蜂窩鋼管約束混凝土靶抗多發打擊試驗研究

宋殿義， 譚清華， 申志強， 蔣志剛

(1. 國防科技大學 軍事基礎教育學院，長沙 410072； 2. 國防科技大學 空天科學學院，長沙 410073)

混凝土廣泛應用于防護結構，如防護墻[1]和遮彈層[2]等。這些結構必須具有良好的抗侵徹性能，包括抗多發打擊性能[3]。采用鋼管約束混凝土是提高混凝土防護結構抗侵徹性能的有效途徑[4]。目前，關于普通混凝土[5]、高強混凝土[6]和超高性能混凝土[7-8]的抗侵徹性能的研究較多，而關于約束混凝土抗侵徹性能的研究較少[9]。單孔圓鋼管約束混凝土靶抗穿甲彈侵徹試驗[10-12]表明：鋼管約束混凝土靶具有優良的抗單發和多發打擊性能，靶的損傷范圍可限制在鋼管單元內，侵徹深度可比半無限混凝土靶減小10%～20%。理論分析[13]和數值模擬表明，優化鋼管尺寸(壁厚和直徑或邊長)可有效提高鋼管約束混凝土靶的抗侵徹性能。蒙朝美等[14]進行的圓形、正方形和正六邊形鋼管約束混凝土靶抗12.7 mm穿甲彈侵徹試驗表明，正六邊形鋼管約束混凝土靶的抗侵徹性能優于圓形和正方形。最近，宋殿義等[15]和蒙朝美等[16]分別進行了12.7 mm穿甲彈侵徹不同邊長正六邊形鋼管約束混凝土靶試驗和不同形狀鋼管約束混凝土靶數值模擬，表明鋼管規格對鋼管約束混凝土靶的抗侵徹性能有重要影響，在一定范圍內，鋼管壁厚越大或邊長越小，鋼管的約束作用越大，靶的抗侵徹能力越強。文獻[17]開展了WT系列靶(正六邊形蜂窩混凝土靶)抗侵徹性能研究，表明蜂窩鋼管約束混凝土厚靶的中心單元混凝土共受到三種約束作用的影響，分別是中心單元的鋼管約束作用、中心單元混凝土的自約束作用和周邊單元的附加約束作用，因此，合理的邊長與壁厚匹配可明顯提高蜂窩鋼管約束混凝土靶的抗侵徹能力，結果表明：與單孔靶和半無限靶比較，較優匹配的WT140/4.5靶(蜂窩鋼管外接圓直徑140 mm，壁厚4.5 mm，中心單元含鋼率7.42%)的侵徹深度分別減小22.8%和19.4%。但是，現有鋼管約束混凝土抗侵徹研究主要針對結構單元(單孔靶)或抗單發打擊性能，尚無關于多孔蜂窩鋼管約束混凝土靶抗多發打擊性能研究的公開報道。

在課題組前期工作的基礎上，為進一步探索鋼管約束混凝土工程應用中存在的可能工況，本文擬開展多孔蜂窩鋼管約束混凝土靶和半無限靶抗12.7 mm穿甲彈多發打擊對比試驗，測量損傷參數，分析靶體混凝土的損傷模式和抗侵徹機理，比較蜂窩鋼管約束混凝土靶與半無限混凝土靶的抗多發打擊性能，以期為多孔蜂窩鋼管約束混凝土靶的抗多發打擊設計提供參考。

1 侵徹試驗

1.1 試驗方案

侵徹試驗原理如圖1所示。其中：12.7 mm口徑彈道槍用于發射12.7 mm彈丸，高速攝像系統(高速攝像機型號FASTCAM SA1.1，最大幀頻6.75×105fps，本文采用幀頻5×104fps)主要用于記錄彈丸著靶姿態，六路電子測時儀和光幕靶用于測量彈丸速度(近似作為撞擊速度)。

