宋殿義， 劉 飛， 蔣志剛， 譚清華， 申志強(qiáng)

(1. 湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院， 長(zhǎng)沙 410082； 2. 國(guó)防科技大學(xué) 軍事基礎(chǔ)教育學(xué)院， 長(zhǎng)沙 410072)

防護(hù)工程中的混凝土遮彈結(jié)構(gòu)和核電站中的混凝土防護(hù)墻等防護(hù)結(jié)構(gòu)都可能遭受彈丸的沖擊作用[1-5]，提高強(qiáng)度和改善韌性是提高混凝土抗沖擊能力的有效途徑。鋼管約束混凝土通過鋼管對(duì)核心混凝土提供側(cè)向約束，使核心混凝土處于三向受壓狀態(tài)，從而提高混凝土的抗壓強(qiáng)度和延性[6-8]，且施工工藝簡(jiǎn)單、造價(jià)低。蔣志剛等[9-12]進(jìn)行的圓柱形鋼管約束混凝土靶侵徹試驗(yàn)表明，鋼管約束混凝土靶的抗單發(fā)和多發(fā)打擊性能均優(yōu)于半無限混凝土靶。Choon等[13]和王起帆等[14]分別進(jìn)行了蜂窩混凝土靶與普通混凝土和鋼筋混凝土靶的對(duì)比試驗(yàn)，表明蜂窩混凝土靶能有效限制靶的損傷范圍。最近，蒙朝美等[15]進(jìn)行了圓形、正方形和正六邊形鋼管約束混凝土靶抗12.7 mm鎢芯穿甲彈侵徹性能對(duì)比試驗(yàn)，結(jié)果表明：含鋼率相近時(shí)，正六邊形鋼管約束混凝土靶的抗侵徹性能最優(yōu)。但文獻(xiàn)[15]未考慮鋼管邊長(zhǎng)對(duì)抗侵徹性能的影響。

鑒于正六邊形鋼管約束混凝土靶優(yōu)良的抗侵徹性和現(xiàn)有研究的不足，本文在文獻(xiàn)[15]的基礎(chǔ)上，重點(diǎn)研究正六邊形鋼管約束混凝土靶邊長(zhǎng)對(duì)抗侵徹性能的影響。首先進(jìn)行了3個(gè)邊長(zhǎng)系列共25個(gè)靶抗12.7 mm鎢芯穿甲彈侵徹性能試驗(yàn)，得到了不同撞擊速度下靶的破壞模式和主要損傷參數(shù)；而后分析了邊長(zhǎng)和撞擊速度對(duì)侵徹深度和侵徹阻力的影響。本文研究成果可為鋼管約束混凝土在防護(hù)結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)方案與試驗(yàn)結(jié)果

1.1 試驗(yàn)方案

理論上，鋼管壁厚相同時(shí)，減小邊長(zhǎng)可增大鋼管對(duì)核心混凝土的約束作用，從而增大侵徹阻力，減小侵徹深度。為了考察鋼管邊長(zhǎng)對(duì)抗侵徹性能的影響，本文采用與文獻(xiàn)[15]相同壁厚的正六邊形鋼管(由3.5 mm厚Q235鋼板焊接而成)，僅變化鋼管邊長(zhǎng)，設(shè)計(jì)的鋼管約束混凝土靶試件規(guī)格如表1所示，其中：試件代號(hào)首字母T表示正六邊形鋼管，數(shù)字(110、120和132，單位為mm)為正六邊形鋼管外接圓直徑(邊長(zhǎng)等于外接圓半徑)，含鋼率為鋼管體積占靶總體積的百分率。設(shè)計(jì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50，混凝土的實(shí)測(cè)密度為2 380 kg/m3，標(biāo)準(zhǔn)立方體(邊長(zhǎng)150 mm)的抗壓強(qiáng)度為46.5 MPa(齡期32 d)。按厚靶設(shè)計(jì)，靶厚為350 mm。設(shè)計(jì)著靶姿態(tài)為中心正入射，每種規(guī)格靶分別進(jìn)行3種不同撞擊速度的侵徹試驗(yàn)，設(shè)計(jì)撞擊速度分別為600 m/s、700 m/s和820 m/s；試驗(yàn)中射擊數(shù)量根據(jù)試驗(yàn)情況確定，以保證在設(shè)計(jì)著靶速度下每種規(guī)格靶至少有一個(gè)有效侵徹深度數(shù)據(jù)。

