王 剛，許香照，鄭 楷

(1.北京航天長征飛行器研究所，北京 100076；2.北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081)

1 引 言

混凝土類材料具有極其復(fù)雜的動(dòng)力學(xué)特性，涉及材料應(yīng)變率敏感性、靜水壓力相關(guān)特性、裂紋擴(kuò)展導(dǎo)致的各向異性、拉壓不對(duì)稱性及剪脹與體積塑性、應(yīng)變軟化、加卸載的非線性滯徊特性等[1]。由于混凝土在各個(gè)領(lǐng)域應(yīng)用廣泛，它的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為一直是國內(nèi)外學(xué)者研究的熱點(diǎn)。目前，國內(nèi)外對(duì)混凝土的破壞機(jī)理研究主要集中在中等應(yīng)變率區(qū)域，應(yīng)變率范圍一般在1～100 s-1以內(nèi)，實(shí)驗(yàn)加載技術(shù)主要采用分離式Hopkinson壓桿(Split Hopkinson Pressure Bar，SHPB)[2-3]。爆炸和高速?zèng)_擊加載技術(shù)能夠?qū)?yīng)變率加載到102～104s-1級(jí)。大量實(shí)驗(yàn)表明，在不同應(yīng)變率下，混凝土的力學(xué)行為往往各不相同。因此，針對(duì)混凝土在高應(yīng)變率下的力學(xué)性能這一薄弱環(huán)節(jié)進(jìn)行全面系統(tǒng)的研究，對(duì)于正確評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)的抗沖擊、抗爆安全度，實(shí)現(xiàn)經(jīng)濟(jì)、合理的設(shè)計(jì)和建設(shè)工程結(jié)構(gòu)具有重要的理論和現(xiàn)實(shí)意義。

聚能裝藥能夠?qū)崿F(xiàn)對(duì)混凝土的高應(yīng)變率加載，是一種兼具爆炸和高速?zèng)_擊的加載技術(shù)，也是目前戰(zhàn)斗部中常用的結(jié)構(gòu)。聚能裝藥雖然能夠?qū)崿F(xiàn)高應(yīng)變率加載，但目前對(duì)其侵徹混凝土的研究主要還集中在孔洞大小和侵深方面，對(duì)混凝土靶的整體破壞行為研究則少有文獻(xiàn)報(bào)道。Held等人[4]將射流簡化成一條直線，采用流體動(dòng)力學(xué)理論分析了射流侵徹混凝土過程，并建立破孔孔徑模型，得到了破孔孔徑隨時(shí)間變化的規(guī)律；王靜等人[5]對(duì)靶體阻力進(jìn)行分析，推導(dǎo)、驗(yàn)證了靶體阻力僅與混凝土材料本身屬性相關(guān)，并基于虛擬原點(diǎn)法給出了侵深和孔徑的計(jì)算公式；王輝[6]對(duì)聚能裝藥載荷下混凝土材料的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了分析研究，基于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和經(jīng)驗(yàn)公式給出了一種實(shí)用的工程應(yīng)用模型；段卓平等人[7]研究了起爆模式對(duì)聚能裝藥侵徹鋼筋混凝土靶板的影響，驗(yàn)證了多點(diǎn)環(huán)形起爆模式下聚能裝藥對(duì)鋼筋混凝土的侵徹性能優(yōu)于其他起爆模式；Murphy等人[8-9]對(duì)聚能裝藥結(jié)構(gòu)的影響進(jìn)行了詳細(xì)的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，得到了藥型罩材料、錐角、壁厚和炸高對(duì)聚能裝藥侵徹混凝土性能的影響規(guī)律；黃風(fēng)雷等人[10]采用脈沖X光測(cè)試技術(shù)獲得了大錐角藥型罩形成侵徹體的形狀和侵徹過程，研究了侵徹體對(duì)整體靶和多層混凝土靶的侵徹性能。寧建國課題組對(duì)射流形成及各參數(shù)的影響進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算及實(shí)驗(yàn)研究，并開發(fā)了二維軟件平臺(tái)EXPLOSION-2D[11-12]。

