正六边形钢管约束混凝土靶边长对抗侵彻性能影响的试验研究

宋殿义， 刘 飞， 蒋志刚， 谭清华， 申志强

(1. 湖南大学 土木工程学院， 长沙 410082； 2. 国防科技大学 军事基础教育学院， 长沙 410072)

防护工程中的混凝土遮弹结构和核电站中的混凝土防护墙等防护结构都可能遭受弹丸的冲击作用[1-5]，提高强度和改善韧性是提高混凝土抗冲击能力的有效途径。钢管约束混凝土通过钢管对核心混凝土提供侧向约束，使核心混凝土处于三向受压状态，从而提高混凝土的抗压强度和延性[6-8]，且施工工艺简单、造价低。蒋志刚等[9-12]进行的圆柱形钢管约束混凝土靶侵彻试验表明，钢管约束混凝土靶的抗单发和多发打击性能均优于半无限混凝土靶。Choon等[13]和王起帆等[14]分别进行了蜂窝混凝土靶与普通混凝土和钢筋混凝土靶的对比试验，表明蜂窝混凝土靶能有效限制靶的损伤范围。最近，蒙朝美等[15]进行了圆形、正方形和正六边形钢管约束混凝土靶抗12.7 mm钨芯穿甲弹侵彻性能对比试验，结果表明：含钢率相近时，正六边形钢管约束混凝土靶的抗侵彻性能最优。但文献[15]未考虑钢管边长对抗侵彻性能的影响。

鉴于正六边形钢管约束混凝土靶优良的抗侵彻性和现有研究的不足，本文在文献[15]的基础上，重点研究正六边形钢管约束混凝土靶边长对抗侵彻性能的影响。首先进行了3个边长系列共25个靶抗12.7 mm钨芯穿甲弹侵彻性能试验，得到了不同撞击速度下靶的破坏模式和主要损伤参数；而后分析了边长和撞击速度对侵彻深度和侵彻阻力的影响。本文研究成果可为钢管约束混凝土在防护结构中的应用提供参考。

1 试验方案与试验结果

1.1 试验方案

理论上，钢管壁厚相同时，减小边长可增大钢管对核心混凝土的约束作用，从而增大侵彻阻力，减小侵彻深度。为了考察钢管边长对抗侵彻性能的影响，本文采用与文献[15]相同壁厚的正六边形钢管(由3.5 mm厚Q235钢板焊接而成)，仅变化钢管边长，设计的钢管约束混凝土靶试件规格如表1所示，其中：试件代号首字母T表示正六边形钢管，数字(110、120和132，单位为mm)为正六边形钢管外接圆直径(边长等于外接圆半径)，含钢率为钢管体积占靶总体积的百分率。设计混凝土强度等级为C50，混凝土的实测密度为2 380 kg/m3，标准立方体(边长150 mm)的抗压强度为46.5 MPa(龄期32 d)。按厚靶设计，靶厚为350 mm。设计着靶姿态为中心正入射，每种规格靶分别进行3种不同撞击速度的侵彻试验，设计撞击速度分别为600 m/s、700 m/s和820 m/s；试验中射击数量根据试验情况确定，以保证在设计着靶速度下每种规格靶至少有一个有效侵彻深度数据。

表1 钢管约束混凝土靶规格

侵彻试验在国防科技大学防护工程实验室进行，试验原理如图1所示。其中：12.7 mm口径弹道枪用于发射12.7 mm弹丸，光幕靶和六路电子测时仪用于测量弹丸着靶速度(撞击速度)；采用高速摄像机(型号FASTCAM SA1.1，最大帧频6.75×105fps，本文采用帧频50 000 fps)和相应图像处理软件构成的高速摄像系统记录弹丸的着靶姿态和漏斗坑混凝土的飞散情况。

试验采用钨芯穿甲弹，弹丸直径为12.7 mm，长度59.5 mm，质量47.5～49 g，弹丸结构如图2所示，其中钨芯直径7.5 mm，长度34.3 mm，质量19.7 g。

1.2 试验结果

共完成3类不同边长试件(25个靶)在3种撞击速度下的侵彻试验。试验过程中用高速摄像系统记录了弹丸的着靶姿态，表明25个靶除T132-3为斜入射(图3(a))外，其余均为正入射(图3(b))。

图1 侵彻试验原理图(mm)

图2 12.7 mm钨芯穿甲弹结构图

(a) 斜入射(b) 正入射

图3 弹丸着靶姿态(高速摄像)

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

试验后对靶的主要损伤参数进行了测量，试验结果汇总于表2，损伤模式如图4所示。其中：Δd为弹孔偏心距，近似取为试验完成后测量得到的靶心至弹孔中心的距离；Δd/rc为偏心率，rc为试件内切圆半径；V为漏斗坑体积，采用填砂法测量；H1为漏斗坑深度；H为侵彻深度，解剖试件后用钢卷尺测量，如图4(b)所示。由于粗骨料、弹丸结构和混凝土的离散性等原因，导致有的试件弹道严重偏转，钢管壁在钨芯撞击下产生了鼓包或穿孔现象(图5)，表2中其侵彻深度H值为迎弹面至穿孔或鼓包中心的距离。所有试件背面混凝土均无损伤，可视为厚靶。

