李 干 李 杰 宋春明李孝臣王明洋

*(陸軍工程大學(xué)國(guó)防工程學(xué)院爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210007)

?(南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094)

花崗巖是構(gòu)成地殼上部結(jié)構(gòu)的標(biāo)志性巖石，不僅是一種重要的工程材料，也是各類軍、民防護(hù)工程的天然屏障。隨著國(guó)際形勢(shì)日益復(fù)雜，防護(hù)工程的抗毀傷能力成為極端情況下保障軍民生命安全的重要因素。當(dāng)承受爆炸、沖擊等強(qiáng)動(dòng)載荷作用時(shí)，巖石的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性決定了防護(hù)工程的生存能力[1-2]，系統(tǒng)開(kāi)展花崗巖的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能研究，掌握強(qiáng)動(dòng)載荷下花崗巖的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能參數(shù)具有重要的價(jià)值。

巖石的動(dòng)態(tài)力學(xué)特性研究是揭示巖石破壞機(jī)理的重要研究方法，目前主要采用分離式霍普金森壓桿（split Hopkinson pressure bar，SHPB）和輕氣炮裝置來(lái)分析巖石的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能。趙文博等[3]和郭占峰等[4]通過(guò)SHPB實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬軟件分別進(jìn)行了不同沖擊速度下的花崗巖巴西劈裂試驗(yàn)和模擬，得出了高應(yīng)變率下花崗巖的動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度及應(yīng)力波形曲線，結(jié)果表明：隨著沖擊速度的增加，花崗巖動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度逐漸增大并與應(yīng)變率近似為線性相關(guān)，波形曲線幅值均隨應(yīng)變率增大而增大；花崗巖的動(dòng)態(tài)拉伸彈性模量逐漸增加，但峰值應(yīng)變卻隨著應(yīng)變率的增大而逐漸減小，表明隨著應(yīng)變率的提高，花崗巖的變形能力變差，更易破壞。周喻等[5]基于煤?jiǎn)误w和白砂巖構(gòu)成層狀巖體，開(kāi)展不同速率和不同沖擊方向的層狀巖體加載試驗(yàn)，結(jié)果表明：在靜態(tài)載荷作用下，復(fù)合巖體的強(qiáng)度與加載方向無(wú)關(guān)，動(dòng)態(tài)載荷下復(fù)合巖體的峰值應(yīng)力隨沖擊速度增加線性增大，白砂巖–煤復(fù)合體破壞程度大于同條件下的煤–白砂巖復(fù)合體。張春陽(yáng)等[6]研究了白砂巖在10–5～10–3s–1應(yīng)變率范圍內(nèi)的單軸壓縮性能，分析不同應(yīng)變率下巖樣變形破壞特征差異。結(jié)果表明：全局軸向應(yīng)變差異主要發(fā)生在微裂隙壓密到彈性變形期間；加載初期，全局徑向應(yīng)變存在差異，在峰值強(qiáng)度時(shí)下端部區(qū)域徑向位移最大，巖樣上端部變形受到端部效應(yīng)影響，徑向向外膨脹受端面與墊片間摩擦限制；白砂巖峰值強(qiáng)度、彈性模量、泊松比等力學(xué)參數(shù)隨加載速率增大而增加。李艷等[7]通過(guò)霍普金森壓桿系統(tǒng)對(duì)20℃～1000℃的花崗巖開(kāi)展動(dòng)態(tài)沖擊壓縮高溫試驗(yàn)后發(fā)現(xiàn)，動(dòng)態(tài)加載速率對(duì)沖擊壓縮強(qiáng)度具有顯著影響，隨著加載速率增大，溫度對(duì)宏觀動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的影響變小。桑登峰等[8]通過(guò)帶圍壓SHPB 對(duì)珊瑚巖開(kāi)展沖擊試驗(yàn)，得到了不同圍壓下珊瑚巖的力學(xué)響應(yīng)。研究表明：無(wú)圍壓情況下，珊瑚巖動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度與常規(guī)巖石一樣，具有明顯的應(yīng)變率敏感性；隨著圍壓增加，珊瑚巖動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度不僅有顯著的提高，而且其應(yīng)變率敏感性更強(qiáng)。郭鵬飛等[9]基于SHPB 試驗(yàn)采用理論分析、數(shù)值模擬、室內(nèi)試驗(yàn)等方法深入分析了尺寸對(duì)大理巖動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的影響，結(jié)果表明：大理巖動(dòng)態(tài)強(qiáng)度隨其直徑的增加而減小，隨沖擊速度的增加而增大；在沖擊壓縮試驗(yàn)中，大理巖以沿軸向劈裂拉伸破壞為主，其破壞滯后于應(yīng)力峰值，滯后于應(yīng)力峰值的時(shí)間會(huì)隨沖擊速度的增加而減小。

