弹体低速撞击下蓄液结构毁伤特性研究

2018-08-27刘雨曦

振动与冲击 2018年15期

刘雨曦, 任鹏, 拾路

(江苏科技大学船舶与海洋工程学院，江苏镇江 212000)

液舱作为舰船防护结构的重要组成部分，在弹体及破片的侵彻作用下会生成局部高压，产生水锤效应，进而对液舱结构造成整体破坏，对舰体结构进行毁伤[1]。针对该现象各国研究人员开展了大量的研究。David等[2]对1 000 m/s以上的高速破片所产生的水锤压力进行了实验研究，并比较分析了液舱内部隔层对液舱结构整体防护性能的影响。Deletombe等[3]对液舱在7.62 mm子弹侵彻作用下的毁伤失效特点进行了实验研究，着重分析了水锤效应中的空化现象。Nishida等[4]对球形弹高速侵彻产生的水锤效应造成的铝合金液舱的毁伤特性进行了实验研究。在此基础上，Varas等[5]利用高速摄影对高速弹体侵彻液舱时空泡的形成过程进行了研究，分析了液舱含水量及弹体入射速度对结构变形的影响。国内方面，李营等[6]基于破片侵彻的基本作用过程，分析了破片在液舱中的速度衰减规律，并对破片的能量传递规律进行了总结。蔡斯渊等[7]则通过选取不同的液舱内部隔层，对液舱结构的防护能力进行了优化。Zhang等[8]基于有限元软件对弹体侵彻液舱进行了数值仿真研究，分析了不同含液量对液舱破坏模式的影响。李典等[9]利用数值仿真对高速杆式弹体侵彻作用下蓄液舱结构内部的载荷特性进行了研究。综上所述，已发表的文献中关于弹体侵彻液舱结构的研究，弹速基本集中在1 000 m/s以上，而对初速度500 m/s以下的弹体研究相对较少。由于液舱在战斗中不仅会受到高速弹体的侵彻，也会受到低速破片的冲击，因此开展低速弹体撞击下蓄液结构破坏模式实验研究显得尤为必要。基于上述思路，本文结合高速摄影技术对液舱在初速度100～400 m/s的弹体作用下的毁伤失效进行了实验研究，分析了子弹头形状及弹体初速对靶板失效的影响规律，为提高液舱的防护性能提供理论依据。

1 实验方法与装置

1.1 实验方法

利用轻气炮驱动弹体对液舱结构进行侵彻加载，弹体的初速度由激光测速仪获得,具体试验布置图1所示。由图1可见，为了获得弹体侵彻液舱时的运动参数，利用Photron-SA-Z高速相机对弹体的加载历程进行了实时观测。实验过程中高速相机的拍摄帧率为30 000 s-1，光源为2个Golden Eagle LED-2 000 W摄影灯。

图1 实验示意图

1.2 弹体与靶板材料

实验所用弹体材料均为45号钢，弹头形状为平头型和半球型两种，其中弹体直径D1=D2=16 mm，长度分别为L1=31.9 mm，L2=32.8 mm，为保持弹体侵彻过程中弹体的稳定性，在两种弹体尾部设置直径D3=D4=8 mm，深度为L3=L4=10 mm的孔，具体如图2所示。为了加强液舱内部由弹体侵彻而引起的水锤效应，液舱的上、下面均为10 mm厚钢板，前、后面为透明的刚性防弹窗，与弹道相垂直的两个面为2 mm厚的5A06铝合金板，前后铝合金板通过16个均布的M8螺栓与液舱相连。液舱长宽高分别为300 mm,300 mm和290 mm，铝合金板的实际加载面积为250 mm×180 mm，如图2(c)所示，其中测量点为实验后靶板最终变形的测量位置，其距离面板中心的半径为20 mm。45号钢及5A06铝合金的力学性能如表1所示[10]。

(a) 平头弹(b) 半球形弹(c) 目标面板

图2 弹头及面板示意图

2 实验结果与分析

2.1 弹体侵彻历程

图3为平头弹初速度为240.3 m/s时的水中运动轨迹，其中将弹体撞击前靶板的时间定义为0时刻。由图3可见，弹体的弹道稳定，在t=0.267 ms时，平头弹的周围已产生空泡，且随着侵彻深度的增大，空泡的半径逐渐扩展。弹体在水中运动过程中，由于弹头对水的挤压作用，导致弹体的部分动能传递到水中，使得弹体的在水中的速度出现指数型衰减。当子弹运动至液舱后板附近时，空化区域的尺寸达到最大值，基于水的不可压缩性，此时水的空化压力也达到最大。但由于液舱的其它四个面均为刚性结构，因此该压力作用于液舱的前后面板，导致液舱的前后面板产生向外的塑性变形。当子弹完全穿过后板后，空化区域开始闭合，水锤效应对前后面板的挤压作用逐渐减弱。

