鋼管約束混凝土抗侵徹性能試驗*

甄 明，蔣志剛，萬 帆，劉 飛，譚清華

(1.國防科技大學指揮軍官基礎教育學院，湖南長沙410072;2.國防科技大學航天科學與工程學院，湖南長沙410073)

設置遮彈層是地下國防工程防御鉆地彈的重要措施［1-2］。隨著深鉆地彈技術的發展［3-4］，普通混凝土遮彈結構已難以滿足防護要求，必須開發新型遮彈技術，提高遮彈層的抗侵徹能力，并考慮抗多發打擊的能力。混凝土在遮彈結構中已得到廣泛應用。但是，混凝土是一種脆性材料，抗拉強度很低，彈丸一次打擊下損傷范圍較大［5-6］，且不易修復。在混凝土中設置鋼筋［7］或摻加鋼纖維［8-10］可提高防護結構的抗沖擊性能，減少彈丸一次打擊下的損傷范圍，但不能顯著減小彈丸一次打擊下的侵徹深度，且損傷范圍仍較大。鋼管混凝土利用鋼管對核心混凝土施加側向約束，使其處于三向受壓狀態，從而延緩混凝土微裂縫的發生和發展，可有效提高抗沖擊能力［11］和抗爆能力［12］。文獻［13-14］提出了一種抗彈丸沿鋼管軸向侵徹作用的蜂窩狀鋼管混凝土遮彈結構，將其稱為鋼管約束混凝土靶。數值模擬結果［13-15］表明鋼管約束混凝土靶的抗侵徹能力高于無約束混凝土靶。現有侵徹試驗常常采用在大直徑鋼管內澆筑混凝土的靶來模擬半無限靶［16］，但由于靶徑彈徑比很大，鋼管主要起到消除自由邊界影響和作為模板的作用，這些靶不是甄明等研究的鋼管約束混凝土靶。目前，國內外關于約束混凝土抗侵徹性能的研究較少，尚未見到小直徑鋼管約束混凝土抗侵徹性能的試驗研究。

甄明等首次進行了12.7mm穿甲槍彈侵徹小直徑鋼管約束混凝土厚靶試驗，得到了靶的破壞模式及主要破壞參數，同時進行了PVC管約束混凝土厚靶比較試驗;基于侵徹試驗，建立了硬芯槍彈侵徹混凝土靶工程模型，并比較了鋼管約束混凝土靶與半無限混凝土靶的抗侵徹能力。

1 試驗方案

侵徹試驗在國防科技大學防護工程實驗室進行，試驗系統如圖1所示，包括加載裝置、測速裝置、高速攝像系統和靶體固定裝置等。測速裝置由光幕靶和六路電子測時儀(計時精度1 μs)構成;高速攝像用于輔助測量彈丸著靶姿態;靶體埋入砂箱，背面由鋼支架支撐，并利用水平儀和瞄準鏡調整靶位，盡量使彈丸沿靶軸線方向正入射。

圖1 侵徹試驗系統組成Fig.1 System of penetration experiment

試驗彈丸為12.7mm穿甲彈，通過改變裝藥量調節彈丸速度，設計著靶速度為兩種:高速(全裝藥，約840m/s)，低速(減藥，約540m/s)。彈丸質量48g，彈丸結構如圖2(a)所示，其中卵形頭鋼芯，直徑10.1 mm，長53mm，質量30 g，且侵徹試驗后未產生明顯變形，如2(b)所示。

侵徹試驗工況見表1，所有靶的厚度為300mm。為與鋼管約束混凝土對比，制作了PVC管約束混凝土試件。PVC管的強度和變形能力均很低，對混凝土的約束作用很小，PVC管約束混凝土靶相當于無約束混凝土靶。為了考察迎彈面設置鋼筋網的影響，部分試件迎彈面埋入了模擬鋼筋網的鐵絲網。鐵絲網網格尺寸5mm×5mm，鐵絲直徑0.7mm，設計埋深10～30mm。