大量文獻(xiàn)表明巖石的動(dòng)態(tài)力學(xué)參數(shù)與靜態(tài)不同，且隨著沖擊速度的變化，巖石的力學(xué)行為也會(huì)發(fā)生變化。在數(shù)值模擬中，HJC（Holmquist–Johnson–Cook）本構(gòu)模型和Gruneisen 狀態(tài)方程能夠很好地描述材料在強(qiáng)動(dòng)載荷作用下的力學(xué)行為[10]，HJC 模型是Holmquist等[11]提出的含損傷本構(gòu)模型，該模型考慮了大應(yīng)變、高壓、高應(yīng)變率和損傷對(duì)材料力學(xué)性能的影響，可以準(zhǔn)確描述強(qiáng)動(dòng)載荷下巖石的破壞過(guò)程。受模型復(fù)雜度的影響，系統(tǒng)建立一種材料的本構(gòu)模型和狀態(tài)方程，需要確定材料的強(qiáng)度模型、狀態(tài)方程和損傷演化方程，涉及一系列靜、動(dòng)態(tài)加載試驗(yàn)，試驗(yàn)難度極大。因此，目前對(duì)于強(qiáng)動(dòng)載荷作用下的花崗巖的HJC 本構(gòu)模型和Gruneisen 狀態(tài)方程參數(shù)研究較少，本文通過(guò)系統(tǒng)開(kāi)展霍普金森壓桿試驗(yàn)和靶體介質(zhì)飛片撞擊試驗(yàn)，對(duì)花崗巖的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能、本構(gòu)模型與狀態(tài)方程進(jìn)行研究，得到一種花崗巖介質(zhì)的成套動(dòng)態(tài)模型參數(shù)，為強(qiáng)動(dòng)載荷作用下花崗巖的動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析提供參考數(shù)據(jù)。

1 花崗巖霍普金森壓桿試驗(yàn)

本文所采用的材料為產(chǎn)自山東五蓮縣的黑云母花崗閃長(zhǎng)巖（后文簡(jiǎn)稱花崗巖），其主要礦物成分為斜長(zhǎng)石、鉀長(zhǎng)石和石英，次要礦物為角閃石和黑云母，副礦物主要為磁鐵礦、榍石，鋯石和磷灰石等少量，并存在少量蝕變礦物-絹云母，各成分的質(zhì)量百分比如表1 所示。巖石為半自形粒狀結(jié)構(gòu)、塊狀構(gòu)造，斜長(zhǎng)石和鉀長(zhǎng)石的主要粒徑為2～5 mm，石英和角閃石的粒徑為0.5～2 mm。

表1 山東五蓮花崗巖主要成分的質(zhì)量百分比Table 1 Mass percentage of main components of Shandong Wulian granite

靶體的靜態(tài)力學(xué)性能如表2 所示。

表2 山東五蓮花崗巖靜態(tài)力學(xué)性能Table 2 Static mechanical properties of Shandong Wulian granite

