Failure modes of concrete structure under penetration and explosion
-
摘要: 基于大口径发射平台进行了155 mm杀伤爆破榴弹毁伤钢纤维混凝土结构的试验，得到了打击不同位置时结构的破坏情况；结合LS-DYNA数值模拟，分析了不同打击位置和不同命中速度下钢纤维混凝土结构的毁伤效应，讨论了侵彻与爆炸联合作用下钢纤维混凝土结构的损伤过程和破坏模式。结果表明：钢纤维混凝土结构在155 mm榴弹作用下，配置钢筋的顶板和侧墙发生较轻的爆炸成坑破坏，无配筋的前墙发生严重的爆炸震塌破坏。SPG (smooth particle Galerkin method)-结构化ALE (arbitrary Lagrange-Euler)(S-ALE)流固耦合算法能够有效预测钢筋混凝土结构在侵彻和爆炸共同作用下的损伤发展过程和破坏模式。大口径弹体侵彻有限边界靶的加速度时程曲线特征为突增骤减单峰值形式，弹体速度呈现先快速降低后缓慢减小的特征；靶标在基于侵彻损伤的爆炸作用下，主要破坏模式为混凝土块大量崩塌和裂缝的生长，且随着侵彻速度的增加，爆炸造成的毁伤由局部破坏向结构整体破坏发展；混凝土破碎区内，垂直于弹体的钢筋在侵彻作用下达到屈服，板顶和板底的钢筋在爆炸后达到屈服。Abstract: Based on the large caliber launch platform, the experiment of 155 mm high explosive bomb damaging steel fiber reinforced concrete structure was carried out, and the damage feature of the structure being struck at different positions was obtained. Combined with LS-DYNA numerical simulation, the damage effects of steel fiber reinforced concrete structures under different impact positions and different hit speeds are analyzed, and the damage process and failure modes of steel fiber reinforced concrete structures under the combined action of penetration and explosion are discussed. The results show that under the action of 155 mm high explosive bomb, the roof and side wall of steel fiber reinforced concrete structure have a relatively light explosion pit damage, and the front wall without reinforcement has a serious explosion collapse damage. SPG (smooth particle Galerkin method)-structured ALE (arbitrary Lagrange-Euler) (S-ALE) fluid-structure coupling algorithm can effectively predict the damage development process and failure mode of reinforced concrete structures under the combined action of penetration and explosion. The acceleration time-history curve of large caliber projectile penetrating finite boundary targets is characterized by sudden increase and sudden decrease of single peak, and the projectile velocity is characterized by rapid decrease at first and then slow decrease. The main failure modes of the target under the explosion based on penetration damage are massive collapse and crack growth of concrete blocks. With the increase of penetration speed, the damage caused by explosion develops from local damage to overall failure of the structure. In the concrete crushing zone, the reinforcement perpendicular to the projectile body will yield under the penetration effect, and the reinforcement at the top and bottom of the plate will yield under the explosion.