圖2 12.7mm穿甲彈彈丸Fig.2 12.7mm APP

表1 侵徹試驗工況Tab.1 Penetration experiment conditions

混凝土原材料為:P.042.5硅酸鹽水泥;普通河砂，最大粒徑5mm，細度模數2.63;硅灰，平均粒徑0.2μm;聚羧酸型液體高效減水劑，減水率大于40%。為了避免大尺寸石子對侵徹試驗結果的影響，本次試驗混凝土沒有粗骨料，混凝土密度為2200kg/m3。按《普通混凝土力學性能試驗方法標準》［17］進行了混凝土靜力性能試驗，得到標準立方體抗壓強度和劈裂抗拉強度分別為62.3MPa和4.52MPa。

2 試驗結果

2.1 鋼管約束混凝土靶破壞模式

鋼管約束混凝土試件典型破壞現象如圖3～6所示。結果表明:所有試件迎彈面均形成了明顯漏斗坑，而背面混凝土保持完好;高速單發打擊下，核心混凝土側面產生了環向裂紋區，且有1～2道明顯的環向主裂紋(如圖3、圖4所示);三發打擊后，環向主裂紋形成了貫通裂紋(如圖5所示);低速單發打擊下，核心混凝土側面未發生明顯破壞，僅產生了少許細微裂紋(如圖6所示)。圖7為鋼管約束混凝土試件典型縱剖面，彈丸的銅皮、鉛套嵌于彈孔中，彈孔周圍有徑向裂紋。

圖3 單發，無鐵絲網，打擊速度838.2m/sFig.3 Single impact，non-wire mesh，838.2m/s

圖4 單發，單層鐵絲網，侵徹速度833.3m/sFig.4 Single impact，one layer-wire mesh，833.3m/s

圖5 三發，雙層鐵絲網Fig.5 Triple impacts，two layer-wire meshes

圖6 單發，無鐵絲網，侵徹速度543.6m/sFig.6 Single impact，non-wire mesh，543.6m/s

圖7 鋼管約束混凝土試件典型縱剖面Fig.7 Typical target profile

圖8 PVC管約束混凝土靶的破壞Fig.8 Failure mode of concrete filled in PVC tube

由于PVC管的強度和變形能力均很低，在彈丸侵徹過程中因應力波或彈丸擴孔作用而破壞，因此PVC管約束混凝土靶不具備抗多發打擊能力。在彈丸一次打擊下，外徑160mm PVC管約束混凝土試件嚴重破碎，如圖8(a)所示;外徑315mm PVC管約束混凝土試件也破壞較為嚴重，如圖8(b)所示。

2.2 鋼管約束混凝土靶破壞參數

根據圖4、圖7對破壞參數進行測量記錄，結果見表2。其中:D，H1分別為漏斗坑直徑和深度，H2，H3為環向主裂紋位置到迎彈面的距離，H4為侵徹深度，v0為著靶速度，Δd為彈著點偏心距，“空白”表示未進行測量。外徑160mm PVC管約束混凝土試件未能測得侵深等數據;外徑315mm PVC管約束混凝土試件根據混凝土上的彈痕近似測得彈丸飛離混凝土前的侵徹深度，見表3。須指出，由于彈丸未能嵌于PVC管約束混凝土試件，彈丸飛離混凝土靶體時存在剩余動能，因此表3的侵深測量數據應比實際值偏小。此外，低速打擊時，由于減小彈丸裝藥導致彈丸在飛行過程中漂移，彈丸著靶時為斜入射，侵徹深度小于正入射。

2.3 結果分析

表2 鋼管約束混凝土試件破壞參數Tab.2 Steel tube concrete targets

由表2可得:

1)彈著點偏心將使得遠離彈孔一側鋼管的約束作用減小，而靠近彈孔一側鋼管的約束作用增大，導致侵徹阻力與中心入射有所不同。彈著點偏心較小時(Δd=0～15mm)，侵徹阻力與中心入射時差別不大，彈著點對侵徹深度的影響不明顯，且由于試驗存在離散性，彈著點對侵徹深度的影響沒有規律。如:高速打擊下，5#(Δd=9.7mm，v0=829.2m/s)的侵徹深度比4#(Δd=0mm，v0=833.3m/s)小4.2%;1#(Δd=15mm，v0=838.2m/s)比19#(Δd=5mm，v0=839.3m/s)侵徹深度大4.5%。彈著點偏心較大時(Δd〉15mm)，由于遠離彈孔一側鋼管的約束作用減小較多，侵徹深度比小偏心時有所增加。如:高速打擊下，7#(Δd=16.2mm，v0=837.9m/s)比19#(Δd=5mm，v0=839.3m/s)侵徹深度大8%;低速打擊下，17#(Δd=28.4mm，v0=543.6m/s)比16#第一發(Δd=5.0mm，v0=540.9m/s)侵徹深度大12.5%。

2)單發打擊下，鋼管約束混凝土靶的漏斗坑直徑達彈徑的10倍以上，漏斗坑深度為彈徑的2～3倍，均大于半無限混凝土靶(漏斗坑直徑約為彈徑的4倍［18］，深度約為彈徑的1.5～2.5倍［19］)。主要原因是鋼管約束混凝土靶直徑較小，鋼管波阻抗遠大于混凝土，壓縮波在混凝土與鋼管界面產生反射壓縮波，加劇了對迎彈面混凝土的擠壓作用和混凝土的飛濺效應，導致漏斗坑尺寸增大。

3)迎彈面設置鋼筋網可以減小漏斗坑深度。高速打擊下，單層鐵絲網靶的漏斗坑平均深度比無鐵絲網靶減小約16%;雙層鐵絲網靶的漏斗坑平均深度比單層鐵絲網靶減小約9%。但是，迎彈面鐵絲網對漏斗坑直徑的影響不大，且對單發打擊侵徹深度的影響不明顯。如:1#、7#和19#試件的侵徹速度和彈著點偏心距相差不大，但19#(雙層鐵絲網)的侵徹深度比1#(無鐵絲網)小4.5%，而7#(雙層鐵絲網)的侵徹深度比1#(無鐵絲網)大3.4%。

4)單發高速侵徹下，靶體環向主裂紋位置H2約為193mm，H3約為218mm，而侵深H4約為205mm，即H2≤H4≤H3。

5)鋼管約束混凝土具備較強的抗多發打擊能力。4#、5#單發打擊平均侵徹深度209.5mm，16#、18#第二發打擊平均侵徹深度215mm，18#第三發侵徹深度231mm，即鋼管混凝土第二發打擊侵徹深度比單發打擊僅增加了約2.6%，第三發打擊侵徹深度比第二發打擊增加了約7.4%。這表明:當各發彈著點不是很靠近時(彈孔不重疊、不交叉)，鋼管約束混凝土抗第二發和抗第一發打擊能力相當，而抗第三發打擊的能力有所下降。

由于在彈丸侵徹過程中鋼管對混凝土施加的側向約束作用，使混凝土的徑向壓應力增大、環向拉應力減小，混凝土的強度極限和變形能力增大，因此鋼管約束混凝土的抗侵徹能力明顯優于無約束混凝土。對比表2中17#和16#、18#第一發與表3中11#、12#的侵徹深度，可知:低速打擊下，鋼管約束混凝土的侵徹深度明顯小于PVC管約束混凝土，其中16#、18#第一發的侵徹深度比12#小約15%。

表3 直徑315mm PVC管約束混凝土試件侵徹深度Tab.3 Penetration depth of concrete filled in 315mm PVC tube targets

3 侵徹深度預估公式

3.1 剛性彈侵徹半無限混凝土靶

Forrestal等［18］根據剛性卵形尖頭彈侵徹半無限混凝土靶試驗，將侵徹過程分為開坑階段和隧道侵徹階段，基于空腔膨脹理論計算隧道侵徹深度，建立了侵徹深度X的半理論半經驗公式:

其中:右邊第一項為隧道侵徹深度，第二項2d為漏斗坑深度(d為彈丸直徑);M和N*分別為彈丸質量和彈頭形狀系數，ψ=s/d為彈頭蛋形部曲率半徑(Caliber Radius Head，CRH);ρc為靶板混凝土的密度;V0和V1分別為彈丸的初始撞擊速度和隧道侵徹初始速度;R為混凝土靶侵徹阻力經驗值，需根據試驗結果計算。

Li和Chen［19］取或S=，其中fc為混凝土無側限抗壓強度(單位MPa)，將上述模型推廣到任意頭形剛性彈垂直侵徹半無限混凝土靶問題。

3.2 硬芯槍彈侵徹深度公式

類似于剛性彈侵徹半無限混凝土靶，硬芯槍彈的侵徹過程也可分為開坑階段和隧道侵徹階段。由彈丸結構組成(如圖2所示)和圖7可知:開坑階段，主要是彈丸銅皮和鉛套直接沖擊混凝土產生開坑效應，鋼芯在開坑階段前期不直接侵徹混凝土，鋼芯在開坑階段速度損失不大;隧道侵徹階段，鉛套和銅皮已無侵徹能力，主要是鋼芯侵徹混凝土。為簡化計算，忽略開坑階段鋼芯速度損失，假定隧道侵徹深度等于鋼芯初始速度為V0的侵徹深度。

在式(1)中，取漏斗坑深度為k·d(d為彈丸直徑，k由試驗得到);隧道侵徹階段，取V1=V0，彈徑取為鋼芯直徑dc，ψ為鋼芯的CRH，用鋼芯質量m代替彈丸質量M，得:

3.3 討論

對于鋼管約束混凝土侵徹試驗，取棱柱體抗壓強度fc=48.9MPa，d=12.7mm，M=48g，dc=10.1mm，m=30g，ψ=3.4，ρc=2200kg/m3。先由表2高速打擊試驗數據和式(4)計算各單發打擊的R，然后把k和R取平均值，再由式(3)計算侵徹深度，計算結果見表4。圖9給出了硬芯槍彈侵徹半無限混凝土靶和鋼管約束混凝土靶侵徹深度X與侵徹速度V0關系曲線。計算中:鋼管約束混凝土靶，k=2.6，R=692MPa;半無限靶，按文獻［18-19］取由表4和圖9可得:

1)硬芯槍彈侵徹深度公式與鋼管約束混凝土靶高速打擊試驗結果吻合較好，最大誤差約為6.0%。

2)當V0大于500m/s時，計算的鋼管約束混凝土靶侵徹深度明顯小于半無限混凝土靶，當V0取值800～900m/s時，鋼管約束混凝土靶侵徹深度比半無限混凝土靶減小約20%。

表4 鋼管約束混凝土靶侵徹深度Tab.4 Penetration depth of steel tube confined concrete targets

圖9 X-V0關系曲線Fig.9 Relation curves of X and V0

4 結論

本文進行了12.7mm穿甲槍彈侵徹小直徑鋼管約束混凝土厚靶試驗，得到了靶的破壞模式及主要破壞參數，并建立了硬芯槍彈侵徹深度公式。結果表明:

1)由于在彈丸侵徹過程中鋼管對混凝土施加的側向約束作用，鋼管約束混凝土靶抗侵徹性能優于無約束混凝土靶，且在抗多發打擊方面具有明顯優勢。

2)由于彈著點偏心使得遠離彈孔一側鋼管的約束作用減小，鋼管約束混凝土靶的抗侵徹能力與彈著點有關，彈著點大偏心時侵徹深度比小偏心時有所增加。

3)鋼管約束混凝土靶在彈丸高速打擊下的破壞模式與半無限混凝土靶顯著不同，鋼管約束混凝土靶核心混凝土側面產生了環向裂紋。

4)硬芯槍彈侵徹深度公式與鋼管約束混凝土靶高速打擊試驗結果吻合較好。

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