Explosion resistance of hybrid GFRP-steel reinforced concrete slab
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摘要: 混合配筋混凝土结构将钢筋和纤维复合材料(FRP)筋混合配置于混凝土，可较好地解决钢筋混凝土(SRC)结构的耐久性问题和FRP筋混凝土结构脆性破坏的问题，已广泛应用于土木工程中。为了研究混合配筋混凝土板的抗爆性能，开展了不同比例距离下混合配筋混凝土板和钢筋混凝土板的非接触爆炸试验，对比分析两种板抗爆性能差异和确定混合配筋混凝土板的破坏模式。结果表明：比例距离为0.684 m/kg1/3时，混合配筋混凝土板位移峰值比钢筋混凝土板位移峰值大19.2%，但残余变形比钢筋混凝土板残余变形小27.3%。引入爆炸恢复指数评估混凝土板爆炸恢复能力，混合配筋混凝土板爆炸恢复指数大于钢筋混凝土板，混合配筋混凝土板有着出色的爆炸后恢复能力。混合配筋混凝土板背爆面破坏出现多条竖向裂缝和板对角线处斜裂缝，而钢筋混凝土板仅出现一条较宽的竖向主裂缝，多条斜裂缝向外辐射。混合配筋混凝土板随着比例距离的减小，破坏模式从整体弯曲破坏发展为整体弯曲破坏和局部混凝土破坏并存。结合试验数据提出混合配筋混凝土板最大支座转角θ的预测公式。为混合配筋混凝土板抗爆设计提供参考。Abstract: Concrete structures reinforced with a combination of steel and fiber-reinforced polymer (FRP) bars can effectively solve the durability problem of steel-reinforced concrete (SRC) structures and the brittle failure problem of FRP-reinforced concrete structures. It has been widely used in civil engineering. In order to study the explosion resistance of hybrid FRP-steel-reinforced concrete (hybrid-RC) slab, the close-in explosion tests of hybrid-RC slabs and SRC slabs at different scale distances were carried out to compare and analyze the difference of explosion resistance between the two slabs and determine the failure mode of hybrid-RC slab. When the scale distance is 0.684 m/kg1/3, The maximum displacement of hybrid-RC slab is 19.2% larger than that of SRC slab, but the residual deformation is 27.3% smaller than that of SRC slab. The explosion recovery index is introduced to evaluate the explosion recovery capacity of concrete slabs. The explosion recovery index of hybrid-RC slabs is larger than that of SRC slabs. Hybrid-RC slabs have excellent explosion recovery capacity. The cracks on the back of the hybrid-RC slab depicts multiple vertical cracks and diagonal cracks, while the cracks on the back of the SRC slab depicts one vertical main crack and multiple diagonal cracks radiating outward. With the decrease of the scale distance, the failure mode of the hybrid-RC slab develops from the whole bending failure to the coexistence of the bending failure and the local concrete failure. According to the test data, the prediction formula of the maximum support angle is proposed. It provides a reference for the explosion design of hybrid-RC slab.
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Keywords:
- hybrid FRP-steel reinforcement /
- concrete slab /
- blast load /
- failure mode /
- explosion resistance
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随着现代反装甲武器的发展及战场环境的复杂化，装甲系统不断受到更多的威胁，对其战场生存能力提出了更高的要求。陶瓷/高性能纤维树脂基复合材料复合装甲板将高硬度、低体积密度的陶瓷与高韧性的高性能纤维树脂基复合材料背板结合，通过面板陶瓷的破碎和背板高性能纤维树脂基复合材料的变形来耗散弹丸动能，从而实现抵挡穿甲弹侵彻的目标。在穿甲弹的侵彻过程中，陶瓷基于其高硬度特性，侵蚀、碎裂弹丸，并通过自身的破碎吸能耗散弹丸的动能，同时使弹丸的侵彻方向发生偏转。此外，陶瓷的破碎吸能是耗散穿甲弹动能的主要模式[1]。因此，研究在弹道侵彻过程中陶瓷的碎裂行为，分析陶瓷的破坏过程及损伤演化特性，对提高装甲中陶瓷材料的利用效率，推动装甲系统的防护高效化和轻量化发展具有重要意义。
