蒙朝美， 宋殿義， 蔣志剛， 劉 飛， 譚清華

(1. 國防科學(xué)技術(shù)大學(xué) 指揮軍官基礎(chǔ)教育學(xué)院， 長沙 410072； 2. 空軍工程大學(xué) 航空工程學(xué)院， 西安 710038)

混凝土在遮彈結(jié)構(gòu)中得到了廣泛應(yīng)用[1-2]。國內(nèi)外對普通混凝土[3]、高強混凝土[4]、高性能混凝土[5]和超高性能混凝土[6-7]的抗侵徹性能進行了較多研究，但有關(guān)約束混凝土抗侵徹性能的研究較少[8]。甄明等[9-11]開展了12.7 mm硬芯槍彈侵徹小直徑圓形鋼管約束混凝土靶試驗研究，表明鋼管約束混凝土靶具有良好的抗單發(fā)和多發(fā)打擊性能。王起帆等[12]進行了直徑15 mm卵形彈侵徹蜂窩遮彈結(jié)構(gòu)與鋼筋混凝土靶的對比試驗，表明蜂窩遮彈結(jié)構(gòu)由于蜂窩鋼管的限制，損傷范圍遠小于鋼筋混凝土靶。但是，甄明等試驗所用混凝土不含粗骨料，且研究對象為圓形鋼管約束混凝土結(jié)構(gòu)單元，與實際工程應(yīng)用存在差異；而王起帆等所進行的試驗較少，未開展鋼管約束混凝土抗侵徹性能影響因素分析。多邊形鋼管約束混凝土結(jié)構(gòu)便于工程應(yīng)用，有必要開展其結(jié)構(gòu)單元抗侵徹性能研究。

基于上述背景，本文開展了12.7 mm硬芯槍彈侵徹多邊形(正六邊形和正方形)和圓形鋼管約束混凝土靶對比試驗，得到了三種形狀鋼管約束混凝土靶的破壞模式和不同撞擊速度下的侵徹深度，可為開展鋼管約束混凝土遮彈結(jié)構(gòu)抗侵徹性能研究提供指導(dǎo)。

1 試驗方案

甄明等侵徹試驗表明，對于12.7 mm硬芯槍彈侵徹無粗骨料圓形鋼管約束混凝土靶，鋼管直徑宜為114～140 mm，壁厚宜為3.5～4.5 mm，靶厚不宜小于300 mm。借鑒上述結(jié)果，基于含鋼率相同，本文設(shè)計的鋼管約束混凝土靶試件規(guī)格如表1所示，主要討論鋼管形狀的影響。其中：試件代號中字母C、T和S分別表示鋼管的形狀為圓形、正六邊形和正方形，數(shù)字(140和161、213，單位：mm)代表圓鋼管外徑或多邊形鋼管外接圓直徑；含鋼率為鋼管體積占靶總體積的百分率。C140和S213為無縫鋼管，S213的含鋼率略低于C140；T161為焊接鋼管，含鋼率與C140相同。按厚靶設(shè)計，靶厚為350 mm，著靶姿態(tài)為中心正入射。每種規(guī)格試件分別進行三種不同速度的侵徹試驗，設(shè)計撞擊速度分別為600 m/s、700 m/s和820 m/s；試驗中射擊數(shù)量根據(jù)試驗情況確定，以保證每種設(shè)計著靶速度下每種規(guī)格靶至少有一個有效侵徹深度數(shù)據(jù)。

表1 約束混凝土靶規(guī)格

試件核心混凝土采用C60自密實混凝土，實測密度為2 420 kg/m3。自然養(yǎng)護條件下(齡期35 d)邊長150 mm標準立方體試件的抗壓和劈裂強度分別為66.2 MPa和5.66 MPa，直徑150 mm、高度300 mm圓柱體試件軸心抗壓強度為54.3 MPa，詳細情況見文獻[13]。

侵徹試驗在國防科技大學(xué)防護工程實驗室進行，試驗方法同文獻[9-10]，如圖1所示。其中：12.7 mm口徑彈道槍用于發(fā)射12.7 mm硬芯槍彈，光幕靶和六路電子測時儀用于測量彈丸的撞擊速度，高速攝像系統(tǒng)用于測量彈丸的著靶姿態(tài)和記錄迎彈面混凝土破碎飛濺現(xiàn)象；靶架可以調(diào)整高度，并借助水平儀和瞄準器可使彈丸盡量正入射靶心。

試驗采用的12.7 mm硬芯槍彈由鎢芯、銅皮、鋼套、鉛套及填充物組成，同文獻[10-11]。彈丸總質(zhì)量47.4～49 g，長59.5 mm；鎢芯質(zhì)量19.7 g，長34.3 mm，直徑7.5 mm。不減藥時撞擊速度約為820 m/s，通過減藥可調(diào)整彈丸撞擊速度分別為600 m/s和700 m/s左右。