彈丸為12.7 mm穿甲彈，結構組成如圖2所示，其中鎢合金彈芯直徑7.5 mm，長度34.3 mm，質量19.7 g。彈丸撞擊速度約為800 m/s，垂直入射。

圖1 侵徹試驗裝置(mm)Fig.1 Set-ups of penetration tests (mm)

圖2 穿甲彈丸結構組成Fig.2 Structural composition of armor piercing projectile

為比較鋼管約束混凝土靶與半無限靶的抗多發打擊性能，基于Song等的研究，分別選擇單發打擊侵徹深度最小的WT140/4.5靶和正六邊形蜂窩混凝土靶中尺寸最大的WT160/3.5靶(外接圓直徑160 mm，壁厚3.5 mm)進行侵徹試驗，靶體設計如表1所示。其中：WT140/4.5和WT160/3.5為七孔正六邊形蜂窩鋼管約束混凝土靶，如圖3(a)所示，其蜂窩鋼管由Q235鋼板焊接而成，中心單元和周邊單元可分別模擬實際整體結構的中部和周邊區域；C405為圓柱形靶，如圖3(b)所示，其厚度(350 mm)較大，直徑大于30倍彈徑，可近似視為半無限靶。

WT140/4.5和WT160/3.5靶的設計彈著點，如圖3(a)所示，點①為靶中心，點②～點④為中心單元對稱軸的四分點，比較點①～點④的侵徹深度可考察蜂窩鋼管約束混凝土靶的抗多發打擊性能；點⑤和點⑥為周邊單元對稱軸的四分點(靠近中心單元一側)，主要考察相鄰單元損傷對抗彈性能的影響。為了便于比較，C405靶的彈著點按偏心距與WT140/4.5靶相同布置，如圖3(b)所示。

靶體混凝土采用C70自密實混凝土，設計配合比如表2所示。其中：水泥采用P.O52.5普通硅酸鹽水泥；粗集料為碎石，最大粒徑16 mm，針片狀含量不大于5%；細集料為中砂；拌合水為自來水；摻合料主要為固特邦公司生產的無收縮自流密實混凝土外加劑(GMA-J)[18]。混凝土標準試件(150 mm×150 mm ×150 mm)的軸心抗壓強度為73 MPa(28 d)，實測密度為2 385 kg/m3。

圖3 設計彈著點(mm)Fig.3 Design of impact points(mm)

表1 靶體設計Tab.1 Specification of the cellular STCC targets

表2 混凝土設計配合比Tab.2 Design of concrete mix proportion (kg/m3)

1.2 試驗結果

按照試驗方案，進行了三個試件共18發子彈槍擊試驗，每個試件6發，按彈著點編號從小到大進行。高速攝像表明，彈丸著靶姿態除WT160/3.5的第⑤和第⑥槍為斜入射(見圖4(a))外，其余均為正入射(見圖4(b))。

圖5為多發打擊后靶的正面(迎彈面)照片，并標注了實際彈著點位置，可見：所有靶都形成了漏斗坑，實際彈著點與設計彈著點(見圖3)存在一定的偏差，但沒有重彈現象；WT140/4.5和WT160/3.5靶，由于鋼管壁的阻裂、阻波作用，4發打擊后僅中心單元產生了漏斗坑，鋼管壁沒有明顯的塑性變形；第⑤和第⑥發打擊后，混凝土損傷仍被限制在受打擊單元內，但與中心單元相連的鋼管壁由于失去了混凝土的支撐作用，產生了明顯的彎曲變形；C405靶6發打擊后，混凝土損傷范圍覆蓋了整個靶。

圖4 彈丸著靶姿態(高速攝像)Fig.4 Incident posture of projectiles (high-speed video)

