剛玉骨料超高性能水泥基材料抗侵徹試驗(yàn)和細(xì)觀數(shù)值模擬

宮 俊, 吳 昊, 方 秦, 張錦華, 劉建忠

(1. 解放軍理工大學(xué) 爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210007；2. 江蘇省建筑科學(xué)研究院 高性能土木工程材料國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 211103)

剛玉骨料超高性能水泥基材料抗侵徹試驗(yàn)和細(xì)觀數(shù)值模擬

宮 俊1, 吳 昊1, 方 秦1, 張錦華1, 劉建忠2

(1. 解放軍理工大學(xué) 爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210007；2. 江蘇省建筑科學(xué)研究院 高性能土木工程材料國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 211103)

混凝土抗鉆地武器侵徹能力由基體強(qiáng)度和骨料硬度與粒徑共同控制。為了研發(fā)具備更高抗侵徹能力的混凝土材料，利用剛玉超高強(qiáng)高硬的特點(diǎn)，將剛玉碎石作為粗骨料，制備出剛玉骨料超高性能水泥基材料(CA-UHPCC)。開(kāi)展了不同骨料粒徑(5～20 mm、35～45 mm、65～75 mm)的CA-UHPCC以及高強(qiáng)混凝土(HSC)靶體的中等口徑彈體侵徹試驗(yàn)。通過(guò)與前期完成的玄武巖骨料超高性能水泥基(BA-UHPCC)靶體的彈體侵徹試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了CA-UHPCC較BA-UHPCC和HSC具備更加優(yōu)異的抗侵徹性能。進(jìn)一步建立了考慮粗骨料形狀隨機(jī)生成和空間位置隨機(jī)分布以及粗骨料/砂漿界面層的混凝土三維細(xì)觀模型，對(duì)彈體沖擊速度，骨料類(lèi)型和體積率對(duì)混凝土靶體抗侵徹性能的影響進(jìn)行了細(xì)觀數(shù)值模擬。結(jié)果表明，靶體抗侵徹能力隨著骨料強(qiáng)(硬)度，粒徑和體積率的增大而提高，高強(qiáng)(硬)度和大粒徑(大于1.5倍彈徑)粗骨料可引起彈體磨蝕和斷裂。

超高性能水泥基材料；剛玉；侵徹；細(xì)觀模型；數(shù)值模擬

研發(fā)具備更高抗侵徹能力的混凝土材料對(duì)于軍民用重點(diǎn)工程的安全防護(hù)具有重要意義。超高性能水泥基材料具有優(yōu)異的物理力學(xué)和工作性能，在防護(hù)結(jié)構(gòu)建設(shè)中具有十分廣闊的應(yīng)用前景。ZHANG等[1]、DANCYGIER等[2]、BLUDAU等[3]，F(xiàn)ANG等[4]和WU等[5]分別基于實(shí)驗(yàn)、數(shù)值模擬和理論分析表明，混凝土材料抗鉆地武器侵徹能力由基體強(qiáng)度和骨料硬度與粒徑共同控制。然而，傳統(tǒng)超高性能水泥基材料[6～10](UHPCC)為了提高基體的均勻性和密實(shí)度，從而達(dá)到更高的強(qiáng)度，在制備時(shí)不摻入粗骨料，忽略了粗骨料對(duì)于基體抗侵徹能力的貢獻(xiàn)。

將高強(qiáng)粗骨料摻入傳統(tǒng)超高性能水泥基材料，盡管會(huì)降低部分基體強(qiáng)度(20%以內(nèi))，但可以充分發(fā)揮骨料的抗侵徹能力。如BLUDAU等[3]系統(tǒng)開(kāi)展了7.62 mm小口徑子彈沖擊貫穿不同類(lèi)型和粒徑(5～16 mm)粗骨料的超高強(qiáng)(80～140 MPa)鋼纖維增強(qiáng)混凝土靶板的實(shí)驗(yàn)，得出具有高強(qiáng)高延性的玄武巖、剛玉和石英石骨料靶體較石灰石和硼化玻璃骨料靶體抗沖擊能力更加優(yōu)異，特別是當(dāng)粗骨料粒徑大于子彈直徑時(shí)基體抗沖擊能力提升更高。此外，在基于細(xì)觀模型開(kāi)展混凝土靶體抗彈體侵徹能力的數(shù)值模擬研究方面，F(xiàn)ANG等[4]提出了塊石密實(shí)算法，建立了考慮骨料形狀隨機(jī)生成和空間位置隨機(jī)分布的三維細(xì)觀塊石遮彈層模型，對(duì)(注漿)塊石遮彈層抗小直徑炸彈侵徹進(jìn)行了數(shù)值模擬。方秦等[11]進(jìn)一步對(duì)小直徑炸彈侵徹剛玉塊石遮彈層進(jìn)行了數(shù)值模擬，討論了彈體命中速度、角度和著靶位置，以及剛玉塊石大小和填充混凝土強(qiáng)度對(duì)遮彈層抗侵徹性能的影響。