圖1 侵徹試驗原理圖

2 試驗結(jié)果

侵徹試驗分兩次進行，混凝土齡期分別為55 d和90 d，共完成了30個靶的侵徹試驗，結(jié)果如表2所示。高速攝像表明：絕大多數(shù)彈丸都基本垂直撞擊靶體，如圖2 (a)所示，但當撞擊速度為600 m/s左右時，個別彈丸為小角度斜入射，如圖2 (b)所示。表2中：彈著點偏心距Δd為靶心與彈孔中心的距離，偏心率為偏心距與圓形靶半徑或多邊形靶外接圓半徑的比值；漏斗坑體積采用填砂法測量；H1和H分別為漏斗坑深度和總侵徹深度，如圖3所示。由于彈丸結(jié)構(gòu)和混凝土的離散性等原因?qū)е骆u芯彈道嚴重偏轉(zhuǎn)，有的試件出現(xiàn)了鋼管側(cè)壁穿孔或鼓包，如圖4和圖5所示，其H是指迎彈面至穿孔或鼓包中心的距離；有的試件由于彈道附近混凝土粗骨料密集或彈丸鋼套未脫離鎢芯等原因，侵徹深度偏小，如圖6所示。所有試件背面混凝土無損傷，即為厚靶。

(a) 垂直入射(b) 小角度斜入射

圖2 高速攝像下彈丸著靶姿態(tài)

Fig.2 Posture of projectile with high speed video

圖3 損傷參數(shù)和測量侵徹深度

圖4 側(cè)面鼓包

圖5 側(cè)面穿孔

序號試件編號鋼管外徑/壁厚/mm齡期/d撞擊速度v0/(m·s-1)Δd/mm偏心率/%漏斗坑體積/mLH1/mmH/mm備注1C140-1140/3.555-----142?鋼管穿孔2C140-2140/3.555820.76.49.127042.0173.03C140-3140/3.555829.913.018.625245.5181.04C140-9140/3.590-3.04.329045.0172.1?未測到速度5T161-1161/3.555832.67.010.034939.9194?鋼管鼓包6T161-2161/3.555824.710.014.329541.9-7T161-10161/3.590806.120.028.638549.5206.5?鋼管鼓包8T161-11161/3.590814.713.018.633142.0150.5?粗骨料密集9T161-14161/3.590809.74.05.725349.0157.910T161-18161/3.590827.520.028.629049.5215.5?鋼管鼓包11T161-19161/3.590832.07.010.025553.0162.112S213-6213/3.555818.74.05.051260.518113S213-10213/3.555820.36.07.552051.3180?鋼管鼓包14S213-18213/3.590836.15.06.250059.0162.0?鋼管鼓包15C140-6140/3.590703.04.05.723540.0126.816C140-7140/3.590710.53.04.319034.0129.217T161-13161/3.590709.21.62.316737.0124.618T161-16161/3.590714.523.032.918034.0124.419T161-17161/3.555700.31.52.117529.0112.0?粗骨料密集20S213-7213/3.555698.34.05.029847.2134.021S213-13213/3.555696.910.012.433040.0136.622C140-4140/3.555603.00019536.092.023C140-5140/3.555599.34.05.78429.080.6?彈丸鋼套未脫24C140-10140/3.590611.82.02.91722693.525T161-8161/3.555615.68.011.416028.79626T161-9161/3.555600.64.05.710021.582.6?粗骨料密集27T161-20161/3.590600.012.017.110527.987.128S213-16213/3.555612.25.06.213430.097.029S213-17213/3.555606.65.06.214631.097.830S213-20213/3.590614.86.07.517535.0104.1注:“-”表示未測到數(shù)據(jù);“?”表示鋼管穿孔或鼓包,混凝土或彈丸有異常等,本文侵徹深度分析時視為無效數(shù)據(jù)

靶正面的損傷模式如圖7所示。模式1，如圖7(a)所示：圓形鋼管約束混凝土靶漏斗坑表面徑向裂紋沿圓周基本上均勻分布，鋼管主要產(chǎn)生環(huán)向拉伸變形，變形后仍為圓形；模式2，如圖7(b)所示：多邊形(正六邊形和正方形)鋼管約束混凝土靶漏斗坑表面徑向裂紋主要集中在對角線附近，鋼管變形由面外彎曲變形和面內(nèi)拉伸變形組成，靠近彈著點一邊彎曲變形明顯，面內(nèi)拉伸變形使角部鈍化(兩邊夾角增大)，變形后鋼管形狀趨于圓形化。