表1 鋼管約束混凝土靶規(guī)格

侵徹試驗(yàn)在國(guó)防科技大學(xué)防護(hù)工程實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，試驗(yàn)原理如圖1所示。其中：12.7 mm口徑彈道槍用于發(fā)射12.7 mm彈丸，光幕靶和六路電子測(cè)時(shí)儀用于測(cè)量彈丸著靶速度(撞擊速度)；采用高速攝像機(jī)(型號(hào)FASTCAM SA1.1，最大幀頻6.75×105fps，本文采用幀頻50 000 fps)和相應(yīng)圖像處理軟件構(gòu)成的高速攝像系統(tǒng)記錄彈丸的著靶姿態(tài)和漏斗坑混凝土的飛散情況。

試驗(yàn)采用鎢芯穿甲彈，彈丸直徑為12.7 mm，長(zhǎng)度59.5 mm，質(zhì)量47.5～49 g，彈丸結(jié)構(gòu)如圖2所示，其中鎢芯直徑7.5 mm，長(zhǎng)度34.3 mm，質(zhì)量19.7 g。

1.2 試驗(yàn)結(jié)果

共完成3類不同邊長(zhǎng)試件(25個(gè)靶)在3種撞擊速度下的侵徹試驗(yàn)。試驗(yàn)過程中用高速攝像系統(tǒng)記錄了彈丸的著靶姿態(tài)，表明25個(gè)靶除T132-3為斜入射(圖3(a))外，其余均為正入射(圖3(b))。

圖1 侵徹試驗(yàn)原理圖(mm)

圖2 12.7 mm鎢芯穿甲彈結(jié)構(gòu)圖

(a) 斜入射(b) 正入射

圖3 彈丸著靶姿態(tài)(高速攝像)

Fig.3 Incident posture of projectiles (high-speed video)

試驗(yàn)后對(duì)靶的主要損傷參數(shù)進(jìn)行了測(cè)量，試驗(yàn)結(jié)果匯總于表2，損傷模式如圖4所示。其中：Δd為彈孔偏心距，近似取為試驗(yàn)完成后測(cè)量得到的靶心至彈孔中心的距離；Δd/rc為偏心率，rc為試件內(nèi)切圓半徑；V為漏斗坑體積，采用填砂法測(cè)量；H1為漏斗坑深度；H為侵徹深度，解剖試件后用鋼卷尺測(cè)量，如圖4(b)所示。由于粗骨料、彈丸結(jié)構(gòu)和混凝土的離散性等原因，導(dǎo)致有的試件彈道嚴(yán)重偏轉(zhuǎn)，鋼管壁在鎢芯撞擊下產(chǎn)生了鼓包或穿孔現(xiàn)象(圖5)，表2中其侵徹深度H值為迎彈面至穿孔或鼓包中心的距離。所有試件背面混凝土均無損傷，可視為厚靶。

表2 靶的主要損傷參數(shù)

圖6為靶正面損傷模式，漏斗坑表面主要徑向裂紋用記號(hào)筆描繪示意?？梢姡?種邊長(zhǎng)靶的損傷模式相同，漏斗坑表面徑向裂紋主要集中在對(duì)角線附近，且鋼管有“圓形化”趨勢(shì)。但是，隨著邊長(zhǎng)的減小，徑向裂紋逐漸減少，“圓形化”趨勢(shì)越明顯。這表明邊長(zhǎng)越小，鋼管的約束作用越強(qiáng)。

