An experimental study of anti-penetration performance of concrete-filled steel tube with honeycomb structure
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摘要: 为了研究蜂窝钢管混凝土的抗侵彻性能，采用125 mm口径滑膛炮开展了蜂窝钢管混凝土靶侵彻实验共6发，获得了不同工况时靶板破坏形态及侵深数据，分析了蜂窝钢管混凝土的典型破坏形式，对比了不同弹靶尺寸因数时靶板破坏形式的区别以及着靶点和钢管壁厚对蜂窝钢管混凝土抗侵彻能力的影响。同时，对7组不同壁厚的六边形钢管混凝土和3组六边形无钢管混凝土柱进行了单轴压缩实验，研究了不同壁厚时六边形钢管对核心混凝土强度及延性的增强效应，拟合了核心混凝土强度增强因数同围箍因数的关系，并改进普通混凝土侵深的经验公式，得到了适用于蜂窝钢管混凝土的最大侵深计算公式。结果表明：钢管壁厚是影响侵深的重要因素，壁厚越大，侵深越小；着靶点位置对侵深的影响较复杂，具有离散性；着靶点位置对靶体表面破坏形式影响较大；钢管可以有效增加核心混凝土的强度和延性；改进后的侵深计算公式可以预测弹体对蜂窝钢管混凝土靶的最大侵深。
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关键词:
- 抗侵彻性能 /
- 125 mm口径滑膛炮 /
- 蜂窝钢管混凝土 /
- 强度增强效应 /
- 侵彻深度
Abstract: In order to study the anti-penetration performance of concrete-filled steel tube (CFST) with honeycomb structure, six experiments on anti-penetration of the CFST with honeycomb structure were conducted by using a 125-mm smooth bore gun. The failure pattern and penetration depth of the targets under different working conditions were measured, and the typical failure modes of the CFST with honeycomb structure were analyzed. The differences of the failure pattern of the targets under different target-to-projectile size ratios were compared, while the influences of the impact point and steel tube wall thickness on the anti-penetration performance of the CFST with honeycomb structure were explored. Uniaxial compression tests on seven groups of hexagonal concrete-filled steel tube columns with different wall thicknesses and three groups of hexagonal concrete columns were carried out. The enhancement effects of the hexagonal steel tube on the strength and ductility of the core concrete under different wall thicknesses were studied, and the relationship between the strength enhancement coefficient of the core concrete and the hoop coefficient was obtained by data fitting. By refining the empirical formula for calculating the penetration depth of ordinary concrete, the formula for calculating the maximum penetration depth of the CFST targets with honeycomb structure was given. The results show that the wall thickness is an important factor that affects penetration depth, that is, the greater the wall thickness, the smaller the penetration depth. The locations of impact points have a great influence on the failure pattern of the target surface, but the influences of the locations of impact points on the penetration depth are complex. The existence of the steel tube can effectively increase the strength and ductility of the core concrete. The refined penetration depth formula can predict the maximum penetration depths of the projectiles to the CFST targets with honeycomb structure. -
