Application of plastic-damage material model for foam concrete in composite protective structure
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摘要: 为了将新型泡沫混凝土动态弹塑性损伤模型应用到防护结构中，首先开展组合式防护结构预制孔装药爆炸试验；随后利用新泡沫混凝土材料模型对试验进行数值模拟验证，并将新模型的模拟结果与LS-DYNA中Soil and Foam模型的模拟结果进行对比；最后，基于验证的数值模型，开展以梯度泡沫混凝土作为分配层的组合式防护结构预制孔装药爆炸的数值模拟，探讨梯度泡沫混凝土层界面层数和排列方式对组合式防护结构抗爆性能的影响。结果表明，新泡沫混凝土材料模型的模拟结果与试验结果吻合良好，与Soil and Foam模型相比，新模型在应力波传播和损伤破坏方面预测更好，泡沫混凝土层界面层数和排列方式对作用在主体结构上的应力以及分配层的损伤破坏情况有一定的影响。Abstract: An appropriate material model can accurately predict the mechanical behavior and damage mode of foam concrete subjected to blast loadings, and it has great significance on the design of composite protective structure. The purpose of this paper is to apply the new dynamic plastic-damage model for foam concrete presented by author to protective structures. Firstly, the new foam concrete model was briefly introduced. The model includes the definition of plasticity by introducing a yield function, flow rule and hardening law, the introduction of strain-rate effect and the definition of damage using plastic strain or related quantities. Subsequently, in order to validate the new model, the blast tests on the composite protective structure sandwiched by foam concrete with different strength were conducted and the stress waves at specific location and damage in foam concrete were recorded. Furthermore, the numerical results predicted by the new foam concrete model were compared to those predicted by the Soil and Foam model in the LS-DYNA. Finally, blast response of composite protective structure sandwiched by gradient foam concrete was numerically investigated based on the validated numerical model. The influences of arrangement and layers in gradient foam concrete layer on the anti-blast capability of composite protective structure were discussed by various working conditions. The results indicate that the numerical predictions excellently agreed with corresponding test data, demonstrating the accuracy of material model for foam concrete under blast loadings. Compared with the Soil and Foam model, the new model predicted better in terms of amplitude and duration of load on the structural layer, as well as the damage and failure in foam concrete layer. The gradient foam concrete numerical result showed that the arrangement and layers of foam concrete with different strength had an effect on the stress duration acting on the structure layer and the damage of the distribution layer. The new dynamic plastic-damage model for foam concrete has a broad application prospect in the research of protective structures
