本發(fā)明屬于土木工程材料和計(jì)算機(jī)應(yīng)用技術(shù)領(lǐng)域，尤其涉及一種確定海水集料混凝土真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)計(jì)算機(jī)動(dòng)態(tài)仿真方法。

背景技術(shù)：

南海是國(guó)際遠(yuǎn)洋運(yùn)輸?shù)闹匾ǖ溃瑵O業(yè)、油氣資源豐富，戰(zhàn)略地位極其重要，為加強(qiáng)地區(qū)軍事力量部署，維護(hù)海洋權(quán)益，我國(guó)已開(kāi)始在南海依托天然島礁進(jìn)行大型軍事及相關(guān)民用工程建設(shè)。但南海島礁遠(yuǎn)離大陸，可利用的建筑資源匱乏，島礁工程建設(shè)存在運(yùn)輸、施工困難和周期長(zhǎng)等問(wèn)題。同時(shí)，南海問(wèn)題復(fù)雜而尖銳，南海面臨的戰(zhàn)爭(zhēng)威脅大，對(duì)于已建島礁工程設(shè)施，受敵武器打擊的風(fēng)險(xiǎn)高。戰(zhàn)時(shí)條件下，傳統(tǒng)工程搶修搶建原材料就地儲(chǔ)備、籌措難，遠(yuǎn)程投送滯后性大、不確定因素多，未來(lái)島礁工程戰(zhàn)時(shí)搶修搶建的材料與技術(shù)難題亟待解決。減少混凝土原材料用量，提高工程搶修搶建戰(zhàn)略物資的儲(chǔ)備和轉(zhuǎn)化能力，實(shí)現(xiàn)部分原材料的就地取材，是解決島礁工程戰(zhàn)時(shí)搶修搶建問(wèn)題的重要思路。發(fā)明專利ZL201318000238.0所涉及的一種海水集料自密實(shí)混凝土，以就地利用島礁豐富海水資源生產(chǎn)混凝土原材料為出發(fā)點(diǎn)，通過(guò)特制高性能吸水樹(shù)脂和復(fù)合外加劑等制備一種基于內(nèi)殼體結(jié)構(gòu)的新型自密實(shí)混凝土材料，實(shí)現(xiàn)島礁工程混凝土粗骨料的就地取材和快速制備，大大減少混凝土原材料的運(yùn)輸量，降低遠(yuǎn)海島礁工程建設(shè)成本，解決制約戰(zhàn)時(shí)軍事?lián)屝迵尳ǖ钠款i問(wèn)題。海水集料混凝土目前已經(jīng)在遠(yuǎn)海島礁防波堤工程、場(chǎng)坪道路等工程建設(shè)中得到應(yīng)用。海水集料混凝土在這些傳統(tǒng)島礁結(jié)構(gòu)、道面等工程設(shè)施的實(shí)際應(yīng)用中，除了承受靜力荷載外，還可能要承受爆炸、沖擊等動(dòng)態(tài)荷載，如海浪沖擊、飛機(jī)起降、武器攻擊、設(shè)備意外撞擊以及地震等。因此，在海水集料混凝土靜態(tài)力學(xué)性能研究的基礎(chǔ)上，需要進(jìn)一步研究其動(dòng)態(tài)力學(xué)特性，以便在海水集料混凝土結(jié)構(gòu)等設(shè)計(jì)中合理考慮動(dòng)荷載的因素，保證島礁工程設(shè)施的安全性和可靠性。海水集料混凝土獨(dú)特的內(nèi)殼體結(jié)構(gòu)使其具有多孔性材料相對(duì)密度低、波阻抗較小、具有明顯的應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)等突出特性，可用于島礁防護(hù)工程領(lǐng)域，在兩個(gè)防護(hù)層中間添加海水集料混凝土構(gòu)成多層復(fù)合結(jié)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)應(yīng)力波衰減，降低爆炸沖擊波對(duì)主要結(jié)構(gòu)的破壞。因此，無(wú)論對(duì)于用海水集料混凝土路面、結(jié)構(gòu)等普通工程，還是將海水集料混凝土用于島礁防護(hù)工程，都需要研究海水集料混凝土的動(dòng)態(tài)力學(xué)特性。目前，通常利用分離式霍普金森壓桿(Split Hopkinson Pressure Bar,SHPB)實(shí)驗(yàn)技術(shù)測(cè)試混凝土類材料的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能，核心是確定混凝土類材料的應(yīng)變率效應(yīng)，特別是抗壓強(qiáng)度的應(yīng)變率效應(yīng)。已有研究表明，在SHPB試驗(yàn)中混凝土力學(xué)性能表現(xiàn)出來(lái)的應(yīng)變率效應(yīng)，主要由材料本身的應(yīng)變率效應(yīng)(真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng))和側(cè)向約束效應(yīng)等共同作用產(chǎn)生的結(jié)果，側(cè)向約束效應(yīng)包括測(cè)向慣性約束效應(yīng)和端面摩擦效應(yīng)。海水集料混凝土SHPB實(shí)驗(yàn)表明，海水集料混凝土的實(shí)驗(yàn)應(yīng)變率效應(yīng)隨孔洞率增加而增加，為指導(dǎo)島礁工程設(shè)計(jì)，保證結(jié)構(gòu)安全，準(zhǔn)確分析對(duì)防護(hù)工程的防護(hù)性能影響，需要排除不同孔洞率海水集料混凝土SHPB實(shí)驗(yàn)中的測(cè)向慣性約束效應(yīng)和端面摩擦效應(yīng)，獲得真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)。通過(guò)實(shí)驗(yàn)手段確定SHPB實(shí)驗(yàn)材料真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)較困難，采用計(jì)算機(jī)仿真的方法更加簡(jiǎn)單可靠，而目前沒(méi)有相關(guān)文獻(xiàn)資料對(duì)具有獨(dú)特內(nèi)殼體結(jié)構(gòu)海水集料混凝土SHPB試驗(yàn)中的側(cè)向慣性約束效應(yīng)和端面摩擦效應(yīng)進(jìn)行研究和探討，進(jìn)而確定海水集料混凝土的真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)。通過(guò)實(shí)驗(yàn)手段確定SHPB實(shí)驗(yàn)材料真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)較困難；原因：在沖擊荷載下試樣的慣性客觀存在，因此SHPB試驗(yàn)的結(jié)果必然同時(shí)包含：試樣慣性所致約束效應(yīng)引起的應(yīng)變率效應(yīng)；試樣材料本身的應(yīng)變率效應(yīng)。目前還沒(méi)有人提出試驗(yàn)方法將這兩個(gè)效應(yīng)分離。目前沒(méi)有相關(guān)文獻(xiàn)資料對(duì)具有獨(dú)特內(nèi)殼體結(jié)構(gòu)海水集料混凝土SHPB試驗(yàn)中的側(cè)向慣性約束效應(yīng)和端面摩擦效應(yīng)進(jìn)行研究和探討；原因：具有獨(dú)特內(nèi)殼體結(jié)構(gòu)海水集料混凝土2013年才被發(fā)明(發(fā)明專利ZL201318000238.0)，目前對(duì)于海水集料混凝土力學(xué)性能的研究?jī)H限于靜態(tài)和準(zhǔn)靜態(tài)加載的情況，還沒(méi)有人利用SHPB試驗(yàn)裝置對(duì)海水集料混凝土進(jìn)行沖擊加載下的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能研究。更不用說(shuō)本專利涉及的，對(duì)海水集料混凝土SHPB試驗(yàn)中的側(cè)向慣性約束效應(yīng)和端面摩擦效應(yīng)進(jìn)行深入研究和探討。

