高光發(fā),郭揚(yáng)波
(1. 南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,江蘇 南京 210094;2. 新加坡國立大學(xué)沖擊動力學(xué)實(shí)驗(yàn)室,新加坡 117576)
混凝土是當(dāng)前最重要的工程材料,與金屬材料相比,混凝土具有更加明顯的應(yīng)變率效應(yīng),特別是在應(yīng)變率大于1 s-1時,其唯象應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)非常明顯[1]。在混凝土工事抗侵徹或爆炸荷載行為的理論分析和計算過程中,考慮其應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)能夠在一定程度上提高其準(zhǔn)確性[2-3]。因而,在過去的半個多世紀(jì)里,很多學(xué)者對混凝土動態(tài)力學(xué)性能特別是壓縮性能開展了大量的研究,其中大口徑分離式Hopkinson壓桿(SHPB)裝置是當(dāng)前研究混凝土動態(tài)壓縮性能最具有代表性和相對最準(zhǔn)確可信的測試裝置。然而,影響和限制硬脆性材料大口徑SHPB實(shí)驗(yàn)測試準(zhǔn)確性的不利因素太多[4],如恒應(yīng)變率問題[5]、桿端部摩擦與接觸不良問題[6]、試件軸向應(yīng)力均勻性問題[7]、試件橫向效應(yīng)問題[8]、桿與試件接觸不良問題[9]、試件形狀與尺寸問題[10]等,特別是對于混凝土類材料而言,這些問題更是突出。針對這些問題,學(xué)者們開展了系列對應(yīng)的研究,提出并改進(jìn)了波形整形技術(shù)、橫向慣性效應(yīng)校正方程、應(yīng)力均勻性評判標(biāo)準(zhǔn)等,但是當(dāng)前混凝土材料SHPB試驗(yàn)仍然是沖擊動力學(xué)中的難點(diǎn)也是重點(diǎn)之一。
本文中以防護(hù)工程中所用C110高強(qiáng)混凝土為研究對象,對其準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)性能試驗(yàn)進(jìn)行優(yōu)化改進(jìn),獲取盡可能準(zhǔn)確的材料楊氏模量、泊松比、準(zhǔn)靜態(tài)屈服強(qiáng)度等重要力學(xué)參數(shù),在此基礎(chǔ)上,對此高強(qiáng)混凝土SHPB試驗(yàn)進(jìn)行精細(xì)化設(shè)計,利用80 mm SHPB裝置,開展單軸動態(tài)壓縮性能試驗(yàn),并對恒應(yīng)變率問題、應(yīng)力均勻性問題、橫向慣性效應(yīng)問題、桿/試件接觸不良問題等進(jìn)行分析校正,給出該混凝土試件的動態(tài)力學(xué)性能參數(shù),從而得到試件壓縮強(qiáng)度的應(yīng)變率硬化因子,以進(jìn)一步給出混凝土材料常用本構(gòu)方程中真實(shí)應(yīng)變率硬化因子。
準(zhǔn)靜態(tài)壓縮性能試驗(yàn)采用材料試驗(yàn)機(jī),試件為經(jīng)過28 d標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)的C110混凝土,試件尺寸分兩種:75 mm×150 mm和100 mm×200 mm,前者用來測量材料的準(zhǔn)靜態(tài)壓縮強(qiáng)度,后者主要用于測量材料的泊松比和楊氏模量。在楊氏模量測量試驗(yàn)過程中,選取引伸計和應(yīng)變片測量兩種方式同時進(jìn)行,三組試驗(yàn)結(jié)果對比如圖1所示。從圖1中可以看出,利用引伸計(LVDT)測量得到的應(yīng)變由于接觸問題在加載初期存在延遲現(xiàn)象,這導(dǎo)致其所得到的應(yīng)變大于實(shí)際應(yīng)變值,利用應(yīng)變片所測得的應(yīng)變值相對合理準(zhǔn)確但其無法得到破壞后的數(shù)據(jù),結(jié)合兩種測量方法,可以得到如圖1中所示曲線。實(shí)驗(yàn)測得的平均楊氏模量為40.7 GPa,泊松比為0.19。利用75 mm×150 mm開展準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn),其曲線如圖2所示,試驗(yàn)測量混凝土試件的準(zhǔn)靜態(tài)壓縮強(qiáng)度為115.30 MPa,平均破壞應(yīng)變約為0.32%。試驗(yàn)測得試件的平均密度為2.35 g/cm3,可計算出其一維應(yīng)力狀態(tài)下平均聲速為4 162 m/s。
