含水率对非饱和钙质砂动力特性影响的试验研究

赵章泳; 邱艳宇; 紫民; 邢化岛; 王明洋

doi:10.11883/bzycj-2019-0066

含水率对非饱和钙质砂动力特性影响的试验研究

doi: 10.11883/bzycj-2019-0066

赵章泳^1,,
邱艳宇^1,2,
紫民³,
邢化岛²,
王明洋^1,2, ,

1.
陆军工程大学爆炸冲击防灾减灾国家重点实验室，江苏南京 210007
2.
南京理工大学机械工程学院，江苏南京 210094
3.
海军91058部队，海南三亚 572000

详细信息

作者简介:
赵章泳（1992－　），男，博士研究生，zhaozhangyong1@126.com

通讯作者:
王明洋（1966－　），男，博士，教授，博士生导师，wmyrf@163.com

中图分类号: O341; O344
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出版历程
- 收稿日期: 2019-03-04
- 修回日期: 2019-05-23
- 网络出版日期: 2020-01-25
- 刊出日期: 2020-02-01

Experimental study on dynamic compression of unsaturated calcareous sand

1.
State Key Laboratory of Disaster Prevention and Mitigation of Explosion and Impact, the Army Engineering University of PLA, Nanjing 210007, Jiangsu, China
2.
School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, Jiangsu, China
3.
Navy 91058 Force, Sanya 572000, Hainan, China

摘要

摘要: 使用经过系统标定的霍普金森压杆试验装置对不同含水率钙质砂进行了在准一维应变条件下的动态压缩试验，试样的平均应变率为209～1 137 s⁻¹。试验结果表明：半导体应变片灵敏系数和压杆弥散关系的标定对试验结果的准确性具有重要影响；当钙质砂应变小于0.025时潮湿试样的切向模量高于干燥试样，而在应变大于0.025时则相反；潮湿钙质砂的切线模量随含水率的增加先减后增。通过分析非饱和钙质砂在锁变后其轴向应力应变曲线及侧压力系数的变化规律，提出了非饱和钙质砂锁变现象的模型。
- 非饱和钙质砂 /
- 含水率 /
- 霍普金森压杆 /
- 半导体应变片 /
- 侧压力系数 /
- 锁变现象
Abstract: The dynamic compression tests of calcareous sands with different moisture contents under quasi-one-dimensional strain conditions were carried out using a calibrated SHPB system in the average strain rate ranging from 209 s⁻¹ to 1137 s⁻¹. The test results show that the calibration of the sensitivity coefficient of the semiconductor strain gauge and the dispersion of the pressure bar have a significant influence on the accuracy of the test results. When the strain of the calcareous sand is below 0.025, the tangential modulus of moist calcareous sand is higher than that of dry sand, but the opposite is true when the strain is above 0.025. The tangential modulus of moist samples decreases first and then increases with the increase of the water content. By analyzing the variation of axial stress-strain curve and lateral pressure coefficient of unsaturated calcareous sand after lock-in phenomenon, a model of the phenomenon of unsaturated calcareous sand is proposed.
- unsaturated calcareous sand /
- moist content /
- split Hopkinson pressure bar /
- semiconductor strain gauge /
- lateral pressure coefficient /
- lock-in phenomenon

HTML全文

二级串联随进战斗部^[1]作为攻击跑道目标的有效手段，在现在战争中发挥着重要作用。其第1级战斗部即采用聚能装药爆破后形成高速射流，对混凝土目标侵彻形成孔道，以便于第2级战斗部跟进，继续侵彻一定深度后爆破，从而对目标造成不可恢复的破坏。聚能射流侵彻混凝土的主要特点是：炸药能量高，聚能效应明显，形成高速射流, 混凝土在高速冲击作用下由于其拉压不等的特性其破坏的模式复杂等。因此，对于该过程的数值模拟对于串联随进战斗部的研究与设计具有重要意义。