技術(shù)實(shí)現(xiàn)要素：

本發(fā)明的目的在于提供一種確定海水集料混凝土真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)計(jì)算機(jī)動(dòng)態(tài)仿真方法，旨在解決防護(hù)工程設(shè)計(jì)中準(zhǔn)確考慮多孔混凝土材料應(yīng)變率效應(yīng)的問(wèn)題。

本發(fā)明是這樣實(shí)現(xiàn)的，一種確定海水集料混凝土真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)計(jì)算機(jī)動(dòng)態(tài)仿真方法，所述確定海水集料混凝土真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)計(jì)算機(jī)動(dòng)態(tài)仿真方法綜合利用海水集料混凝土的分離式Hopkinson壓桿試驗(yàn)和相應(yīng)的有限元分析模型，以實(shí)測(cè)的壓桿試驗(yàn)入射波為有限元模型的輸入應(yīng)力波；選用擴(kuò)展Drucker-Prager模型作為海水集料混凝土基體的材料模型，在擴(kuò)展Drucker-Prager模型中不設(shè)定應(yīng)變率效應(yīng)，模擬單由側(cè)向慣性約束效應(yīng)引起的高應(yīng)變率下海水集料混凝土強(qiáng)度增長(zhǎng)；設(shè)定試樣與壓桿接觸面的摩擦系數(shù)，模擬由側(cè)向慣性約束效應(yīng)和端面摩擦效應(yīng)共同引起的高應(yīng)變率下海水集料混凝土強(qiáng)度增長(zhǎng)；根據(jù)SHPB試驗(yàn)得到的應(yīng)變率效應(yīng)、側(cè)向慣性約束和端面摩擦引起的應(yīng)變率效應(yīng)，確定海水集料混凝土的真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)。

