大范围着速下混凝土靶抗冲击试验研究综述

程怡豪，王明洋，2，施存程，3，李 浪，孙 敖

（1.解放军理工大学 爆炸冲击防灾减灾国家重点实验室，江苏 南京210007；2.南京理工大学 机械工程学院，江苏 南京210094；3.第二炮兵指挥学院，湖北 武汉430012；4.总参工程兵科研三所，河南 洛阳471023）

20世纪40年代初，针对混凝土材料的抗冲击性能的研究首先在军事领域起步并迅速发展，经历了二战结束初期的短暂停滞后，随着核电站防护壳等考虑抗事故型冲击需求的工程建设兴起再度获得重视［1-4］.通过大量的试验成果，人们初步摸清了靶体的主要物理力学参量对侵彻局部效应的影响规律，并得出诸多经验公式和半经验公式.其中绝大多数公式只包含单轴抗压强度、抗拉强度和密度等极少数易测得的靶体宏观参数，再通过试验拟合参数来综合考虑其他因素的影响［4］，少数公式显式地考虑了配筋率和骨料尺寸（如修正Petry、Kar公式和Whiffen公式）.这样的处理大大简化了分析过程并提高了工程应用价值，但导致混凝土材料各组元对混凝土抗冲击与侵彻的贡献被不同程度地忽略了.

伴随着新型（超）高速动能武器的发展和针对事故型低速冲击问题研究的深入，钢筋混凝土抗冲击试验速度范围不断向两端扩展，许多新的试验现象和问题引起了关注与思考，而目前完善解决这些问题的理论模型仍有许多工作亟待完成.在此之前，充分利用既有的试验结果来描绘从低速到超高速范围内（钢筋）混凝土材料的抗冲击效应的全貌显得很有必要.本文首先总结了目前主要的速度分区方法，建议了综合考虑材料动力学响应特征和表观侵彻行为的4个速度区间；再从试验的宏观现象和数据出发，定性综述了不同速度区间下混凝土靶体的破坏特征和若干重要因素对靶体响应的影响规律；最后对未来的研究方向提出若干建议.除特别指出外，本文主要考虑非贯穿条件下混凝土厚靶的局部破坏效应，对分层靶和薄靶不作过多论述，对弹体参数也不作专门讨论.

1 速度分区标准的探讨

研究表明，冲击条件下混凝土靶体的破坏效应是局部响应（正面开坑、侵彻、震塌、冲塞、贯穿）和整体响应（弯曲、剪切、“膜”力效应、径向裂纹扩展）的耦合［1，4］.目前大量试验围绕高强度钢弹或合金弹体对混凝土厚靶的中高速侵彻问题展开，非贯穿条件下的混凝土靶的局部破坏是关注的重点，靶体响应以表面开坑和侵彻为主.此时，初始冲击速度U 将在很大程度上成为靶体破坏特征的决定性因素，而确定合理的速度分区对研究和讨论显得十分必要.

1.1 速度分区的2种思路

目前，冲击和侵彻问题的速度分区标准大致沿着以下2种思路.

1.1.1 冲击初始阶段材料的动力学行为 Weirauch根据材料宏观响应特征（从局部塑性到蒸发）将初始冲击速度在50 m／s～12km／s的范围内进行了分区［5］，但没有指出具体材料.Johnson［6］提出一个无量纲参数ρtU2／Y，用以评价金属材料的撞击行为，其中ρt 为靶体材料的密度，Y 为靶体材料的平均流动应力；这一无量纲参数能够较好地反映材料的状态性质，当损伤程度很大时，Y 的意义和取值不清楚.Бejiob等［7］以相变临界点为判据给出材料的临界冲击速度和材料出现特定电磁辐射效应时的相撞速度范围，但不适合用于宏观唯象理论模型.为此，可以引入经福谦［8］建议的一维应变压缩条件下的典型一维应力-应变关系曲线（图1的曲线1）和静水压缩曲线（图1的曲线2）.从图1可见，随着应力的增加，一维应力σ-应变ε 曲线依次经历线性阶段（OA）、塑性阶段（AB）和拟流体静压阶段（BC），分别记为阶段I、II、III；随着压力的增加，曲线2不断逼近曲线1，说明静水应力分量比重不断增加，材料向流体变形阶段过渡.尽管上述过程是在一维应变条件下获得的，但在冲击压缩初始阶段，冲击近区靶材的受力接近于一维应变，故上述过程仍成立，此时介质所处的状态和初始冲击速度直接相关.根据Бejiob等［7］针对多组材料的试验和计算的结果可知，当初始冲击马赫数M0不超过0.01时，材料行为受限于阶段I；当M0超过0.01时，可以进入阶段II；当M0大于0.75时，进入阶段III.这里的马赫数M0定义为

