韓 璐,韓 慶,楊 爽

(西北工業(yè)大學(xué)航空學(xué)院,陜西 西安 710072)

燃油系統(tǒng)是飛機(jī)暴露面積最大的系統(tǒng)[1]，油箱則是構(gòu)成燃油系統(tǒng)最重要的部件，而水錘效應(yīng)作為飛機(jī)油箱主要的損傷模式之一，指的是：當(dāng)高速破片穿透有油液填充的油箱時，破片受到燃油的阻力，將自身的動能通過燃油傳遞到油箱壁板，從而引起油箱結(jié)構(gòu)災(zāi)難性的破壞[2]。

研究水錘效應(yīng)的方法主要有2種：試驗測試和數(shù)值模擬[3]。由于油液的易燃易爆特性，直接進(jìn)行高速沖擊試驗時不易控制且容易發(fā)生危險，因此在試驗中多采用與油液具有相似密度的水來替代航空煤油。Ball等[4]于1974年首先通過22 mm口徑步槍和立方體充液箱體開展了水錘效應(yīng)的試驗研究，指出破片的入射角度和質(zhì)量是影響其能量損失的主要因素，破片形狀和質(zhì)量對其穿出速度及沖擊波的影響較小。Patterson[5]將水錘效應(yīng)分為入射、沖擊、阻滯、空穴和穿出5個階段，并通過理論分析和試驗得出了每個階段的壓力分布。Nishida等[6]完成了鋁合金薄壁方管的打擊試驗，研究了壁板裂紋的擴(kuò)展方式，指出最主要的影響因素為壁板材料的強(qiáng)度和子彈的直徑。Disimile等[7]分別進(jìn)行了鎢合金、鋼和鋁合金破片撞擊油箱的試驗，測得不同位置的壓力時程和水錘變化。Varas等[2,8-10]進(jìn)行了充液率分別為50%、75%、100%的充液鋁管水錘效應(yīng)試驗，對比了不同破片速度(600、900 m/s)對水錘效應(yīng)的影響，并利用高速攝影機(jī)記錄了水錘全過程。

隨著計算機(jī)技術(shù)的不斷進(jìn)步，數(shù)值模擬已經(jīng)成為當(dāng)今研究水錘效應(yīng)最主要的手段。水錘效應(yīng)數(shù)值模擬的難點在于如何準(zhǔn)確模擬空氣、油液和油箱壁板之間的相互作用。最初的研究中試圖通過活塞理論、液壓拉桿和可變圖像法來解決這一問題，但是效果并不理想。直到20世紀(jì)80年代末，在Euler和Lagrange方法被廣泛應(yīng)用于流固耦合分析領(lǐng)域、并被成熟應(yīng)用在有限元計算軟件中后，學(xué)者們開始對水錘效應(yīng)開展大量數(shù)值模擬。Santini等[11]、Anderson等[12]、Sparks等[13]、Vignjevic等[14]、李亞智等[15]、陳剛[16]、Varas等[10]、Aziz等[17]分別利用AUTODYN-2D、MSC.DYTRAN以及ANSYS/LS-DYNA等有限元軟件，實現(xiàn)了不同類型破片沖擊油箱水錘效應(yīng)的數(shù)值模擬。其中Varas等[10]借助試驗驗證的數(shù)值模型，分別采用smoothed particle hydrodynamics (SPH)方法和arbitrary Lagrange-Euler (ALE)方法，分析了液體壓力、壁板變形和速度衰減。對比試驗結(jié)果表明，ALE算法和SPH方法均能夠如實再現(xiàn)水錘效應(yīng)的5個階段，其中ALE方法可直觀顯示出空穴并且適用于較大尺寸的模型，而SPH方法則可以獲得更高的計算精度。而后Chen等[18]采用PAM-CRASH模擬了復(fù)合材料油箱的水錘效應(yīng)，分析了其損傷和破壞特性，指出復(fù)合材料箱體相比于金屬箱體更容易在多墻體上發(fā)生整體破壞。Heimb等[19]通過試驗和數(shù)值方法模擬了3種不同結(jié)構(gòu)復(fù)合材料T型接頭油箱在高速破片沖擊下的水錘效應(yīng)，獲得了較準(zhǔn)確的建模方法，并基于剩余強(qiáng)度和結(jié)構(gòu)完整性對油箱結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)。

