，不考虑基体本身的应变率效应；

3)采用图4所示的简化曲线描述海水混凝土基体单轴抗压力学行为，该简化曲线从开始加载到抗压强度f_cs之前的应力应变为线性关系，达到抗压强度f_cs之后依次是应变软化阶段和残余强度阶段。

(7)根据设定的材料模型参数和端面摩擦系数，采用动力学显式有限元的方法进行计算求解，“重构”出海水集料混凝土SHPB试验应力-应变曲线，得到考虑侧向惯性约束效应和端面摩擦效应而不考率海水集料混凝土真实应变率效应的动态抗压强度。

(8)计算海水集料混凝土真实应变率效应：对于试验测试得到的动态强度增长因子DIF-f_c，当不考虑海水集料混凝土材料的真实应变率效应时，动态强度增长因子DIF-f_cd,lat-μ为仅由侧向惯性约束效应和端面摩擦效应引起，因此材料真实应变率效应产生的动态强度增长因子DIF-f_c,r＝DIF-f_c-DIF-f_cd,lat-μ+1。

下面结合具体实施例对本发明的应用原理作进一步的描述。

实施例一，基体强度70.5Mpa，理论孔洞率10％海水集料混凝土：

计算理论孔洞率10％海水集料混凝土在70/s、100/s和140/s三个应变率水平的“重构”应力-应变曲线，图5为三个应变率水平对应的实测入射应力波；入射杆和透射杆的基本物理参数密度7850kg/m³、弹性模量210GPa、泊松比0.3、抗压强度400MPa；海水集料混凝土基体基本物理参数密度2172kg/m³、弹性模量24.2GPa、泊松比0.21；海水集料混凝土基体摩擦角β＝46°，扩张角ψ＝β＝46°，偏平面参数K＝1；图6为理论孔洞率10％海水集料混凝土八分之一胞元的结构化网格，胞元尺寸为8.7656mm×8.7656mm×8.7656mm，图7为理论孔洞率10％海水集料混凝土试样的四分之一结构化网格，模拟孔洞率为9.5％，试样的球孔个数196，划分的总单元数为84672。

图8为实测理论孔洞率10％海水集料混凝土准静态应力-应变曲线、实测动态加载下的应力-应变曲线、考虑侧向惯性约束效应和端面摩擦效应的“重构”应力应变曲线，得出反映70/s、100/s和140/s三个应变率水平下实测抗压强度应变率效应的动态强度增长因子DIF-f_c分别为1.78、1.91和2.03，反映“重构”抗压强度应变率效应的动态强度增长因子DIF-f_cd,lat-μ分别为1.235、1.276和1.310，于是得出反映真实应变率效应的动态强度增长因子DIF-f_cd,lat-μ分别为1.545、1.634和1.720。采用方程对真实应变率效应进行拟合，得到拟合式

实施例二，基体强度70.5Mpa，理论孔洞率20％海水集料混凝土：

计算理论孔洞率20％海水集料混凝土在70/s、100/s和140/s三个应变率水平的“重构”应力-应变曲线，图9为三个应变率水平对应的实测入射应力波；入射杆和透射杆的基本物理参数密度7850kg/m³、弹性模量210GPa、泊松比0.3、抗压强度400MPa；海水集料混凝土基体基本物理参数密度2172kg/m³、弹性模量24.2GPa、泊松比0.21；海水集料混凝土基体摩擦角β＝46°，扩张角ψ＝β＝46°，偏平面参数K＝1；图10为理论孔洞率20％海水集料混凝土八分之一胞元的结构化网格，胞元尺寸为7.000mm×6.8930mm×6.8930mm，图11为理论孔洞率20％海水集料混凝土试样的四分之一结构化网格，模拟孔洞率为19.7％，试样的球孔个数405，划分单元数为88290。

图12为实测理论孔洞率20％海水集料混凝土准静态应力-应变曲线、实测动态加载下的应力-应变曲线、考虑侧向惯性约束效应和端面摩擦效应的“重构”应力应变曲线，得出反映70/s、100/s和140/s三个应变率水平下实测抗压强度应变率效应的动态强度增长因子DIF-f_c分别为1.80、1.97和2.12，反映“重构”抗压强度应变率效应的动态强度增长因子DIF-f_cd，lat-μ分别为1.206、1.237和1.285，于是得出反映真实应变率效应的动态强度增长因子DIF-f_cd，lat-μ分别为1.594、1.733和1.835。采用方程对真实应变率效应进行拟合，得到拟合式

实施例三，基体强度70.5Mpa，理论孔洞率30％海水集料混凝土：

计算理论孔洞率30％海水集料混凝土在70/s、100/s和140/s三个应变率水平的“重构”应力-应变曲线，图13为三个应变率水平对应的实测入射应力波；入射杆和透射杆的基本物理参数密度7850kg/m³、弹性模量210GPa、泊松比0.3、抗压强度400MPa；海水集料混凝土基体基本物理参数密度2172kg/m³、弹性模量24.2GPa、泊松比0.21；海水集料混凝土基体摩擦角β＝46°，扩张角ψ＝β＝46°，偏平面参数K＝1；图14为理论孔洞率30％海水集料混凝土八分之一胞元的结构化网格，胞元尺寸为5.9033mm×6.1667mm×6.1667mm，图15为理论孔洞率30％海水集料混凝土试样的四分之一结构化网格，模拟孔洞率为29.2％，试样的球孔个数600，划分单元数为76800。

