大范圍著速下混凝土靶抗沖擊試驗研究綜述

程怡豪，王明洋，2，施存程，3，李 浪，孫 敖

（1.解放軍理工大學 爆炸沖擊防災減災國家重點實驗室，江蘇 南京210007；2.南京理工大學 機械工程學院，江蘇 南京210094；3.第二炮兵指揮學院，湖北 武漢430012；4.總參工程兵科研三所，河南 洛陽471023）

20世紀40年代初，針對混凝土材料的抗沖擊性能的研究首先在軍事領域起步并迅速發展，經歷了二戰結束初期的短暫停滯后，隨著核電站防護殼等考慮抗事故型沖擊需求的工程建設興起再度獲得重視［1-4］.通過大量的試驗成果，人們初步摸清了靶體的主要物理力學參量對侵徹局部效應的影響規律，并得出諸多經驗公式和半經驗公式.其中絕大多數公式只包含單軸抗壓強度、抗拉強度和密度等極少數易測得的靶體宏觀參數，再通過試驗擬合參數來綜合考慮其他因素的影響［4］，少數公式顯式地考慮了配筋率和骨料尺寸（如修正Petry、Kar公式和Whiffen公式）.這樣的處理大大簡化了分析過程并提高了工程應用價值，但導致混凝土材料各組元對混凝土抗沖擊與侵徹的貢獻被不同程度地忽略了.

伴隨著新型（超）高速動能武器的發展和針對事故型低速沖擊問題研究的深入，鋼筋混凝土抗沖擊試驗速度范圍不斷向兩端擴展，許多新的試驗現象和問題引起了關注與思考，而目前完善解決這些問題的理論模型仍有許多工作亟待完成.在此之前，充分利用既有的試驗結果來描繪從低速到超高速范圍內（鋼筋）混凝土材料的抗沖擊效應的全貌顯得很有必要.本文首先總結了目前主要的速度分區方法，建議了綜合考慮材料動力學響應特征和表觀侵徹行為的4個速度區間；再從試驗的宏觀現象和數據出發，定性綜述了不同速度區間下混凝土靶體的破壞特征和若干重要因素對靶體響應的影響規律；最后對未來的研究方向提出若干建議.除特別指出外，本文主要考慮非貫穿條件下混凝土厚靶的局部破壞效應，對分層靶和薄靶不作過多論述，對彈體參數也不作專門討論.

1 速度分區標準的探討

研究表明，沖擊條件下混凝土靶體的破壞效應是局部響應（正面開坑、侵徹、震塌、沖塞、貫穿）和整體響應（彎曲、剪切、“膜”力效應、徑向裂紋擴展）的耦合［1，4］.目前大量試驗圍繞高強度鋼彈或合金彈體對混凝土厚靶的中高速侵徹問題展開，非貫穿條件下的混凝土靶的局部破壞是關注的重點，靶體響應以表面開坑和侵徹為主.此時，初始沖擊速度U 將在很大程度上成為靶體破壞特征的決定性因素，而確定合理的速度分區對研究和討論顯得十分必要.

1.1 速度分區的2種思路

目前，沖擊和侵徹問題的速度分區標準大致沿著以下2種思路.

1.1.1 沖擊初始階段材料的動力學行為 Weirauch根據材料宏觀響應特征（從局部塑性到蒸發）將初始沖擊速度在50 m／s～12km／s的范圍內進行了分區［5］，但沒有指出具體材料.Johnson［6］提出一個無量綱參數ρtU2／Y，用以評價金屬材料的撞擊行為，其中ρt 為靶體材料的密度，Y 為靶體材料的平均流動應力；這一無量綱參數能夠較好地反映材料的狀態性質，當損傷程度很大時，Y 的意義和取值不清楚.Бejiob等［7］以相變臨界點為判據給出材料的臨界沖擊速度和材料出現特定電磁輻射效應時的相撞速度范圍，但不適合用于宏觀唯象理論模型.為此，可以引入經福謙［8］建議的一維應變壓縮條件下的典型一維應力-應變關系曲線（圖1的曲線1）和靜水壓縮曲線（圖1的曲線2）.從圖1可見，隨著應力的增加，一維應力σ-應變ε 曲線依次經歷線性階段（OA）、塑性階段（AB）和擬流體靜壓階段（BC），分別記為階段I、II、III；隨著壓力的增加，曲線2不斷逼近曲線1，說明靜水應力分量比重不斷增加，材料向流體變形階段過渡.盡管上述過程是在一維應變條件下獲得的，但在沖擊壓縮初始階段，沖擊近區靶材的受力接近于一維應變，故上述過程仍成立，此時介質所處的狀態和初始沖擊速度直接相關.根據Бejiob等［7］針對多組材料的試驗和計算的結果可知，當初始沖擊馬赫數M0不超過0.01時，材料行為受限于階段I；當M0超過0.01時，可以進入階段II；當M0大于0.75時，進入階段III.這里的馬赫數M0定義為