式中：c0为材料体积波速.以混凝土材料为例（c0～4 000m／s），与上述三阶段对应的冲击速度范围大致为：阶段I（U ＜40 m／s），阶段II（40 m／s＜U ＜3 000m／s），阶段III（U＞3 000m／s）.阶段II的跨度显然过大，还可以进一步细分.

图1 一维应变下的应力应变关系及对应的马赫数范围Fig.1 Stress-strain relationship under one dimensional strain condition and corresponding Mach ranges

1.1.2 弹靶系统的表观侵彻现象 随着初始冲击速度的提高，侵彻深度出现下降并伴随弹体弯折、成孔直径急剧扩张等非稳定现象；当速度进一步提高时，弹体侵蚀加剧，侵彻深度继续增加但幅度越来越小.美国Sandia国家实验室的研究领域图对这一过程的描述最具代表性［9］，如图2所示.图中，P 为侵彻深度，L 为弹体长度.从刚性弹侵彻阶段过渡到半流体侵彻阶段的转变速度区间被称为“半流体转变速度”，半流体侵彻阶段过渡到流体侵彻阶段的转变速度区间被称为“流体转变速度”，分割而成的3个阶段分别对应不同的侵彻理论模型；Chen等［10-11］分别研究了半流体转变速度的上限和下限的临界判据，Tate［12］利用A-T模型从理论上分析了转变速度的存在，Wen等［13］考虑弹体截面的变化，推导了刚体侵彻—变形侵彻—侵蚀侵彻阶段的转变条件，并和试验结果较一致.尽管目前针对混凝土材料的转变速度缺乏足够的试验和理论的支撑，对分区也尚未形成一致意见，但一般认为速度小于1km／s时基本处在刚性弹侵彻阶段，接近2km／s时开始出现流体变形的特征，大于3km／s时已进入流体侵彻阶段.

图2 Sandia国家实验室的侵彻研究速度分区图［9］Fig.2 Velocity ranges of penetration study of Sandia National Laboratory［9］

1.2 本文建议的速度分区

综合考虑上述2种思路，将混凝土靶侵彻速度范围分为4个区间，如表1所示.以下综述即分别针对这4个速度区间展开.

2 低速冲击试验（U＜40m／s）

在意外撞击事故和恐怖主义蔓延的背景下，低速冲击问题具有很现实的应用背景.这一速度区间内的破坏往往体现为整体效应和局部效应的强烈耦合，其中局部破坏多发生在结构整体变形之前或初期.从现有的研究成果来看，围绕混凝土梁抗冲击性能的研究相对集中［14-22］，针对纤维复合板、纤维增强混凝土构件和钢管混凝土构件的试验很受关注［23-28］.相对于问题的复杂程度而言，试验研究成果比较缺乏.

2.1 钢筋混凝土梁

美国海军土木工程实验室和莫斯科建筑工程学院较早开展了分别针对预应力混凝土梁［14］和钢筋混凝土梁［15］的冲击试验，近10 多年来这一课题的研究成果逐渐系统起来.在国内，这方面的工作主要是近10年来开展的［19-22］.

试验结果表明，结构的振动模态、冲击体形状、冲击体和梁的质量比、冲击速度、冲击持续时间、梁纵筋和箍筋的含量与类型均影响破坏现象，具体表现如下.

1）和静力集中荷载作用相比，裂缝发生在冲击接触区下方的局部范围.