常用的玄武巖骨料抗壓強(qiáng)度約為200～300 MPa，彈性模量為40～100 GPa，密度為2 600～2 800 kg/m3。而剛玉[12-14]材料的主要成分是Al2O3，抗壓強(qiáng)度在2 000 MPa以上，莫氏硬度為9.5，彈性模量400 GPa，密度3 800～ 4 000 kg/m3。此外，對(duì)于基體強(qiáng)度以及鋼纖維的形狀和摻量的考慮，ZHANG等[1]，WU等[15]和LANGBERG等[16]分別基于45～235 MPa強(qiáng)度范圍混凝土靶體的彈體侵徹實(shí)驗(yàn)，得出抗壓強(qiáng)度介于90～150 MPa的混凝土對(duì)于防護(hù)結(jié)構(gòu)抗侵徹效費(fèi)比最佳。當(dāng)混凝土強(qiáng)度超出上述范圍后，基體強(qiáng)度的提高對(duì)于混凝土抗侵徹性能的提升不再顯著。對(duì)于鋼纖維的形狀(平直形，端鉤形，螺旋形等)和摻量，綜合考慮混凝土基體的力學(xué)和工作性能以及成本，WU等[15]，SOVJK等[17]和MCA等[18]提出1.5%～2%體積摻量的平直鋼纖維最優(yōu)。

本文利用剛玉高強(qiáng)高硬的特點(diǎn)，將剛玉碎石作為粗骨料，并摻入2%體積的平直微細(xì)鋼纖維，制備出立方體(150 mm×150 mm×150 mm)抗壓強(qiáng)度介于110～130 MPa的剛玉骨料超高性能水泥基材料(CA-UHPCC)。分別開(kāi)展了CA-UHPCC靶體以及高強(qiáng)混凝土(HSC)靶體的彈體侵徹試驗(yàn)，并與前期完成的玄武巖骨料超高性能水泥基(BA-UHPCC)靶體的彈體侵徹試驗(yàn)[15]進(jìn)行對(duì)比，分析了粗骨料類(lèi)型(玄武巖、剛玉)和粒徑(5～20 mm、35～45 mm、65～75 mm)對(duì)混凝土靶體抗侵徹能力的影響，驗(yàn)證了CA-UHPCC具有更加優(yōu)異的抗侵徹性能。進(jìn)一步基于ANSYS/LS-DYNA有限元軟件，建立了考慮粗骨料形狀隨機(jī)生成和空間位置隨機(jī)分布以及粗骨料/砂漿界面層的混凝土三維細(xì)觀模型，對(duì)混凝土靶體抗彈體侵徹性能進(jìn)行了細(xì)觀數(shù)值模擬分析。

1 彈體侵徹試驗(yàn)

本節(jié)通過(guò)開(kāi)展中等口徑縮比彈體的火炮試驗(yàn)分析CA-UHPCC靶體的抗侵徹性能。

1.1 彈體

采用尖卵頭形DT300高強(qiáng)度合金鋼彈體，其外形和尺寸如圖1所示。彈體直徑為25.3 mm，頭部曲徑比CRH=3，長(zhǎng)徑比為6，壁厚與彈徑的比值為0.14。彈體平均質(zhì)量為341.2 g，內(nèi)部填充惰性高分子聚合物用以調(diào)整彈體質(zhì)心。采用25.3 mm口徑彈道滑膛炮發(fā)射彈體，為和前期試驗(yàn)對(duì)比，通過(guò)調(diào)整火藥裝藥量，使彈體著靶速度約為510 m/s和850 m/s。