式中：c0為材料體積波速.以混凝土材料為例（c0～4 000m／s），與上述三階段對應的沖擊速度范圍大致為：階段I（U ＜40 m／s），階段II（40 m／s＜U ＜3 000m／s），階段III（U＞3 000m／s）.階段II的跨度顯然過大，還可以進一步細分.

圖1 一維應變下的應力應變關系及對應的馬赫數范圍Fig.1 Stress-strain relationship under one dimensional strain condition and corresponding Mach ranges

1.1.2 彈靶系統的表觀侵徹現象 隨著初始沖擊速度的提高，侵徹深度出現下降并伴隨彈體彎折、成孔直徑急劇擴張等非穩定現象；當速度進一步提高時，彈體侵蝕加劇，侵徹深度繼續增加但幅度越來越小.美國Sandia國家實驗室的研究領域圖對這一過程的描述最具代表性［9］，如圖2所示.圖中，P 為侵徹深度，L 為彈體長度.從剛性彈侵徹階段過渡到半流體侵徹階段的轉變速度區間被稱為“半流體轉變速度”，半流體侵徹階段過渡到流體侵徹階段的轉變速度區間被稱為“流體轉變速度”，分割而成的3個階段分別對應不同的侵徹理論模型；Chen等［10-11］分別研究了半流體轉變速度的上限和下限的臨界判據，Tate［12］利用A-T模型從理論上分析了轉變速度的存在，Wen等［13］考慮彈體截面的變化，推導了剛體侵徹—變形侵徹—侵蝕侵徹階段的轉變條件，并和試驗結果較一致.盡管目前針對混凝土材料的轉變速度缺乏足夠的試驗和理論的支撐，對分區也尚未形成一致意見，但一般認為速度小于1km／s時基本處在剛性彈侵徹階段，接近2km／s時開始出現流體變形的特征，大于3km／s時已進入流體侵徹階段.

圖2 Sandia國家實驗室的侵徹研究速度分區圖［9］Fig.2 Velocity ranges of penetration study of Sandia National Laboratory［9］

1.2 本文建議的速度分區

綜合考慮上述2種思路，將混凝土靶侵徹速度范圍分為4個區間，如表1所示.以下綜述即分別針對這4個速度區間展開.

2 低速沖擊試驗（U＜40m／s）

在意外撞擊事故和恐怖主義蔓延的背景下，低速沖擊問題具有很現實的應用背景.這一速度區間內的破壞往往體現為整體效應和局部效應的強烈耦合，其中局部破壞多發生在結構整體變形之前或初期.從現有的研究成果來看，圍繞混凝土梁抗沖擊性能的研究相對集中［14-22］，針對纖維復合板、纖維增強混凝土構件和鋼管混凝土構件的試驗很受關注［23-28］.相對于問題的復雜程度而言，試驗研究成果比較缺乏.

2.1 鋼筋混凝土梁

美國海軍土木工程實驗室和莫斯科建筑工程學院較早開展了分別針對預應力混凝土梁［14］和鋼筋混凝土梁［15］的沖擊試驗，近10 多年來這一課題的研究成果逐漸系統起來.在國內，這方面的工作主要是近10年來開展的［19-22］.

試驗結果表明，結構的振動模態、沖擊體形狀、沖擊體和梁的質量比、沖擊速度、沖擊持續時間、梁縱筋和箍筋的含量與類型均影響破壞現象，具體表現如下.

1）和靜力集中荷載作用相比，裂縫發生在沖擊接觸區下方的局部范圍.

2）在動光彈試驗中可以觀察到波動過程僅發生在整體運動初始階段，對整體彈塑性變形的影響甚微.