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智能引信通常用于判断战斗部最佳起爆位置、最优起爆时机以及确保能够安全引爆战斗部，而钽电容在智能引信中起着贮能、点火、解耦、延时等作用。因此，钽电容的质量对智能引信的起爆控制系统起着决定性的作用。当炮弹发射时，会产生突发性高机械冲击载荷，钽电容经受高冲击载荷作用时会发生特性变化。钽电容在高冲击载荷下的参数变化特性是决定智能引信实现其功能的关键因素之一。
针对钽电容在环境载荷下的参数变化特性已做了许多研究。徐建军研究了钽电容在高温下的漏电流变化现象[1], Alexander研究了钽电容在机械振动、反偏电压作用下的电参数变化特性[2-3], 程融发现钽电容在冲击应力下易出现瞬时短路的现象[4], 何荣华等对高过载下军用电容的失效进行了探讨，并分析了电容失效对引信的影响[5]。
虽然关于钽电容的参数变化问题已做了大量研究，但有关参数变化的影响因素主要集中在振动、温度等环境载荷方面，而针对冲击载荷对钽电容影响的研究比较少。即使有关于钽电容经受冲击载荷作用的研究也主要集中在实验现象上，而缺少对引起参数变化的内部机理的分析。本研究首先通过实验手段分析了钽电容在冲击载荷作用下电容量、漏电流的变化特性，然后对电参数变化特性分析其内在机理。
1. 实验设计
1.1 钽电容结构
固态钽电容主要包括阳极Ta、电介质Ta2O5、阴极MnO2。阳极Ta是由钽粉压制烧结而成，因此具有多孔性，有助于增大内部接触面积，提高电容容值。Ta2O5介质通过阳极氧化，形成于阳极Ta的外表面。将钽棒浸入锰盐溶液中并热分解，形成阴极MnO2。钽电容的结构如图 1所示。
1.2 钽电容实验测试
钽电容用于智能引信中，需要经受瞬间强冲击载荷的作用，在冲击载荷作用下钽电容性能的变化为其电容量和漏电电流的变化。马歇特锤试验装置能够产生瞬态冲击载荷，载荷范围在0~50 000 g之间，能够在试验中模拟钽电容的实际使用工况。因此，使用马歇特锤击设备测试钽电容的电容量和漏电流。实验过程中，选取4种不同类型的钽电容进行测试，将被测钽电容焊接在电路板上，电路板采用螺纹连接与击锤固定在一起。击锤安装于固定在偏心轮的锤杆上。实验时使用偏心轮将击锤升至一定高度，用卡齿固定。卡齿放开后，依靠偏心轮下方的重锤作为动力，击锤击打在铁锭上产生冲击载荷。使用压电式加速度计实时记录冲击过载值。使用漏电流测试仪(Keithley 6487 Picoammeter)监测钽电容漏电流随冲击作用的变化，动态信号分析仪记录皮安表输出。使用阻抗分析仪(Agilent 4294A)记录电容量的变化。传感器型号为PCB 350B21，灵敏度为0.05 mV/g，量程为±100 000 g。在电容充电5 min后进行实验，实验过程中，采用步进冲击方法，逐步增大冲击g值，观察钽电容电参数的变化。实验系统如图 2所示。钽电容参数及测量范围如表 1所示。
表 1 钽电容参数及测量范围Table 1. Tantalum capacitors and sensor电容 型号 数量 电容量 漏电流 测量范围/μF 测量精度/μF 误差/% 测量范围/mA 测量精度/mA 误差/% 16 V22 μF
16 V47 μF
25 V22 μF
25 V47 μF16K226
16K476
25K226
25K4765
5
5
50~47 ±0.01 99.98~100.02 0~2 ±0.01 99.5~100.5 2. 实验结果
图 3为钽电容的额定电容随冲击载荷变化的情况。从实验结果发现，电容量随冲击载荷的变化而发生变化。对于16 V22 μF钽电容，在施加1 000 g冲击后，电容量有0.1 μF的升高；持续增加冲击载荷，在3 000 g时电容量增加0.15 μF；当冲击值达到10 000 g时，电容量升高0.4 μF。对于16 V47 μF钽电容，在施加1 000 g冲击后，电容量有0.15 μF的升高；在3 000 g时电容量增加0.2 μF；当冲击值达到10 000 g时，电容量升高0.45 μF。对于25 V22 μF钽电容，与冲击载荷对应的电容量变化为0.12、0.17和0.45 μF；对于25 V47 μF，电容量对应的变化为0.13、0.19和0.50 μF。冲击完成后，电容量恢复至原来的额定值。
图 4为漏电流随冲击载荷的变化情况。电容接通电源后，涌入的电流为充电电流，充电电流开始很大，随着时间延长(≥5 min)而下降稳定在远小于额定电流的特定值，此时的电流为漏电流。实验过程中，冲击值从1 000 g开始逐渐增加。从实验结果发现，漏电流变化趋势与冲击载荷变化相一致。对于16 V22 μF电容施加1 000 g的冲击后，漏电流增加一个数量级，当冲击值增加到3 000 g时，漏电流约为0.15 mA，随着冲击值的增大，漏电流逐渐增加。当冲击值达到10 000 g时，漏电流达到0.25 mA。对于16 V47 μF电容，施加1 000 g的冲击后，漏电流达到0.28 mA，当冲击值增加到3 000 g时，漏电流约为0.4 mA，当冲击值达到10 000 g时，电容漏电流达到0.6 mA。对25 V22 μF电容施加1 000 g的冲击后，漏电流约为0.13 mA，当冲击值增加到3 000 g时，漏电流约为0.44 mA，当冲击值达到10 000 g时，漏电流达到0.9 mA。对于25 V47 μF电容，施加1 000 g的冲击后，漏电流达到0.4 mA，当冲击值增加到3 000 g时，漏电流约为0.6 mA，当冲击值达到10 000 g时，电容漏电流达到1.7 mA。
图 4 不同电容漏电流与冲击载荷关系Figure 4. Relationship between leakage currents and shock loads of different capacitors如图 4所示，当冲击载荷结束后，4组钽电容的漏电流经过一段时间后恢复到原始水平。即使漏电流达到很高的量级，在钽电容未被击穿时，冲击过后，漏电流依然能恢复到原来的水平。这种特性称为钽电容的自愈特性。
