劉雨曦, 任 鵬, 拾 路

(江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212000)

液艙作為艦船防護(hù)結(jié)構(gòu)的重要組成部分，在彈體及破片的侵徹作用下會生成局部高壓，產(chǎn)生水錘效應(yīng)，進(jìn)而對液艙結(jié)構(gòu)造成整體破壞，對艦體結(jié)構(gòu)進(jìn)行毀傷[1]。針對該現(xiàn)象各國研究人員開展了大量的研究。David等[2]對1 000 m/s以上的高速破片所產(chǎn)生的水錘壓力進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，并比較分析了液艙內(nèi)部隔層對液艙結(jié)構(gòu)整體防護(hù)性能的影響。Deletombe等[3]對液艙在7.62 mm子彈侵徹作用下的毀傷失效特點(diǎn)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，著重分析了水錘效應(yīng)中的空化現(xiàn)象。Nishida等[4]對球形彈高速侵徹產(chǎn)生的水錘效應(yīng)造成的鋁合金液艙的毀傷特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。在此基礎(chǔ)上，Varas等[5]利用高速攝影對高速彈體侵徹液艙時空泡的形成過程進(jìn)行了研究，分析了液艙含水量及彈體入射速度對結(jié)構(gòu)變形的影響。國內(nèi)方面，李營等[6]基于破片侵徹的基本作用過程，分析了破片在液艙中的速度衰減規(guī)律，并對破片的能量傳遞規(guī)律進(jìn)行了總結(jié)。蔡斯淵等[7]則通過選取不同的液艙內(nèi)部隔層，對液艙結(jié)構(gòu)的防護(hù)能力進(jìn)行了優(yōu)化。Zhang等[8]基于有限元軟件對彈體侵徹液艙進(jìn)行了數(shù)值仿真研究，分析了不同含液量對液艙破壞模式的影響。李典等[9]利用數(shù)值仿真對高速桿式彈體侵徹作用下蓄液艙結(jié)構(gòu)內(nèi)部的載荷特性進(jìn)行了研究。綜上所述，已發(fā)表的文獻(xiàn)中關(guān)于彈體侵徹液艙結(jié)構(gòu)的研究，彈速基本集中在1 000 m/s以上，而對初速度500 m/s以下的彈體研究相對較少。由于液艙在戰(zhàn)斗中不僅會受到高速彈體的侵徹，也會受到低速破片的沖擊，因此開展低速彈體撞擊下蓄液結(jié)構(gòu)破壞模式實(shí)驗(yàn)研究顯得尤為必要?；谏鲜鏊悸罚疚慕Y(jié)合高速攝影技術(shù)對液艙在初速度100～400 m/s的彈體作用下的毀傷失效進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，分析了子彈頭形狀及彈體初速對靶板失效的影響規(guī)律，為提高液艙的防護(hù)性能提供理論依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)方法與裝置

1.1 實(shí)驗(yàn)方法

利用輕氣炮驅(qū)動彈體對液艙結(jié)構(gòu)進(jìn)行侵徹加載，彈體的初速度由激光測速儀獲得,具體試驗(yàn)布置圖1所示。由圖1可見，為了獲得彈體侵徹液艙時的運(yùn)動參數(shù)，利用Photron-SA-Z高速相機(jī)對彈體的加載歷程進(jìn)行了實(shí)時觀測。實(shí)驗(yàn)過程中高速相機(jī)的拍攝幀率為30 000 s-1，光源為2個Golden Eagle LED-2 000 W攝影燈。

圖1 實(shí)驗(yàn)示意圖

1.2 彈體與靶板材料

實(shí)驗(yàn)所用彈體材料均為45號鋼，彈頭形狀為平頭型和半球型兩種，其中彈體直徑D1=D2=16 mm，長度分別為L1=31.9 mm，L2=32.8 mm，為保持彈體侵徹過程中彈體的穩(wěn)定性，在兩種彈體尾部設(shè)置直徑D3=D4=8 mm，深度為L3=L4=10 mm的孔，具體如圖2所示。為了加強(qiáng)液艙內(nèi)部由彈體侵徹而引起的水錘效應(yīng)，液艙的上、下面均為10 mm厚鋼板，前、后面為透明的剛性防彈窗，與彈道相垂直的兩個面為2 mm厚的5A06鋁合金板，前后鋁合金板通過16個均布的M8螺栓與液艙相連。液艙長寬高分別為300 mm,300 mm和290 mm，鋁合金板的實(shí)際加載面積為250 mm×180 mm，如圖2(c)所示，其中測量點(diǎn)為實(shí)驗(yàn)后靶板最終變形的測量位置，其距離面板中心的半徑為20 mm。45號鋼及5A06鋁合金的力學(xué)性能如表1所示[10]。