近年来，国内外的科研工作者围绕陶瓷/高性能纤维树脂基复合材料复合装甲板的抗穿甲弹侵彻性能及防护机制开展了大量富有成效的工作，研究发现陶瓷的主要破坏形式为锥形破碎，并伴有不同尺寸的陶瓷碎片和碎粒[2]。Krell等[3]基于弹道冲击试验分析了Al2O3陶瓷的碎裂模式对其物理力学性能及弹道性能的影响，表明陶瓷的碎裂模式决定了弹丸与陶瓷相互作用过程中陶瓷的驻留时间以及磨蚀效率，陶瓷碎裂的裂缝间距小及小尺寸碎片能够增大陶瓷与弹丸间的磨蚀作用，提高陶瓷的弹道性能。Hogan等[4]对弹击后B4C陶瓷碎片的形状和大小进行测量与分析，结果表明B4C陶瓷在弹丸侵彻下发生两种不同的破碎机制：一种为陶瓷结构内部的缺陷导致裂纹发生合并，产生长宽比较高的小尺寸碎片；另一种为在平行于弹丸冲击方向上产生径向及周向裂纹，导致陶瓷发生断裂，产生长宽比为1左右的块状较大尺寸碎片。Yu等[5]基于弹击试验分析了在不同穿燃弹及不同弹击次数下陶瓷的碎片分布研究，表明在0.25~2.25 mm范围内陶瓷碎片呈现高斯分布特征。陶瓷碎片的平均尺寸更小，尺寸分布更集中能够吸收更多的弹丸动能。Madhu等[6]以Al2O3陶瓷/金属复合装甲板为研究对象，分析其在12.7 mm穿甲弹以不同弹速侵彻下发生的主要损伤。随着弹丸速度增加，陶瓷和弹丸会碎裂产生数量更多，尺寸更为细小的碎片，吸收更多的弹丸动能。Chao等[7]以碳化硼陶瓷复合装甲为研究对象，分析在穿甲弹侵彻下B4C陶瓷的微观结构演变，弹丸高速冲击产生的高温高压使陶瓷粒子有能量发生错位，同时伴有层间错位及微孪晶现象。Zhang等[8]通过AUTODYN软件使用SPH方法模拟了弹丸撞击靶板的过程，分析在高速冲击下陶瓷产生的碎片的微观粒子结构及运动特征。表明粒子的空间分布有3种具体形式，即孤立分散粒子、粒子簇和粒子碎片。Liang等[9]使用SPH算法模拟了超高速撞击下碎片的产生过程，计算碎片的长度、宽度、厚度及数量，得到碎片的尺寸特征及分布。表明小尺寸碎片占多数，并随着碎片大小的增加，碎片数量迅速减少。Savio等[10]通过高分辨率电子显微镜观察B4C陶瓷在弹丸以750~1000 m/s的高速撞击下微观结构的变化，由于在冲击载荷期间材料产生各向异性弹性应变，陶瓷晶粒沿一定结晶方向裂开，发生晶体解理，并出现平行于晶面且与晶体解理面相邻的纳米级非晶化现象，影响陶瓷的碎裂特性，从而影响陶瓷的弹道性能。综上，大量学者对陶瓷在弹道侵彻过程中的碎裂行为进行了宏观及微观结构的描述，但对于陶瓷/纤维树脂基复合材料复合装甲板中作为面板结构的陶瓷在穿甲弹侵彻下的渐进碎裂破坏过程以及相应的损伤机制研究较少。
本文以碳化硼(B4C)陶瓷作为防弹面板材料，以UHMWPE层压板作为背板材料，通过真空袋膜压工艺制备B4C/UHMWPE复合装甲板。基于54式12.7 mm穿甲弹侵彻试验，研究复合装甲板在弹速为(488±10) m/s时的抗穿甲弹侵彻性能；基于X射线断层扫描技术和断口形貌，观察弹道侵彻后复合装甲板的内部损伤形貌，分析B4C/UHMWPE复合装甲板在穿甲弹侵彻作用下的响应机制及碳化硼陶瓷破碎行为和特征参数，对优化复合装甲板结构具有重要的指导意义。
1. 实验材料及方法
1.1 原材料
碳化硼陶瓷(B4C)，宁夏机械研究院股份有限公司，表面尺寸为300 mm×300 mm。UHMWPE层压板，北京普诺泰新材料科技有限公司，尺寸为300 mm×300 mm，其是由单向(Unidirectional，UD)正交结构的UHMWPE长丝增强热塑性树脂基体，通过铺展、复合、热压工艺制备而成的高性能纤维树脂基复合材料层压板，具有优异的抗弹道侵彻性能。B4C陶瓷和UHMWPE层压板的物理性能分别如表1和表2所示。界面粘结用胶膜，北京普诺泰新材料科技有限公司，单层面密度为(45±5) g/m2；芳纶平纹织物，北京普诺泰新材料科技有限公司，单层面密度为(200±10) g/m2，其放置于碳化硼陶瓷面板的表面，主要作用是为了避免弹道侵彻过程中陶瓷破碎后飞溅而导致的二次伤害。
1.2 复合装甲板的制备
采用真空袋膜压工艺制备B4C/UHMWPE复合装甲板。首先，从背弹面开始依次将UHMWPE层压板、热塑性树脂基胶膜、碳化硼陶瓷、芳纶平纹布的顺序将组分材料进行叠层铺放，如图1(a)所示，表面覆盖真空袋，进行密封；随后，采用真空泵(FY-1 C-N，中国飞越有限公司)抽真空处理，使按顺序铺放好的各组分材料在0.1 MPa恒压状态下固定位置，并将其放置于鼓风烘箱机(DHG-9243 A，中国中杰电热有限公司)中，在 110℃下，保温保压1 h 后开始降温，保压冷却至室温后卸压，取出B4C/UHMWPE复合装甲板。试验用的复合装甲板的结构及其参数如表3所示。
表 1 B4C陶瓷的物理性能Table 1. Physical properties of B4C ceramicBending strength/MPa Elastic modulus/GPa Vickers harness/MPa Fracture toughness/(MPa·m1/2) Volume density/(g·cm−3) 564 393 34652.8 3.47 2.57 表 2 试验用超高分子量聚乙烯(UHMWPE)层压板的物理性能Table 2. Physical properties of ultra-high molecular weight polyethylene (UHMWPE) laminate in experimentVolume density
/(g·cm−3)Tensile strength at break/MPa Young's modulus/GPa Tensile strain at break/% 0.95-1.0 1064.39 42.09 3.10 ![]()
图 1 (a) 真空袋膜压工艺制备装甲板；(b) 弹道测试装置；(c) 弹道测试后的复合装甲板和弹丸；(d) X 射线计算机断层扫描(CT)扫描设备Figure 1. (a) Preparation of armor plate by vacuum bag film pressing process; (b) Illustration of ballistic test setup; (c) Post-impact composite laminate and bullet; (d) Illustration of X-ray computed tomography (CT)-scan setupAPI-Armor piercing incendiary; IR—Infrared ray; A—Sectional drawing表 3 试验用B4C/UHMWPE复合装甲板结构及其参数Table 3. Structure and specifications of B4C/UHMWPE composite armor plate in experimentTest structure No. Structure design