智能引信能够引爆战斗部，要求钽电容中存储的能量必须大于电雷管的安全起爆能量。由于钽电容在冲击载荷作用下漏电流增大，则电容中储存的能量以漏电流的形式出现损耗。当钽电容剩余的能量大于电雷管需要的发火能量时，才能可靠引爆电雷管，可靠实现智能引信的功能。
CU2/2−[U(t)Ileatb+wother]≥I2fRdtb (1) 电容充满电后存储的总能量为CU2/2, 电雷管爆炸所需要的能量为If2Rdtb，If=0.45 A为最小发火电流，Rd为电雷管阻抗，tb为点火时间。U(t)Ileatb+wother为漏电流和其他元件损耗的能量，U(t)为电压变化值。为使电雷管能够引爆，4种电容允许的最大漏电流为1.1、2.4、3.5和7.3 mA。
针对钽电容允许的最大漏电流，继续加大冲击应力，得出与钽电容对应的临界失效冲击载荷，如图 6所示。
由图 6可知，钽电容漏电流在冲击载荷作用下呈指数型升高。钽电容临界失效载荷及钽电容漏电流在冲击载荷下的变化模型如表 2所示。
表 2 漏电流-冲击模型Table 2. Numerical model of leakage current-shock load电容 漏电流-冲击模型 最大漏电流/mA 临界冲击载荷/(104g) 16 V22 μF I=A1+A2exp(α g) A1=1.09×10-4，A2=8.17×10-6，α=3 429 1.1 1.65 16 V47 μF I=B1+B2exp(β g) B1=2.14×10-4，B2=5.28×10-5，β=4 506 2.4 1.72 25 V22 μF I=C1+C2exp(γ g) C1=1.17×10-4，C2=8.98×10-5，γ=4 427 3.5 1.74 25 V47 μF I=D1+D2exp(λ g)D1=2.14×10-4，D2=5.28×10-5，λ=4 506 7.3 1.85 3. 电参数变化机理分析
由实验结果可知，冲击会引起钽电容电参数的变化：电容量的升高及漏电流随冲击载荷的升高呈指数型升高。分析钽电容电参数变化，可得冲击载荷对钽电容的作用机理为：弹性变形范围内，冲击引发的钽电容变形导致电容的变化；冲击引起介质层微裂缝以及冲击引起陷阱能级的升高导致漏电流增大。
3.1 冲击引起的钽电容变形
由于钽电容是由钽颗粒压制烧结而成，因此钽电容可以看做多个钽颗粒电容的并联。图 7为单个钽颗粒模型。钽电容在受到冲击载荷作用时，赋能颗粒发生变形，在弹性变形范围内，由球形颗粒变形为椭球形颗粒，然后恢复原状。
图 7(a)所示的球形电容的电容量为：
Cs=4πεRr/(R−r) (2) 式中：ε为介电常数, F/m；R为Ta2O5外径, mm；r为Ta半径, mm。图 7(b)所示椭球型电容的电容量为[7]：
Ce=QU=16πεr√R/w/(arctanR−w2r√R/w−arctanr−rw/R2r√R/w) (3) 式中：Q为电荷量, C；U为内外极板之间的电压, V；w为变形量, mm。
在冲击过程中，电容的变化量为：
ΔC=Ce−Cs=4πε{4r√R/w/(arctanR−w2r√R/w−arctanr−rw/R2r√R/w)−Rr/(R−r)} (4) 冲击作用下球形颗粒的变形见图 8。根据赫兹接触理论得，在力F(t)作用下，在弹性变形范围内，两球心O1、O2相互接近的距离为：
δ3=916R1+R2R1R2(1−μ21E21+1−μ22E22)F2(t) (5) 式中：R1、R2为两球的半径，μ1、μ2、E1和E2分别为泊松比及弹性模量，GPa。
则电容球形颗粒在受到冲击作用时，球心相互接近的距离为：
δ3=9F2(t)(1−μ2)/(4RE2) (6) 则单个球形颗粒变形量为：
δ=123√9F2(t)(1−μ2)/(4RE2) (7) 在冲击作用下，电容值的变化量为：
{ΔC=Cs−Ce=4πε[Rr/(R−r)−4r√R/w/(arctanR−w2r√R/w−arctanr−rw/R2r√R/w)]w=123√9F2(t)4(1−μ2RE2) (8) 图 9为钽颗粒电容随冲击载荷的变化。
假设钽电容由半径均匀一致的球体钽颗粒电容组成，则每个钽电容所包含的球形电容的数量N为：
N=V/∑Vi (9) 式中：V为未封装的钽电容体积，Vi为Ta、Ta2O5、MnO2的体积。不同类型钽电容包含球形钽颗粒电容的数量及电容变化值如表 3所示, 图 10为不同类型电容与冲击载荷的关系。
表 3 冲击载荷下钽电容容量的改变量Table 3. Capacitance variation for different capacitors电容 体积/mm3 数量/105 电容变化/μF 1 000 g 3 000 g 10 000 g 16 V22 μF 2.5×2.0×1.5 1.07 0.06 0.12 0.24 16 V47 μF 4.0×3.0×0.8 1.37 0.08 0.16 0.36 25 V22 μF 3.5×2.8×1.5 2.10 0.12 0.24 0.46 25 V47 μF 4.0×3.0×1.7 2.92 0.18 0.32 0.76 由表 3可知，计算值与实验值存在偏差。分析可知造成数值偏差的原因为：由于加工钽电容时，在外层添加石墨和银层，而在计算时，忽略石墨和银层，造成数值出现偏差；钽电容变形时，不仅在纵向出现变形，横向同样存在微小形变，计算时未考虑横向变形因素。
3.2 冲击引起的漏电流变化
冲击引起的漏电流变化是由两种机制决定的：介质层在冲击下产生微裂缝；冲击下电子陷阱的产生，Ta—O化合键的断裂以及氧气空穴的产生。陷阱浓度的增加使参与导电的电子增多，漏电流从而增大。
实验中发现，在钽电容未被击穿时，冲击过后，漏电流依然能恢复到原来的水平。这种现象可由钽电容的自愈机理解释。在冲击载荷作用下，钽电容介质层产生“薄弱”区，使该区域漏电流增大。持续增大的电流使局域温度升高，当温度达到400 ℃时，导电性良好的MnO2转变为导电性能差的Mn2O3，覆盖到缺陷区域上，使“薄弱”区域处的漏电流恢复至原来的量级。
4. 结论
