Ballistic limit velocities of carbon fiber material target plate against fragment penetration
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摘要:
碳纤维复合材料(CFRPs)在国防科技中广泛应用，已经成为主承力构件及部分结构的防护材料，研究其抗破片侵彻性能为科研人员提高碳纤维复合材料性能、进行防护结构设计提供依据。为研究碳纤维复合材料靶板受破片侵彻的毁伤机制及弹道极限速度，进行8 g立方体钢破片分别侵彻厚5 mm、10 mm、15 mm碳纤维复合材料靶板数值仿真与试验，得到破片侵彻碳纤维复合材料靶板的数值仿真弹道极限与六射弹弹道极限速度，数值仿真弹道极限与六射弹弹道极限最大误差为6.21%。利用数值仿真方法得到大量不同着靶速度与对应的剩余速度，基于THOR公式建立破片侵彻碳纤维复合材料靶板剩余速度模型与弹道极限计算公式。对弹道极限公式进行试验验证，选取不同工况下的六射弹弹道极限，与理论计算值进行对比，结果表明，同一工况下，试验结果与计算结果最大误差为4.54%。
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关键词:
- 碳纤维复合材料(CFRPs) /
- 数值仿真 /
- 弹道侵彻试验 /
- 毁伤模式 /
- 弹道极限
Abstract:Carbon fiber reinforced plastics (CFRPs) are widely used in national defense science and technology and have become the protective materials for main load-bearing components and some structures. Research on their fragment penetration resistance provides a basis for scientific researchers to improve the performance of CFRPs and design protective structures. To study the damage mechanism and ballistic limit velocity of CFRPs target plates penetrated by fragments, numerical simulations and tests were conducted on 8 g cubic steel fragments penetrating CFRPs target plates with thicknesses of 5 mm, 10 mm and 15 mm, respectively. The numerical simulation of the ballistic limit velocities of the fragments penetrating CFRPs target plates and the six-projectile ballistic limit velocities were obtained, and the maximum error between the numerical simulation of the ballistic limit velocity and the six-projectile ballistic limit velocity was 6.21%. A large number of different impact velocities and corresponding residual velocities were obtained by numerical simulations. Based on the THOR formula, the residual velocity model of the fragments penetrating CFRPs target plates and the ballistic limit calculation formula were established. The ballistic limit formula was verified experimentally, and the six-projectile ballistic limits under different working conditions were selected and compared with the theoretical calculated values. The results show that under the same working condition, the maximum error between the test and calculated results is 4.54%.
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超高性能混凝土(Ultra-high-performance con-crete，UHPC)是一种新型水泥基复合材料，具有超高强度、超高韧性、超高耐久性，被广泛应用于桥梁工程、建筑工程、军事防护工程等领域[1–3]。与普通混凝土相比，UHPC与钢筋具有更优异的黏结性能[4-5]，从而可以解决实际工程中搭接区段钢筋搭接强度不足的问题，有效缩短钢筋的搭接长度，延缓搭接区裂缝的发展。因此，UHPC被广泛应用于桥面板连接[6-8]、钢筋搭接缺陷加固[9]和预制混凝土构件连接[10]等。
钢筋与混凝土之间的黏结是保证钢筋混凝土构件充分发挥作用的关键，中心拉拔试验、对拉搭接试验和梁式试验是目前研究钢筋与UHPC黏结性能的主要方法。通过中心拉拔试验发现[11-17]，钢筋锚固长度、钢纤维掺量、保护层厚度是影响其黏结强度的主要参数。随着黏结长度的增加，钢筋应力分布越不均匀，钢筋与UHPC的平均黏结强度逐渐减小；随着混凝土保护层厚度的增加，钢筋与UHPC的黏结性能显著提高，但钢筋直径以及钢纤维掺量对其的影响尚未有统一的结论。
中心拉拔试验因其操作简便、易于实现而被广泛的应用于黏结试验中，但中心拉拔试验存在“拱效应”，测得的黏结强度往往偏高，因此许多学者采用对拉搭接试验对钢筋与UHPC的黏结性能进行研究。Lagier等[18]通过对拉拔出试验研究了钢纤维掺量对搭接接头黏结强度的影响，研究表明：相比于普通混凝土，钢纤维增强UHPC可以有效缩短钢筋的搭接长度；纤维体积分数为4vol%时，直径为25 mm的钢筋在12d的搭接长度(d为钢筋直径)下即可达到屈服，且劈裂裂纹得到了有效控制。方志等[19]通过39个对拉搭接试验，研究了纵筋搭接长度、搭接钢筋间距、配箍率和活性粉末混凝土(Reactive powder concrete，RPC)强度对RPC与钢筋之间的黏结性能的影响，研究表明：搭接长度是影响其破坏模式的主要因素；随着搭接长度的增加会导致搭接强度稍有降低，而RPC强度、配箍率和钢筋净距的增加会导致搭接强度的提高。马福栋等[20]设计了21组对拉搭接试验和3组直接拔出锚固试验，研究了搭接长度、纤维掺量、配箍率对变形钢筋和UHPC黏结性能的影响，结论与文献[19]基本一致，并且建立了钢筋/UHPC锚固和搭接长度的简化算法。
中心拉拔试验和对拉搭接试验均未考虑实际梁构件中弯曲应力的影响，梁式搭接试验是最接近实际受力的试验方法，课题组前期工作[20]发现，对拉搭接试验与中心拉拔试验得出的黏结强度比值为0.66~0.69，说明中心拉拔试验会高估钢筋与UHPC的黏结强度，而对拉搭接试验未考虑实际梁构件中弯曲应力的影响。为此，有学者通过整浇UHPC梁式搭接试验来研究钢筋与UHPC的搭接黏结性能[21–24]，研究表明：UHPC可以有效减小钢筋搭接长度；钢纤维掺量、钢筋搭接长度是影响搭接黏结强度的重要因素。本文通过8根局部后浇UHPC连接的搭接梁和1根局部后浇C80混凝土连接的搭接梁，研究钢筋搭接长度、钢纤维掺量和机械锚固措施对搭接梁中高强钢筋与UHPC黏结性能的影响，并与其他两种试验方法进行对比，研究弯矩作用对受拉钢筋黏结强度的影响，为后浇UHPC搭接梁应用于装配式建筑提供依据。
1. 试验概况
1.1 试件设计与制作
试验共设计了8根UHPC搭接梁和1根C80混凝土搭接梁，试验变参为钢筋搭接长度(3d、8d、12d)、钢纤维掺量(2vol%、3vol%)、机械锚固措施(90°弯钩、锚固板、单面贴焊、两面贴焊)。梁截面尺寸为200 mm×400 mm，梁纵筋采用HRB500级钢筋，直径为20 mm，箍筋及架立筋采用HPB300级钢筋，其直径均为8 mm，为保证搭接梁后浇界面新旧混凝土良好的黏结性能，设置了6 mm的粗糙面。
梁构件的尺寸和配筋图见图1和图2，锚固措施见图3，试件的设计参数及钢筋应力计算结果详见表1，根据文献[17-19, 23-24]，本文取搭接长度3d为主变参，保证搭接梁发生黏结破坏。
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图 1 梁大样图及俯视图Figure 1. Sample and top view of beam1—C40 precast concrete sections; 2—A8@100; 3—Rough surface concave and convex depth 6 mm; 4—Post-cast section![]()
图 2 梁截面配筋图及键槽示意图Figure 2. Beam cross-section reinforcement diagram and keyway schematics表 1 梁式搭接试验试件参数设计及钢筋应力计算结果Table 1. Parameter design of beam lap test specimen and results of reinforcement stress calculationNumber Type L Lap form Vf/vol% Peak load/kN fs/MPa Yield or not B1