進(jìn)一步，所述有限元模型的建立方法包括：

1)球形孔個(gè)數(shù)確定，將半徑為R、高度為H的圓柱體試樣用等體積的長(zhǎng)方體試樣代替，令長(zhǎng)方體橫截面為邊長(zhǎng)L的正方形，高度仍為H，球形孔的半徑為r，其體積含量為X，利用圓柱體試樣和長(zhǎng)方體試樣的體積相等πR²H＝L²H，可以得長(zhǎng)方體試樣的截面邊長(zhǎng)長(zhǎng)方體試樣中球孔的數(shù)量為N，球形孔的個(gè)數(shù)為：N＝3L²HX/4πr³；

2)球形孔的分布計(jì)算，設(shè)長(zhǎng)方體試樣中球孔所占立方體空間的邊長(zhǎng)為B(B≥r)，則B³N＝L²H，得到因此在試樣方形截面的每條邊上可排布的球孔個(gè)數(shù)n＝{L/b}，“{}”表示向下取整；設(shè)長(zhǎng)方體試樣內(nèi)沿著厚度方向可擺放m層球孔，m為正整數(shù)；并每層厚度為h，則m＝{H/h}；

3)海水集料混凝土試樣網(wǎng)格劃分，采用六面體網(wǎng)格劃分海水集料混凝土試驗(yàn)，采用自由網(wǎng)格和掃略網(wǎng)格劃分方法均不能滿足此問(wèn)題的計(jì)算要求，需采用結(jié)構(gòu)化的網(wǎng)格劃分方法，首先是對(duì)每個(gè)立方體球孔胞元進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，然后進(jìn)行陣列，生成單層孔結(jié)構(gòu)的試樣，最后將單層試樣按既定層數(shù)進(jìn)行組合，生成整個(gè)混凝土試樣；具體劃分時(shí)，對(duì)于最初的立方胞元，首先是對(duì)八分之一立方胞元生成結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，隨后將這些已劃分網(wǎng)格的八分之一胞元進(jìn)行網(wǎng)格合并，通過(guò)設(shè)置適當(dāng)?shù)娜莶?，得到單個(gè)結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格立方胞元，然后將得到的立方胞元進(jìn)行陣列，最后將單層試樣進(jìn)行組合得到整個(gè)試樣。

進(jìn)一步，所述材料模型的選擇：

1)入射桿和透射桿采用線彈性材料模型；

2)海水集料混凝土基體采用擴(kuò)展Drucker-Prager模型，選用線性屈服面和關(guān)聯(lián)流動(dòng)法則，描述硬化規(guī)律的等效應(yīng)力取單軸抗壓強(qiáng)度f(wàn)_cs、等效等效塑性應(yīng)變摩擦角β通過(guò)常規(guī)三軸試驗(yàn)確定，取值范圍為42°～50°，擴(kuò)張角ψ取值與摩擦角β的取值相等，偏平面參數(shù)K＝1，不考慮基體本身的應(yīng)變率效應(yīng)；

3)采用簡(jiǎn)化曲線描述海水混凝土基體單軸抗壓力學(xué)行為，該簡(jiǎn)化曲線從開(kāi)始加載到抗壓強(qiáng)度f(wàn)_cs之前的應(yīng)力應(yīng)變?yōu)榫€性關(guān)系，達(dá)到抗壓強(qiáng)度f(wàn)_cs之后依次是應(yīng)變軟化階段和殘余強(qiáng)度階段。

進(jìn)一步，所述計(jì)算海水集料混凝土真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)：材料真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)產(chǎn)生的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子DIF-f_c,r＝DIF-f_c-DIF-f_{cd，lat-μ}+1。

本發(fā)明的另一目的在于提供一種利用所述確定海水集料混凝土真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)計(jì)算機(jī)動(dòng)態(tài)仿真方法的海水集料混凝土路面工程。

本發(fā)明的另一目的在于提供一種利用所述確定海水集料混凝土真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)計(jì)算機(jī)動(dòng)態(tài)仿真方法的島礁防護(hù)工程。

本發(fā)明的另一目的在于提供一種利用所述確定海水集料混凝土真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)計(jì)算機(jī)動(dòng)態(tài)仿真方法的遠(yuǎn)海島礁防波堤工程。

本發(fā)明的另一目的在于提供一種利用所述確定海水集料混凝土真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)計(jì)算機(jī)動(dòng)態(tài)仿真方法的場(chǎng)坪道路工程。