(a) 骨料密集(T161-17)(b) 鋼套未完全分離(C140-5)

圖6 侵徹深度異常情況

圖7 混凝土正面損傷模式

Fig.7 Damage modes of concrete at front face

靶核心混凝土側(cè)面的損傷情況如圖8所示，圖中給出了每個系列偏心距最小、且侵徹深度數(shù)據(jù)有效(不帶"*"號)試件裂紋最明顯一側(cè)的裂紋分布情況?？梢姡鹤矒羲俣仍酱?，混凝土側(cè)面裂紋分布的區(qū)域越廣；多邊形鋼管約束混凝土靶側(cè)面的裂紋明顯多于圓形試件；圓形試件有明顯的主裂紋，而多邊形試件無明顯主裂紋，且裂紋較細，主要集中分布在各邊中部。

圖9給出了侵徹試驗前后鎢芯的對比，可見：鎢芯的變形很小，可視為剛體。

(a) C140-2, 820.7 m/s, Δd=6.4 mm

(b) T161-14, 809.7 m/s, Δd=4.0 mm

(c) S213-6, 818.7 m/s, Δd=4.0 mm

(d) C140-7, 710.5 m/s, Δd=3.0 mm

(e) T161-13, 709.2 m/s, Δd=1.6 mm

(f) S213-7, 698.3 m/s, Δd=4.0 mm

(g) C140-4, 603.0 m/s, Δd=0

(h) T161-8, 615.6 m/s, Δd=8.0 mm

(i) S213-16, 612.2 m/s, Δd=5.0 mm

(a) 試驗前(b) 試驗后

圖9 試驗前后鎢芯的對比

Fig.9 Comparison of hard cores before and after test

3 結(jié)果分析

3.1 侵徹過程

由靶的正面損傷模式(圖7)和彈道剖面圖(圖3)可知，鋼管約束混凝土靶的侵徹過程與半無限混凝土靶類似，也可分為撞擊成坑和隧道侵徹兩個階段。撞擊成坑階段，迎彈面受彈丸撞擊，混凝土破碎并飛濺，形成漏斗坑狀彈坑，高速攝像可觀察到混凝土破碎與飛濺現(xiàn)象，如圖10所示。此階段，彈丸發(fā)生解體，彈丸的銅皮、鉛套、鋼套及填充物與鎢芯分離，并隨著混凝土碎片飛出靶體。隧道侵徹階段，只有鎢芯具有侵徹能力，鎢芯相當于剛性彈侵徹混凝土，形成隧道狀彈孔，孔徑與鎢芯直徑相當。

(a) 開坑初期(b) 開坑中期

圖10 高速攝像下混凝土破碎與飛濺

Fig.10 Cracking and splashing of concrete with high speed video

3.2 漏斗坑體積與深度

圖11給出了表2中漏斗坑深度和彈徑比值(H1/d)與撞擊速度(v0)間的關(guān)系，圖中：600、700和820分別代表撞擊速度在600 m/s、700 m/s和820 m/s左右；陰影部分的上、下線分別表示該系列靶H1/d的最大值和最小值。

圖11 漏斗坑深度與撞擊速度的關(guān)系

由表2和圖11可知，撞擊速度和鋼管形狀對漏斗坑體積及深度均有一定的影響。撞擊速度越大，漏斗坑的體積和深度越大。當v0為600 m/s左右時，C140和S213系列H1的平均值約為2.5倍彈徑，T161系列H1的平均值約為2倍彈徑；當v0為700 m/s左右時，C140系列H1的平均值約為3倍彈徑，S213系列的H1大于3倍彈徑，T161系列H1的平均值約為2.5倍彈徑；當v0為820 m/s左右時，C140和T161系列H1的平均值約為3.5倍彈徑，S213系列H1的平均值約為4.5倍彈徑。當撞擊速度相近時，圓形和正六邊形靶的漏斗坑體積基本相同，H1相差不大，正方形靶的漏斗坑體積和深度最大。其原因可能是：由于鋼管約束混凝土靶的漏斗坑范圍被限制在鋼管內(nèi)，迎彈面的損傷范圍與鋼管內(nèi)徑相當，圓形靶截面積(約14 000 mm2)與正六邊形靶截面積(約15 000 mm2)相差不大，而正方形靶的截面積(約20 000 mm2)最大。