2）在动光弹试验中可以观察到波动过程仅发生在整体运动初始阶段，对整体弹塑性变形的影响甚微.

表1 本文建议的混凝土冲击速度／马赫数区间及其主要特征Tab.1 Impact velocity／Mach ranges for concrete and corresponding characteristics

3）梁底裂缝基于震塌机制（U＞15m／s）或弯剪机制（U＜15m／s）.

4）初始法向裂缝大约发生在梁1／3处，进一步变形集中于斜裂缝所限范围并引起纵筋屈服.

5）最终的破坏形态（塑性铰的形成与位置、裂缝与塑性区的分布）与钢筋类型（纵向光圆钢筋、螺纹钢筋、横向密排钢筋）和钢筋间距相关，封闭箍筋优于非封闭箍筋.

6）冲击位置（跨中或偏心）和冲击体头部形状显著影响破坏形态.相对于楔形冲击体，平头冲击体的冲击荷载时间较短但强度较大，冲击动力效应明显高于楔形弹.

2.2 钢筋混凝土柱

柱的研究主要集中在圆形截面钢筋混凝土柱抗汽车冲击效应［29］.此时，主要破坏形式为汽车保险杠以下至柱基础固端处混凝土断裂.当U＞10m／s时，先形成水平裂缝，再发展成斜裂缝；若柱非嵌固而允许一定的水平位移，则破坏形态接近于悬臂梁.当14m／s＜U＜17m／s时，迅速出现对角裂缝并伴随混凝土碎裂，柱上部相对于基础发生水平位移.

2.3 钢筋混凝土板（壳）

板在低速冲击下的破坏特征的影响因素和梁基本相同［15，17，30］；此外，板厚 度H 和 冲 击 体 直 径d 之比H／d 对整体破坏和局部破坏的影响很大.试验结果显示：一般来说，其他条件不变，当H／d＜5时，混凝土可以视为薄板，其响应以总体响应为主，弯曲变形（或拉伸强度）起主导作用，但局部破坏效应不可忽略；当H／d＞5时，混凝土靶可以视为厚板，其响应以局部变形为主，侵彻过程以扩孔侵彻为主，其抗剪强度起重要作用.

试验研究表明：在低速冲击条件下，混凝土板会在背部形成发达的裂缝体系，且其耗散在侵彻、震塌或贯穿上的能量的比重小于中高速冲击.如果仅考察整体破坏，那么钢筋混凝土板在低速冲击下的应力—应变过程可以分为3个阶段：无裂缝阶段、裂缝出现—纵筋屈服阶段、纵筋屈服后阶段.其中前两个阶段的界限十分模糊，而第三阶段以塑性铰线（主裂缝）发育、塑性大变形发展为标志.其中塑性铰线的形成和分布特点主要取决于板的支承边界条件以及冲击体的速度.

3 中速侵彻试验（40m／s＜U＜1km／s）

这一速度区间主要考虑靶体的侵彻局部破坏效应.试验研究显示，当速度＜800 m／s［31-32］时，弹体无显著变形或质量变化，侵彻路径无显著偏移；经过专门设计的缩比钻地弹甚至可以实现对混凝土的1 200km／s的正侵彻而保持弹体基本完好［33］，因此这一速度区间的侵彻被称为“刚性弹侵彻”.长期积累的试验数据［34-37］均表明，当冲击速度＜1km／s时，垂直侵彻深度随着侵彻速度的上升而近似呈线性增加，而该区间的研究是最成熟的.

3.1 靶弹直径比

在中低速条件下，弹体直径可以较大，但靶体尺寸相对受限，此时靶体的边界反射效应对结果的影响不可忽视.与金属材料不同，混凝土材料无足够的抗拉强度和韧性来保证靶体在强烈冲击下的完整性；冲击效应使得弹体周围的材料迅速破碎流动，大量的塑性功耦合到靶体中造成材料强度急剧下降而进入不稳定状态；此时，缺乏足够侧向约束或小尺寸的靶体将无法保持完整性而崩解.为此，除了在靶体四周施加钢箍约束之外，刚性弹侵彻试验的靶弹直径比通常大于25.在较低速（160～340m／s）条件下，Frew等［38］发现，当靶体直径D 和冲击体直径d 之比为24、18或12时对侵彻深度和弹体过载的影响不大，但对表面成坑体积的影响较显著.如图3所示，随着弹靶直径比的逐渐增大，正面成坑体积逐渐增大.