目前，對油箱水錘效應(yīng)的研究，試驗手段和數(shù)值模擬方法均已較成熟，影響水錘效應(yīng)的主要因素也已經(jīng)基本被確定。但是，這些研究均是針對于單一的威脅物或殺傷元。而在實際的作戰(zhàn)場景中，飛機(jī)燃油箱通常要承受多個殺傷元在不同入射條件下的沖擊，其殺傷效能與單一殺傷元相比有很大不同。為了模擬這一情況，本文中利用非線性有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA，建立一個經(jīng)過試驗驗證的等效滿水油箱數(shù)值模型，以箱內(nèi)液體特定單元壓力峰值、破片速度衰減、箱內(nèi)液體吸收的總能量和油箱壁板的變形作為對比參量，分別研究其在1、2、3和4枚破片同時打擊，2枚破片以60、100、150和200 mm間距同時打擊以及2枚破片以0.1、0.2和0.3 ms時間差打擊時的水錘效應(yīng)。

1 有限元計算模型

為了驗證模型的準(zhǔn)確性，首先建立與試驗[10]中相同尺寸和材料的100%充液箱體有限元模型。模型包括箱體、破片、水和空氣4部分，其中箱體由4塊尺寸為750 mm×150 mm×2.5 mm的6063-T5鋁合金方板以及2塊厚度為30 mm的PMMA有機(jī)玻璃(試驗中為了便于高速攝影記錄水錘效應(yīng)所形成的空穴)組成。模擬單枚破片打擊試驗所使用的鋼球質(zhì)量為8 g，直徑為12.5 mm，沖擊速度為600和900 m/s。如圖1所示，1/4模型共包含84 506個單元，網(wǎng)格類型全部采用六面體SOLID164，計算時長為8 ms，使用core i7-32GB計算機(jī)，計算耗時約23 h。

1.1 箱體和破片有限元模型

為了在準(zhǔn)確模擬的基礎(chǔ)上減少計算成本，對彈著點周圍的箱體網(wǎng)格進(jìn)行加密，其余部分劃分為隨距離增大而稀疏的散射性網(wǎng)格。將鋁合金箱壁沿厚度方向劃分為5個單元，沿長、寬度方向分別劃分為60、40個單元，最終將箱體劃分為22 250個單元，選擇Johnson-Cook本構(gòu)模型進(jìn)行模擬。破片作為一個單獨的part，網(wǎng)格尺寸比彈著點附近的箱體單元尺寸稍大，以便更好地模擬其與油箱壁板的接觸。由于試驗中觀察到鋼破片未產(chǎn)生塑性變形[10]，采用彈性材料模型*MAT-ELASTIC對其進(jìn)行模擬。

Johnson-Cook本構(gòu)模型適用于描述材料的塑性高應(yīng)變率大變形，其失效準(zhǔn)則的相關(guān)參數(shù)經(jīng)過了大量的試驗驗證，能夠用來較好地模擬破片的侵徹和沖擊問題[20-22]，其屈服應(yīng)力：

(1)

表1 箱體、破片材料模型參數(shù)[2]Table 1 Material parameters of walls and fragments[2]