3.3 侵徹深度與侵徹阻力

將表2中鋼管穿孔或鼓包和因彈孔附近粗骨料密集及彈丸異常等因素造成侵徹深度異常的數(shù)據(jù)(帶“*”)視為無效數(shù)據(jù)，分析表2中有效侵徹深度數(shù)據(jù)(無“*”)可知：雖然偏心距對侵徹深度有一定影響，但偏心率在一定范圍內(nèi)(本次試驗小于0.35)，偏心距對侵徹深度的影響不明顯，可以忽略。因此，不考慮偏心距的影響，圖12給出了表3中有效侵徹深度(H)與彈丸撞擊速度(v0)間的關(guān)系，并對每種規(guī)格靶分別以最大相關(guān)系數(shù)的曲線進行了擬合。其中：HC、HT和HS分別為圓形、正六邊形和正方形靶的侵徹深度。圓形鋼管靶用二次曲線擬合相關(guān)系數(shù)最大，為0.999；而多邊形鋼管靶用直線擬合相關(guān)系數(shù)最大，正六邊形和正方形的相關(guān)系數(shù)分別為0.997和0.995。由圖12可見：

(1) 撞擊速度對侵徹深度有顯著影響，在試驗撞擊速度范圍內(nèi)，多邊形鋼管約束混凝土靶的侵徹深度隨撞擊速度線性增大，撞擊速度820 m/s左右時的侵徹深度約為撞擊速度600 m/s左右的兩倍。

(2) 對于本文試驗工況，正六邊形靶的侵徹深度小于圓形和正方形靶。當撞擊速度和含鋼率相近時，正方形靶的侵徹深度最大，正六邊形靶的侵徹深度最小，即正六邊形鋼管最好。當撞擊速度為820 m/s左右時，正六邊形靶較圓形和正方形靶的侵徹深度分別減小了10.5%和13.5%。究其原因，由混凝土的損傷模式(圖7和圖8)可推測：鋼管形狀影響彈頭擴孔過程中鋼管的變形，多邊形鋼管不僅有面內(nèi)拉伸變形，還有面外彎曲變形，各邊中部外凸，角部鈍化，從而減小了多邊形鋼管角部徑向位移，增大了對混凝土的約束效應(yīng)，在對角線附近形成了高應(yīng)力區(qū)；另外，應(yīng)力波經(jīng)鋼管壁反射后在對角線附近疊加，也增大了對角線附近的應(yīng)力效應(yīng)；而正六邊形鋼管約束混凝土靶對角線間的夾角較小，小間距的高應(yīng)力區(qū)增大了侵徹阻力。

圖12 侵徹深度與撞擊速度的關(guān)系

為了比較侵徹阻力，采用文獻[9]硬芯槍彈侵徹鋼管約束混凝土靶等效阻力公式

(1)

式中：N*為彈芯頭部形狀系數(shù)，本文彈丸為0.26；dc為鎢芯直徑；m為鎢芯質(zhì)量；kd=H1為漏斗坑深度；X=H為侵徹深度；ρc為核心混凝土的密度。

按式(1)計算與表2有效侵徹深度數(shù)據(jù)對應(yīng)的侵徹阻力，表明撞擊速度對等效侵徹阻力R的影響較小，表3給出了R的范圍和平均值?？梢姡呵謴刈枇εc鋼管形狀有關(guān)，正六邊形靶的R最大，其平均值比圓形和正方形靶分別增大了10.6%和18.3%。

表3 等效侵徹阻力R

4 結(jié) 論

本文進行了12.7 mm硬芯槍彈侵徹三種形狀鋼管約束混凝土靶試驗，得到了靶的損傷模式和損傷參數(shù)，分析了鋼管形狀對抗侵徹性能的影響。結(jié)果表明：

(1) 鋼管形狀對靶的破壞模式有影響。圓形鋼管約束混凝土靶的漏斗坑表面裂紋沿圓周均勻分布，核心混凝土側(cè)面裂紋數(shù)量少，有明顯的主裂紋；而多邊形鋼管約束混凝土靶漏斗坑表面裂紋主要集中在對角線附近，側(cè)面裂紋多而細，但沒有明顯的主裂紋。

(2) 撞擊速度和鋼管形狀對漏斗坑體積和深度有影響。撞擊速度越大，漏斗坑的體積和深度越大；當撞擊速度相近時，圓形和正六邊形靶的漏斗坑體積基本相同，漏斗坑深度相差不大，正方形靶的漏斗坑體積和深度均最大。

(3) 鋼管形狀對侵徹深度和侵徹阻力有影響。對于本文試驗工況，當含鋼率相近時，正六邊形鋼管約束混凝土靶的抗侵徹性能優(yōu)于圓形和正方形靶。撞擊速度約為820 m/s時，與圓形和正方形靶相比，正六邊形鋼管約束混凝土靶的侵徹深度分別減小了約11%和14%，侵徹阻力分別增大了約11%和18%。