B2C80
UHPC3d
3dStraight rebar lap
Straight rebar lap2
223.5
95.2—
187Not
NotB3 UHPC 8d Straight rebar lap 2 207.8 449 Not B4 UHPC 12d Straight rebar lap 2 231.1 494 Not B5 UHPC 3d Straight rebar lap 3 145.3 302 Not B6 UHPC 3d Hook treatment 2 297.4 560 Yield B7 UHPC 3d Anchor plate 2 124.1 257 Not B8 UHPC 3d One side weld 2 124.3 257 Not B9 UHPC 3d Two side weld 2 188.0 403 Not Notes: Type—Type of post-cast concrete in lap section; UHPC—Ultra-high-performance concrete; L—Lap length (Lap form-different mechanical anchorage measures); Vf—Fibre volume fraction; fs—Calculated tensile strength of rebar. 试件的制作主要分为两步：(1)先浇筑预制梁部分，采用C40混凝土浇筑而成，用隔板与泡沫胶将搭接区和预制梁分隔开，预留出后浇部分；(2)待普通混凝土部分硬化后，取掉搭接区的隔板，并用高压水枪将泡沫胶清洗干净，将两侧键槽(图4(b))处的普通混凝土面进行凿毛处理，清洗干净后安装侧模，将制备好的UHPC在此区段进行浇筑，待收面抹平之后覆盖保鲜膜防止产生干缩裂缝。为保证其足够的黏结强度，试件搭接区养护28天之后进行加载。
1.2 试验材料性能
试验采用的UHPC主要由水泥、粉煤灰、硅灰、石英砂和水组成。水泥选用P·O 52.5级硅酸盐水泥；粉煤灰为I级粉煤灰；考虑纤维随机分布的影响，采用级配石英砂，粒径范围为0.08~3.25 mm；硅灰选用无定型超细灰白色球状粉末；减水剂采用某公司的聚羧酸高效减水剂；使用端勾型镀铜钢纤维，长度为13 mm，直径是0.22 mm，长径比为60，抗拉强度大于
2850 MPa。测得新拌UHPC的坍落度大于220 mm，扩展度约为560 mm。采用边长为100 mm的立方体试块和100 mm×100 mm×300 mm的棱柱体试块分别测量UHPC 的立方体抗压强度和棱柱体抗压强度。采用“哑铃型”试块测试UHPC的单轴抗拉强度，厚度为130 mm，试件尺寸及加载装置见图5，UHPC的力学性能见表2，钢筋的力学性能见表3。
1.3 加载制度与测点布置
1.3.1 加载制度及装置
本次试验在冠腾自动化技术有限公司制造的YAS-1000型微机控制电液伺服压力试验机上进行，加载方式为三分点静力加载。采用位移控制加载，加载速率为0.2 mm/min，当荷载降至极限荷载的85%时，停止加载。试验加载装置如图6所示。
表 2 超高性能混凝土(UHPC)材料性能Table 2. Material properties of UHPCVf/vol% fcu/MPa fc/MPa ft/MPa 2 123.3 113.2 6.22 3 135.6 122.7 7.01 Notes: fcu—Cubic compressive strength; fc—Prismatic compressive strength; ft—Tensile strength. 表 3 钢筋力学性能Table 3. Mechanical properties of reinforcementStrength grade Diameter/
mmYield strength/
MPaUltimate strength/
MPaHPB300 8 357 529 HRB500 20 560 715 ![]()
图 6 试验加载装置及测点布置图Figure 6. Layout of test loading device and measuring point1—Displacement meter; 2—Concrete strain gauge; 3—Pressure sensor; 4—Reaction beam; 5—Hydraulic jack; 6—Distribution beam; 7—Test beam1.3.2 测点布置
为测量梁受力过程中，梁跨中混凝土应变是否满足平截面假定，在梁跨中等间距布置5个混凝土应变片，间距为80 mm，最上端应变片距顶面为40 mm；为了得到搭接梁在加载过程中的挠度变化情况，在跨中、两加载点下方和两侧支座上方处各布置1个位移传感器，共5个，具体布置如图6所示。
在搭接段每根受拉纵筋上均布置应变片，考虑到搭接段长度为3d (60 mm)时，搭接长度过小，因此将应变片布置在预制混凝土梁靠近键槽处，共布置了4个测点，应变片布置示意图如图7所示。
2. 试验结果及分析
2.1 试验现象及破坏模式
2.1.1 后浇C80混凝土(B1)
如图8(a)所示，加载初期试件处于弹性工作阶段，当加载至19 kN时，后浇界面开始出现明显的裂缝，继续加载，后浇界面裂缝变宽，其他未出现明显裂缝；当加载至24 kN时，达到峰值荷载；随着加载位移增大，后浇界面裂缝宽度逐渐增大，钢筋与后浇混凝土的黏结性能不断劣化，梁式试件承载力显著下降，试件后浇区发生黏结破坏。
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图 8 UHPC-高强钢筋梁式搭接试件破坏示意图Figure 8. Schematic diagram of UHPC-high strength rebar beam lap test specimen failure2.1.2 后浇UHPC (B2~B9)
(1)不同钢筋搭接长度(B2、B3、B4)
如图8(b)所示，试件B2 (3d)加载至41 kN时，梁底后浇接缝处出现第一条裂缝；继续加载，混凝土梁段受拉区亦出现弯曲裂缝，后浇接缝处裂缝向上延伸；加载至95 kN (峰值荷载)时，试件裂缝数量不再增加；继续加载，后浇界面处裂缝变宽，钢筋与UHPC黏结强度退化并发生滑移，受拉纵筋没有屈服，跨中挠度增加，试件破坏。
如图8(c)、图8(d)所示，试件B3 (8d)和B4 (12d)的破坏过程基本相似，均经历了后浇区接缝开裂、混凝土梁段开裂、剪跨区出现斜裂缝、钢筋与UHPC黏结退化和滑移。破坏模式的差异主要体现在混凝土梁段的弯曲裂缝数量，裂缝数量与梁的受弯承载力呈正相关，受UHPC搭接区域提供的总黏结力控制。3个试件中受拉纵筋均未屈服，原因主要是搭接长度的不足导致钢筋的抗拔能力较低，钢筋还未发挥作用可能已经产生了滑移，而由于搭接钢筋间净距过小，使钢筋没有被UHPC充分包裹，导致钢筋与UHPC的有效黏结面积减小，从而未能充分发挥UHPC的高黏结特性，因此内部裂缝还未扩展至UHPC面层表面，试件就已经发生了破坏。
(2)不同钢纤维掺量(B2、B5)
如图8(e)所示，试件B5 (3vol%)加载至54 kN时，右加载点附近处出现第一条裂缝，随后，后浇接缝处才出现竖向裂缝；随着荷载继续增加，表现出与试件B2 (2vol%)相似的破坏特征；加载至145 kN (峰值荷载)时，试件破坏，受拉纵筋没有屈服，在梁端可以观察到一定数量的弯曲裂缝，但与B2试件相比并未明显增多。钢纤维掺量的增加，可以提高后浇界面与梁端普通混凝土的黏结性能，因此第一条裂缝出现在了加载点处附近，相比于钢筋搭接长度，钢纤维掺量对钢筋与UHPC黏结性能的影响有限，试件表面弯曲裂缝数量没有明显增加。
(3)不同锚固措施(B6~B9)
如图8(f)~8(i)所示，试件B6、B7、B8和B9分别采用90°弯钩、锚固板、单面贴焊和双面贴焊4种不同的机械锚固措施处理。
试件B6加载至37 kN时，梁底部后浇界面处首先出现对称竖向裂缝；继续加载，混凝土梁段不断出现新的弯曲裂缝，裂缝逐渐延伸变宽；加载至264 kN时，受拉钢筋屈服，梁段裂缝宽度明显增大；加载至297 kN (峰值荷载)时，试件裂缝不再增加，继续加载，最后受压区混凝土被压碎，试件表现出典型的适筋梁破坏特征。试件B6搭接区所提供的黏结力由平直段、弯钩段和竖直段三部分提供，有效黏结面积明显增大，总黏结力显著高于试件B7、B8和B9，因此受拉纵筋能够发生屈服，表现出明显不同于B7、B8和B9试件的破坏模式。
试件B7、B8、B9表现出相似的破坏过程，与试件B2 (直筋搭接)相比，锚具的设置主要增强了钢筋与UHPC后期的黏结强度储备，只有在试件发生较大变形的情况下才能发挥作用，因此在前期破坏过程上并没有显著的区别，梁段弯曲裂缝的数量也没有明显增加。但锚具会对周围UHPC产生一定的压力作用，在最后破坏时，可以观察到搭接段UHPC面层处有黏结裂缝产生。同时，锚具的设置增强了钢筋与UHPC的黏结强度，因此记录到的钢筋应变更大，但此时受拉纵筋仍没有屈服。试件B7、B8、B9破坏模式的主要差异体现在双面贴焊进一步减小了试件B9混凝土的保护层厚度，因此在最终呈现的破坏模式上，可以在搭接区面层上观察到更多的黏结裂缝。
综上，试件B1的破坏源于后浇区钢筋和混凝土的黏结破坏；除试件B6因受压区混凝土压碎导致破坏以外，其余试件的破坏均由UHPC浇筑区的黏结退化引起。
2.2 荷载-挠度曲线分析
搭接梁的荷载-挠度曲线如图9所示，各个搭接梁的峰值荷载及钢筋屈服情况见表1。