圖1 彈體Fig.1 Projectile

1.2 靶體

(1)原材料

CA-UHPCC制備原材料：江蘇小野田混凝土有限公司生產(chǎn)的硅酸鹽PI52.5水泥，密度3.15 g/cm3；江蘇南通電廠生產(chǎn)的一級(jí)粉煤灰，密度2.70 g/cm3；南京江南水泥有限公司生產(chǎn)的礦渣，密度2.80 g/cm3；中國(guó)Elkem上海公司生產(chǎn)的硅灰，密度2.1 g/cm3，比表面積20 500 m2/kg；南京地區(qū)河砂，細(xì)度模數(shù)為2.6；江蘇蘇博特新材料有限公司生產(chǎn)的微細(xì)平直鋼纖維，直徑0.17 mm，長(zhǎng)13 mm，長(zhǎng)徑比為76，彈性模量210 GPa，抗拉強(qiáng)度為3 000 MPa；江蘇省建筑科學(xué)院研發(fā)的聚羧酸高效減水劑，減水率達(dá)到40%；鄭州晟臻磨料磨具有限公司生產(chǎn)的一級(jí)棕剛玉，其Al2O3含量在97%以上，密度為4 000 kg/m3，粒徑分別為5～20 mm，35～ 45 mm和65～75 mm三種；南京地區(qū)玄武巖碎石，密度2 800 kg/m3，粒徑為5～20 mm。

(2)制備步驟

不同配比的CA-UHPCC材料在江蘇省建筑科學(xué)研究院高性能土木工程材料國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室制備?？紤]到膠材和細(xì)骨料在干燥的情況下更易攪拌均勻，采用先干后濕法，先將膠材(水泥、礦粉、硅灰和粉煤灰)倒入攪拌機(jī)攪拌約30秒，然后加入細(xì)砂和粗骨料攪拌約1分鐘，接著逐步加入水和減水劑攪拌3～5 min，最后緩慢加入2%體積的鋼纖維并攪拌約3～5 min，使鋼纖維在基體中均勻分布并避免成團(tuán)。CA-UHPCC材料采用常規(guī)制備和養(yǎng)護(hù)工藝，不需要諸如活性粉末混凝土(RPC)制備所需的高溫和高壓等養(yǎng)護(hù)條件，其坍落度(180 mm～230 mm)和擴(kuò)展度(400 mm～750 mm)均滿足現(xiàn)場(chǎng)施工要求。

課題組前期已進(jìn)行同種彈體510 m/s和850 m/s速度侵徹BA-UHPCC靶體[15]的火炮試驗(yàn)。本文進(jìn)一步開(kāi)展了高強(qiáng)混凝土(HSC)和不同粒徑(5～20 mm、35～45 mm、65～75 mm)CA-UHPCC靶體的火炮試驗(yàn)。上述靶體配和比見(jiàn)表1所示，其中CA-UHPCC20/45/75分別表示剛玉骨料粒徑為5～20 mm、35～45 mm與65～75 mm的CA-UHPCC靶體。靶體形狀為Φ750× 500 mm圓柱體，周向用0.3 cm厚鋼箍約束，如圖2所示。靶體直徑約為30倍彈徑，可忽略其周向邊界效應(yīng)。

表1 靶體配和比

圖2 CA-UHPCC靶體Fig.2 CA-UHPCC targets

1.3 試驗(yàn)布置

彈體侵徹試驗(yàn)在中國(guó)工程物理研究院總體工程研究所沖擊實(shí)驗(yàn)室開(kāi)展，試驗(yàn)布置如圖3所示。圖4給出了典型的彈體著靶瞬間高速攝像照片，可以看出，彈體沖擊靶體時(shí)姿態(tài)良好，保持垂直入射。

圖3 試驗(yàn)布置Fig.3 Test arrangement

圖4 彈體著靶瞬間高速攝像照片F(xiàn)ig.4 Projectile impacting instant from high-speed camera

1.4 結(jié)果分析

(1)骨料類(lèi)型對(duì)侵徹深度的影響

圖5(a)分別給出了彈體510 m/s和850 m/s速度侵徹BA-UHPCC(125.2 MPa)和CA-UHPCC20(110.7 MPa)兩種靶體的深度及靶體破壞形態(tài)。兩種類(lèi)型靶體的骨料體積率均為30%。彈體侵徹速度為510 m/s時(shí)，BA-UHPCC靶體的侵徹深度(122 mm)比CA-UHPCC20靶體的侵徹深度(99.5 mm)增大23%；侵徹速度為850 m/s時(shí)，BA-UHPCC靶體的侵徹深度(256.5 mm)比CA-UHPCC20靶體的侵徹深度(188 mm)增大36%。