传统用于计算该过程的方法主要是基于现有商业软件中的成熟算法，如多物质Euler法、Lagrange法以及ALE(arbitrary Lagrangian-Eulerian)法等，这些方法大都采用有限差分法(finite difference method, FDM)、有限元法(finite element method, FEM)或有限体积法(finite volume method, FVM)等基于网格的数值方法进行离散求解，计算中不可避免地出现网格的扭曲和缠绕(针对Lagrange网格离散)或界面追踪复杂、精度较低(针对Euler网格离散)的问题。光滑粒子流体动力学(smoothed particle hydrodynamics, SPH)方法作为一种无网格粒子方法，在对射流进行弹塑性流体动力学计算，对混凝土进行大应变、高应变率的变形计算时, 可避免网格重分及算法耦合，因此非常适合此类问题的求解。最早采用SPH方法模拟爆炸的可追溯到J.W.Swegle等^[2]，而L.D.Libersky等^[3-4]最先将SPH方法运用于高速冲击领域，随后，M.B.Liu等^[5-6]采用SPH方法模拟了聚能装药的爆轰过程，Qiang Hongfu等^[7]运用F.Ott等^[8]提出的修正SPH方法对聚能装药射流过程进行模拟，分析了不同的起爆方式对射流的影响。本文中，拟在强洪夫等^[9-10]提出的完全变光滑长度SPH方法的基础上，结合修正SPH方法^[8]，处理爆炸和冲击过程中密度和光滑长度变化剧烈的问题以及多介质界面问题。采用SPH方法计算混凝土损伤大多引入Johnson-Cook^[11]、SCG^[12]等本构模型，与混凝土的特性不符，未能捕捉混凝土在高速冲击下出现的裂纹扩展等细节，且采用SPH方法计算包括炸药的爆轰、药罩的挤压、射流的形成及发展、射流高速侵彻混凝土、混凝土损伤破碎等过程在内的复杂全过程问题未见报道。因此，本文中将Holmquist-Johnson-Cook本构模型^[13]引入SPH方法，处理混凝土在高速冲击作用下的变形损伤问题，对聚能炸药爆炸挤压形成射流，进而侵彻混凝土靶板的整个过程进行数值模拟，并对侵彻过程中射流头部特定点处的速度变化进行分析，采用传统网格方法进行对比验证。同时为更充分地描述混凝土靶板在高速射流侵彻作用下的破坏损伤效应，对另外2种不同厚度的靶板进行设计，并开展数值实验，探讨SPH方法用于模拟诸如聚能射流侵彻混凝土等涉及爆炸与冲击大变形多介质问题的适用性。

1. SPH基本方程

在SPH方法中，通过对问题域的粒子离散来求解系统的状态，系统中物理量f(r)及其导数 $\nabla$ ·f(r)的SPH形式为：

$\left\langle {f\left( {{\mathit{\boldsymbol{r}}_i}} \right)} \right\rangle = \sum\limits_j {\frac{{{m_j}}}{{{\rho _j}}}f\left( {{\mathit{\boldsymbol{r}}_j}} \right){W_{ij}}}$

(1)

$\left\langle {\nabla \cdot f\left( {{\mathit{\boldsymbol{r}}_i}} \right)} \right\rangle = \sum\limits_j {\frac{{{m_j}}}{{{\rho _j}}}f\left( {{\mathit{\boldsymbol{r}}_j}} \right) \cdot \nabla {W_{ij}}}$

(2)

式中：m、ρ、r分别为粒子的质量、密度和位置矢量; W_ij=W(r_i- r_j, h)为核函数，h为光滑长度，通常选用三次样条核函数^[14]。

为更好地模拟爆炸与冲击、大变形大扭曲等密度和光滑长度变化剧烈的问题，本文中采用完全变光滑长度SPH方法^[7]，同时为了很好地解决药型罩和爆轰气体间密度梯度较大带来的间断面不稳定的问题，采用修正SPH方法^[10]对聚能装药射流过程进行模拟，结合后的方程组如下：

