钢管约束混凝土抗侵彻性能试验*

甄 明，蒋志刚，万 帆，刘 飞，谭清华

(1.国防科技大学指挥军官基础教育学院，湖南长沙410072;2.国防科技大学航天科学与工程学院，湖南长沙410073)

设置遮弹层是地下国防工程防御钻地弹的重要措施［1-2］。随着深钻地弹技术的发展［3-4］，普通混凝土遮弹结构已难以满足防护要求，必须开发新型遮弹技术，提高遮弹层的抗侵彻能力，并考虑抗多发打击的能力。混凝土在遮弹结构中已得到广泛应用。但是，混凝土是一种脆性材料，抗拉强度很低，弹丸一次打击下损伤范围较大［5-6］，且不易修复。在混凝土中设置钢筋［7］或掺加钢纤维［8-10］可提高防护结构的抗冲击性能，减少弹丸一次打击下的损伤范围，但不能显著减小弹丸一次打击下的侵彻深度，且损伤范围仍较大。钢管混凝土利用钢管对核心混凝土施加侧向约束，使其处于三向受压状态，从而延缓混凝土微裂缝的发生和发展，可有效提高抗冲击能力［11］和抗爆能力［12］。文献［13-14］提出了一种抗弹丸沿钢管轴向侵彻作用的蜂窝状钢管混凝土遮弹结构，将其称为钢管约束混凝土靶。数值模拟结果［13-15］表明钢管约束混凝土靶的抗侵彻能力高于无约束混凝土靶。现有侵彻试验常常采用在大直径钢管内浇筑混凝土的靶来模拟半无限靶［16］，但由于靶径弹径比很大，钢管主要起到消除自由边界影响和作为模板的作用，这些靶不是甄明等研究的钢管约束混凝土靶。目前，国内外关于约束混凝土抗侵彻性能的研究较少，尚未见到小直径钢管约束混凝土抗侵彻性能的试验研究。

甄明等首次进行了12.7mm穿甲枪弹侵彻小直径钢管约束混凝土厚靶试验，得到了靶的破坏模式及主要破坏参数，同时进行了PVC管约束混凝土厚靶比较试验;基于侵彻试验，建立了硬芯枪弹侵彻混凝土靶工程模型，并比较了钢管约束混凝土靶与半无限混凝土靶的抗侵彻能力。

1 试验方案

侵彻试验在国防科技大学防护工程实验室进行，试验系统如图1所示，包括加载装置、测速装置、高速摄像系统和靶体固定装置等。测速装置由光幕靶和六路电子测时仪(计时精度1 μs)构成;高速摄像用于辅助测量弹丸着靶姿态;靶体埋入砂箱，背面由钢支架支撑，并利用水平仪和瞄准镜调整靶位，尽量使弹丸沿靶轴线方向正入射。

图1 侵彻试验系统组成Fig.1 System of penetration experiment

试验弹丸为12.7mm穿甲弹，通过改变装药量调节弹丸速度，设计着靶速度为两种:高速(全装药，约840m/s)，低速(减药，约540m/s)。弹丸质量48g，弹丸结构如图2(a)所示，其中卵形头钢芯，直径10.1 mm，长53mm，质量30 g，且侵彻试验后未产生明显变形，如2(b)所示。

侵彻试验工况见表1，所有靶的厚度为300mm。为与钢管约束混凝土对比，制作了PVC管约束混凝土试件。PVC管的强度和变形能力均很低，对混凝土的约束作用很小，PVC管约束混凝土靶相当于无约束混凝土靶。为了考察迎弹面设置钢筋网的影响，部分试件迎弹面埋入了模拟钢筋网的铁丝网。铁丝网网格尺寸5mm×5mm，铁丝直径0.7mm，设计埋深10～30mm。

图2 12.7mm穿甲弹弹丸Fig.2 12.7mm APP

表1 侵彻试验工况Tab.1 Penetration experiment conditions

混凝土原材料为:P.042.5硅酸盐水泥;普通河砂，最大粒径5mm，细度模数2.63;硅灰，平均粒径0.2μm;聚羧酸型液体高效减水剂，减水率大于40%。为了避免大尺寸石子对侵彻试验结果的影响，本次试验混凝土没有粗骨料，混凝土密度为2200kg/m3。按《普通混凝土力学性能试验方法标准》［17］进行了混凝土静力性能试验，得到标准立方体抗压强度和劈裂抗拉强度分别为62.3MPa和4.52MPa。

2 试验结果

2.1 钢管约束混凝土靶破坏模式

钢管约束混凝土试件典型破坏现象如图3～6所示。结果表明:所有试件迎弹面均形成了明显漏斗坑，而背面混凝土保持完好;高速单发打击下，核心混凝土侧面产生了环向裂纹区，且有1～2道明显的环向主裂纹(如图3、图4所示);三发打击后，环向主裂纹形成了贯通裂纹(如图5所示);低速单发打击下，核心混凝土侧面未发生明显破坏，仅产生了少许细微裂纹(如图6所示)。图7为钢管约束混凝土试件典型纵剖面，弹丸的铜皮、铅套嵌于弹孔中，弹孔周围有径向裂纹。