图4为初速度242.2 m/s的半球形弹在水中的运动轨迹。相比于图3，由图4可见，在相同弹体质量及初速度的加载条件下，半球形弹在水中形成的空泡直径要远小于平头弹，这是由于半球形弹的阻力系数较小，其传递到水中的能量相对较少造成的。

(a) 0.267 ms

(b) 0.467 ms

(d) 0.967 ms

(a) 0.267 ms

(b) 0.533 ms

(d) 1.267 ms

2.2 弹体在水中的速度衰减

通过对弹体在水中运动轨迹的分析可知，侵彻中后期的拖拽压力是弹体在水中速度衰减的主要原因。其中阻力系数(Cd)是弹体速度衰减的核心因素。由于弹头形状的不同，导致平头弹和半球形弹在水中速度衰减快慢存在差异。图5为初速度240.3 m/s的平头弹和初速度242.2 m/s的半球形弹在水中的速度变化，由图5可见，当弹体穿过前靶板入水后，由于碰撞导致的能量损失使得两种弹体刚入水的速度发生骤降，初速度240.3 m/s的平头弹在0.3 ms时速度已降至170 m/s,相同时刻初速度242.2 m/s的半球形弹速度降至约185 m/s。这是由于初速度相似条件下由于平头弹在水中阻力系数大于半球形弹，从而平头弹在水中受到更大的拖拽压力导致平头弹在穿过前靶板入水过程中速度的衰减快于半球形弹。

图5 初速度相似的两种弹体在水中的速度衰减

Fig.5 Experimental velocity attenuation with time for projectiles water entry at similar velocities

2.3 空泡的形成和扩展

液舱内空泡的形成存在两种机理，一是弹体高速运动，挤压排水，使之产生径向运动而导致的空泡；二是水相对弹体的流速增加，压力降低，达到水的气化压力而产生的空泡。弹体入水后，早期空泡主要是由于弹体运动导致的挤压排水所形成。弹体在水中受到拖拽压力，造成弹速降低，空泡主要是水达到了气化压力而形成的。由图3和图4可见，空泡直径随时间变化呈单调递增趋势，当弹体运动至后板位置时，空泡大小趋于稳定。

文献[11]通过弹体入水实验给出了不同头型弹体(平头、圆头、尖头)入水后，空泡半径与弹体运动时间的关系

(1)

式中：α为弹头对应的修正系数；R0为空泡初始半径；ρ为液体密度；ΔP，N和k为常数。而子弹在水中的速度vp可表示为

(2)

式中：v0为弹体入水初速度；β为速度衰减常数。

图6为实验和利用式(1)拟合获得的初速度240.3 m/s的平头弹和242.2 m/s的半球形弹作用下空泡尺寸随时间变化关系对比。由图6可见，空泡直径随时间的变化的实验值与拟合曲线基本吻合，但由于加载装置和水域长度不同，两者也存在着一些差异。另外在弹速近似相等的条件下，平头弹会产生直径更大的空泡。弹体侵彻液舱1.33 ms时，弹体运动至液舱后板位置，此时平头弹产生的空泡直径比半球形弹大了32.6%。

图6 不同头型子弹作用下空泡直径随时间变化曲线

2.4 液舱前后面板的失效模式

平头弹侵彻条件下液舱前后板的典型失效模式如图7所示。由图7可见，在不同加载速度条件下，液舱前板的弹孔均为剪切冲塞。同时由于子弹穿过前板进入水中运动后，子弹进入液舱后弹体后部出现空腔，由于水的不可压缩性导致水作用在前板并首先从前板的弹孔中排出，从而产生较大的空化压力，该空化压力对前板产生挤压作用，致使前板除了中心冲塞失效外，其它区域均出现了向外的塑形大变形，并且该变形量随着离中心点距离的变小而逐渐增大，由于前面板中心区域出现弹孔，因而离中心位置约20 mm时前面板变形量开始急剧下降。后板的中心区域除了受到弹体的侵彻和空化压力之外，还会受到弹体撞击前面板时产生的冲击波的作用。因此在弹体对后面板撞击之前，后板已出现了加载变形。故后面板的整体塑形大变形要明显大于前面板。同时可见，当弹体初速度为124.0 m/s时，由于子弹速度远小于后板的弹道极限速度，因此子弹没有将后面板击穿，而是在水的阻力作用下出现了弹道偏转留在了液舱内。但是对于2 mm厚的铝合金板，当子弹初速度达到320.0 m/s时，后板发生冲塞失效。