本發(fā)明提供的確定海水集料混凝土真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)計(jì)算機(jī)動(dòng)態(tài)仿真方法，采用的有限元模型，可單獨(dú)考慮試樣抗壓強(qiáng)度的真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)、側(cè)向慣性約束所致應(yīng)變率效應(yīng)和端面摩擦所致應(yīng)變率效應(yīng)；不設(shè)定應(yīng)變率效應(yīng)，實(shí)現(xiàn)了SHPB試驗(yàn)中海水集料混凝土抗壓強(qiáng)度的真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)與結(jié)構(gòu)因素所致應(yīng)變率效應(yīng)的分離；根據(jù)SHPB試驗(yàn)得到的應(yīng)變率效應(yīng)、側(cè)向慣性約束和端面摩擦引起的應(yīng)變率效應(yīng)可將SHPB試驗(yàn)數(shù)據(jù)中的側(cè)向慣性約束和端面摩擦引起的應(yīng)變率效應(yīng)分離出去，得到定量化的試樣抗壓強(qiáng)度真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)擬合公式。

本發(fā)明避免了設(shè)計(jì)復(fù)雜的試驗(yàn)將具有內(nèi)殼體結(jié)構(gòu)的海水集料混凝土真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)與側(cè)向約束引起的應(yīng)變率效應(yīng)解耦，結(jié)果快速、準(zhǔn)確，具有較好的實(shí)用價(jià)值；在防護(hù)工程設(shè)計(jì)中，可以根據(jù)本方法得到準(zhǔn)確的海水集料混凝土材料應(yīng)變率效應(yīng)參數(shù)，避免了重復(fù)考慮在動(dòng)載下材料慣性效應(yīng)引起的抗壓強(qiáng)度增長(zhǎng)，避免設(shè)計(jì)偏于保守。

附圖說(shuō)明

圖1是本發(fā)明實(shí)施例提供的確定海水集料混凝土真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)計(jì)算機(jī)動(dòng)態(tài)仿真方法流程圖。

圖2是本發(fā)明實(shí)施例提供的SHPB試驗(yàn)裝置簡(jiǎn)化模型示意圖。

圖3是本發(fā)明實(shí)施例提供的方形截面的四分之一SHPB數(shù)值模型示意圖。

圖4是本發(fā)明實(shí)施例提供的海水集料混凝土基體單軸壓縮應(yīng)力-應(yīng)變簡(jiǎn)化曲線示意圖。

圖5是本發(fā)明實(shí)施例提供的實(shí)施例一理論孔洞率10％海水集料混凝土在三個(gè)應(yīng)變率水平下的實(shí)測(cè)入射應(yīng)力波示意圖。

圖6是本發(fā)明實(shí)施例提供的實(shí)施例一理論孔洞率10％海水集料混凝土八分之一胞元的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格示意圖。

圖7是本發(fā)明實(shí)施例提供的實(shí)施例一理論孔洞率10％海水集料混凝土試樣示意圖。

圖8是本發(fā)明實(shí)施例提供的實(shí)施例一實(shí)測(cè)準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力應(yīng)變曲線、動(dòng)態(tài)應(yīng)力應(yīng)變曲線和“重構(gòu)”應(yīng)力應(yīng)變曲線示意圖。

圖9是本發(fā)明實(shí)施例提供的實(shí)施例二理論孔洞率10％海水集料混凝土在三個(gè)應(yīng)變率水平下的實(shí)測(cè)入射應(yīng)力波示意圖。

圖10是本發(fā)明實(shí)施例提供的實(shí)施例二理論孔洞率10％海水集料混凝土八分之一胞元的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格示意圖。

圖11是本發(fā)明實(shí)施例提供的實(shí)施例二理論孔洞率10％海水集料混凝土試樣示意圖。

圖12是本發(fā)明實(shí)施例提供的實(shí)施例二實(shí)測(cè)準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力應(yīng)變曲線、動(dòng)態(tài)應(yīng)力應(yīng)變曲線和“重構(gòu)”應(yīng)力應(yīng)變曲線示意圖。

圖13是本發(fā)明實(shí)施例提供的實(shí)施例三理論孔洞率10％海水集料混凝土在三個(gè)應(yīng)變率水平下的實(shí)測(cè)入射應(yīng)力波示意圖。

圖14是本發(fā)明實(shí)施例提供的實(shí)施例三理論孔洞率10％海水集料混凝土八分之一胞元的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格示意圖。

圖15是本發(fā)明實(shí)施例提供的實(shí)施例三理論孔洞率10％海水集料混凝土試樣示意圖。

圖16是本發(fā)明實(shí)施例提供的實(shí)施例三實(shí)測(cè)準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力應(yīng)變曲線、動(dòng)態(tài)應(yīng)力應(yīng)變曲線和“重構(gòu)”應(yīng)力應(yīng)變曲線示意圖。

圖17是本發(fā)明實(shí)施例提供的實(shí)施例四理論孔洞率10％海水集料混凝土在三個(gè)應(yīng)變率水平下的實(shí)測(cè)入射應(yīng)力波示意圖。

圖18是本發(fā)明實(shí)施例提供的實(shí)施例四理論孔洞率10％海水集料混凝土八分之一胞元的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格示意圖。

