錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束混凝土的抗侵徹性能*

王子國，王松濤，孔祥振，孫宇雁

（1. 青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院，山東 青島 266520；2. 陸軍工程大學(xué)爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點實驗室，江蘇 南京 210007）

混凝土廣泛應(yīng)用于軍民用防護工程，是遮彈層、核電站防護墻[1-2]等防護結(jié)構(gòu)的主要材料。彈體侵徹作用下，混凝土防護結(jié)構(gòu)（如遮彈層）易發(fā)生開坑和震塌等脆性破壞，嚴重影響其抗侵徹性能。通過鋼管、纖維增強樹脂等韌性材料約束混凝土，不但可提高混凝土材料的韌性、限制徑向裂縫的產(chǎn)生和發(fā)展，而且約束效應(yīng)使得混凝土處于三向圍壓狀態(tài)，可顯著提高其抗侵徹性能[3-5]。

在鋼管約束混凝土抗侵徹性能的研究中，石少卿等[6-8]提出了約束混凝土遮彈層結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)以正方形和正六邊形的約束混凝土為基礎(chǔ)單元，通過緊密鋪設(shè)形成遮彈層，研究發(fā)現(xiàn)彈體侵徹時的破壞區(qū)域限制在單個基礎(chǔ)單元內(nèi)，破壞面積明顯減小。王起帆等[9]對鋼蜂窩約束混凝土遮彈層和普通鋼筋混凝土遮彈層分別進行了侵徹實驗，發(fā)現(xiàn)蜂窩約束混凝土遮彈層結(jié)構(gòu)的抗彈性能明顯優(yōu)于普通鋼筋混凝土遮彈層。甄明等[4]和萬帆[5]開展了一系列小直徑鋼管約束混凝土的抗侵徹實驗，探討了鋼管約束混凝土的抗單次侵徹性能和抗多次侵徹性能，發(fā)現(xiàn)鋼管約束混凝土直徑越小，其抗侵徹性能越好。蔣志剛等[10]對圓形鋼管約束混凝土的抗侵徹性能進行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)鋼管約束混凝土的抗侵徹性能優(yōu)于無鋼管約束的混凝土，性能提高約15%?？紤]到靶體在侵徹過程中受到外圍鋼管的約束作用，混凝土近似處于三軸應(yīng)力狀態(tài)，徐松林等[11]、陳麗娜等[12]和單俊芳[13]基于混凝土三軸應(yīng)力實驗裝置，進行了不同側(cè)限應(yīng)力水平下立方體混凝土靶抗彈體低速侵徹實驗，發(fā)現(xiàn)在側(cè)限狀態(tài)下，彈體侵徹阻力隨著靶體側(cè)限應(yīng)力的增加而逐漸增加。

陶瓷作為一種脆性材料，采用類似的約束方式同樣可以提高其抗侵徹性能。Sherman 等[14]對無側(cè)向約束和有側(cè)向約束的Al2O3陶瓷板抗彈體侵徹性能進行了實驗研究，發(fā)現(xiàn)無側(cè)向約束的陶瓷板破壞嚴重，而有側(cè)向約束的陶瓷板保持完整，且具有更好的抗侵徹性能。Orphal 等[15-17]對受三向約束（預(yù)應(yīng)力）的B4C、SiC、Al2O3等陶瓷材料抗鎢合金桿彈的侵徹性能進行了實驗研究，發(fā)現(xiàn)陶瓷靶的抗侵徹性能隨著側(cè)向施加預(yù)應(yīng)力的增大而增加。Hu 等[18]對AlN 陶瓷進行了單軸靜動態(tài)壓縮和受限動態(tài)壓縮實驗，發(fā)現(xiàn)當圍壓增加至2 GPa 以上時，AlN 陶瓷不再發(fā)生脆性破壞而發(fā)生延塑性破壞。Zhang 等[19]通過實驗和數(shù)值模擬研究了預(yù)應(yīng)力對陶瓷-金屬復(fù)合裝甲的抗侵徹性能的影響，發(fā)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力陶瓷迫使彈體產(chǎn)生塑性變形和磨蝕，且彈道極限提高了25%以上。