可以看出，骨料粒徑基本相同時(shí)，骨料強(qiáng)(硬)度的提高可以提升彈體的抗侵徹能力；在本次試驗(yàn)所涉及的彈靶材料和沖擊速度范圍內(nèi)，彈體侵徹速度越高，提升程度越大。

圖5 骨料類(lèi)型對(duì)彈體侵徹深度和靶體破壞形態(tài)的影響Fig.5 Influence of the coarse aggregate type onpenetration depth and failure pattern

(2)骨料粒徑對(duì)侵徹深度的影響

圖6(a)分別給出了彈體510 m/s速度侵徹CA-UHPCC20(110.7 MPa)、CA-UHPCC45(125.6 MPa)、CA-UHPCC75(129.2 MPa)三種靶體的深度及彈靶破壞形態(tài)。其中CA-UHPCC45的侵徹深度(44.5 mm)與CA-UHPCC75的侵徹深度(48.0 mm)基本相同，均較CA-UHPCC20的侵徹深度(99.5 mm)減少55%左右。彈體侵徹一塊CA-UHPCC45靶體時(shí)，深度僅為21 mm，原因在于彈體直接擊中剛玉碎石，導(dǎo)致彈體斷裂，如圖6(b)所示。

此外，如圖6(c)所示，當(dāng)骨料粒徑為5～20 mm(小于彈徑)時(shí)，彈體頭部產(chǎn)生嚴(yán)重磨蝕。當(dāng)骨料粒徑大于35～45 mm(約為彈徑1.5倍)時(shí)，彈體發(fā)生斷裂，彈體侵徹深度隨粗骨料粒徑的增大而顯著降低?？梢缘贸?，高強(qiáng)(硬)度和大粒徑(大于1.5倍彈徑)粗骨料可引起彈體磨蝕和斷裂，從而顯著提升靶體抗侵徹能力。

圖6 骨料粒徑對(duì)彈體侵徹深度和彈靶破壞形態(tài)的影響Fig.6 Influence of the coarse aggregate size on penetration depth and failure pattern of projectile and target

(3)CA-UHPCC20與HSC靶體對(duì)比

圖7(a)分別給出了彈體510 m/s速度侵徹UHP-CASFRC20(110.7 MPa)和HSC(61.8 MPa)靶體的深度及靶體破壞形態(tài)。其中CA-UHPCC20靶體的侵徹深度(99.5 mm)比HSC靶體的侵徹深度(147 mm)減少了33%。

圖7 CA-UHPCC20和HSC靶體的彈體侵徹深度和破壞形態(tài)對(duì)比Fig.7 Comparisons of penetration depthand failure pattern between CASFRC20 and HSC targets

此外，從圖5(b)、6(b)和圖7(b)可以看出，摻入2%體積含量鋼纖維的BA-UHPCC和CA-UHPCC20/45/75靶體的彈坑面積相似，未摻入鋼纖維的HSC靶體的彈坑面積較大，說(shuō)明鋼纖維對(duì)減小靶體彈坑面積起主要作用。

從圖5(a)和圖7(a)可以看出，CA-UHPCC20靶體較BA-UHPCC和HSC靶體具有更強(qiáng)的抗侵徹能力。

2 三維細(xì)觀模型建立與數(shù)值模擬

混凝土在細(xì)觀層面可以看作由粗骨料、砂漿及二者間的界面過(guò)渡區(qū)(Interfacial Transition Zone，ITZ)構(gòu)成的三相復(fù)合材料。已有關(guān)于混凝土材料抗侵徹?cái)?shù)值模擬工作較多將混凝土視為均質(zhì)同性材料，難以真實(shí)反映彈體沖擊作用下混凝土材料的損傷破壞機(jī)理。本節(jié)基于課題組前期對(duì)混凝土三維細(xì)觀模型[4, 19]的研究，建立了考慮骨料形狀及空間位置隨機(jī)分布的混凝土三維細(xì)觀模型，對(duì)彈體侵徹混凝土靶體進(jìn)行了數(shù)值模擬。