表2 靶的主要损伤参数

图6为靶正面损伤模式，漏斗坑表面主要径向裂纹用记号笔描绘示意。可见：3种边长靶的损伤模式相同，漏斗坑表面径向裂纹主要集中在对角线附近，且钢管有“圆形化”趋势。但是，随着边长的减小，径向裂纹逐渐减少，“圆形化”趋势越明显。这表明边长越小，钢管的约束作用越强。

图7为切割钢管后典型试件核心混凝土侧面裂纹最明显一侧的裂纹分布情况。可见：在钢管的约束作用下，所有试件核心混凝土的整体性均较好，无散落，但侧面出现了轴向、环向和斜向裂纹。当撞击速度为820 m/s左右时，迎弹面出现明显崩落，并主要集中在各边中部，而角部崩落较少；崩落处附近出现了轴向裂纹，但裂纹较细；在轴向裂纹末端形成了贯通的环向裂纹，导致混凝土试件断裂；随着试件边长的减小，轴向裂纹增加，迎弹面崩落更加明显。当撞击速度约为700 m/s和600 m/s时，核心混凝土侧面损伤的规律与撞击速度约为820 m/s时相似，但裂纹分布的区域和数量减少，迎弹面混凝土崩落也减少。

(a) 侧面鼓包

(b) 侧面穿孔

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

图6 靶正面损伤模式

Fig.6 Damage modes of targets at front face

图8给出了试验后收集的部分钨芯照片。其中：T132-11、T120-8、T120-11、T120-22和T110-15试件，钨芯由于撞击侧面钢管导致断裂；T132-3试件由于弹丸斜入射，弹道偏转严重导致钨芯断裂；试件T120-3和T120-21，可能是由于弹道处粗骨料等原因，导致弹道偏转严重，钨芯断裂。但是，断裂后的钨芯仍较为完整，所有钨芯均无明显塑性变形，可视为刚体。

(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

图8 试验后的钨芯

2 试验结果分析

2.1 漏斗坑的深度与体积

图9和图10分别给出了3种钢管边长靶在不同撞击速度v0下H1/d(d为弹径12.7 mm)和漏斗坑体积V的柱状图，其中：600、700和820分别代表撞击速度为600 m/s、700 m/s和820 m/s左右；阴影部分的上、下线分别表示最大值和最小值。

图9 漏斗坑深度与撞击速度的关系

图10 漏斗坑体积与撞击速度的关系

由表2和图9、图10可知，撞击速度和钢管边长对漏斗坑深度和体积均有影响。总体上，撞击速度越高，冲击荷载越大，钢管壁的反射压缩波强度越高，应力波在混凝土中的传播范围越大，因此混凝土飞散越多，漏斗坑的体积和深度越大；当撞击速度相近时，边长越小，钢管的约束作用越大，漏斗坑体积越小，漏斗坑深度也越小。当V0为600 m/s左右时，H1的平均值约为2.0倍～2.5倍弹径；当v0为700 m/s左右时，H1的平均值约为2.5倍～3.0倍弹径；当v0为820 m/s左右时，H1的平均值约为3.0倍～4.0倍弹径。当撞击速度为820 m/s左右时，T132系列的漏斗坑深度和体积明显大于T120和T110系列，其原因可能是：T132钢管边长较大，钢管的约束作用相对较小。

2.2 侵彻深度

偏心率较小时(小于0.35)，弹着点对侵彻深度的影响可以忽略，本文试验偏心率在0.25以内，可不考虑弹着点的影响。将表2中钢管穿孔、鼓包和未测得撞击速度以及弹丸异常等因素造成侵彻深度异常的数据视为无效数据，图11给出了表2中有效侵彻深度H数据与撞击速度v0的关系，并对每种规格靶分别以最大相关系数的曲线进行拟合，其中HT132、HT120和HT110分别为T132、T120和T110的侵彻深度，其相关系数分别为0.997、0.997和0.996。

图11中还给出了半无限混凝土靶理论曲线，其侵彻深度H按文献[10-12]公式计算

(1)

式中：m为弹芯质量，dC为弹芯直径，N*为弹芯头部形状系数；ρc为核心混凝土密度，本文按试验取为2 380 kg/m3；R为等效侵彻阻力，R=Sfc，S=72fc-0.5，fc为混凝土无侧限单轴抗压强度(MPa)，本文根据文献[15]取为立方体抗压强度的0.81倍，即fc=0.81×46.5=37.7 MPa；v0为弹丸的撞击速度；kd=H1为漏斗坑深度，k为经验常数，对于有粗骨料的半无限混凝土靶可取为2.5[18]；d为弹丸直径。本文弹丸与文献[11-12, 15]相同：d=12.7 mm，m=19.7 g，dC=7.5 mm，N*=0.26。