of armor plateParameters of B4C/UHMWPE laminated composite armor plate Repetition Thickness of B4C/mm Areal density of UHMWPE/(kg·m−2) Areal density of armor plate/(kg·m−2) AVG. STD. AVG. STD. AVG. STD. S1# 11 mm B4C + 10 kg/m2 UHMWPE 11.13 0.13 10.13 0.08 39.21 0.54 9 S2# 12 mm B4C + 8 kg/m2 UHMWPE 12.08 0.10 8.12 0.04 39.56 0.45 5 S3# 11 mm B4C + 12 kg/m2 UHMWPE 11.18 0.02 11.98 0.16 41.77 0.39 4 S4# 12 mm B4C + 10 kg/m2 UHMWPE 12.20 0.01 10.02 0.07 42.18 0.36 7 Notes: AVG.—Average; STD.—Standard deviation. 1.3 弹道测试
参照GJB 4300 A—2012 [11]，选用配备12.7 mm穿甲弹的弹道枪对B4C /UHMWPE复合装甲板在着靶弹速为(488±10) m/s范围内进行弹道侵彻实验。弹丸入射角度为0°，射距设置为100 m，并装甲板悬空固定。每块装甲板测试一发弹，并且弹着点位置距离装甲板边缘75 cm及以上为有效射击。弹道实验所用设备如图1(b)所示，测试后复合装甲板表面形貌及弹丸碎片如图1(c)所示。
1.4 损伤形貌表征
采用工业级X射线计算机断层扫描设备(Diondo d5，德国Diondo GmbH有限公司)对弹道侵彻后装甲板进行CT扫描分析，见图1(d)。
2. 结果与分析
2.1 组分结构对B4C/UHMWPE复合装甲板的抗穿甲弹侵彻性能的影响
本文采用54式12.7 mm穿甲弹以弹速(488±10) m/s对4种结构的B4C/UHMWPE复合装甲板进行单发弹道试验，选用有效防护百分数作为复合装甲板的抗12.7 mm穿甲弹侵彻性能的衡量指标。试验分别研究了相同冲击速度时不同陶瓷厚度和不同UHMWPE层压板面密度对B4C/UHMWPE复合装甲板的抗穿甲弹侵彻性能的影响。
由表3可知，结构S1#与S2#、结构S3#与S4#都为相近装甲板面密度下组分材料比重对复合装甲板防弹性能影响的对比试验组；结构S1#与S3#、结构S2#与S4#都为相同B4C厚度时UHMWPE层压板面密度增量对复合装甲板防弹性能的影响；结构S1#与S4#为相同UHMWPE层压板面密度时B4C陶瓷厚度增量对复合装甲板防弹性能的影响。表4为B4C/UHMWPE复合装甲板抵挡54式12.7 mm穿甲弹侵彻试验的结果。由表4可知，弹丸的侵彻速度稳定在合理的范围内及弹着点距装甲板边缘的距离均满足测试标准GJB 59.18—1988[11]要求，保证了弹道测试结果的横向可对比性；此外，每种结构的有效重复射击试验试样均在4块及以上，足够的样本数量保证试验结果具有一定的可参考性。此外，由表4还可知，对于相同结构的B4C/UHMWPE复合装甲板，其抗穿甲弹侵彻性能存在较为明显的差异，其主要是由于目前国内B4C防弹陶瓷性能的不稳定性导致的，因而本文采用有效防护百分比作为B4C /UHMWPE复合装甲板抗弹道侵彻性能的衡量指标。
表 4 B4C /UHMWPE复合装甲板抵挡54式12.7 mm穿甲弹侵彻试验结果Table 4. Test results of B4C /UHMWPE composite armor plate resisting the penetration of 54 Type 12.7 mm armor piercing projectileNo. of test structure Repeat sample No. Impact velocity/(m·s−1) Post-impact state Location of impact point Bulge length/mm Distance from top/mm Distance from left/mm S1# S1#-1 495 NP 130 200 39 S1#-2 497 CP 150 160 — S1#-3 489 NP 145 155 60 S1#-4 492 CP 160 175 — S1#-5 491 CP 215 150 — S1#-6 493 CP 105 155 — S1#-7 493 NP 115 135 95 S1#-8 483 CP 175 180 — S1#-9 497 CP 160 160 — S2# S2#-1 495 CP 165 195 — S2#-2 493 CP 210 170 — S2#-3 491 CP 180 215 — S2#-4 489 CP 155 145 — S2#-5 493 NP 145 150 79 S3# S3#-1 489 CP 115 150 — S3#-2 498 NP 110 120 93 S3#-3 491 NP 210 190 68 S3#-4 483 NP 175 240 66 S4# S4#-1 496 NP 120 140 55 S4#-2 490 CP 150 165 — S4#-3 494 NP 135 150 30 S4#-4 489 CP 155 160 — S4#-5 485 CP 200 115 — S4#-6 486 CP 160 165 — S4#-7 491 NP 150 170 40 Notes: NP—Non-perforating; CP—Complete perforating. 图2是不同结构的B4C/UHMWPE复合装甲板在54式12.7 mm穿甲弹以弹速(488±10) m/s侵彻时的有效防护百分比。