图16为实测理论孔洞率30％海水集料混凝土准静态应力-应变曲线、实测动态加载下的应力-应变曲线、考虑侧向惯性约束效应和端面摩擦效应的“重构”应力应变曲线，得出反映70/s、100/s和140/s三个应变率水平下实测抗压强度应变率效应的动态强度增长因子DIF-f_c分别为1.92、2.16和2.43，反映“重构”抗压强度应变率效应的动态强度增长因子DIF-f_cd,lat-μ分别为1.191、1.230和1.273，于是得出反映真实应变率效应的动态强度增长因子DIF-f_cd，lat-μ分别为1.729、1.930和2.157。采用方程对真实应变率效应进行拟合，得到拟合式

实施例四，基体强度70.5Mpa，理论孔洞率40％海水集料混凝土：

计算理论孔洞率40％海水集料混凝土在70/s、100/s和140/s三个应变率水平的“重构”应力-应变曲线，图17为三个应变率水平对应的实测入射应力波；入射杆和透射杆的基本物理参数密度7850kg/m³、弹性模量210GPa、泊松比0.3、抗压强度400MPa；海水集料混凝土基体基本物理参数密度2172kg/m³、弹性模量24.2GPa、泊松比0.21；海水集料混凝土基体摩擦角β＝46°，扩张角ψ＝β＝46°，偏平面参数K＝1；图18为理论孔洞率40％海水集料混凝土八分之一胞元的结构化网格，胞元尺寸为5.700mm×5.4624mm×5.4624mm，图19为理论孔洞率40％海水集料混凝土试样的四分之一结构化网格，模拟孔洞率为38.5％，试样的球孔个数792，划分单元数为101376。

图20为实测理论孔洞率40％海水集料混凝土准静态应力-应变曲线、实测动态加载下的应力-应变曲线、考虑侧向惯性约束效应和端面摩擦效应的“重构”应力应变曲线，得出反映70/s、100/s和140/s三个应变率水平下实测抗压强度应变率效应的动态强度增长因子DIF-f_c分别为1.97、2.31和2.58，反映“重构”抗压强度应变率效应的动态强度增长因子DIF-f_cd,lat-μ分别为1.154、1.192和1.224，于是得出反映真实应变率效应的动态强度增长因子DIF-f_cd,lat-μ分别为1.816、2.118和2.356。采用方程对真实应变率效应进行拟合，得到拟合式

以上所述仅为本发明的较佳实施例而已，并不用以限制本发明，凡在本发明的精神和原则之内所作的任何修改、等同替换和改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。

Claims

1.一种确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法，其特征在于，所述确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法综合利用海水集料混凝土的分离式Hopkinson压杆试验和相应的有限元分析模型，以实测的压杆试验入射波为有限元模型的输入应力波；选用扩展Drucker-Prager模型作为海水集料混凝土基体的材料模型，在扩展Drucker-Prager模型中不设定应变率效应，模拟单由侧向惯性约束效应引起的高应变率下海水集料混凝土强度增长；设定试样与压杆接触面的摩擦系数，模拟由侧向惯性约束效应和端面摩擦效应共同引起的高应变率下海水集料混凝土强度增长；根据压杆试验得到的应变率效应、侧向惯性约束和端面摩擦引起的应变率效应，确定海水集料混凝土的真实应变率效应。

2.如权利要求1所述的确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法，其特征在于，所述有限元模型的建立方法包括：

2)球形孔的分布计算，长方体试样中球孔所占立方体空间的边长为B(B≥r)，则B³N＝L²H，得到在试样方形截面的每条边上排布的球孔个数n＝{L/b}，“{}”表示向下取整；长方体试样内沿着厚度方向可摆放m层球孔，m为正整数；并每层厚度为h，则m＝{H/h}；

3)海水集料混凝土试样网格划分，采用六面体网格划分海水集料混凝土试验；采用结构化的网格划分方法，首先是对每个立方体球孔胞元进行结构化网格划分，然后进行阵列，生成单层孔结构的试样，最后将单层试样按既定层数进行组合，生成整个混凝土试样；具体划分时，对于最初的立方胞元，首先是对八分之一立方胞元生成结构化网格，随后将这些已划分网格的八分之一胞元进行网格合并，通过设置适当的容差，得到单个结构化网格立方胞元，然后将得到的立方胞元进行阵列，最后将单层试样进行组合得到整个试样。

3.如权利要求1所述的确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法，其特征在于，所述材料模型的选择：

1)入射杆和透射杆采用线弹性材料模型；

2)海水集料混凝土基体采用扩展Drucker-Prager模型，选用线性屈服面和关联流动法则，描述硬化规律的等效应力取单轴抗压强度f_cs、等效塑性应变摩擦角β通过常规三轴试验确定，取值范围为42°～50°，扩张角ψ取值与摩擦角β的取值相等，偏平面参数K＝1；

4.如权利要求1所述的确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法，其特征在于，所述计算海水集料混凝土真实应变率效应：材料真实应变率效应产生的动态强度增长因子DIF-f_c,r＝DIF-f_c-DIF-f_cd,lat-μ+1。

5.一种利用权利要求1～4任意一项所述确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法的海水集料混凝土路面工程。

6.一种利用权利要求1～4任意一项所述确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法的岛礁防护工程。

7.一种利用权利要求1～4任意一项所述确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法的远海岛礁防波堤工程。

8.一种利用权利要求1～4任意一项所述确定海水集料混凝土真实应变率效应计算机动态仿真方法的场坪道路工程。