含筋率和彈著點對鋼筋混凝土抗侵徹性能的影響*

樓建鋒,王 政,朱建士,張鳳國,洪 滔

（1.北京應用物理與計算數學研究所,北京 100094;

2.中國工程物理研究院北京研究生部,北京 100088）

1 引 言

混凝土和鋼筋是基礎設施建設的主要原料,鋼筋混凝土不僅被廣泛地應用于民用領域,而且也是重要的政治和軍事目標的建筑和防護材料。如何利用動能侵徹爆炸戰斗部有效打擊地下工事,或者如何提高地下工事的防護能力,一直是受到廣泛關注,其中,鋼筋對混凝土靶板抗侵徹能力的影響是研究上述問題的重要內容。

對動能彈侵徹鋼筋混凝土問題已進行了大量研究,以往關注較多的是動能彈頭部形狀對侵徹能力的影響[1-2];或者是對混凝土本構關系的研究[3-7],其中數值建模中對鋼筋混凝土的處理,大多采用等效強度的素混凝土替代。近年來,隨著計算機硬件的迅速發展和計算方法的不斷創新,出現了大型可視化軟件,如LS-DYNA、AUTODYN等,為動能彈侵徹鋼筋混凝土問題的建模提供了有效的工具。

鋼筋混凝土侵徹問題的仿真計算,不僅是3維問題,而且具有多介質和多滑移邊界,主要技術難度是計算的離散化處理。侵徹鋼筋混凝土問題,常用LS-DYNA、AUTODYN等有限元軟件建模[6,8],對侵徹體通常采用Lagrange方法計算,而鋼筋混凝土靶常用Lagrange方法或SPH方法。計算規模相同時,Lagrange方法計算速度快,SPH方法計算速度慢。計算模型中,對侵徹體常用六面體單元,對鋼筋采用六面體單元或beam單元處理,而對混凝土用六面體單元或SPH粒子處理。對鋼筋和混凝土都使用六面體單元處理時,計算模型初始網格的生成較困難。

在此類問題的數值模擬中,網格單元尺寸的劃分對計算結果有較大的影響。門建兵等[8]在使用AUTODYN計算侵徹混凝土類問題的研究工作中指出,彈丸半徑方向應至少具有3個網格,為得到較理想的計算結果,彈丸半徑和靶板網格邊長的比值λ應該在6.0左右,若僅關心侵徹深度,λ取值不小于4.0即可滿足計算精度要求。

在上述討論的基礎上,本文中選擇一簡單可行的計算方法,并用試驗結果進行驗證,分析含筋率和配筋方式對鋼筋混凝土靶抗侵徹性能的影響,以及彈著點對動能彈侵徹鋼筋混凝土的影響。

2 數值計算方法的建立及驗證

為研究含筋率對動能彈侵徹鋼筋混凝土的影響,綜合考慮計算效率和生成初始模型的難易,采用非線性動力軟件AUTODYN中的Lagrange算法,對侵徹體和混凝土都使用六面體單元處理,而對鋼筋采用beam單元處理,侵徹體和混凝土之間設置接觸,鋼筋和混凝土用共節點連接,計算模型示意圖如圖1所示。

為驗證計算方法的可行性,對S.J.Hanchak等[9]關于小直徑動能彈（初速為743 m/s）貫穿高強度鋼筋混凝土的試驗進行了數值計算。動能彈長143.7 mm,直徑為25.4mm,頭部形狀CRH=3。鋼筋混凝土靶尺寸為610 mm×610 mm×178 mm,混凝土中間布置3排鋼筋網,排間距離為76.2 mm,每排鋼筋以76.2 mm×76.2 mm形式編織,鋼筋直徑為5.7 mm,幾何模型如圖2所示。對于網格尺寸的選取,彈體半徑方向劃分6個網格,混凝土靶板的網格邊長是彈體半徑的1/4。

圖1 計算模型示意圖Fig.1 Schematic of the computational model

圖2 鋼筋混凝土幾何模型Fig.2 Reinforced concrete geometry

計算中,材料模型主要包括材料的狀態方程、強度模型、失效準則和侵蝕判據[10]。表1中列出了彈靶選用的材料模型,在Steinberg模型[11]中,考慮了壓力效應、溫度和塑性延展率,結合Shock狀態方程,是動能彈侵徹問題中金屬材料常用的計算模型之一;RHT模型[12]中對極限面的描述較細致,假設有3個極限面,即初始屈服極限面、最大極限面和殘余強度極限面。N.Heider等[13]用此模型進行了射流及動能彈對混凝土靶侵徹問題的數值計算。對材料參數采用AUTODYN軟件自帶的參數,動能彈材料為 T-250鋼,密度ρ=8.0 t/m3,彈性模量E=207 GPa,屈服強度 σy=1.724 GPa,泊松比ν=0.3。混凝土靶強度為140 MPa,鋼筋密度ρ=7.5 t/m3,彈性模量E=210 GPa,屈服強度σy=0.389 GPa,泊松比ν=0.284。