圖5 靶的正面損傷情況Fig.5 Damage of concrete at front surface

圖6為6發打擊后靶的背面照片，可見：C405靶，混凝土沒有明顯損傷；WT140/4.5和WT160/3.5靶，除鋼管壁處浮漿由于應力波的作用而脫落外，鋼管內部混凝土(核心混凝土)沒有損傷。因此，所有靶均可視為厚靶。此外，所有靶側面鋼管沒有明顯的塑性變形。

測量漏斗坑深度和體積后，采用氧割切開鋼管，觀察各單元核心混凝土側面的損傷情況，發現未被槍擊單元核心混凝土側面沒有明顯裂紋，而被槍擊單元核心混凝土側面產生了裂紋。圖7為WT140/4.5、WT160/3.5試件被槍擊單元和C405試件的側面裂紋情況。可見：WT140/4.5和WT160/3.5試件被槍擊單元的核心混凝土側面產生了徑向、環向和軸向裂紋，但裂紋寬度較小(圖中用深色筆標注)，而C405試件側面裂紋寬度較大，且延伸到了底面。核心混凝土側面損傷程度與鋼管規格和槍擊次數等因素有關：槍擊次數越多，裂紋數量越多，且裂紋寬度越大；鋼管外徑越小或壁厚越大，鋼管對核心混凝土的約束越強，裂紋數量越少，裂紋寬度也越小。中心單元為多發打擊，核心混凝土裂紋較多、寬度較大；而周邊單元為單發打擊，核心混凝土裂紋較少、寬度較小，且以環向裂紋為主。

圖6 6發打擊后靶背面Fig.6 Damage of concrete at rear surface after six impacts

圖7 試件混凝土側面損傷情況Fig.7 Damage on side surfaces of concrete targets

進一步解剖試件，得到彈道剖面，并測量侵徹深度。圖8給出了WT140/4.5和WT160/3.5試件的典型彈道剖面。C405試件混凝土破碎嚴重，未能得到較為完整的彈道剖面，圖9給出了各發子彈的彈芯位置。

圖8 WT140/4.5和WT160/3.5靶彈道剖面Fig.8 Trajectory profiles of specimens WT140/4.5 and WT160/3.5

由圖8和圖9可見：由于彈丸結構的復雜性、混凝土材料的不均勻性和先發彈丸打擊產生的混凝土損傷(漏斗坑、裂紋和彈孔)等因素的影響，彈道有不同程度的偏轉；③號、④號彈著點偏轉較大，但沒有彈道交叉現象，而WT160/3.5的⑤號彈著點由于斜入射彈道偏轉程度更大；彈芯沒有塑性變形，可視為剛性彈，彈孔直徑與彈芯直徑相當。

圖9 C405試件彈芯位置Fig.9 Position of projectile core of specimen C405

綜上所述，核心混凝土的損傷模式為“限制在蜂窩鋼管單元內的漏斗坑+彈芯侵徹形成的隧道+側面裂紋”，如圖10所示；與Song等研究中單發打擊和不同撞擊速度下(590.0～806.1 m/s)的相應多孔蜂窩鋼管約束混凝土靶試件相比，兩者的核心混凝土損傷模式類似，但本文靶體的中心單元漏斗坑更大、側面裂紋數量更多，且侵徹彈道偏轉程度更大。混凝土損傷數據如表3所示，其中：H1為6發打擊后各彈著點實測漏斗坑深度，即漏斗坑底部彈孔至鋼管頂部的距離；X為侵徹深度；V為漏斗坑體積，由填砂法測得；Δd為偏心距，即實測漏斗坑底部彈孔中心與靶心的距離；Dmin為實測與先發彈丸漏斗坑底部彈孔中心的最短距離。

圖10 單元核心混凝土損傷模式Fig.10 Damage mode of core concrete of the impacted cell

表3 多發打擊混凝土主要損傷參數Tab.3 Main damage parameters of concrete after multi-hit of projectiles