利用马歇特落锤实验对固体钽电容进行高过载测试，从测试结果发现，冲击载荷对固体钽电容电参数的影响主要表现为电容量的升高以及漏电流的增大。电容量随着冲击载荷的增加而增加，钽电容漏电流随冲击载荷的升高呈指数型升高，冲击过后，电容量恢复额定容值，经过一段时间，钽电容漏电流同样恢复至原来的量级。同时，分析钽电容电参数变化原因，得出引起钽电容电参数变化的机制为：冲击引起的钽电容的弹性变形使电容量增大，冲击引起的介质层Ta2O5中的微裂缝以及冲击引发的介质层陷阱浓度的变化。钽电容球形模型在冲击载荷作用下发生弹性变形，使电容量发生改变。在冲击载荷的作用下，介质层缺陷处容易引发微裂缝，形成导电微沟道，使漏电流增大。另外，由于冲击载荷的作用使介质层中化合键产生断裂导致电子传导机制中参与导电的电子增多，同时由于氧空穴在Ta2O5和MnO2界面处的积累，使界面产生极化，界面势垒降低进而导致注入的电子数量增多，电流密度增大，漏电流升高。
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图 1 组合式防护结构预制孔装药爆炸试验示意图
Figure 1. Schematic of blast test on composite protective structure
图 2 组合式防护结构预制孔装药爆炸试验数值模型
Figure 2. Numerical model of blast test on composite protective structure
图 7 梯度泡沫混凝土组合式防护结构预制孔装药爆炸的数值模型
Figure 7. Numerical model of blast test on composite protective structure sandwiched by gradient foam concrete
表 1 C5泡沫混凝土材料模型参数
Table 1. Parameters of C5 foam concrete material model
参数 取值 参数 取值 抗压强度fc 5 MPa 帽盖面参数R 6 抗拉强度T 0.5 MPa 硬化法则参数n 1000 弹性模量E 203.9 MPa 流动法则参数ω 0.5 泊松比ν 0.15 损伤参数ζ1 0.001 基体密度ρg 1400 kg/m3 损伤参数ζ2 3.0 断裂面参数a1 1.47 损伤参数ζ3 10-5 断裂面参数a2 0.058/ fc 损伤参数ζ4 1.5 帽盖面参数k0 3.2 MPa 损伤参数α 0.4 帽盖面参数X0 15 MPa 损伤参数χ 1 
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表 2 C10泡沫混凝土材料模型参数
Table 2. Parameters of C10 foam concrete material model
参数 取值 参数 取值 抗压强度fc 10 MPa 帽盖面参数R 6 抗拉强度T 1.0 MPa 硬化法则参数n 1000 弹性模量E 308.4 MPa 流动法则参数ω 0.5 泊松比ν 0.15 损伤参数ζ1 0.001 基体密度ρg 1400 kg/m3 损伤参数ζ2 3.0 断裂面参数a1 1.47 损伤参数ζ3 10-5 断裂面参数a2 0.058/ fc 损伤参数ζ4 1.5 帽盖面参数k0 7 MPa 损伤参数α 0.4 帽盖面参数X0 30 MPa 损伤参数χ 1
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表 3 数值计算工况
Table 3. Working conditions for numerical simulation
工况 层数 防护结构 1 1 CF120+C5+C40 2 1 CF120+C10+C40 3 2 CF120+C5+C10+C40 4 2 CF120+C10+C5+C40 5 3 CF120+C3+C5+C10+C40 6 3 CF120+C3+C10+C5+C40 7 3 CF120+C5+C3+C10+C40 8 3 CF120+C10+C5+C3+C40
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[1] 周辉, 任辉启, 吴祥云, 等. 成层式防护结构中分散层研究综述 [J]. 爆炸与冲击, 2022, 42(11): 111101. DOI: 10.11883/bzycj-2022-0280.ZHOU H, REN H Q, WU X Y, et al. A review of sacrificial claddings in multilayer protective structure [J]. Explosion and Shock Waves, 2022, 42(11): 111101. DOI: 10.11883/bzycj-2022-0280. [2] SHEN J, REN X J. Experimental investigation on transmission of stress waves in sandwich samples made of foam concrete [J]. Defence Technology, 2013, 9(2): 110–114. DOI: 10.1016/j.dt.2013.06.002. [3] FENG S W, ZHOU Y, LI Q M. Damage behavior and energy absorption characteristics of foamed concrete under dynamic load [J]. Construction and Building Materials, 2015, 101: 990–1005. DOI: 10.1016/j.conbuildmat.2022.129340. [4] 赵凯. 分层防护层对爆炸波的衰减和弥散作用研究 [D]. 