2.1 有限元模型建立

(1)骨料生成及隨機(jī)投放

圖8 骨料生成過(guò)程[4]Fig.8 Generation process of aggregate [4]

進(jìn)行N次生長(zhǎng)后，生成(8+2N)面三維隨機(jī)多面體。生長(zhǎng)5次后，即得到本節(jié)數(shù)值模擬所需的三維隨機(jī)十八面體，如圖9所示。

圖9 三維十八面體模型Fig.9 Three dimensional eighteen-sided polyhedron model

骨料隨機(jī)投放過(guò)程如下：首先根據(jù)混凝土級(jí)配要求確定不同粒徑(設(shè)為R1、R2、R3)骨料所需的數(shù)量(設(shè)為M1、M2、M3)。利用離散元軟件PFC3D分別生成M1、M2、M3個(gè)不同粒徑(R1、R2、R3)的圓球，并在指定空間內(nèi)進(jìn)行投放，確定基圓中心點(diǎn)坐標(biāo)。然后生成M1、M2、M3數(shù)量的R1、R2、R3粒徑多面體骨料并隨機(jī)排列，按照生成的骨料序列依次投放不同粒徑骨料。混凝土骨料細(xì)觀模型如圖10所示。

圖10 混凝土骨料細(xì)觀模型Fig.10 Concrete mesoscale aggregate model

(2)網(wǎng)格劃分

多面體骨料呈空間隨機(jī)分布，直接對(duì)混凝土模型各組分進(jìn)行網(wǎng)格劃分較為困難?；诰W(wǎng)格投影方法，采用六面體實(shí)體單元對(duì)混凝土模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，將劃分好的網(wǎng)格投影到骨料投放區(qū)域，根據(jù)混凝土細(xì)觀組分的特點(diǎn)，設(shè)定材料屬性判定算法，確定砂漿單元、骨料單元與ITZ單元。材料屬性判定原則為：若六面體單元的八個(gè)頂點(diǎn)均在骨料內(nèi)部，則該單元為骨料單元，均在骨料外部，則為砂漿單元，同時(shí)存在節(jié)點(diǎn)在骨料內(nèi)部和骨料外部，則為ITZ單元。

單元的尺寸根據(jù)骨料最小粒徑?jīng)Q定，由于ITZ層是連接砂漿與骨料之間很薄的一層介質(zhì)，其單元尺寸一般取骨料最小粒徑的1/4～1/8。然而，單元尺寸過(guò)小會(huì)造成靶體模型總體單元數(shù)量龐大而難以計(jì)算。為了提高運(yùn)算速度，并且保持精度，對(duì)靶體模型中心10 cm區(qū)域進(jìn)行局部加密，單元尺寸為0.1 cm，其余范圍單元尺寸為0.5 cm，靶體共劃分單元564 000個(gè)。彈體模型尺寸與試驗(yàn)一致，單元尺寸為0.1 cm，共劃分單元17 280個(gè)，彈體及靶體有限元模型如圖11所示?？紤]到靶體實(shí)際破壞情況，靶體尺寸定為Φ40 cm×35 cm。骨料采用單級(jí)配，粒徑為20 mm，根據(jù)生成的骨料單元數(shù)確定體積率，分別生成14.6%、31.2%和46.3%三種體積率模型。計(jì)算時(shí)靶體模型約束條件與試驗(yàn)一致，周表面及底面采用固支約束。

圖11 有限元模型Fig.11 Finite element model

2.2 材料參數(shù)

彈體材料采用Johnson-Cook模型[20]及Grüneisen狀態(tài)方程[21]描述其力學(xué)性能，參數(shù)見(jiàn)表2所示。CA-UHPCC和HSC砂漿采用HOLMQUIT-JOHNSON-COOK材料模型[22]，參數(shù)見(jiàn)表3所示。ITZ材料模型與砂漿一致，采用HOLMQUIT-JOHNSON-COOK材料模型，強(qiáng)度根據(jù)砂漿強(qiáng)度弱化可得，弱化系數(shù)為0.8[23]。剛玉采用HOLMQUIT-JOHNSON-CERAMIC模型[24]，參數(shù)見(jiàn)表4所示。同時(shí)計(jì)算了80 MPa花崗巖和200 MPa玄武巖骨料(GA-UHPCC和BA-UHPCC)的超高性能水泥基材料，骨料均采用HOLMQUIT-JOHNSON-COOK模型，計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表5所示。計(jì)算參數(shù)均采用國(guó)際單位制(m-kg-s-K)。

