劉 昂，湯宇昕，葉仁傳，任 鵬

(江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，鎮(zhèn)江 212100)

艦船在海洋戰(zhàn)爭中是主要武器平臺，提高艦船的抗侵徹性能成為當今艦船研究的重點[1-2].液艙在彈體及破片的侵徹下會產生局部高壓，引發(fā)水錘效應，進而會對液艙結構造成嚴重整體變形及毀傷[3]，嚴重威脅液艙及其服役結構的使用安全.因此彈體撞擊條件下液艙內的水錘效應及其毀傷機理日漸成為研究熱點.

近年來，國內外的學者在關于水錘效應對液艙結構的影響方面進行了較為深入研究.文獻[4]通過不同彈頭形狀的彈體撞擊前后面板為鋁合金充水容器的實驗研究，結果表明彈頭系數(shù)越大，壁板的變形越大.文獻[5]通過在充液容器內部填充蜂窩結構的流固耦合實驗中發(fā)現(xiàn)，3種不同擺放方式的蜂窩結構均能減小水錘效應對于充液容器的影響，從而減小壁板的塑性變形，這是由于內部的蜂窩結構可以減少空泡在流體中的膨脹.文獻[6]通過實驗結合仿真的方法分析了高速彈體侵徹凹形充液結構的動態(tài)響應，并發(fā)現(xiàn)與長方體充液相比，凹形充液結構更容易膨脹和變形.文獻[7]利用ANSYS/LS-DYNA對兩個球形彈體撞擊充液結構的實驗結果進行了驗證，發(fā)現(xiàn)當兩個彈體初始距離足夠大時，空泡在整個阻力階段的過程中相互作用較弱，此時后板的變形和單個彈體撞擊充液結構的后板變形相近，說明此種狀態(tài)下，累積的水錘效應并不明顯.文獻[8]探討了在含液結構內部添加空氣夾層對球形彈體侵徹過程的影響，發(fā)現(xiàn)空氣夾層的添加可以有效減少前板和后板的沖量、能量和塑性變形.文獻[9]對比分析了破片侵徹垂直和傾斜液艙的速度衰減規(guī)律，并得出傾斜60°的液艙能夠達到較好的防護效果.文獻[10]明確了破片侵徹傾斜式液艙壁后速度衰減主要受迎流面積和偏轉效應影響.

綜上所述，近年來關于液艙內水錘效應的影響因素的研究主要集中在外載因素(包括彈頭形狀、尺寸、彈速及侵徹角度等).而關于液艙結構內部液體位置對液艙內部水錘效應及艙體毀傷的影響研究鮮見報道.文中基于前期彈體侵徹液艙實驗結果，結合數(shù)值仿真方法，對不同水介質填充位置及含液量對液艙在彈體侵徹條件下導致的水錘效應及艙體毀傷的影響規(guī)律進行了研究.

1 液艙侵徹實驗

前期實驗裝置布置如圖1，為保證彈體垂直入射液艙的前面板，將液艙固定在靶艙中，靶艙放置位置要保證發(fā)射管的軸線與液艙前面板垂直并且指向前面板的中心位置.與此同時，在靶艙內部固定一個緩沖屏蔽裝置，用來回收彈體.利用Photron SA-Z高速相機對實驗過程中的彈體運動和水錘空泡演化過程進行觀測[11].

圖1 彈體侵徹液艙實驗裝置

液艙主體結構如圖2，其中液艙的長、寬和高分別為300、298、290 mm.液艙材料為高強度鋼，液艙撞擊區(qū)域寬度為180 mm，高度為250 mm.液艙前后面板固定于夾具和密封墊之間，側面固定兩個透明玻璃作為觀測窗口，前后面板的厚度為1.5 mm,連接方式均采用螺栓連接.實驗所用彈頭形狀為平頭彈，彈體直徑為15.8 mm，長度為31.9 mm，如圖2.

圖2 液艙示意圖和彈體尺寸(單位：mm)

2 液艙侵徹的有限元驗證

2.1 數(shù)值仿真模型的建立

結合前期已完成試驗[11]，利用ABAQUS有限元程序對彈體撞擊液艙過程進行了仿真驗證.基于液艙結構，建立四分之一模型，如圖3.空氣和水采用歐拉單元，液艙框架、前后面板和彈體采用拉格朗日單元.為保證計算精度，液艙前后板撞擊區(qū)域為0.5 mm×0.5 mm×0.125 mm六面體網格，歐拉網格尺寸為2 mm×2 mm×2 mm六面體網格.液艙和彈體材料為鋼，前板和后板為鋁合金，本構關系均采用Johnson-cook模型：

(1)

圖3 彈體侵徹液艙結構的有限元模型

Johnson-cook失效準則可以定義為應力三軸度、應變率和溫度的函數(shù)：

(2)

在計算模型中，水由Us-Up方程來描述：

Us=c0+sUp

(3)

式中：Us為激波速度；Up為粒子速度，具體參數(shù)如表2.彈體材料參數(shù)如表3.