$\left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {\frac{{{\rm{d}}{\rho _i}}}{{{\rm{d}}t}} = {m_i}\sum\limits_{j = 1}^N {\left[ {{\mathit{\boldsymbol{v}}_{ij}} \cdot {\nabla _i}{W_{ij}} + \frac{1}{2}\left( {\frac{{{\rm{d}}{h_i}}}{{{\rm{d}}t}} + \frac{{{\rm{d}}{h_j}}}{{{\rm{d}}t}}} \right)\frac{{\partial {W_{ij}}}}{{\partial h}}} \right]} }\\ {\frac{{{\rm{d}}{\mathit{\boldsymbol{v}}_i}}}{{{\rm{d}}t}} = - \sum\limits_{j = 1}^N {{m_j}} \left( {\frac{{{f_i}{\sigma _i} + {f_j}{\sigma _j}}}{{{\rho _i}{\rho _j}}} + {\mathit{\Pi }_{ij}}} \right){\nabla _i}{W_{ij}}}\\ {{f_i} = {{\left( {1 + \frac{{{h_i}}}{{{\rm{d}}{\rho _i}}}\sum\limits_j {{m_j}} \frac{{\partial {W_{ij}}}}{{\partial {h_i}}}} \right)}^{ - 1}}}\\ {\frac{{{\rm{d}}{e_i}}}{{{\rm{d}}t}} = \left( {\frac{{{\sigma _i}}}{{{\rho _i}{\rho _j}}} + {\mathit{\Pi }_{ij}}} \right)\frac{{{\rm{d}}{\rho _i}}}{{{\rm{d}}t}}}\\ {\frac{{{\rm{d}}{\mathit{\boldsymbol{x}}_i}}}{{{\rm{d}}t}} = {\mathit{\boldsymbol{v}}_i}} \end{array}} \right.$

(3)

式中:W_ij=W(x_i- x_j, h)为核函数，它的选取直接影响计算的误差和稳定性，通常选用三次样条核函数； $\nabla$ _iW_ij为核函数对粒子i坐标的空间导数，v_ij=v_i-v_j；σ为总应力张量；Π_ij为人工黏度；h为插值核宽度的一种度量，称为光滑长度，表示W不显著为零的取值范围，控制着SPH粒子的影响域，通常设定|x_i-x_j|＞kh, k=2时，W=0, 这里h为空间和时间的函数，在连续方程中将其对时间求导，即：

$\frac{\mathrm{d} h_{i}}{\mathrm{d} t}=-\frac{1}{d} \frac{h_{i}}{\rho_{i}} \frac{\mathrm{d} \rho_{i}}{\mathrm{d} t}$

(4)

式中:d为空间维数。对于光滑长度变化率dh_i/dt与密度变化率dρ_i/dt之间相互耦合而带来的难以显式求解的问题，本文中采用迭代法^[9]求解密度方程和光滑长度。

在计算过程中，为使粒子分布更有序，消除由于分布不均匀引来的粒子非物理聚集的问题，采用J.J.Monaghan^[14]提出的XSPH对速度场进行光滑:

$\frac{{{\rm{d}}{\mathit{\boldsymbol{x}}_i}}}{{{\rm{d}}t}} = {\mathit{\boldsymbol{v}}_i} - \varepsilon \sum\limits_j {\frac{{{m_j}}}{{{{\bar \rho }_{ij}}}}} {\mathit{\boldsymbol{v}}_{ij}}{W_{ij}}$

(5)

式中:ε(0≤ε≤1)为常数，通过施加邻近粒子的影响使自身的运动速度与邻近粒子的平均速度相近，一般ε取0.3。

2. 炸药及药型罩材料模型

本文模拟中，炸药选用TNT，其爆轰速度由实验^[15]测得为6 930 m/s。对于爆轰气体, 使用标准JWL状态方程^[16]得到气体压力:

$p(e,v) = A\left( {1 - \frac{w}{{{R_1}v}}} \right)\exp \left( { - {R_1}v} \right) + B\left( {1 - \frac{w}{{{R_2}v}}} \right)\exp \left( { - {R_2}v} \right) + \frac{{w{\rho _0}e}}{v}$

(6)

式中:ρ₀=1 630 kg/m³为TNT炸药的初始密度, v=ρ₀/ρ, ρ为爆轰气体的密度, e为爆轰气体的比内能; A、B、R₁、R₂和w为由实验结果拟合得到的系数^[17], 且A=371.2 GPa, B=3.231 GPa, R₁=4.15, R₂=0.95, w=0.3。