可知，结构S3#的复合装甲板在抗12.7 mm穿甲弹侵彻时具有最高的有效防护概率，即有75%的概率能够有效阻断12.7 mm穿甲弹的侵彻。分别对比结构S1#与S2#、结构S3#与S4#可知，在相近面密度的情况下，当降低1 mm厚B4C陶瓷并增加相近面密度的UHMWPE层压板时，复合装甲板的有效防护概率分别提升了13.33%、32.14%，并且随着复合装甲板面密度的增加，这种提升效应更加显著。这主要是由于UHMWPE层压板面密度的增加不仅提升了UHMWPE层压板的防护效率，同时其还增加了UHMWPE层压板对B4C陶瓷的机械支撑作用[12-13]，即背板支撑强化效应。背板支撑强化效应间接地提升了B4C陶瓷的防护效率，在背板和陶瓷防护效率都提升的耦合作用下，复合装甲板防弹性能提升幅度覆盖住了陶瓷厚度下降带来的弱化效应，宏观表现为复合装甲板的抗穿甲弹侵彻性能显著提升。分别对比结构S1#与S3#、结构S2#与S4#可知，当B4C陶瓷厚度相同，增加UHMWPE层压板的面密度时，可提升复合装甲板的有效防护概率，并且结构S3#比S1#、结构S4#比S2#分别提升了41.67%、22.86%，这表明复合装甲板中原UHMWPE层压板组分面密度占比越大，这种提升效果越显著；此外，对比结构S1#和S4#可知，当背板面密度相同，增加B4C陶瓷厚度时，复合装甲板的防护概率提升了9.53%，显著低于陶瓷厚度不变、UHMWPE层压板面密度增加时的复合装甲板防护效率提升幅度(41.67%和22.86%)。这都是由于背板支撑的强化效应导致的。因此，在以提升B4C /UHMWPE复合装甲板的抗12.7 mm穿甲弹侵彻性能为目标的背景下，对复合装甲板结构进行优化设计时，在复合装甲板面密度不变的情况下，可适当降低面板B4C陶瓷的厚度占比、提升背板UHMWPE层压板的面密度占比；在复合装甲板面密度可以适当增加的情况下，优先增加UHMWPE层压板的面密度；在复合装甲板面密度可以适当减少的情况下，优先降低B4C陶瓷的厚度。
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图 2 不同结构的B4C/UHMWPE复合装甲板抵挡12.7 mm穿甲侵彻的有效防护百分比Figure 2. Effective protection percentage of B4C/UHMWPE composite armor plates with different structures against 12.7 mm armor piercing penetration2.2 B4C/UHMWPE复合装甲板在穿甲弹侵彻下的响应机制
图3是弹道侵彻后B4C/UHMWPE复合装甲板的损伤形貌。图3(a)是基于X射线计算机断层扫描技术获得的弹道侵彻后B4C/UHMWPE复合装甲板沿弹孔直径方向的横截面损伤形貌。图3(b)和图3(c)是弹着点处B4C/UHMWPE复合装甲板的宏-微观尺度的损伤形貌。可知，在穿甲弹侵彻作用下，B4C/UHMWPE复合装甲板的损伤模式主要包括B4C陶瓷板的区域性破碎和粉化，UHMWPE层压板的多层面分层破坏、剪切破坏和面外塑性变形。其中，UHMWPE层压板的多层面分层破坏主要是由于单向正交结构的层压板承受面内拉伸作用导致的[14-15]。图4(a)是弹着点处B4C陶瓷板内部的自由面损伤形貌，包括B4C陶瓷板背面的损伤形貌(图4(a1))及与陶瓷板背面分离并贴附于UHMWPE层压板的超前碎裂区的B4C陶瓷破碎形貌(图4(a2))。可知，B4C陶瓷的面内主要损伤区域呈现圆形，并且裂纹主要沿径向分布，圆形的面内损伤区域是陶瓷各向同性的特性决定的，径向分布的裂纹主要是弹丸在侵彻过程中对B4C陶瓷板的纵向挤压导致的。对比图4(a1)和图4(a2)可知，尽管这两份部分陶瓷表面损伤形貌都来源于自由面，但是径向破碎程度的巨大差异表明这两部分陶瓷并非同时承受弹丸的侵彻作用。
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图 3 弹道侵彻后B4C/UHMWPE复合装甲板的损伤形貌：(a) 基于CT扫描的沿弹孔直径方向的复合装甲板横截面剖面形貌(S4#-3)；(b) 弹着点处装甲板的宏观尺度的损伤形貌；((c1)~(c4)) 弹着点处装甲板的微观尺度的损伤形貌Figure 3. Damage morphologies of post-impact B4C/UHMWPE composite armor plate: (a) Cross section morphology of composite armor plate along bullet hole diameter based on CT scanning (S4#-3); (b) Macroscopic damage morphology of armor plate at the impact point; ((c1)-(c4)) Micro scale damage morphology of armor plate at the impact point![]()
图 4 (a1) 弹着点处B4C陶瓷板背面的破碎形貌(S4#-5)；(a2) 与B4C陶瓷板背面分离并贴附于UHMWPE层压板上的超前碎裂区陶瓷破碎形貌(S4#-5)；(b) 穿甲弹侵彻作用下B4C陶瓷响应区域分类示意图Figure 4. (a1) Fracture morphology of back face of B4C ceramic plate at impact point (S4#-5); (a2) Fracture morphology of ceramic in the advanced fragmentation zone separated from B4C ceramic plate back face and attached to the UHMWPE laminate (S4#-5); (b) Schematic diagram of response area classification of B4C ceramic under penetration of piercing projectile结合图3(a)和图4(a1)、4(a2)可知，B4C/UHMWPE复合装甲板中B4C陶瓷破碎区域为双圆台状。并且，根据B4C陶瓷的破碎程度，穿甲弹侵彻作用下的B4C陶瓷响应区域可分为3个部分，如图4(b)所示。第I部分为侵彻过程中B4C陶瓷的超前碎裂区[16]，主要对应于图4(a2)所示的陶瓷碎片。