表1 艙壁性能參數(shù)

表2 水的參數(shù)

表3 彈體和液艙的參數(shù)

2.2 仿真的有效性驗證

基于彈體導致的液艙前后板變形及艙內空泡大小驗證仿真的有效性.

對比試驗[11]和仿真結果可知，液艙前后板在彈體入射速度v分別為134.32、151.85、184.37、200.12、234.67 m/s時的最大變形量如圖4，可以發(fā)現(xiàn)前后板的變形隨著彈體的入射速度的增加而增大.由于彈體在液艙中到達后板之前，沖擊波和空化壓力已經使后板產生了面外變形，并且彈體運行方向與后板變形方向一致，所以后板的變形大于前板.由圖4也可發(fā)現(xiàn)前后板在不同速度下的實驗和仿真得到的最大變形的結果保持基本吻合，驗證了計算模型的有效性.

圖4 前后板的變形與速度的關系

彈體在液艙中運動會產生空泡，由圖5可知，當彈體入射速度v增加時，在相同時刻，空泡的半徑會隨著彈體入射速度的增加而增大.對于同一個空泡而言，隨著侵徹時間t的增加，空泡半徑會逐漸增大，但增加速率會逐漸變緩慢.由此可知，試驗和仿真得到的空泡半徑演化過程保持基本一致.

圖5 空泡半徑變化歷程曲線

3 水介質位置對液艙抗侵徹性能影響

3.1 基于含水位置的液艙模型

在原有液艙結構基礎上，通過在液艙內增加密封固支隔柵，以實現(xiàn)含水位置的改變.隔柵位于液艙縱向長度的1/2位置，并與液艙內壁保持垂直，以保證隔柵前后的含水量相同.液艙前板和后板的厚度為0.5 mm，隔柵厚度為1 mm，建立四分之一模型，隔柵與液艙內部接觸的兩個側面設置為固端約束，另外兩個側面設置為對稱約束，利用ABAQUS進行數(shù)值計算.隔柵的撞擊區(qū)域網格為0.5 mm×0.5 mm×0.125 mm的六面體網格，其它部分網格保持不變，通過刪除隔柵前后的水域來實現(xiàn)隔柵單側有水或無水時的工況，從而得到無水，前端含水，后端含水，兩端含水4種工況，且這4種工況的液艙前板和后板的厚度均為0.5 mm，隔柵厚度為1 mm，即液艙面板的總厚度保持為2 mm，保證4種工況下面板的面密度的一致性.

3.2 不同含液條件下彈體的運動歷程

圖6為相同彈速條件下，4種含水工況液艙的彈體侵徹歷程.4種含水工況分別為無水、后端含水、前端含水和兩端含水.彈速為200 m/s時，對于后端含水液艙，彈體首先撞擊液艙前壁進入液艙，進而侵徹中部隔柵進入水域衰減.此時彈體周圍被空泡包裹，空泡尺寸隨著彈體運動而逐漸增大，最后彈體穿出液艙后板.對于前端含水液艙，彈體撞擊液艙前壁進入水域，產生空泡，進而侵徹中部隔柵并進入液艙后半部分，前部空泡繼續(xù)擴展，最終彈體穿出液艙后壁完成侵徹.對于彈體侵徹隔柵兩端含水的液艙，彈體撞擊液艙前壁進入水域，彈體周圍形成空泡，進而彈體侵徹隔柵，前部空泡被隔斷，但彈體四周重新形成空泡，后部空泡半徑遠小于前部空泡，這是由于彈體在前、后半艙的初速不同造成的，在1.39 ms時所出現(xiàn)明顯的空泡頸縮現(xiàn)象，在4.01 ms時彈體穿出液艙后壁.

圖6 4種含水條件下液艙的彈體侵徹過程

3.3 水介質位置及含水量對液艙抗侵徹性能影響

圖7為初速度200 m/s的彈體在4種不同含水條件下的速度歷程曲線.初始階段，彈體侵徹液艙前板，速度從200 m/s衰減至196 m/s(t=0.03 ms).當液艙內未充水時，彈體并未受到水的阻力，在穿透前板和隔柵后剩余速度仍較大，最早穿出液艙(t=1.6 ms)，當液艙充滿水時，彈體最晚穿出液艙(t=3.8 ms).

圖7 不同含水條件下彈體速度衰減

彈體在撞擊前端含水和后端含水液艙時的速度衰減情況如圖8，彈體入射速度分別為120、140、160、180 m/s.同一含水工況下，彈體入射速度越高，速度衰減越快.當入射速度相同時，前端含水條件下的彈體剩余速度小于后端含水條件下的剩余速度，當入射速度越小時，兩者的差值越大.

圖8 前端含水和后端含水條件下的彈體速度衰減

這兩種工況的本質區(qū)別在于彈體進入液艙的初速不同，而由于彈體的速度衰減程度隨著速度的增大而加快，因此彈體穿過前端含水液艙的剩余速度更小.

根據(jù)文獻[13]的研究，彈體的初始速度-剩余速度擬合曲線如圖9.當隔柵兩端無水，前端含水，后端含水和兩端含水時，液艙后板的彈道極限速度分別為54.1、103.9、62.7、112.9 m/s.