对于药型罩材料，选用铜，状态方程选用Mie-Grüneisen状态方程^[16]:

$p(\rho ,e) = \left( {1 - \frac{1}{2}\mathit{\Gamma }\eta } \right){p_{\rm{H}}}(\rho ) + \mathit{\Gamma }\rho e\quad \eta = \frac{\rho }{{{\rho _0}}} - 1$

(7)

$\begin{array}{*{20}{c}} {{p_{\rm{H}}} = \left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {{a_0}\eta + {b_0}{\eta ^2} + {c_0}{\eta ^3}}&{\eta > 0}\\ {{a_0}\eta }&{\eta < 0} \end{array}} \right.}\\ {{a_0} = {\rho _0}c_{\rm{s}}^2,\quad {b_0} = {a_0}\left[ {1 + 2\left( {{S_{\rm{s}}} - 1} \right)} \right],\quad {c_0} = {a_0}\left[ {1 + 2\left( {{S_{\rm{s}}} - 1} \right) + 3{{\left( {{S_{\rm{s}}} - 1} \right)}^2}} \right]} \end{array}$

(8)

式中:ρ₀=8 530 kg/m³为铜的初始密度，Γ=1.99，c_s=3 940 m/s, S_s=1.489。

3. 混凝土本构模型及状态方程

HJC本构模型^[13]分为强度模型、累计损伤模型和状态方程3部分，模型曲线分别如图 1~3所示。

图 1 混凝土屈服强度模型曲线

Figure 1. Curves for yield strength model of concrete

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图 2 混凝土累计损伤模型曲线

Figure 2. Curve for cumulative damage model of concrete

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图 3 混凝土状态方程曲线

Figure 3. Curves for equation of state of concrete

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3.1 屈服强度模型

归一化的屈服强度函数为：

$\sigma^{*}=\left[A(1-D)+B p^{* N}\right]\left(1+C \ln \dot{\varepsilon}^{*}\right)$

(9)

式中：σ^*=σ/f′_c, σ为真实等效强度；p^*=p/f′_c为归一化压力，p为真实的压力，f′_c为准静态单轴抗压强度；D为损伤变量(0≤D≤1.0); $\dot \varepsilon$ ^*= $\dot \varepsilon$ / $\dot \varepsilon$ ₀为等效应变率, $\dot \varepsilon$ 为应变率, $\dot \varepsilon$ ₀=1.0 s^-1为参考应变率；A为给定静水压力下完全断裂强度与无损伤强度的比值, B为压力强化因数，N为压力硬化因数，C为应变率敏感因数。

屈服强度模型曲线如图 1所示，其中S_max为混凝土所能够达到的归一化最大强度，T^*=T/f′_c为归一化最大抗拉静水压力，T为材料所能承受的最大抗拉静水压力。

3.2 累计损伤模型

损伤值为由等效塑性应变和塑性体积应变引起的损伤累积起来的形式：

$D=\sum \frac{\Delta \varepsilon_{\mathrm{p}}+\Delta \mu_{\mathrm{p}}}{\varepsilon_{\mathrm{p}}^{\mathrm{f}}+\mu_{\mathrm{p}}^{\mathrm{f}}}$

(10)

式中:Δε_p和Δμ_p分别为等效塑性应变和塑性体积应变在一个计算周期内的增量；ε_p^f+μ_p^f为恒定压力下损伤塑性应变，其表达式为：

$\varepsilon_{\mathrm{p}}^{\mathrm{f}}+\mu_{\mathrm{p}}^{\mathrm{f}}=D_{1}\left(p^{*}+T^{*}\right)^{D_{2}}$

(11)

式中:D₁和D₂为混凝土的损伤常数。累计损伤模型曲线如图 2所示。

3.3 状态方程

混凝土靶板在冲击载荷下的压缩变形分为弹性阶段、过渡阶段和压实阶段3个阶段，状态方程曲线如图 3所示，图中的p_lock和p_crush分别为下式中的p_l和p_c, μ_lock、μ_crush和μ_{p, lock}分别为下式中的μ_l、μ_c和μ_pl。