-
Key words:
- steel fiber concrete structure /
- penetration /
- explosion /
- destruction mode
-
随着混凝土材料性能的升级与发展，钢纤维混凝土逐渐成为一种重要的建筑材料，被广泛应用于现代建筑以及指挥所、飞机掩蔽库和火炮工事等国防工程中。攻坚弹等携带有侵彻爆破战斗部的弹药，专门用于打击混凝土工事等坚固目标，其毁伤机理主要是通过装填炸药的坚硬弹体先侵入混凝土内部一定深度，然后利用爆炸效应使混凝土结构产生震塌等破坏，对混凝土有很强的破坏力，对混凝土结构存在着极大威胁。因此，有必要开展混凝土结构在侵彻与爆炸联合作用下的破坏模式研究。
目前，关于混凝土材料在侵彻爆炸联合作用下的毁伤效应研究，主要是通过预制孔装药爆炸和考虑侵彻损伤后重启动实现。Sun等[1]开展了混凝土靶侵彻后浅埋爆炸的试验，对混凝土预制孔爆炸、20 mm口径弹体侵彻后裸装药爆炸及带壳装药爆炸进行了数值模拟，揭示了爆炸复合损伤效应与初始侵彻损伤效应之间的物理关系，得到了爆炸引起的最终弹坑深度和半径的回归方程。Lai等[2-3]开展了14.8 mm弹体多次侵彻超高性能混凝土靶和预制孔爆炸的试验和数值模拟，研究了炸药质量和放置深度对超高性能混凝土(ultra-high performance concrete, UHPC)损伤的影响，发现钢与玄武岩纤维复合增强能显著提高UHPC的抗反复侵彻和不同深度爆炸能力。同时，利用30 mm口径弹体对功能梯度材料(FGCC)靶材进行了先侵彻后爆炸的耦合试验，研究了粗集料增强对抗高速侵彻的作用以及侵彻预损伤对抗爆性能的影响，提出了侵彻、爆炸和侵彻与爆炸耦合的改进经验公式。杨浩若[4]利用陶瓷球粗骨料超高性能混凝土靶体和纤维靶分别开展了14.5 mm口径弹体先侵彻后爆炸和先爆炸后侵彻的联合作用试验，通过测量最终毁伤深度定量对比了两种靶体对上述两种破坏模式的抗力。翟阳修[5]设计了轻质高强度高延性的装甲钢/陶瓷/UHPC复合靶体，并开展了105 mm弹体对复合靶体先侵彻后爆炸的试验与数值模拟研究，定量讨论了炸点位置和装药埋设方式对靶体毁伤的影响。Geng等[6]开展了柱形装药对20 mm口径弹体不同程度侵彻毁伤有限厚混凝土靶的爆破试验，并提出了考虑侵彻损伤的内爆毁伤公式。李守苍等[7]运用钢筋混凝土的连续损伤模型理论，进行了钢筋混凝土先侵彻后爆轰毁伤效应的数值模拟和试验，研究了不同弹着点钢筋混凝土的毁伤效果。Xu等[8]通过开展活性粉末混凝土靶预制孔爆炸试验，研究了装药在不同埋置深度下的毁伤破坏模式。Shu等[9]为研究混凝土重力坝在侵彻与爆炸联合作用下的破坏特性，开展了混凝土内爆实验，利用AUTODYN有限元模型研究了初始侵彻损伤对大坝爆炸破坏程度和破坏模式的影响。梁龙河等[10]在研究侵爆联合作用时考虑了混凝土靶的侵彻损伤，运用LS-DYNA模拟了长杆弹侵彻后爆炸的全过程。王银等[11]用数值模拟方法研究了混凝土靶先侵彻后爆炸的方式，分析了侵彻预损伤和弹壳对靶体毁伤的影响。曾亮等[12]对侵彻后爆炸的全过程进行了数值模拟，发现侵彻损伤促进了爆炸损伤的扩展。张甲文等[13]通过数值模拟分析了混凝土重力坝顶部受侵彻后爆炸的联合毁伤过程。杨广栋等[14-15]采用SPH-Lagrange耦合算法，对侵彻爆炸联合作用和预制孔爆炸两种条件下的混凝土靶进行了数值模拟，并进一步研究了混凝土重力坝的破坏模式和动力响应。宋顺成等[16]利用自编SPH算法，模拟了战斗部侵彻后爆轰混凝土靶的过程，分析了起爆点对混凝土弹坑体积、战斗部壳体运动状态及爆轰压力的影响。
综上所述，目前对侵彻与爆炸联合作用下高强混凝土毁伤特征的研究不多；已有的侵彻与爆炸联合作用研究主要围绕混凝土靶体、构件开展，对混凝土整体结构研究较少；另外，现有试验研究中基本都是针对小口径弹体，对大口径弹体试验研究的报道很少。
本文中开展155 mm杀伤爆破弹毁伤钢纤维混凝土结构的原型试验，揭示坚固目标在杀爆战斗部作用下的真实毁伤情况，利用LS-DYNA有限元软件模拟不同打击位置和不同命中速度下钢纤维混凝土结构的毁伤效应，分析侵彻与爆炸联合作用下钢纤维混凝土结构的损伤过程和破坏模式。
1. 钢纤维混凝土结构毁伤试验
1.1 试验靶标
靶标为单层剪力墙结构，尺寸为7000 mm×6000 mm×3000 mm，侧墙和顶部厚1000 mm，除了正面和顶部，其他侧墙和底部均埋在土中（图1(a)～（b））。靶标使用CF60钢纤维混凝土（Vf=1%，其中Vf为钢纤维的体积掺量），抗压强度65 MPa，密度2420 kg/m3，泊松比0.24[17]；顶板配筋为双向双层
∅ 18@90、侧墙配筋为6层∅ 12@200，4个角约束柱加密配筋（图1(c)）。钢筋型号为HRB400，保护层厚25 mm。为满足掩蔽、观察的要求，前墙设置了800 mm×3000 mm的狭长洞口。由于结构浅埋于崖壁，为了施工支模的便利性，洞口下方的区域为拆模后浇筑，同样采用钢纤维混凝土，但无配筋。1.2 试验弹体
试验弹体为某型杀伤爆破弹，弹体直径155 mm，长度781.2 mm，质量51.5 kg，装药量为6.8 kg，装药类型为钝黑铝高能炸药（约10 kg TNT当量），CHR为3，弹体结构及尺寸如图2所示。
1.3 试验结果
通过大口径发射平台向靶标发射杀伤爆破榴弹，弹体命中时角度接近0°，着靶速度约230 m/s。试验布局如图3所示。试验过程中，弹着点均位于靶标口部，弹着点1位于顶板下缘，弹着点2位于侧墙，弹着点3位于前墙，如图4所示。