合肥: 中国科学技术大学, 2007.ZHAO K. The attenuation and dispersion effects on explosive wave of layered protective engineering [D]. Hefei, Anhui, China: University of Science and Technology of China, 2007. [5] 杨亚, 孔祥振, 方秦, 等. 爆炸荷载下泡沫混凝土分配层最小厚度的计算方法 [J]. 爆炸与冲击, 2023, 43(11): 114201. DOI: 10.11883/bzycj-2023-0047.YANG Y, KONG X Z, FANG Q, et al. Calculation method for minimum thickness of foam concrete distribution layer under blast load [J]. Explosion and Shock Waves, 2023, 43(11): 114201. DOI: 10.11883/bzycj-2023-0047. [6] 王代华, 刘殿书, 杜玉兰, 等. 含泡沫吸能层防护结构爆炸能量分布的数值模拟研究 [J]. 爆炸与冲击, 2006, 26(6): 562–567. DOI: 10.11883/1001-1455(2006)06-0562-06.WANG D H, LIU D S, DU Y L, et al. Numerical simulation of anti-blasting mechanism and energy distribution of composite protective structure with foam concrete [J]. Explosion and Shock Waves, 2006, 26(6): 562–567. DOI: 10.11883/1001-1455(2006)06-0562-06. [7] HALLQUIST J. LS-DYNA keyword user’s manual, version: 970 [M]. Livermore, USA: Livermore Software Technology Corporation, 2003: 179–182. [8] 张景飞, 冯明德, 陈金刚. 泡沫混凝土抗爆性能的试验研究 [J]. 混凝土, 2010, 10: 10–12. DOI: 10.3969/j.issn.1002-3550.2010.10.004.ZHANG J F, FENG M D, CHEN J G. Study on the knock characteristic of foam concrete [J]. Concrete, 2010, 10: 10–12. DOI: 10.3969/j.issn.1002-3550.2010.10.004. [9] 高全臣, 刘殿书, 王代华, 等. 泡沫混凝土复合防护结构的抗爆性能试验研究 [C]//第六届全国工程结构安全防护学术会议论文集. 北京: 中国力学学会, 2007: 120–123.GAO Q C, LIU D S, WANG D H, et al. Experimental study on anti-knock performance of foam concrete composite protective structure [C]//Proceedings of the 6th National Academic Conference on Safety Protection of Engineering Structures. Beijing, China: Chinese Society of Theoretical and Applied Mechanics, 2007: 120–123. [10] 杜玉兰, 王代华, 刘殿书, 等. 含泡沫混凝土层复合结构抗爆性能试验研究 [C]//首届全国水工抗震防灾学术会议论文集. 北京: 中国水力发电工程学会, 2006: 85–89.DU Y L, WANG D H, LIU D S, et al. Experimental research on the characteristics of anti-blast compound structures including foam concrete [C]//Proceedings of the First National Academic Conference on Earthquake Resistance and Disaster Prevention of Hydraulic Engineering. Beijing: China Society for Hydropower Engineering, 2006: 85–89. [11] GUO H, GUO W, SHI Y. Computational modeling of the mechanical response of lightweight foamed concrete over a wide range of temperatures and strain rates [J]. Construction and Building Materials, 2015, 96: 622–631. DOI: 10.1016/j.conbuildmat.2015.08.064. [12] SU B Y, ZHOU Z W, LI Z Q, et al. Experimental investigation on the mechanical behavior of foamed concrete under uniaxial and triaxial loading [J]. Construction and Building Materials, 2019, 209(6): 41–51. DOI: 10.1016/j.conbuildmat.2019.03.097. [13] HARDY R D, LEE M