金属铍具有中子散射截面大、吸收截面小、硬度高、模量高、比强高、热学性能良好等特性，因此被广泛应用于航空航天、军事工业、医疗设备、焊接技术等多个技术领域，如中子反射层，反应堆第一壁材料、中子慢化剂，航空航天结构部件、精密仪表、光学器件及X射线管窗口等。国外已开展大量金属铍的变形行为研究，而国内开展的相关研究较少，且主要集中在常温静态拉伸性能方面，对其压缩力学行为尤其是动态压缩特性方面报道较少[1-9]。王零森等[1]研究了晶粒尺寸对铍静态拉伸力学性能的影响，发现随着晶粒度逐渐细化，铍材料的强度显著提高，而晶粒过粗或过细，延伸率均下降。许德美等[2-3]研究了组织缺陷对金属铍室温拉伸断裂行为的影响，其分析结果表明铍的“脆性”特征主要来源于杂质、片状晶体疏松和孔洞等初始缺陷，最关键因素是杂质的尺寸、间距和其在材料内部的分布形态。W.R.Blumenthal等[4-5]对不同制备工艺下的铍进行了较为系统的研究。实验结果表明，铍的压缩应力应变响应具有较强的应变率敏感性和一定的热软化效应，并指出孪生是高应变率下铍变形的主要机制。D.W.Brown等[6-8]系统开展了应变率对热压和轧制铍的力学性能和变形机理的研究工作，分析结果表明屈服强度对应变率不敏感，而加工硬化则受织构的影响具有较强的率相关性。T.Nicholas[9]和D.Breithaupt[10]研究了铍在常温102~103 s-1应变率下的动态压缩性能，结果表明铍具有良好的塑性，应变增大至0.25时样品才发生断裂。由此可见，国外开展的相关研究工作重点关注制备工艺、温度、应变率等条件对金属铍滑移及孪晶变形机制的影响研究，获得描述金属铍变形织构行为的本构模型参数。国内开展的研究则主要围绕金属铍静态拉伸应力状态下的“脆性”行为的微观变形机制，对其压缩行为研究工作较少，尤其是动态加载下温度、应变速率对其变形行为的影响未见相关研究报道。
本文中利用材料实验机及Hopkinson杆装置系统开展了热等静压金属铍在不同温度、应变率下的压缩力学行为研究，获得金属铍压缩载荷下强度、塑性与实验温度、应变率之间的对应关系。并采用Johnson-Cook本构模型对获得的应力应变曲线进行拟合，模型计算结果与实验结果吻合较好。
1. 实验材料及方法
铍在机加后表面会有较大的残余应力，为了消除残余应力对测量结果的影响[11]，室温力学实验前对样品进行了蚀刻处理，蚀刻剂配方为：H3PO4，750 mL；H2SO4，30 mL；Cr2O3，71 mg；H2O，200 mL。蚀刻方法为将铍试样放入酸洗液约50 s取出，用蒸馏水等清洗干净。
静态力学实验在CMT5105型材料试验机及其配置的高温真空炉中进行，高温炉温度控制精度为±3 ℃，真空度优于1×10-2 Pa，试样在1 h内加热到规定温度，保温15 min后开始实验，应变率为1.0×10-3 s-1，测试温度范围为室温至800 ℃。动态压缩实验采用∅10 mm的Hopkinson杆装置。试样为∅5 mm×5 mm的圆柱体，应变率范围为0.5×103~2.5×103 s-1, 在常温下进行。
2. 实验结果与分析
图 1所示为铍在不同温度下的准静态压缩实验结果。由图 1应力应变曲线可以看出，金属铍在室温至800 ℃的温度范围内压缩变形具有良好的塑性。屈服强度和流动应力随实验温度升高而降低，加工硬化行为也随之降低。图 2所示为不同固定应变下的流动应力随实验温度的变化。由图中可以看到，在室温至200 ℃时，不同固定应变下流动应力均下降较快，高于200 ℃时流动应力下降趋势变缓，呈线性下降特征。当实验温度高于400 ℃时，不同应变下的流动应力值基本一致，这表明此时材料的塑性变形行为趋于理性塑性流动。
图 1 金属铍在准静态条件下应力应变关系Figure 1. Relation between stress and strain under quasi-static condition
图 2 金属铍在准静态条件下流动应力随温度变化曲线Figure 2. Relation between flow stress and temprature under quasi-static condition图 3所示为铍的动态压缩实验结果。可以看出，铍的屈服强度和加工硬化行为随应变率增大而显著增大，在初始变形阶段，加工硬化行为呈现非线性特征，随变形量增大，转变为线性硬化。由文献[4]可知，准静态和动态加载下，金属铍的塑性变形控制机制有显著区别。与大多数对称性低、滑移系统少的密排六方晶系金属一样，由于晶体的取向不利于发生滑移，孪生成为铍塑性变形的重要方式。在初始变形阶段，变形机制由位错滑移控制，随着变形增大，位错滑移困难，通过孪生协调变形，尤其在动态加载过程中，晶粒内部将产生大量的孪晶，由于滑移与孪生机制的竞争导致了不同应变率、不同应变下金属铍屈服强度和加工硬化行为的显著区别。
3. 本构模型
Johnson-Cook模型是目前应用最广泛的本构模型之一，模型中将流动应力表述为应变硬化效应、应变率效应和温度软化效应的乘积，方程的基本形式如下：
σ=(A+Bεnp)(1+Cln˙ε˙ε0)(1−T∗m) (1) 式中:σ为Von-Mises流动应力，εp为等效塑性应变，A为准静态下的屈服应力，B为应变硬化系数，n为应变硬化指数，˙ε0为参考应变率(可取准静态应变率)，C为应变率敏感系数，T*为温度相关项，具体表达式为(T-Tr)/(Tm-Tr), Tr和Tm分别为参考温度和熔化温度，一般取Tr为300 K，m为热软化系数。由式(1)可见，Johnson-Cook本构模型忽略了材料变形历史的影响，即如果材料服从Johnson-Cook本构模型，则不同应变率下的应力应变曲线是相似的。