表1 本文建議的混凝土沖擊速度／馬赫數區間及其主要特征Tab.1 Impact velocity／Mach ranges for concrete and corresponding characteristics

3）梁底裂縫基于震塌機制（U＞15m／s）或彎剪機制（U＜15m／s）.

4）初始法向裂縫大約發生在梁1／3處，進一步變形集中于斜裂縫所限范圍并引起縱筋屈服.

5）最終的破壞形態（塑性鉸的形成與位置、裂縫與塑性區的分布）與鋼筋類型（縱向光圓鋼筋、螺紋鋼筋、橫向密排鋼筋）和鋼筋間距相關，封閉箍筋優于非封閉箍筋.

6）沖擊位置（跨中或偏心）和沖擊體頭部形狀顯著影響破壞形態.相對于楔形沖擊體，平頭沖擊體的沖擊荷載時間較短但強度較大，沖擊動力效應明顯高于楔形彈.

2.2 鋼筋混凝土柱

柱的研究主要集中在圓形截面鋼筋混凝土柱抗汽車沖擊效應［29］.此時，主要破壞形式為汽車保險杠以下至柱基礎固端處混凝土斷裂.當U＞10m／s時，先形成水平裂縫，再發展成斜裂縫；若柱非嵌固而允許一定的水平位移，則破壞形態接近于懸臂梁.當14m／s＜U＜17m／s時，迅速出現對角裂縫并伴隨混凝土碎裂，柱上部相對于基礎發生水平位移.

2.3 鋼筋混凝土板（殼）

板在低速沖擊下的破壞特征的影響因素和梁基本相同［15，17，30］；此外，板厚 度H 和 沖 擊 體 直 徑d 之比H／d 對整體破壞和局部破壞的影響很大.試驗結果顯示：一般來說，其他條件不變，當H／d＜5時，混凝土可以視為薄板，其響應以總體響應為主，彎曲變形（或拉伸強度）起主導作用，但局部破壞效應不可忽略；當H／d＞5時，混凝土靶可以視為厚板，其響應以局部變形為主，侵徹過程以擴孔侵徹為主，其抗剪強度起重要作用.

試驗研究表明：在低速沖擊條件下，混凝土板會在背部形成發達的裂縫體系，且其耗散在侵徹、震塌或貫穿上的能量的比重小于中高速沖擊.如果僅考察整體破壞，那么鋼筋混凝土板在低速沖擊下的應力—應變過程可以分為3個階段：無裂縫階段、裂縫出現—縱筋屈服階段、縱筋屈服后階段.其中前兩個階段的界限十分模糊，而第三階段以塑性鉸線（主裂縫）發育、塑性大變形發展為標志.其中塑性鉸線的形成和分布特點主要取決于板的支承邊界條件以及沖擊體的速度.

3 中速侵徹試驗（40m／s＜U＜1km／s）

這一速度區間主要考慮靶體的侵徹局部破壞效應.試驗研究顯示，當速度＜800 m／s［31-32］時，彈體無顯著變形或質量變化，侵徹路徑無顯著偏移；經過專門設計的縮比鉆地彈甚至可以實現對混凝土的1 200km／s的正侵徹而保持彈體基本完好［33］，因此這一速度區間的侵徹被稱為“剛性彈侵徹”.長期積累的試驗數據［34-37］均表明，當沖擊速度＜1km／s時，垂直侵徹深度隨著侵徹速度的上升而近似呈線性增加，而該區間的研究是最成熟的.

3.1 靶彈直徑比

在中低速條件下，彈體直徑可以較大，但靶體尺寸相對受限，此時靶體的邊界反射效應對結果的影響不可忽視.與金屬材料不同，混凝土材料無足夠的抗拉強度和韌性來保證靶體在強烈沖擊下的完整性；沖擊效應使得彈體周圍的材料迅速破碎流動，大量的塑性功耦合到靶體中造成材料強度急劇下降而進入不穩定狀態；此時，缺乏足夠側向約束或小尺寸的靶體將無法保持完整性而崩解.為此，除了在靶體四周施加鋼箍約束之外，剛性彈侵徹試驗的靶彈直徑比通常大于25.在較低速（160～340m／s）條件下，Frew等［38］發現，當靶體直徑D 和沖擊體直徑d 之比為24、18或12時對侵徹深度和彈體過載的影響不大，但對表面成坑體積的影響較顯著.如圖3所示，隨著彈靶直徑比的逐漸增大，正面成坑體積逐漸增大.