1.2 流體有限元模型

高速破片穿透入射壁板后，箱內(nèi)液體將在水錘效應(yīng)的作用下發(fā)生流動，網(wǎng)格會出現(xiàn)大變形。LS-DYNA內(nèi)置的有限元單元算法中，Lagrange方法由于計算過程中保持網(wǎng)格與材料的同步變形，在大變形問題中無法解決網(wǎng)格畸變，因此不適用于流體材料的描述。Euler方法雖然可以實現(xiàn)材料在空間網(wǎng)格中的流動，但是由于其不能明確地表述接觸面和材料的邊界，不適用于表述復(fù)雜的本構(gòu)關(guān)系。ALE方法綜合了上述2種方法，能夠動態(tài)地處理網(wǎng)格:先執(zhí)行一個或幾個Lagrange時間步的計算，此時單元網(wǎng)格將隨著材料的流動而產(chǎn)生變形，而后進(jìn)行Euler時間步計算，對內(nèi)部單元重新劃分網(wǎng)格，以應(yīng)對計算過程中可能出現(xiàn)的大變形。

模型中的流體材料(空氣和水)定義為單點多物質(zhì)ALE(*SECTION_SOLID,ELFORM=11)單元，通過*ALE_MULTI-MATERIAL_GROUP關(guān)鍵字把空氣和水綁定在一個單元算法里，在建模時將水域和空氣域共節(jié)點。選用9號材料模型*MAT_NULL和*EOS_GRüNEISEN狀態(tài)方程對流體材料進(jìn)行模擬，利用*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID和*CONTROL_ALE關(guān)鍵字實現(xiàn)流固耦合定義和ALE方法的選項控制。最終，流體材料一共被劃分成了62 040個單元，其材料參數(shù)[2]如表2所示。

表2 水、空氣材料模型參數(shù)[2]Table 2 Material parameters of water and air[2]

1.3 模型驗證

參考Varas等[10]的試驗結(jié)果，開展了液體中特定位置的壓力-時間歷程和水錘效應(yīng)過程中形成空穴過程的對比研究。圖2所示為試驗[10]模型簡圖，PTn和PTf為2個壓力探測點。試驗所得2個探測點的壓力-時間歷程如圖3(a)所示。選擇對應(yīng)壓力探測點PTn和PTf位置的2個網(wǎng)格單元，數(shù)值模擬所得壓力-時間歷程如圖3(b)所示。

當(dāng)破片速度v=600 m/s時,29.0、84.4、139.8、222.9、306.0和721.5 μs時刻的水錘過程高速攝影[10]和有限元數(shù)值計算得到的液體空穴效應(yīng)如圖4所示。

由圖3可知，當(dāng)破片速度分別為600和900 m/s時，數(shù)值模擬與試驗所得液體壓力峰值誤差在PTn位置分別為2.23%和3.84%，在PTf位置分別為4.0%和5.3%。由圖4可以看到，在相同采樣時刻，通過有限元計算得到的空穴形狀與試驗[10]中所得高速攝影結(jié)果趨勢一致。

2 多破片水錘效應(yīng)數(shù)值模擬結(jié)果與分析

將在已建立的有限元模型的基礎(chǔ)上研究破片數(shù)量、入射間距、入射時間間隔對水錘效應(yīng)的影響。水錘效應(yīng)過程中，破片首先撞擊、穿透油箱壁板，將自身的動能傳遞給箱內(nèi)液體；產(chǎn)生沖擊波超壓并形成膨脹的空穴，沿破片運動軌跡排出的燃油形成一個向外擴(kuò)展成輻射狀的壓力場；壓力不斷地傳遞、反射和疊加到箱壁上使其變形或造成其碎裂，引起油箱漏油或機(jī)翼結(jié)構(gòu)破壞；同時穿出后的破片將以一定的剩余速度繼續(xù)毀傷下一個部件。據(jù)此，本文中選擇箱內(nèi)液體內(nèi)特定單元的壓力、破片速度的衰減、箱內(nèi)液體吸收的總能量(動能和內(nèi)能)、入射和出射壁板的變形作為衡量水錘效應(yīng)嚴(yán)重程度的指標(biāo)。