圖1 準(zhǔn)靜態(tài)壓縮曲線(100 mm×200 mm)Fig. 1 Quasi-static compressive stress-strain curves
圖2 準(zhǔn)靜態(tài)壓縮強(qiáng)度及曲線Fig. 2 Quasi-static compressive strengths
圖3 SHPB裝置示意圖Fig. 3 Illustration of SHPB installation
理論上講,利用大口徑SHPB裝置進(jìn)行動態(tài)力學(xué)性能的測試需要滿足兩個基本假設(shè):一維假設(shè)和應(yīng)力均勻假設(shè),然而,對于混凝土類脆性和結(jié)構(gòu)性非常明顯的試件而言,這兩個條件都很難滿足,姑且不論一維假設(shè),應(yīng)力均勻假設(shè)是此類大試件最大的試驗(yàn)障礙之一,應(yīng)力不均勻會嚴(yán)重影響測試結(jié)果[11-13]。由波動理論可知,在SHPB試驗(yàn)過程中,應(yīng)力波需在試件中往返多次,試件兩端的應(yīng)力才達(dá)到近似均勻程度,這個過程所需要的時間與材料本身的物理力學(xué)性能[14-15]和入射波形相互耦合[7,16]。一般認(rèn)為,當(dāng)試件兩端應(yīng)力差與平均應(yīng)力之比小于5%可視為應(yīng)力均勻,要到達(dá)這個標(biāo)準(zhǔn)就要求應(yīng)力波在試件中傳播多次才出現(xiàn)屈服或破壞,然而,對于混凝土試件而言,一方面,由于試件尺寸大和波速相對較小導(dǎo)致其傳播的時間遠(yuǎn)大于金屬材料;另一方面,混凝土試件的破壞應(yīng)變約為0.3%,遠(yuǎn)小于金屬材料的破壞應(yīng)變或屈服應(yīng)變,這兩個問題從理論上就限制了混凝土試件SHPB試驗(yàn)的最大且理論上準(zhǔn)確的應(yīng)變率;同時,橫向慣性效應(yīng)[17]和入射波形也是限制最大應(yīng)變率的一個因素。理論分析和相關(guān)研究[17-20]表明,混凝土類材料SHPB試驗(yàn)理論上相對準(zhǔn)確可靠的試驗(yàn)應(yīng)變率上限應(yīng)滿足:
式中:εf、cs、n和Ls分別為破壞應(yīng)變、材料聲速、應(yīng)力波在試件軸線方向上的反射次數(shù)和試件的軸向厚度。理論上應(yīng)力波在試件中往返次數(shù)越多,試件兩端的應(yīng)力越均勻,實(shí)際上對于混凝土這類聲速相對較小、試件軸向厚度尺寸大、破壞應(yīng)變小的試件而言,其反射次數(shù)有限,具體還與入射波上升沿梯度密切相關(guān),上升沿梯度越大越不利于應(yīng)力均勻,但即使在所有其他條件完美的情況下至少需要往返一次,即其值不小于2。我們可以計算出對于本實(shí)驗(yàn)而言,混凝土理想最大應(yīng)變率應(yīng)該小于166 s-1。因此,本次研究混凝土SHPB實(shí)驗(yàn)中,其最大應(yīng)變率控制在這個理論范圍內(nèi)。