Y, BRONOWSKI D R. Laboratory constitutive characterization of cellular concrete: SAND2004-1030 [R]. Albuquerque, USA: Sandia National Laboratories, 2004. DOI: 10.2172/918757. [14] LIU C Y, HOU J, HAO Y F, et al. Effect of high strain rate and confinement on the compressive properties of autoclaved aerated concrete [J]. International Journal of Impact Engineering, 2021, 156: 103943. DOI: 10.1016/-j.ijimpeng.2021.103943. [15] 赵凯, 王肖钧, 刘飞, 等. 多孔材料中应力波的传播 [J]. 爆炸与冲击, 2011, 31(1): 107–112. DOI: 10.11883/1001-1455(2011)01-0107-06.ZHAO K, WANG X J, LIU F, et al. Propagation of stress wave in porous material [J]. Explosion and Shock Waves, 2011, 31(1): 107–112. DOI: 10.11883/1001-1455(2011)01-0107-06. [16] TAN X J, CHEN W Z, LIU H Y. Stress-strain characteristics of foamed concrete subjected to large deformation under uniaxial and triaxial compressive loading [J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2018, 30(6): 04018095.1–04018095.10. DOI: 10.1061/(ASCE)MT.1943-5533.0002311. [17] SHI S F, KONG X Z, FANG Q. A plastic-damage material model for foam concrete under blast loads [J]. International Journal of Impact Engineering, 2023, 177: 104596. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2023.104596. [18] KONG X, FANG Q, CHEN L, et al. A new material model for concrete subjected to intense dynamic loadings [J]. International Journal of Impact Engineering, 2018, 120: 60–78. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2018.05.006. [19] HUANG X P, KONG X Z, CHEN Z Y, et al. A plastic-damage model for rock-like materials focused on damage mechanisms under high pressure [J]. Computers and Geotechnics, 2021, 137: 104263. DOI: 10.1016/j.compg-eo.2021.104263. [20] FOSSUM A F, BRANNON R M. On a viscoplastic model for rocks with mechanism-dependent characteristic times [J]. Acta Geotechnica, 2006, 1(2): 89–106. DOI: 10.1007/s11440-006-0010-z. [21] KONG X Z, FANG Q, LI Q M, et al. Modified K&C model for cratering and scabbing of concrete slabs under projectile impact [J]. International Journal of Impact Engineering, 2017, 108: 217–228. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2017.02.016. [22] 袁璞, 马芹永, 张海东. 轻质泡沫混凝土SHPB试验与分析 [J]. 振动与冲击, 2014, 33(17): 116–119. DOI: 10.13465/j.cnki.Jvs.2014.17.021.YUAN P, MA Q Y, ZHANG H D. SHPB tests for light weight foam concrete [J]. Journal of Vibration and Shock, 2014, 33(17): 116–119. DOI: 10.13465/j.cnki.Jvs.2014.17.021. [23] 韩李斌, 杨黎明. 泡沫混凝土动态力学性能及破坏形式 [J]. 宁波大学学报(理工版), 2017, 30(1): 68–72. DOI: 1001-5132(2017)01-0068-05.HAN L B, YANG L M. Dynamic properties and failure types of foamed concrete [J]. Journal of Ningbo University (Natural Science & Engineering Edition), 2017, 30(1): 68–72. DOI: 1001-5132(2017)01-0068-05. [24] 黄海健, 宫能平, 穆朝民, 等. 