仲 強，侯海量，朱 錫，李 典

(海軍工程大學艦船工程系，湖北 武漢 430033)

陶瓷/液艙復合結(jié)構(gòu)抗侵徹數(shù)值分析*

仲 強，侯海量，朱 錫，李 典

(海軍工程大學艦船工程系，湖北 武漢 430033)

為研究陶瓷/液艙復合結(jié)構(gòu)抗侵徹機理，在前期彈道沖擊實驗結(jié)果基礎(chǔ)上，運用LS-DYNA進行了數(shù)值模擬，再現(xiàn)了陶瓷/液艙復合結(jié)構(gòu)在彈體沖擊下的破壞過程和破壞模式，得到與實驗一致的結(jié)果。結(jié)果表明：彈體撞擊結(jié)構(gòu)后，結(jié)構(gòu)內(nèi)產(chǎn)生的沖擊波以撞擊處為圓心、以球形向前傳播，并在結(jié)構(gòu)內(nèi)來回反射振蕩；彈體在水中運動時，水中形成空泡且不斷擴展，彈體頭部水域形成高壓區(qū)域；彈體發(fā)生墩粗和侵蝕破壞，在低速沖擊下，彈體破壞主要發(fā)生在穿透陶瓷和前面板過程中，在高速沖擊下，彈體破壞主要發(fā)生在水中運動階段，最終形成類似“餅狀”的嚴重變形；前、后面板發(fā)生局部破壞和整體變形，在高速彈體撞擊下，后面板將發(fā)生花瓣開裂。

破壞模式；陶瓷；穿甲

大型艦船水下舷側(cè)多艙防護結(jié)構(gòu)中的液艙利用液體對彈體沖擊動能的耗散作用，可以有效地抵御普通爆破型水中兵器爆炸產(chǎn)生的高速破片的沖擊與侵徹[1-2]。然而，隨著武器技術(shù)的發(fā)展，出現(xiàn)了以爆炸成型彈丸(EFP)為代表的聚能射彈。由于該類彈體具有直徑大、呈長桿式、連續(xù)性好、強度高、抗干擾能力和侵徹能力強等特點[3]，普通液艙防護結(jié)構(gòu)難以抵御EFP的穿甲破壞作用[4]。近年來，由裝甲陶瓷和鋼組成的復合裝甲因具有優(yōu)良的抗彈性能而被廣泛應(yīng)用于軍事、航天等領(lǐng)域，并有研究表明，陶瓷復合裝甲能有效地抵抗EFP的侵徹[5-6]，因此本文中提出在原有液艙結(jié)構(gòu)前增設(shè)陶瓷材料層，形成陶瓷/液艙復合結(jié)構(gòu)以抵御EFP的侵徹，并對其抗侵徹機理展開研究。

與此相關(guān)的研究主要有陶瓷復合裝甲抗彈機理的研究和注液結(jié)構(gòu)抗侵徹機理的研究。陶瓷復合裝甲的抗彈機理主要是利用高強度和高硬度的陶瓷侵蝕、鈍化和碎裂彈體，降低彈體的侵徹性能，并且可形成陶瓷錐[7]，改變背板的破壞形式。彈體的能量主要耗散在彈體和背板的破壞與變形，通常它們的總吸能量可占彈體初始沖擊動能的90%以上[8]。注液結(jié)構(gòu)抗侵徹過程的清晰認識是在對飛機燃料箱在高速破片沖擊下的破損問題研究中建立的，研究學者稱之為水錘效應(yīng)(hydrodynamic ram)[9-10]。就耗能機制而言，彈體對注液結(jié)構(gòu)前后壁板的穿甲作用、液體中的壓力波及液體的運動將耗散彈體的動能，理論分析[11]表明注液結(jié)構(gòu)中高速破片的速度將迅速衰減，并且數(shù)值模擬表明，速度衰減與結(jié)構(gòu)內(nèi)液體密度、破片橫截面積和運動距離等參數(shù)相關(guān)；水介質(zhì)的抗侵徹能力隨彈體初速的增加而迅速增加，當彈體速度達到一定值時，注液結(jié)構(gòu)的抗彈性能優(yōu)于同重量的鋼結(jié)構(gòu)[12]。在前期實驗中，從彈體和結(jié)構(gòu)的破壞模式，對陶瓷/液艙復合結(jié)構(gòu)抗侵徹機理進行了研究，得出結(jié)構(gòu)破壞分為剪切沖塞(花瓣開裂)、碟形變形、薄膜鼓脹、失穩(wěn)凹陷4個階段，空化載荷對結(jié)構(gòu)的破壞起著主要作用。