图11 侵彻深度与撞击速度的关系

由表2和图11可得：

(1) 在试验撞击速度范围内，正六边形钢管约束混凝土靶的侵彻深度明显小于半无限靶；正六边形钢管约束混凝土靶侵彻深度与撞击速度近似呈线性关系，撞击速度820 m/s左右时的侵彻深度约为撞击速度600 m/s左右的2倍。

(2) 总体上，当撞击速度相近时，钢管边长越小，约束作用越强，侵彻深度越小，即侵彻阻力越大。当撞击速度为600 m/s左右时，T110靶比T120和T132靶的侵彻深度分别减小了10.6%和19.1%。但随着撞击速度的提高，侵彻深度差异变小。究其原因可能是：钢管的约束作用与约束刚度正相关，当撞击速度较低时(600 m/s左右)，在弹芯侵彻过程中，钢管尚未达到动屈服强度，对于相同壁厚钢管，边长越小，约束刚度越大，因此侵彻深度越小；但是，当撞击速度较高时(820 m/s左右)，在弹芯侵彻过程中，小边长钢管可能已经达到动屈服强度，约束刚度有所降低，因此减小钢管边长对侵彻深度的影响不明显。

2.3 侵彻阻力

根据试验得到的侵彻深度H和漏斗坑深度H1=kd，可由式(1)得等效侵彻阻力计算公式

(2)

由表2有效侵彻深度数据，按式(2)计算，表3给出了R和无量纲侵彻阻力R/fc的范围和平均值，其中：T132、T120和T110靶，fc=37.7 MPa；T161靶，fc=54.3 MPa；半无限靶，fc=37.7 MPa，R/fc=S=11.7。

表3 R和R/fc计算值

为得到无量纲侵彻阻力R/fc与钢管边长L(mm)的关系，令y=R/fc，根据表3的R/fc平均值，采用Lorentz函数进行非线性拟合，即

(3)

式中：y=y0=11.7为水平渐近线，对应于半无限靶；L=L0时，y有极大值，L0为理论最佳边长；参数L0、a、b取为对应于最大相关系数(0.993)的值：L0=40 mm，a=2 538.9，b=70.1。

图12给出了式(3)与表3计算值的比较，其中：实线部分(L≥55 mm，拟合曲线分段1)，精度较髙，反映了R/fc随L变化的趋势；虚线部分(L<55 mm，拟合曲线分段2)，无试验数据，仅供参考。

图12 无量纲侵彻阻力R/fc与正六边形钢管边长L的关系

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

由表3和图12可得：

(1) 正六边形钢管约束混凝土靶的侵彻阻力与钢管边长和混凝土强度有关。钢管壁厚相同时，钢管边长越小或混凝土强度越高，R越大，T110靶的R平均值比T132和T120靶分别增大了16.8%和3.3%，而混凝土强度最高的T161靶平均侵彻阻力最大；钢管边长越小，无量纲侵彻阻力R/fc越大，T110靶的R/fc平均值比T161、T132和T120靶分别增大了43.3%、17.1%和3.3%。

(2) T110靶与T120靶相比，侵彻阻力R(R/fc)仅增大了3.3%，即钢管边长减小到一定程度后，进一步减小边长对提高侵彻阻力的作用不大。由拟合曲线，当L大于150 mm时，R/fc变化很小，已趋于半无限靶；当L=L0=40 mm时，R/fc有极大值(34.8)，但根据文献[11]，钢管直径过小(小于90 mm)，极易发生钢管穿孔、鼓包或严重塑性变形等情况，导致靶的防护能力下降。综上分析，对于本文试验弹丸，正六边形钢管(壁厚3.5 mm)的合理边长为50～150 mm。

3 结 论

本文进行了12.7 mm钨芯穿甲弹侵彻不同边长正六边形钢管约束混凝土靶试验，得到了靶的损伤模式和主要损伤参数，分析了钢管边长对抗侵彻性能的影响。结果表明：

(1) 钢管边长和撞击速度对漏斗坑体积和深度都有影响，边长越大或撞击速度越高，漏斗坑的体积和深度越大。

(2) 钢管边长对侵彻深度和侵彻阻力有较大影响，钢管边长越小，侵彻深度越小，侵彻阻力越大。当撞击速度约为600 m/s时，T110靶比T120和T132靶的侵彻深度分别减小了10.6%和19.1%；T110靶的无量纲侵彻阻力平均值比T161、T132和T120靶分别增大了43.3%、17.1%和3.3%。对于本文试验的弹丸和钢管壁厚，正六边形钢管的合理边长为50～150 mm。