(1) 弹性阶段(0≤μ≤μ_c)

在这一阶段，混凝土发生可以恢复的弹性变形，加载与卸载的方程相同，为：

$p=K_{\mathrm{e}} \mu$

(12)

式中:弹性体积模量K_e=p_c/μ_c，p_c和μ_c分别为单轴强度抗压实验中得到的压碎压力和压碎体积应变，μ=ρ/ρ₀-1为单元体积应变，ρ和ρ₀分别为单元的密度和初始密度。

(2) 过渡阶段(μ_c＜μ≤μ_pl)

在这一阶段中混凝土中的气体逐渐被挤压出去，混凝土产生破碎性断裂，加载时:

$p=p_{\mathrm{c}}+K_{\mathrm{p}}\left(\mu-\mu_{\mathrm{c}}\right)$

(13)

式中:K_p=(p_l-p_c)/(μ_pl-μ_c)为塑性体积模量，p_l为压实压力; μ_pl=ρ_g/ρ₀-1为压实体积应变，对应于p_l处的体积应变, ρ_g为颗粒密度。

该区的卸载是通过相邻区域间插值的一条路径进行的，卸载的状态方程为：

$p=\left[(1-F) K_{\mathrm{e}}+F K_{\mathrm{p}}\right] \mu$

(14)

式中:插值因子F=(μ_max-μ_c)/(μ_pl-μ_c)，μ_max为卸载前达到的最大体积应变。

(3) 压实阶段(μ≥μ_pl)

该阶段混凝土完全被压碎，加载的状态方程为:

$p=K_{1} \overline{\mu}+K_{2} \overline{\mu}^{2}+K_{3} \overline{\mu}^{3}$

(15)

式中:μ=(μ-μ_l)/(1+μ_l)为修正的体积应变；K₁、K₂和K₃为混凝土材料常数。

卸载的状态方程为：

$p=K_{1} \mu$

(16)

混凝土所能承受的最大拉伸强度为T(1-D), 状态方程曲线如图 3所示。

4. 聚能射流侵彻混凝土靶板的数值模拟

计算中，采用的XSPH参数ε=0.3；核函数选用三次样条核函数^[14]，混凝土靶板材料参数^[13]为：剪切模量G，14.8 GPa；初始密度ρ₀，2 450 kg/m³; A, 790 MPa; B, 1 600;N, 0.61; $\dot \varepsilon$ ₀, 1.0;C, 0.007;f′_c, 48 MPa; S_max, 7.0;D₁, 0.04;D₂, 1.0;混凝土破碎的最小塑性应变ε_{p, min}^f, 0.01;p_c, 16.0 MPa; μ_c, 0.001;p_l, 800 MPa; μ_l, 0.1;T，2.5 MPa；K₁，85 GPa; K₂，-171 GPa; K₃，208 GPa; 。

数值模拟中采用的聚能装药模型及混凝土模型如图 4(a)所示，药柱宽度为40.00 mm，装药头长度为20.75 mm，药孔长度为42.00 mm，张角为60 °, 药型罩厚度为3.00 mm，炸高为40.00 mm，混凝土靶板尺寸为100 mm×30 mm。炸药采用点起爆的方式，起爆点为(0, 0.07), 具体粒子配置如图 4(b)所示, 粒子间距均为0.5 mm, 其中TNT炸药粒子数为26 766, 药型罩粒子数为4 480, 混凝土粒子数为12 000。光滑长度取1.5倍粒子间距，时间积分采用蛙跳格式，时间步长为0.1 μs。

图 4 算例模型结构

Figure 4. Construction of the model

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本文中利用LS-DYNA非线性有限元程序进行对比验证。计算模型由炸药、药型罩、空气和混凝土靶板4部分组成。其中，对炸药、药型罩和空气采用Euler网格建模，对混凝土靶板采用Lagrange网格建模，在混凝土靶板与空气和药型罩材料间采用耦合算法。聚能装药是线性的，考虑到模型的对称性，为了减少计算时间，将模型简化为二维平面对称问题并建立其1/2模型。在对称面上施加对称边界约束，在混凝土靶板边界施加固定约束，把靶板侧面设定为无反射边界。对炸药、药型罩、空气和混凝土靶板均选用与SPH数值模拟中参数相同的本构模型和状态方程。