图3 单发，无铁丝网，打击速度838.2m/sFig.3 Single impact，non-wire mesh，838.2m/s

图4 单发，单层铁丝网，侵彻速度833.3m/sFig.4 Single impact，one layer-wire mesh，833.3m/s

图5 三发，双层铁丝网Fig.5 Triple impacts，two layer-wire meshes

图6 单发，无铁丝网，侵彻速度543.6m/sFig.6 Single impact，non-wire mesh，543.6m/s

图7 钢管约束混凝土试件典型纵剖面Fig.7 Typical target profile

图8 PVC管约束混凝土靶的破坏Fig.8 Failure mode of concrete filled in PVC tube

由于PVC管的强度和变形能力均很低，在弹丸侵彻过程中因应力波或弹丸扩孔作用而破坏，因此PVC管约束混凝土靶不具备抗多发打击能力。在弹丸一次打击下，外径160mm PVC管约束混凝土试件严重破碎，如图8(a)所示;外径315mm PVC管约束混凝土试件也破坏较为严重，如图8(b)所示。

2.2 钢管约束混凝土靶破坏参数

根据图4、图7对破坏参数进行测量记录，结果见表2。其中:D，H1分别为漏斗坑直径和深度，H2，H3为环向主裂纹位置到迎弹面的距离，H4为侵彻深度，v0为着靶速度，Δd为弹着点偏心距，“空白”表示未进行测量。外径160mm PVC管约束混凝土试件未能测得侵深等数据;外径315mm PVC管约束混凝土试件根据混凝土上的弹痕近似测得弹丸飞离混凝土前的侵彻深度，见表3。须指出，由于弹丸未能嵌于PVC管约束混凝土试件，弹丸飞离混凝土靶体时存在剩余动能，因此表3的侵深测量数据应比实际值偏小。此外，低速打击时，由于减小弹丸装药导致弹丸在飞行过程中漂移，弹丸着靶时为斜入射，侵彻深度小于正入射。

2.3 结果分析

表2 钢管约束混凝土试件破坏参数Tab.2 Steel tube concrete targets

由表2可得:

1)弹着点偏心将使得远离弹孔一侧钢管的约束作用减小，而靠近弹孔一侧钢管的约束作用增大，导致侵彻阻力与中心入射有所不同。弹着点偏心较小时(Δd=0～15mm)，侵彻阻力与中心入射时差别不大，弹着点对侵彻深度的影响不明显，且由于试验存在离散性，弹着点对侵彻深度的影响没有规律。如:高速打击下，5#(Δd=9.7mm，v0=829.2m/s)的侵彻深度比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)侵彻深度大4.5%。弹着点偏心较大时(Δd〉15mm)，由于远离弹孔一侧钢管的约束作用减小较多，侵彻深度比小偏心时有所增加。如:高速打击下，7#(Δd=16.2mm，v0=837.9m/s)比19#(Δd=5mm，v0=839.3m/s)侵彻深度大8%;低速打击下，17#(Δd=28.4mm，v0=543.6m/s)比16#第一发(Δd=5.0mm，v0=540.9m/s)侵彻深度大12.5%。

2)单发打击下，钢管约束混凝土靶的漏斗坑直径达弹径的10倍以上，漏斗坑深度为弹径的2～3倍，均大于半无限混凝土靶(漏斗坑直径约为弹径的4倍［18］，深度约为弹径的1.5～2.5倍［19］)。主要原因是钢管约束混凝土靶直径较小，钢管波阻抗远大于混凝土，压缩波在混凝土与钢管界面产生反射压缩波，加剧了对迎弹面混凝土的挤压作用和混凝土的飞溅效应，导致漏斗坑尺寸增大。

3)迎弹面设置钢筋网可以减小漏斗坑深度。高速打击下，单层铁丝网靶的漏斗坑平均深度比无铁丝网靶减小约16%;双层铁丝网靶的漏斗坑平均深度比单层铁丝网靶减小约9%。但是，迎弹面铁丝网对漏斗坑直径的影响不大，且对单发打击侵彻深度的影响不明显。如:1#、7#和19#试件的侵彻速度和弹着点偏心距相差不大，但19#(双层铁丝网)的侵彻深度比1#(无铁丝网)小4.5%，而7#(双层铁丝网)的侵彻深度比1#(无铁丝网)大3.4%。

4)单发高速侵彻下，靶体环向主裂纹位置H2约为193mm，H3约为218mm，而侵深H4约为205mm，即H2≤H4≤H3。

5)钢管约束混凝土具备较强的抗多发打击能力。4#、5#单发打击平均侵彻深度209.5mm，16#、18#第二发打击平均侵彻深度215mm，18#第三发侵彻深度231mm，即钢管混凝土第二发打击侵彻深度比单发打击仅增加了约2.6%，第三发打击侵彻深度比第二发打击增加了约7.4%。这表明:当各发弹着点不是很靠近时(弹孔不重叠、不交叉)，钢管约束混凝土抗第二发和抗第一发打击能力相当，而抗第三发打击的能力有所下降。