目前對(duì)聚能裝藥侵徹混凝土的研究少有關(guān)注混凝土的整體破壞行為，且實(shí)驗(yàn)研究大部分集中在小口徑聚能裝藥結(jié)構(gòu)上，混凝土靶板的尺寸也相對(duì)較小。然而混凝土材料具有很強(qiáng)的尺寸效應(yīng)，不同尺寸的混凝土其組成材料的尺寸也存在巨大差異，導(dǎo)致小尺寸混凝土靶的研究結(jié)論難以推廣到大尺寸混凝土靶上。為此，我們開展大口徑聚能裝藥侵徹厚混凝土靶的實(shí)驗(yàn)研究，以便于研究聚能裝藥侵徹混凝土的具體毀傷程度；對(duì)實(shí)驗(yàn)后的混凝土靶板進(jìn)行剖切以觀測(cè)混凝土靶體的內(nèi)部毀傷程度，并對(duì)不同位置處的混凝土進(jìn)行強(qiáng)度測(cè)試，以獲取混凝土靶板的破壞行為。

2 聚能裝藥侵徹混凝土靶的作用機(jī)理

聚能裝藥侵徹混凝土靶板包含兩個(gè)過程，即聚能裝藥成型和成型后的金屬射流對(duì)混凝土靶板的侵徹過程。聚能裝藥藥型罩壓垮形成射流的過程可分為炸藥爆轟階段、藥型罩壓垮階段、壓垮點(diǎn)射流形成階段和射流伸長階段[13-14]。成型后的金屬射流對(duì)混凝土靶板的侵徹過程可分為射流頭部剛開始侵徹混凝土靶板的初始侵徹階段、射流連續(xù)侵徹混凝土靶板的連續(xù)侵徹階段和射流侵徹即將結(jié)束時(shí)的非連續(xù)侵徹階段[15-17]。

2.1 聚能裝藥形成金屬射流的成型機(jī)理

聚能裝藥結(jié)構(gòu)一般在底部設(shè)置起爆點(diǎn)。炸藥起爆后，產(chǎn)生的爆炸沖擊波在炸藥內(nèi)部快速傳播，引發(fā)周圍炸藥的爆轟并對(duì)藥型罩進(jìn)行壓縮，此為炸藥爆轟階段。緊接著進(jìn)入藥型罩壓垮階段，爆炸沖擊波經(jīng)過藥型罩之后，在爆炸沖擊波的高壓作用下，藥型罩微元將以很高的壓垮速度向軸線方向運(yùn)動(dòng)，壓垮速度的大小和方向由藥型罩的初始幾何位置及壁厚決定。由于聚能裝藥結(jié)構(gòu)一般為軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，故當(dāng)藥型罩被壓垮之后，其微元將在軸線處匯聚形成射流成型區(qū)域，即進(jìn)入壓垮點(diǎn)射流形成階段；形成后的射流將沿著軸線繼續(xù)運(yùn)動(dòng)，且在運(yùn)動(dòng)過程中速度不斷地發(fā)生變化。不同位置處藥型罩微元的壓垮角度不同，到達(dá)軸線的位置也不相同，且以壓合點(diǎn)為分界面分成兩個(gè)部分：向前運(yùn)動(dòng)的射流和向后運(yùn)動(dòng)的杵體。形成射流和杵體之后就進(jìn)入射流拉伸階段，射流的速度比杵體高得多，且兩者的速度在成型過程中不斷地變化。在整個(gè)射流形成過程中，射流內(nèi)部存在正、負(fù)速度梯度，正速度梯度導(dǎo)致射流不斷地拉伸，而負(fù)速度梯度將造成射流的局部質(zhì)量堆積。一般來說，質(zhì)量堆積均發(fā)生在射流頭部，其它部位基本處于拉伸狀態(tài)。隨著時(shí)間的增加，射流被不斷拉伸，到某一拉伸極限時(shí)射流將會(huì)發(fā)生斷裂，其運(yùn)動(dòng)方向可能發(fā)生變化且不再保持連續(xù)狀態(tài)，最終導(dǎo)致射流的侵徹性能急劇下降。