圖19是本發(fā)明實(shí)施例提供的實(shí)施例四理論孔洞率10％海水集料混凝土試樣示意圖。

圖20是本發(fā)明實(shí)施例提供的實(shí)施例四實(shí)測(cè)準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力應(yīng)變曲線、動(dòng)態(tài)應(yīng)力應(yīng)變曲線和“重構(gòu)”應(yīng)力應(yīng)變曲線示意圖。

具體實(shí)施方式

為了使本發(fā)明的目的、技術(shù)方案及優(yōu)點(diǎn)更加清楚明白，以下結(jié)合實(shí)施例，對(duì)本發(fā)明進(jìn)行進(jìn)一步詳細(xì)說(shuō)明。應(yīng)當(dāng)理解，此處所描述的具體實(shí)施例僅僅用以解釋本發(fā)明，并不用于限定本發(fā)明。

下面結(jié)合附圖對(duì)本發(fā)明的應(yīng)用原理作詳細(xì)的描述。

如圖1所示，本發(fā)明實(shí)施例提供的確定海水集料混凝土真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)計(jì)算機(jī)動(dòng)態(tài)仿真方法包括以下步驟：

S101：建立SHPB試驗(yàn)裝置簡(jiǎn)化模型(如圖2)，采用試驗(yàn)中測(cè)得的入射波作為數(shù)值模型的輸入應(yīng)力波，入射桿和透射桿橫截面由圓形簡(jiǎn)化為方形，試樣橫截面由圓形簡(jiǎn)化為矩形；

S102：建立海水集料混凝土SHPB試樣的有限元模型：

S103：建立入射桿和透射桿的有限元模型；

S104：采用對(duì)稱分析，對(duì)所簡(jiǎn)化的SHPB試驗(yàn)裝置，建立四分之一SHPB數(shù)值模型，在對(duì)稱面上施加對(duì)稱邊界條件，即在關(guān)于x軸的對(duì)稱面上，約束所有的節(jié)點(diǎn)的U1，UR2，UR3三個(gè)自由度；在關(guān)于y軸的對(duì)稱面上，約束所有節(jié)點(diǎn)U2，UR1，UR3三個(gè)自由度；

S105：選擇材料模型，確定材料模型參數(shù)；

S106：采用動(dòng)力學(xué)顯式有限元的方法進(jìn)行計(jì)算求解，“重構(gòu)”出海水集料混凝土SHPB試驗(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變曲線；

S107：計(jì)算海水集料混凝土真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)。

本發(fā)明的目的是確定海水集料混凝土SHPB試驗(yàn)中的真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)，為工程設(shè)計(jì)提供準(zhǔn)確的海水集料混凝土材料應(yīng)變率效應(yīng)參數(shù)。為了達(dá)到這個(gè)目的，本發(fā)明所述的計(jì)算機(jī)動(dòng)態(tài)仿真方法，包括以下步驟：

(1)SHPB試驗(yàn)裝置簡(jiǎn)化，圖1所示簡(jiǎn)化SHPB試驗(yàn)裝置直接采用試驗(yàn)中測(cè)得的入射波作為數(shù)值模型的輸入應(yīng)力波，入射桿和透射桿橫截面均為等截面桿、長(zhǎng)度均為800mm，試樣厚度約為35mm，入射桿上應(yīng)變計(jì)距離加載端50mm，透射桿上應(yīng)變計(jì)距離試樣與透射桿接觸端面50mm，入射桿、透射桿和試樣橫截面為圓形，入射桿、透射桿直徑74mm，試樣直徑70mm。

(2)入射桿、透射桿和試樣橫截面形狀的簡(jiǎn)化：

1)保持入射桿、透射桿長(zhǎng)度和體積不變，將試驗(yàn)中的圓形截面簡(jiǎn)化為方形截面，即將直徑74mm的圓截面桿簡(jiǎn)化為邊長(zhǎng)65.58mm的方形截面；

2)將圓柱體試樣簡(jiǎn)化為長(zhǎng)方體試樣。

(3)建立海水集料混凝土SHPB試樣的有限元模型：

1)球形孔個(gè)數(shù)確定，將半徑為R、高度為H的圓柱體試樣用等體積的長(zhǎng)方體試樣代替，令長(zhǎng)方體橫截面為邊長(zhǎng)L的正方形，高度仍為H，球形孔的半徑為r，其體積含量為X，利用圓柱體試樣和長(zhǎng)方體試樣的體積相等πR²H＝L²H，可以得長(zhǎng)方體試樣的截面邊長(zhǎng)長(zhǎng)方體試樣中球孔的數(shù)量為N，球形孔的個(gè)數(shù)為：N＝3L²HX/4πr³；