可以看出，目前預(yù)應(yīng)力約束陶瓷抗侵徹性能的研究成果比較豐富，但是對于預(yù)應(yīng)力約束混凝土材料的抗侵徹性能的研究相對較少?，F(xiàn)有對陶瓷施加預(yù)應(yīng)力的方法中主要有機械擠壓法[14-18,20-21]和熱裝法[19]，機械擠壓法通過螺栓等機械裝置移動側(cè)板直接擠壓陶瓷板的側(cè)壁施加預(yù)應(yīng)力，該方法較復(fù)雜、不便于在實際工程中應(yīng)用；而熱裝法是將陶瓷裝入高溫下的金屬套箍內(nèi)，然后整體降溫，熱膨脹系數(shù)較大、收縮更快的金屬套箍壓縮陶瓷從而施加預(yù)應(yīng)力，但由于混凝土不能承受高溫，該方法不適用于混凝土材料。

本文中提出一種通過錐臺嵌擠方式對混凝土施加預(yù)應(yīng)力的方法，即通過錐臺體的下壓深度或推入荷載大小控制預(yù)應(yīng)力的大小，并通過數(shù)值模擬驗證該方法的可行性。在此基礎(chǔ)上，系統(tǒng)地分析預(yù)應(yīng)力大小、鋼約束環(huán)強度、混凝土強度、含鋼率和彈體速度等參數(shù)對預(yù)應(yīng)力約束混凝土靶體抗侵徹性能的影響。

1 預(yù)應(yīng)力方案設(shè)計

1.1 施加方法

如圖1 所示，采用楔形塊楔緊的原理，將圓錐臺或者正六棱錐臺等錐臺形混凝土靶體強行擠入對應(yīng)形狀的約束環(huán)內(nèi)，通過錐面配合契緊的方式對靶體施加預(yù)應(yīng)力，在推力作用下錐臺形靶體的圍壓（預(yù)應(yīng)力）隨擠入深度的增加而增大。預(yù)應(yīng)力約束靶體的中心軸線剖面及預(yù)應(yīng)力施加方法如圖2 所示，設(shè)錐臺體和約束環(huán)內(nèi)壁具有相同的錐面傾角α 和相同的高度h1，將錐臺放入支撐平臺上的約束環(huán)內(nèi)，此時錐臺直徑與約束環(huán)內(nèi)徑的盈差為δ，如圖2(a)所示；進而沿高度方向?qū)㈠F臺強行擠入約束環(huán)內(nèi)產(chǎn)生預(yù)壓應(yīng)力σ（圖2(b)）；達到預(yù)定位置后的預(yù)應(yīng)力約束靶體如圖2(c)所示。當錐面傾角α 一定時，若滿足錐臺靶小端直徑d2小于約束環(huán)大端口內(nèi)徑d1，且預(yù)應(yīng)力施加過程中錐臺靶體和約束環(huán)均未破壞，則盈差δ 和對應(yīng)的下壓深度h越大，預(yù)壓應(yīng)力 σ 也越大。

1.2 工況設(shè)計

以圓形靶體為研究對象，靶體由圓錐臺形混凝土靶和與之契合的變壁厚鋼約束環(huán)構(gòu)成，幾何尺寸如圖3 所示，兩組件的高度h1均為50 mm，鋼環(huán)上端口內(nèi)徑d1=100 mm。在設(shè)計錐面傾角α 時，過大的傾角會引起過大下推阻力和錐面損傷，也會導(dǎo)致錐臺反向滑動或者滑出，因此經(jīng)大量試算，試件的錐面傾角α 取為3°。