图3 靶弹直径比引起混凝土靶体正面破坏形态变化［38］Fig.3 Effect of relative diameter of missile to target on front face damage［38］

3.2 粗骨料

粗骨料对混凝土的抗侵彻能力的影响最早来自于Canfield等［34］开展的试验研究.Canfield等［34］采用3组试验进行对比：一组为全尺寸的弹体和靶体；另两组采用1／10弹体和1／10骨料直径的混凝土靶体.试验结果显示，归一化的侵彻深度P／d 与冲击速度U 之间的关系曲线在两组试验中几乎重合，且随着速度的增加而近似线性增加（见图4）.

Canfield等［34］据此认为，弹体特征尺寸和骨料特征尺寸之比是侵彻相似规律的一个无量纲参数.之后，Cargile等［36，39］分别针对骨料特征尺寸为0.3、1.3、1.9、3和3.2cm 等的混凝土开展试验研究，结果 符 合Canfield 等［34］的 结 论.Dancygier等［40］发现，相对于其他材料配合比，骨料的硬度和尺寸对贯穿极限速度和正反面的破坏程度影响最显著.类似地，张伟等［41］在试验中发现，当弹体较小时，直接击中大块骨料将使得侵彻深度显著减小.

图4 考虑骨料直径差异的缩比试验结果［34］Fig.4 Scaled tests results considering size of coarse aggregate［34］

大多数粗骨料的强度都远高于砂浆，因此在高速冲击过程中，骨料粒径的减小会一定程度上削弱混凝土的抗侵彻能力.Nash等［35］的试验显示，当混凝土的表观强度相同时，骨料粒径减小40%会导致侵彻深度增加20%.Zhang等［42］发现，去除粗骨料来提高混凝土强度无法换取抗侵彻能力的有效提高（见图5），因此粗骨料本身对抗侵彻能力有重要贡献；可以推断，骨料的存在显著增加了材料破坏所耗费的断裂能和破碎能，进而提升了靶体抗侵彻能力.Werner等［43］采用长度为51mm 的弹体，研究最大骨料粒径对混凝土薄板的抗破片贯穿的影响，发现骨料较大的靶体可以吸收更多的弹体动能，且表面破碎的面积较小，但不会影响靶体碎片的形状.此外，粗骨料的硬度对弹体的质量磨蚀效应影响较大［44］，骨料硬度越高，弹体质量损失越 多.Frew等［45］的试验表明，当弹体直径较大（20～30 mm）时，骨料硬度的大幅度提高只能少量地提高抗侵彻能力.

图5 粗骨料和抗压强度对混凝土侵彻深度的影响［42］Fig.5 Effect of coarse aggregate and compressive strength on penetration depth in concrete［42］

综上可见，粗骨料影响靶体抗侵彻能力的程度与弹体和粗骨料的相对尺寸密切相关.当弹体尺寸和骨料尺寸相差不大（如破片攻击）时，则单块骨料的强度效应十分显著；随着弹体相对尺寸增加，单块骨料的强度效应下降，骨料群和砂浆之间的黏结强度开始发挥作用.试验结果表明，粗骨料和弹体的特征尺寸之比可以作为侵彻分析理论的相似系数之一；当弹体尺寸远大于粗骨料时，这一系数在量纲分析过程中经常被认为是次要因素而略去.

3.3 单轴抗压强度

目前，混凝土材料的单轴抗压强度Yt可能是描述混凝土抗侵彻性能的最重要参量，且几乎所有的常规速度侵彻公式均指出：混凝土材料的抗侵彻能力随着材料强度的提高而提高［1，4］.