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图 9 UHPC-高强钢筋梁式搭接试件荷载-挠度曲线Figure 9. Load-deflection curves of UHPC-high strength rebar beam lap test specimen(1)试件B2的峰值荷载是B1的4.05倍，可认为搭接长度为3d时UHPC与钢筋的黏结强度较混凝土提高了3倍；峰值荷载后，C80混凝土搭接区混凝土保护层发生劈裂破坏后残余黏结强度约为峰值黏结强度的40%，而UHPC搭接区表现出更高的残余黏结强度比(约68%)，其原因是UHPC中的钢纤维桥连作用延缓了保护层的劈裂。
(2)试件B2、B3和B4的荷载-挠度曲线见图9(b)。加载初期试件处于弹性阶段，曲线基本重合，试件开裂后刚度下降，搭接长度越大黏结强度退化越缓慢，刚度下降越缓慢。由表1可知，与试件B2相比，试件B3和B4的峰值荷载分别提高了118.3%和142.8%，但单位黏结长度提供的黏结力下降，与常规中心拉拔和对拉搭接试验结果吻合。
(3)由图9(c)可见，试件未开裂前均处于弹性阶段，B5试件开裂后刚度并无明显下降。由表1可得，当钢纤维掺量从2vol%增长到3vol%，试件的峰值荷载提高了52.6%。随着钢纤维掺量的增加，提高了UHPC的抗拉强度和抗裂性能，乱向分布的钢纤维可以抑制内部微裂纹的发展，缓冲裂缝端部的应力集中，从而提高了钢筋与UHPC的黏结性能，试件的峰值荷载更高，但明显小于钢筋搭接长度的增加对搭接梁力学性能的影响。
(4)由表1可知，与试件B2相比，采用不同机械锚固措施的试件B6~B9，峰值荷载分别提高了212.4%、97.5%、30.4%、30.6%。荷载-挠度曲线见图9(d)，试件B6~B9在开裂前均处于弹性阶段，开裂后的荷载-挠度曲线表现出明显的不同。试件B6在达到峰值荷载前钢筋已经屈服，并且峰值荷载显著高于其他试件，由于焊点的失效，B8、B9试件在达到峰值荷载后，黏结强度出现了明显的退化，荷载突然下降，采用锚固板措施的B7试件，在达到峰值荷载后，仍然有着足够的黏结强度储备，并未出现黏结强度的迅速退化。
2.3 应变分析
2.3.1 跨中混凝土应变分析
图10所示为搭接梁在较小的搭接长度(3d)和不同的机械锚固措施下跨中混凝土的应变变化情况，开裂之前，应变沿截面高度分布基本成线性增长，开裂之后，略有波动，但仍呈现线性增长的趋势，因此搭接梁跨中混凝土应变情况基本符合平截面假定。
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图 10 UHPC-高强钢筋梁式搭接试件跨中混凝土应变分析Figure 10. Strain analysis of plane section of UHPC-high strength rebar beam lap test specimenF—Load (less than or equal to ultimate load); Fu—Ultimate load of the specimen2.3.2 搭接段钢筋应变分析
图11所示为搭接梁荷载-跨中钢筋应变曲线，在这里选取了3组峰值荷载较高的试件进行分析，B2为对比试件。可以看到，峰值荷载最高的B6搭接梁，钢筋应变达到了屈服应变，符合前述搭接梁的破坏模式，而峰值荷载低于B6的其余搭接梁，钢筋均未屈服。
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图 11 UHPC-高强钢筋梁式搭接试件搭接段钢筋应变分析Figure 11. Strain analysis of steel bar in lap section of UHPC-high strength rebar beam lap test specimen2.4 钢筋应力计算
2.4.1 计算假定
本文根据搭接梁达到峰值荷载时轴力与弯矩的平衡条件计算出搭接梁中钢筋的最大拉应力[23, 25]，基本假定如下：
(1)搭接梁跨中UHPC正截面平均应变按照线性规律分布，即截面应变符合平截面假定；
(2)受压区UHPC取三角形应力分布，即处于弹性工作阶段；
(3) UHPC与受拉钢筋在受拉区共同承担拉应力，UHPC的应力-应变曲线采用理想弹塑性模型，UHPC初裂以后其拉应力保持不变[25]。
2.4.2 计算过程
根据截面的应力以及应变分布图12，可以得到两个平衡方程：
CUHPC+Cs=TUHPC+Ts (1) M=CUHPC(23xc)+Cs(xc−d′)+TUHPC(m2)+Ts(h0−xc) (2) m=xcεtεu⩽ (3) 式中： {T_{{\text{UHPC}}}} 为受拉区UHPC的合拉力； {T_{\text{s}}} 为受拉钢筋的合力； {C_{{\text{UHPC}}}} 为受压区UHPC的合压力； {C_{\text{s}}} 为受压钢筋的合力； M 为搭接梁所受的外力矩； {x_{\text{c}}} 为梁截面的受压区高度； {d'} 为受压钢筋合力作用点到梁外边缘的距离； {\varepsilon _{\text{t}}} 为UHPC的计算拉应变； {\varepsilon _{\text{u}}} 为极限压缩纤维处UHPC的压应变； h 为搭接梁截面高度； {h_{\text{0}}} 为搭接梁截面有效高度，即受拉钢筋合力作用点到梁外边缘的距离；m为受拉钢筋合力点到中和轴的距离，即UHPC的有效受拉区高度。
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图 12 钢筋应力计算示意图Figure 12. Schematic diagram of reinforcement stress calculationh —Beam height; b—Beam width; {h_{\text{0}}} —Effective height of beam; {d'} —Distance from the point of action of the combined forces of the compression reinforcement to the outer edge of the beam; {A_{\text{s}}} —Cross-sectional area of tensile reinforcement; {A_{\text{s}}^{\prime}} —Cross-sectional area of compression reinforcement; {x_{\text{c}}} —Height of compression zone of beam section; m —The depth of the extreme UHPC tensile fiber below the neutral axis; {\varepsilon _{\text{t}}} —Calculated tensile strain of UHPC; {\varepsilon _{\text{u}}} —Compressive strain of UHPC at the extreme compression fiber; {\varepsilon _{\text{s}}} —Actual strain in tensile reinforcement; {\varepsilon _{\text{s}}^{\prime}} —Actual strain in compression reinforcement; {f_{\text{y}}} —Yield stress of tensile reinforcement; {f_{\text{y}}^{\prime}} —Yield stress of compression reinforcement; {f_{\text{t}}} —Measured uniaxial tensile strength of dumbbell specimens; {\sigma _{\text{c}}} —Compressive stress of UHPC at the extreme compression fiber; {T_{\text{s}}} —Combined force of tensile reinforcement; {T_{{\text{UHPC}}}} —Combined force of UHPC in the tension zone; {C_{\text{s}}} —Combined force of compression reinforcement; {C_{{\text{UHPC}}}} —Combined pressure of UHPC in the pressure zone受压区UHPC的合力 {C_{{\text{UHPC}}}} 可按下式进行计算：
{C_{{\text{UHPC}}}} = \frac{1}{2}{x_{\text{c}}}{\varepsilon _{\text{u}}}{E_{\text{c}}}b (4) 式中： b 为搭接梁截面宽度； {E_{\text{c}}} 为UHPC弹性模量，采用文献[26]中所拟合出来的 {f_{{\text{cu}}}} 与 {E_{\text{c}}} 之间的关系式进行计算：
E_{\text{c}}=\frac{10^5}{1.76+73.34/f_{\text{cu}}} (5) 受拉区UHPC的合力 {T_{{\text{UHPC}}}} 可按下式进行计算：
{T_{{\text{UHPC}}}} = {f_{\text{t}}}bm (6) 式中， {f_{\text{t}}} 为哑铃型试件实测出的单轴抗拉强度。
受压钢筋的合力 {C_{\text{s}}} 可用下式进行计算：