而由图 1~3中的应力应变曲线可以看到，不同温度或应变率下铍的应力应变曲线呈发散趋势，传统的Johnson-Cook本构模型已不适用。因此，本文中采用一个修正的Johnson-Cook本构模型对实验数据进行拟合，在应变硬化项中增加屈服强度温度相关线性函数，同时参考Zerrilli-Armstrong本构模型中描述hcp晶体结构材料变形硬化的函数关系式, 在幂指数应变硬化项中添加应变率指数硬化项和温度指数软化项，分别描述温度、变形历史对材料屈服强度和流动应力的影响，以及流动应力随应变率明显的增加趋势, 其表达式为：
σ=[A(1−A1T∗)+Bεnpea˙ε(B1+B2eβT∗)](1+Cln˙ε˙ε0) (2) 和传统Johnson-Cook模型相比，修正模型中增加了4个参数。取准静态应变率10-3 s-1为参考应变率，Tm=1 557 K。本构拟合参数为：A=424 MPa, B=1 010 MPa, A1=1.487, B1=0.107 3, B2=0.885 4, n=0.485, α=0.000 39, β=-13.83, C=0.015。
采用修正模型计算结果与实验结果对比如图 4所示，实线为采用修正Johnson-Cook本构模型的计算结果。可以看到，模型的计算结果与实验结果符合较好，修正后的Johnson-Cook本构模型能够较好地描述金属铍在不同温度、应变和应变率下的压缩变形行为。
图 4 修正Johnson-Cook模型计算结果与实验结果对比Figure 4. Comparison of experimental results with calculated results by modified Johnson-Cook model4. 结论
本文中研究了较宽温度范围和应变率下热等静压金属铍的压缩力学行为。结果表明铍的屈服强度和加工硬化行为随应变率的提高而显著增大，随温度的升高而降低。常温下其加工硬化行为在初始变形阶段呈现非线性特征，随变形增大转变为线性硬化。温度高于400 ℃时，其变形行为趋于理性塑性流动。考虑温度、变形历史对材料屈服强度和加工硬化的影响，对Johnson-Cook模型进行了修正，修正后的本构模型预测结果和实验结果吻合较好。
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图 6 交点着靶时弹体偏转痕迹和钢管剪切破坏
Figure 6. Deflection marks of projectile and shear failures of steel tube wall under intersecting point impact
图 8 实验及按初速换算后的侵彻深度
Figure 8. Experimental and converted penetration depths based on initial velocity
图 15 核心混凝土强度增强因数与围箍因数的关系
Figure 15. The relationship between the strength enhancement factor of core concrete and the hoop factor
表 1 侵彻实验结果
Table 1. Results of the penetration experiments
靶体 钢管 壁厚/mm 着靶点 初速/（m·s−1） 弹重/kg 侵深/mm 开坑尺寸/mm2 F-1 有 5 中心 352 20.60 478 320×410 F-2 有 5 交点 274 20.62 290 300×420 F-3 有 5 交点 271 22.40 294 290×370 E-1 有 8 中心 274 20.57 280 290×300 E-2 有 8 交点 307 20.61 324 290×290 E-3 有 8 中心 317 22.42 357 350×400 S-1 无 — — 271 22.41 310 1150×1170 
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表 2 按初速换算后的侵彻深度
Table 2. Penetration depths converted by initial velocity
靶体 钢管 壁厚/mm 着靶点 初速/（m·s−1） 换算初速/（m·s−1） 侵深/mm 换算侵深/mm F-1 有 5 中心 352 274 478 370 E-1 有 8 中心 274 307 280 313
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表 3 核心混凝土的强度增强因数
Table 3. Strength enhancement coefficients of core concretes
试件 钢管 b/mm t/mm δ P/MN σr/MPa fc*/MPa k 1 无 — — 0 0.964 0 57.9 1 2 无 — — 0 1.035 0 62.0 1 3 无 — — 0 0.904 0 54.1 1 4 有 80 5 0.52 2.361 13.8 104.9 1.81 5 有 80 5 0.52 2.366 13.9 105.2 1.82 6 有 80 5 0.52 2.354 13.6 104.2 1.79 7 有 80 8 0.83 3.034 17.3 116.7 2.01 8 有 80 8 0.83 2.962 15.5 110.6 1.91 9 有 80 8 0.83 3.000 16.5 114.0 1.96
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表 4 实验和计算的侵彻深度
Table 4. Experimental and computational penetration depths
靶体 钢管 壁厚/mm 着靶点 初速/（m·s−1） 实验侵深/mm 计算侵深/mm 误差/% F-1 有 5 中心 352 478 400 16.31 E-1 有 8 中心 274 280 290 3.57 E-3 有 8 中心 317 357 364 1.96
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