钢纤维混凝土靶标的典型破坏情况见图5。从图中可以看出，弹着点1、2的侵彻破坏作用并不明显，混凝土保护层受冲击爆炸作用碎裂剥落，无明显裂纹扩展现象；钢筋破坏主要为箍筋的断裂，纵筋断裂程度较轻、只有明显变形。弹着点附近的混凝土表面由于弹体爆炸时弹片飞溅撞击形成长度约80～500 mm的条带状小坑（见图5（a））。弹着点3的毁伤为大粒径的混凝土块崩落，在未受打击部分形成了沿水平方向发展的裂缝，裂缝最长达810 mm（见图5（d）），并伴有细小裂纹。通过对比配筋区与无配筋区的破坏可以看出，钢筋不仅直接增大了弹体侵彻的阻力，还对混凝土基体有明显的保护作用。
2. 数值模型验证
2.1 有限元模型
由于试验中靶标破坏主要集中在口部，对其他区域几乎未产生影响，因此仅选取靶标口部进行数值模型验证，图6为简化后的有限元模型。在冲击爆炸高应变率荷载作用下，混凝土会发生大变形，光滑粒子伽辽金算法(smoothed particle Galerkin，SPG)作为一种无网格粒子方法，可有效地模拟材料的大变形问题，避免了计算时发生单元畸变导致无法继续计算、计算结果受单元分布和尺寸影响较大等问题[18]。因此，有限元模型中靶标采用SPG单元，而弹体采用Solid单元，钢筋采用Beam单元。炸药和空气采用结构化ALE (arbitrary Lagrange-Euler)（S-ALE）算法。S-ALE可以自动生成正交网格，并利用关键字*INITIAL_VOLUME_FRACTION_GEOMETRY将炸药填充到S-ALE网格中，计算时比传统ALE高效稳健。
为了提高计算效率，对靶标口部1 m厚度范围进行局部加密（网格尺寸取20 mm），并向非加密区过渡逐渐增大，单元总数为989300。靶标截断面处设置无反射边界条件，定义关键字*IMMERSED_IN_SPG实现钢筋和混凝土的黏结耦合，弹体与靶标之间定义*AUTOMATIC_NODES_TO_SURFACE接触，无配筋的钢纤维混凝土挡墙由于后期浇筑与钢筋混凝土界面设置为面与面自动接触，炸药与靶标通过流固耦合关键字*COUPLING_NODAL_PENALTY相互作用。
2.2 材料模型
弹体采用刚体材料模型，因为在一般弹速或亚弹速范围内（<1000 m/s）弹体可以假设为刚体[19]。CF60钢纤维混凝土采用K&C(Karagozian & Case)混凝土模型（*MAT_CONCRETE_DAMAGE），其主要参数基于钢纤维混凝土静态和动态力学性能试验及平面爆炸波加载试验[20]进行标定，a0、a1和a2为最大强度面材料参数，a0y、a1y和a2y为屈服强度面材料参数，a0f、a1f和a2f为残余强度面材料参数，b1和b2分别为控制拉压损伤累积速率的参数，与SPG算法中的键基拉断延伸率共同决定了SPG粒子的断裂条件，通过单元模型进行标定，b3为体积损伤参数，详见表1。钢筋材料采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC双线性随动强化材料模型，屈服应力为400 MPa，失效应变0.8。炸药材料采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型，空气材料采用*MAT_NULL模型，pC-J为爆轰压力，两者的状态方程取值见表2～3。
ρ/(kg·m−3) fc/MPa v ft/MPa RSIZE UFC a0 a0y a0f 2440 65 0.24 4.95 39.37 1.45×10−4 −6.5×107 1.703×107 0 a1 a1y a1f a2 a2y a2f b1 b2 b3 0.481 0.726 0.476 1.57×10−9 4.77×10−9 2.31×10−9 0.75 0.2 0.018 注：fc为抗压强度，ft为抗拉强度；v为泊松比。 表 2 炸药及状态方程参数Table 2. Explosive and equation of state parametersρ/(kg·m−3) D/(m·s−1) pC-J/GPa A/GPa B/MPa R1 R2 ω E0/(GJ·m−3) 1630 6930 21 373 3747 4.15 0.9 0.35 7 注：A、B、R1、R2、ω为炸药参数，E0为初始内能。 表 3 空气及状态方程参数Table 3. Air and equation of state parametersρ/(kg·m−3) C0 C1 C2 C3 C4 C5 C6 E0/(kJ·m−3) V0 1.29 0 0 0 0 0.4 0 0 250 1 注：C0～C6为状态方程系数，E0为初始内能，V0为初始相对体积。 2.3 计算结果
图7为不同弹着点处前靶面和背靶面损伤的试验与数值模拟结果对比。从图中可以看出，由于弹体为瞬发引信，弹体基本未产生侵彻效应，靶标主要受近爆荷载，模拟的破坏区域与试验中的毁伤范围基本相符。爆炸造成前靶面弹着点1～2的中心附近形成压缩漏斗坑，作用点靠近结构边缘，导致保护层大量剥落，破坏模式为典型的爆炸成坑毁伤；弹着点3毁伤程度较大，前靶面混凝土严重碎裂。弹着点3背靶面出现大粒径混凝土块破裂，原因是爆炸在前靶面产生的压缩应力波传至背靶面后形成反射拉升波，混凝土抗拉性能较弱，迅速发生拉伸破坏，形成较多裂缝。裂缝的发展分割使得背靶面混凝土成块崩落，形成背靶面震塌漏斗坑，并与前靶面的压缩漏斗坑贯通，造成爆炸贯穿破坏。
图 7 前靶和背靶破坏模式与数值模拟结果对比（单位：m）Figure 7. Comparison failure modes of the front target and back target with numerical simulation result (unit: m)图8为弹着点及周围的钢筋破坏情况。从图中可以看出，钢筋在弹道上受弹体直接冲击而断裂，弹着点周围的钢筋受混凝土挤压向外弯曲，连接处的绑扎被绷断，断裂情况与现场试验结果基本吻合。