2)球形孔的分布計(jì)算，設(shè)長(zhǎng)方體試樣中球孔所占立方體空間的邊長(zhǎng)為B(B≥r)，則B³N＝L²H，得到因此在試樣方形截面的每條邊上可排布的球孔個(gè)數(shù)n＝{L/b}，“{}”表示向下取整。設(shè)長(zhǎng)方體試樣內(nèi)沿著厚度方向可擺放m(m為正整數(shù))層球孔，并假設(shè)每層厚度為h，則m＝{H/h}；

3)海水集料混凝土試樣網(wǎng)格劃分，采用六面體網(wǎng)格劃分海水集料混凝土試驗(yàn)，具體在ABAQUS軟件中，采用自由網(wǎng)格和掃略網(wǎng)格劃分方法均不能滿足此問(wèn)題的計(jì)算要求，需采用結(jié)構(gòu)化的網(wǎng)格劃分方法，首先是對(duì)每個(gè)立方體球孔胞元進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，然后進(jìn)行陣列，生成單層孔結(jié)構(gòu)的試樣，最后將單層試樣按既定層數(shù)進(jìn)行組合，生成整個(gè)混凝土試樣；具體劃分時(shí)，對(duì)于最初的立方胞元，首先是對(duì)八分之一立方胞元生成結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，隨后將這些已劃分網(wǎng)格的八分之一胞元進(jìn)行網(wǎng)格合并，通過(guò)設(shè)置適當(dāng)?shù)娜莶?，得到單個(gè)結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格立方胞元，然后將得到的立方胞元進(jìn)行陣列，最后將單層試樣進(jìn)行組合得到整個(gè)試樣。

(4)為節(jié)約計(jì)算時(shí)間，采用對(duì)稱分析，即實(shí)際計(jì)算中建立的是四分之一SHPB數(shù)值模型，如圖3所示。數(shù)值模型中的界面接觸包括入射桿與試樣、試樣與透射桿的接觸，用Surface to Surface contact(Explicit)定義接觸，定義為硬接觸(Hard contact)，在接觸定義中，對(duì)于入射桿與試樣的接觸面，選擇入射桿為主面(Master surface)，混凝土試樣為從面(Slave surface)，對(duì)于透射桿與試樣的接觸面，選擇透射桿為主面(Master surface)，混凝土試樣為從面(Slave surface)，兩個(gè)接觸面的摩擦系數(shù)均取0.1。在對(duì)稱面上施加對(duì)稱邊界條件，即在關(guān)于x軸的對(duì)稱面上，約束所有的節(jié)點(diǎn)的U1，UR2，UR3三個(gè)自由度；在關(guān)于y軸的對(duì)稱面上，約束所有節(jié)點(diǎn)U2，UR1，UR3三個(gè)自由度。建立模型時(shí)，不考慮各部分的重力影響，初始狀態(tài)時(shí)，使入射桿與試件、試件與透射桿留有微小的縫隙。

(5)入射桿、透射桿與海水集料混凝土試樣的單元類型，均采用八節(jié)點(diǎn)三維應(yīng)力減縮積分單元C3D8R進(jìn)行模擬，采用倍數(shù)法確定網(wǎng)格劃分密度網(wǎng)格劃分，即首先執(zhí)行一個(gè)較為合理的網(wǎng)格劃分的初始分析，再利用兩倍的網(wǎng)格方案重新分析比較兩者的結(jié)果，如果兩者結(jié)果差別較小，則前者的網(wǎng)格密度是足夠的，否則應(yīng)繼續(xù)細(xì)化網(wǎng)格直至劃分得到近似相等的計(jì)算結(jié)果。

(6)材料模型選擇：

1)入射桿和透射桿采用線彈性材料模型；

2)海水集料混凝土基體采用擴(kuò)展Drucker-Prager模型，選用線性屈服面和關(guān)聯(lián)流動(dòng)法則，描述硬化規(guī)律的等效應(yīng)力取單軸抗壓強(qiáng)度f(wàn)_cs、等效等效塑性應(yīng)變摩擦角β一般可通過(guò)常規(guī)三軸試驗(yàn)確定，建議取值范圍為42°～50°，擴(kuò)張角ψ取值與摩擦角β的取值相等，偏平面參數(shù)K＝1，不考慮基體本身的應(yīng)變率效應(yīng)；

3)采用圖4所示的簡(jiǎn)化曲線描述海水混凝土基體單軸抗壓力學(xué)行為，該簡(jiǎn)化曲線從開(kāi)始加載到抗壓強(qiáng)度f(wàn)_cs之前的應(yīng)力應(yīng)變?yōu)榫€性關(guān)系，達(dá)到抗壓強(qiáng)度f(wàn)_cs之后依次是應(yīng)變軟化階段和殘余強(qiáng)度階段。