圖3 靶彈直徑比引起混凝土靶體正面破壞形態變化［38］Fig.3 Effect of relative diameter of missile to target on front face damage［38］

3.2 粗骨料

粗骨料對混凝土的抗侵徹能力的影響最早來自于Canfield等［34］開展的試驗研究.Canfield等［34］采用3組試驗進行對比：一組為全尺寸的彈體和靶體；另兩組采用1／10彈體和1／10骨料直徑的混凝土靶體.試驗結果顯示，歸一化的侵徹深度P／d 與沖擊速度U 之間的關系曲線在兩組試驗中幾乎重合，且隨著速度的增加而近似線性增加（見圖4）.

Canfield等［34］據此認為，彈體特征尺寸和骨料特征尺寸之比是侵徹相似規律的一個無量綱參數.之后，Cargile等［36，39］分別針對骨料特征尺寸為0.3、1.3、1.9、3和3.2cm 等的混凝土開展試驗研究，結果 符 合Canfield 等［34］的 結 論.Dancygier等［40］發現，相對于其他材料配合比，骨料的硬度和尺寸對貫穿極限速度和正反面的破壞程度影響最顯著.類似地，張偉等［41］在試驗中發現，當彈體較小時，直接擊中大塊骨料將使得侵徹深度顯著減小.

圖4 考慮骨料直徑差異的縮比試驗結果［34］Fig.4 Scaled tests results considering size of coarse aggregate［34］

大多數粗骨料的強度都遠高于砂漿，因此在高速沖擊過程中，骨料粒徑的減小會一定程度上削弱混凝土的抗侵徹能力.Nash等［35］的試驗顯示，當混凝土的表觀強度相同時，骨料粒徑減小40%會導致侵徹深度增加20%.Zhang等［42］發現，去除粗骨料來提高混凝土強度無法換取抗侵徹能力的有效提高（見圖5），因此粗骨料本身對抗侵徹能力有重要貢獻；可以推斷，骨料的存在顯著增加了材料破壞所耗費的斷裂能和破碎能，進而提升了靶體抗侵徹能力.Werner等［43］采用長度為51mm 的彈體，研究最大骨料粒徑對混凝土薄板的抗破片貫穿的影響，發現骨料較大的靶體可以吸收更多的彈體動能，且表面破碎的面積較小，但不會影響靶體碎片的形狀.此外，粗骨料的硬度對彈體的質量磨蝕效應影響較大［44］，骨料硬度越高，彈體質量損失越 多.Frew等［45］的試驗表明，當彈體直徑較大（20～30 mm）時，骨料硬度的大幅度提高只能少量地提高抗侵徹能力.

圖5 粗骨料和抗壓強度對混凝土侵徹深度的影響［42］Fig.5 Effect of coarse aggregate and compressive strength on penetration depth in concrete［42］

綜上可見，粗骨料影響靶體抗侵徹能力的程度與彈體和粗骨料的相對尺寸密切相關.當彈體尺寸和骨料尺寸相差不大（如破片攻擊）時，則單塊骨料的強度效應十分顯著；隨著彈體相對尺寸增加，單塊骨料的強度效應下降，骨料群和砂漿之間的黏結強度開始發揮作用.試驗結果表明，粗骨料和彈體的特征尺寸之比可以作為侵徹分析理論的相似系數之一；當彈體尺寸遠大于粗骨料時，這一系數在量綱分析過程中經常被認為是次要因素而略去.

3.3 單軸抗壓強度

目前，混凝土材料的單軸抗壓強度Yt可能是描述混凝土抗侵徹性能的最重要參量，且幾乎所有的常規速度侵徹公式均指出：混凝土材料的抗侵徹能力隨著材料強度的提高而提高［1，4］.