(a) 平頭彈(b) 半球形彈(c) 目標(biāo)面板

圖2 彈頭及面板示意圖

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 彈體侵徹歷程

圖3為平頭彈初速度為240.3 m/s時的水中運(yùn)動軌跡，其中將彈體撞擊前靶板的時間定義為0時刻。由圖3可見，彈體的彈道穩(wěn)定，在t=0.267 ms時，平頭彈的周圍已產(chǎn)生空泡，且隨著侵徹深度的增大，空泡的半徑逐漸擴(kuò)展。彈體在水中運(yùn)動過程中，由于彈頭對水的擠壓作用，導(dǎo)致彈體的部分動能傳遞到水中，使得彈體的在水中的速度出現(xiàn)指數(shù)型衰減。當(dāng)子彈運(yùn)動至液艙后板附近時，空化區(qū)域的尺寸達(dá)到最大值，基于水的不可壓縮性，此時水的空化壓力也達(dá)到最大。但由于液艙的其它四個面均為剛性結(jié)構(gòu)，因此該壓力作用于液艙的前后面板，導(dǎo)致液艙的前后面板產(chǎn)生向外的塑性變形。當(dāng)子彈完全穿過后板后，空化區(qū)域開始閉合，水錘效應(yīng)對前后面板的擠壓作用逐漸減弱。

圖4為初速度242.2 m/s的半球形彈在水中的運(yùn)動軌跡。相比于圖3，由圖4可見，在相同彈體質(zhì)量及初速度的加載條件下，半球形彈在水中形成的空泡直徑要遠(yuǎn)小于平頭彈，這是由于半球形彈的阻力系數(shù)較小，其傳遞到水中的能量相對較少造成的。

(a) 0.267 ms

(b) 0.467 ms

(c) 0.700 ms

(d) 0.967 ms

(a) 0.267 ms

(b) 0.533 ms

(d) 1.267 ms

2.2 彈體在水中的速度衰減

通過對彈體在水中運(yùn)動軌跡的分析可知，侵徹中后期的拖拽壓力是彈體在水中速度衰減的主要原因。其中阻力系數(shù)(Cd)是彈體速度衰減的核心因素。由于彈頭形狀的不同，導(dǎo)致平頭彈和半球形彈在水中速度衰減快慢存在差異。圖5為初速度240.3 m/s的平頭彈和初速度242.2 m/s的半球形彈在水中的速度變化，由圖5可見，當(dāng)彈體穿過前靶板入水后，由于碰撞導(dǎo)致的能量損失使得兩種彈體剛?cè)胨乃俣劝l(fā)生驟降，初速度240.3 m/s的平頭彈在0.3 ms時速度已降至170 m/s,相同時刻初速度242.2 m/s的半球形彈速度降至約185 m/s。這是由于初速度相似條件下由于平頭彈在水中阻力系數(shù)大于半球形彈，從而平頭彈在水中受到更大的拖拽壓力導(dǎo)致平頭彈在穿過前靶板入水過程中速度的衰減快于半球形彈。

圖5 初速度相似的兩種彈體在水中的速度衰減

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

2.3 空泡的形成和擴(kuò)展

液艙內(nèi)空泡的形成存在兩種機(jī)理，一是彈體高速運(yùn)動，擠壓排水，使之產(chǎn)生徑向運(yùn)動而導(dǎo)致的空泡；二是水相對彈體的流速增加，壓力降低，達(dá)到水的氣化壓力而產(chǎn)生的空泡。彈體入水后，早期空泡主要是由于彈體運(yùn)動導(dǎo)致的擠壓排水所形成。彈體在水中受到拖拽壓力，造成彈速降低，空泡主要是水達(dá)到了氣化壓力而形成的。由圖3和圖4可見，空泡直徑隨時間變化呈單調(diào)遞增趨勢，當(dāng)彈體運(yùn)動至后板位置時，空泡大小趨于穩(wěn)定。

文獻(xiàn)[11]通過彈體入水實(shí)驗(yàn)給出了不同頭型彈體(平頭、圓頭、尖頭)入水后，空泡半徑與彈體運(yùn)動時間的關(guān)系

(1)

式中：α為彈頭對應(yīng)的修正系數(shù)；R0為空泡初始半徑；ρ為液體密度；ΔP，N和k為常數(shù)。而子彈在水中的速度vp可表示為

(2)

式中：v0為彈體入水初速度；β為速度衰減常數(shù)。

圖6為實(shí)驗(yàn)和利用式(1)擬合獲得的初速度240.3 m/s的平頭彈和242.2 m/s的半球形彈作用下空泡尺寸隨時間變化關(guān)系對比。由圖6可見，空泡直徑隨時間的變化的實(shí)驗(yàn)值與擬合曲線基本吻合，但由于加載裝置和水域長度不同，兩者也存在著一些差異。另外在彈速近似相等的條件下，平頭彈會產(chǎn)生直徑更大的空泡。彈體侵徹液艙1.33 ms時，彈體運(yùn)動至液艙后板位置，此時平頭彈產(chǎn)生的空泡直徑比半球形彈大了32.6%。