(7)根據(jù)設(shè)定的材料模型參數(shù)和端面摩擦系數(shù)，采用動(dòng)力學(xué)顯式有限元的方法進(jìn)行計(jì)算求解，“重構(gòu)”出海水集料混凝土SHPB試驗(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變曲線，得到考慮側(cè)向慣性約束效應(yīng)和端面摩擦效應(yīng)而不考率海水集料混凝土真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度。

(8)計(jì)算海水集料混凝土真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)：對(duì)于試驗(yàn)測(cè)試得到的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子DIF-f_c，當(dāng)不考慮海水集料混凝土材料的真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)時(shí)，動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子DIF-f_cd,lat-μ為僅由側(cè)向慣性約束效應(yīng)和端面摩擦效應(yīng)引起，因此材料真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)產(chǎn)生的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子DIF-f_c,r＝DIF-f_c-DIF-f_cd,lat-μ+1。

下面結(jié)合具體實(shí)施例對(duì)本發(fā)明的應(yīng)用原理作進(jìn)一步的描述。

實(shí)施例一，基體強(qiáng)度70.5Mpa，理論孔洞率10％海水集料混凝土：

計(jì)算理論孔洞率10％海水集料混凝土在70/s、100/s和140/s三個(gè)應(yīng)變率水平的“重構(gòu)”應(yīng)力-應(yīng)變曲線，圖5為三個(gè)應(yīng)變率水平對(duì)應(yīng)的實(shí)測(cè)入射應(yīng)力波；入射桿和透射桿的基本物理參數(shù)密度7850kg/m³、彈性模量210GPa、泊松比0.3、抗壓強(qiáng)度400MPa；海水集料混凝土基體基本物理參數(shù)密度2172kg/m³、彈性模量24.2GPa、泊松比0.21；海水集料混凝土基體摩擦角β＝46°，擴(kuò)張角ψ＝β＝46°，偏平面參數(shù)K＝1；圖6為理論孔洞率10％海水集料混凝土八分之一胞元的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，胞元尺寸為8.7656mm×8.7656mm×8.7656mm，圖7為理論孔洞率10％海水集料混凝土試樣的四分之一結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，模擬孔洞率為9.5％，試樣的球孔個(gè)數(shù)196，劃分的總單元數(shù)為84672。

圖8為實(shí)測(cè)理論孔洞率10％海水集料混凝土準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線、實(shí)測(cè)動(dòng)態(tài)加載下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線、考慮側(cè)向慣性約束效應(yīng)和端面摩擦效應(yīng)的“重構(gòu)”應(yīng)力應(yīng)變曲線，得出反映70/s、100/s和140/s三個(gè)應(yīng)變率水平下實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度應(yīng)變率效應(yīng)的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子DIF-f_c分別為1.78、1.91和2.03，反映“重構(gòu)”抗壓強(qiáng)度應(yīng)變率效應(yīng)的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子DIF-f_cd,lat-μ分別為1.235、1.276和1.310，于是得出反映真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子DIF-f_cd,lat-μ分別為1.545、1.634和1.720。采用方程對(duì)真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)進(jìn)行擬合，得到擬合式

實(shí)施例二，基體強(qiáng)度70.5Mpa，理論孔洞率20％海水集料混凝土：

計(jì)算理論孔洞率20％海水集料混凝土在70/s、100/s和140/s三個(gè)應(yīng)變率水平的“重構(gòu)”應(yīng)力-應(yīng)變曲線，圖9為三個(gè)應(yīng)變率水平對(duì)應(yīng)的實(shí)測(cè)入射應(yīng)力波；入射桿和透射桿的基本物理參數(shù)密度7850kg/m³、彈性模量210GPa、泊松比0.3、抗壓強(qiáng)度400MPa；海水集料混凝土基體基本物理參數(shù)密度2172kg/m³、彈性模量24.2GPa、泊松比0.21；海水集料混凝土基體摩擦角β＝46°，擴(kuò)張角ψ＝β＝46°，偏平面參數(shù)K＝1；圖10為理論孔洞率20％海水集料混凝土八分之一胞元的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，胞元尺寸為7.000mm×6.8930mm×6.8930mm，圖11為理論孔洞率20％海水集料混凝土試樣的四分之一結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，模擬孔洞率為19.7％，試樣的球孔個(gè)數(shù)405，劃分單元數(shù)為88290。

圖12為實(shí)測(cè)理論孔洞率20％海水集料混凝土準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線、實(shí)測(cè)動(dòng)態(tài)加載下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線、考慮側(cè)向慣性約束效應(yīng)和端面摩擦效應(yīng)的“重構(gòu)”應(yīng)力應(yīng)變曲線，得出反映70/s、100/s和140/s三個(gè)應(yīng)變率水平下實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度應(yīng)變率效應(yīng)的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子DIF-f_c分別為1.80、1.97和2.12，反映“重構(gòu)”抗壓強(qiáng)度應(yīng)變率效應(yīng)的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子DIF-f_{cd，lat-μ}分別為1.206、1.237和1.285，于是得出反映真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子DIF-f_cd，lat-μ分別為1.594、1.733和1.835。采用方程對(duì)真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)進(jìn)行擬合，得到擬合式