C_{\mathrm{s}}=\left\{\begin{array}{l} A_{\mathrm{s}}^{\prime} f_{\mathrm{y}}^{\prime}, f_{\mathrm{s}}^{\prime} \geqslant f_{\mathrm{y}}^{\prime} \\ A_{\mathrm{s}}^{\prime} f_{\mathrm{s}}^{\prime}=A_{\mathrm{s}}^{\prime} \varepsilon_{\mathrm{s}}^{\prime} {E_{\text{s}}^{\prime}}=A_{\mathrm{s}}^{\prime} \varepsilon_{\mathrm{u}}\left(\frac{x_{\mathrm{c}}-d^{\prime}}{x_{\mathrm{c}}}\right) E_{\mathrm{s}}^{\prime}, f_{\mathrm{s}}^{\prime} \leqslant f_{\mathrm{y}}^{\prime} \end{array}\right. (7) 式中： {A_{\text{s}}^{\prime}} 为受压钢筋的截面面积； {f_{\text{y}}^{\prime}} 为受压钢筋的屈服应力； {f_{\text{s}}^{\prime}} 为受压钢筋的实际应力； {\varepsilon _{\text{s}}^{\prime}} 为受压钢筋的实际应变； {E_{\text{s}}^{\prime}} 为受压钢筋的弹性模量，取210 GPa。
受拉钢筋的合力 {T_{\text{s}}} 可用下式进行计算：
{T_{\text{s}}} = \left\{ \begin{gathered} {A_{\text{s}}}{f_{\text{y}}},{f_{\text{s}}} \geqslant {f_{\text{y}}} \\ {A_{\text{s}}}{f_{\text{s}}} = {A_{\text{s}}}{\varepsilon _{\text{s}}}{E_{\text{s}}} = {A_{\text{s}}}{\varepsilon _{\text{u}}}\left( {\frac{{{h_0} - {x_{\text{c}}}}}{{{x_{\text{c}}}}}} \right){E_{\text{s}}},{f_{\text{s}}} \leqslant {f_{\text{y}}} \\ \end{gathered} \right. (8) 式中： {A_{\text{s}}} 为受拉钢筋截面面积； {f_{\text{y}}} 为受拉钢筋的屈服应力； {f_{\text{s}}} 为受拉钢筋的实际应力； {\varepsilon _{\text{s}}} 为受拉钢筋的实际应变； {E_{\text{s}}} 为受拉钢筋的弹性模量，取200 GPa。
2.4.3 计算结果分析
表1为搭接梁达到峰值荷载时的钢筋应力计算结果，从表1和图9可以看出，仅有B6试件钢筋发生了屈服，表明在3d的搭接长度下，同时采用90°弯钩这一机械锚固措施，可以充分发挥出高强钢筋的作用。
3. 黏结性能分析及对比
3.1 黏结强度计算
搭接梁中钢筋与UHPC的平均黏结强度 {\tau _{\text{u}}} 可以用搭接梁达到峰值荷载时的钢筋应力计算[9, 23]：
{\tau _{\text{u}}} = \frac{{{A_{\text{b}}}{f_{\text{s}}}}}{{{\text{π}} {d_{\text{b}}}{l_{{\text{sp}}}}}} (9) 式中： {A_{\text{b}}} 为钢筋的横截面积； {d_{\text{b}}} 为受拉钢筋的直径； {f_{\text{s}}} 为峰值荷载时钢筋的最大拉应力； {l_{{\text{sp}}}} 为钢筋的搭接长度。
课题组前期进行了5组中心拉拔试验和9组对拉搭接试验研究[27]，钢筋与UHPC的黏结强度采用下式进行计算：
{\tau _{\text{u}}} = \frac{F}{{{\text{π}} {d_{\text{b}}}{l_{{\text{sp}}}}}} (10) 式中： {\tau _{\text{u}}} 为对拉搭接试验的黏结强度； F 为试验的峰值荷载。
由表4可得，在混凝土保护层厚度和钢筋直径相同的情况下，对拉搭接试验得出的黏结强度与中心拉拔试验比值平均值为0.69；梁式搭接试验与对拉搭接试验得出的黏结强度比值平均值为0.84。
表 4 UHPC-高强钢筋梁式试验对比Table 4. Test comparison of UHPC-high strength rebar beam lap testNumber Type L Vf/vol% Lap form Center pull-out test Brace lap test Beam lap test τu2/τu1 τu3/τu2 τu1/MPa Failure mode τu2/MPa Failure mode τu3/MPa Failure mode B1
B2C80
UHPC3d
3d0
2Straight rebar lap
Straight rebar lap19.2
35.6SPF
SPF12.1
23.1SPF — BOF 0.63 — SPF 15.6 BOF 0.65 0.68 B3 UHPC 8d 2 Straight rebar lap 20.8 SPF 16.2 SPF 14.0 BOF 0.78 0.86 B4 UHPC 12d 2 Straight rebar lap 14.4 RF 12.3 RF 10.3 BOF 0.85 0.84 B5 UHPC 3d 3 Straight rebar lap 49.7 SPF 27.6 SPF 25.2 BOF 0.56 0.91 B6 UHPC 3d 2 Hook treatment — — 50.7 RF 46.7 BEF — 0.92 B7 UHPC 3d 2 Anchor plate — — 25.2 SPF 21.4 BOF — 0.85 B8 UHPC 3d 2 One side weld — — 27.1 SPF 21.4 BOF — 0.79 B9 UHPC 3d 2 Two side weld — — 28.4 SPF 33.6 BOF — 1.18 Notes: All the above specimens are made of HRB500 grade rebar, diameter is 20 mm, the concrete protective layer is 1.5d; τu1—Bond strength obtained by center poll-out test; τu2—Bond strength obtained by brace lap test; τu3—Bond strength obtained by beam lap test; SPF and RF represent the splitting pull-out failure and steel bar rupture failure respectively; BOF and BEF represent the bonding failure of steel bars and the bending failure of lap beams respectively. 中心拉拔试验无法准确模拟钢筋搭接时真实的受力状况，在钢筋拉拔过程中UHPC受压，受UHPC内部“拱作用”产生挤压力的影响，使钢筋拉拔过程中的机械咬合力和摩阻力增大，同时加载端UHPC还受到加载装置中钢板的端部约束，故中心拉拔试件所得到的黏结强度高于对拉搭接试验；课题组前期[27]进行的4根钢筋对拉搭接试验，消除了中心拉拔试验中拱作用和端部约束作用的影响，使UHPC在钢筋拉拔过程中受到拉应力的作用，是一种改进的试验方法，但以上两种试验方法均无法反映出实际构件中弯曲应力对钢筋与UHPC黏结强度的削弱作用，因此得出的黏结强度仍高于贴近实际受力情况的梁式搭接试验。
对于两面贴焊试件，出现了梁式搭接试验得出的黏结强度高于对拉搭接试验，可能是由于对拉搭接试验加载过程中，钢筋出现偏心的影响，从而削弱了钢筋与UHPC的黏结强度，受限于试验数据较少，无法得出具体的原因，因此取平均值时排除B9试件，后续通过进一步试验分析其原因。
3.2 不同试验方法下各因素对黏结强度的影响
3.2.1 钢筋搭接长度(B2、B3、B4)
由图13可见，随着黏结长度增大，3种试验方法得到的黏结强度差异越小，原因主要是黏结长度越大，中心拉拔试件受“压力拱”效应影响越小，荷载偏心和界面弯曲应力的不利影响也变小；3种试验方法得到的黏结强度均随黏结长度的增大而减小，由于随着搭接长度的增加，黏结应力的分布越不均匀，采用直筋搭接的方式，越靠近搭接钢筋末端，黏结应力越小，搭接长度的增加导致黏结应力较小的区域增加，从而钢筋的平均黏结强度相应降低。
3.2.2 钢纤维掺量(B2、B5)
由图14可以看出，随着钢纤维掺量的增大，3种试验方法下得到的黏结强度均随之增大，这是由于随着钢纤维掺量的增加，提高了UHPC的抗拉强度和抗裂性能，乱向分布的钢纤维可以抑制内部微裂纹的发展，缓冲裂缝端部的应力集中；但随着钢纤维掺量的增大，中心拉拔试验与其他种试验方法所得到的黏结强度差异较大，这是因为单根钢筋的拔出试验中，钢筋被UHPC充分包裹，所以这种作用效应更能充分发挥，而搭接钢筋则由于钢筋间净距较小，提升并不明显。
3.2.3 机械锚固措施(B2、B6、B7、B8、B9)
设置了机械锚固措施以后，钢筋与UHPC的黏结强度主要由两部分组成，即直锚段和锚头段两部分，因此在相同的搭接长度下，采取机械锚固措施处理后的的试件，钢筋与UHPC具有更高的黏结强度。由表4和图15可以看出，对拉搭接试验和梁式搭接试验具有相同的规律性，以梁式搭接试验为例，采用90°弯钩处理后的试件B6黏结强度提升最为明显，提升了199.4%，原因是采用弯钩处理后的试件，弯钩处的UHPC受到局部挤压作用，得益于UHPC较高的抗压强度，钢筋与UHPC的黏结强度显著提高。