由于条件和场地的限制，试验未考虑动能侵彻弹对靶标的毁伤，因此采用相同的建模方法对邓勇军等[21]开展的直径156 mm的大尺寸弹体正侵彻钢筋混凝土靶的试验进行模型验证。靶体尺寸为2500 mm×2500 mm×1800 mm，混凝土强度为30 MPa，弹体速度为675 m/s，弹体、靶体尺寸及钢筋分布如图9所示。
试验与数值模拟损伤范围对比见图10。从图中可以看出，数值模拟的破坏效果与现场试验结果吻合较好，试验的弹体侵彻深度为1.32 m，数值模拟为1.24 m，误差为6%；试验的靶体表面成坑直径为150 cm，数值模拟为155 cm，误差为3.3%。然而，由于模拟时混凝土采用宏观均匀模型，而实际混凝土中存在骨料的不均匀性，因此数值模拟产生的裂纹无法与试验结果一一对应，但模拟得到的裂缝发展趋势和范围与试验结果基本一致，说明本文中采用的数值模拟技术在爆炸与侵彻两方面均可有效预测在155 mm侵爆弹体作用下混凝土结构的毁伤效应。
图 10 试验与数值模拟毁伤范围对比Figure 10. Comparison of damage range between test and numerical simulation3. 弹体对靶标先侵彻后爆炸的破坏效应数值模拟
3.1 工况设计
为研究靶标在侵彻与爆炸联合作用下的毁伤，建立靶标全模型如图11所示。网格划分与2.1节中模型的网格划分保持一致，选取典型部位顶板、侧墙和前墙对应着弹点1～3；弹体速度为常规范围（<1000 m/s），分别为300、600和900 m/s；考虑最不利的正侵彻情况下，设计了7组工况（见表4）进行侵彻后爆炸数值模拟。
表 4 数值模拟计算工况Table 4. Numerical simulation calculation condition侵彻速度/
(m·s−1)工况 顶板
（着弹点1）侧墙
（着弹点2）前墙
（着弹点3）300 300-1 300-2 300-3 600 600-1 600-2 900 900-1 900-2 3.2 侵彻过程分析
3.2.1 侵彻损伤
由于靶标洞口下方的混凝土为无钢筋约束，因此侵彻速度仅为300 m/s的弹体直接将其贯穿（工况300-3），其余工况的侵彻深度如表5所示。两个位置的侵彻深度随着弹体侵彻速度的增加而增加，而且在相同的侵彻速度下，着弹点2的侵彻深度略小于着弹点1。由于侧墙和顶板的厚度均为1 m，因此，分析认为造成上述结果的原因是由于顶板跨度较大，对弹体侵彻过程的约束略小于侧墙。
表 5 侵彻深度的数值模拟结果Table 5. Numerical simulation results of penetration depth侵彻深度/m 300-1 600-1 900-1 300-2 600-2 900-2 0.56 1.18 2.01 0.52 1.10 2.00 由于侵彻速度为900 m/s时侵彻深度最大，靶标的损伤最严重，因此以弹体侵彻速度为900 m/s的两组工况（900-1、900-2）为典型对结构损伤过程进行分析，图12给出了两组工况下靶体内部的比例损伤云图。可以看出：损伤首先出现在着弹点周围，并进一步向四周传播，离着弹点较远的位置损伤程度较轻。在着弹点1处，由于板厚较小，弹体持续产生的压缩波传至板底部和顶部时，反射拉伸波导致板底部和顶部混凝土严重破坏，但由于板底自由面尺寸小于板顶面，混凝土受弹体挤压时，弹体下方单位体积混凝土所受挤压力较大，变形更大，使得侵彻过程中板底部混凝土的损伤范围稍大于顶部。着弹点2处，在侵彻开始阶段损伤分布相对均匀，延伸至顶板底部时，由于截面突然变大，使得损伤更易向有限厚的侧墙以及顶板和侧墙交界处的配筋薄弱区发展，导致侧墙破坏较为严重。
3.2.2 侵彻速度与加速度分析
图13(a)为模拟的弹体以不同速度侵彻靶标不同位置时的加速度时程曲线。从图中可以看出，弹体加速度曲线的特征为突增骤减的单峰值形式，大致可以分为3个阶段：(1)上升段，在侵彻开始阶段，弹头从部分接触靶到完全进入，弹体加速度迅速增大，达到峰值；(2)下降段，随着侵彻的继续，弹体加速度从峰值快速衰减；(3)结束段，随着侵彻的结束，弹体加速度缓慢降至零。
Forrestal等[22]曾进行了一系列大直径弹丸侵彻半无限混凝土靶体试验，发现加速度达到峰值后几乎恒定不变。梁斌[23]通过对有限边界混凝土靶体的侵彻研究，发现弹靶直径比与靶标的边界效应有着直接的关系，即当弹靶直径比小于等于20、侵彻速度高于300 m/s时，自由侧边界会对侵彻过程产生很大影响。相较于半无限靶，有限边界混凝土靶侧面上没有刚性约束，处于自由状态，侵彻时无法提供持续的约束反力，加速度衰减较快（图13（b））。本文中弹靶直径比为7，侵彻速度在300 m/s以上，结果受边界效应影响明显，顶板、墙体混凝土向两侧的自由表面严重崩落，破坏范围扩大到自由边界时，破坏区周围无混凝土提供约束作用，相当于有限侧边界，因此侵彻加速度在达到峰值后迅速下降。
此外，从图13(a)中可以看出，当靶体强度一定时，侵彻速度越高，弹体的峰值加速度越大。弹体速度在侵彻开始时短时间内略有减小，随着加速度达到峰值，速度急剧减小，直至加速度衰减至结束段，弹体速度缓慢减小至侵彻结束，如图14所示。
3.3 侵彻后爆炸毁伤
3.3.1 靶标破坏模式
以侵彻结束后的计算结果为初始条件，对靶标进行侵彻后爆炸的数值模拟。由于着弹点3在速度为300 m/s时被穿透，仅对着弹点1～2处进行计算。
