吳曉光，李 典，吳國(guó)民，侯海量，朱 錫，戴文喜

(1.中國(guó)艦船研究設(shè)計(jì)中心,湖北 武漢 430064;2.海軍工程大學(xué)艦船工程系,湖北 武漢 430064)

彈丸對(duì)蓄液結(jié)構(gòu)的沖擊與侵徹會(huì)造成災(zāi)難性后果。在航空領(lǐng)域，高速?gòu)椡鑼?duì)飛機(jī)油箱的侵徹將使其產(chǎn)生爆裂破壞進(jìn)而導(dǎo)致墜機(jī)災(zāi)難[1]。為此，學(xué)者們針對(duì)燃料箱等特殊輕質(zhì)容器受侵徹后產(chǎn)生爆裂的防護(hù)問(wèn)題，通過(guò)開展彈道侵徹實(shí)驗(yàn)，從彈丸剩余特性[2-3]、壓力載荷特性[4-6]、結(jié)構(gòu)變形破壞[7-8]及空化效用[9-11]等方面對(duì)該問(wèn)題進(jìn)行了詳細(xì)的研究。而在艦船領(lǐng)域，為抵御爆破型水中兵器接觸爆炸產(chǎn)生的高速破片侵徹破壞，設(shè)計(jì)人員利用彈丸在液體運(yùn)動(dòng)中的速度衰減作用，提出在艦船舷側(cè)設(shè)置防護(hù)液艙結(jié)構(gòu)，以保證其后方結(jié)構(gòu)和艙室的安全。因此，與上述輕質(zhì)容器研究目的不同的是，提高其防護(hù)能力成為研究重點(diǎn)。沈曉樂(lè)等[12]采用3.3 g立方體破片進(jìn)行了侵徹防護(hù)液艙實(shí)驗(yàn)，分析了破片速度衰減規(guī)律。李營(yíng)等[13]研究了破片侵徹液艙過(guò)程中的能量轉(zhuǎn)換關(guān)系，孔祥韶等[14]提出了液艙防護(hù)爆炸破片的判據(jù)和設(shè)計(jì)方法。以上研究者對(duì)破片侵徹液艙的運(yùn)動(dòng)特性和耗能機(jī)理開展了較為深入研究，而對(duì)液艙防護(hù)能力的影響因素問(wèn)題關(guān)心較少。雖然理論上增加防護(hù)液艙水域深度或艙壁厚度可提高其防護(hù)能力，但均會(huì)大大增加船體的重量。所以，開展前、后面板厚度優(yōu)化設(shè)計(jì)對(duì)于提高液艙等蓄液結(jié)構(gòu)的防護(hù)能力具有重要的指導(dǎo)意義?；诖耍疚闹袛M進(jìn)一步開展蓄液結(jié)構(gòu)彈道侵徹實(shí)驗(yàn)，通過(guò)改變前、后面板厚度匹配關(guān)系，研究其對(duì)蓄液結(jié)構(gòu)破壞模式、壓力載荷特性及防護(hù)能力的影響，為提高蓄液結(jié)構(gòu)防護(hù)能力設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

1 實(shí) 驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)發(fā)射裝置采用14.8 mm口徑的滑膛彈道槍，采用火藥推進(jìn)，通過(guò)調(diào)整藥量控制發(fā)射速度，采用專制靶架及靶網(wǎng)測(cè)速系統(tǒng)測(cè)試彈丸初速及穿透蓄液結(jié)構(gòu)后的剩余速度，如圖1所示。箱型蓄液結(jié)構(gòu)尺寸為600 mm×600 mm×100 mm,分為前面板、后面板、側(cè)板等3個(gè)部分。液體選用為水。實(shí)驗(yàn)前通過(guò)進(jìn)、出水管使箱形結(jié)構(gòu)蓄滿水。固定前、后面板總厚度為6 mm，通過(guò)改變前后面板厚度，設(shè)計(jì)1 mm/5 mm、2 mm/4 mm和4 mm/2 mm這3種厚度配比關(guān)系，側(cè)壁面板厚度為10 mm，相關(guān)結(jié)構(gòu)見圖2。面板材料均采用Q235鋼。彈丸采用圓柱形，彈徑為14.5 mm,長(zhǎng)度為18 mm，質(zhì)量為24.5 g，材料為經(jīng)過(guò)淬火處理的45鋼，面板和彈丸材料的主要性能如表1所示，其中：E為彈性模量，ρ為密度，ν為泊松比，σy為屈服應(yīng)力，σb為抗拉強(qiáng)度，δ為伸長(zhǎng)率。不同工況下實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表2所示，其中：h1、h2為前、后面板厚度，v0為彈丸初速，vr為剩余速度，ΔE為吸能，pm入射壓力峰值，pc為空化載荷壓力峰值。由于入射壓力峰值pm作用時(shí)間極短，壓力峰值取沖擊脈沖的波峰值，而空化載荷壓力峰值pc作用時(shí)間較長(zhǎng)，取該段時(shí)間內(nèi)的平均值作為其壓力峰值。