由于實驗花費大，只能對有限工況進行實驗且較難觀測到整個侵徹過程，而相比之下，數(shù)值模擬的方法更加經(jīng)濟，可以對不同速度彈體侵徹不同形式結(jié)構(gòu)的過程進行模擬，故在前期實驗基礎(chǔ)上，采用瞬態(tài)動力學有限元程序LS-DYNA，模擬彈體侵徹陶瓷/液艙復合結(jié)構(gòu)的過程，并與實驗結(jié)果對比，對陶瓷/液艙復合結(jié)構(gòu)抗侵徹機理作進一步的研究。

1 主要實驗結(jié)果

本項目提出陶瓷/液艙復合結(jié)構(gòu)以抵御EFP的侵徹，而EFP以鈍頭彈為主[13]，侵徹能力及侵徹所引起的結(jié)構(gòu)和彈體的破壞機制與平頭彈類似，因此在該機理實驗研究過程中，采用45鋼圓柱體彈，彈徑為14.5 mm，長度為18 mm。復合結(jié)構(gòu)為鋼制約束覆板/Al2O3陶瓷/鋼制前面板/水艙/鋼制后面板的組合，共有Ⅰ～Ⅲ三種類型，水艙厚度均為10 cm，實驗編號、類型以及組合形式和相關(guān)參數(shù)見表1。實驗發(fā)射裝置為14.5 mm口徑的滑膛彈道槍，采用火藥推進，通過調(diào)節(jié)裝藥量來控制彈體發(fā)射速度。防護液艙模型示意圖和實驗裝置示意圖見圖1和圖2。

表1 實驗類型以及組合形式和相關(guān)參數(shù)

圖1 復合結(jié)構(gòu)模型設(shè)計 Fig.1 Design of composite structure model

圖2 實驗裝置示意圖Fig.2 Experimental set

2 有限元建模

2.1 計算模型

采用有限元軟件LS-DYNA中的拉格朗日-歐拉耦合計算方法，模擬高速彈體侵徹陶瓷/液艙復合結(jié)構(gòu)的過程。由于撞擊是軸對稱的，為減小計算量，建立1/2對稱模型。彈體、陶瓷面板、前、后面板和側(cè)面板采用8節(jié)點拉格朗日單元進行離散，并對彈體和結(jié)構(gòu)撞擊區(qū)進行網(wǎng)格加密處理，在遠離撞擊區(qū)域?qū)W(wǎng)格逐步稀疏過度。水和空氣采用8節(jié)點歐拉單元。將空氣域網(wǎng)格和水域網(wǎng)格共節(jié)點，以允許水介質(zhì)的流動。彈體與水、面板與水通過歐拉-拉格朗日罰函數(shù)耦合算法將結(jié)構(gòu)與流體耦合。建模情況見圖3～6。

圖3 兩種結(jié)構(gòu)的1/2計算模型示意圖Fig.3 1/2 calculated models of 2 kinds of structures

圖4 水域和空氣域網(wǎng)格Fig.4 Mesh of the water and air

圖5 1/2彈體網(wǎng)格示意圖Fig.5 Mesh of 1/2 projectile

圖6 1/2鋼面板網(wǎng)格示意圖Fig.6 Mesh of 1/2 steel plate

2.2 材料本構(gòu)及材料參數(shù)

表2 彈體的材料參數(shù)

表3 液艙結(jié)構(gòu)的材料參數(shù)

表4 水和空氣的材料參數(shù)

表5 陶瓷的材料參數(shù)

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 彈體剩余速度和剩余長度計算值和實驗值的比較

數(shù)值模擬了實驗中的第Ⅰ和Ⅱ類結(jié)構(gòu)的實驗1～14的工況，最后得出各實驗的計算剩余速度和計算剩余長度，并與實驗結(jié)果比較，結(jié)果見表6，除了實驗4的剩余速度偏差率大于10%，其余的剩余速度和彈體剩余長度偏差率均在10%以內(nèi)，有限元模擬和實驗結(jié)果吻合較好，因此數(shù)值模擬是可靠的。

表6 計算值與實驗值的比較

3.2 結(jié)構(gòu)破壞過程分析

圖7是實驗9(3c2s-4s，v0=862.9 m/s)的破壞過程圖，下面以實驗9為例，闡述陶瓷/液艙復合結(jié)構(gòu)的破壞過程。

圖7 實驗9的破壞過程圖Fig.7 Failure process of No.9 experiment

如圖7(a)所示，5 μs時，彈體撞擊到結(jié)構(gòu)的陶瓷層，陶瓷材料發(fā)生碎裂，彈體頭部發(fā)生較大程度墩粗，繼續(xù)穿透前面板，20 μs時彈體進入水中運動。在此過程中，前面板發(fā)生局部剪切破口，未發(fā)生整體變形。在水中運動過程中，100 μs時可以看出結(jié)構(gòu)的前面板已經(jīng)開始發(fā)生向外凸起的整體變形；210 μs時，彈體運動至后面板起始位置，但此時后面板已經(jīng)在水的擠壓力作用下發(fā)生彎曲，即：彈體在未接觸到后面板時，在彈體頭部的水的壓力作用下，后面板發(fā)生向外的彎曲變形，而后彈體直接接觸侵徹后面板，至264 μs，彈體穿透后面板，后面板發(fā)生局部剪切破口和碟形彎曲破壞變形。彈體穿透結(jié)構(gòu)后，前、后面板繼續(xù)發(fā)生整體薄膜鼓脹變形，直至最終變形終止。