针对强度为10～160 MPa的混凝土的抗侵彻试验结果证实［34-37，46］：如果不考虑其他因素，那么抗侵彻能力随着混凝土强度的增加而增加.以O’Neil等［46］的试验（弹体质量0.9kg）为例：157 MPa混凝土的侵彻深度是35 MPa 混凝土的50%，是104 MPa混凝土的70%.此外，Dancygier等［40］对高强混凝 土 板 进 行 侵 彻 试 验，Langheim 等［47］对200 MPa混凝土进行侵彻试验，Darrigade 等［48］对70 MPa的高强混凝土和140～600MPa的超高强混凝土进行侵彻试验，均验证了高强混凝土具有良好的抗局部冲击性能.

由于高强混凝土的断裂韧度较低，往往必须配合钢纤维才能确保其延性；单纯的高强度不一定能够有效地提高抗侵彻性能.Zhang等［42］针对强度为45～235 MPa 的混凝土开展了速度为600～700 m／s的试验，发现总体上成坑直径和侵彻深度都随着强度的提高而减小，但两者与强度均不构成线性关系；当通过减小水胶比和去除粗骨料来进一步提高强度时，侵彻深度增加（见图5）并呈现脆性破坏特征（见图6）.吴飚等［49］发现，当混凝土强度＞80 MPa后，抗侵彻能力增加效率显著变缓.

当混凝土强度等级在100 MPa以内时，可以认为混凝土的抗侵彻能力随着强度的增加而增加；随着强度等级向更高发展，必须同时考虑混凝土材料延性和断裂韧度等其他因素的影响才能合理地评价高强混凝土的抗侵彻性能.

3.4 钢筋

图6 单轴抗压强度变化（40～150 MPa）引起混凝土正面侵彻破坏形态的变化趋势（撞击速度约为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］

大量试验表明，钢筋对遏制混凝土靶体的整体破坏、贯穿和冲切十分关键，对减小靶体碎片尺寸、控制裂纹扩展也有一定作用，但对减小侵彻深度和弹体残余速度、抑制震塌的作用不太理想.

Dancygier等［40］通过试验（U～300 m／s）发现，钢筋对混凝土板的抗贯穿能力几乎无影响；只有当钢筋体积很大时才能对背面的破坏程度起到稍许提高作用，而且作用大小和钢筋铺设的细节（如：是否焊接连接）有关.Бejiob等［7，50］的试验（U＝100～650 m／s）表明，混凝土靶的配筋能够遏制靶板整体破坏（见图7），但是对侵彻深度的影响不大且随着混凝土密实度的提高而显著减小；自由表面的钢筋分布能够对抗侵彻起到稍许的提高作用，但这种效应会随着钢筋网埋设深度的增加而迅速衰减.Hanchak等［51］的试验（U～750m／s）表明，即使击中靶板的全部三层钢筋，弹体残余速度相比直接贯穿素混凝土的情况无显著变化.在斜侵彻的情况［52］下，表层钢筋可以提高跳弹的发生概率.

图7 素混凝土（左）和钢筋混凝土（右）的正面侵彻破坏特征（撞击速度为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 高速侵彻试验（1km／s＜U＜2km／s）

这一速度区间的侵彻现象比较复杂，主要表现如下.1）随着冲击速度的增加，弹体在侵彻过程中的变形、破坏、侵蚀开始加剧，发生大角度偏航的概率陡增；2）侵彻深度和冲击速度之间的关系不稳定，甚至出现速度增加而侵彻深度突然减小的情况.Chen等［10］将该速度称为“半流体转变速度”，并将与“半流体转变速度”对应的侵彻深度视作动能钻地武器的极限侵彻深度.

4.1 半流体转变速度及影响因素

受发射口径的限制，高速侵彻弹体的直径一般很小，因此骨料的局部强度效应比较显著.Miller等［53］通过反向弹道试验技术获得了混凝土靶体条件下从“刚性弹侵彻”向“半流体侵彻”过渡的诸多试验结果.试验中，采用仅2cm 直径的缩比混凝土靶体反向冲击直径为0.05cm 的固定的钨合金长杆弹，速度为0.9～4.3km／s，由于数据的离散性严重，无法做出较准确的判断.