材料E/GPaρ/(kg·m-3)νσy/MPaσb/MPaδ/%45鋼20578000.333559816Q235鋼21078500.3235400～49022

表2 彈道實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 2 Result of ballistic experiment

2 破壞模式分析

2.1 彈丸破壞模式

圖3所示為實(shí)驗(yàn)后彈丸破壞形貌。由圖中可以看出，實(shí)驗(yàn)后殘余彈丸長(zhǎng)度變短，端部出現(xiàn)鐓粗，直徑分別為17.4、18.0和19.2 mm；彈丸產(chǎn)生質(zhì)量侵蝕，剩余質(zhì)量分別為23.8、23.3和22.4 g，其破壞模式主要是侵蝕-鐓粗失效。

根據(jù)受力特性、破壞模式的不同，可將彈丸破壞過(guò)程主要分為3個(gè)階段：第1階段，彈丸高速侵徹前面板，彈靶撞擊處壓縮波的作用使其產(chǎn)生壓縮變形及質(zhì)量損耗。第2階段，彈丸穿透前面板開始在液體中運(yùn)動(dòng)，在此過(guò)程中彈丸是否產(chǎn)生變形取決于撞擊液體速度，文獻(xiàn)[15]研究表明，對(duì)于低碳鋼彈丸，v0>966 m/s時(shí)，撞擊液體產(chǎn)生的壓縮應(yīng)力將大于低碳鋼的動(dòng)屈服強(qiáng)度，彈丸將產(chǎn)生鐓粗變形。第3階段，彈丸低速撞擊后面板，彈丸是否進(jìn)一步產(chǎn)生鐓粗變形與此時(shí)撞擊速度有關(guān)。實(shí)驗(yàn)中彈丸初速均在790～1 100 m/s之間，由上文中分析可知，此速度區(qū)間下彈丸在液體中運(yùn)動(dòng)過(guò)程基本不產(chǎn)生鐓粗變形，并且彈丸運(yùn)動(dòng)速度已在液體中大大衰減，其撞擊后面板所產(chǎn)生鐓粗變形也較小。因此，認(rèn)為第1階段即彈丸侵徹前面板階段是彈丸產(chǎn)生侵蝕-鐓粗失效的主要階段。