(a) 初速124.0 m/s前板

(b) 初速124.0 m/s后板

(d) 初速320.0 m/s后板

半球形弹作用下液舱前后面板的典型失效模式如图8所示。由图8可见，前面板的变形失效模式主要为向外的塑性大变形和弹着点冲塞，但其冲塞直径远小于弹体直径，且半球形弹作用下产生的冲塞明显小于平头弹产生的冲塞，冲塞的形状也与平头弹作用下产生的冲塞有着本质区别。从冲塞边缘可见，半球形弹产生的冲塞为拉伸及剪切共同作用产生。后板由于水锤效应作用也产生了塑性变形，且该变形量明显大于前板。同时在弹体作用下后板也出现了冲塞现象，但由于弹体在水中的速度衰减，弹体对后面板并非垂直入射，而是出现了微小的倾角，这导致后板冲塞与面板没有出现完全脱离。同时也导致后面板弹孔出现了椭圆形拉伸，且在弹孔边缘出现了轻微的撕裂现象。

(a) 初速324.9 m/s前板(b) 初速324.9 m/s后板

图8 初速度为324.9 m/s的半球形弹作用下目标靶板的失效模式

Fig.8 Failure modes of target impacted by hemi-spherical projectile at 324.9 m/s

3 加载参数对液舱失效的影响

3.1 弹体侵彻速度

图9为液舱在不同初速度平头弹加载条件下前、后面板长度和宽度方向变形情况。由图9可知，前、后板的最终变形量均随着子弹初速度的增加而增大，这是因为随着子弹初速度的增加，液舱内的冲击波产生的压力增大[12]。水锤效应中的冲击波主要对后面板产生作用，随着子弹初速度的增加，液舱内部的水锤效应增强，空化压力和空泡的扩展对前面板的作用变大，从而导致前面板的变形量有了较大增幅。同时可见，面板的长边方向和短边方向存在着较大的变形差。这是由于在相同冲击载荷作用下，长边方向距离固支边界的跨度较大，其受载后的变形曲率相对较小，从而导致了靶板沿长边方向的面外变形量要略大于小跨度的短边面外变形量。在本文研究的弹体侵彻速度范围内，随着弹速的增加后板在长度和宽度两个方向上的最终变形量均增幅不大，在弹体初速度达到270 m/s以上时，后板的最终变形量趋于稳定。这主要是由于后板的变形存在一个饱和冲量，当弹体初速度达到临界值时，薄膜效应能有效抑制后板的变形量增加[13-14]。同时在弹体速度为124.0 m/s时子弹没有贯穿液舱的后板，其主要变形模式为平头弹的撞击成坑。图10为平头弹作用下子弹贯穿后板后空泡的演化过程，由图10可见，当子弹完全贯穿后面板，空泡在4.63 ms时尺寸达到最大，并在6.53 ms时收缩并逐渐溃灭。弹体贯穿液舱后，空泡的扩展及溃灭过程会继续对后面板进行作用，导致其出现较大的面外塑形变形。但平头弹速度为124 m/s时，由于剩余速度不足导致后面板未被击穿，因此弹体后部的空泡闭合，水锤效应减弱，未对后板造成明显的冲击作用。

3.2 弹头形状

为了研究弹头形状对液舱前后面板变形失效的影响，对相同速度条件下不同弹头对目标靶板的变形模式进行分析。图11为初速度240.3 m/s的平头弹和242.2 m/s的半球形弹侵彻下，液舱前后面板的塑形变形对比。由图11可见，在初速度近似相等的条件下，平头弹比半球形弹对前、后板造成的结构变形更大。这是由于，在弹体侵彻所导致水锤效应作用过程中，由于弹头形状的不同，平头弹在水中会受到更大的拖拽压力，从而产生半径更大的空泡，如图3和图4所示，大的空泡会导致其空化压力的增大，进而使靶板产生较大的塑形变形。

(a) 前板宽度方向中心变形

(d) 后板长度方向中心变形

(a) 2.10 ms

(b) 3.20 ms

(d) 6.53 ms

(a) 前板宽度方向中心变形

(b) 前板长度方向中心变形

(d) 后板长度方向中心变形

为研究观测点处塑性变形和弹速的关系，由于液舱的前后面板在弹体加载条件下发生失效，面板中心位置形成弹孔，故观测点的选取离面板中心半径20 mm，观测点的最终变形量取长度方向和宽度方向测得变形量的最大值，如图2(c)所示。图12为液舱前后面板观测点处塑形变形量与弹体侵彻速度间的关系曲线及线性拟合，其中δ为面板变形量，t为面板厚度，cw为水中声速。由图12可见，液舱前后面板观测点的最终变形量均随着弹速的增加而增大，前后面板观测点位置的最终变形量与不同头型子弹的弹速近似呈线性关系，平头弹相比于半球形弹会造成液舱前后面板更大的塑形变形。