在弹丸达到这一区域前，在冲击压缩波、反射回来的冲击拉伸波、弹丸向下运动的压缩载荷的耦合作用下，如图5所示，这一区域圆台状的陶瓷块与陶瓷板之间已经产生了周向分布的自由面，自由面形貌如图4(a1)、4(a2)所示，随后从陶瓷板上分离开来并贴附在UHMWPE层压板上(如图3(b)所示)。第II部分为弹道侵彻后剩余的B4C陶瓷板区，对应于图4(a1)所示的陶瓷板。由图4(a1)、4(a2)可知，第I部分B4C陶瓷超前碎裂区径向裂纹数是第II部分陶瓷板的径向裂纹数目的2.36倍，即第II部分陶瓷板的碎裂程度远小于超前碎裂区。这主要是由于第I部分B4C陶瓷的超前碎裂区是在UHMWPE层压板的强支撑作用下与弹丸作用的，而自由面的存在导致第II部分陶瓷板在弹着点区域处于近乎无支撑的状态，因而第I部分B4C陶瓷的超前碎裂区比第II部分陶瓷板具有更密集分布的径向裂纹。第III部分是弹丸正下方的碎片-完全粉化区，其主要对应于弹道侵彻后复合装甲板内腔中的陶瓷碎片及UHMWPE层压板上微纳米尺度的陶瓷粉末。第III部分陶瓷在弹道侵彻过程中承受弹丸直接碾压作用，其是弹丸破碎、侵彻方向偏转的主要原因。此外，这区域内的微纳米级别的B4C碎片在弹丸携带的动能作用下，跟随弹丸一起侵彻UHMWPE层压板，如图3(c4)所示。
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图 5 穿甲弹侵彻作用下B4C/UHMWPE复合装甲板中B4C陶瓷超前破碎区的形成机制Figure 5. Formation mechanism of B4C ceramic advanced fragmentation zone in B4C/UHMWPE composite armor plate under armor piercing projectile综上，在穿甲弹的侵彻过程中，B4C/UHMWPE复合装甲板中的B4C陶瓷响应行为包括B4C陶瓷区域性的碎裂、粉化过程及B4C陶瓷的碎片和弹丸一起侵彻UHMWPE层压板。在弹丸和陶瓷碎片的侵彻作用下，UHMWPE层压板的响应行为包括面外塑性变形、多层面的分层破坏、绝热剪切破坏过程[17-18]。因此，B4C/UHMWPE复合装甲板在穿甲弹侵彻下的响应过程可分为3个阶段，依次为冲击波传播过程及诱导陶瓷内自由面生成、B4C陶瓷的破碎过程、UHMWPE层压板的压缩-剪切-拉伸的耦合过程。
图6是B4C/UHMWPE复合装甲板在穿甲弹侵彻作用下的响应机制示意图。在第一阶段中，如图6(a)所示，由于冲击波在B4C陶瓷和UHMWPE层压板中的传播速度远大于穿甲弹的侵彻速度，因而在穿甲弹尚未对B4C陶瓷形成有效物理压缩作用前，冲击波已经在复合装甲板内经历了多次反射、透射，冲击压缩波在装甲板的自由端面反射为冲击拉伸波。在冲击拉伸波的作用下，在弹丸的正下方、靠近B4C陶瓷的背面区域产生锥面分布的周向裂纹并扩展、连接成自由面，形成圆台状的B4C陶瓷超前破碎区，如图6(b1)所示，进入第二阶段，在弹丸的物理前进作用下，B4C陶瓷的超前破碎区在自由面处与陶瓷板分离并贴附于UHMWPE层压板上。与此同时，在弹丸的纵向挤压作用下，B4C陶瓷板产生以弹着点为圆心的径向裂纹；在弹丸的横向压缩作用下，弹丸正下方的陶瓷被碾碎成碎片和粉末，这些碎片和粉末在弹丸动能的加速下，跟随弹丸一起侵彻下方的陶瓷或UHMWPE层压板；此外，基于陶瓷的高硬度特性，弹丸开始破碎。如图6(b2)所示，随着弹丸的持续前进，弹丸依次压缩B4C陶瓷的超前破碎区和UHMWPE层压板，B4C陶瓷的超前破碎区和UHMWPE层压板发生面外弯曲变形。B4C陶瓷的超前破碎区的径向裂纹归咎于弹丸的纵向压缩作用，其周向裂纹是由于超前破碎区跟随UHMWPE层压板的面外弯曲变形导致的，当弹丸穿透B4C陶瓷层后，弹丸与获得加速度的陶瓷碎片一同侵彻UHMWPE层压板[19]，UHMWPE层压板在产生面外弯曲塑性变形的同时，其在弹着点处被弹丸边缘或陶瓷碎片剪切破坏，如图6(b3)所示。在弹丸的冲击载荷作用下，以弹着点为起始段，UHMWPE层压板边缘为末端，UHMWPE层压板边发生面内拉伸变形，基于单向正交结构的层间无交织特性，UHMWPE层压板内出现多层面的分层破坏，如图6(b4)所示。值得注意的是，UHMWPE层压板主要通过面内的拉伸变形消耗弹丸的剩余动能[20-23]。弹丸是逐层侵彻UHMWPE层压板的，当弹丸剩余动能消耗完时，停止侵彻，如图6(b5)所示，即复合装甲板有效抵挡穿甲弹的侵彻作用；如果弹丸还有多余动能，继续侵彻下一层，直至穿透UHMWPE层压板，如图6(b6)所示，即复合装甲板未能有效抵挡穿甲弹的侵彻作用。
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图 6 穿甲弹侵彻作用下B4C/UHMWPE复合装甲板的响应机制：(a) 冲击波的传播过程；(b) 弹道侵彻过程：(b1) 陶瓷表面产生裂纹并形成超前破坏区；(b2) 超前破碎区与陶瓷分离并发生碎裂；(b3) 弹丸开始侵彻背板；(b4) 弹丸动能耗尽；(b5) 装甲有效抵挡弹丸侵彻；(b6) 装甲被弹丸穿透Figure 6. Response mechanism of B4C/UHMWPE composite armor plate under armor piercing projectile: (a) Process of shock wave propagation; (b) Ballistic penetration process: (b1) Cracks appear on ceramic surface and advanced fragmentation zone is formed; (b2) Advanced fragmentation zone separates from the ceramic and breaks; (b3) Projectile began to penetrate the backplane; (b4) Kinetic energy of projectile is exhausted; (b5) Armor effectively resists projectile penetration; (b6) Armor was penetrated by the projectileV—Velocity of projectile2.3 穿甲弹侵彻后B4C陶瓷的自由面锥角