實(shí)施例三，基體強(qiáng)度70.5Mpa，理論孔洞率30％海水集料混凝土：

計(jì)算理論孔洞率30％海水集料混凝土在70/s、100/s和140/s三個(gè)應(yīng)變率水平的“重構(gòu)”應(yīng)力-應(yīng)變曲線，圖13為三個(gè)應(yīng)變率水平對(duì)應(yīng)的實(shí)測(cè)入射應(yīng)力波；入射桿和透射桿的基本物理參數(shù)密度7850kg/m³、彈性模量210GPa、泊松比0.3、抗壓強(qiáng)度400MPa；海水集料混凝土基體基本物理參數(shù)密度2172kg/m³、彈性模量24.2GPa、泊松比0.21；海水集料混凝土基體摩擦角β＝46°，擴(kuò)張角ψ＝β＝46°，偏平面參數(shù)K＝1；圖14為理論孔洞率30％海水集料混凝土八分之一胞元的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，胞元尺寸為5.9033mm×6.1667mm×6.1667mm，圖15為理論孔洞率30％海水集料混凝土試樣的四分之一結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，模擬孔洞率為29.2％，試樣的球孔個(gè)數(shù)600，劃分單元數(shù)為76800。

圖16為實(shí)測(cè)理論孔洞率30％海水集料混凝土準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線、實(shí)測(cè)動(dòng)態(tài)加載下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線、考慮側(cè)向慣性約束效應(yīng)和端面摩擦效應(yīng)的“重構(gòu)”應(yīng)力應(yīng)變曲線，得出反映70/s、100/s和140/s三個(gè)應(yīng)變率水平下實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度應(yīng)變率效應(yīng)的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子DIF-f_c分別為1.92、2.16和2.43，反映“重構(gòu)”抗壓強(qiáng)度應(yīng)變率效應(yīng)的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子DIF-f_cd,lat-μ分別為1.191、1.230和1.273，于是得出反映真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子DIF-f_{cd，lat-μ}分別為1.729、1.930和2.157。采用方程對(duì)真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)進(jìn)行擬合，得到擬合式

實(shí)施例四，基體強(qiáng)度70.5Mpa，理論孔洞率40％海水集料混凝土：

計(jì)算理論孔洞率40％海水集料混凝土在70/s、100/s和140/s三個(gè)應(yīng)變率水平的“重構(gòu)”應(yīng)力-應(yīng)變曲線，圖17為三個(gè)應(yīng)變率水平對(duì)應(yīng)的實(shí)測(cè)入射應(yīng)力波；入射桿和透射桿的基本物理參數(shù)密度7850kg/m³、彈性模量210GPa、泊松比0.3、抗壓強(qiáng)度400MPa；海水集料混凝土基體基本物理參數(shù)密度2172kg/m³、彈性模量24.2GPa、泊松比0.21；海水集料混凝土基體摩擦角β＝46°，擴(kuò)張角ψ＝β＝46°，偏平面參數(shù)K＝1；圖18為理論孔洞率40％海水集料混凝土八分之一胞元的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，胞元尺寸為5.700mm×5.4624mm×5.4624mm，圖19為理論孔洞率40％海水集料混凝土試樣的四分之一結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，模擬孔洞率為38.5％，試樣的球孔個(gè)數(shù)792，劃分單元數(shù)為101376。

圖20為實(shí)測(cè)理論孔洞率40％海水集料混凝土準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線、實(shí)測(cè)動(dòng)態(tài)加載下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線、考慮側(cè)向慣性約束效應(yīng)和端面摩擦效應(yīng)的“重構(gòu)”應(yīng)力應(yīng)變曲線，得出反映70/s、100/s和140/s三個(gè)應(yīng)變率水平下實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度應(yīng)變率效應(yīng)的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子DIF-f_c分別為1.97、2.31和2.58，反映“重構(gòu)”抗壓強(qiáng)度應(yīng)變率效應(yīng)的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子DIF-f_cd,lat-μ分別為1.154、1.192和1.224，于是得出反映真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子DIF-f_cd,lat-μ分別為1.816、2.118和2.356。采用方程對(duì)真實(shí)應(yīng)變率效應(yīng)進(jìn)行擬合，得到擬合式

以上所述僅為本發(fā)明的較佳實(shí)施例而已，并不用以限制本發(fā)明，凡在本發(fā)明的精神和原則之內(nèi)所作的任何修改、等同替換和改進(jìn)等，均應(yīng)包含在本發(fā)明的保護(hù)范圍之內(nèi)。