圖9 不同含水條件下彈體初始速度-剩余速度曲線

水介質位置對液艙后板彈道極限的影響如圖10.由A到B的過程中，彈道極限提高92.1%，這是由于在隔柵前端充水時，由于水的阻力，彈體由原先的勻速狀態(tài)變?yōu)橹笖?shù)型衰減，進入液艙后半部分時的速度大大降低，從而后板的彈道極限顯著提高.同理，由C到D的過程，也是由于隔柵前端充水使彈道極限提高80.1%.而A到C和B到D的過程則是由隔柵后端充水導致的，分別使彈道極限提高了15.9%和8.7%.對于液艙而言，在隔柵前端施加水和在隔柵后端施加水都會提高液艙后板的彈道極限，但前者提高的幅度遠遠大于后者.不難發(fā)現(xiàn)，前端含水和兩端含水的彈道極限相近，無水和后端含水的彈道極限相近.

圖10 水介質位置對液艙后板的彈道極限影響

基于上述結果，圖11給出了彈體速度位于彈道極限附近時，不同含水條件下的速度衰減情況.當彈體以彈道極限速度在前端含水和兩端含水的液艙中運行時，在穿透隔柵后的剩余速度相接近，在50 m/s左右，由于此時剩余速度較低，液艙后半部分有水和無水對彈體的最終速度衰減影響不大，所以這兩種情況的彈道極限相接近，同理適用于解釋無水和后端含水條件下的彈道極限相接近的情況.

圖11 不同含水條件下的速度衰減

3.4 不同含液條件對艙壁形變影響

彈體入射速度為200 m/s時，液艙后板中心水平方向12 mm處單元的等效應力和等效應變歷程如圖12、13.由圖12可知，當液艙未充水時，后板等效應力在1.4 ms出現(xiàn)第一個峰值，這是由于彈體侵徹隔柵所產生的破片對后板沖擊造成的，隨后出現(xiàn)等效應力最大值325 MPa，此時后板的等效塑性應變?yōu)?.049.對于前端含水的液艙而言，當彈體運動到后板時，等效應力迅速增加，最大值達到310 MPa，此時后板的等效塑性應變?yōu)?.035.對于后端含水的液艙而言，在0.9 ms時后板開始顯示一定的等效應力，這是由于彈體在侵徹隔柵時產生的沖擊波對后板造成的，此工況下等效應力的最大值為337 MPa，此時后板的等效塑性應變?yōu)?.062.當彈體侵徹兩端含水的液艙時，等效應力最大值為351 Mpa，此時后板的等效塑性應變?yōu)?.071.由圖13可知，對于液艙后板而言，等效塑性應變的值按照從大到小排列，其所處的含水條件依次為兩端含水、后端含水、無水、前端含水，這與后板的等效應力按從大到小的排列順序下的含水條件保持一致.當液艙后板的等效應力值和等效塑性應變值增加時，液艙整體更容易出現(xiàn)結構破壞.

圖12 液艙后板距中心12 mm位置的等效應力

圖13 液艙后板距中心12 mm位置的等效應變

圖14為液艙在速度為200 m/s的彈體撞擊下后板沿豎直方向的最終變形.由圖14可知，后板變形呈對稱分布.當液艙前端含水時，后板變形量最小，而無水狀態(tài)的后板變形高于前端含水的后板變形，這是由于隔柵前端的水對彈體速度造成更大的衰減，導致彈體的動能在到達后板時較小，轉化為后板的變形能也就越小，變形量也就越小.而后端含水的后板變形則大于無水狀態(tài)的后板變形，這是由于水錘效應所導致，水體會對后板產生一個持續(xù)的作用力，在水體作用下，液艙后板會產生一個較大的外凸變形.在4種工況中，兩端含水狀態(tài)下液艙后板的變形最大.圖15則顯示了當入射速度分別為120、140、160、180 m/s時后板的最大變形情況.同一種含水條件下，彈體速度越大，后板最大變形越大.在同一速度下，前端含水可有效降低后板的塑性變形.

圖14 液艙后板沿豎直方向的最終變形量

圖15 不同速度下液艙后面板的最大變形

4 結論

(1) 液艙的含液位置可有效影響艙體的彈道極限.半水狀態(tài)下，液艙前部含水相較于后部含水可有效提高液艙的彈道極限.且其接近于全液條件液艙的彈道極限.液艙前部含水到液艙完全充水，艙體彈道極限提高了8.7%；液艙后部含水到液艙全充水，艙體彈道極限提高了80.1%.

(2) 在彈體侵徹和水錘效應的聯(lián)合作用下，液艙前部含水可明顯降低液艙的毀傷程度.同時，全液條件下，前部水錘效應導致的中間艙壁變形進一步加劇了后部艙內的液體運動，從而導致其后艙壁出現(xiàn)更為嚴重的變形.4種含液條件中，當入射速度為200 m/s時，液艙由前部含水到全水，后靶的等效應力的最大值提高了13.2%.

(3) 半水條件下，液艙被彈體貫穿后，彈體剩余速度隨著艙內含液位置后移而增大，且其差值隨著彈體初始速度的增加而逐漸減小.