图15分别为侵彻与爆炸联合作用下靶标的损伤发展过程。可以看出，爆炸前后混凝土靶标的毁伤范围扩大不明显，主要的破坏形式表现为基于侵彻造成的毁伤，混凝土块大量崩落坍塌，受内爆作用，靶标表面发生鼓包并破坏。原因是：（1）炸药起爆后，由于侵彻弹道的存在，导致部分爆炸能量与产物从弹道释放；（2）侵彻造成弹道周围混凝土破碎而存在缝隙，抑制了爆炸压缩波的传播。在爆轰作用下，混凝土碎块向四周飞溅，板底和板顶有钢筋包裹，只有部分混凝土块从弹坑轰出。
图 15 侵彻与爆炸联合作用下靶标毁伤发展过程（v=900 m/s）Figure 15. Development of target damage under the combined penetration and explosion（v=900 m/s）图16为装药在弹坑爆炸时靶标顶部的损伤分布。从图中可以看出，当弹体速度为300 m/s时，着弹点1处由于装药埋置较浅，起爆后大量的混凝土碎块向外抛射，损伤范围主要在靶标跨度方向发展；着弹点2处仅靶标边缘柱发生破坏。随着弹体速度的增加，着弹点1处的损伤范围向靶标进深方向扩大（图16(a)～(c)）；着弹点2处的边缘完全破坏，失去承载力，侧墙发生不同程度的鼓包，损伤范围发展至顶板表面（图16(d)～(f)）。
3.3.2 钢筋破坏分析
图17为侵彻过程和爆炸过程中钢筋的破坏情况。可以看出，侵彻过程中位于弹道内的钢筋受弹体直接撞击发生弯曲后剪切断裂；弹道周围的钢筋受混凝土的挤压向两侧隆起变形，少数箍筋被拉断。炸药起爆后，加剧了变形程度，钢筋直接受拉断裂，其破坏模式主要为弯曲+拉剪破坏。
图 17 侵彻和爆炸过程钢筋的破坏Figure 17. Failure of reinforcement during penetration and explosion为对钢筋单元应力进行分析，沿弹体轴线所在垂直平面选取板顶钢筋单元L1～L10，水平面内选取箍筋单元g1～g10，间距均为100 mm，如图18所示。侵彻开始时，箍筋单元的应力迅速上升至屈服强度400 MPa，并保持不变，且在距离着弹点600 mm内的箍筋均达到屈服强度（图19(a)）；而板顶的钢筋单元在侵彻过程中受混凝土挤压应力上升，但并未达到屈服强度，当装药爆炸后（t>tde=9.6 ms，其中tde为起爆时间）受爆轰作用应力快速上升达到屈服（图19(b)）。
图 19 不同位置钢筋单元等效应力时程曲线Figure 19. Von Mises stress histories of reinforcement elements at different position4. 结 论
开展了155 mm杀伤爆破榴弹对钢纤维混凝土结构的毁伤试验，采用SPG-结构化ALE（S-ALE）流固耦合算法，通过重启动计算研究了侵彻和爆炸联合作用下，不同命中速度与打击位置钢纤维混凝土结构的破坏模式与毁伤过程，得到主要结论如下。
(1)钢纤维混凝土结构在155 mm榴弹作用下，配置钢筋的顶板和侧墙发生较轻的爆炸成坑破坏，无配筋的前墙发生严重的爆炸震塌破坏。
(2)SPG-结构化ALE(S-ALE)流固耦合算法能够高效准确地预测钢筋混凝土结构在侵彻和爆炸共同作用下的损伤发展过程和破坏模式。
(3)大口径弹体侵彻有限边界靶时，弹体加速度曲线的特征为突增骤减单峰值形式，弹体速度呈现先快速减小后缓慢减小的特征。
(4)靶标在基于侵彻损伤的爆炸作用下，主要的破坏模式为混凝土块大量崩塌和裂缝的生长，且随着侵彻速度的增加，爆炸造成的毁伤由局部破坏向结构整体破坏发展；混凝土破碎区内，垂直于弹体的钢筋在侵彻作用下达到屈服，板顶和板底的钢筋在爆炸后达到屈服。
-
图 7 前靶和背靶破坏模式与数值模拟结果对比（单位：m）
Figure 7. Comparison failure modes of the front target and back target with numerical simulation result (unit: m)
图 10 试验与数值模拟毁伤范围对比
Figure 10. Comparison of damage range between test and numerical simulation
图 15 侵彻与爆炸联合作用下靶标毁伤发展过程（v=900 m/s）
Figure 15. Development of target damage under the combined penetration and explosion（v=900 m/s）
图 17 侵彻和爆炸过程钢筋的破坏
Figure 17. Failure of reinforcement during penetration and explosion
图 19 不同位置钢筋单元等效应力时程曲线
Figure 19. Von Mises stress histories of reinforcement elements at different position
ρ/(kg·m−3) fc/MPa v ft/MPa RSIZE UFC a0 a0y a0f 2440 65 0.24 4.95 39.37 1.45×10−4 −6.5×107 1.703×107 0 a1 a1y a1f a2 a2y a2f b1 b2 b3 0.481 0.726 0.476 1.57×10−9 4.77×10−9 2.31×10−9 0.75 0.2 0.018 注：fc为抗压强度，ft为抗拉强度；v为泊松比。 
下载: 导出CSV
表 2 炸药及状态方程参数
Table 2. Explosive and equation of state parameters
ρ/(kg·m−3) D/(m·s−1) pC-J/GPa A/GPa B/MPa R1 R2 ω E0/(GJ·m−3) 1630 6930 21 373 3747 4.15 0.9 0.35 7 注：A、B、R1、R2、ω为炸药参数，E0为初始内能。
下载: 导出CSV