霍普金森壓桿是研究材料高應(yīng)變率下動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的重要試驗(yàn)裝置，由發(fā)射器、撞擊桿、入射桿、透射桿和吸收桿組成。試驗(yàn)時(shí)，應(yīng)力波由撞擊桿撞入入射桿產(chǎn)生，當(dāng)入射桿中的壓縮波傳播到入射桿和試件的接觸面時(shí)，部分反射進(jìn)入入射桿，而其余部分透射進(jìn)入試件。由于試件與桿之間阻抗失配，波將在試件中來(lái)回反射，這些反射提高逐漸試件中的應(yīng)力水平，并壓縮試件。試件中的應(yīng)力波與試件/透射桿接觸面之間相互作用形成透射信號(hào)波形。由試驗(yàn)可測(cè)得入射應(yīng)變信號(hào)εi，反射應(yīng)變信號(hào)εr以及透射應(yīng)變信號(hào)εt。根據(jù)一維應(yīng)力假定和均勻性假定，可得被測(cè)材料的應(yīng)變率和應(yīng)力。上式中的應(yīng)力、應(yīng)變均以壓為正；E，c0和A分別為壓桿材料的彈性模量、彈性波波速和橫截面積；A0和l0分別為試樣的初始橫截面積和試樣長(zhǎng)度。利用以上公式，即可算得試樣的應(yīng)變率以及軸向應(yīng)力–應(yīng)變關(guān)系[12]。

試驗(yàn)采用直徑為50 mm 的分離式霍普金森壓桿對(duì)試樣進(jìn)行加載，入射桿長(zhǎng)3 m，透射桿長(zhǎng)1.8 m，子彈長(zhǎng)350 mm，試樣直徑38 mm，厚19 mm，采用揚(yáng)州科動(dòng)KD6009 動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀記錄應(yīng)變信號(hào)，試驗(yàn)系統(tǒng)如圖1 所示。通過(guò)調(diào)整發(fā)射系統(tǒng)壓力控制子彈發(fā)射速度，以實(shí)現(xiàn)不同加載速率。圖2 所示為不同加載速率下花崗巖的應(yīng)力–應(yīng)變關(guān)系，應(yīng)變率的范圍為80～320 s–1，介質(zhì)呈現(xiàn)出明顯的應(yīng)變率效應(yīng)?；◢弾r強(qiáng)度和應(yīng)變率之間的關(guān)系如圖3 所示。在本文試驗(yàn)應(yīng)變率范圍內(nèi)，花崗巖的強(qiáng)度和應(yīng)變率近似呈指數(shù)關(guān)系

圖1 靶體霍普金森壓桿試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.1 Target Hopkinson pressure bar test system

圖2 不同加載率下花崗巖的應(yīng)力–應(yīng)變關(guān)系Fig.2 Stress–strain relationship of granite under different loading rates

圖3 花崗巖強(qiáng)度和應(yīng)變率之間的關(guān)系Fig.3 Relationship between strength and strain rate of granite

2 靶體介質(zhì)飛片撞擊試驗(yàn)

為了研究沖擊載荷下靶體介質(zhì)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，本文以輕氣炮發(fā)射高速/超高速飛片撞擊試樣，輔以DISAR 實(shí)驗(yàn)技術(shù)測(cè)量粒子速度發(fā)展歷程，以研究花崗巖的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能。

2.1 試樣制備

試樣分為50 mm 和18 mm 兩種直徑，制備時(shí)，先從邊長(zhǎng)為200 mm 的立方體巖塊中取芯得到直徑50 mm 和直徑18 mm 的厚柱體粗胚，然后分別細(xì)切成12 mm 和8 mm 厚的圓片。圓片在研磨機(jī)上進(jìn)一步精加工成平行度優(yōu)于0.05 mm的試件，試件厚度分別為10 mm 和5 mm，兩端平面粗糙度為0.8，最后得到的實(shí)驗(yàn)試樣如圖4所示。

圖4 飛片撞擊實(shí)驗(yàn)花崗巖試樣Fig.4 Granite sample from flyer impact experiment

2.2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

通過(guò)調(diào)整氣炮裝藥量和泵管氣壓控制飛片速度，本文在飛片速度為0.8～4.0 km/s 范圍內(nèi)共開(kāi)展了10 發(fā)實(shí)驗(yàn)，各發(fā)實(shí)驗(yàn)參數(shù)和沖擊參數(shù)計(jì)算結(jié)果如表3 所示。圖5 所示為花崗巖試樣在此加載速度范圍內(nèi)粒子速度υ 和沖擊波傳播速度D之間的關(guān)系，隨著粒子速度的增大，沖擊波傳播速度呈現(xiàn)明顯的三折線變化趨勢(shì)，各階段對(duì)應(yīng)的沖擊絕熱線可以描述為