表2 彈體計(jì)算參數(shù)[4, 11]

表3 砂漿計(jì)算參數(shù)[25]

表4 剛玉計(jì)算參數(shù)[11]

表5 花崗巖和玄武巖計(jì)算參數(shù)[25-26]

2.3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

數(shù)值模擬考慮了骨料類(lèi)型、體積率和不同混凝土類(lèi)型對(duì)靶體抗侵徹能力的影響。彈體侵徹30%骨料體積率CA-UHPCC靶體的應(yīng)力云圖如圖12所示。不同工況的彈體侵徹深度計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表6，其中“-”表示該組試驗(yàn)未開(kāi)展?？梢钥闯?，數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好(<14%)。下面基于表6數(shù)值模擬結(jié)果分別分析骨料類(lèi)型和體積率等因素對(duì)靶體抗侵徹能力的影響。

從表6中的數(shù)值模擬結(jié)果可以看出，骨料體積率為30%時(shí)，彈體510 m/s侵徹BA-UHPCC和GA-UHPCC靶體的深度(131 mm，142 mm)比侵徹CA-UHPCC靶體的深度(111 mm)分別增大18.0%和27.9%；彈體850 m/s侵徹BA-UHPCC和GA-UHPCC靶體的深度(281 mm，309 mm)比侵徹CA-UHPCC靶體的深度(212 mm)分別增大37.3%和45.7%。彈體510 m/s侵徹不同體積率(15%、30%和45%)CA-UHPCC靶體的深度隨著骨料體積率的提高而減小(<10%)。彈體510 m/s侵徹CA-UHPCC靶體的深度(107 mm)比侵徹HSC靶體的深度(159 mm)減小32.7%。

圖12 應(yīng)力云圖Fig.12Pressure contour photograph

因此，隨著骨料強(qiáng)(硬)度和體積率的提高，彈體的侵徹深度減小，并且速度越高，骨料強(qiáng)度對(duì)靶體抗侵徹能力的提升程度越大。

表6 計(jì)算結(jié)果

3 結(jié) 論

本文對(duì)CA-UHPCC靶體和HSC靶體開(kāi)展了不同彈體沖擊速度下的侵徹試驗(yàn)，并與相同彈體和沖擊速度的BA-UHPCC靶體的彈體侵徹試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比。通過(guò)建立混凝土三維隨機(jī)細(xì)觀模型，對(duì)火炮試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬分析。得出CA-UHPCC較BA-UHPCC和HSC的抗彈體侵徹性能更加優(yōu)異；靶體抗侵徹性能隨骨料強(qiáng)(硬)度、粒徑和體積率的提高而增強(qiáng)；較高強(qiáng)(硬)度和較大粒徑(大于1.5倍彈徑)粗骨料可引起彈體產(chǎn)生磨蝕和結(jié)構(gòu)斷裂，進(jìn)而有效提升靶體的抗侵徹性能。

[ 1 ] ZHANG M H, SHIM V P W, LU G, et al. Resistance of high-strength concrete to projectile impact [J]. International Journal of Impact Engineering, 2005, 31(7): 825-841.

[ 2 ] DANCYGIER A N, YANKELEVSKY D Z, HAEGERMANN C. Response of high performance concrete plates to impact of non-deforming projectiles [J]. International Journal of Impact Engineering, 2007, 34(11): 1768-1779.

[ 3 ] BLUDAU C, KEUSER M, KUSTERMANN A. Perforation resistance of high-strength concrete panels [J]. ACI Structure Journal, 2006, 103(2): 188-195.

[ 4 ] FANG Q, ZHANG J H.3D numerical modeling of projectile penetration into rock-rubble overlays accounting for random distribution of rock-rubble [J]. International Journal of Impact Engineering, 2014, 63: 118-128

[ 5 ] WU H, CHEN X W, HE L L, et al. Stability analyses of the mass abrasive projectile high-speed penetrating into concrete target Part I: Engineering model for the mass loss and nose-blunting of the ogive-nosed projectile [J]. Acta Mechanica Sinica, 2014, 30(6): 933-942.