針對本文中研究的油箱尺寸和破片入射速度(900 m/s)，破片在0.3 ms左右穿出箱體。因此，在對比液體壓力、破片速度衰減時分別選擇0.4和0.5 ms作為對比時間就可以滿足要求。箱內(nèi)液體總吸收能量的采樣時長為1.5 ms，此時已基本趨于穩(wěn)定。在對比壁板變形時，為了研究油箱的毀傷特性，應(yīng)保證足夠的計算時間，本文中綜合計算成本，將壁板位移的計算時間選擇為8 ms。使用core i7-32GB計算機(jī)，每個模型計算耗時為48 h。

2.1 破片數(shù)量對水錘效應(yīng)的影響

在戰(zhàn)場環(huán)境中，由于導(dǎo)彈或者多枚槍炮的威脅，飛機(jī)燃油箱有可能遭受多枚高速破片的同時打擊。本節(jié)中研究4種特定戰(zhàn)況：某型戰(zhàn)斗部爆炸產(chǎn)生的1枚、2枚、3枚和4枚破片同時以900 m/s的速度垂直擊中飛機(jī)油箱，破片圍繞入射點O均勻分布，兩兩之間最小間距40 mm垂直入射，破片與箱體壁板接觸時的位置方案分別如圖5中(a)～(d)所示。

2.1.1破片數(shù)量對液體壓力峰值的影響

破片入水后產(chǎn)生的沖擊波壓力場呈半球狀以快于液體中聲速的速度向四周擴(kuò)張，所經(jīng)之處將產(chǎn)生較高的壓力峰值；但同時由于迅速的幾何膨脹，波前壓力急劇衰減。如圖6所示，在不同數(shù)量破片打擊下，箱體中PTn和PTf點的液體壓力均在一定時刻到達(dá)峰值后逐漸衰減為零；靠近入射點的PTn較早達(dá)到其壓力峰值且壓力峰值明顯高于遠(yuǎn)離入射壁板的位置PTf的壓力峰值。

依據(jù)沖擊波在介質(zhì)中的傳播特性，沖擊波波陣面超壓p與沖擊波速us和波后的粒子速度upar相關(guān)[23]，具體關(guān)系式如下：

p=ρ0usupar

(2)

式中：ρ0為液體密度，對于水取ρ0=1 kg/m3。Chen等[24]給出了單枚破片撞擊液體后產(chǎn)生的沖擊波波速計算公式：

(3)

式中：us為沖擊波波速，m/s;Ek為破片穿透入射壁板時的動能，J；t為破片運動時間，s。由式(3)可知，多枚破片入射時動能的倍數(shù)增加，將會顯著提高入水后的沖擊波波速，進(jìn)而使液體中測量位置的壓力明顯增高。如圖6(a)、(b)所示，在PTn處，2、3和4枚破片同時入射時的液體壓力相對于單枚破片分別增高了23.2%、45.4%和95.8%；而在PTf處分別增高了39.1%、85.6%和165.0%。PTn和PTf處到達(dá)峰值的時間分別提前了0.013、0.019、0.021 ms，和0.014、0.016、0.019 ms。

2.1.2破片速度衰減、箱內(nèi)液體吸收能量

破片在液體中運動時，受到阻力造成速度衰減，并同時把動能傳遞給液體。單枚破片在無反射邊界液體中運動時，其運動方程[24]可表示為：

(4)

式中：m為破片質(zhì)量，v為破片速度，Af為破片在彈道線方向的投影面積；Cx為與液體雷諾數(shù)有關(guān)的阻力系數(shù)，因為在計算中通常假設(shè)液體不可壓縮，所以Cx為常數(shù)。

對式(4)進(jìn)行積分變換，可獲得球形破片在水中速度的計算公式：

(5)

式中：v0為破片穿透入射壁板后的剩余速度，ρf為破片材料密度，df為球形破片直徑。

由式(5)可知，破片入射后的速度衰減取決于材料和形狀，因此在不考慮空穴之間的相互影響時，多枚同種材料、相同形狀的破片入射對單枚破片的速度衰減影響較小。如圖7給出的入射破片數(shù)量不同時的破片速度-時間歷程(多個破片時選擇其中一個作為研究對象，圖5中標(biāo)識為S的破片)印證了這一結(jié)論。可以看出，破片速度在穿透入射壁板時急劇下降；而后在液體中衰減、穿出趨于平緩，入射破片的數(shù)量對單枚破片的速度衰減影響差異不大。