近10多年来，由于火炮次口径发射技术的发展，中等直径（10～30mm）弹丸的发射速度显著提升，国内外针对“半流体转变速度”的试验研究数据丰富起来.Forrestal等［31］的试验显示，当速度接近1 400m／s时，钢弹（洛氏硬度为38～45）对混凝土砂浆（20MPa）的侵彻进入不稳定阶段；强度为62.8和51.0 MPa的混凝土靶的半流体转变速度分别约为1 200m／s和1 358m／s.Frew 等［45］在几乎相同的试验条件下发现，当速度约为1 200m／s时，钢弹（洛氏硬度为45）侵彻混凝土靶体（58.4 MPa）可以认为处于刚性弹侵彻阶段.Mu等［54］在短杆卵形弹（洛氏硬度为42）试验中发现，转变速度为1 100～1 300m／s，当超过1 400m／s时已经进入半流体侵彻阶段，影响转变速度的因素包括骨料硬度、弹体强度和靶体强度等.王可慧等［55］开展了0.15 和1.5 kg弹体在1 030～1 630m／s范围内的钢筋混凝土靶（30～35MPa）侵彻试验，发现在1 500m／s附近，弹体破坏突增、侵彻深度下降.

何翔等［32］的研究表明，当采用60Si2Mn 弹体（洛氏硬度为40）时，转变速度为1 200～1 400m／s，且随着混凝土强度的增大（C30～C80）而稍有下降；平头弹的侵彻深度虽然较小，但转变速度高于卵形弹；他们认为：弹体强度对转变速度和极限侵彻深度的影响最大，弹头形状次之，靶体强度最小.将文献

［31］、［32］中半流体转变速度附近的试验数据数据绘制于图8 中（弹体长径比为7～10，洛氏硬度为38～45），可见半流体转变速度位于1 350 m／s附近，归一化极限侵彻深度P／d 为70～95.

由于尺寸缩比的关系，上述试验对实际尺寸弹体侵彻效应预测的指导意义仍然值得商榷（Young［56］认 为 缩 比 不 应 超 过1／3～1／4）.汪 斌等［57］的大尺寸弹体试验（直径为136 mm，长度为680mm，质量为52kg，速度为1 300 m／s）结果显示，弹体侵彻6m 厚钢筋混凝土靶（6块C35混凝土叠合而成）后，剩余速度约为260m／s且弹道偏转显著，但弹体变形与侵蚀很小（均在1%量级）.

图8 不同强度等级混凝土的半流体转变现象 ［31-32］Fig.8 Decline trend of normalized penetration depth vs.impact velocity in penetrating concrete with different strengths［31-32］

4.2 成坑效应

成坑直径的显著增加是进入高速侵彻阶段的重要特征.Gold等［58］在试验中（U＝1 500～1 900m／s）较细致地记录了弹坑各个断面的直径变化；他在某靶体3.8cm 深度位置处埋设了1.6cm 厚的钢板模拟等强等厚的钢筋层，但试验中受到弹体冲击激励的钢板整块飞离靶板，引起了靶体表面混凝土大面积崩落，这应该是2种材料的黏结层中应力波的反射加载引起的脱层现象.Dawson等［59］采用填砂法获得了中厚混凝土靶的贯穿后体积损失并测量了弹坑直径，初步讨论了上述参数与弹体动能之间的关系；他还发现，无论弹体是否直接击中钢筋，配筋都对靶体正反面的成坑体积无显著影响.赵晓宁［60］通过对试验后靶体的解剖，认为随着速度的提高，在开坑区和等弹径隧道区之间将会出现一个明显的超弹径隧道区.

5 超高速侵彻试验（U＞2km／s）

当高硬度合金弹体对混凝土的冲击速度大于2 km／s时，开始逐渐向流体侵彻（即通常认为的超高速侵彻）阶段过渡.此时弹体侵蚀（即弹体长度的急剧缩短［61］）效应显著，弹体弯折屈曲、弹道偏斜的现象随之消退.