图 5给出了采用SPH方法和LS-DYNA程序计算过程中炸药爆轰及药罩被挤压、射流形成过程的对比。图 6给出了采用SPH方法和LS-DYNA程序计算过程中射流侵彻混凝土形成开孔、混凝土损伤及混凝土完全破坏的过程的对比。可以看出，炸药爆轰波逐渐将药型罩向中轴线方向挤压形成射流和杵体，随后混凝土在射流的侵彻下发生压缩和剪切变形，产生剥落，靶板弹坑的上部呈漏斗状。随着射流的不断侵彻，靶板背面首先由于反射波到达壁面后的反射拉伸作用，导致背面出现拉伸损伤，部分脱落，开孔周围则逐渐出现不同程度的层裂，并且裂纹逐渐向外扩展，最终形成一个漏斗状损伤区域，中间部分出现粗细均匀的孔道，裂纹形态与图 7中的实验结果基本相符。通过对比验证，发现利用2种数值模拟方法得到的结果均符合射流侵彻物理规律，但LS-DYNA程序通过定义失效删除单元产生的裂纹非常规则，数量少，基本没有在裂纹上产生小裂纹的状况，且不能模拟侵彻后碎片的物理特性，裂纹模拟效果受到网格划分大小的影响，SPH方法则恰恰克服了以上困难。

图 5 聚能射流形成过程对比

Figure 5. Comparison of the formation of jet flows

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图 6 聚能射流侵彻过程中不同时刻，混凝土靶板中Von Mises应力的分布

Figure 6. Von Mises stress distribution in concrete target penetrated by shaped charge jet at different times

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图 7 聚能射流侵彻的混凝土靶

Figure 7. Concrete target penetrated by shaped charge jet

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由图 6可知，在侵彻过程中，前2段射流发挥了主要作用。因此，分别选取SPH方法及LS-DYNA程序计算结果中前2段射流的头部顶点粒子A、B进行分析。图 8为2种方法的计算结果中A点和B点粒子速度随时间的变化曲线，由此可知，药型罩在0.02 ms时受到炸药爆轰波的挤压开始逐渐加速，在约0.10 ms时，在SPH方法的计算结果中A点粒子速度达到最大值3 247.9 m/s，在LS-DYNA程序的计算结果中A点粒子速度达到最大值3 457.4 m/s。射流头部在0.14 ms时开始与靶板接触，速度大幅降低，造成混凝土的损伤，随着侵彻的深入，速度逐渐减小为零。2种方法的不同之处在于，SPH方法的计算结果中第1段射流在0.20 ms时速度基本降为零的同时第2段射流开始侵彻，而在LS-DYNA程序的计算结果中，第1段射流在0.14 ms时与混凝土靶板接触，速度逐步降低，在0.17 ms左右时，第2段追上第1段射流，2段射流合为一段继续侵彻，直到速度基本降至零。

图 8 射流头部特定点处速度-时间曲线

Figure 8. Velocity-time curves at special points of jet head

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相对于LS-DYNA中通过删除网格单元形成裂纹的处理方法，SPH不删除粒子单元而是通过显示混凝土靶板的损伤值D来表述材料失效形成的裂纹，损伤后的SPH粒子按无黏性的流体粒子进行计算，可以完整地再现裂纹的损伤演化过程，损伤状态及裂纹扩展分布情况如图 9所示，计算得到的靶板最终损伤状态如图 10所示。由图 10可知：采用LS-DYNA得到的计算结果中弹坑直径与采用SPH方法得到的计算结果中弹坑直径差别较大，其主要原因在于LS-DYNA中理想空气与混凝土靶板的重叠区域小；采用SPH方法得到的计算结果中靶板左右壁面出现裂纹，而采用LS-DYNA得到的计算结果中没有出现，其主要原因在于SPH中靶板的左右边界是自由边界，冲击波到达左右壁面时由于反射波的作用开始出现拉伸损伤，而LS-DYNA靶板定义的是无反射边界，反射波不能到达左右壁面。