表 3 空气及状态方程参数
Table 3. Air and equation of state parameters
ρ/(kg·m−3) C0 C1 C2 C3 C4 C5 C6 E0/(kJ·m−3) V0 1.29 0 0 0 0 0.4 0 0 250 1 注：C0～C6为状态方程系数，E0为初始内能，V0为初始相对体积。
下载: 导出CSV
表 4 数值模拟计算工况
Table 4. Numerical simulation calculation condition
侵彻速度/
(m·s−1)工况 顶板
（着弹点1）侧墙
（着弹点2）前墙
（着弹点3）300 300-1 300-2 300-3 600 600-1 600-2 900 900-1 900-2
下载: 导出CSV
表 5 侵彻深度的数值模拟结果
Table 5. Numerical simulation results of penetration depth
侵彻深度/m 300-1 600-1 900-1 300-2 600-2 900-2 0.56 1.18 2.01 0.52 1.10 2.00
下载: 导出CSV
-
[1] SUN S Z, LU H, YUE S L, et al. The composite damage effects of explosion after penetration in plain concrete targets [J]. International Journal of Impact Engineering, 2021, 153: 103862. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2021.103862. [2] LAI J Z, ZHOU J H, YIN X X, et al. Dynamic behavior of functional graded cementitious composite under the coupling of high speed penetration and explosion [J]. Composite Structures, 2021, 274: 114326. DOI: 10.1016/j.compstruct.2021.114326. [3] LAI J Z, GUO X J, ZHU Y Y. Repeated penetration and different depth explosion of ultra-high performance concrete [J]. International Journal of Impact Engineering, 2015, 84: 1–12. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2015.05.006. [4] 杨浩若. 侵彻和爆炸下超高性能水泥基复合材料的毁伤效应及数值模拟 [D]. 南京: 南京理工大学, 2018: 1–58.YANG H R. Damage effect and numerical simulation of ultra high performance cement-based composites under penetration and explosion [D]. Nanjing: Nanjing University of Science and Technology, 2018: 1–58. [5] 翟阳修. 装甲钢/陶瓷/UHPC复合靶体抗弹体侵彻爆炸联合作用的试验与数值模拟研究 [D]. 南京: 中国人民解放军陆军工程大学, 2021: 1–113.ZHAI Y X. Experimental and numerical simulation study on the combined action of armoured-steel/ceramic/UHPC composite target against projectile explosion [D]. Nanjing: Army Engineering University of PLA, 2021: 1–113. [6] GENG H, LU H, YUE S L, et al. Implosion-induced collapse effect of initial penetration damage on concrete structures with finite thickness [J]. Mathematical Problems in Engineering, 2020, 2020: 6126348. DOI: 10.1155/2020/6126348. [7] 李守苍, 李树强, 闫玉凤, 等. 战斗部侵彻钢筋混凝土靶中爆炸毁伤的数值模拟和试验研究 [J]. 