圖6 不同頭型子彈作用下空泡直徑隨時間變化曲線

2.4 液艙前后面板的失效模式

平頭彈侵徹條件下液艙前后板的典型失效模式如圖7所示。由圖7可見，在不同加載速度條件下，液艙前板的彈孔均為剪切沖塞。同時由于子彈穿過前板進(jìn)入水中運(yùn)動后，子彈進(jìn)入液艙后彈體后部出現(xiàn)空腔，由于水的不可壓縮性導(dǎo)致水作用在前板并首先從前板的彈孔中排出，從而產(chǎn)生較大的空化壓力，該空化壓力對前板產(chǎn)生擠壓作用，致使前板除了中心沖塞失效外，其它區(qū)域均出現(xiàn)了向外的塑形大變形，并且該變形量隨著離中心點(diǎn)距離的變小而逐漸增大，由于前面板中心區(qū)域出現(xiàn)彈孔，因而離中心位置約20 mm時前面板變形量開始急劇下降。后板的中心區(qū)域除了受到彈體的侵徹和空化壓力之外，還會受到彈體撞擊前面板時產(chǎn)生的沖擊波的作用。因此在彈體對后面板撞擊之前，后板已出現(xiàn)了加載變形。故后面板的整體塑形大變形要明顯大于前面板。同時可見，當(dāng)彈體初速度為124.0 m/s時，由于子彈速度遠(yuǎn)小于后板的彈道極限速度，因此子彈沒有將后面板擊穿，而是在水的阻力作用下出現(xiàn)了彈道偏轉(zhuǎn)留在了液艙內(nèi)。但是對于2 mm厚的鋁合金板，當(dāng)子彈初速度達(dá)到320.0 m/s時，后板發(fā)生沖塞失效。

(a) 初速124.0 m/s前板

(b) 初速124.0 m/s后板

(c) 初速320.0 m/s前板

(d) 初速320.0 m/s后板

半球形彈作用下液艙前后面板的典型失效模式如圖8所示。由圖8可見，前面板的變形失效模式主要為向外的塑性大變形和彈著點(diǎn)沖塞，但其沖塞直徑遠(yuǎn)小于彈體直徑，且半球形彈作用下產(chǎn)生的沖塞明顯小于平頭彈產(chǎn)生的沖塞，沖塞的形狀也與平頭彈作用下產(chǎn)生的沖塞有著本質(zhì)區(qū)別。從沖塞邊緣可見，半球形彈產(chǎn)生的沖塞為拉伸及剪切共同作用產(chǎn)生。后板由于水錘效應(yīng)作用也產(chǎn)生了塑性變形，且該變形量明顯大于前板。同時在彈體作用下后板也出現(xiàn)了沖塞現(xiàn)象，但由于彈體在水中的速度衰減，彈體對后面板并非垂直入射，而是出現(xiàn)了微小的傾角，這導(dǎo)致后板沖塞與面板沒有出現(xiàn)完全脫離。同時也導(dǎo)致后面板彈孔出現(xiàn)了橢圓形拉伸，且在彈孔邊緣出現(xiàn)了輕微的撕裂現(xiàn)象。