采用锚固板、单面贴焊、两面贴焊处理后的试件B7、B8和B9，黏结强度提高幅度均小于90°弯钩处理后的试件，分别提高了37.2%、115.4%。从对拉搭接试验中试件的破坏模式来看，在3d的搭接长度下，上述3个试件均发生劈裂破坏，劈裂裂缝的产生削弱了钢筋与UHPC的黏结强度，发生劈裂破坏的原因一方面是由于锚板和短筋的存在会减小混凝土保护层厚度，另一方面是由于钢筋搭接长度过小，锚板和短钢筋与周围UHPC的局部挤压作用在受力前期就十分明显，虽然试件B6也会出现局部挤压作用，但弯钩处钩形面面积较大，并不会在前期就产生显著的应力集中现象，导致前期黏结刚度不足， 而发生劈裂破坏。在梁式搭接试验中，B6试件并未在搭接区段观察到劈裂裂缝，但B7、B8和B9试件均在搭接区段观察到了少量的劈裂裂缝。
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图 15 机械锚固措施对黏结强度的影响Figure 15. Influence of mechanical anchoring measures on bond strength3.3 高强钢筋与UHPC临界搭接长度计算
结合式(9)和对拉搭接试验拟合得出的钢筋搭接黏结强度计算公式(11)[27]，并考虑弯矩对黏结强度的影响，可以得到梁式搭接试验中高强钢筋与UHPC的临界搭接长度计算公式(13)，计算结果见表5。
表 5 UHPC-高强钢筋搭接长度计算Table 5. Lap length calculation of UHPC-high strength rebarLap
lengthVf/vol% Mechanical anchoring measures 3 Straight
rebar lapHook treatment Anchor plate One side weld lsy 9.8d 11.6d 6.7d 9.4d 8.6d lsu 13.7d 16.0d 10.9d 13.6d 12.6d Notes: lsy—Minimum lap length of steel bar yield; lsu—Minimum lap length of steel bar rupture. \tau_{\mathrm{ul}}=\left\{\begin{array}{l} \left(0.39+1.69 \dfrac{d}{l_{\mathrm{s}}}\right)\left(3.22+0.72 \dfrac{c}{d}\right) f_{\mathrm{t}} \\ \phi\left(0.39+1.69 \dfrac{d}{l_{\mathrm{s}}}\right)\left(3.22+0.72 \dfrac{c}{d}\right) f_{\mathrm{t}}+\psi \dfrac{f_{\mathrm{t}} d}{{\text{π}} l_{\mathrm{s}}} \end{array}\right. (11) {\tau _{\text{u}}} = k{\tau _{{\text{ul}}}} (12) 式中： {\tau _{\text{u}}} 为梁式搭接试验的黏结强度；ls为钢筋搭接长度； {\tau _{{\text{ul}}}} 为对拉搭接试验的黏结强度；c为UHPC保护层厚度； k=\tau_{\text{u3}}/\tau_{\text{u2}} ，取平均值0.84； \phi 为带端部锚固措施钢筋的黏结应力折减系数，带弯钩和锚固板的 \phi 为1.05、贴焊短筋的 \phi 取为1.10；锚固板系数 \psi 取8，弯钩系数 \psi 取23、贴焊短筋 \psi 取9。
{\dfrac{l_{\text{s}}}{d}=\left\{\begin{gathered}\dfrac{f}{4kf_{\text{t}}\left(1.26+0.28c/d\right)}-4.33 \\ \dfrac{f}{4kf_{\text{t}}\phi\left(1.26+0.28c/d\right)}-\dfrac{\psi}{\text{π}\phi\left(1.26+0.28c/d\right)}-4.33 \\ \end{gathered}\right.} (13) 式中： {l_{\text{s}}}/d 为相对搭接长度， f 取钢筋的屈服强度 {f_{\text{y}}} ，可以得到临界屈服搭接长度 {l_{{\text{sy}}}} ； f 取钢筋的极限强度 {f_{\text{u}}} ，可以得到临界极限搭接长度 {l_{{\text{su}}}} 。
由式(13)可得，本文采用HRB500级钢筋所计算出直筋的临界和极限搭接长度分别为11.6d和16d，详细计算结果见表5。
4. 结 论
通过9根梁式搭接试验，研究了钢筋搭接长度、钢纤维掺量、机械锚固措施对搭接梁中高强钢筋与超高性能混凝土(UHPC)黏结性能的影响，所得到的结论如下：
(1)与搭接区后浇C80混凝土相比，高强钢筋与UHPC具有更优异的黏结性能，可以更好发挥出高强钢筋的性能，提升搭接梁的受力性能；
(2)随着钢筋搭接长度的增加，搭接梁的峰值荷载逐渐提高，但搭接长度越长，钢筋与UHPC的黏结应力分布越不均匀，平均黏结强度逐渐降低；
(3)钢纤维掺量从2vol%增加到3vol%，UHPC的增韧、阻裂效果增强，搭接梁的黏结强度以及峰值荷载相应提高；
(4)采用机械锚固措施处理后的搭接梁具有更高的黏结强度和峰值荷载，其中采用90°弯钩处理的搭接梁，峰值荷载和黏结强度最高，最后破坏时钢筋屈服，因此在3d的搭接长度下(d为钢筋直径)，同时采用钢筋弯钩处理可以充分发挥高强钢筋的作用，以用于实际工程中；
(5)根据搭接梁在峰值荷载下轴力与弯矩的平衡条件，计算出受拉钢筋的最大应力，进一步得出钢筋与UHPC的平均黏结强度，并与中心拉拔和对拉搭接试验结果进行对比，为梁式搭接试件中钢筋与UHPC的黏结强度计算提供准确的理论依据。
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图 1 破片不同姿态侵彻碳纤维复合靶板(CFRPs)：(a)面接触；(b)棱接触；(c)点接触
Figure 1. Fragments penetrate carbon fiber reinforced plastics (CFRPs) in different attitudes: (a) Face contact; (b) Edge contact; (c) Point contact
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图 2 破片侵彻5 mm CFRPs靶板结果对比
Figure 2. Comparison of the results of fragment penetrating 5 mm CFRPs target
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图 3 破片侵彻10 mm CFRPs靶板结果对比
Figure 3. Comparison of the results of fragment penetrating 10 mm CFRPs target
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图 4 破片侵彻15 mm CFRPs靶板结果对比
Figure 4. Comparison of the results of fragment penetrating 15 mm CFRPs target
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图 5 破片侵彻CFRPs靶板试验系统：(a)试验系统示意图；(b)试验现场布置图
Figure 5. Test system of fragments penetrating CFRPs target: (a) Schematic diagram; (b) Site layout
① Target and high speed camera; ② Velocity measurement network target and electronic timer; ③ Ballistic musket
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图 9 CFRPs靶板：(a)靶板正面；(b)不同厚度靶板侧面
Figure 9. CFRPs target: (a) Front of target plate; (b) Different thicknesses of the target plate side
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图 10 破片侵彻碳纤维复合材料靶板情况：((a), (b))局部侵彻靶板正反面效果；((c), (d))完全侵彻靶板正反面效果
Figure 10. Fragment penetration of carbon fiber composite target plate: ((a), (b)) Front and back effect of local penetration target plate; ((c), (d)) Front and back effect of complete penetration target plate
表 1 钢破片材料参数
Table 1 Material parameters of the steel fragment
ρ/(g·cm−3) G/GPa σ/MPa B/MPa n 7.83 0.77 792 510 0.26 c M TM/K TR/K 0.014 1.03 1793 294 Notes: ρ—Density; G—Shear modulus; σ—Yield stress; B—Hardening coefficient; n—Hardening index; c—Strain rate coefficient; M—Temperature coefficient; TM—Melting temperature; TR—Ambient temperature. 