[ 6 ] GRAYBEAL B A. Compressive behavior of ultra-high-performance fiber-reinforced concrete [J]. ACI Materials Journal, 2007, 104(2): 146-152.

[ 8 ] WILLE K, EL-TAWIL S, NAAMAN A E. Properties of strain hardening ultra-high performance fiber reinforced concrete (UHP-FRC) under direct tensile loading [J]. Cement Concrete Comp, 2014, 48: 53-66.

[ 9 ] HABEL K, GAUVREAU P. Response of ultra-high performance fiber reinforced concrete (UHPFRC) to impact and static loading [J]. Cement and Concrete Composites, 2008, 30(10): 938-946.

[10] FARNAM Y, MOHAMMADI S, SHEKARCHI M. Experimental and numerical investigations of low velocity impact behavior of high-performance fiber-reinforced cement based composite [J]. International Journal of Impact Engineering, 2010, 37(2): 220-229.

[11] 方秦, 羅曼, 張錦華, 等. 彈體侵徹剛玉塊石混凝土復(fù)合靶體的數(shù)值分析 [J]. 爆炸與沖擊, 2015, 35(4): 489-495. FANG Qin,LUO Man, ZHANG Jinhua, et al. Numerical analysis of the projectile penetration into the target of corundum-rubble concrete composite overlay [J]. Explosion and Shock Waves, 2015, 35(4): 489-495.

[12] 唐耀振. 剛玉冶煉工藝學(xué) [M] 北京: 國(guó)家機(jī)械委機(jī)床工具工業(yè)局, 中國(guó)磨料模具工業(yè)公司, 1987: 8-10.

[13] 唐德高, 賀虎成, 陳向欣,等. 剛玉塊石混凝土抗彈丸侵徹效應(yīng)試驗(yàn)研究 [J]. 振動(dòng)與沖擊, 2005, 24(6): 37-39. TANG Degao, HE Hucheng, CHEN Xiangxin, et al. Experimental study on corundum-rubble concrete against projectile [J]. Journal of Vibration and Shock, 2005, 24(6): 37-39.

[14] 周布奎, 周早生, 唐德高,等. 剛玉塊石粒徑對(duì)剛玉塊石砼抗侵徹性能影響的試驗(yàn)研究 [J]. 爆炸與沖擊, 2004, 24(4): 370-375. ZHOU Bukui, ZHOU Zaosheng, TANG Degao, et al. The experimental study of nubbly corundum’s size affection to characteristics of anti-penetration of nubbly corundum concrete [J]. Explosion and Shock Waves, 2004, 24(4): 370-375.

[15] WU H, FANG Q, CHEN X W, et al. Projectile penetration of ultra-high performance cement based composites at 510m/s to 1 320 m/s [J]. Construction Building Materials,2015, 74(15): 188-200.

[16] LANGBERG H, MARKESET G. High performance concrete-penetration resistance and material development[C]// Proceedings of the Ninth International Symposium on Interaction of the Effects of Munitions with Structures, Berlin-Strausberg, 1999, 933-941.

[19] 方秦, 張錦華, 陳力, 等. 全級(jí)配混凝土三維細(xì)觀模型的建模方法研究 [J]. 工程力學(xué), 2013, 30(1): 14-21. FANG Qin, ZHANG Jinhua, CHEN Li, et al. The investigation into three-dimensional mesoscale modeling of fully-graded concrete engineering mechanics [J].Engineering Mechanics, 2012, 30(1): 14-21.

[20] JOHNSON G R. Fracture characteristics ofthree metals subjected to various strains, strain rates, temperatures and pressures [J]. Engineering Fracture Mechanics, 1985, 21(1): 31-48.

[21] 王庭輝, 宋順成. Grüneisen狀態(tài)方程的數(shù)值解及其應(yīng)用 [J]. 計(jì)算物理, 2007, 3(6): 361-366. WANG Tinghui, SONG Shuncheng. Numerical study of Grüneisen state equation and applications [J]. Chinese Journal of Computational Physics, 2007, 3(6): 361-366.