2.2 蓄液結(jié)構(gòu)破壞模式

圖4所示為蓄液結(jié)構(gòu)前后面板1 mm/5 mm厚度匹配時(shí)實(shí)驗(yàn)后破壞形貌。由圖4可知, 當(dāng)彈丸初速v0=792.44 m/s時(shí)，前面板破壞模式為剪切沖塞-薄膜鼓脹變形破壞，其破壞過(guò)程主要分為2個(gè)階段。首先，彈丸高速侵徹、擠鑿前面板形成沖塞破壞，然后彈丸在封閉液艙結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中形成空泡，其膨脹排開的周圍液體將不斷擠壓前、后面板。由于1 mm前面板剛度遠(yuǎn)小于5 mm后面板，因而前面板先產(chǎn)生鼓脹變形。當(dāng)彈丸初速v0=958.22,1 067.99 m/s時(shí)，前面板不僅產(chǎn)生剪切沖塞-薄膜鼓脹變形破壞，更在面板中部產(chǎn)生了大面積凹陷變形。這是因?yàn)楫?dāng)彈丸穿出后，空泡開始迅速收縮，液艙結(jié)構(gòu)內(nèi)產(chǎn)生負(fù)壓。由空泡軸、徑向增長(zhǎng)速度正比于彈丸初速[16]，根據(jù)文獻(xiàn)[16]公式近似計(jì)算v0=792.44,958.22,1 067.99 m/s時(shí)，所形成空泡尺寸分別為8.3、9.6和12.2 cm，即隨著彈丸初速的增加，最終所形成空泡尺寸不斷增大，進(jìn)而潰滅后產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)內(nèi)外壓力差也將增大。當(dāng)液艙結(jié)構(gòu)內(nèi)外壓力差大到一定值時(shí)，較小剛度的前面板不足以抵抗外界大氣壓對(duì)前面板的壓力作用，將產(chǎn)生凹陷變形破壞。對(duì)于后面板，其破壞模式為隆起-碟形變形破壞，破壞過(guò)程可主要分為兩階段。首先，彈丸運(yùn)動(dòng)所形成空泡膨脹排開的周圍液體不斷擠壓后面板使其初步產(chǎn)生一定彎曲變形。然后經(jīng)前面板穿甲、液體運(yùn)動(dòng)2個(gè)階段后速度已大幅衰減的彈丸，將撞擊侵徹后面板，使其在著靶處產(chǎn)生局部隆起-碟形變形破壞。

圖5所示為蓄液結(jié)構(gòu)前后面板2 mm/4 mm厚度匹配時(shí)實(shí)驗(yàn)后破壞形貌。由圖5中可以看出，當(dāng)彈丸初速v0=773.56 m/s時(shí)，前面板破壞模式為剪切沖塞-薄膜鼓脹變形破壞。當(dāng)彈丸初速v0=953.97,966.84 m/s時(shí)，2 mm前面板并未向前述1 mm面板產(chǎn)生凹陷變形，其破壞模式仍為剪切沖塞-薄膜鼓脹變形破壞，并且薄膜鼓脹變形隨彈丸初速增加而越嚴(yán)重。對(duì)于后面板，其破壞模式與上述5 mm后面板破壞模式相同，其破壞模式仍為隆起-碟形變形破壞。由于4 mm后面板較5 mm后面板剛度降低，因而碟形變形撓度較5 mm后面板進(jìn)一步加大。

圖6為蓄液結(jié)構(gòu)前后面板4 mm/2 mm厚度匹配時(shí)實(shí)驗(yàn)后破壞形貌。由圖中可以看出，4 mm前面板的破壞模式并未如1、2 mm前面板一樣產(chǎn)生薄膜鼓脹破壞，其破壞模式僅為剪切沖塞破壞。同樣地，與上述4、5 mm后面板破壞模式不同的是，2 mm后面板破壞模式由隆起-碟形-彎曲變形破壞轉(zhuǎn)變?yōu)楸∧す拿?花瓣開裂破壞。這是因?yàn)榭张蒹w積膨脹排開的液體與面板擠壓時(shí)，主要引起剛度相對(duì)較小的面板產(chǎn)生薄膜鼓脹破壞，由于4 mm前面板剛度大于2 mm后面板，因而主要使較薄后面板產(chǎn)生鼓脹變形。另外，彈丸在撞擊后面板前，其撞擊點(diǎn)附近區(qū)域已預(yù)加巨大應(yīng)力[6]，進(jìn)而在侵徹較薄后面板時(shí)產(chǎn)生花瓣開裂破壞。

圖7所示為不同工況下前、后面板穿孔軸線處撓度曲線。

結(jié)合上述分析可知，前、后面板破壞模式主要由彈丸侵徹和液體擠壓作用共同決定。彈丸侵徹作用主要使前、后面板產(chǎn)生如沖塞、隆起等局部破壞，液體擠壓作用主要使前、后面板產(chǎn)生大面積的鼓脹變形。前后面板厚度匹配不同時(shí)，破壞模式也會(huì)發(fā)生改變。固定前、后面板總厚度不變時(shí)，隨著前、后面板厚度比的增大，前面板破壞模式由剪切沖塞-薄膜鼓脹-凹陷變形轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟袥_塞-薄膜鼓脹直至剪切沖塞破壞。后面板破壞模式由隆起-碟形破壞轉(zhuǎn)變?yōu)楸∧す拿?花瓣開裂破壞。因而前后面板破壞模式是相互影響的，前后面板的厚度匹配決定了其相應(yīng)破壞模式發(fā)生。