圖5 花崗巖D–v 關(guān)系Fig.5 D–v relationship of granite

表3 超高速飛片撞擊花崗巖實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 3 Experimental data of ultra high speed flying plate impact on granite

進(jìn)一步得到?jīng)_擊壓力Ps和體積應(yīng)變?chǔ)舦的關(guān)系（如圖6 所示），可見(jiàn)隨著加載速度提高，試樣的可壓縮性出現(xiàn)了兩次變化，分別對(duì)應(yīng)了材料物相和狀態(tài)的變化：第一次發(fā)生于20 GPa 左右，在沖擊加載下巖石材料發(fā)生完全破碎相變，進(jìn)而可壓縮性提高；第二次發(fā)生于30 GPa 左右，此時(shí)材料強(qiáng)度的影響進(jìn)一步減小，材料呈現(xiàn)流體狀態(tài)，可壓縮性減小。Ps–εv關(guān)系可以擬合為

圖6 花崗巖Ps–εv 關(guān)系Fig.6 Ps–εv relationship of granite

自由面粒子速度的典型測(cè)試結(jié)果如圖7 所示，4 路信號(hào)中A和D信號(hào)反應(yīng)沖擊加載的平面度與到達(dá)時(shí)刻，兩路信號(hào)的時(shí)間差 ΔtAD與加載平面度（飛片和試樣表面夾角）α之間滿足

圖7 自由面粒子速度的典型測(cè)試結(jié)果，W=3.99 km/sFig.7 Typical test results of free surface particle velocity,W=3.99 km/s

式中，HAD為A和D兩測(cè)點(diǎn)間的距離，本文實(shí)驗(yàn)的α值列于表3，可見(jiàn)試驗(yàn)均滿足較好的碰撞平面度。

受試樣構(gòu)造不均勻性的影響，不同位置處測(cè)得的粒子速度存在一定的誤差，但是沖擊波到達(dá)時(shí)刻判別信號(hào)的一致性較好。因此，為了獲得描述材料動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的集總參數(shù)，以阻抗匹配法計(jì)算粒子速度，并以之作為平均參數(shù)，采用B和C兩點(diǎn)數(shù)據(jù)進(jìn)行線性加權(quán)，從而得到粒子速度的平均描述，以此為依據(jù)分析試樣的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能。不同速度飛片加載下試樣自由面粒子速度的變化歷程如圖8 所示。根據(jù)圖8 可知，飛片速度越大，對(duì)應(yīng)的試樣自由面粒子速度增長(zhǎng)越快，整體反映出塑性波追趕彈性波并最終形成沖擊波的過(guò)程。

圖8 不同速度飛片加載下花崗巖試樣自由面粒子速度變化歷程Fig.8 Evolution of particle velocity on the free surface of granite samples under different velocity flyer loading

3 靶體介質(zhì)的本構(gòu)模型

3.1 HJC 本構(gòu)模型

HJC 模型包括強(qiáng)度模型、狀態(tài)方程和損傷演化方程三方面。強(qiáng)度模型采用的形式為

式中，σ*=σ/fc為特征化等效應(yīng)力（σ為實(shí)際等效應(yīng)力，fc為靜態(tài)單軸抗壓強(qiáng)度）；D為損傷變量；P*=P/fc為特征化等效壓強(qiáng)（P為實(shí)際靜水壓）；ε˙*=/0為特征應(yīng)變 率（0為參考應(yīng)變率）；A，B和N為材料強(qiáng)度參數(shù)；此外σ*具有上限，記為Smax。

