欧洲规范 CEB．FIP[“]对混凝 土动态抗压 强度提 出了 关 系式模型，并考虑了混凝土静态抗压强度对 DIF的影响。 关 系式如式 (1)所示 ：f1 kz<k DIF= ={(言／ )。％。 < ≤30s一’ (1) j k~>30S-I 式 中 、 ——动态与静态强度 ，MPa； — — 应变率 。 log3's=6．156a一0．492； as=l~(5+ ／4)； k$=3xl0 S一： 且 为混凝土静态抗压强度值 。 Ross等[12J及 Tedesco与 Ross[”]通 过 霍 普 金 森 压杆 (SHPB)设备进行 了应变率为 10S 的试验 ，并提 出了 DIF 的关系式 ，如式(2)所示 ： f0．00965log~+1．058≥ 1．0 ≤63．1S一 ， 、 DIF={ ． (2) 【0．758log量一0．289≤2．5 k>63．1S 式 中：南低应变率到高应变率的 DIF过渡应变率 的值定为 63．1S．这 比 CEB—FIP规范给出的 30S 要高。 Grote等【141利用 SHPB水泥砂 浆进行 了应变率范围为 250S--到 1700S一范 围的试验研 究 ，试验结果显示 当应变 率为 10zS-时 ，DIF的增长趋势会陡然增加 。他提出下列模 型来描述 DIF与应变率的关系 ： f0．0235logk+1．07 言≤266．0S～ ，、 DFi0． 882(1。g—)3- 4．4(1og )一2．64 吾>266．0s—l ( ) 通过对三种不同长径 比的砂浆试件进行有 限元数值 模拟 ，Li与 MengE]提 出了下列 DIF与应变率 的关系模型 ： 1+A。1(g1篇 8~102一S～ ㈩ 式 中：4=0．0344，A2=3．0，A3=1．729，A4--7．137，A5=8．350。 定义准静态应 变率参考值为 10 S一，然而当应变率进 一 步升高至 10。S 时 ，DIF有下 降的趋 势 ，这导致绘制 的 DIF与应变率 曲线上有 局部下降 的位 置 。Zhang等㈣对此 模型进行了修正 ，将 A 和 A：的数值修正为 0．0258和 4．0。 基于 SHPB的试验数据 ，Ngo等 提出了新 的 DIF与 应变率的关系模型。该模型考虑了多种因素对动态强度的 影响 ，其适用于强度范 围为 32～160MPa的混凝土 。模型关 系式如式(5)所示 ：f／ ＼1．02~ ． ． DIF：Jl J (5) 【1In( 】)-A2 8‘>8’1 式中：ks=3Xl0 S(准静态应变率 )； a=l／(20 ／2)； 毒1：0．0022 一0．1989fc+46．137； A】一 0．0044 }0．9866； 而 且 A2=一0．0128 十2．1396。 Beppu等[18]提 出了混凝 土抗压强 度 DIF与应变率 的 关系式 ： DIF=(居 )“000g(b／k)] (6) 为 了使 DIF的预测结果更好 的贴近试 验结果 ，Hart． mann等[19]提 出了新 的 DIF关 系式 。DIF的关 系式定 义如 式(7)： DIF：0．5f善 1叫0．90，1=1S-1 (7) ＼6"0 7 1．2 抗拉 强度 欧洲 CEB．FIP[“1给 出了最 高应 变率为 300S一-混 凝土 材料 的 DIF计算式 ： 一 016％ (k／k k>3毒0薯S ～ 【y ) 式中 ：s=10‘ ； s=1／(1o+6z 。)； k~=3xl0 S一： 10M Pa； ． — — 混凝土的静态轴压强度值 ，MPa。 Komlos~2O[对应 变率对 不同静 态强度 混凝土 的抗拉力 学性能进行 了试 验研究 。通过调整配合 比中的骨料与水 泥 质量 比以获得不同静态强度等级 的混凝土。得 出以下式 子 来反映应变率与 DIF的关 系： DIF=I．0+0．1lg(k／k。) (9) Bruhwiler与 Wittman[2~]基 于统计 力学理论 分析 了混 凝土在动态冲击荷载下 的拉伸力学性能 ，提 出了如下式所 示的 DIF模 型 ： DIF=(居 )。_V_ (10) Soroushina等 对 已有其他研究 者的试验数据进行 了 比较 分析 ，提出了以下式子来描述混凝土抗拉强度 DIF与 应变率 的关系 ： DIF=I．77+0．219lgk+0．0154(1g ) (11) Li等 将试件尺寸对混凝土抗拉强度 DIF的影 响考 虑进 DIF与应变率关系式中，得到了以下关 系式模 型： DIH_0+0．1948lg㈡+0．