如圖8所示，當(dāng)入射破片個數(shù)為2、3和4枚時，液體吸收的總能量最大值分別增大至單枚入射破片的1.20、1.38和1.58倍。這是由于破片將自身的動能差轉(zhuǎn)化為自身的形變能、箱壁的動能和形變能以及箱內(nèi)液體的動能和內(nèi)能。隨著入射破片數(shù)量的增加，破片動能差將不斷增大，造成箱內(nèi)液體吸收的總能量(動能和內(nèi)能)的增加。

2.1.3油箱入、出射壁板的變形

水錘效應(yīng)造成的油箱壁板變形會引起飛機(jī)結(jié)構(gòu)受力發(fā)生改變，甚至造成飛機(jī)解體,因此壁板變形是衡量水錘效應(yīng)嚴(yán)重程度的重要指標(biāo)。圖9(a)、(b)分別為油箱入射壁板和出射壁板在受到900 m/s入射破片打擊時的變形情況。單枚破片入射時，入射壁板變形范圍集中在穿孔左右100 mm范圍內(nèi)，最大變形約為15 mm；出射壁板在距離兩端90 mm的位置開始變形，其最大值約為23 mm。出射壁板的變形明顯大于入射壁板，因此對水錘效應(yīng)應(yīng)當(dāng)更關(guān)注前者的變形情況，在油箱設(shè)計中也應(yīng)針對常見的交會姿態(tài)，對出射壁板加以防護(hù)或在設(shè)計時保留更大的變形余度。

隨著入射破片數(shù)量的增加，前后壁板的變形范圍和變形程度都有明顯的增大。以變形程度為例，8 ms時刻2、3、4枚破片同時入射時入射壁板最大變形增量為單枚破片入射時的1.67、2.73和3.13倍；在出射壁板上，這一比值分別為1.69、2.52和3.48?？梢?，多枚破片同時撞擊油箱時，油箱壁板的變形有明顯的疊加效應(yīng)。

2.2 破片入射間距對水錘效應(yīng)的影響

在實際環(huán)境中，飛機(jī)和導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部的相對距離或姿態(tài)差異，可能造成多枚破片以不同的間距入射。本節(jié)以2枚破片為例，研究不同入射間距下的油箱水錘效應(yīng)。研究內(nèi)容同樣包含液體單元壓力峰值、破片速度衰減、液體吸收總能量和壁板變形情況。

2.2.1破片入射間距對液體壓力的影響

圖10(a)、(b)所示為PTn和PTf處的液體壓力-時間歷程?？梢钥闯?，液體中特定單元的壓力峰值與測量單元的位置相關(guān)，距離破片彈道越近的點具有更大的壓力峰值。入射間距為100和200 mm時，PTn處距離彈道的垂直距離均為25 mm，因此其壓力峰值基本相同；對于PTf處，隨著入射間距的增大，其與破片彈道的距離不斷減小，造成其壓力峰值不斷增大。因此，在油箱水錘效應(yīng)防護(hù)設(shè)計時，應(yīng)對液體中一些特殊的位置加以增強(qiáng)，考慮保護(hù)措施使其盡可能遠(yuǎn)離入射破片彈道路徑。

2.2.2破片入射間距對破片速度衰減和液體吸收能量的影響

如2.1.2節(jié)中所述，球形破片速度在液體中的衰減主要取決于破片的直徑，液體吸收的總能量則取決于入射破片的動能。圖11和12分別給出了2枚破片不同間距入射時右側(cè)破片的速度-時間歷程和液體吸收的總能量-時間歷程?？梢钥闯觯破俣人p隨入射間距變化基本無差異，破片入射間距對箱內(nèi)液體吸收的總能量影響也較小，最大差異僅為3.32%，可以忽略。