損傷模型采用等效塑性應(yīng)變和塑性體積應(yīng)變的累積進(jìn)行描述，損傷演化方程為

式中，Δεp和 Δεp分別為一個(gè)計(jì)算周期內(nèi)的等效塑性應(yīng)變和塑性體積應(yīng)變，和分別為常壓下破碎的等效塑性應(yīng)變和塑性體積應(yīng)變，T*=T/fc為材料最大特征化拉伸應(yīng)力（T為材料拉伸強(qiáng)度），D1和D2為損傷常數(shù)，EFmin為材料斷裂時(shí)的最小塑性應(yīng)變。

狀態(tài)方程用于描述靜水壓和體積應(yīng)變之間的關(guān)系，通常分為3 個(gè)階段，如圖9 所示。

圖9 HJC 模型狀態(tài)方程曲線Fig.9 Equation of state curve of HJC model

（1）彈性段。-T(1-D)≤P ＜Pc，此時(shí)靜水壓和體積應(yīng)變成正比

式中，P為靜水壓，K為體積模量，μ為體積應(yīng)變，Pc為彈性極限對(duì)應(yīng)的靜水壓力。

（2）塑性段。Pc≤P ＜Pl，此時(shí)材料出現(xiàn)塑性變形，加載和卸載方程分別為式中，μp為Pl對(duì)應(yīng)的體積應(yīng)變，P0為卸載初始?jí)毫?，?為對(duì)應(yīng)體積應(yīng)變，K1為密實(shí)段壓力–體應(yīng)變關(guān)系的線性項(xiàng)系數(shù)，F(xiàn)=(μ0-μc)/(μp-μc)為卸載比例系數(shù)。

（3）密實(shí)段。P≥Pl，此時(shí)材料已完全破壞，加載和卸載方程分別為

綜上，HJC 本構(gòu)模型涉及的參數(shù)共21 個(gè)，并可以分為5 類。

（1）基本參數(shù)（4 個(gè)）：ρ，fc，T和K；

（2）強(qiáng)度參數(shù)（5 個(gè)）：A，B，N，C和Smax；

（3）損傷參數(shù)（3 個(gè)）：D1，D2和EFmin；

（4）壓力參數(shù)（7 個(gè)）：K1，K2，K3，Pc，μc，Pl和μl；

3.2 模型參數(shù)確定

根據(jù)靜態(tài)試驗(yàn)結(jié)果可以確定ρ，fc，T和K，強(qiáng)度參數(shù)可以根據(jù)霍普金森桿試驗(yàn)結(jié)果確定，壓力參數(shù)根據(jù)單軸壓縮強(qiáng)度（及其應(yīng)力狀態(tài)）和飛片撞擊試驗(yàn)結(jié)果確定，相關(guān)參數(shù)的具體確定方法在文獻(xiàn)[11-14]中已詳細(xì)論述，限于篇幅不在此贅述。受實(shí)驗(yàn)條件限制，損傷參數(shù)無(wú)法直接確定，采用文獻(xiàn)參考值。最終確定的五蓮花崗巖HJC 本構(gòu)模型參數(shù)如表4 所示。

表4 山東五蓮花崗巖HJC 本構(gòu)模型參數(shù)Table 4 HJC constitutive model parameters of Shandong Wulian granite

4 靶體介質(zhì)的狀態(tài)方程與動(dòng)態(tài)力學(xué)性能

4.1 狀態(tài)方程

采用Gruneisen 狀態(tài)方程描述花崗巖狀態(tài)參數(shù)間的關(guān)系。首先根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，得到以V為自變量的Ps表達(dá)式

其次，基于間斷面能量守恒關(guān)系可以確定Es

至此，花崗巖的Gruneisen 狀態(tài)方程得以確定。

4.2 動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度

不同速度飛片加載下試樣自由面粒子速度的變化歷程如圖8 所示，可以發(fā)現(xiàn)隨著加載速度增大，粒子呈現(xiàn)3 種典型的變化趨勢(shì)。在υf=0.79 km/s 和υf=1.65 km/s 飛片加載下，粒子速度曲線出現(xiàn)典型的屈服平臺(tái)并將應(yīng)力加載過(guò)程分為3 個(gè)區(qū)間-彈性加載區(qū)、塑性變形區(qū)和類塑性強(qiáng)化區(qū)，對(duì)應(yīng)的彈、塑性轉(zhuǎn)變自由面速度υS-cr分別為0.391 km/s 和0.515 km/s。材料在沖擊壓縮下的Hugoniot 彈性極限與粒子速度滿足