通過設(shè)計下壓深度h及與其對應(yīng)的盈差δ，可得到不同的預(yù)應(yīng)力。表1 中給出了本文中設(shè)計的8 種工況，下壓深度每增加2 mm 為1 個等級，共8 級，靶體的徑向預(yù)應(yīng)力隨下壓深度的增加而增大，最大下壓深度14 mm。

表1 預(yù)應(yīng)力工況設(shè)計Table 1 Designed pre-stress conditions

2 預(yù)應(yīng)力施加和彈體侵徹數(shù)值模型

通過數(shù)值模擬驗證錐臺嵌擠方法對圓錐臺混凝土施加預(yù)應(yīng)力的可行性，并進一步研究預(yù)應(yīng)力約束混凝土圓錐臺的抗侵徹性能。采用顯式有限元程序LS-DYNA 進行模擬，為提高計算效率，有限元模型均采用1/4 模型，靶體材料、彈體、鋼約束環(huán)及墊板均采用三維實體單元進行模擬。

2.1 有限元模型

采用7.62 mm 口徑彈體，幾何模型和有限元模型如圖4(a)所示，網(wǎng)格尺寸為1 mm。圖4(b)中給出了鋼環(huán)靶體的有限元模型，由約束環(huán)、圓錐臺、彈體、墊板和推力塊組成，為兼顧效率和精度，以圓錐臺為中心、半徑15 mm 范圍內(nèi)為加密網(wǎng)格，其余部分網(wǎng)格向四周放射加粗。

2.2 材料模型

混凝土材料強度設(shè)為120 MPa，采用Holmquist-Johnson-Cook（HJC）材料模型[22]描述，該模型形式簡單，廣泛應(yīng)用于爆炸或者沖擊作用下混凝土類材料的動態(tài)力學(xué)響應(yīng)分析[23]。該模型參數(shù)主要包括基本力學(xué)參數(shù)、強度和率效應(yīng)、狀態(tài)方程和損傷等19 個參數(shù)，準確確定上述參數(shù)需要一系列實驗數(shù)據(jù)。本文中參考Holmquist 等[22]給出的HJC 本構(gòu)模型參數(shù)和Ren 等[24]修正后的高強混凝土HJC 本構(gòu)模型參數(shù)。

約束用鋼環(huán)材料采用LS-DYNA[25]中的隨動硬化模型，屈服強度取為1 200 MPa、彈性模量210 GPa、泊松比0.3，并通過Cowper 和Symonds 模型[26]考慮其應(yīng)變率效應(yīng)，主要參數(shù)取值參見文獻[27]。

Johnson-Cook 模型能夠模擬子彈在侵徹過程中的大應(yīng)變、高應(yīng)變率、高溫環(huán)境下的失效過程。因此，本模擬采用Johnson-Cook 材料模型模擬30CrMnSiNi2A 超高強度鋼（錳鉻鋼）子彈，彈體材料參數(shù)參見文獻[28]。此外，由于墊板與推力塊不是主要研究對象，故推力塊采用與鋼環(huán)相同的材料模型，墊板則采用剛體描述。

2.3 加載流程

數(shù)值模擬中，混凝土圓錐臺的加載流程包括第1 階段準靜態(tài)預(yù)應(yīng)力加載和第2 階段的瞬態(tài)彈體侵徹，如圖5 所示。

在第1 階段的預(yù)應(yīng)力加載中，加載結(jié)束后施加全局阻尼使得應(yīng)力快速平衡。注意到錐臺下推速率可能會影響到最終穩(wěn)定的預(yù)應(yīng)力大小，本文中以下推深度h為10 mm 為例，選取0.1、0.5、1、5、10 m/s 等5 種下推速率分析加載速率對穩(wěn)定預(yù)應(yīng)力的影響，如圖6 所示?？梢钥闯?，當下推速率小于1 m/s 時，對最終形成的穩(wěn)定預(yù)應(yīng)力影響較小，因此綜合考慮計算精度與效率，以下數(shù)值模擬中下推速率取為1 m/s。