由于在弹丸侵彻过程中钢管对混凝土施加的侧向约束作用，使混凝土的径向压应力增大、环向拉应力减小，混凝土的强度极限和变形能力增大，因此钢管约束混凝土的抗侵彻能力明显优于无约束混凝土。对比表2中17#和16#、18#第一发与表3中11#、12#的侵彻深度，可知:低速打击下，钢管约束混凝土的侵彻深度明显小于PVC管约束混凝土，其中16#、18#第一发的侵彻深度比12#小约15%。

表3 直径315mm PVC管约束混凝土试件侵彻深度Tab.3 Penetration depth of concrete filled in 315mm PVC tube targets

3 侵彻深度预估公式

3.1 刚性弹侵彻半无限混凝土靶

Forrestal等［18］根据刚性卵形尖头弹侵彻半无限混凝土靶试验，将侵彻过程分为开坑阶段和隧道侵彻阶段，基于空腔膨胀理论计算隧道侵彻深度，建立了侵彻深度X的半理论半经验公式:

其中:右边第一项为隧道侵彻深度，第二项2d为漏斗坑深度(d为弹丸直径);M和N*分别为弹丸质量和弹头形状系数，ψ=s/d为弹头蛋形部曲率半径(Caliber Radius Head，CRH);ρc为靶板混凝土的密度;V0和V1分别为弹丸的初始撞击速度和隧道侵彻初始速度;R为混凝土靶侵彻阻力经验值，需根据试验结果计算。

Li和Chen［19］取或S=，其中fc为混凝土无侧限抗压强度(单位MPa)，将上述模型推广到任意头形刚性弹垂直侵彻半无限混凝土靶问题。

3.2 硬芯枪弹侵彻深度公式

类似于刚性弹侵彻半无限混凝土靶，硬芯枪弹的侵彻过程也可分为开坑阶段和隧道侵彻阶段。由弹丸结构组成(如图2所示)和图7可知:开坑阶段，主要是弹丸铜皮和铅套直接冲击混凝土产生开坑效应，钢芯在开坑阶段前期不直接侵彻混凝土，钢芯在开坑阶段速度损失不大;隧道侵彻阶段，铅套和铜皮已无侵彻能力，主要是钢芯侵彻混凝土。为简化计算，忽略开坑阶段钢芯速度损失，假定隧道侵彻深度等于钢芯初始速度为V0的侵彻深度。

在式(1)中，取漏斗坑深度为k·d(d为弹丸直径，k由试验得到);隧道侵彻阶段，取V1=V0，弹径取为钢芯直径dc，ψ为钢芯的CRH，用钢芯质量m代替弹丸质量M，得:

3.3 讨论

对于钢管约束混凝土侵彻试验，取棱柱体抗压强度fc=48.9MPa，d=12.7mm，M=48g，dc=10.1mm，m=30g，ψ=3.4，ρc=2200kg/m3。先由表2高速打击试验数据和式(4)计算各单发打击的R，然后把k和R取平均值，再由式(3)计算侵彻深度，计算结果见表4。图9给出了硬芯枪弹侵彻半无限混凝土靶和钢管约束混凝土靶侵彻深度X与侵彻速度V0关系曲线。计算中:钢管约束混凝土靶，k=2.6，R=692MPa;半无限靶，按文献［18-19］取由表4和图9可得:

1)硬芯枪弹侵彻深度公式与钢管约束混凝土靶高速打击试验结果吻合较好，最大误差约为6.0%。

2)当V0大于500m/s时，计算的钢管约束混凝土靶侵彻深度明显小于半无限混凝土靶，当V0取值800～900m/s时，钢管约束混凝土靶侵彻深度比半无限混凝土靶减小约20%。

表4 钢管约束混凝土靶侵彻深度Tab.4 Penetration depth of steel tube confined concrete targets

图9 X-V0关系曲线Fig.9 Relation curves of X and V0

4 结论

本文进行了12.7mm穿甲枪弹侵彻小直径钢管约束混凝土厚靶试验，得到了靶的破坏模式及主要破坏参数，并建立了硬芯枪弹侵彻深度公式。结果表明:

1)由于在弹丸侵彻过程中钢管对混凝土施加的侧向约束作用，钢管约束混凝土靶抗侵彻性能优于无约束混凝土靶，且在抗多发打击方面具有明显优势。

2)由于弹着点偏心使得远离弹孔一侧钢管的约束作用减小，钢管约束混凝土靶的抗侵彻能力与弹着点有关，弹着点大偏心时侵彻深度比小偏心时有所增加。

3)钢管约束混凝土靶在弹丸高速打击下的破坏模式与半无限混凝土靶显著不同，钢管约束混凝土靶核心混凝土侧面产生了环向裂纹。

4)硬芯枪弹侵彻深度公式与钢管约束混凝土靶高速打击试验结果吻合较好。

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