在超高速阶段，强度效应以及钢筋等其他靶体细节对侵彻过程的影响减弱，密度效应和可压缩性对侵彻过程的影响趋于显著.Dawson等［59］采用二级轻气炮进行中等厚靶贯穿试验，分析了钢筋和材料选用对成坑现象的影响；Rohani等［62-63］利用聚能装药进行了侵彻试验；Krause等［64］利用火炮发射高速弹丸进行了试验；Miller等［53，61］曾利用反向弹道技术进行超高速侵彻试验.弹头采用的材料包括玻璃、钢、铝、钨、钽、铜等.Orphal［61］通过X 光造影技术（见图9）发现，瞬时的侵彻深度与弹体长度的减少大致成比例变化，且最终的侵彻深度大致符合理想流体侵彻深度.可见，一维流体动力学理论在超高速侵彻混凝土中的应用是有试验结果作为依据的.

聚能射流前端速度可以轻易突破8km／s，此时靶体强度对侵彻的影响进一步减小，其中Rohani等［62］利用聚能射流开展了对含有多种地质材料的胶结靶体的侵彻试验.根据一般的经验可知，当遮弹层中存在的大量与射流特征尺寸相近的不规则坚硬杂质时，射流将会被诱偏或断裂并严重降低侵彻效果（Langheim 等［47］曾在1.5km／s以下的侵彻试验中发现这一现象）；但是Rohani等［62］发现：特征尺寸为射流直径两倍的块石复合混凝土遮弹层的遮弹效果优于单倍射流直径的遮弹层.由于前者的堆积密度大于后者，可以大致地采用理想流体侵彻公式来解释；类似地，玄武岩的强度远高于混凝土而密度接近，但试验结果显示，前者的侵彻深度只稍小于后者.最近，Xiao等［65］通过试验研究了聚能射流侵彻混凝土开孔直径的特征.

图9 X光造影获得的细长钨合金杆弹超高速侵彻混凝土靶的侵蚀过程（撞击速度为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］

由于侵彻过程初期和末期的非稳态性，真实的超高速侵彻过程比流体动力学理论假定的情况更复杂［61］.当弹体强度很高且撞击速度大于4km／s时，试验结果往往可以超过理想流体动力学理论预测的侵彻深度极限值；当弹形较紧凑（即长径比L／d接近1）时，结果与上述预测的偏离更加严重.

6 结 语

本文介绍和建议了速度分区标准，结合国内外大量试验成果综述了多种要素和组分在不同速度区间内对混凝土靶体侵彻破坏现象的影响.笔者认为今后相关的研究重点如下.

（1）基于量纲分析方法的模拟侵彻试验技术.由于试验中弹体尺寸的限制和混凝土材料的尺度效应，现有的试验研究结果对工程实际的实际指导意义有限；真实比例试验存在着成本高、可重复性差的问题.若能够利用量纲分析的相似理论，设计出合理的相似材料和模型，则可以将“低速小尺度”试验结果推广到“高速大尺度”的实际情况，从而提高试验效率.

（2）进一步探索混凝土材料组分和细观结构与宏观力学性能的关系.混凝土本质上是一种多元复合材料，要建立更合理可靠的分析模型必须恰当考虑骨料、砂浆、钢筋等组分与强度、断裂韧度、密度、孔隙度等宏观参数之间在高应变率条件下的联系，这项工作不仅需要材料动态性能试验与侵彻试验的结合，更需要系统的数值模拟手段和试验研究手段的结合.

（3）多水平、多阶段、多尺度量测技术的发展.不同初速度范围以及同一过程的不同阶段的冲击侵彻问题所对应的物理图景和分析模型迥异且尚未实现连续过渡，这要求量测应根据研究目的建立在不同的层面和量级上并对结果审慎地区分.

（4）在充分评估混凝土靶体各要素对防护效能影响的基础上，建立全面考虑弹体尺寸差异和速度分布的防护设计方案，加强防护材料研发和防护结构设计的针对性，不断优化防护效能，提升防护工程设计的科学化水平.

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