[22] HOLOMQUIST T J, JOHNSON G R, COOK W H. A computationnal constitutive model for concrete subjected to large strains, high strain rates, and high pressures [C]// 14th International Symposium on Ballistics Quebec, Canada,1993: 591-600.

[23] 張錦華, 方秦, 龔自明, 等. 基于細(xì)觀力學(xué)的全級(jí)配混凝土靜態(tài)力學(xué)性能的數(shù)值模擬 [J]. 計(jì)算力學(xué)學(xué)報(bào), 2012, 29(6): 927-933. ZHANG Jinhua, FANG Qin, GONG Ziming,et al.Numerical simulation of static mechanical properties based on 3D mesoscale model of fully-graded concrete [J]. Chinese Journal of Computational Mechanics, 2012, 29(6): 927-933.

[24] JOHNSON G R,HOLMQUIST T J. An improved computational constitutive model for brittle materials[J]. High Pressure Science and Technology, 1994, 309(1): 981-984.

[25] 王政, 樓建鋒, 勇珩, 等. 巖石、混凝土和土抗侵徹能力數(shù)值計(jì)算與分析 [J]. 高壓物理學(xué)報(bào), 2010, 24(3): 175-180. WANG Zheng, LOU Jianfeng, YONG Heng,et al. Numerical computation and analysis on anti-penetration capability of rock, concrete and soil [J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2010, 24(3): 175-180.

[26] 方秦, 孔祥振, 吳昊, 等. 巖石HOLMQUIT-JOHNSON-COOK模型參數(shù)的確定方法 [J]. 工程力學(xué),2013,31(3): 197-204. FANG Qin, KONG Xiangzhen, WU Hao,et al. Determination of HOLMQUIT-JOHNSON-COOK constitutive model parameters of rock [J]. Engineering Mechanics, 2013, 31(3): 197-204.

Test and mesoscale numerical simulation for corundum-aggregate ultra-high performance cementitious composites against projectile penetration

GONG Jun1, WU Hao1, FANG Qin1, ZHANG Jinhua1, LIU Jianzhong2

(1. State Key Laboratory of Disaster Prevention & Mitigation of Explosion & Impact, PLA University of Science & Technology, Nanjing 210007, China; 2. State Key Laboratory of High Performance Civil Engineering Materials, Jiangsu Research Institute of Building Science, Nanjing 211103, China)

The anti-penetration capability of concrete material is mainly dependent on its compressive strength and diameter and strength (hardness) of coarse aggregate. To develop a new type of concrete material being able to resist more intensive projectile impact loading, corundum pebbles with ultra-high strength and hardness were added, and corundum-aggregate ultra-high performance cementitious composites (CA-UHPCC) were prepared. The medium caliber projectile penetrating tests on CA-UHPCC with different coarse aggregate sizes (5～20 mm, 35～45 mm, 65～75 mm) and high strength concrete (HSC) targets were conducted, and the test results were compared with the previous ones of basalt-aggregate ultra-high performance cementitious composites (BA-UHPCC) projectile penetrating tests. The higher anti-penetration capacity of CA-UHPCC than those of BA-UHPCC and HSC was validated. Furthermore, the 3D mesoscale finite element model of concrete considering random aggregate shapes and random spatial positions distribution as well as coarse aggregate/mortar interfacial transition zone was established. The numerical simulation of projectile impacts was conducted, and the effects of projectile velocity, coarse aggregate type and volumetric ratio on the anti-penetration capacity of concrete targets were analyzed. The results showed that the capacity of concrete targets against projectile penetration increases with increase in coarse aggregate strength (hardness), size and volumetric ratio; high strength (hardness) and large size (larger than 1.5 projectile diameter) coarse aggregate can cause abrasion and break of projectiles.

ultra-high performance cementitious composites (UHPCC); corundum; penetration; mesoscale model; numerical simulation

國(guó)家自然科學(xué)基金創(chuàng)新研究群體科學(xué)基金(51321064)；國(guó)家自然科學(xué)基金重點(diǎn)項(xiàng)目(51438003)

2015-11-26 修改稿收到日期：2016-02-29

宮俊 男，碩士生，1991年生

吳昊 男，博士，副教授，1981年生 E-mail：lgdxgj@163.com

TU528.572

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.01.008