針對強度為10～160 MPa的混凝土的抗侵徹試驗結果證實［34-37，46］：如果不考慮其他因素，那么抗侵徹能力隨著混凝土強度的增加而增加.以O’Neil等［46］的試驗（彈體質量0.9kg）為例：157 MPa混凝土的侵徹深度是35 MPa 混凝土的50%，是104 MPa混凝土的70%.此外，Dancygier等［40］對高強混凝 土 板 進 行 侵 徹 試 驗，Langheim 等［47］對200 MPa混凝土進行侵徹試驗，Darrigade 等［48］對70 MPa的高強混凝土和140～600MPa的超高強混凝土進行侵徹試驗，均驗證了高強混凝土具有良好的抗局部沖擊性能.

由于高強混凝土的斷裂韌度較低，往往必須配合鋼纖維才能確保其延性；單純的高強度不一定能夠有效地提高抗侵徹性能.Zhang等［42］針對強度為45～235 MPa 的混凝土開展了速度為600～700 m／s的試驗，發現總體上成坑直徑和侵徹深度都隨著強度的提高而減小，但兩者與強度均不構成線性關系；當通過減小水膠比和去除粗骨料來進一步提高強度時，侵徹深度增加（見圖5）并呈現脆性破壞特征（見圖6）.吳飚等［49］發現，當混凝土強度＞80 MPa后，抗侵徹能力增加效率顯著變緩.

當混凝土強度等級在100 MPa以內時，可以認為混凝土的抗侵徹能力隨著強度的增加而增加；隨著強度等級向更高發展，必須同時考慮混凝土材料延性和斷裂韌度等其他因素的影響才能合理地評價高強混凝土的抗侵徹性能.

3.4 鋼筋

圖6 單軸抗壓強度變化（40～150 MPa）引起混凝土正面侵徹破壞形態的變化趨勢（撞擊速度約為650m／s）［42］Fig.6 Front face damage of plain concrete targets with compressive strength from 40to 150 MPa while impact velocity nearly 650m／s［42］

大量試驗表明，鋼筋對遏制混凝土靶體的整體破壞、貫穿和沖切十分關鍵，對減小靶體碎片尺寸、控制裂紋擴展也有一定作用，但對減小侵徹深度和彈體殘余速度、抑制震塌的作用不太理想.

Dancygier等［40］通過試驗（U～300 m／s）發現，鋼筋對混凝土板的抗貫穿能力幾乎無影響；只有當鋼筋體積很大時才能對背面的破壞程度起到稍許提高作用，而且作用大小和鋼筋鋪設的細節（如：是否焊接連接）有關.Бejiob等［7，50］的試驗（U＝100～650 m／s）表明，混凝土靶的配筋能夠遏制靶板整體破壞（見圖7），但是對侵徹深度的影響不大且隨著混凝土密實度的提高而顯著減小；自由表面的鋼筋分布能夠對抗侵徹起到稍許的提高作用，但這種效應會隨著鋼筋網埋設深度的增加而迅速衰減.Hanchak等［51］的試驗（U～750m／s）表明，即使擊中靶板的全部三層鋼筋，彈體殘余速度相比直接貫穿素混凝土的情況無顯著變化.在斜侵徹的情況［52］下，表層鋼筋可以提高跳彈的發生概率.

圖7 素混凝土（左）和鋼筋混凝土（右）的正面侵徹破壞特征（撞擊速度為980m／s）［50］Fig.7 Front face damage of plain concrete target（left）and reinforced concrete target（right）while impact velocity as 980m／s［50］

4 高速侵徹試驗（1km／s＜U＜2km／s）

這一速度區間的侵徹現象比較復雜，主要表現如下.1）隨著沖擊速度的增加，彈體在侵徹過程中的變形、破壞、侵蝕開始加劇，發生大角度偏航的概率陡增；2）侵徹深度和沖擊速度之間的關系不穩定，甚至出現速度增加而侵徹深度突然減小的情況.Chen等［10］將該速度稱為“半流體轉變速度”，并將與“半流體轉變速度”對應的侵徹深度視作動能鉆地武器的極限侵徹深度.

4.1 半流體轉變速度及影響因素

受發射口徑的限制，高速侵徹彈體的直徑一般很小，因此骨料的局部強度效應比較顯著.Miller等［53］通過反向彈道試驗技術獲得了混凝土靶體條件下從“剛性彈侵徹”向“半流體侵徹”過渡的諸多試驗結果.試驗中，采用僅2cm 直徑的縮比混凝土靶體反向沖擊直徑為0.05cm 的固定的鎢合金長桿彈，速度為0.9～4.3km／s，由于數據的離散性嚴重，無法做出較準確的判斷.