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表 2 数值仿真弹道极限
Table 2 Numerical simulation of ballistic limit
Target thickness/mm Simulation of ballistic limit velocity/(m·s−1) 5 307.76 10 394.78 15 437.55
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表 3 发射药量与破片着靶速度
Table 3 Amount of propellant and the velocity of fragment hitting the target
Target
thickness/mmDosage of
propellant/gRange of speed/
(m·s−1)5 2.5-3 290-340 10 3.5-4 370-420 15 4.5-5 425-460
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表 4 碳纤维复合材料力学性能
Table 4 Mechanical properties of CFRPs
Mechanical property Parameter Longitudinal tensile strength {\sigma }_{\mathrm{x}\mathrm{t}} /MPa 1755 Longitudinal tensile modulus {E}_{1\mathrm{t}} /GPa 138 Main Poisson's ratio v_{12} 0.27 Transverse tensile strength {\sigma }_{\mathrm{y}\mathrm{t}} /MPa 48 Transverse tensile modulus {E}_{2\mathrm{t}} /GPa 8.36 Longitudinal compressive strength {\sigma }_{\mathrm{x}\mathrm{c}} /MPa 1248 Longitudinal compression modulus E_{1\mathrm{c}} /GPa 128 Transverse compressive strength {\sigma }_{\mathrm{y}\mathrm{c}} /MPa 214 Transverse compression modulus E_{2\mathrm{c}} /GPa 8.48 Longitudinal and transverse shear strength {\tau }_{12} /MPa 113 Longitudinal and transverse shear modulus {G}_{12} /GPa 4.51 Shear strength of bonded structure {\tau }_{\mathrm{J}} /MPa 21.5
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表 5 六射弹弹道极限
Table 5 Six-shot limit velocity
Target thickness/mm Experimental data/(m·s−1) Six-shot limit velocity/(m·s−1) Local penetration Complete penetration 5 312 335 328.17 318 340 318 342 10 379 404 394.67 384 406 386 409 15 423 439 436.50 429 447 432 449
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表 6 碳纤维复合材料靶板数值仿真与试验误差分析
Table 6 Error analysis between numerical simulation and test results for carbon fiber composite target plate
Target
thickness/mmBallistic limit
velocity/(m·s−1)Six-shot limit
velocity/(m·s−1)Deviation/% 5 307.76 328.17 6.21 10 394.78 394.67 0 15 437.55 436.50 0.23
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表 7 不同速度碳纤维复合靶板破坏形式
Table 7 Failure modes of CFRPs with different velocities
Velocity Damage pattern Shear failure Fiber tensile failure Matrix damage Delamination damage (bulging) >Limit velocity √ =Limit velocity √ √ <Limit velocity √ √ Multiple minor collisions √
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表 8 拟合系数C1~C5
Table 8 Fit coefficient C1-C5
{C}_{1} {C}_{2} {C}_{3} {C}_{4} {C}_{5} 6.422 0.302 −0.968 1.254 −0.306
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表 9 碳纤维复合靶板弹道极限理论计算值
Table 9 Ballistic limit velocity calculation values of CFRPs target plate
Target thickness/mm Theoretical calculation of ballistic
limit velocity/(m·s−1)5 323.32 10 379.46 15 416.72
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表 10 碳纤维复合材料靶板理论计算与试验结果误差
Table 10 Errors between theoretical calculation and test results of carbon fiber composite target plate
Target
thickness/mmTheoretical
velocity/(m·s−1)Six-shot limit
velocity/(m·s−1)Deviation/% 5 323.32 328.17 1.47 10 379.46 394.67 3.88 15 416.72 436.50 4.54
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[1] 周锦地. 基于多尺度方法的碳纤维复合材料温度环境下力学行为研究[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2022. ZHOU Jindi. Study of mechanical behavior of carbon fiber composites under temperature environment based on multiscale approach[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2022(in Chinese).
[2] ANUSE V S, SHANKAR K, VELMURUGAN R, et al. LVI and CAI analysis of woven carbon fiber reinforced composite laminates with different stacking sequence[J]. Key Engineering Materials, 2023, 969: 93-100. DOI: 10.4028/p-n2McuG
[3] 常新龙, 孙超凡, 齐重阳, 等. 集成于碳纤维复合材料的fsFBG响应特性研究[J]. 兵器装备工程学报, 2023, 45(1): 1-9. CHANG Xinlong, SUN Chaofan, QI Chongyang, et al. Response characteristics of fsFBG sensor based on carbon fiber composite laminate[J]. Journal of Ordnance Equipment Engineering, 2023, 45(1): 1-9(in Chinese).
[4] 贾宝华, 刘翔, 顾永强, 等. 复合材料层合板的抗弹性能模拟分析[J]. 兵器装备工程学报, 2017, 37(8): 147-152. DOI: 10.11809/scbgxb2017.08.031 JIA Baohua, LIU Xiang, GU Yongqiang, et al. Numerical simulation of the anti-bullet property for composite laminated plates[J]. Journal of Ordnance Equipment Engineering, 2017, 37(8): 147-152(in Chinese). DOI: 10.11809/scbgxb2017.08.031
[5] ABRATE S. Impact on laminated composites—Recent advances[J]. Applied Mechanics Reviews, 1994, 47(11): 517-544.
[6] 金子明, 隋金玲, 张菡英, 等. 纤维增强复合防弹板研究进展及抗弹性能研究[J]. 玻璃钢, 2001(1): 1-6. JIN Ziming, SUI Jinling, ZHANG Hanying, et al. Research progress and anti-elastic properties of fiber reinforced composite bulletproof panels[J]. Fiber Reinforced Plastics, 2001(1): 1-6(in Chinese).
[7] ZHU G Q, GOLDSMITH W, DHARAN C H. Penetration of laminated Kevlar by projectiles—I. Experimental investigation[J]. International Journal of Solids and Structures, 1992, 29(4): 399-420. DOI: 10.1016/0020-7683(92)90207-A
[8] ZHU G Q, GOLDSMITH W, DHARAN C K H. Penetration of laminated Kevlar by projectiles—II. Analytical model[J]. International Journal of Solids and Structures, 1992, 29(4): 421-436. DOI: 10.1016/0020-7683(92)90208-B
[9] 李春昀, 孙颖, 张典堂, 等. 缝合铺层碳/环氧复合材料动态压缩性能实验研究[J]. 天津工业大学学报, 2013, 32(1): 1-4. DOI: 10.3969/j.issn.1671-024X.2013.01.001 LI Chunyun, SUN Ying, ZHANG Diantang, et al. Study on dynamic compressive behavior of stitched carbon/epoxy composite laminates[J]. Journal of Tiangong University, 2013, 32(1): 1-4(in Chinese). DOI: 10.3969/j.issn.1671-024X.2013.01.001
[10] HOSUR M V, ALEXANDER J, JEELANI S, et al. High strain compression response of affordable woven carbon/epoxy composites[J]. Journal of Reinforced Plastics and Composites, 2003, 22(3): 271-296. DOI: 10.1177/0731684403022003844
[11] XIAO L, WANG G, QIU S, et al. Exploration of energy absorption and viscoelastic behavior of CFRPs subjected to low velocity impact[J]. Composites Part B: Engineering, 2019, 165: 247-254. DOI: 10.1016/j.compositesb.2018.11.126
[12] KIM H, WELCH D A, KEDWARD K T. Experimental investigation of high velocity ice impacts on woven carbon/epoxy composite panels[J]. Composites Part A: Applied Science and Manufacturing, 2003, 34(1): 25-41. DOI: 10.1016/S1359-835X(02)00258-0
[13] 赵九州. 三维编织复合材料冲击行为与动态强度研究[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2016. ZHAO Jiuzhou. Research on the impact behavior and dynamic strength of 3D woven composite [D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2016(in Chinese).