图 9 在聚能射流的侵彻下不同时刻混凝土靶板的损伤情况

Figure 9. Damage in concrete target penetrated by shaped charge jet at different times

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图 10 不同方法模拟得到的裂纹长度及分布情况

Figure 10. Length and distribution of crack simulated by different methods

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为了更充分地描述混凝土靶板在高速射流侵彻作用下的破坏损伤效应，采用上述SPH方法对另2种尺寸的靶板进行了数值实验，粒子数分别为4 000和40 000，计算结果见图 11，图 12为选取的射流头部特定点进行追踪得到的速度-时间曲线。从图 11~12可以看出，当靶板尺寸较小时，在较短的时间内只需射流头部一段即可将靶板完全击穿，射流孔处损伤均匀；靶板较厚时，需要3段或更多段射流才可将靶板击穿，而且在射流孔处不会形成大面积的损伤，而是形成不同程度的损伤裂纹延伸至靶板内。

图 11 另外2种不同尺寸的混凝土靶板在聚能射流侵彻作用下的损伤

Figure 11. Damage in other two concrete targets with different sizes penetrated by shaped charge jets

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图 12 另外2种不同尺寸的靶板聚能射流侵彻作用下特定节点的速度-时间曲线

Figure 12. Velocity-time curves at special points of other two concrete targets with different sizes penetrated by shaped charge jets

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5. 结论

运用无网格SPH方法计算得到了聚能装药射流形成、发展及高速冲击混凝土整个过程, 并与传统网格进行了对比验证，得知：

(1) 采用SPH方法能有效解决在高速冲击、大变形问题的计算中不可避免地出现Euler网格界面追踪复杂或Lagrange网格扭曲和缠绕的问题。基于完全变光滑长度SPH方法与修正SPH方法相结合的方法，有效解决了爆炸与冲击中光滑长度变化剧烈的问题以及多介质界面上大密度间断带来的计算不稳定问题。

(2) 运用HJC本构模型和状态方程描述混凝土在高速冲击下的变形损伤特性，不仅得到了破孔的形状，而且对由于壁面反射波造成的靶板背面拉伸损伤及破孔周围裂纹的扩展等变形损伤细节描述精确，与实际物理现象符合。采用2种方法得到的计算结果基本一致，验证了SPH方法的准确性。同时，采用SPH方法计算得到的裂纹形态与实验结果吻合更好，更合理。

(3) 随着靶板尺寸的增大，射流孔径逐渐减小，裂纹数目逐渐增加，裂纹的细度及延伸的长度逐渐增加，破坏的能量逐渐向周围扩散。

图 1 钙质砂颗粒分配曲线

Figure 1. The particle distribution curve of calcareous sand

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图 2 SHPB试验系统示意图

Figure 2. The schematic diagram of SHPB system

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图 3 压杆弥散关系的标定

Figure 3. Calibration of dispersion of the bar

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图 4 半导体应变片标定结果

Figure 4. Calibration results of the semiconductor strain gauge

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图 5 装样容器

Figure 5. Specimen container

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图 6 压杆三维效应的修正对轴向应力(σ_z)测试结果

Figure 6. Effect of three dimensional effect correction of the bar on test results on axial stress (σ_z)

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图 7 不同含水率下钙质砂的轴向应力(σ_z)应变(ε_z)曲线

Figure 7. The axial stress (σ_z)-strain (ε_z) curves of calcareous sand with different water contents

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图 8 含水率对钙质砂轴向应力(σ_z)应变(ε_z)关系的影响

Figure 8. Effect of water content on axial stress (σ_z)-strain (ε_z) relation of calcareous sand

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图 9 30%含水率试样的侧压力系数时程曲线

Figure 9. Lateral pressure coefficient time profile of specimen with 30% water content

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图 10 侧压力系数(k₀)与轴向应力峰值((σ_z)_max)关系