防护工程, 2016, 38(4): 5–10.LI S C, LI S Q, YAN Y F, et al. Numerical simulation and experimental study on warhead explosion damage after penetration into reinforced concrete target [J]. Protective Engineering, 2016, 38(4): 5–10. [8] XU S L, WU P, LI Q H, et al. Experimental investigation and numerical simulation on the blast resistance of reactive powder concrete subjected to blast by embedded explosive [J]. Cement and Concrete Composites, 2021, 119: 103989. DOI: 10.1016/j.cemconcomp.2021.103989. [9] SHU Y Z, WANG G H, LU W B, et al. Damage characteristics and failure modes of concrete gravity dams subjected to penetration and explosion [J]. Engineering Failure Analysis, 2022, 134: 106030. DOI: 10.1016/j.engfailanal.2022.106030. [10] 梁龙河, 王政, 曹菊珍. 长杆弹对混凝土的侵爆效应 [J]. 爆炸与冲击, 2008, 28(5): 415–420. DOI: 10.11883/1001-1455(2008)05-0415-06.LIANG L H, WANG Z, CAO J Z. Damaging effect of concrete by penetration and explosion of a long-rod projectile [J]. Explosion and Shock Waves, 2008, 28(5): 415–420. DOI: 10.11883/1001-1455(2008)05-0415-06. [11] 王银, 孔祥振, 方秦, 等. 弹体对混凝土材料先侵彻后爆炸损伤破坏效应的数值模拟研究 [J]. 爆炸与冲击, 2022, 42(1): 013301. DOI: 10.11883/bzycj-2021-0132.WANG Y, KONG X Z, FANG Q, et al. Numerical investigation on damage and failure of concrete targets subjected to projectile penetration followed by explosion [J]. Explosion and Shock Waves, 2022, 42(1): 013301. DOI: 10.11883/bzycj-2021-0132. [12] 曾亮, 王伟力, 朱建方. BLU-113钻地战斗部侵彻爆炸联合效应数值模拟 [C]//第七届全国工程结构安全防护学术会议论文集. 宁波: 中国力学学会, 2009: 217–221.ZENG L, WANG W L, ZHU J F. Numerical simulation of combined effects of penetration and explosion of BLU-113 ground penetrating warhead [C]//Proceedings of the 7th National Engineering Structure Safety Protection Academic Conference. Ningbo: China Mechanical Society, 2009: 217–221. [13] 张甲文, 孟会林, 卢江仁. 混凝土重力坝在侵彻及爆炸加载下的仿真分析 [J]. 弹箭与制导学报, 2008, 28(3): 126–130. DOI: 10.15892/j.cnki.djzdxb.2008.03.050.ZHANG J W, MENG H L, LU J R. Simulation analysis for concrete gravity dam under penetration and explosion [J]. Journal of Projectiles, Rockets, Missiles and Guidance, 2008, 28(3): 126–130. DOI: 10.15892/j.cnki.djzdxb.2008.03.050. [14] 杨广栋, 王高辉, 卢文波, 等. 侵彻与爆炸联合作用下混凝土靶体的毁伤效应分析 [J]. 中南大学学报(自然科学版), 2017, 48(12): 3284–3292. DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2017.12.020.YANG G D, WANG G H, LU W B, et al. Damage characteristics of concrete structures under the combined loadings of penetration and explosion [J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2017, 48(12): 3284–3292. DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2017.12.020. [15] YANG G D, WANG G H, LU W B, et al. A SPH-Lagrangian-Eulerian approach for the simulation of concrete gravity dams under combined effects of penetration and explosion [J]. KSCE Journal of Civil Engineering, 2018, 22(8): 3085–3101. DOI: 10.1007/s12205-017-0610-1. [16] 宋顺成, 李国斌, 才鸿年, 等. 