[14] 马小敏, 李世强, 李鑫, 等. 编织Kevlar/Epoxy复合材料层合板在冲击荷载下的动态响应[J]. 爆炸与冲击, 2016, 36(2): 170-176. DOI: 10.11883/1001-1455(2016)02-0170-07 MA Xiaomin, LI Shiqiang, LI Xin, et al. Dynamic response of woven Kevlar/epoxy composite laminates under impact loadino[J]. Explosion and Shock Waves, 2016, 36(2): 170-176(in Chinese). DOI: 10.11883/1001-1455(2016)02-0170-07
[15] ZHOU J, LIAO B, SHI Y, et al. Low-velocity impact behavior and residual tensile strength of CFRP laminates[J]. Composites Part B: Engineering, 2019, 161: 300-313. DOI: 10.1016/j.compositesb.2018.10.090
[16] MORYE S S, HINE P J, DUCKETT R A, et al. Modelling of the energy absorption by polymer composites upon ballistic impact[J]. Composites Science and Technology, 2000, 60(14): 2631-2642.
[17] LIU P F, ZHENG J Y. Recent developments on damage modeling and finite element analysis for composite laminates: A review[J]. Materials & Design, 2010, 31(8): 3825-3834.
[18] 赵云, 杨波, 陶子伟, 等. 纤维增强树脂基防弹复合材料吸能机制及损伤模式研究进展[J]. 复合材料学报, 2024, 41(9): 4606-4627. ZHAO Yun, YANG Bo, TAO Ziwei, et al. Research progress on energy absorption mechanism and damage mode of fiber reinforced resinbased bulletproof composites[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2024, 41(9): 4606-4627(in Chinese).
[19] 俞鸣明, 朱雪莉, 刘雪强, 等. 低速多次冲击下碳纤维/环氧树脂基复合材料层合板失效机制及剩余强度评估[J]. 复合材料学报, 2023, 40(9): 5359-5370. YU Mingming, ZHU Xueli, LIU Xueqiang, et al. Failure mechanism and assessment of residual strength of carbon fiber/epoxy resin matrix composite laminates under multiple impacts at low velocities[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2023, 40(9): 5359-5370(in Chinese).
[20] 王东哲. 纤维增强复合材料抗弹丸侵彻性能的多尺度数值模拟研究[D]. 济南: 山东大学, 2021. WANG Dongzhe. Multi-scale numerical simulation of anti-penetration performance of fiber reinforced composites [D]. Jinan: Shandong University, 2021(in Chinese).
[21] 许明明. 碳纤维增强金属层合板抗高速冲击特性研究[D]. 北京: 北京理工大学, 2018. XU Mingming. High velocity impact resistance of carbonfiber-reinforced metal laminates[D]. Beijing: Beijing Institute of Technology, 2018(in Chinese).
[22] 秦溶蔓, 朱波, 乔琨, 等. 复合结构碳纤维防弹板的防弹性能仿真[J]. 工程科学学报, 2021, 43(10): 1346-1354. QIN Rongman, ZHU Bo, QIAO Kun, et al. Simulation study of the protective performance of composite structure carbon fiber bulletproof board[J]. Chinese Journal of Engineering, 2021, 43(10): 1346-1354(in Chinese).
[23] 徐豫新, 任杰, 王树山. 钨球正撞击下低碳钢板的极限贯穿厚度研究[J]. 北京理工大学学报, 2017, 37(6): 551-556. XU Yuxin, REN Jie, WANG Shushan. Research on perforation limit thickness of low carbon steel plates impacted normally by tungsten spheres[J]. Transactions of Beijing Institute of Technology, 2017, 37(6): 551-556(in Chinese).
[24] 蒋志刚, 曾首义, 周建平. 分析金属靶板弹道极限的延性扩孔模型[J]. 弹道学报, 2004(1): 54-59. DOI: 10.3969/j.issn.1004-499X.2004.01.011 JIANG Zhigang, ZENG Shouyi, ZHOU Jianping. A model for ballistic limit of thick metallic targets struck by projectiles with conical or ogival nose[J]. Journal of Ballistics, 2004(1): 54-59(in Chinese). DOI: 10.3969/j.issn.1004-499X.2004.01.011
[25] 周冰, 李良春, 宋桂飞. 仿真预测泡沫铝弹道极限和弹丸侵彻冲击力[J]. 兵工自动化, 2018, 37(6): 10-13. ZHOU Bing, LI Liangchun, SONG Guifei. Numerical stimulation for predicting ballistic limit and impact force in penetration of aluminum foam by blunt-nosed projectile[J]. Ordnance Industry Automation, 2018, 37(6): 10-13(in Chinese).
[26] 武一丁, 高光发, 王晓东. 不同速度下B4C陶瓷/铝合金轻型复合靶板抗侵彻行为研究[J]. 南京理工大学学报, 2023, 47(4): 503-513. WU Yiding, GAO Guangfa, WANG Xiaodong. Research on the penetration resistance behavior of B, C ceramic/aluminum alloy light weight composite target at different speeds[J]. Journal of Nanjing University of Science and Technology, 2023, 47(4): 503-513(in Chinese).
[27] 姜春兰, 李明, 张庆明, 等. 碳纤维织物增强复合材料的冲击响应特性[J]. 北京理工大学学报, 2000(3): 225-230. JIANG Chunlan, LI Ming, ZHANG Qingming, et al. Impact responses of the carbon fiber fabric reinforced composites[J]. Journal of Beijing Institute of Technology, 2000(3): 225-230(in Chinese).
[28] 罗锡林, 魏建辉, 李飘, 等. 碳纤维编织复合材料层合板抗侵彻性能研究[J]. 材料开发与应用, 2023, 38(4): 61-68. DOI: 10.19515/j.cnki.1003-1545.2023.04.004 LUO Xilin, WEI Jianhui, LI Piao, et al. Study on penetration resistance of carbon fiber braided composite laminates[J]. Development and Application of Materials, 2023, 38(4): 61-68(in Chinese). DOI: 10.19515/j.cnki.1003-1545.2023.04.004
[29] 李明, 姜春兰, 王在成. 钨球贯穿陶瓷 /铝复合靶的弹道极限分析模型[J]. 北京理工大学学报, 2002(4): 389-392. LI Ming, JIANG Chunlan, WANG Zaicheng. A ballistic limit analytical model of tungsten ball perforating ceramic/aluminum composite target[J]. Journal of Beijing Institute of Technology, 2002(4): 389-392(in Chinese).
[30] QI S, HUANG G, ZHI X, et al. External blast flow field evolution and response mechanism of single-layer reticulated dome structure[J]. Defence Technology, 2023, 24(6): 241-253.
[31] 钟正. 碳纤维复合材料力学行为及断裂失效模式仿真[D]. 大连: 大连理工大学, 2021. ZHONG Zheng. CFRP mechanical behavior and fracture failure mode simulation of CFRP[D]. Dalian: Dalian University of Technology, 2021(in Chinese).
[32] SHIRVANIMOGHADDAM K, HAMIM S U, KARBALAEI AKBARI M, et al. Carbon fiber reinforced metal matrix composites: Fabrication processes and properties[J]. Composites Part A: Applied Science and Manufacturing, 2017, 92: 70-96. DOI: 10.1016/j.compositesa.2016.10.032
[33] 隋树元, 王树山. 终点效应学[M]. 北京: 国防工业出版社, 2000: 122-123. SUI Shuyuan, WANG Shushan. Terminal effect[M]. Beijing: National Defence Industry Press, 2000: 122-123(in Chinese).