3 壓力載荷特性分析

觀察文獻(xiàn)[17]中布置在彈道軸線附近壓力測(cè)點(diǎn)所測(cè)壓力峰值時(shí)程曲線，如圖8所示，發(fā)現(xiàn)整個(gè)過(guò)程主要分為入射壓力、拖拽壓力、空化潰滅壓力等幾部分。圖9所示為工況1中壓力測(cè)點(diǎn)所測(cè)壓力時(shí)程曲線，實(shí)驗(yàn)中壓力測(cè)點(diǎn)對(duì)稱布置在蓄液結(jié)構(gòu)側(cè)壁面板。由于彈道軌跡基本在中心線附近，因而工況1中2個(gè)測(cè)點(diǎn)測(cè)得的壓力時(shí)程曲線的變化規(guī)律基本相同，具有較好的一致性。并進(jìn)一步結(jié)合文獻(xiàn)[6]對(duì)沖擊載荷毀傷蓄液結(jié)構(gòu)的作用過(guò)程分析，將所測(cè)壓力時(shí)程曲線主要分為入射壓力波和空化壓力載荷2個(gè)部分，其與文獻(xiàn)[17]所觀測(cè)壓力時(shí)程曲線有較大區(qū)別，這是因壓力測(cè)點(diǎn)布置位置不同所致，本文中壓力測(cè)點(diǎn)布置在防護(hù)液艙結(jié)構(gòu)側(cè)壁，因而很難捕捉到往往產(chǎn)生在彈道軌跡附近所產(chǎn)生的拖拽壓力、空化潰滅壓力，而文獻(xiàn)[17] 中布置位于彈道軸線的壓力測(cè)點(diǎn)在彈丸運(yùn)動(dòng)過(guò)后迅速進(jìn)入空泡內(nèi)，因而也很難捕捉到后續(xù)長(zhǎng)時(shí)間的空化載荷壓力峰值。

圖10所示為壓力峰值隨初速變化關(guān)系曲線。對(duì)于入射波壓力峰值，其與彈丸穿透前面板后撞擊液體的速度平方成正比例關(guān)系[16]。實(shí)驗(yàn)彈丸以初速v0=773～790 m/s侵徹1、2和4 mm前面板時(shí)，其破壞模式均為絕熱剪切沖塞破壞。由穿甲力學(xué)理論可知，絕熱剪切沖塞破壞時(shí)靶板強(qiáng)度對(duì)彈丸抵抗作用大大減弱，因而彈丸穿透厚度不同的1、2和4 mm前面板后剩余速度相差不大，進(jìn)而撞擊液體產(chǎn)生的入射波壓力峰值也相差較小，所測(cè)峰值分別為9.70、9.22和8.90 MPa。所以，彈丸高速侵徹蓄液結(jié)構(gòu)時(shí)，若前面板破壞模式為絕熱剪切沖塞，則入射波壓力峰值主要由彈丸初速?zèng)Q定，前面板厚度對(duì)其影響不大。根據(jù)本文中實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，擬合入射壓力波壓力峰值pm(Pa)與彈丸初速v0(m/s)關(guān)系曲線：

對(duì)于空化載荷壓力峰值，由空泡徑、軸向擴(kuò)張速度正比于彈丸運(yùn)動(dòng)速度[17]，因而隨著彈丸初速增加，空泡徑、軸向膨脹擴(kuò)張速度將不斷加快，進(jìn)而使排開的周圍液體對(duì)前后面板的擠壓作用也不斷加劇。因此，隨著彈丸初速增大，空化壓力載荷壓力峰值略有增加，但其增幅遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于入射壓力峰值增幅。