2.2.3破片入射間距對油箱入、出射壁板變形的影響

圖13(a)、(b)分別顯示入射壁板和出射壁板在穿孔位置沿長邊的變形情況。在入射壁板上，箱壁的變形主要集中在穿孔附近，對箱壁邊緣幾乎沒有影響。以60 mm入射間距為例，變形從距離箱壁邊緣240 mm的位置開始，在2穿孔周圍達(dá)到最大值約為20 mm，在2個穿孔的中間位置(孔間位置)約為17.5 mm。應(yīng)力集中在穿孔處，形成了最大壁板位移。隨著入射間距的增加，孔周圍最大變形差異變小，孔間變形也逐漸減小，但入射壁板的變形范圍增大?？梢姸嗝镀破斐傻谋诎遄冃委B加效應(yīng)與破片之間的最小間距呈負(fù)相關(guān)。

出射壁板沿長邊的變形展現(xiàn)了與入射壁板相同的趨勢，但其變形更嚴(yán)重。同樣以60 mm間距入射為例，變形從距離壁板邊緣170 mm處開始，2穿孔周圍的最大變形為34.5 mm，孔間變形為32.6 mm。另外，與入射壁板不同的是，隨著破片入射間距的增大，出射壁板上穿孔周圍最大變形與孔間變形均明顯減小，表明隨著入射距離的增大，2枚破片和沖擊波的疊加效應(yīng)也在不斷減弱。

2.3 多枚破片入射時間間隔對水錘效應(yīng)的影響

因為多枚破片在噴射狀彈道中多為環(huán)形分布，所以其到達(dá)油箱入射壁板的時間并不相同。以2枚破片間距40 mm入射為例，分別模擬其以0、0.1、0.2和0.3 ms時間間隔入射時的水錘效應(yīng)。本文中采用小型重啟動方法來解決ANSYS/LS-DYNA中沒有初速度時間控制關(guān)鍵字的問題：給定先入射破片的速度為900 m/s，在初始計算模型中設(shè)置后入射破片初速為零，在所需的時間節(jié)點重新啟動設(shè)置其速度同樣為900 m/s，以實現(xiàn)入射時間間隔打擊。

2.3.1多枚破片入射時間間隔對液體壓力的影響

箱體中特定液體單元PTn和PTf處壓力-時間歷程分別如圖14(a)、(b)所示。由于2枚破片的不同時入射，PTn和PTf處均出現(xiàn)了不止一次的壓力峰值。在PTn處，當(dāng)2枚破片同時入射時，由于沖擊波的疊加作用使沖擊波波速和波陣面壓力增高，較早形成了約為14 MPa的超壓峰值；當(dāng)2枚破片以一定時間間隔入射時，不同的入射時間間隔均于0.06 ms在PTn處造成11.8 MPa的壓力峰值。這是因為先入射破片所產(chǎn)生的空穴阻隔了后入射破片的沖擊波傳播，因此不同時間間隔入射時，在PTn處第1次的壓力峰值主要來自于第1枚破片產(chǎn)生的沖擊波。

在PTf處也出現(xiàn)多個壓力峰值，但其二次壓力峰值大于首次壓力峰值，如圖14(b)所示。當(dāng)入射時間間隔為0.2 ms時，在0.135 ms產(chǎn)生首次壓力峰值4 MPa，在0.21 ms產(chǎn)生二次壓力峰值8 MPa。這是由于PTf處距離入射位置較遠(yuǎn)，先入射破片產(chǎn)生的空穴尖端尚未擴(kuò)展至PTf處時，后入射破片形成的沖擊波便會通過液體傳遞至該位置。由第2枚破片產(chǎn)生的沖擊波與第1枚破片從出射壁板反射而來的更強(qiáng)的反射波疊加，使二次峰值高于一次峰值。