[34] 赵国志. 穿甲工程力学[M]. 北京: 兵器工业出版社, 1992: 63-69. ZHAO Guozhi. Armor-piercing engineering mechanics[M]. Beijing: Weapons Industry Press, 1992: 63-69(in Chinese).
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期刊类型引用(1)
1. 王振廷，赵国华，尹吉勇. 可膨胀石墨在组合聚醚中的沉降问题及阻燃性能. 黑龙江科技大学学报. 2025(01): 65-69 . 
百度学术
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目的
在航空航天领域，碳纤维复合材料已经成为主承力构件及部分结构的防护材料，其他国防科技领域中，碳纤维也广泛使用。研究碳纤维复合材料毁伤特性为科研人员提高碳纤维复合材料性能、进行防护结构设计提供依据。本文开展不同厚度碳纤维复合材料受破片侵彻时的毁伤机理及弹道极限研究。
方法首先，开展8 g立方体钢破片分别侵彻厚5 mm、10 mm、15 mm碳纤维复合材料靶板数值仿真研究，使用TrueGrid软件建立数值仿真模型，利用LS-dyna进行仿真计算，在仿真过程中，考虑模型的可靠性，对网格进行收敛性分析，考虑计算效率，建立1/2模型。破片为立方体钢破片，质量为8 g，尺寸为9.5 mm×10 mm×10.8 mm。为了避免靶板边界效应对破片侵彻结果产生影响，选用靶板尺寸大于破片尺寸的10倍，靶板尺寸为150 mm×150 mm。碳纤维复合材料为纤维增强材料，本身具有各向异性与不均匀性，在破片侵彻过程中的能量转化与材料的失效准则判定也十分复杂。采用Ls-DYNA软件中的纤维增强复合材料渐进损伤模型纤维增强复合材659渐进损伤模型(MAT ENHANCED COMPOSITE DAMAE简称为 MAT54)。其次，基于仿真模型，开展8 g立方体钢破片分别侵彻厚5 mm、10 mm、15 mm碳纤维复合材料靶板弹道枪试验，选用的碳纤维复合材料为由日本东丽公司生产的T300级预浸料与环氧树脂在高温下压制所成的板材。通过火药气体燃烧产生的压力将放置于弹托内部的破片发射，由于受到空气阻力的作用，在飞行过程中破片与弹托分离，破片继续运动，以一定速度贯穿靶板前设置的测速靶后侵彻安装于靶架上的碳纤维复合材料靶板。通过调整发射药量控制破片速度进而获取不同着靶速度。最后，利用数值仿真方法得到大量不同着靶速度与对应的剩余速度，考虑破片侵彻的剩余速度与破片的着靶面积A、破片质量Mp、破片的着靶速度、破片侵彻的着角θ、目标类型及其厚度h有关，建立的普适性经验公式也应该包含这些参量。基于THOR公式建立破片侵彻碳纤维复合材料靶板剩余速度模型与弹道极限计算公式。
结果通过数值仿真，观察破片侵彻碳纤维复合靶板过程，8 g立方体破片侵彻5 mm、10 mm、15 mm厚的碳纤维复合材料靶板的数值仿真弹道极限分别为：307.76 m/s，394.78 m/s，437.55 m/s；通过试验，获取破片着靶速度，回收破片、靶板，观测靶板破坏情况，8 g立方体破片侵彻5 mm、10 mm、15 mm厚的碳纤维复合材料靶板的弹道极限分别为：328.17 m/s,394.67 m/s,436.50 m/s；利用公式计算弹道极限：8 g立方体破片侵彻5 mm、10 mm、15 mm厚的碳纤维复合材料靶板的理论计算弹道极限分别为：323.32 m/s，379.46 m/s，416.72 m/s。
结论结合数值仿真与试验结果综合分析，结果表明：靶板破坏形式与破片速度的关系为：破片速度大于弹道极限时，靶板以纤维的剪切破坏为主；破片速度逐渐降低时，纤维的拉伸破坏，基体破裂与纤维层分层多种破坏形式所占比重随着速度的变化而变化。数值仿真弹道极限与六射弹弹道极限最大误差为6.21%。对弹道极限公式进行试验验证，选取不同工况下的六射弹弹道极限，与理论计算值进行对比，结果表明，同一工况下，试验结果与计算结果最大误差为4.54%。随着靶板厚度的增加，弹道极限增速变慢。其他:针对碳纤维复合材料这一新材料，结合其在无人机、巡飞弹作为主要材料的应用，通过试验的方式了解其性能，并通过数值仿真进行碳纤维材料抗破片侵彻过程研究，为以后的研究应用提供理论依据；通过建立破片侵彻不同厚度碳纤维复合材料靶板剩余速度模型与弹道极限公式，为后续碳纤维作为防护材料设计奠定基础，节约研究成本。
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碳纤维复合材料属于各向异性材料，因其具有密度小，比强度、比模量高，抗疲劳、抗振性能好等优点，被广泛应用于航空航天主承力构件及部分结构的防护材料。巡飞弹、无人机已在现代战争中广泛使用，“柳叶刀”巡飞弹在俄乌战争中使用，以其成本低廉、自杀式特点能消灭坦克、大炮甚至飞机；我国已有实名登记无人机126.7万架；碳纤维作为巡飞弹机翼、机身重要构件，研究碳纤维复合材料抗破片侵彻性能为科研人员提高碳纤维复合材料性能、进行防护结构设计提供依据。
本文重点关注不同厚度碳纤维复合靶板抗破片侵彻的弹道极限，开展数值模拟与弹道枪试验，主要工作包括：
开展数值仿真与弹道枪试验，探究不同厚度碳纤维复合材料靶板受8g立方体钢破片侵彻的毁伤机理及弹道极限速度，模拟无人机、巡飞弹机翼、机身等重要部位碳纤维材料受侵彻状态。数值仿真过程中，考虑模型与实际情况的一致性，选择8 g立方体钢破片，尺寸为9.5 mm×10 mm×10.8 mm；为了避免靶板边界效应对破片侵彻结果产生影响，选用靶板尺寸大于破片尺寸的10倍，靶板尺寸为150 mm×150 mm；选择符合碳纤维复合材料的仿真模型，MAT ENHANCED COMPOSITE DAMAE简称为MAT54。得到8 g立方体破片侵彻5 mm、10 mm、15 mm厚的碳纤维复合材料靶板的数值仿真弹道极限分别为：307.76 m/s，394.78 m/s，437.55 m/s。弹道枪试验，通过控制火药质量控制破片速度，试验后获取破片着靶速度，回收破片、靶板，观测靶板破坏情况，8 g立方体破片侵彻5 mm、10 mm、15 mm厚的碳纤维复合材料靶板的弹道极限分别为：328.17 m/s,394.67 m/s,436.50 m/s。建立建立破片侵彻碳纤维复合材料靶板剩余速度模型与弹道极限计算公式并验证，8 g立方体破片侵彻5 mm、10 mm、15 mm厚的碳纤维复合材料靶板的理论计算弹道极限分别为：323.32 m/s，379.46 m/s，416.72 m/s。数值仿真弹道极限与六射弹弹道极限最大误差为6.21%。对弹道极限公式进行试验验证，选取不同工况下的六射弹弹道极限，与理论计算值进行对比，结果表明，同一工况下，试验结果与计算结果最大误差为4.54%。结合数值仿真与试验结果综合分析靶板主要的破坏形式以及破坏形式与破片速度的关系。
创新性说明：
针对碳纤维复合材料这一新材料，结合其在无人机、巡飞弹作为主要材料的应用，通过试验的方式了解其抗侵彻性能，并通过数值仿真进行碳纤维材料抗破片侵彻过程研究，得到碳纤维复合材料主要的破坏形式为：纤维层的剪切破坏，纤维的拉伸破坏，基体破裂与纤维层分层，破坏形式与破片速度有关。
建立破片侵彻不同厚度碳纤维复合材料靶板剩余速度模型与弹道极限公式，用以后续进行碳纤维复合材料性能与碳纤维防护研究，针对不同应用场景预测材料所需厚度，进行结构设计。
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