第1 階段結(jié)束后采用重啟動策略，即第1 階段計算結(jié)束后終止計算，但保留應(yīng)力狀態(tài)及損傷信息，進而增加彈體進行侵徹的第2 階段計算，可大幅提高計算效率。已有研究[29]表明靶體網(wǎng)格大小對數(shù)值模擬的準確性影響較大，同樣以圓錐臺下推深度h為10 mm 為例，選取加密區(qū)網(wǎng)格尺寸為0.25、0.5、1、2 mm 進行網(wǎng)格敏感性分析（彈體速度取為600 m/s）。圖7 中給出了網(wǎng)格尺寸對侵徹深度的影響?？梢钥闯觯W(wǎng)格尺寸小于1 mm 時對侵徹深度的影響較小，綜合考慮計算效率和精度，以下網(wǎng)格尺寸取為0.5 mm。

3 數(shù)值模擬結(jié)果的分析與討論

基于表1 中給出的8 種預(yù)應(yīng)力施加工況，首先分析預(yù)應(yīng)力分布規(guī)律及其與下壓深度的關(guān)系，再進一步根據(jù)各預(yù)應(yīng)力工況侵徹下的靶體損傷云圖和侵徹深度分析預(yù)應(yīng)力對靶體抗侵徹性能的影響。

3.1 預(yù)應(yīng)力加載

根據(jù)表1 中的8 種工況將錐臺推入后，形成穩(wěn)定的von Mises 應(yīng)力云圖，如圖8 所示?？梢钥闯?，混凝土圓錐臺和鋼環(huán)的預(yù)應(yīng)力隨下壓深度h的增大而增大，下推14 mm 工況的圓錐臺內(nèi)部應(yīng)力分布出現(xiàn)了明顯的突變，這是預(yù)應(yīng)力過大導(dǎo)致出現(xiàn)了局部損傷（后續(xù)會進一步分析），其他各工況的圓錐臺均未見損傷。

為了進一步觀察圓錐臺和鋼環(huán)的預(yù)應(yīng)力分布規(guī)律，以下推深度12 mm 為例，在靶體中心和鋼環(huán)中心軸線上等間距分別取6 個單元（見圖9），用以觀測各單元徑向應(yīng)力的分布規(guī)律。

靶體中心各單元（單元1～6）的徑向應(yīng)力（壓應(yīng)力為正）分布時程曲線如圖10 所示?？梢钥闯?，各單元徑向應(yīng)力為壓應(yīng)力且很快趨于穩(wěn)定，由于鋼環(huán)的壁厚從上至下呈線性增厚，靶體內(nèi)部徑向壓應(yīng)力從上至下隨著鋼環(huán)的壁厚增加呈近似線性增大。鑒于混凝土靶體的應(yīng)力分布不均，本文中采用上述6 個單元的徑向應(yīng)力平均值代表靶體的整體預(yù)應(yīng)力水平。預(yù)應(yīng)力水平與下壓深度h和盈差δ 的關(guān)系曲線如圖11 所示，可以看出，靶體預(yù)應(yīng)力隨著下壓深度和盈差的增大而近似線性增大。當下壓深度為12 mm 時，靶體中心單元的徑向壓應(yīng)力達到256 MPa，約為混凝土單軸壓縮強度的2 倍，使得混凝土處于強圍壓狀態(tài)，可提高其抗侵徹性能。上述討論驗證了通過推壓方式實現(xiàn)預(yù)應(yīng)力加載的可行性。

鋼環(huán)截面中心單元的環(huán)向應(yīng)力和等效塑性應(yīng)變時程曲線如圖12 所示，可以看出，鋼環(huán)內(nèi)部環(huán)向應(yīng)力由上至下逐漸減小，其環(huán)向應(yīng)力最大可達到1 900 MPa，超過了鋼材的屈服強度（1 200 MPa）?？紤]到實際工程中這種高強度鋼材比較難獲取，將在后續(xù)參數(shù)敏感性分析中詳細討論鋼環(huán)強度對預(yù)應(yīng)力的影響。