近10多年來，由于火炮次口徑發射技術的發展，中等直徑（10～30mm）彈丸的發射速度顯著提升，國內外針對“半流體轉變速度”的試驗研究數據豐富起來.Forrestal等［31］的試驗顯示，當速度接近1 400m／s時，鋼彈（洛氏硬度為38～45）對混凝土砂漿（20MPa）的侵徹進入不穩定階段；強度為62.8和51.0 MPa的混凝土靶的半流體轉變速度分別約為1 200m／s和1 358m／s.Frew 等［45］在幾乎相同的試驗條件下發現，當速度約為1 200m／s時，鋼彈（洛氏硬度為45）侵徹混凝土靶體（58.4 MPa）可以認為處于剛性彈侵徹階段.Mu等［54］在短桿卵形彈（洛氏硬度為42）試驗中發現，轉變速度為1 100～1 300m／s，當超過1 400m／s時已經進入半流體侵徹階段，影響轉變速度的因素包括骨料硬度、彈體強度和靶體強度等.王可慧等［55］開展了0.15 和1.5 kg彈體在1 030～1 630m／s范圍內的鋼筋混凝土靶（30～35MPa）侵徹試驗，發現在1 500m／s附近，彈體破壞突增、侵徹深度下降.

何翔等［32］的研究表明，當采用60Si2Mn 彈體（洛氏硬度為40）時，轉變速度為1 200～1 400m／s，且隨著混凝土強度的增大（C30～C80）而稍有下降；平頭彈的侵徹深度雖然較小，但轉變速度高于卵形彈；他們認為：彈體強度對轉變速度和極限侵徹深度的影響最大，彈頭形狀次之，靶體強度最小.將文獻

［31］、［32］中半流體轉變速度附近的試驗數據數據繪制于圖8 中（彈體長徑比為7～10，洛氏硬度為38～45），可見半流體轉變速度位于1 350 m／s附近，歸一化極限侵徹深度P／d 為70～95.

由于尺寸縮比的關系，上述試驗對實際尺寸彈體侵徹效應預測的指導意義仍然值得商榷（Young［56］認 為 縮 比 不 應 超 過1／3～1／4）.汪 斌等［57］的大尺寸彈體試驗（直徑為136 mm，長度為680mm，質量為52kg，速度為1 300 m／s）結果顯示，彈體侵徹6m 厚鋼筋混凝土靶（6塊C35混凝土疊合而成）后，剩余速度約為260m／s且彈道偏轉顯著，但彈體變形與侵蝕很小（均在1%量級）.

圖8 不同強度等級混凝土的半流體轉變現象 ［31-32］Fig.8 Decline trend of normalized penetration depth vs.impact velocity in penetrating concrete with different strengths［31-32］

4.2 成坑效應

成坑直徑的顯著增加是進入高速侵徹階段的重要特征.Gold等［58］在試驗中（U＝1 500～1 900m／s）較細致地記錄了彈坑各個斷面的直徑變化；他在某靶體3.8cm 深度位置處埋設了1.6cm 厚的鋼板模擬等強等厚的鋼筋層，但試驗中受到彈體沖擊激勵的鋼板整塊飛離靶板，引起了靶體表面混凝土大面積崩落，這應該是2種材料的黏結層中應力波的反射加載引起的脫層現象.Dawson等［59］采用填砂法獲得了中厚混凝土靶的貫穿后體積損失并測量了彈坑直徑，初步討論了上述參數與彈體動能之間的關系；他還發現，無論彈體是否直接擊中鋼筋，配筋都對靶體正反面的成坑體積無顯著影響.趙曉寧［60］通過對試驗后靶體的解剖，認為隨著速度的提高，在開坑區和等彈徑隧道區之間將會出現一個明顯的超彈徑隧道區.

5 超高速侵徹試驗（U＞2km／s）

當高硬度合金彈體對混凝土的沖擊速度大于2 km／s時，開始逐漸向流體侵徹（即通常認為的超高速侵徹）階段過渡.此時彈體侵蝕（即彈體長度的急劇縮短［61］）效應顯著，彈體彎折屈曲、彈道偏斜的現象隨之消退.