战斗部对混凝土先侵彻后爆轰的数值模拟 [J]. 兵工学报, 2006, 27(2): 230–234. DOI: 10.3321/j.issn:1000-1093.2006.02.010.SONG S C, LI G B, CAI H N, et al. Numerical simulation of penetration-then-detonation of concrete target with projectile [J]. Acta Armamentarii, 2006, 27(2): 230–234. DOI: 10.3321/j.issn:1000-1093.2006.02.010. [17] 曹吉星. 钢纤维混凝土的动态本构模型及其有限元方法 [D]. 成都: 西南交通大学, 2011: 17–37.CAO J X. Dynamic constitutive model of steel fiber reinforced concrete and its finite element method [D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2011: 17–37. [18] 辛春亮, 涂建, 王俊林, 等. 由浅入深精通LS-DYNA [M]. 北京: 中国水利水电出版社, 2019: 173–197.XIN C L, TU J, WANG J L, et al. Master LS-DYNA from simple to deep [M]. Beijing: China Water & Power Press, 2019: 173–197. [19] 陈小伟. 穿甲/侵彻力学的理论建模与分析(下册) [M]. 北京: 科学出版社, 2019: 281–344.CHEN X W. Modelling on the perforation and penetration Ⅱ [M]. Beijing: Science Press, 2019: 281–344. [20] 尹华伟, 蒋轲, 张料, 等. 钢纤维混凝土板在冲击与爆炸荷载下的K&C模型 [J]. 高压物理学报, 2020, 34(3): 024201. DOI: 10.11858/gywlxb.20190853.YIN H W, JIANG K, ZHANG L, et al. K&C model of steel fiber reinforced concrete plate under impact and blast load [J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2020, 34(3): 024201. DOI: 10.11858/gywlxb.20190853. [21] 邓勇军, 陈小伟, 钟卫洲, 等. 弹体正侵彻钢筋混凝土靶的试验及数值模拟研究 [J]. 爆炸与冲击, 2020, 40(2): 023101. DOI: 10.11883/bzycj-2019-0001.DENG Y J, CHEN X W, ZHONG W Z, et al. Experimental and numerical study on normal penetration of a projectile into a reinforced concrete target [J]. Explosion and Shock Waves, 2020, 40(2): 023101. DOI: 10.11883/bzycj-2019-0001. [22] FORRESTAL M J, FREW D J, HICKERSON J P, et al. Penetration of concrete targets with deceleration-time measurements [J]. International Journal of Impact Engineering, 2003, 28(5): 479–497. DOI: 10.1016/S0734-743X(02)00108-2. [23] 梁斌. 弹丸对有界混凝土靶的侵彻研究 [D]. 北京: 中国工程物理研究院, 2004: 14–73.LIANG B. Research on projectile penetration into bounded concrete target [D]. Beijing: China Academy of Engineering Physics, 2004: 14–73. 期刊类型引用(4)
1. 程月华，吴昊，岑国华，张瑜. 侵彻爆炸联合作用下超高性能混凝土遮弹层设计. 爆炸与冲击. 2025(01): 90-103 . 
本站查看2. 杨石刚，徐国琳，杨亚，罗泽. 战斗部对钢纤维混凝土结构的侵爆复合破坏效应. 兵器装备工程学报. 2025(02): 1-10 . 
百度学术3. 张金，戚志刚，张磊. 钢纤维混凝土冲击破坏特性GDEM软件模拟. 应用数学和力学. 2025(05): 621-632 . 百度学术4. 侯昌明，张朔，陈晓，杨智峰，张永兴. 应变硬化水泥基复合材料增强钢筋混凝土构件受弯性能试验研究. 混凝土与水泥制品. 2024(11): 65-69 . 百度学术其他类型引用(2)
-
下载:
百度学术
计量
- 文章访问数: 427
- HTML全文浏览量: 148
- PDF下载量: 144
- 被引次数: 6