B4C/UHMWPE复合装甲板在抵挡穿甲弹侵彻过程中，其陶瓷组分主要通过陶瓷破碎和裂纹扩展来耗散弹丸的动能。由陶瓷碎裂形貌(图3(b)和图4(a1)、图4(a2))可知，在B4C/UHMWPE复合装甲板抵挡12.7 mm穿甲弹侵彻过程中，B4C陶瓷的破碎主要集中在超前破碎区(第I部分响应区域)和弹丸正下方的碎片-完全粉化区(第III部分响应区域)，因此，B4C陶瓷的第I部分响应区域和第III部分响应区域是其在穿甲弹侵彻过程中耗散弹丸动能的主要响应区域。由图4(b)可知，自由面锥角与超前破碎区和弹丸正下方的碎片-完全粉化区都存在相关性，因此，本文采用自由面锥角作为B4C陶瓷在穿甲弹侵彻下的响应特征参数，并分析其与B4C/UHMWPE复合装甲板的抗穿甲弹侵彻性能的关系。
图7(a)是弹道侵彻后B4C陶瓷自由面锥角的测量示意图，图7(b)是自由面锥角的实测值，其通过Image J软件测量。由图7(b)可知，对于不同结构的B4C/UHMWPE复合装甲板，其在完全穿透或未完全穿透状态下的自由面锥角都几乎相等(峰值偏差在1o以内)，即自由面锥角不受复合装甲板中B4C陶瓷厚度或UHMWPE层压板厚度的影响。此外，对于试验用的4种结构，未完全穿透时的自由面锥角都大于完全贯穿时的自由面锥角，这是由于自由面锥角增大，穿甲弹侵彻下B4C陶瓷的第I部分响应区域和第III部分响应区域的范围增大，从而在破碎过程中消耗更多的弹丸动能，因而有更大概率能够有效抵挡穿甲弹的侵彻。
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图 7 弹道侵彻后B4C/UHMWPE复合装甲板的自由面锥角Figure 7. Free surface cone angle of post-impact B4C/UHMWPE composite armor plate由上可知，对于穿甲弹侵彻后的B4C/UHMWPE复合装甲板，B4C陶瓷内的自由面锥角与复合装甲板的结构(陶瓷厚度、UHMWPE层压板厚度)无显著关系，但与复合装甲板是否有效抵挡穿甲弹侵彻有明显正相关性，这表明自由面锥角可以用来作为横向指标来单纯评估复合装甲板中B4C陶瓷的抗穿甲弹侵彻性能。
3. 结 论
(1) 在以提升B4C/超高分子量聚乙烯(UHMWPE)复合装甲板的抗12.7 mm穿甲弹侵彻性能为目标的背景下，对复合装甲板结构进行优化设计时，在复合装甲板面密度不变的情况下，可适当降低面板B4C陶瓷的厚度占比、提升背板UHMWPE层压板的面密度占比；在复合装甲板面密度可以适当增加的情况下，优先增加UHMWPE层压板的面密度；在复合装甲板面密度可以适当减少的情况下，优先降低B4C陶瓷的厚度。
(2) 在穿甲弹侵彻作用下，B4C陶瓷的破碎区域呈现双圆台状。根据陶瓷破碎程度，其弹道响应区域可分为3部分。第I部分为位于弹着点下方、靠近陶瓷板背面的陶瓷超前破碎区域，第II部分为弹道侵彻后剩余的B4C陶瓷板，第III部分为弹丸正下方的碎片-完全粉化区。第I部分和第II部分主要的宏观裂纹形貌为径向裂纹，其是由于弹丸在侵彻过程中的纵向压缩导致的；第III部分的主要宏观形貌为陶瓷碎片和粉化。此外，第I部分的陶瓷超前破碎区域还存在周向裂纹，其主要是由于超前破碎区在弹丸侵彻作用下随UHMWPE层压板的面外弯曲变形导致的。
(3) B4C/UHMWPE复合装甲板在穿甲弹侵彻下的响应过程可分为3个阶段，分别为冲击波传播过程及诱导陶瓷内自由面生成、B4C陶瓷的破碎过程、UHMWPE层压板的压缩-剪切-拉伸的耦合过程。
(4) 对穿甲弹侵彻后的B4C/UHMWPE复合装甲板，B4C陶瓷内的自由面锥角与复合装甲板的结构(陶瓷厚度、UHMWPE层压板厚度)无显著关系，但与复合装甲板是否有效抵挡穿甲弹侵彻有明显正相关性，这表明自由面锥角可以作为横向指标来单纯评估复合装甲板中B4C陶瓷的抗穿甲弹侵彻性能。
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图 6 入射超压时程曲线
Figure 6. Incident overpressure time history curves
Z—Proportional distance
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图 7 不同加筋混凝土板位移时程曲线
Figure 7. Displacement time history curves of concrete slabs with different reinforcements
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图 8 不同加筋混凝土板爆炸恢复指数
Figure 8. Explosion recovery index of concrete slabs with different reinforcements
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图 9 不同加筋混凝土板板破坏模式 (Z=0.684 m/kg1/3)
Figure 9. Failure modes of concrete slabs with different reinforcements (Z=0.684 m/kg1/3)
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图 10 不同加筋混凝土板板破坏模式 (Z=0.522 m/kg1/3)
Figure 10. Failure modes of concrete slabs with different reinforcements (Z=0.522 m/kg1/3)
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图 11 不同比例距离下混合配筋混凝土板位移时程曲线
Figure 11. Displacement time history of hybrid-RC slab under different scale distances
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图 12 不同比例距离下混合配筋混凝土板跨中位移
Figure 12. Mid-span displacement of hybrid-RC slab under different scale distances