在超高速階段，強度效應以及鋼筋等其他靶體細節對侵徹過程的影響減弱，密度效應和可壓縮性對侵徹過程的影響趨于顯著.Dawson等［59］采用二級輕氣炮進行中等厚靶貫穿試驗，分析了鋼筋和材料選用對成坑現象的影響；Rohani等［62-63］利用聚能裝藥進行了侵徹試驗；Krause等［64］利用火炮發射高速彈丸進行了試驗；Miller等［53，61］曾利用反向彈道技術進行超高速侵徹試驗.彈頭采用的材料包括玻璃、鋼、鋁、鎢、鉭、銅等.Orphal［61］通過X 光造影技術（見圖9）發現，瞬時的侵徹深度與彈體長度的減少大致成比例變化，且最終的侵徹深度大致符合理想流體侵徹深度.可見，一維流體動力學理論在超高速侵徹混凝土中的應用是有試驗結果作為依據的.

聚能射流前端速度可以輕易突破8km／s，此時靶體強度對侵徹的影響進一步減小，其中Rohani等［62］利用聚能射流開展了對含有多種地質材料的膠結靶體的侵徹試驗.根據一般的經驗可知，當遮彈層中存在的大量與射流特征尺寸相近的不規則堅硬雜質時，射流將會被誘偏或斷裂并嚴重降低侵徹效果（Langheim 等［47］曾在1.5km／s以下的侵徹試驗中發現這一現象）；但是Rohani等［62］發現：特征尺寸為射流直徑兩倍的塊石復合混凝土遮彈層的遮彈效果優于單倍射流直徑的遮彈層.由于前者的堆積密度大于后者，可以大致地采用理想流體侵徹公式來解釋；類似地，玄武巖的強度遠高于混凝土而密度接近，但試驗結果顯示，前者的侵徹深度只稍小于后者.最近，Xiao等［65］通過試驗研究了聚能射流侵徹混凝土開孔直徑的特征.

圖9 X光造影獲得的細長鎢合金桿彈超高速侵徹混凝土靶的侵蝕過程（撞擊速度為4.6km／s）［61］Fig.9 Sequential flash X-rays of penetration of a concrete target by long tungsten rod while impact velocity as 4.6km／s［61］

由于侵徹過程初期和末期的非穩態性，真實的超高速侵徹過程比流體動力學理論假定的情況更復雜［61］.當彈體強度很高且撞擊速度大于4km／s時，試驗結果往往可以超過理想流體動力學理論預測的侵徹深度極限值；當彈形較緊湊（即長徑比L／d接近1）時，結果與上述預測的偏離更加嚴重.

6 結 語

本文介紹和建議了速度分區標準，結合國內外大量試驗成果綜述了多種要素和組分在不同速度區間內對混凝土靶體侵徹破壞現象的影響.筆者認為今后相關的研究重點如下.

（1）基于量綱分析方法的模擬侵徹試驗技術.由于試驗中彈體尺寸的限制和混凝土材料的尺度效應，現有的試驗研究結果對工程實際的實際指導意義有限；真實比例試驗存在著成本高、可重復性差的問題.若能夠利用量綱分析的相似理論，設計出合理的相似材料和模型，則可以將“低速小尺度”試驗結果推廣到“高速大尺度”的實際情況，從而提高試驗效率.

（2）進一步探索混凝土材料組分和細觀結構與宏觀力學性能的關系.混凝土本質上是一種多元復合材料，要建立更合理可靠的分析模型必須恰當考慮骨料、砂漿、鋼筋等組分與強度、斷裂韌度、密度、孔隙度等宏觀參數之間在高應變率條件下的聯系，這項工作不僅需要材料動態性能試驗與侵徹試驗的結合，更需要系統的數值模擬手段和試驗研究手段的結合.

（3）多水平、多階段、多尺度量測技術的發展.不同初速度范圍以及同一過程的不同階段的沖擊侵徹問題所對應的物理圖景和分析模型迥異且尚未實現連續過渡，這要求量測應根據研究目的建立在不同的層面和量級上并對結果審慎地區分.

（4）在充分評估混凝土靶體各要素對防護效能影響的基礎上，建立全面考慮彈體尺寸差異和速度分布的防護設計方案，加強防護材料研發和防護結構設計的針對性，不斷優化防護效能，提升防護工程設計的科學化水平.

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