圖7為切割鋼管后典型試件核心混凝土側(cè)面裂紋最明顯一側(cè)的裂紋分布情況?？梢姡涸阡摴艿募s束作用下，所有試件核心混凝土的整體性均較好，無散落，但側(cè)面出現(xiàn)了軸向、環(huán)向和斜向裂紋。當(dāng)撞擊速度為820 m/s左右時(shí)，迎彈面出現(xiàn)明顯崩落，并主要集中在各邊中部，而角部崩落較少；崩落處附近出現(xiàn)了軸向裂紋，但裂紋較細(xì)；在軸向裂紋末端形成了貫通的環(huán)向裂紋，導(dǎo)致混凝土試件斷裂；隨著試件邊長(zhǎng)的減小，軸向裂紋增加，迎彈面崩落更加明顯。當(dāng)撞擊速度約為700 m/s和600 m/s時(shí)，核心混凝土側(cè)面損傷的規(guī)律與撞擊速度約為820 m/s時(shí)相似，但裂紋分布的區(qū)域和數(shù)量減少，迎彈面混凝土崩落也減少。

(a) 側(cè)面鼓包

(b) 側(cè)面穿孔

(a) T132-23(b) T120-21(c) T110-21

圖6 靶正面損傷模式

Fig.6 Damage modes of targets at front face

圖8給出了試驗(yàn)后收集的部分鎢芯照片。其中：T132-11、T120-8、T120-11、T120-22和T110-15試件，鎢芯由于撞擊側(cè)面鋼管導(dǎo)致斷裂；T132-3試件由于彈丸斜入射，彈道偏轉(zhuǎn)嚴(yán)重導(dǎo)致鎢芯斷裂；試件T120-3和T120-21，可能是由于彈道處粗骨料等原因，導(dǎo)致彈道偏轉(zhuǎn)嚴(yán)重，鎢芯斷裂。但是，斷裂后的鎢芯仍較為完整，所有鎢芯均無明顯塑性變形，可視為剛體。

(a) T110-21, 812.3 m/s, Δd=10.0 mm

(b) T120-21, 810.7 m/s, Δd=4.0 mm

(c) T132-23, 807.4 m/s, Δd=5.0 mm

(d) T110-19, 703.2 m/s, Δd=11.0 mm

(e) T120-8,699.8 m/s, Δd=3.0 mm

(f) T132-21, 703.7 m/s, Δd=10.0 mm

(g) T110-20, 609.9 m/s, Δd=3.0 mm

(h) T120-26, 615.0 m/s, Δd=5.0 mm

(i) T132-17,616.1 m/s, Δd=4.0 mm

圖8 試驗(yàn)后的鎢芯

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 漏斗坑的深度與體積

圖9和圖10分別給出了3種鋼管邊長(zhǎng)靶在不同撞擊速度v0下H1/d(d為彈徑12.7 mm)和漏斗坑體積V的柱狀圖，其中：600、700和820分別代表撞擊速度為600 m/s、700 m/s和820 m/s左右；陰影部分的上、下線分別表示最大值和最小值。

圖9 漏斗坑深度與撞擊速度的關(guān)系

圖10 漏斗坑體積與撞擊速度的關(guān)系

由表2和圖9、圖10可知，撞擊速度和鋼管邊長(zhǎng)對(duì)漏斗坑深度和體積均有影響?？傮w上，撞擊速度越高，沖擊荷載越大，鋼管壁的反射壓縮波強(qiáng)度越高，應(yīng)力波在混凝土中的傳播范圍越大，因此混凝土飛散越多，漏斗坑的體積和深度越大；當(dāng)撞擊速度相近時(shí)，邊長(zhǎng)越小，鋼管的約束作用越大，漏斗坑體積越小，漏斗坑深度也越小。當(dāng)V0為600 m/s左右時(shí)，H1的平均值約為2.0倍～2.5倍彈徑；當(dāng)v0為700 m/s左右時(shí)，H1的平均值約為2.5倍～3.0倍彈徑；當(dāng)v0為820 m/s左右時(shí)，H1的平均值約為3.0倍～4.0倍彈徑。當(dāng)撞擊速度為820 m/s左右時(shí)，T132系列的漏斗坑深度和體積明顯大于T120和T110系列，其原因可能是：T132鋼管邊長(zhǎng)較大，鋼管的約束作用相對(duì)較小。

