蜂窝钢管约束混凝土靶抗多发打击试验研究

宋殿义， 谭清华， 申志强， 蒋志刚

(1. 国防科技大学 军事基础教育学院，长沙 410072； 2. 国防科技大学 空天科学学院，长沙 410073)

混凝土广泛应用于防护结构，如防护墙[1]和遮弹层[2]等。这些结构必须具有良好的抗侵彻性能，包括抗多发打击性能[3]。采用钢管约束混凝土是提高混凝土防护结构抗侵彻性能的有效途径[4]。目前，关于普通混凝土[5]、高强混凝土[6]和超高性能混凝土[7-8]的抗侵彻性能的研究较多，而关于约束混凝土抗侵彻性能的研究较少[9]。单孔圆钢管约束混凝土靶抗穿甲弹侵彻试验[10-12]表明：钢管约束混凝土靶具有优良的抗单发和多发打击性能，靶的损伤范围可限制在钢管单元内，侵彻深度可比半无限混凝土靶减小10%～20%。理论分析[13]和数值模拟表明，优化钢管尺寸(壁厚和直径或边长)可有效提高钢管约束混凝土靶的抗侵彻性能。蒙朝美等[14]进行的圆形、正方形和正六边形钢管约束混凝土靶抗12.7 mm穿甲弹侵彻试验表明，正六边形钢管约束混凝土靶的抗侵彻性能优于圆形和正方形。最近，宋殿义等[15]和蒙朝美等[16]分别进行了12.7 mm穿甲弹侵彻不同边长正六边形钢管约束混凝土靶试验和不同形状钢管约束混凝土靶数值模拟，表明钢管规格对钢管约束混凝土靶的抗侵彻性能有重要影响，在一定范围内，钢管壁厚越大或边长越小，钢管的约束作用越大，靶的抗侵彻能力越强。文献[17]开展了WT系列靶(正六边形蜂窝混凝土靶)抗侵彻性能研究，表明蜂窝钢管约束混凝土厚靶的中心单元混凝土共受到三种约束作用的影响，分别是中心单元的钢管约束作用、中心单元混凝土的自约束作用和周边单元的附加约束作用，因此，合理的边长与壁厚匹配可明显提高蜂窝钢管约束混凝土靶的抗侵彻能力，结果表明：与单孔靶和半无限靶比较，较优匹配的WT140/4.5靶(蜂窝钢管外接圆直径140 mm，壁厚4.5 mm，中心单元含钢率7.42%)的侵彻深度分别减小22.8%和19.4%。但是，现有钢管约束混凝土抗侵彻研究主要针对结构单元(单孔靶)或抗单发打击性能，尚无关于多孔蜂窝钢管约束混凝土靶抗多发打击性能研究的公开报道。

在课题组前期工作的基础上，为进一步探索钢管约束混凝土工程应用中存在的可能工况，本文拟开展多孔蜂窝钢管约束混凝土靶和半无限靶抗12.7 mm穿甲弹多发打击对比试验，测量损伤参数，分析靶体混凝土的损伤模式和抗侵彻机理，比较蜂窝钢管约束混凝土靶与半无限混凝土靶的抗多发打击性能，以期为多孔蜂窝钢管约束混凝土靶的抗多发打击设计提供参考。

1 侵彻试验

1.1 试验方案

侵彻试验原理如图1所示。其中：12.7 mm口径弹道枪用于发射12.7 mm弹丸，高速摄像系统(高速摄像机型号FASTCAM SA1.1，最大帧频6.75×105fps，本文采用帧频5×104fps)主要用于记录弹丸着靶姿态，六路电子测时仪和光幕靶用于测量弹丸速度(近似作为撞击速度)。

弹丸为12.7 mm穿甲弹，结构组成如图2所示，其中钨合金弹芯直径7.5 mm，长度34.3 mm，质量19.7 g。弹丸撞击速度约为800 m/s，垂直入射。

图1 侵彻试验装置(mm)Fig.1 Set-ups of penetration tests (mm)

图2 穿甲弹丸结构组成Fig.2 Structural composition of armor piercing projectile

为比较钢管约束混凝土靶与半无限靶的抗多发打击性能，基于Song等的研究，分别选择单发打击侵彻深度最小的WT140/4.5靶和正六边形蜂窝混凝土靶中尺寸最大的WT160/3.5靶(外接圆直径160 mm，壁厚3.5 mm)进行侵彻试验，靶体设计如表1所示。其中：WT140/4.5和WT160/3.5为七孔正六边形蜂窝钢管约束混凝土靶，如图3(a)所示，其蜂窝钢管由Q235钢板焊接而成，中心单元和周边单元可分别模拟实际整体结构的中部和周边区域；C405为圆柱形靶，如图3(b)所示，其厚度(350 mm)较大，直径大于30倍弹径，可近似视为半无限靶。