2.3.2多枚破片入射時間間隔對破片速度衰減和箱內(nèi)液體吸收能量的影響

圖15給出了2枚破片不同時間間隔入射時先入射破片的速度-時間歷程。破片速度首先在穿透入射壁板以后急劇衰減，而后由于第2枚破片入射形成的沖擊波造成其速度的激增。隨著入射時間間隔的增長，先入射破片的二次速度峰值有所下降，但在計算時間內(nèi)獲得了更大的剩余速度。在本模型中，0.1、0.2和0.3 ms間隔入射時破片的剩余速度相比于同時入射時分別增加了8.15%、13.34%和16.87%。

從圖16可以看出，當(dāng)2枚破片以一定時間間隔入射時，液體吸收的總能量均在第2枚破片入射時發(fā)生階躍性增加，大小隨時間間隔的變化差異較小，但是均小于2枚破片同時入射時的總能量，差值約為300 J。

2.3.3油箱入、出射壁板的變形

圖17給出了入射壁板和出射壁板在2枚破片以一定時間間隔入射時的變形情況。在入射壁板上，2枚破片同時入射時壁板從距離邊緣200 mm的位置開始發(fā)生變形，在穿孔周圍達(dá)到最大值37.4 mm。出射壁板變形更嚴(yán)重，在距離壁板邊緣80 mm的位置開始發(fā)生變形，最大值為42.5 mm。

隨著入射時間間隔的增長，入射和出射壁板的變形范圍和變形程度均有減小。如圖17(a)所示，在入射壁板上，當(dāng)2枚破片以0.3 ms的時間間隔入射時，造成的變形相比于同時入射減小了8 mm，由此可知，破片間隔入射引起的油箱壁板變形小于同時入射。

3 結(jié) 論

通過對比分析多枚破片在不同數(shù)量、不同入射間距、不同入射時間間隔條件下沖擊滿水油箱時，箱內(nèi)液體特定單元的壓力-時間歷程、破片速度衰減、箱內(nèi)液體吸收的總能量(動能和內(nèi)能)、入射以及出射壁板的變形情況，得到如下結(jié)論：

(1)箱內(nèi)液體的壓力峰值主要由破片入水后形成的沖擊波造成，并隨著入射破片數(shù)量的增加而顯著增大；在2枚破片以不同間距同時入射時壓力峰值主要取決于測量位置與破片彈道的相對距離；2枚破片間隔入射時，壓力峰值發(fā)生在入射沖擊波與反射沖擊波發(fā)生疊加的時刻。

(2)破片速度衰減主要取決于其在射擊線上的投影面積，破片數(shù)量和間隔距離對單枚破片速度衰減影響不大；2枚破片不同時入射時，先入射的破片將在后入射破片入水時發(fā)生速度激增，繼而獲得更高的剩余速度。

(3)箱內(nèi)液體吸收的總能量與入射破片的動能相關(guān)。液體吸收的總能量隨著入射破片數(shù)量的增加而顯著增加；2枚破片同時入射時箱內(nèi)液體吸收的總能量大于2枚破片非同時入射時箱內(nèi)液體吸收的總能量，但其對2枚破片入射間距不敏感。

(4)出射壁板的變形范圍和變形程度均大于入射壁板，因此在水錘效應(yīng)毀傷評估中應(yīng)當(dāng)更關(guān)注出射壁板的破壞情況；隨著破片數(shù)量的增加，入射壁板和出射壁板變形有顯著的增大；2枚破片同時入射時，由于沖擊波的疊加效應(yīng)，使穿孔間的變形隨著間距的減小而增大；隨著2枚破片入射時間間隔的增長，前后壁板的變形范圍和變形程度均有略微的減小。

根據(jù)上述結(jié)論，在進(jìn)行油箱結(jié)構(gòu)設(shè)計時，需要考慮多枚破片的疊加效應(yīng)，開展油箱水錘效應(yīng)的防護(hù)性設(shè)計。

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