2.2 侵徹深度

偏心率較小時(shí)(小于0.35)，彈著點(diǎn)對(duì)侵徹深度的影響可以忽略，本文試驗(yàn)偏心率在0.25以內(nèi)，可不考慮彈著點(diǎn)的影響。將表2中鋼管穿孔、鼓包和未測(cè)得撞擊速度以及彈丸異常等因素造成侵徹深度異常的數(shù)據(jù)視為無效數(shù)據(jù)，圖11給出了表2中有效侵徹深度H數(shù)據(jù)與撞擊速度v0的關(guān)系，并對(duì)每種規(guī)格靶分別以最大相關(guān)系數(shù)的曲線進(jìn)行擬合，其中HT132、HT120和HT110分別為T132、T120和T110的侵徹深度，其相關(guān)系數(shù)分別為0.997、0.997和0.996。

圖11中還給出了半無限混凝土靶理論曲線，其侵徹深度H按文獻(xiàn)[10-12]公式計(jì)算

(1)

式中：m為彈芯質(zhì)量，dC為彈芯直徑，N*為彈芯頭部形狀系數(shù)；ρc為核心混凝土密度，本文按試驗(yàn)取為2 380 kg/m3；R為等效侵徹阻力，R=Sfc，S=72fc-0.5，fc為混凝土無側(cè)限單軸抗壓強(qiáng)度(MPa)，本文根據(jù)文獻(xiàn)[15]取為立方體抗壓強(qiáng)度的0.81倍，即fc=0.81×46.5=37.7 MPa；v0為彈丸的撞擊速度；kd=H1為漏斗坑深度，k為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，對(duì)于有粗骨料的半無限混凝土靶可取為2.5[18]；d為彈丸直徑。本文彈丸與文獻(xiàn)[11-12, 15]相同：d=12.7 mm，m=19.7 g，dC=7.5 mm，N*=0.26。

圖11 侵徹深度與撞擊速度的關(guān)系

由表2和圖11可得：

(1) 在試驗(yàn)撞擊速度范圍內(nèi)，正六邊形鋼管約束混凝土靶的侵徹深度明顯小于半無限靶；正六邊形鋼管約束混凝土靶侵徹深度與撞擊速度近似呈線性關(guān)系，撞擊速度820 m/s左右時(shí)的侵徹深度約為撞擊速度600 m/s左右的2倍。

(2) 總體上，當(dāng)撞擊速度相近時(shí)，鋼管邊長(zhǎng)越小，約束作用越強(qiáng)，侵徹深度越小，即侵徹阻力越大。當(dāng)撞擊速度為600 m/s左右時(shí)，T110靶比T120和T132靶的侵徹深度分別減小了10.6%和19.1%。但隨著撞擊速度的提高，侵徹深度差異變小。究其原因可能是：鋼管的約束作用與約束剛度正相關(guān)，當(dāng)撞擊速度較低時(shí)(600 m/s左右)，在彈芯侵徹過程中，鋼管尚未達(dá)到動(dòng)屈服強(qiáng)度，對(duì)于相同壁厚鋼管，邊長(zhǎng)越小，約束剛度越大，因此侵徹深度越?。坏?，當(dāng)撞擊速度較高時(shí)(820 m/s左右)，在彈芯侵徹過程中，小邊長(zhǎng)鋼管可能已經(jīng)達(dá)到動(dòng)屈服強(qiáng)度，約束剛度有所降低，因此減小鋼管邊長(zhǎng)對(duì)侵徹深度的影響不明顯。

2.3 侵徹阻力

根據(jù)試驗(yàn)得到的侵徹深度H和漏斗坑深度H1=kd，可由式(1)得等效侵徹阻力計(jì)算公式

(2)

由表2有效侵徹深度數(shù)據(jù)，按式(2)計(jì)算，表3給出了R和無量綱侵徹阻力R/fc的范圍和平均值，其中：T132、T120和T110靶，fc=37.7 MPa；T161靶，fc=54.3 MPa；半無限靶，fc=37.7 MPa，R/fc=S=11.7。