Figure 10. The relationship between lateral pressure coefficient (k₀) and peak axial stress ((σ_z)_max)

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图 11 锁变现象中封闭孔隙的示意图

Figure 11. The schematic diagram of a closed pore in a locking-up phenomenon

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表 1 半导体应变片标定结果

Table 1. Calibration results of semiconductor strain gauges

信号类型	K₁	K₂	R²
入射杆压缩波	91.0	9 275	0.997
入射杆拉伸波	95.0	1 890	0.998
透射杆压缩波	93.6	4 500	0.998
透射杆拉伸波	97.1	1 537	0.999

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表 2 SHPB试验工况表

Table 2. Test table of SHPB experiments

干密度/(g∙cm⁻³)	名义含水率/%	试验组编号	平均子弹速度/(m∙s⁻¹)	平均应变率/s⁻¹
1.40	1	CS001	21.43	1 128
		CS002	9.78	487
		CS003	4.02	335
1.40	10	CS101	18.52	1 118
		CS102	9.03	551
		CS103	3.62	242
1.40	20	CS201	18.04	1 137
		CS202	9.01	533
		CS203	3.61	209
1.40	30	CS301	18.14	836
		CS302	9.13	522
		CS303	3.56	243

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表 3 非饱和砂土锁变现象试验结果的统计

Table 3. Experimental results of unsaturated sands with locking-up phenomenon

结果	$\dot \varepsilon$ /s^-1	(σ_z)_max/MPa	砂土种类	C_u	e₀	S_r/%	M/GPa	R
Veyera^[12]	1 000	220	Eglin石英砂	3.41	0.51	60	3.32	0.56
		220	Eglin石英砂	3.41	0.51	80	2.85	0.44
		180	Tyndall石英砂	1.18	0.654	80	3.65	0.82
		211	Ottawa石英砂	1.5	0.545	80	3.24	0.86
Luo^[34]	600	300	Quikrete 砂	2.33	0.55	64	—	0.68
Luo^[34]	600	300	Quikrete 砂	2.33	0.55	85	—	0.59
Barr^[13]	3 500	240	松散石英砂	2.2	0.77	25	3.17	1.02
Barr^[13]	3 500	240	松散石英砂	2.2	0.77	52	3.35	1.01
本文	500	70	密实钙质砂	>6	1.01	57	—	1.02
本文	500	70	密实钙质砂	>6	1.01	86	2.34	1.11
注： $\dot \varepsilon$ 为应变率；C_u为不均匀系数；e₀为初始孔隙比；S_r为试样饱和度；M为锁变模量。

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参考文献(36)

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1. SPH基本方程
2. 炸药及药型罩材料模型
3. 混凝土本构模型及状态方程
3.1 屈服强度模型
3.2 累计损伤模型
3.3 状态方程
4. 聚能射流侵彻混凝土靶板的数值模拟
5. 结论

含水率对非饱和钙质砂动力特性影响的试验研究

doi: 10.11883/bzycj-2019-0066

作者简介: 赵章泳（1992－ ），男，博士研究生，zhaozhangyong1@126.com

通讯作者: 王明洋（1966－ ），男，博士，教授，博士生导师，wmyrf@163.com

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出版历程

Experimental study on dynamic compression of unsaturated calcareous sand

1. SPH基本方程

2. 炸药及药型罩材料模型

3. 混凝土本构模型及状态方程

3.1 屈服强度模型

3.2 累计损伤模型

3.3 状态方程

4. 聚能射流侵彻混凝土靶板的数值模拟

5. 结论

期刊类型引用(10)

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出版历程

目录

1. SPH基本方程

2. 炸药及药型罩材料模型

3. 混凝土本构模型及状态方程

3.1 屈服强度模型

3.2 累计损伤模型

3.3 状态方程

4. 聚能射流侵彻混凝土靶板的数值模拟

5. 结论

作者简介:
赵章泳（1992－　），男，博士研究生，zhaozhangyong1@126.com

通讯作者:
王明洋（1966－　），男，博士，教授，博士生导师，wmyrf@163.com