與傳統(tǒng)的準(zhǔn)靜態(tài)材料試驗(yàn)系統(tǒng)相比,SHPB裝置有諸多影響因素和不穩(wěn)定因素,其測試的準(zhǔn)確度也相對較低;同時,由于缺少成熟的測試標(biāo)準(zhǔn),其測試的準(zhǔn)確度與測試人員、數(shù)據(jù)處理方法有著密切的關(guān)系。對于大口徑SHPB裝置特別是混凝土這類脆性試件而言,端面接觸問題是一個容易被忽視但影響非常大的因素,它在很大程度上影響測試結(jié)果。一般來講,當(dāng)將裝置調(diào)整至標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下,端面接觸問題主要有四種情況:端面摩擦、試件兩端不平整、兩桿端面不平行和試件與兩桿接觸不良,分別如圖4(a)~(d)所示。端面摩擦因數(shù)的提高會提高高速撞擊過程中試件中的圍壓,從而使得測試出的動態(tài)壓縮強(qiáng)度大于實(shí)際材料強(qiáng)度,本次試驗(yàn)為盡可能減小摩擦因數(shù),先后采用細(xì)磨試件多次、有環(huán)氧樹脂充填端面孔隙使端面光滑、涂上薄層凡士林三種方法。
圖4 四個端面接觸問題Fig. 4 Four problems of interface contact
圖4(b)~(c)所示兩個問題實(shí)際可以歸為一個問題,即端面接觸不平,對于金屬材料而言,由于試件小破壞應(yīng)變大,這個問題最多影響彈性階段前期,對屈服強(qiáng)度的測試結(jié)果影響不大,但對于混凝土這類試件大破壞應(yīng)變小的試件而言,其影響不可忽視。對于圖4(b)中的問題一般采用多次高精度打磨手段,使得兩端面平行度滿足要求;圖4(c)中的問題在大口徑SHPB裝置中其實(shí)一直存在,但由于其小于前者,因此一般未做處理。當(dāng)兩個問題同時存在時,其影響就相對明顯。為最大程度上解決這個問題,我們設(shè)計一個新的試驗(yàn)方法和流程:首先,將試件多次打磨,測量其不同處厚度誤差,讓其盡可能平行;第二步,在試件兩端均勻涂上薄層流體狀環(huán)氧樹脂之后附上硬質(zhì)塑料膜;第三步,將試件放入SHPB裝置中,并在入射桿和透射桿分別施加大約5 kg的力,將環(huán)氧樹脂層壓縮得盡可能薄,考慮到入射桿和透射桿在移動或旋轉(zhuǎn)過程中端面形態(tài)也會發(fā)生變化,對其進(jìn)行標(biāo)識,如圖5所示,入射桿與固定平臺分別劃線標(biāo)識,入射桿、透射桿和試件畫上標(biāo)識,以確保下一步做實(shí)驗(yàn)時桿和試件放置位置與此時相同;第四步,約5 min后環(huán)氧樹脂初步凝固,松開所施加的壓力,取出試件并放置于陰涼處晾曬約12 h以上;第五步,撕開硬質(zhì)塑料膜,對試件端部周圍溢出的環(huán)氧樹脂進(jìn)行修剪,放入SHPB裝置中并對上標(biāo)識,準(zhǔn)備下一步操作。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,試件兩端涂上小于0.1 mm薄層環(huán)氧樹脂后,由于撞擊過程中試件受力相對均勻,所測得的楊氏模量和動態(tài)壓縮強(qiáng)度明顯增大,應(yīng)力應(yīng)變曲線也明顯光滑,如圖6所示(應(yīng)變率為40 s-1)。
圖5 端面接觸不平問題解決方案Fig. 5 Solution for interface contact problems
圖6 改進(jìn)前后應(yīng)力應(yīng)變曲線對比Fig. 6 Comparison between original and improved curves
不同于準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)中試件垂直放置且可施加預(yù)應(yīng)力,SHPB裝置中桿與實(shí)際水平放置,且一般無預(yù)應(yīng)力,這使得試件與桿中存在縫隙,這個縫隙會在一定程度上影響應(yīng)力波的傳播演化,從而影響實(shí)驗(yàn)結(jié)果[21],如圖7所示。實(shí)驗(yàn)中從高速攝影視頻中觀察到在初始的百余微秒試件內(nèi),入射桿運(yùn)動而透射桿并沒有相應(yīng)的運(yùn)動,此期間處于壓實(shí)階段,從圖7中的波形也可以看出,在初始約140 μs時間內(nèi),入射波并沒有傳輸?shù)皆嚰?,而是反射回去,直至壓?shí)后從正常傳輸至試件和透射桿中,這種情況所得到的三個波經(jīng)過傳統(tǒng)SHPB數(shù)據(jù)處理后得出的應(yīng)力應(yīng)變曲線在理論上存在不足之處。本次實(shí)驗(yàn)中為解決這一問題,在試驗(yàn)裝置中增加簡易預(yù)壓裝置,實(shí)驗(yàn)典型對比結(jié)果如圖8所示。從圖8中兩個曲線可以看出,存在縫隙的實(shí)驗(yàn)曲線中屈服強(qiáng)度明顯低于施加預(yù)應(yīng)力后的應(yīng)力應(yīng)變曲線,前期的楊氏模量也明顯低于準(zhǔn)靜態(tài)值。