圖1 射流成型過程Fig.1 Shaped-charge forming process

2.2 射流侵徹混凝土靶的作用機(jī)理

聚能裝藥成型形成射流后，在射流頭部觸靶之前，射流將不斷被拉伸、變長。射流頭部觸及混凝土靶時(shí)，接觸位置處混凝土靶板的壓力、溫度及速度將發(fā)生突變，同時(shí)產(chǎn)生一個(gè)強(qiáng)沖擊波入射進(jìn)混凝土靶板和一個(gè)反射沖擊波進(jìn)入射流中。隨著射流的侵徹，頭部區(qū)域會(huì)有金屬射流堆積，并有一部分向靶板表面方向反濺，此過程是一個(gè)不穩(wěn)定的階段，接觸區(qū)域的壓力、溫度和速度發(fā)生急劇變化?；炷涟猩媳砻媸艿秸ㄋ幈óa(chǎn)生的爆炸沖擊波和射流侵徹混凝土產(chǎn)生的強(qiáng)應(yīng)力波的綜合作用，將形成一個(gè)孔徑較大的倒錐形坑。隨著射流侵徹混凝土靶的深入，進(jìn)入一段穩(wěn)定侵徹的階段，在該階段，射流自接觸點(diǎn)往后速度不斷下降，接觸點(diǎn)處的參數(shù)連續(xù)下降，此時(shí)射流侵徹混凝土靶形成的孔洞近似圓柱形。隨著侵徹的深入，后續(xù)的金屬射流由于速度梯度的存在將不斷拉伸甚至發(fā)生斷裂，此時(shí)穿孔的表面出現(xiàn)弧面，顯得不再光滑。

對(duì)于混凝土而言，在射流侵徹孔洞周圍存在3個(gè)區(qū)域：以侵徹孔洞為中心，向外分別是脆性破碎區(qū)、塑性區(qū)和彈性區(qū)。同時(shí)，混凝土靶的上表面發(fā)生崩落,混凝土靶板背面產(chǎn)生層裂現(xiàn)象。崩落主要由爆炸沖擊波在近距離對(duì)混凝土靶的破壞以及初始侵徹階段射流對(duì)混凝土靶的綜合作用造成。層裂是由射流侵徹產(chǎn)生的強(qiáng)應(yīng)力波傳播到背板反射而產(chǎn)生的拉伸應(yīng)力波所造成的，尤其對(duì)于混凝土這類壓縮強(qiáng)度遠(yuǎn)大于拉伸強(qiáng)度的脆性材料，更易發(fā)生層裂。

3 實(shí)驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

3.1 聚能裝藥結(jié)構(gòu)

實(shí)驗(yàn)選用侵徹性能較好的等壁厚的90°錐角結(jié)構(gòu)，裝藥直徑為320 mm，裝藥長徑比為1.0∶1.5，選用鑄裝的B炸藥，密度為1.67 g/cm3。藥型罩材料為20鋼，外殼材料為普通45鋼。炸藥和藥型罩的材料參數(shù)分別列于表1和表2。

圖2 聚能裝藥尺寸及結(jié)構(gòu)Fig.2 Dimensions and structure of the shaped-charge

表1 炸藥的材料參數(shù)Table 1 Material parameters of the explosive composition B

表2 藥型罩的材料參數(shù)Table 2 Material parameters of the linear

3.2 混凝土靶體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

基于前期的數(shù)值模擬結(jié)果[18-19]可知，本實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)的大口徑聚能裝藥結(jié)構(gòu)所需的混凝土靶體直徑應(yīng)大于4 m。本實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)的混凝土靶為邊長4 m、厚2 m的長方體靶板，整體位于地下，以加強(qiáng)徑向約束預(yù)防靶體的嚴(yán)重破壞，同時(shí)在混凝土靶體周圍加3圈間隔為10 cm的鋼筋網(wǎng)(由于邊緣處射流侵徹對(duì)混凝土的破壞為彈性破壞，因此增加鋼筋抱箍并不影響后期對(duì)混凝土其他區(qū)域的分析)，并在下面鋪厚度為0.5 m的砂石，如圖3所示。采用同批次攪拌的混凝土，由澆灌車進(jìn)行澆筑，澆筑好的混凝土靶表面用塑料薄膜進(jìn)行密封，采用標(biāo)準(zhǔn)的自然養(yǎng)護(hù)方法養(yǎng)護(hù)28天。在澆筑時(shí)額外澆筑3個(gè)邊長為10 cm的立方體混凝土試件，并將其放置在混凝土靶板附近進(jìn)行相同條件養(yǎng)護(hù)，以作混凝土材料強(qiáng)度測(cè)試使用。