3.2 彈體侵徹

為表征預(yù)應(yīng)力對抗侵徹性能的影響，定義侵徹深度下降率為：

式中：hp為有約束有預(yù)應(yīng)力條件下的侵徹深度，h0為有鋼環(huán)約束但無預(yù)應(yīng)力條件下的侵徹深度。

以彈體初速度600 m/s 為例，8 種工況下靶體在侵徹前（0.015 ms）和侵徹后（0.2 ms）的損傷云圖如圖13所示，結(jié)合圖14 所示的侵深下降率（R）與預(yù)應(yīng)力的關(guān)系曲線、以及圖15 所示的彈體加速度時程曲線可以看出：隨著預(yù)應(yīng)力的增加，靶體損傷破壞區(qū)域變小、侵徹阻力逐漸增大、侵徹深度逐漸減?。划斚聣荷疃葹?2 mm，即施加在圓錐臺的中心預(yù)應(yīng)力為256 MPa 時，其侵徹深度比有鋼環(huán)約束而無預(yù)應(yīng)力的混凝土圓錐臺下降了21%，抗侵徹性能達到最佳。但當預(yù)應(yīng)力超過一定限度（比如下壓深度為14 mm）時，在預(yù)應(yīng)力施加結(jié)束后（彈體侵徹前）混凝土內(nèi)部就已經(jīng)出現(xiàn)了裂紋（見圖13），導(dǎo)致靶體對彈體阻力減?。ㄒ妶D15），進而使得其抗侵徹性能大幅下降（見圖14）。需要指出的是，為便于分析，混凝土材料采用了HJC 模型描述，其主要適用于侵徹等以壓縮應(yīng)力狀態(tài)主導(dǎo)的情況，而未考慮拉伸損傷，可能會導(dǎo)致對預(yù)應(yīng)力施加（侵徹前）損傷狀態(tài)的預(yù)測不準確，但不影響本文結(jié)論的一般性。為解決該問題，后續(xù)研究將采用修正的HJC 模型[30]、鄧國強等提出的JHR-TCK 模型[31-32]或Kong-Fang 模型等[23]。

4 參數(shù)敏感性分析

基于上述預(yù)應(yīng)力工況（基準工況），采用相同的數(shù)值模型和計算方法進行參數(shù)分析，在其他參數(shù)不變的條件下，僅改變鋼環(huán)強度、混凝土強度、含鋼率或者彈體速度等參數(shù)中的一種參數(shù)，研究其對靶體的預(yù)應(yīng)力及抗侵徹性能的影響規(guī)律。

4.1 鋼環(huán)強度的影響

選取300、600、900 MPa 等3 種不同強度等級的鋼環(huán)進行參數(shù)分析。如圖16 所示，從靶體下壓深度h與預(yù)應(yīng)力和侵深下降率R的關(guān)系曲線可以看出，混凝土靶體壓入鋼環(huán)內(nèi)初期，預(yù)應(yīng)力和侵深下降率R隨著下壓深度的增大呈近似線性增大。對于屈服強度較低的鋼環(huán)，較小的下壓深度就能使其進入塑性階段，隨后預(yù)應(yīng)力逐漸進入平衡階段，幾乎不再增加，對應(yīng)的混凝土靶體侵深下降率R也幾乎不再增加，因此鋼環(huán)強度越低，能提供的預(yù)應(yīng)力越小，靶體抗侵徹性能提高幅度也越小。但如果鋼環(huán)屈服強度過高，如屈服強度為1 200 MPa 時，其雖然具備提供足夠大預(yù)應(yīng)力的潛力，但若預(yù)應(yīng)力超過一定程度，靶體內(nèi)便會產(chǎn)生損傷（見圖13），進而導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力和侵深下降率R驟降，使得鋼材強度不能充分發(fā)揮。因此合理匹配鋼環(huán)強度和混凝土強度，能夠同時提高材料強度利用率和抗侵徹性能。