WT140/4.5和WT160/3.5靶的设计弹着点，如图3(a)所示，点①为靶中心，点②～点④为中心单元对称轴的四分点，比较点①～点④的侵彻深度可考察蜂窝钢管约束混凝土靶的抗多发打击性能；点⑤和点⑥为周边单元对称轴的四分点(靠近中心单元一侧)，主要考察相邻单元损伤对抗弹性能的影响。为了便于比较，C405靶的弹着点按偏心距与WT140/4.5靶相同布置，如图3(b)所示。

靶体混凝土采用C70自密实混凝土，设计配合比如表2所示。其中：水泥采用P.O52.5普通硅酸盐水泥；粗集料为碎石，最大粒径16 mm，针片状含量不大于5%；细集料为中砂；拌合水为自来水；掺合料主要为固特邦公司生产的无收缩自流密实混凝土外加剂(GMA-J)[18]。混凝土标准试件(150 mm×150 mm ×150 mm)的轴心抗压强度为73 MPa(28 d)，实测密度为2 385 kg/m3。

图3 设计弹着点(mm)Fig.3 Design of impact points(mm)

表1 靶体设计Tab.1 Specification of the cellular STCC targets

表2 混凝土设计配合比Tab.2 Design of concrete mix proportion (kg/m3)

1.2 试验结果

按照试验方案，进行了三个试件共18发子弹枪击试验，每个试件6发，按弹着点编号从小到大进行。高速摄像表明，弹丸着靶姿态除WT160/3.5的第⑤和第⑥枪为斜入射(见图4(a))外，其余均为正入射(见图4(b))。

图5为多发打击后靶的正面(迎弹面)照片，并标注了实际弹着点位置，可见：所有靶都形成了漏斗坑，实际弹着点与设计弹着点(见图3)存在一定的偏差，但没有重弹现象；WT140/4.5和WT160/3.5靶，由于钢管壁的阻裂、阻波作用，4发打击后仅中心单元产生了漏斗坑，钢管壁没有明显的塑性变形；第⑤和第⑥发打击后，混凝土损伤仍被限制在受打击单元内，但与中心单元相连的钢管壁由于失去了混凝土的支撑作用，产生了明显的弯曲变形；C405靶6发打击后，混凝土损伤范围覆盖了整个靶。

图4 弹丸着靶姿态(高速摄像)Fig.4 Incident posture of projectiles (high-speed video)

图5 靶的正面损伤情况Fig.5 Damage of concrete at front surface

图6为6发打击后靶的背面照片，可见：C405靶，混凝土没有明显损伤；WT140/4.5和WT160/3.5靶，除钢管壁处浮浆由于应力波的作用而脱落外，钢管内部混凝土(核心混凝土)没有损伤。因此，所有靶均可视为厚靶。此外，所有靶侧面钢管没有明显的塑性变形。

测量漏斗坑深度和体积后，采用氧割切开钢管，观察各单元核心混凝土侧面的损伤情况，发现未被枪击单元核心混凝土侧面没有明显裂纹，而被枪击单元核心混凝土侧面产生了裂纹。图7为WT140/4.5、WT160/3.5试件被枪击单元和C405试件的侧面裂纹情况。可见：WT140/4.5和WT160/3.5试件被枪击单元的核心混凝土侧面产生了径向、环向和轴向裂纹，但裂纹宽度较小(图中用深色笔标注)，而C405试件侧面裂纹宽度较大，且延伸到了底面。核心混凝土侧面损伤程度与钢管规格和枪击次数等因素有关：枪击次数越多，裂纹数量越多，且裂纹宽度越大；钢管外径越小或壁厚越大，钢管对核心混凝土的约束越强，裂纹数量越少，裂纹宽度也越小。中心单元为多发打击，核心混凝土裂纹较多、宽度较大；而周边单元为单发打击，核心混凝土裂纹较少、宽度较小，且以环向裂纹为主。

图6 6发打击后靶背面Fig.6 Damage of concrete at rear surface after six impacts

图7 试件混凝土侧面损伤情况Fig.7 Damage on side surfaces of concrete targets

进一步解剖试件，得到弹道剖面，并测量侵彻深度。图8给出了WT140/4.5和WT160/3.5试件的典型弹道剖面。C405试件混凝土破碎严重，未能得到较为完整的弹道剖面，图9给出了各发子弹的弹芯位置。

图8 WT140/4.5和WT160/3.5靶弹道剖面Fig.8 Trajectory profiles of specimens WT140/4.5 and WT160/3.5