03583 ／ 『lg(1／] ) ＼ L＼ J Oh[24]基于经典断裂力学理论提 出了动态荷载下混凝 土抗拉强度 与应变率 的关系式如式(13)所示 ： DIF：1．95—3．32f— 一＼ (13) ＼2． 2+3．2·言 ／ Johrl与 Shah[2~假设无缺 口(un．notched)试件在受单轴 拉伸荷载作用时 ，试件 的破坏是 由其外边缘 的裂缝 向试件 内部扩展 引起 的。在此假定 的基础上 ，他们 提出一非线性 断裂力学理论模 型来 预测应变率对 混凝 土抗拉强度 的影 响。该模型需要 三个材料参数 ，临界断裂 因子(criticalstress intensityfactor)雠 ，临 界裂缝 尖 端 张开 位移 (criticalcrack tipopeningdisplacement)CTOD。与杨 氏弹性模量 。该模 型 中艇 假定不受应变率影 响 ，而 CTOD 则认为与应 变率
学兔兔 www.xuetutu.com
有关 。混凝土动态抗拉强度 的预测模 型如式(14)所示 ： ／t=1．4705— 一 (14) E 。CTOD~ =exp{-A·[1g CTOD 『] ) l＼8。川J Malvar与 Ross~认 为 CEB．FIP J模 型 中 DIF突变 对 应的拐点应变率值不太合适 ，在综述大量现有试验数据的 基础上 ，他们对 CEB—FIP[模型进行了修正 ，如式(16)所示 ： S引- I s～ (16 式中 ：TF10‘6~-2)； as=l／(1+8 。)。 Tedesco等 对不 同静态强度等级 的混凝土进行 了动 态抗拉力学性 能试 验。通过 对试 验数据进行 回归分析 ，得 出的 DIF与应变率关系模型如下所示 ： f1+0．1425『lg(量)+5．84561≥ 1．0 言≤2．32S一 ， 、 F=i1+2．929[ig)一0．063516．0 k>2．32S—I (") 【 ． ()一． 1≤． ． Zhou与 Hao 对动态荷载}昆凝土试件 内部 的破坏过 程用 LS．ADINA软件进行了数值模拟分析 。在数值模拟进 行之前 ，他们给出的混凝土抗拉强度 DIF如式(18)所示 ： f112+002251 毒 毒≤ 0．1S-1 D F= 325(1g毒)；1．235(1g)+1．6 ≥0．1s—l(18) Xiao等[29]利用 MTS试验机对大坝混凝土进行 了大量 动态轴拉力学性能试验 ，应变率范 围为 10 至 10～S-I，混 凝 土试 件为狗骨头状(dog—bonetype)。基 于试验数据拟合 得出的混凝 土抗拉强度 DIF如式(19)所示 ： DIF=1+0．18531lg(k／k) (19) 这 里将抗压及抗拉强度 DIF模型 的计算结果分别绘 制于图 2、3。从这两个图中可以看 出，各 自模型的计算结果 之间的差别较大 。对 比具体相应文献发现每个模型均吻合 10 10一 10 10’ 10 10。 10 10 10 10 应变 率 ／s 图 2 混凝土抗压强度 DIF模型计算结果 一 -一 C EB—FIP。 + K om los… + BruhwilerandW ittm an + Soroushina等 + Li等 0 — O h 一 -一 M alvarand Ross + Tedesco等 0 一 ·一 Zhouand Hao + Xiao等 10一 10 10一 10 10一 10 10一 10。 l0 10 10 应 变率 ／s。。 图 3 混凝 土抗拉 强 度 DIF模型 计算 结 果 其 自身 的试验结果 ，而与其他试验结果 的吻合度则较差 。 这种差异性可能是诸 多影 响因素造成 的 ，如试件 的尺寸 、 材料 、试验 的加载设备 。正如在前 面所提到的 ，诸多研究者 对 SHPB受压试验 过程 中的侧 向约束惯性效应 (1ateralin． ertialconfinement)进行 了理论与试验分析研究。 Tang等 利 用弹性 力学对 SHPB试验 中的侧 向惯性 约束效应产生 的径向应力进行了推导 ，并与试验得到的混 凝土动态强度进行 比较 ，认为侧向惯性效应产生的影响细 微 ，可 以忽略不计 。Cotsovos与 Pavlovicfs】通过改进

因本站资料资源较多，启用了多个文件服务器，如果浏览器下载较慢，请调用迅雷下载，特别是超过了5M以上的文件！请一定调用迅雷，有时候速度就会飞起哦，如果您的浏览器自动加载了PDF预览，文件太大又卡死，请按下载说明里的把PDF插件关闭了就可以直接下载，不会再预览了！