4.2 混凝土強度的影響

選取強度為70、90 和150 MPa 的混凝土靶，分析混凝土強度對預(yù)應(yīng)力大小和抗侵徹性能的影響，計算結(jié)果如圖17 所示。可以看出，各強度混凝土靶體的預(yù)應(yīng)力均隨下壓深度h線性增加，相應(yīng)的侵深下降率R均隨預(yù)應(yīng)力的增大而增大，但增幅逐漸變小并趨于穩(wěn)定。值得注意的是，對于強度相對較低的混凝土靶，當預(yù)應(yīng)力過大時將發(fā)生如圖13 所示的破壞形式，導(dǎo)致靶體的抗侵徹性能大幅降低。

4.3 含鋼率的影響

鋼環(huán)約束混凝土靶體的含鋼率可以通過改變鋼環(huán)壁厚或者改變混凝土靶體直徑的方式進行調(diào)控。前一種方式是在錐面傾角不變的情況下，設(shè)混凝土直徑不變，通過改變鋼環(huán)外徑調(diào)節(jié)壁厚的方法調(diào)整靶體含鋼率；后一種方式是設(shè)鋼環(huán)壁厚不變，通過改變混凝土直徑調(diào)整靶體含鋼率。選取上端口壁厚為2、10、15 mm 等3 種規(guī)格的鋼環(huán)，對應(yīng)的含鋼率分別為15%、53%、80%；選取大端直徑為200 和400 mm 等2 種直徑的混凝土靶，對應(yīng)的含鋼率分別為7%和2%。結(jié)合基準工況試件（含鋼率為29%，上端口壁厚為5 mm，混凝土靶大端直徑為100 mm）分析討論含鋼率對靶體抗侵徹性能的影響。

考慮到含鋼率對沒有施加預(yù)應(yīng)力條件下的混凝土靶抗侵徹性能有影響，在分析中增加了含鋼率為0 的情況。圖18 為在無預(yù)應(yīng)力條件下，含鋼率為0（素混凝土）、2%、7%、15%、29%、53%、80%時靶體的侵徹深度變化規(guī)律。由圖可知，當靶體含鋼率從0 增加至2%時，靶體侵徹深度快速下降，但進一步增加含鋼率時，靶體侵深幾乎不變，說明單純增加靶體含鋼率來提高抗侵徹性能效果有限且不經(jīng)濟。

利用上述鋼環(huán)對混凝土靶施加預(yù)應(yīng)力，如圖19（a）所示，可以看出預(yù)應(yīng)力同樣隨下壓深度h的增大呈線性增大，而且含鋼率越大，預(yù)應(yīng)力增速越快，但當預(yù)應(yīng)力過大時，同樣會出現(xiàn)圖13 所示的損傷破壞，導(dǎo)致靶體預(yù)應(yīng)力和抗侵徹性能大幅降低。圖19（b）中給出了靶體侵深下降率R隨下壓深度的變化曲線，可以看出R隨下壓深度的增大而增大，但增幅逐漸變小并趨于平緩；當含鋼率為15%時，靶體預(yù)應(yīng)力可達113 MPa，其侵深下降率R達到19%（相對于有約束無預(yù)應(yīng)力靶），非常接近基準工況（含鋼率為29%，侵深下降率為21%），且該預(yù)應(yīng)力已經(jīng)非常接近其自身能夠提供的極限預(yù)應(yīng)力；因此，當含鋼率為15%時，靶體受預(yù)應(yīng)力約束后的抗侵徹效果和鋼環(huán)利用率都能達到較高的水平。但是含鋼率過低時給靶體提供的預(yù)應(yīng)力很小，如靶體含鋼率為2%時，預(yù)應(yīng)力最大僅為4 MPa，對提高其抗侵徹性能的作用非常有限。