標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28天后，進(jìn)行聚能裝藥實(shí)驗(yàn)。將聚能裝藥結(jié)構(gòu)放在一個(gè)高度為500 mm(炸高為1.56倍裝藥直徑)的空心木架子上，在藥型罩底部裝一個(gè)起爆雷管,用于起爆主裝藥。

圖3 靶板及實(shí)驗(yàn)布置Fig.3 Concrete target and experimental arrangement

實(shí)驗(yàn)前對(duì)混凝土進(jìn)行強(qiáng)度測(cè)試。測(cè)試在澆注混凝土靶板的工廠進(jìn)行，由于采用的材料測(cè)試機(jī)僅能測(cè)量混凝土的抗壓強(qiáng)度，故僅對(duì)混凝土的抗壓強(qiáng)度進(jìn)行了測(cè)試。測(cè)試結(jié)果如表3所示，平均抗壓強(qiáng)度為69.4 MPa。圖4為測(cè)試前、后混凝土試件的照片。

表3 混凝土材料強(qiáng)度測(cè)試結(jié)果Table 3 Concrete material strength test results

圖4 壓縮破壞前、后的混凝土材料試件Fig.4 Concrete material specimens before and after compressed damage

4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

爆炸后，射流在混凝土靶上形成一個(gè)近似圓柱形的孔洞，靶板表面出現(xiàn)了許多細(xì)小裂紋，靶板的整體結(jié)構(gòu)較為完好，未出現(xiàn)大面積的整體結(jié)構(gòu)破壞。混凝土的主要裂紋如圖5(a)所示，在洞口附近有近似圓形的裂紋1，周圍存在幾條較明顯的大裂紋，其中裂紋2貫穿整個(gè)靶板，說明射流對(duì)整個(gè)混凝土靶板均造成毀傷。其他裂紋的寬度比裂紋2小，裂紋整體布局呈現(xiàn)近似對(duì)稱，也說明聚能裝藥侵徹混凝土靶的問題是對(duì)稱性問題。

實(shí)驗(yàn)過后，過孔洞中心為截面對(duì)混凝土靶體進(jìn)行剖切，由此可觀測(cè)聚能裝藥侵徹混凝土靶的內(nèi)部毀傷效果，并可對(duì)侵徹孔洞的整體尺寸進(jìn)行多位置測(cè)量，進(jìn)而得到完整的孔洞尺寸模型。將混凝土剖切開后發(fā)現(xiàn),在沿著裂紋1的圓圈區(qū)域內(nèi)，混凝土呈現(xiàn)嚴(yán)重的破壞(見圖5(b))，而在裂紋1以外的混凝土結(jié)構(gòu)破壞程度要小得多。對(duì)破壞區(qū)域進(jìn)行了特寫，如圖5(b)所示，發(fā)現(xiàn)破壞區(qū)域在上、下部分呈現(xiàn)層狀破壞結(jié)構(gòu)，且破壞程度大于中間部分的混凝土。這主要是因?yàn)榛炷帘砻媸艿奖_擊波的作用從而破壞程度加劇，當(dāng)爆炸沖擊波傳播到背板時(shí)，又形成反射拉伸，導(dǎo)致混凝土底部破壞加劇。

從截面圖(見圖5(b))還可以發(fā)現(xiàn)，在混凝土底部出現(xiàn)一個(gè)倒錐形坑，這是由于應(yīng)力波傳播到混凝土底部時(shí)發(fā)生反射而產(chǎn)生的拉伸應(yīng)力波所造成的背板拉伸破壞?；炷料聦拥氖右渤霈F(xiàn)了一個(gè)小坑，采用吸鐵石對(duì)坑內(nèi)的碎石進(jìn)行吸附，發(fā)現(xiàn)吸鐵石上粘有大量粉末狀顆粒，表明聚能裝藥結(jié)構(gòu)貫穿了整個(gè)混凝土靶板。

圖5 實(shí)驗(yàn)后的混凝土靶板Fig.5 The concrete target after experiment

對(duì)聚能裝藥在混凝土表面形成的開坑直徑和深度進(jìn)行測(cè)量，從多個(gè)方向進(jìn)行測(cè)量后取平均值得到，開坑直徑為92.3 cm，深度為32.0 cm，如圖6所示。對(duì)不同位置處的孔洞直徑進(jìn)行測(cè)量，根據(jù)實(shí)測(cè)值可知，射流侵徹混凝土靶板留下的孔洞呈圓柱狀，混凝土靶板表面的孔洞直徑比靶板底部直徑略大，混凝土表面的孔洞直徑達(dá)到18.9 cm，中間部分為17.0 cm，底部的孔洞直徑為14.5 cm。