2 混凝土損傷參數分析

靶體損傷參數主要包括侵徹深度、漏斗坑體積與深度等，本節通過分析損傷參數實測值和等效侵徹阻力計算值，比較鋼管約束混凝土靶與半無限靶的抗多發打擊性能。

2.1 漏斗坑的體積與深度

圖11給出了6發和4發打擊后漏斗坑體積的比較，其中陰影部分的上、下線分別表示WT140/4.5和WT160/3.5靶6發打擊和4發打擊后的漏斗坑體積；圖12給出了H1的比較。可見：WT140/4.5和WT160/3.5靶的體積及H1差異不大；與C405靶相比，WT140/4.5和WT160/3.5靶6發打擊后的漏斗坑體積減小約78%，各彈著點H1減小14.0%～54.7%。其原因主要是：一方面，蜂窩鋼管的阻裂、阻波作用限制了混凝土的損傷范圍，漏斗坑被限制在蜂窩鋼管單元內；另一方面，蜂窩鋼管的徑向約束作用使核心混凝土處于三向受壓狀態，提高了混凝土的極限變形能力和強度。

圖11 不同類型靶漏斗坑體積對比Fig.11 Comparison of crater volume for different types of targets

圖12 不同彈著點的漏斗坑深度對比Fig.12 Comparison of crater depth for different impact points

2.2 侵徹深度與侵徹阻力

對于相同的彈丸和撞擊速度，侵徹深度越大，靶的侵徹阻力越小；先發打擊靶的損傷程度越嚴重，后發打擊的侵徹深度越大。

圖13和表4分別給出了不同彈著點侵徹深度柱狀圖和蜂窩鋼管約束混凝土靶等效侵徹阻力。其中，各彈著點隧道侵徹階段的等效侵徹阻力R根據其隧道侵徹深度(X-H2)由式(1)計算

(1)

式中：m為彈芯質量；dC為彈芯直徑；N*為彈芯頭部形狀系數；ρc為混凝土密度，本文按試驗取為2 385 kg/m3；V0為彈丸撞擊速度；H2為各彈著點本發打擊的漏斗坑深度。對于WT140/4.5和WT160/3.5靶，彈著點④～點⑥，H2=H1，取為表3實測值；彈著點①～點③，由于后發打擊的影響，通常H2

圖13 不同彈著點侵徹深度(X)比較Fig.13 Comparison of DOP (X) for different impact points

表4 等效侵徹阻力R比較Tab.4 Comparison of penetration resistance MPa

影響多發打擊侵徹深度和侵徹阻力的因素主要有鋼管的約束作用和先發打擊的損傷程度等。由圖13和表4可得：

(1) 對于彈著點①(首發打擊)，WT160/3.5與WT140/4.5比較，前者含鋼率小，侵徹深度大(約增大12%)，相應的侵徹阻力小(約減小20%)，這與閆煥敏等和宋殿義等研究中單孔鋼管約束混凝土靶的結果類似；但是，C405含鋼率最小，而侵徹深度最小(比WT140/4.5小2.2%)，其主要原因是：C405靶的直徑和厚度較大，自密實混凝土的粗骨料易下沉，試件底部(作為迎彈面)的強度高且粗骨料密集，導致侵徹深度小于WT140/4.5。

(2) 對于彈著點②～點④，總體上，由于蜂窩鋼管的約束作用，WT140/4.5和WT160/3.5靶(中心單元多發打擊)與C405靶比較，侵徹深度小、侵徹阻力大，最大侵徹深度分別減小18%和16%。WT140/4.5靶，彈著點②侵徹深度比彈著點①增大22%；彈著點③、點④，距離彈著點①的距離相近，且均距彈著點②較遠，即先發打擊的損傷相近，故侵徹深度相近，比彈著點②增大約9%，增幅減小。WT160/3.5靶，彈著點②、點③距離彈著點①較遠，先發打擊損傷較小，且彈著點③彈道發生較大偏轉，侵徹深度僅比彈著點①分別增大約8%和3%；彈著點④距離彈著點①、點③較近，先發打擊損傷較大，侵徹深度增幅較大，比彈著點①增大約22%。C405試件，彈著點②距離彈著點①較近，侵徹深度比彈著點①增大了27%；雖然彈著點③、點④距離彈著點①、點②較遠，但由于沒有蜂窩鋼管的阻裂和約束作用，侵徹深度增幅較大，比彈著點①分別增大約52%和67%。