圖3 彈丸穿靶后靶板的毀傷情況Fig.3 Result for damage of the concrete target

圖4 穿靶過程動能彈的速度歷史曲線Fig.4 Velocity-history curve of the projectile

表1 對彈靶選用的材料模型Table 1 Material models for the projectile and target

彈丸穿靶后靶板的毀傷情況如圖3所示,圖4是穿靶過程動能彈的速度歷史曲線,計算得到的彈體剩余速度為555 m/s,與試驗測試結果544 m/s符合較好,表明上述計算方法可以用來數值模擬動能彈侵徹鋼筋混凝土類問題。

3 含筋率對鋼筋混凝土靶抗侵徹性能的影響

含筋率 Φ是影響鋼筋混凝土靶板抗侵徹能力的重要因素。實際工程建筑中,鋼筋的粗細與鋼筋編織的疏密程度,是影響體積含筋率的2個主要方面。在數值模擬中,假設彈著點在鋼筋框架的中心,通過調整鋼筋的直徑與鋼筋的疏密改變體積含筋率（見圖5）,來分析含筋率對靶板抗侵徹能力的影響。

圖5 改變體積含筋率的2種方式Fig.5 Two methods to change reinforcement ratio

3.1 調整鋼筋直徑的大小改變體積含筋率

固定鋼筋的排列方式,通過改變鋼筋的直徑d,對動能彈侵徹鋼筋混凝土靶進行了一系列數值模擬。針對下列2類模型:（1）動能彈直徑小于鋼筋間距,采用J.S.Hanchak等[9]的試驗模型,動能彈直徑為25.4 mm,鋼筋間距為76.2 mm;（2）動能彈直徑大于鋼筋間距,動能彈直徑為25.4 mm,鋼筋間距為23.2 mm;分別計算了含筋率從1%～5%的各種侵徹過程（著速為743 m/s）。

表2給出了不同含筋率下動能彈穿過靶板后的剩余速度vr、剩余動能Er和初始動能E0之比。對于模型2,不同含筋率下彈丸侵徹速度的歷史曲線如圖6所示。結果表明,動能彈在鋼筋框架中心穿過時,若動能彈直徑大于鋼筋間距,提高含筋率增強了鋼筋混凝土靶的抗侵徹能力,體積含筋率從1%提高到2%時,多消耗彈丸動能4.5%,當含筋率提高到5%的時候,多消耗10.7%;而動能彈直徑小于鋼筋間距,改變含筋率對鋼筋混凝土靶板抗侵徹能力的影響很小。

表2 不同含筋率下彈丸的剩余速度、剩余動能Table 2 Residual velocity and kinetic energy for various reinforcement ratios

3.2 調整鋼筋排列的疏密改變體積含筋率

固定鋼筋直徑為5.7 mm,通過改變鋼筋排列的疏密,即調整鋼筋間距l從76.2 mm到13.7 mm,進行了一系列數值計算。表3給出了調整鋼筋排列疏密改變含筋率得到的計算結果,可以看到,鋼筋編織越密,含筋率越高,彈丸剩余動能越小,表明鋼筋混凝土靶的抗侵徹能力越強。

圖6 在不同含筋率下彈丸侵徹速度的歷史曲線Fig.6 Velocity-history curves of the projectile for various reinforcement ratios

表3 調整鋼筋排列疏密改變含筋率得到的計算結果Table 3 Residual velocity and kinetic energy for various closeness

表4 3類典型命中位置的計算結果Table 4 Residual velocity and kinetic energy for 3 impact positions

4 彈著點對動能彈侵徹鋼筋混凝土的影響

鋼筋在混凝土中不連續、呈網格狀排列,因此動能彈命中靶板的不同位置會對侵徹結果產生影響。一般說來,彈著點的影響很難試驗驗證,實際上彈著點存在滑移,數值模擬中假定彈著點不變,概括起來,有3類典型位置（見圖7）:（1）彈丸沒有擊中鋼筋;（2）彈丸擊中1排鋼筋;（3）擊中鋼筋交叉點。

對彈靶仍采用S.J.Hanchak等[9]的試驗模型,著靶速度取700 m/s,分別對上述3類命中位置進行了侵徹計算,結果如表4所示。可以看到,彈著點對侵徹能力的影響較大。圖8顯示了不同彈著點下鋼筋混凝土靶的破壞情況,為了顯示鋼筋的破壞情況,圖中略去了表面混凝土層。

圖7 彈著點的3類典型位置Fig.7 Three typical impact positions

圖8 不同彈著點下鋼筋混凝土靶的破壞情況Fig.8 Target destruction at different impact positions

5 小 結

首先闡述了侵徹鋼筋混凝土的幾種常用的建模方法,比較優缺點后,選用AUTODYN中的Lagrange算法,對已有的動能彈侵徹鋼筋混凝土問題進行計算,計算結果與試驗數據符合較好。然后使用此方法,分析了含筋率和配筋方式對鋼筋混凝土靶抗侵徹性能的影響,以及彈著點對動能彈侵徹性能的影響。研究表明,鋼筋越粗或者鋼筋編織越密,即含筋率越高,鋼筋混凝土靶板的抗侵徹能力越強,尤其對于動能彈直徑大于靶板中鋼筋間距的情況;另外,彈著點對動能彈侵徹能力有較大影響。

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