圖7 端部接觸縫隙對應(yīng)力波傳播的影響Fig. 7 Influence of the gap on stress wave propagation
圖8 接觸縫隙對應(yīng)力應(yīng)變曲線的影響Fig. 8 Influence of the gap on stress-strain curves
恒應(yīng)變率問題一直是SHPB實(shí)驗(yàn)中的重點(diǎn)也是熱點(diǎn)和難點(diǎn),對于混凝土類試件而言更是如此。大口徑SHPB裝置撞擊桿質(zhì)量大,對整形片的要求也較復(fù)雜。整形片的屈服強(qiáng)度、直徑和厚度對于波形調(diào)節(jié)都有不同的影響,對入射波進(jìn)行調(diào)節(jié)必須系統(tǒng)分析這三個因素的影響,單一整形片技術(shù)對于入射波的調(diào)節(jié)稍顯粗糙,本實(shí)驗(yàn)中經(jīng)過多次嘗試,發(fā)現(xiàn)使用復(fù)合整形片技術(shù)能夠較好地實(shí)現(xiàn)在部分彈性階段和屈服階段保持恒應(yīng)變率加載,如圖9所示。圖中虛線所示部分可視為近似恒應(yīng)變率,取虛線范圍內(nèi)求取平均應(yīng)變率和應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系,所得到的混凝土動態(tài)壓縮性能曲線可視為在恒應(yīng)變率下的力學(xué)行為。
圖9 復(fù)合整形后的應(yīng)變波形Fig. 9 Strain waveform after compound shaping
根據(jù)以上分析,在應(yīng)變率低于166 s-1區(qū)間內(nèi),采取以上改進(jìn)的實(shí)驗(yàn)手段和方法,開展不同應(yīng)變率下混凝土試件動態(tài)單軸壓縮性能實(shí)驗(yàn)研究,得到典型不同應(yīng)變率時的應(yīng)力應(yīng)變曲線,如圖10所示。從圖中可以看出,混凝土試件動態(tài)壓縮應(yīng)力應(yīng)變曲線彈性段重復(fù)性較好,值得注意的是,實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示,混凝土試件彈性階段動態(tài)楊氏模量和準(zhǔn)靜態(tài)所測得的楊氏模量基本一致,皆為40.7 GPa,也就是說,混凝土楊氏模量并不存在應(yīng)變率效應(yīng);事實(shí)上,從理論上講,在沖擊動力學(xué)中混凝土并不被視為黏彈性材料,其楊氏模量作為一個瞬態(tài)量;其一維聲速一般視為常量,即其楊氏模量視為材料屬性材料,因此并沒有考慮其彈性階段的黏性效應(yīng)。利用波動理論計算出混凝土材料的聲速為4 162 m/s,同時,利用類似層裂試驗(yàn)對混凝土一維聲速進(jìn)行測量的結(jié)果為(4 264±95)m/s,這說明此動態(tài)實(shí)驗(yàn)所測得的楊氏模量是準(zhǔn)確的[22],因此,可以認(rèn)為,如采用改進(jìn)后的試驗(yàn)手段和方法,且能夠?qū)⒑銘?yīng)變率區(qū)間覆蓋部分彈性階段和最大屈服應(yīng)力區(qū)域,SHPB裝置所測得的楊氏模量也是準(zhǔn)確的。
圖10 不同應(yīng)變率應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig. 10 Stress strain curves at different strain rates