(3) 對于彈著點⑤、點⑥，總體上，由于蜂窩鋼管的阻裂和約束作用，WT140/4.5和WT160/3.5靶的侵徹深度較C405靶小。WT140/4.5靶，由于先發打擊降低了相鄰單元鋼管的約束作用，彈著點⑤、點⑥與彈著點①比較，侵徹深度分別增大了23%和30%；而WT160/3.5靶，彈著點⑤、點⑥為斜入射，侵徹深度比彈著點①分別減小14%和增加1%。C405靶，由于沒有蜂窩鋼管，前4發打擊產生了較為嚴重的混凝土損傷，彈著點⑤、點⑥比彈著點①侵徹深度分別增大了50%和35%。

綜上所述，蜂窩鋼管約束混凝土靶抗多發打擊性能明顯優于半無限靶，究其原因是二者的多發打擊損傷模式和抗多發打擊機理不同。半無限靶侵徹過程中約束作用主要為混凝土的自約束作用，由于缺乏鋼管的約束與阻裂作用，先發打擊后裂紋發展范圍較大，混凝土的自約束作用明顯消弱，同時，其迎彈面漏斗坑尺寸也較大，導致后發打擊侵徹深度明顯增大。隨著打擊次數的增加，混凝土損傷積累嚴重，抗侵徹能力下降，侵徹深度逐漸增大。蜂窩鋼管約束混凝土靶的中心單元混凝土不但受到中心單元混凝土的自約束作用，而且還受到中心單元的鋼管約束作用和周邊單元的附加約束作用，先發打擊雖然削弱了中心單元混凝土的自約束作用，但中心單元的鋼管約束作用和周邊單元的附加約束作用明顯，使損傷范圍仍被限制在被打擊單元內。在被打擊單元范圍內，先發彈丸的侵徹破壞效應導致后發彈丸受到非對稱力作用，加劇了彈道的偏轉，從而使侵徹深度增幅下降，甚至可能出現后發彈丸侵徹深度小于先發的現象。

3 結 論

進行了12.7 mm鎢芯槍彈多發打擊多孔鋼管約束混凝土靶與半無限靶的對比試驗。

(1) 蜂窩鋼管約束混凝土靶核心混凝土的損傷模式為“限制在蜂窩鋼管單元內的漏斗坑+彈芯侵徹形成的隧道+側面裂紋”，與單發打擊和不同撞擊速度條件下試件核心混凝土的損傷模式相似，鋼管邊長和壁厚對核心混凝土的約束作用影響明顯；但多發打擊的靶體損傷更為嚴重，且彈道偏轉更大。

(2) 由于蜂窩鋼管的阻裂、阻波和約束作用，蜂窩鋼管約束混凝土靶抗多發打擊性能明顯優于半無限靶。對于本文試驗，WT140/4.5試件與C405試件比較，6發打擊的漏斗坑體積與深度分別減小約55%和78%，4發打擊的最大侵徹深度減小約18%。

(3) 半無限靶先發打擊產生的混凝土損傷對后發打擊的侵徹深度有較大影響，打擊次數越多損傷程度越大，侵徹深度增幅越大。蜂窩鋼管約束混凝土靶的損傷范圍可被限制在被打擊單元的鋼管之內，先發彈丸的侵徹破壞效應導致后發彈丸受到非對稱力作用，導致后發彈丸彈道偏轉明顯，從而使侵徹深度增幅下降；相鄰單元先發打擊混凝土損傷會降低鋼管的約束作用，導致后發打擊的侵徹深度增大。