由图8和图9可见：由于弹丸结构的复杂性、混凝土材料的不均匀性和先发弹丸打击产生的混凝土损伤(漏斗坑、裂纹和弹孔)等因素的影响，弹道有不同程度的偏转；③号、④号弹着点偏转较大，但没有弹道交叉现象，而WT160/3.5的⑤号弹着点由于斜入射弹道偏转程度更大；弹芯没有塑性变形，可视为刚性弹，弹孔直径与弹芯直径相当。

图9 C405试件弹芯位置Fig.9 Position of projectile core of specimen C405

综上所述，核心混凝土的损伤模式为“限制在蜂窝钢管单元内的漏斗坑+弹芯侵彻形成的隧道+侧面裂纹”，如图10所示；与Song等研究中单发打击和不同撞击速度下(590.0～806.1 m/s)的相应多孔蜂窝钢管约束混凝土靶试件相比，两者的核心混凝土损伤模式类似，但本文靶体的中心单元漏斗坑更大、侧面裂纹数量更多，且侵彻弹道偏转程度更大。混凝土损伤数据如表3所示，其中：H1为6发打击后各弹着点实测漏斗坑深度，即漏斗坑底部弹孔至钢管顶部的距离；X为侵彻深度；V为漏斗坑体积，由填砂法测得；Δd为偏心距，即实测漏斗坑底部弹孔中心与靶心的距离；Dmin为实测与先发弹丸漏斗坑底部弹孔中心的最短距离。

图10 单元核心混凝土损伤模式Fig.10 Damage mode of core concrete of the impacted cell

表3 多发打击混凝土主要损伤参数Tab.3 Main damage parameters of concrete after multi-hit of projectiles

2 混凝土损伤参数分析

靶体损伤参数主要包括侵彻深度、漏斗坑体积与深度等，本节通过分析损伤参数实测值和等效侵彻阻力计算值，比较钢管约束混凝土靶与半无限靶的抗多发打击性能。

2.1 漏斗坑的体积与深度

图11给出了6发和4发打击后漏斗坑体积的比较，其中阴影部分的上、下线分别表示WT140/4.5和WT160/3.5靶6发打击和4发打击后的漏斗坑体积；图12给出了H1的比较。可见：WT140/4.5和WT160/3.5靶的体积及H1差异不大；与C405靶相比，WT140/4.5和WT160/3.5靶6发打击后的漏斗坑体积减小约78%，各弹着点H1减小14.0%～54.7%。其原因主要是：一方面，蜂窝钢管的阻裂、阻波作用限制了混凝土的损伤范围，漏斗坑被限制在蜂窝钢管单元内；另一方面，蜂窝钢管的径向约束作用使核心混凝土处于三向受压状态，提高了混凝土的极限变形能力和强度。

图11 不同类型靶漏斗坑体积对比Fig.11 Comparison of crater volume for different types of targets

图12 不同弹着点的漏斗坑深度对比Fig.12 Comparison of crater depth for different impact points

2.2 侵彻深度与侵彻阻力

对于相同的弹丸和撞击速度，侵彻深度越大，靶的侵彻阻力越小；先发打击靶的损伤程度越严重，后发打击的侵彻深度越大。

图13和表4分别给出了不同弹着点侵彻深度柱状图和蜂窝钢管约束混凝土靶等效侵彻阻力。其中，各弹着点隧道侵彻阶段的等效侵彻阻力R根据其隧道侵彻深度(X-H2)由式(1)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为混凝土密度，本文按试验取为2 385 kg/m3；V0为弹丸撞击速度；H2为各弹着点本发打击的漏斗坑深度。对于WT140/4.5和WT160/3.5靶，弹着点④～点⑥，H2=H1，取为表3实测值；弹着点①～点③，由于后发打击的影响，通常H2

图13 不同弹着点侵彻深度(X)比较Fig.13 Comparison of DOP (X) for different impact points

表4 等效侵彻阻力R比较Tab.4 Comparison of penetration resistance MPa

影响多发打击侵彻深度和侵彻阻力的因素主要有钢管的约束作用和先发打击的损伤程度等。由图13和表4可得：

(1) 对于弹着点①(首发打击)，WT160/3.5与WT140/4.5比较，前者含钢率小，侵彻深度大(约增大12%)，相应的侵彻阻力小(约减小20%)，这与闫焕敏等和宋殿义等研究中单孔钢管约束混凝土靶的结果类似；但是，C405含钢率最小，而侵彻深度最小(比WT140/4.5小2.2%)，其主要原因是：C405靶的直径和厚度较大，自密实混凝土的粗骨料易下沉，试件底部(作为迎弹面)的强度高且粗骨料密集，导致侵彻深度小于WT140/4.5。