表3 R和R/fc計(jì)算值

為得到無量綱侵徹阻力R/fc與鋼管邊長(zhǎng)L(mm)的關(guān)系，令y=R/fc，根據(jù)表3的R/fc平均值，采用Lorentz函數(shù)進(jìn)行非線性擬合，即

(3)

式中：y=y0=11.7為水平漸近線，對(duì)應(yīng)于半無限靶；L=L0時(shí)，y有極大值，L0為理論最佳邊長(zhǎng)；參數(shù)L0、a、b取為對(duì)應(yīng)于最大相關(guān)系數(shù)(0.993)的值：L0=40 mm，a=2 538.9，b=70.1。

圖12給出了式(3)與表3計(jì)算值的比較，其中：實(shí)線部分(L≥55 mm，擬合曲線分段1)，精度較髙，反映了R/fc隨L變化的趨勢(shì)；虛線部分(L<55 mm，擬合曲線分段2)，無試驗(yàn)數(shù)據(jù)，僅供參考。

圖12 無量綱侵徹阻力R/fc與正六邊形鋼管邊長(zhǎng)L的關(guān)系

Fig.12 Relationship between dimensionless penetration resistance (R/fc) and side-length of hexagon steel tube (L)

由表3和圖12可得：

(1) 正六邊形鋼管約束混凝土靶的侵徹阻力與鋼管邊長(zhǎng)和混凝土強(qiáng)度有關(guān)。鋼管壁厚相同時(shí)，鋼管邊長(zhǎng)越小或混凝土強(qiáng)度越高，R越大，T110靶的R平均值比T132和T120靶分別增大了16.8%和3.3%，而混凝土強(qiáng)度最高的T161靶平均侵徹阻力最大；鋼管邊長(zhǎng)越小，無量綱侵徹阻力R/fc越大，T110靶的R/fc平均值比T161、T132和T120靶分別增大了43.3%、17.1%和3.3%。

(2) T110靶與T120靶相比，侵徹阻力R(R/fc)僅增大了3.3%，即鋼管邊長(zhǎng)減小到一定程度后，進(jìn)一步減小邊長(zhǎng)對(duì)提高侵徹阻力的作用不大。由擬合曲線，當(dāng)L大于150 mm時(shí)，R/fc變化很小，已趨于半無限靶；當(dāng)L=L0=40 mm時(shí)，R/fc有極大值(34.8)，但根據(jù)文獻(xiàn)[11]，鋼管直徑過小(小于90 mm)，極易發(fā)生鋼管穿孔、鼓包或嚴(yán)重塑性變形等情況，導(dǎo)致靶的防護(hù)能力下降。綜上分析，對(duì)于本文試驗(yàn)彈丸，正六邊形鋼管(壁厚3.5 mm)的合理邊長(zhǎng)為50～150 mm。

3 結(jié) 論

本文進(jìn)行了12.7 mm鎢芯穿甲彈侵徹不同邊長(zhǎng)正六邊形鋼管約束混凝土靶試驗(yàn)，得到了靶的損傷模式和主要損傷參數(shù)，分析了鋼管邊長(zhǎng)對(duì)抗侵徹性能的影響。結(jié)果表明：

(1) 鋼管邊長(zhǎng)和撞擊速度對(duì)漏斗坑體積和深度都有影響，邊長(zhǎng)越大或撞擊速度越高，漏斗坑的體積和深度越大。

(2) 鋼管邊長(zhǎng)對(duì)侵徹深度和侵徹阻力有較大影響，鋼管邊長(zhǎng)越小，侵徹深度越小，侵徹阻力越大。當(dāng)撞擊速度約為600 m/s時(shí)，T110靶比T120和T132靶的侵徹深度分別減小了10.6%和19.1%；T110靶的無量綱侵徹阻力平均值比T161、T132和T120靶分別增大了43.3%、17.1%和3.3%。對(duì)于本文試驗(yàn)的彈丸和鋼管壁厚，正六邊形鋼管的合理邊長(zhǎng)為50～150 mm。