綜合上述分析可知，對(duì)于入射壓力波，彈丸初速是影響其壓力峰值大小的主要因素，入射波壓力峰值隨著彈丸初速增加呈二次函數(shù)迅速增大，前面板厚度的改變對(duì)入射壓力波壓力峰值的影響不大。對(duì)于空化壓力載荷，彈丸初速以及前、后面板的厚度匹配關(guān)系對(duì)其壓力峰值影響均不大。

4 防護(hù)能力及吸能對(duì)比分析

圖11為不同前后面板厚度匹配下彈丸初速隨吸能變化關(guān)系曲線。由圖中可以看出，相同前后面板厚度配比下，隨著彈丸初速的增加，蓄液結(jié)構(gòu)總吸能是不斷增大的，并且基本成線性增長(zhǎng)。彈丸初速相同時(shí)，前后面板厚度配比不同，蓄液結(jié)構(gòu)吸能大小也有所不同。對(duì)比分析可知，1 mm/5 mm厚度配比下的蓄液結(jié)構(gòu)吸能最多，而4 mm/2 mm厚度配比下的蓄液結(jié)構(gòu)吸能最少，2 mm/4 mm厚度配比下的蓄液結(jié)構(gòu)吸能居中。這是因?yàn)楫?dāng)前面板薄后面板厚時(shí)，彈丸侵徹前面板后仍能以較高速度在液體中運(yùn)動(dòng)，由彈丸在水中運(yùn)動(dòng)所受阻力與速度平方成正比，因而彈丸初速度將迅速衰減，其沖擊動(dòng)能迅速轉(zhuǎn)化為水的動(dòng)能。當(dāng)彈丸運(yùn)動(dòng)至后面板時(shí)，較厚的后面板足以抵御彈丸侵徹作用。而當(dāng)前面板厚后面板薄時(shí)，彈丸侵徹前面板后速度已大幅降低，隨后在液體運(yùn)動(dòng)時(shí)所受液體阻力及速度衰減將大大減小，即液體的抗侵徹能力大大減弱。當(dāng)彈丸運(yùn)動(dòng)至后面板時(shí)，較薄的后面板不足以抵御彈丸侵徹作用。

綜上可知，前后面板總厚度一定時(shí)，前面板薄后面板厚的蓄液結(jié)構(gòu)吸收沖擊動(dòng)能多，抗侵徹能力也更強(qiáng)。因此，為提高防護(hù)液艙等蓄液結(jié)構(gòu)防護(hù)能力，其在防護(hù)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)選用前面板薄、后面板厚的厚度匹配關(guān)系。同時(shí)，由破壞模式研究分析可知，若較薄的前面板參與結(jié)構(gòu)承載，則前面板厚度存在極小值，以免因其所產(chǎn)生凹陷、鼓脹大變形影響整體結(jié)構(gòu)承載能力。

4 結(jié) 論

(1)對(duì)于入射壓力波，彈丸初速是影響其壓力峰值的主要因素，前、后面板厚度匹配關(guān)系對(duì)壓力峰值影響不大。而對(duì)于空化壓力載荷，彈丸初速和前、后面板厚度匹配關(guān)系對(duì)其壓力峰值影響均不大。

(2)固定蓄液結(jié)構(gòu)前后面板總厚度不變時(shí)，隨著前后面板厚度比的增大，前面板破壞模式由剪切沖塞-薄膜鼓脹-凹陷變形轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟袥_塞-薄膜鼓脹直至剪切沖塞破壞。后面板破壞模式由隆起-碟形破壞轉(zhuǎn)變?yōu)楸∧す拿?花瓣開裂破壞。前后面板破壞模式是相互影響的，前后面板的厚度匹配決定了其相應(yīng)破壞模式發(fā)生。

(3)固定前后面板總厚度不變時(shí)，前面板薄后面板厚的蓄液結(jié)構(gòu)，吸收沖擊動(dòng)能更多，抗侵徹能力也越強(qiáng)。因此，蓄液結(jié)構(gòu)在進(jìn)行防護(hù)能力設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)選用前面板薄、后面板厚的厚度匹配關(guān)系。同時(shí)，若較薄的前面板參與結(jié)構(gòu)承載，則前面板厚度存在極小值，以免因其所產(chǎn)生凹陷或鼓脹大變形影響整體結(jié)構(gòu)承載能力。

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