(2) 对于弹着点②～点④，总体上，由于蜂窝钢管的约束作用，WT140/4.5和WT160/3.5靶(中心单元多发打击)与C405靶比较，侵彻深度小、侵彻阻力大，最大侵彻深度分别减小18%和16%。WT140/4.5靶，弹着点②侵彻深度比弹着点①增大22%；弹着点③、点④，距离弹着点①的距离相近，且均距弹着点②较远，即先发打击的损伤相近，故侵彻深度相近，比弹着点②增大约9%，增幅减小。WT160/3.5靶，弹着点②、点③距离弹着点①较远，先发打击损伤较小，且弹着点③弹道发生较大偏转，侵彻深度仅比弹着点①分别增大约8%和3%；弹着点④距离弹着点①、点③较近，先发打击损伤较大，侵彻深度增幅较大，比弹着点①增大约22%。C405试件，弹着点②距离弹着点①较近，侵彻深度比弹着点①增大了27%；虽然弹着点③、点④距离弹着点①、点②较远，但由于没有蜂窝钢管的阻裂和约束作用，侵彻深度增幅较大，比弹着点①分别增大约52%和67%。

(3) 对于弹着点⑤、点⑥，总体上，由于蜂窝钢管的阻裂和约束作用，WT140/4.5和WT160/3.5靶的侵彻深度较C405靶小。WT140/4.5靶，由于先发打击降低了相邻单元钢管的约束作用，弹着点⑤、点⑥与弹着点①比较，侵彻深度分别增大了23%和30%；而WT160/3.5靶，弹着点⑤、点⑥为斜入射，侵彻深度比弹着点①分别减小14%和增加1%。C405靶，由于没有蜂窝钢管，前4发打击产生了较为严重的混凝土损伤，弹着点⑤、点⑥比弹着点①侵彻深度分别增大了50%和35%。

综上所述，蜂窝钢管约束混凝土靶抗多发打击性能明显优于半无限靶，究其原因是二者的多发打击损伤模式和抗多发打击机理不同。半无限靶侵彻过程中约束作用主要为混凝土的自约束作用，由于缺乏钢管的约束与阻裂作用，先发打击后裂纹发展范围较大，混凝土的自约束作用明显消弱，同时，其迎弹面漏斗坑尺寸也较大，导致后发打击侵彻深度明显增大。随着打击次数的增加，混凝土损伤积累严重，抗侵彻能力下降，侵彻深度逐渐增大。蜂窝钢管约束混凝土靶的中心单元混凝土不但受到中心单元混凝土的自约束作用，而且还受到中心单元的钢管约束作用和周边单元的附加约束作用，先发打击虽然削弱了中心单元混凝土的自约束作用，但中心单元的钢管约束作用和周边单元的附加约束作用明显，使损伤范围仍被限制在被打击单元内。在被打击单元范围内，先发弹丸的侵彻破坏效应导致后发弹丸受到非对称力作用，加剧了弹道的偏转，从而使侵彻深度增幅下降，甚至可能出现后发弹丸侵彻深度小于先发的现象。

3 结 论

进行了12.7 mm钨芯枪弹多发打击多孔钢管约束混凝土靶与半无限靶的对比试验。

(1) 蜂窝钢管约束混凝土靶核心混凝土的损伤模式为“限制在蜂窝钢管单元内的漏斗坑+弹芯侵彻形成的隧道+侧面裂纹”，与单发打击和不同撞击速度条件下试件核心混凝土的损伤模式相似，钢管边长和壁厚对核心混凝土的约束作用影响明显；但多发打击的靶体损伤更为严重，且弹道偏转更大。

(2) 由于蜂窝钢管的阻裂、阻波和约束作用，蜂窝钢管约束混凝土靶抗多发打击性能明显优于半无限靶。对于本文试验，WT140/4.5试件与C405试件比较，6发打击的漏斗坑体积与深度分别减小约55%和78%，4发打击的最大侵彻深度减小约18%。

(3) 半无限靶先发打击产生的混凝土损伤对后发打击的侵彻深度有较大影响，打击次数越多损伤程度越大，侵彻深度增幅越大。蜂窝钢管约束混凝土靶的损伤范围可被限制在被打击单元的钢管之内，先发弹丸的侵彻破坏效应导致后发弹丸受到非对称力作用，导致后发弹丸弹道偏转明显，从而使侵彻深度增幅下降；相邻单元先发打击混凝土损伤会降低钢管的约束作用，导致后发打击的侵彻深度增大。