泡沫混凝土动态力学性能及本构关系 [J]. 建筑材料学报, 2020, 23(2): 466–472. DOI: 10.3969/j.issn.1007-9629.2020.03.033.HUANG H J, GONG N P, MU C M, et al. Dynamic mechanical properties and constitutive relation of foam concrete [J]. Journal of Building Materials, 2020, 23(2): 466–472. DOI: 10.3969/j.issn.1007-9629.2020.03.033. [25] CUI J, HAO H, SHI Y C, et al. Experimental study of concrete damage under high hydrostatic pressure [J]. Cement and Concrete Research, 2017, 100: 140–152. DOI: 10.1177/2041419616633323. [26] WANG Y, KONG X Z, FANG Q. Modelling damage mechanisms of concrete under high confinement pressure [J]. International Journal of Impact Engineering, 2021, 150: 103815. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2021.103815. [27] GAO C, KONG X Z, FANG Q. Experimental and numerical investigation on the attenuation of blast waves in concrete induced by cylindrical charge explosion [J]. International Journal of Impact Engineering, 2023, 174(4): 104491. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2023.104491. [28] ZHANG J X, ZHOU R F, WANG M S, et al. Dynamic response of double-layer rectangular sandwich plates with metal foam cores subjected to blast loading [J]. International Journal of Impact Engineering, 2018, 122(10): 265–275. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2018.08.016. [29] ZHANG J H, CHEN L, WU H, et al. Experimental and mesoscopic investigation of double-layer aluminum foam under impact loading [J]. Composite Structures, 2020, 241(6): 110859. DOI: 10.1016/j.compstruct.2019.04.031. [30] ZHANG J H, ZHANG Y D, FAN J Y, et al. Mesoscopic investigation of layered graded metallic foams under dynamic compaction [J]. Advances in Structural Engineering, 2018, 21(14): 2081–2098. DOI: 10.1177/1369433218766941. 期刊类型引用(8)
1. 叶紫阳，吴红波，杨仕春，黄菓树，李天浩，孙翼，马成帅，任梦雨. 延期状态下电子雷管电子控制模块的高过载加载实验. 高压物理学报. 2025(01): 100-110 . 
百度学术2. 王家乐，李洪伟，王小兵，梁昊，周恩，苏洪，赵金耀. 冲击载荷作用下钽电容的电压瞬变特性及微观机理. 爆炸与冲击. 2024(04): 17-25 . 
本站查看3. 李洪伟，王家乐，郭子如，鹿华雨，柳祥威. 冲击载荷下液态铝电解电容失效规律研究. 安徽理工大学学报(自然科学版). 2024(02): 36-41 . 百度学术4. 刘波，杨荷，赵慧，吴学星，李华梅，程祥利. 单轴静压条件下高压多层陶瓷电容的容值变化. 兵工学报. 2023(06): 1858-1866 . 百度学术5. 贾丰州，牛少华，孙远程，陶逢刚，刘天国. 冲击载荷作用下的固体钽电容力-电响应特性. 探测与控制学报. 2022(05): 20-25 . 百度学术6. 李波，张宏翔，李世中，张亚. 极端温度条件典型引信电参数变化规律和失效机理. 装备环境工程. 2022(11): 34-40 . 百度学术7. 伍权，郑跃，舒启佳，田东斌. 钽电容器高频振动结构可靠性分析与设计. 电子元件与材料. 2021(04): 339-343+349 . 百度学术8. 张美云，石庚辰，刘强，张力，邱强强. 侵彻硬目标引信侵彻信号获取与处理技术. 制导与引信. 2020(03): 1-10+24 . 百度学术其他类型引用(2)
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