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图 13 混合配筋混凝土板最大支座转角拟合曲线
Figure 13. Fitting curve of maximum support angle of hybrid-RC slab
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图 16 不同配筋率混凝土板破坏模式
Figure 16. Failure modes of concrete slabs with different reinforcement ratios
表 1 非接触爆炸板试件
Table 1 Non-contact explosion test specimen
Specimen number Type of
reinforcementReinforcement
ratio ρ/%TNT
/kgStandoff distance
/mScale
distance
/(m·kg−1/3)H1-1 GFRP-Steel 0.532 1.6 0.8 0.684 H1-2 GFRP-Steel 0.532 2.4 0.8 0.598 H1-3 GFRP-Steel 0.532 2.8 0.8 0.568 H1-4 GFRP-Steel 0.532 3.6 0.8 0.522 H1-5 GFRP-Steel 0.532 4.6 0.8 0.481 H2-1 GFRP-Steel 1.016 1.6 0.8 0.684 H2-2 GFRP-Steel 1.016 3.6 0.8 0.522 S1-1 Steel 0.532 1.6 0.8 0.684 S1-2 Steel 0.532 3.6 0.8 0.522 Notes: GFRP—Glass fiber reinforced polymer; TNT—Trinitrotoluene; H stands for hybrid GFRP-steel-reinforced concrete (hybrid-RC) slab; S stands for steel-reinforced concrete (SRC) slab; The first numerical number represents different reinforcement ratios, and the second numerical number represents different scale distances. 
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表 2 钢筋力学性能
Table 2 Mechanical properties of steel reinforcement
Type of steel bar Elastic modulus/
GPaYield strength/
MPaTensile strength
/MPaYield strain/% Ultimate strain
/%HRB400 E 209 458 633 0.22 ＞10
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表 3 GFRP筋力学性能
Table 3 Mechanical properties of GFRP reinforcement
FRP bar Elastic modulus/
GPaTensile
strength/MPaUltimate
strain/%GFRP 49.4 1070 2.4 Note: FRP—Fiber reinforced polymer.
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表 4 入射超压
Table 4 Incident overpressure
Scale distance/
(m·kg−1/3)Test value/
MPaEmpirical formula
value/MPaError/% 1.282 0.502 0.454 10.57 1.120 0.678 0.616 10.06 1.064 0.78 0.693 12.55 0.979 0.952 0.826 15.25
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表 5 不同加筋混凝土板应变峰值
Table 5 Peak strain of concrete slabs with different reinforcements
Specimen number Scale distance/
(m·kg−1/3)Peak value of point 1 Peak value of point 2 H1-1 0.684 1.20×10−2 2.82×10−3 S1-1 0.684 1.06×10−2 2.44×10−3 H1-4 0.522 2.36×10−2 6.75×10−3 S1-2 0.522 2.19×10−2 6.09×10−3
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表 6 不同加筋混凝土板跨中位移数据
Table 6 Mid-span displacement data of concrete slabswith different reinforcements
Specimen number Scale distance/
(m·kg−1/3)Maximum
displacement/
mmResidual
deformation/
mmH1-1 0.684 31 8 S1-1 0.684 26 11 H1-4 0.522 97 39 S1-2 0.522 82 53
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表 7 单向板损伤准则
Table 7 Damage criteria for unidirectional slab
Damage level Damage criterion Light θmax≤2° Moderate 2°≤θmax≤5° Severe 5°≤θmax≤12° Collapse θmax≥12° Note: θmax—Maximum support angle of the plate.