(a) 初速324.9 m/s前板(b) 初速324.9 m/s后板

圖8 初速度為324.9 m/s的半球形彈作用下目標(biāo)靶板的失效模式

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

3 加載參數(shù)對液艙失效的影響

3.1 彈體侵徹速度

圖9為液艙在不同初速度平頭彈加載條件下前、后面板長度和寬度方向變形情況。由圖9可知，前、后板的最終變形量均隨著子彈初速度的增加而增大，這是因?yàn)殡S著子彈初速度的增加，液艙內(nèi)的沖擊波產(chǎn)生的壓力增大[12]。水錘效應(yīng)中的沖擊波主要對后面板產(chǎn)生作用，隨著子彈初速度的增加，液艙內(nèi)部的水錘效應(yīng)增強(qiáng)，空化壓力和空泡的擴(kuò)展對前面板的作用變大，從而導(dǎo)致前面板的變形量有了較大增幅。同時可見，面板的長邊方向和短邊方向存在著較大的變形差。這是由于在相同沖擊載荷作用下，長邊方向距離固支邊界的跨度較大，其受載后的變形曲率相對較小，從而導(dǎo)致了靶板沿長邊方向的面外變形量要略大于小跨度的短邊面外變形量。在本文研究的彈體侵徹速度范圍內(nèi)，隨著彈速的增加后板在長度和寬度兩個方向上的最終變形量均增幅不大，在彈體初速度達(dá)到270 m/s以上時，后板的最終變形量趨于穩(wěn)定。這主要是由于后板的變形存在一個飽和沖量，當(dāng)彈體初速度達(dá)到臨界值時，薄膜效應(yīng)能有效抑制后板的變形量增加[13-14]。同時在彈體速度為124.0 m/s時子彈沒有貫穿液艙的后板，其主要變形模式為平頭彈的撞擊成坑。圖10為平頭彈作用下子彈貫穿后板后空泡的演化過程，由圖10可見，當(dāng)子彈完全貫穿后面板，空泡在4.63 ms時尺寸達(dá)到最大，并在6.53 ms時收縮并逐漸潰滅。彈體貫穿液艙后，空泡的擴(kuò)展及潰滅過程會繼續(xù)對后面板進(jìn)行作用，導(dǎo)致其出現(xiàn)較大的面外塑形變形。但平頭彈速度為124 m/s時，由于剩余速度不足導(dǎo)致后面板未被擊穿，因此彈體后部的空泡閉合，水錘效應(yīng)減弱，未對后板造成明顯的沖擊作用。

3.2 彈頭形狀

為了研究彈頭形狀對液艙前后面板變形失效的影響，對相同速度條件下不同彈頭對目標(biāo)靶板的變形模式進(jìn)行分析。圖11為初速度240.3 m/s的平頭彈和242.2 m/s的半球形彈侵徹下，液艙前后面板的塑形變形對比。由圖11可見，在初速度近似相等的條件下，平頭彈比半球形彈對前、后板造成的結(jié)構(gòu)變形更大。這是由于，在彈體侵徹所導(dǎo)致水錘效應(yīng)作用過程中，由于彈頭形狀的不同，平頭彈在水中會受到更大的拖拽壓力，從而產(chǎn)生半徑更大的空泡，如圖3和圖4所示，大的空泡會導(dǎo)致其空化壓力的增大，進(jìn)而使靶板產(chǎn)生較大的塑形變形。

(a) 前板寬度方向中心變形

(c) 后板寬度方向中心變形

(d) 后板長度方向中心變形

(a) 2.10 ms

(b) 3.20 ms

(c) 4.63 ms

(d) 6.53 ms

(a) 前板寬度方向中心變形

(b) 前板長度方向中心變形

(c) 后板寬度方向中心變形

(d) 后板長度方向中心變形

為研究觀測點(diǎn)處塑性變形和彈速的關(guān)系，由于液艙的前后面板在彈體加載條件下發(fā)生失效，面板中心位置形成彈孔，故觀測點(diǎn)的選取離面板中心半徑20 mm，觀測點(diǎn)的最終變形量取長度方向和寬度方向測得變形量的最大值，如圖2(c)所示。圖12為液艙前后面板觀測點(diǎn)處塑形變形量與彈體侵徹速度間的關(guān)系曲線及線性擬合，其中δ為面板變形量，t為面板厚度，cw為水中聲速。由圖12可見，液艙前后面板觀測點(diǎn)的最終變形量均隨著彈速的增加而增大，前后面板觀測點(diǎn)位置的最終變形量與不同頭型子彈的彈速近似呈線性關(guān)系，平頭彈相比于半球形彈會造成液艙前后面板更大的塑形變形。

4 結(jié) 論

本文利用實(shí)驗(yàn)方法，對彈體低速撞擊下液艙結(jié)構(gòu)的毀傷特性進(jìn)行了研究，并比較分析了子彈侵徹速度和彈頭形狀對液艙失效的影響規(guī)律。得出以下結(jié)論：

(a) 前板

(b) 后板

(1) 在彈體撞擊作用下，液艙內(nèi)部的水錘效應(yīng)會導(dǎo)致目標(biāo)面板產(chǎn)生向外的塑性大變形，其中后面板的變形量要明顯大于前面板。在本文研究速度范圍內(nèi)，前后面板的最大變形量均與彈體撞擊速度成線性關(guān)系，且平頭彈產(chǎn)生的塑形變形更大。

(2) 在相同速度條件下，平頭彈在水中的速度衰減更快，且平頭彈在液艙中產(chǎn)生的空泡直徑大于半球形彈。在本文速度條件下，兩種彈體運(yùn)動至液艙后板位置時，平頭彈產(chǎn)生的空泡直徑比圓頭彈大32.6%。

(3) 平頭彈和半球形彈作用下前面板均出現(xiàn)沖塞失效，沖塞的形狀大小與子彈頭型有關(guān)。平頭彈產(chǎn)生的沖塞直徑約等于彈體直徑。而半球形彈會對靶板造成拉伸剪切作用，其沖塞直徑小于彈體直徑約為10 mm。