4.1 侵徹后混凝土靶的強(qiáng)度測(cè)試

圖7 材料試驗(yàn)機(jī)和16通道應(yīng)變儀Fig.7 Material testing machine and 16-channel strain gauge

從剖切后的靶體中取出標(biāo)準(zhǔn)混凝土試件并測(cè)試其抗壓強(qiáng)度，在測(cè)試結(jié)果的基礎(chǔ)上分析可得混凝土靶的大致破壞行為。對(duì)比距孔洞中心不同距離處的混凝土試件的抗壓強(qiáng)度，以獲取聚能裝藥對(duì)混凝土靶在橫向尺度上的破壞行為；對(duì)比距表面不同縱深處混凝土試件的抗壓強(qiáng)度，分析隨著侵徹深度增加射流對(duì)混凝土的破壞行為；根據(jù)所有混凝土試件的分布情況和抗壓強(qiáng)度，綜合判定射流對(duì)混凝土靶各個(gè)區(qū)域的破壞情況及整體破壞行為。

對(duì)侵徹過后的混凝土靶板進(jìn)行材料強(qiáng)度測(cè)試，取邊長為10 cm的立方體為試件，以此判定射流對(duì)混凝土靶板的損傷。采用200 t的材料試驗(yàn)機(jī)對(duì)混凝土試件的抗壓強(qiáng)度進(jìn)行測(cè)試，并用16通道的應(yīng)變測(cè)試儀記錄壓縮實(shí)驗(yàn)中試件的應(yīng)變變化情況，如圖7 所示。

對(duì)混凝土塊體進(jìn)行切割，得到共計(jì)20個(gè)邊長約為10 cm的混凝土塊體試件，其在混凝土靶板內(nèi)的分布情況及部分試件如圖8所示。聚能裝藥侵徹混凝土實(shí)驗(yàn)具有軸對(duì)稱特征，因此采用二維剖面顯示混凝土塊體試件所在位置即可。

圖8 混凝土試件取樣分布圖及部分試件Fig.8 Concrete specimen sampling distribution and the polished concrete specimen

對(duì)每個(gè)塊體切割、打磨，保證其平行度在±0.2 mm以內(nèi)，以確保測(cè)試結(jié)果的準(zhǔn)確性。在200 t材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行抗壓強(qiáng)度測(cè)試，并通過應(yīng)變片測(cè)定其彈性范圍內(nèi)的應(yīng)變值，由此可計(jì)算得到混凝土塊體的楊氏模量。圖9給出了部分試件的測(cè)試結(jié)果。

圖9 部分測(cè)試結(jié)果Fig.9 Part of the test results

4.2 侵徹后混凝土靶的破壞行為分析

混凝土試件取自靶板的不同位置，為分析聚能裝藥對(duì)混凝土靶板的損傷情況，需要對(duì)不同位置處的損傷進(jìn)行對(duì)比分析。記混凝土試件中心距混凝土表面的距離為H，距孔洞中心的距離為L，按照H值的大小對(duì)混凝土標(biāo)準(zhǔn)試件進(jìn)行分組。表4為各組強(qiáng)度測(cè)試的結(jié)果。

表4 強(qiáng)度測(cè)試結(jié)果Table 4 Comprehensive strength test results

圖10給出了T-1到T-5共5組混凝土試件的強(qiáng)度。隨著L值的增大，5組混凝土試件的抗壓強(qiáng)度基本都呈現(xiàn)上升趨勢(shì)，表明混凝土距離孔洞中心越遠(yuǎn)，射流對(duì)其損傷程度越弱；對(duì)于同一個(gè)L值的混凝土試件(即對(duì)應(yīng)于圖10中同一橫坐標(biāo)的混凝土試件)，隨著侵徹深度的增加，混凝土的抗壓強(qiáng)度也增加，表明隨著射流的侵徹，它對(duì)周圍混凝土的損傷程度越來越弱，損傷范圍也逐漸減小，即混凝土靶板的損傷程度隨著深度的增加越來越弱。從L=95 cm試件的測(cè)試結(jié)果可以看出，T-2、T-3、T-4組混凝土試件的抗壓強(qiáng)度要高于T-1組(混凝土表面試件)和T-5組(混凝土底部試件)，表明在孔洞附近,中間部位混凝土的損傷程度要低于上、下部分，與圖5中的結(jié)果一致。