式中，c1為試樣縱波速度，υHEL=υS-cr/2 。由此得到兩種加載速度下的σHEL分別為2.74 GPa和3.94 GPa，對(duì)應(yīng)的應(yīng)變率滿足關(guān)系[15]

式中，hs為試樣厚度。據(jù)此，計(jì)算得到應(yīng)變率分別為4.06×104s–1和1.87×105s–1。

在υf=2.11 km/s 和υf=2.58 km/s 飛片加載下，塑性變形區(qū)消失，同時(shí)也無(wú)明顯特征區(qū)分彈性加載區(qū)和類塑性強(qiáng)化區(qū)。隨著加載時(shí)間延長(zhǎng)，試樣初始存在的雜質(zhì)、微孔洞和微裂紋在此期間不斷成核、萌生和長(zhǎng)大，導(dǎo)致應(yīng)力松弛使粒子速度增長(zhǎng)變緩，表現(xiàn)出“類塑性”[16]；然后因?yàn)椴牧媳粔簩?shí)，粒子速度增長(zhǎng)率加快，并趨于簡(jiǎn)單波加載。

在υf≥2.99 km/s 飛片加載下，彈性先驅(qū)波波速小于塑性波波速，試樣進(jìn)入塑性單波加載階段，粒子速度歷程表現(xiàn)為一個(gè)上升時(shí)間極短的階躍函數(shù)。這時(shí)試樣承受的是強(qiáng)沖擊波載荷，加載壓力足以克服試樣內(nèi)部所有的變形阻力，因此可以忽略試樣強(qiáng)度的影響、采用流體狀態(tài)方程描述試樣材料的力學(xué)行為[17]。

動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度Yd是研究材料動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的關(guān)鍵參數(shù)，基于不同的強(qiáng)度理論，Yd和Hugoniot彈性極限σHEL滿足不同的關(guān)系[18]

將泊松比代入式（8）得到兩種不同應(yīng)變率對(duì)應(yīng)的Yd，如表5 所示。

表5 花崗巖不同應(yīng)變率下的動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度Table 5 Dynamic yield strength of granite under different strain rates

5 結(jié)論

本文基于SHPB 和輕氣炮系統(tǒng)對(duì)花崗巖進(jìn)行壓桿試驗(yàn)和飛片撞擊試驗(yàn)，得到了不同條件下花崗巖的各項(xiàng)動(dòng)態(tài)力學(xué)參數(shù)，為強(qiáng)動(dòng)載荷條件下的防護(hù)工程提供理論依據(jù)。主要結(jié)論如下。

（1）通過(guò)調(diào)整發(fā)射系統(tǒng)壓力從而控制子彈發(fā)射速度，以實(shí)現(xiàn)不同加載速率。在應(yīng)變率的范圍為80～320 s–1，介質(zhì)呈現(xiàn)出明顯的應(yīng)變率效應(yīng)。在本文試驗(yàn)應(yīng)變率范圍內(nèi)，花崗巖的強(qiáng)度和應(yīng)變率近似呈指數(shù)關(guān)系。

（2）通過(guò)調(diào)整氣炮裝藥量和泵管氣壓控制飛片速度在0.8～4.0 km/s 范圍內(nèi)，隨著粒子速度的增大，沖擊波傳播速度逐步增大且呈現(xiàn)明顯的三折線變化趨勢(shì)；通過(guò)沖擊壓力Ps和體積應(yīng)變?chǔ)舦可見(jiàn)，隨著加載速度提高，試樣的可壓縮性逐漸增強(qiáng)而后再次降低；通過(guò)自由面粒子速度的典型測(cè)試結(jié)果可見(jiàn)，試驗(yàn)均滿足較好的碰撞平面度。

（3）通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果結(jié)合理論計(jì)算求出強(qiáng)動(dòng)載荷下花崗巖的HJC 本構(gòu)模型、Gruneisen 狀態(tài)方程以及動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度。