綜上所述，在混凝土可承受的預(yù)應(yīng)力范圍內(nèi)，靶體含鋼率越高，鋼環(huán)能夠提供的預(yù)應(yīng)力潛力越大，對提高靶體抗侵徹性能的作用越明顯。這是由于當靶體含鋼率越高，鋼環(huán)可提供的預(yù)應(yīng)力潛力就越大，側(cè)向約束效果越好，混凝土強度也越高，相應(yīng)的彈體侵徹阻力隨著靶體側(cè)限應(yīng)力的增加而提高，因此靶體的抗侵徹性能的提高最終是依靠側(cè)向預(yù)應(yīng)力的增加而提高。但靶體含鋼率過小時，給混凝土靶體提供的預(yù)應(yīng)力潛力過低，對靶體抗侵徹性能的提高有限?？紤]到靶體抗侵徹性能并非隨含鋼率及預(yù)應(yīng)力的增加而無限制提高，因此需要平衡材料利用率和靶體的抗侵徹性能的關(guān)系，選擇適當?shù)陌畜w含鋼率，提供足夠大的預(yù)應(yīng)力，才能更有效地提高靶體的抗侵徹性能和材料利用率。

4.4 彈體初速度的影響

分別取100～800 m/s 等8 種彈體初速度侵徹靶體，探討彈體速度對預(yù)應(yīng)力約束混凝土抗侵徹性能的影響，結(jié)果如圖20 所示。可以看出，彈體速度越高，預(yù)應(yīng)力對提高抗侵徹性能的作用越明顯，當彈體初速度為800 m/s、預(yù)應(yīng)力為256 MPa 時，侵深下降率可達27%。

5 結(jié) 論

提出了一種錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束混凝土提高其抗侵徹性能的方法，采用數(shù)值模擬驗證了該方法施加預(yù)應(yīng)力及提高抗侵徹性能的可行性，并進一步探討了預(yù)應(yīng)力大小、鋼材強度、混凝土強度、含鋼率和彈體初速度等參數(shù)對抗侵徹性能的影響，得到以下結(jié)論。

(1)錐臺嵌擠的方式能夠較為簡便地對混凝土靶施加預(yù)應(yīng)力，可以通過錐臺靶體的下壓深度、盈差以及壓入力的大小等指標控制預(yù)應(yīng)力大小，且靶體預(yù)應(yīng)力隨著其下壓深度和盈差的增大而近似線性增加，為實際工程應(yīng)用提供較為可行的方法。

(2)預(yù)應(yīng)力對混凝土靶的抗侵徹性能影響顯著，在一定范圍內(nèi)預(yù)應(yīng)力越大，鋼環(huán)約束混凝土靶的抗侵徹性能越好，但預(yù)應(yīng)力過高時，由于靶體內(nèi)部發(fā)生損傷導(dǎo)致其抗侵徹性能反而快速下降。

(3)高強度鋼環(huán)能夠提供的預(yù)應(yīng)力潛力大，對提高抗侵徹性能效果明顯；合理匹配鋼環(huán)強度和混凝土強度，能夠同時提高材料利用率和抗侵徹性能；預(yù)應(yīng)力對抗侵徹性能的影響隨彈體初速度的增加而增大。

(4)選擇適當?shù)暮撀剩捎行岣甙畜w抗侵徹性能和鋼材利用率，如靶體含鋼率為15%時，靶體的抗侵徹性能可提高19%，最優(yōu)含鋼率有待進一步研究。

(5)本文方法雖針對混凝土遮彈層提出，但基本方法和原理可應(yīng)用于抵御彈體侵徹和破片沖擊的結(jié)構(gòu)，如防護門面層、導(dǎo)彈井蓋以及預(yù)應(yīng)力約束陶瓷復(fù)合裝甲等。