圖10 混凝土試件強(qiáng)度分布Fig.10 Concrete specimens intensity distribution

對(duì)靶板強(qiáng)度進(jìn)行了標(biāo)準(zhǔn)件測(cè)試，其混凝土強(qiáng)度為69.4 MPa。以孔洞中心為軸，半徑小于100 cm內(nèi)的混凝土損傷較為嚴(yán)重，邊界塊體強(qiáng)度在30 MPa左右，約為原始強(qiáng)度的40%；半徑在100～140 cm范圍內(nèi)的混凝土試件的強(qiáng)度相差不大，均在46 MPa左右，約為原始強(qiáng)度的72%；當(dāng)半徑大于140 cm后，聚能裝藥對(duì)混凝土的影響較弱，混凝土幾乎未出現(xiàn)損傷；對(duì)于L=105 cm的混凝土試件，底部H=195 cm處試件B-01的抗壓強(qiáng)度(26.5 MPa)與H=15 cm處試件B-31的抗壓強(qiáng)度(21.2 MPa)基本一致，且混凝土的抗壓強(qiáng)度隨著侵徹深度的增加而先增大后減小，表明混凝土靶板的背板拉伸破壞效應(yīng)明顯。混凝土試件B-03的強(qiáng)度略高于試件B-22，表明此區(qū)域的混凝土試件受背板反射拉伸波破壞的影響較弱，由此可以大致判定背板拉伸的破壞半徑約為110 cm。

5 結(jié) 論

開展了大口徑聚能裝藥侵徹厚混凝土靶的實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)實(shí)驗(yàn)后的混凝土靶板進(jìn)行剖切,從其內(nèi)部破壞情況觀測(cè)分析聚能射流對(duì)混凝土靶板的大致?lián)p傷情況，并測(cè)量各個(gè)位置處的孔洞直徑，得到了聚能裝藥結(jié)構(gòu)侵徹混凝土靶后的孔洞尺寸模型。從剖切后的靶體取出標(biāo)準(zhǔn)混凝土試件并測(cè)試其抗壓強(qiáng)度，在測(cè)試結(jié)果的基礎(chǔ)上分析得到了混凝土靶的大致破壞行為，得出的具體結(jié)論如下。

(1) 口徑為320 mm的聚能裝藥完全穿透了尺寸為4 m×4 m×2 m的混凝土靶，并在靶體表面留下較為明顯的貫穿裂紋，表明聚能裝藥結(jié)構(gòu)對(duì)整個(gè)混凝土靶均造成不同程度的損傷。

(2) 侵徹后在混凝土表面形成的開坑直徑為92.3 cm，深度為32.0 cm?；炷涟猩媳砻娌糠值目锥粗睆竭_(dá)到18.9 cm，中間部分為17.0 cm，底部孔洞直徑為14.5 cm，整體呈現(xiàn)近似圓柱狀，與小孔徑情況的倒錐形有所差別。

(3) 剖切后混凝土試件的測(cè)試結(jié)果表明，混凝土距離孔洞中心越遠(yuǎn)，射流對(duì)其損傷程度越弱；隨著侵徹深度的增加，射流對(duì)周圍混凝土的損傷程度越來越弱，損傷范圍也逐漸減??；混凝土靶板的背板拉伸破壞效應(yīng)明顯，通過不同區(qū)域的混凝土試件測(cè)試結(jié)果可以大致判定，背板拉伸的破壞半徑約為110 cm。

(4) 以孔洞中心為軸，半徑小于100 cm范圍內(nèi)混凝土損傷較為嚴(yán)重，邊界塊體強(qiáng)度約為原始強(qiáng)度的40%；半徑在100～140 cm范圍內(nèi)，混凝土試件的強(qiáng)度約為原始強(qiáng)度的72%；當(dāng)半徑大于140 cm后，聚能裝藥對(duì)混凝土的影響較弱，混凝土幾乎未出現(xiàn)損傷。

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