從圖10~11可以看出,在本次實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi),混凝土試件的動態(tài)壓縮強(qiáng)度明顯高于準(zhǔn)靜態(tài)壓縮強(qiáng)度,隨著壓縮應(yīng)變率的增大,其壓縮強(qiáng)度逐漸增大;如假設(shè)應(yīng)變率為1.0 s-1時混凝土試件的單軸壓縮強(qiáng)度為基準(zhǔn)動態(tài)壓縮強(qiáng)度[1],采用對數(shù)函數(shù)作為屈服強(qiáng)度應(yīng)變率強(qiáng)化模型,通過計算給出應(yīng)變率為1.0 s-1時混凝土試件的動態(tài)壓縮強(qiáng)度為120.51 MPa。由此可以給出混凝土試件壓縮強(qiáng)度的應(yīng)變率強(qiáng)化方程:
混凝土試件在受沖擊壓縮過程中會產(chǎn)生橫向膨脹,這就導(dǎo)致兩個方面問題的產(chǎn)生:第一,由于桿和試件泊松比不相等,使得界面存在相對運(yùn)動而產(chǎn)生摩擦力,這種力會導(dǎo)致試件在壓縮過程中存在圍壓,從而提高試件的測試強(qiáng)度,減少這種摩擦效應(yīng)的主要手段目前通常有兩種:通過減小摩擦因數(shù)和進(jìn)行經(jīng)驗(yàn)校正,本次試驗(yàn)中,通過多次打磨、表面環(huán)氧樹脂光滑處理和涂上凡士林等三個手段進(jìn)行減小摩擦因數(shù),使得其值盡量小,因此在此不予考慮;其次,試件中由于應(yīng)力波傳播速度有限和實(shí)際徑向尺寸大,使得在動態(tài)壓縮過程中存在慣性導(dǎo)致的橫向約束現(xiàn)象,即橫向慣性效應(yīng)。通過量綱分析可知,在不考慮摩擦效應(yīng)時,混凝土材料的屈服強(qiáng)度與混凝土試件的屈服強(qiáng)度之比可用下式表示
圖11 不同應(yīng)變率時的壓縮屈服應(yīng)力Fig. 11 Compressive yield stress at different strain rates
圖12 壓縮屈服應(yīng)力的應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)Fig. 12 Strain rate effect on the dynamic increase factor
式中:D表示試件長度。也就是說,當(dāng)加載速率接近恒應(yīng)變率時,橫向慣性效應(yīng)可以忽略。
綜上所述,如果以C110混凝土試件為研究對象,其唯象應(yīng)變率效應(yīng)可以用下式標(biāo)定:
從圖13可以看出,式(4)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果符合性較好。
圖13 C110混凝土試件唯象應(yīng)變率效應(yīng)Fig. 13 Experimental strain rate effect of C110 concrete
與普通金屬材料不同,混凝土類材料具有明顯的靜水壓強(qiáng)化效應(yīng),一般來講,混凝土材料的屈服準(zhǔn)則可寫為:
即假設(shè)混凝土率效應(yīng)與靜水壓的影響是相互解耦的。隨著壓縮應(yīng)變率的提高,混凝土試件的屈服強(qiáng)度也隨之提高,根據(jù)式(5)可知,其靜水壓也相應(yīng)的提高:
此時如采用混凝土試件的唯象應(yīng)變率強(qiáng)化因子作為本構(gòu)方程中應(yīng)變率強(qiáng)化因子項(xiàng),則根據(jù)式(5)可以計算出實(shí)際材料的應(yīng)變率強(qiáng)化因子與試件唯象應(yīng)變率強(qiáng)化因子之間的關(guān)系應(yīng)為:
對于靜水壓非常敏感的混凝土類材料而言,其影響必須考慮并校正。對于不同屈服準(zhǔn)則,混凝土屈服面隨靜水壓的增大而增大的函數(shù)關(guān)系不盡一致,在此,我們利用常用的Tresca準(zhǔn)則和K&C本構(gòu)模型中屈服準(zhǔn)則,對其靜水壓進(jìn)行校正。
圖14 Tresca 準(zhǔn)則Fig. 14 Tresca criterion
利用式(8)對混凝土實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行校正,可以得到混凝土材料動態(tài)壓縮強(qiáng)度真實(shí)應(yīng)變率強(qiáng)化因子表達(dá)式,校正后結(jié)果如圖15所示:
(2)K&C模型屈服準(zhǔn)則校正。與Tresca屈服準(zhǔn)則校正方法類似,不同之處在于,K&C屈服準(zhǔn)則屈服面演化路徑不是直線,而是如圖16所示的曲線,其校正方程為:
圖15 靜水壓校正后的應(yīng)變率強(qiáng)化因子Fig. 15 Calibrated dynamic increase factor with different yield criteria
圖16 圖16 K&C 應(yīng)變率強(qiáng)化模型Fig. 16 K&C strain rate enhancement model
混凝土類脆性材料的動態(tài)力學(xué)性能試驗(yàn)一直是沖擊動力學(xué)研究中的難點(diǎn)之一,大口徑SHPB裝置是當(dāng)前研究此類材料的動態(tài)單軸壓縮強(qiáng)度最可靠科學(xué)的試驗(yàn)裝置;然而,與準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)裝置不同,動態(tài)試驗(yàn)裝置存在較多相互耦合的影響因素,這些因素嚴(yán)重影響其測試精度。本文中針對C110混凝土,對其動靜態(tài)單軸壓縮試驗(yàn)方法進(jìn)行了優(yōu)化改進(jìn)和對比分析,并在此基礎(chǔ)上給出準(zhǔn)確測量其動態(tài)靜態(tài)力學(xué)壓縮參數(shù)的試驗(yàn)方法和數(shù)據(jù)處理方法,得到了以下結(jié)論:
(1)利用應(yīng)變片和LVDT同時測量混凝土準(zhǔn)靜態(tài)壓縮強(qiáng)度,經(jīng)過綜合處理,能夠得到準(zhǔn)確的楊氏模量和泊松比以及全區(qū)間應(yīng)力應(yīng)變曲線;
(2)綜合考慮混凝土試件的橫向慣性效應(yīng)和應(yīng)力均勻性,試件長徑比可取為0.4~0.5;從應(yīng)力波理論分析可知,對于75 mm×150 mm而言,如考慮滿足初步軸向應(yīng)力均勻,其最大試驗(yàn)應(yīng)變率應(yīng)小于166 s-1;同時,研究表明,采用新型復(fù)合整形片技術(shù)能夠較好地實(shí)現(xiàn)恒應(yīng)變率加載;
(3)混凝土試件與兩桿直接接觸不平現(xiàn)象很難消除,根據(jù)這一情況,提出了一種新五步法,能夠較好地解決這一問題,試驗(yàn)表明,接觸不平導(dǎo)致測量出來的動態(tài)楊氏模量和屈服強(qiáng)度明顯低于實(shí)際值;
(4)在SHPB試驗(yàn)中,試件與桿由于缺少預(yù)應(yīng)力,使得其接觸不良而存在縫隙,從而導(dǎo)致在壓縮初期無透射波,進(jìn)而影響數(shù)據(jù)處理結(jié)果,試驗(yàn)表明,添加預(yù)應(yīng)力后所測得的強(qiáng)度明顯高于接觸不良條件下的對應(yīng)值;
(5)利用所發(fā)展的新試驗(yàn)方法所測算出的C110混凝土動靜態(tài)單軸壓縮應(yīng)力應(yīng)變曲線重復(fù)性好,試驗(yàn)結(jié)果表明,混凝土楊氏模量并不存在所謂的應(yīng)變率硬化效應(yīng),其在本次試驗(yàn)范圍內(nèi)動靜態(tài)基本重疊,其次,混凝土試件唯象壓縮強(qiáng)度與應(yīng)變率的對數(shù)呈線性正比關(guān)系,其強(qiáng)化系數(shù)為0.10;
(6)混凝土試件的唯象壓縮強(qiáng)度的應(yīng)變率強(qiáng)化因子與材料本構(gòu)模型中的應(yīng)變率強(qiáng)化因子從理論意義上講并不一致,對于混凝土類靜水壓強(qiáng)化明顯的脆性材料而言,后者明顯小于前者;根據(jù)不同屈服準(zhǔn)則應(yīng)該對試驗(yàn)所得唯象結(jié)果進(jìn)行靜水壓校正,利用Tresca屈服準(zhǔn)則和K&C模型屈服準(zhǔn)則分別進(jìn)行校正,得到其材料應(yīng)變率強(qiáng)化系數(shù)分別為0.015和0.038。