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表 8 不同配筋率混凝土板跨中位移数据
Table 8 Mid-span displacement data of concrete slabs with different reinforcement ratios
Specimen number Reinforcement
ratio ρ/%Scale distance/
(m·kg−1/3)Maximum
displacement/mmResidual
deformation/mmExplosion recovery
indexH1-1 0.532 0.684 31 8 0.74 H2-1 1.016 0.684 20 0 1 H1-4 0.532 0.522 97 38 0.61 H2-2 1.016 0.522 64 16 0.75
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其他类型引用(1)
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目的
混合配筋混凝土结构将钢筋和FRP筋混合配置于混凝土，可较好地解决钢筋混凝土结构的耐久性问题和FRP筋混凝土结构脆性破坏的问题，已广泛应用于土木工程中。目前，学者们对混合配筋混凝土结构的研究主要集中在静态受力性能以及抗震、抗火方面，而对混合配筋混凝土结构的抗爆性能研究较少。由于钢筋和FRP筋力学性能的差异，混合配筋混凝土结构的动态响应与钢筋混凝土结构存在明显差异，有必要对混合配筋混凝土结构的抗爆性能进行研究。
方法对混合配筋混凝土板、钢筋混凝土板开展非接触爆炸试验，在爆炸试验过程中采集入射超压数据来验证爆炸加载的可靠性，采集板跨中位移时程曲线、筋材应变等数据来分析结构的抗爆性能。结合试验数据，采用非线性拟合方式得到板最大支座转角经验公式，用来对混合配筋混凝土板进行快速损伤评估。
结果通过非接触爆炸试验研究，得到如下
结果①由于GFRP筋和钢筋力学性能差异造成，GFRP筋的弹性模量小于钢筋，在爆炸荷载作用下，GFRP筋仍处于弹性阶段，而钢筋进入塑性阶段。相同比例距离下，混合配筋混凝土板位移峰值大于钢筋混凝土板，但残余变形小于钢筋混凝土板。②混合配筋混凝土板背爆面裂缝分布为多条竖向裂缝和板对角线斜裂缝，而钢筋混凝土板背爆面裂缝分布为只有一条竖向主裂缝和板中心辐射出多条斜裂缝。③引入爆炸恢复指数评估结构从最大位移响应恢复到静力状态的能力，爆炸恢复指数表示为：(位移峰值-残余变形)/位移峰值。比例距离为0.684 m/kg时，钢筋混凝土板爆炸后恢复指数为0.57，混合配筋混凝土板爆炸后恢复指数为0.74，比钢筋混凝土板大29.8%。混合配筋混凝土板爆炸后恢复到静力状态的能力优于钢筋混凝土板，有着较好的爆炸后恢复能力。④随着比例距离的减小，混合配筋混凝土板的爆炸恢复指数趋近于定值0.6。⑤混合配筋混凝土板破坏模式随着比例距离的减小，从整体弯曲破坏发展为整体弯曲破坏和局部混凝土破坏并存。⑥非线性拟合得到混合配筋混凝土板不同比例距离时板支座最大转角的经验公式。⑦随着配筋率的增大，混合配筋混凝土板跨中最大位移和残余变形均减小。迎爆面和背爆面破坏损伤减小。增加配筋率能提高混合配筋混凝土板的抗爆性能。
结论对混合配筋混凝土板的抗爆性能进行了比较全面的研究。相比钢筋混凝土板，混合配筋混凝土板有着较好的变形恢复能力，混合配筋混凝土板破坏模式呈现为多条竖向裂缝的整体弯曲破坏，增加配筋率能显著提高混合配筋混凝土板的抗爆性能。提出了板最大支座转角经验公式，为混合配筋混凝土板抗爆设计提供参考。
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纤维增强筋(FRP)由于耐腐蚀、高拉伸强度、轻质、非磁性、抗疲劳性能好等优异的性能，将FRP筋代替钢筋被认为是解决混凝土结构中钢筋腐蚀的有效方法。学者们提出了混合配筋混凝土结构，该结构在截面耐久性薄弱区域用FRP筋代替钢筋，已广泛应用于土木工程中。随着爆炸破坏事件的不断发生，建筑结构在爆炸荷载下的动态响应问题引起越来越多的关注。然而，学者们对混合配筋混凝土结构的研究主要集中在静态受力性能以及抗震、抗火方面，而对混合配筋混凝土结构的抗爆性能研究较少。
本文对混合配筋混凝土板开展非接触爆炸试验，试验结果表明：GFRP筋弹性模量较低和高拉伸强度的特性，使得混合配筋混凝土板位移峰值较大(如
图1 )但残余变形小，混合配筋混凝土板耗能能力优于钢筋混凝土板。引入爆炸恢复指数来表征结构从最大位移响应恢复到静力状态的能力，爆炸恢复指数表示为：(位移峰值-残余变形)/位移峰值，混合配筋混凝土板有着出色的爆炸后恢复能力(如图2 )，其抗爆性能优于钢筋混凝土板。由于GFRP筋和钢筋力学性能的差异，混合配筋混凝土板破坏形态与钢筋混凝土板有着明显的差异，表现为多条竖向裂缝的整体弯曲破坏形态(如图3 )。对混合配筋混凝土板进行损伤评估，提出了最大支座转角经验公式，确定了混合配筋混凝土板损伤发展过程(如图4 )。
不同加筋板位移时程曲线
不同加筋板爆炸恢复指数
背爆面破坏形态(左侧为混合配筋，右侧为钢筋配筋)
混合配筋混凝土板损伤发展
计量
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