圖7(b)所示為水中波的傳播效應(yīng)。彈體撞擊到結(jié)構(gòu)后，結(jié)構(gòu)內(nèi)部水中產(chǎn)生入射壓力，該壓力以撞擊處為圓心，以球形向前傳播，形成沖擊波。沖擊波達到后面板后，經(jīng)反射形成向前面板傳播的反射波，如此反復，在結(jié)構(gòu)內(nèi)形成振蕩。由于高速彈體在水中運動對其頭部水域形成擠壓，彈體頭部存在較高壓力區(qū)域，在彈體未運動到后面板時，該壓力已經(jīng)作用于后面板，使其發(fā)生碟形隆起變形。

圖7(c)所示為空氣和水的密度變化過程，以此觀察水中空泡產(chǎn)生過程，以及水和結(jié)構(gòu)間的作用過程。彈體進入水中開坑后，水在彈體作用下開始運動，根據(jù)空化理論，水運動到速度達到一定值會發(fā)生汽化，形成空泡，空泡區(qū)域密度下降，彈體穿出結(jié)構(gòu)后空泡仍不斷擴展直至最大尺寸。另外，通過圖7(c)可觀察到水和結(jié)構(gòu)之間的相互作用過程。數(shù)值模擬直觀地再現(xiàn)了結(jié)構(gòu)破壞過程，與實驗過程猜想過程基本吻合，但是由于計算中忽視了外界大氣壓的影響，仿真結(jié)果中未出現(xiàn)實驗中出現(xiàn)由于結(jié)構(gòu)內(nèi)部產(chǎn)生負壓而出現(xiàn)的凹陷失穩(wěn)變形。

3.3 彈體的破壞模式分析

圖8為彈體以不同速度侵徹不同結(jié)構(gòu)后的最終變形。從數(shù)值結(jié)果可以看出，第Ⅰ類結(jié)構(gòu)中，在較低的彈體初始速度下，彈體主要發(fā)生類似“泰勒”撞擊的墩粗變形；隨著彈體速度的增加，彈體的墩粗成蘑菇形狀并隨速度增大不斷增大，頭部呈球形，蘑菇形周圍發(fā)生侵蝕，在穿透后板過程中，彈體頭部發(fā)生擠鑿，質(zhì)量減輕；對較高沖擊速度，如2 000 m/s的彈體，其墩粗現(xiàn)象更加嚴重，形成近似“餅狀”的形貌。在第Ⅱ類結(jié)構(gòu)中，彈體從速度較低開始頭部就因陶瓷材料的高硬度、高強度等特性形成蘑菇頭，并且隨著速度的增加，彈體產(chǎn)生嚴重侵蝕變形，質(zhì)量也大幅減輕。數(shù)值模擬在得到了與實驗一致的計算結(jié)果的同時，也展示了高速撞擊下彈體的破壞形貌。

圖8 數(shù)值計算后的彈體變形破壞Fig.8 Deformation failure of projectiles after numerical calculation

圖9 彈體侵徹3c2s-4s結(jié)構(gòu)過程中剩余長度lr和動能Ek曲線Fig.9 Curves of remaining length lr and kinetic energy Ek of projectile in the process of penetrating 3c2s-4s fluid cabin structure

圖9是彈體以990和1 800 m/s兩種速度侵徹3c2s-4s結(jié)構(gòu)形式過程中彈體剩余長度lr和彈體動能隨時間t變化關(guān)系。由圖9可知，彈體發(fā)生墩粗侵蝕和能量衰減的過程有3個階段，即穿透陶瓷和前面板階段、水中運動階段和穿透后面板階段。當彈體速度較低,如990 m/s(圖9(a))時，彈體的墩粗侵蝕主要發(fā)生在第一階段，即彈體撞擊陶瓷和前面板時，而穿透前面板后彈體的入水速度較低，彈體所受壓縮應(yīng)力小于材料的動態(tài)強度，入水后彈體的墩粗變形很??；當彈體速度較高，如1 800 m/s(圖9(b))時，彈體的墩粗侵蝕主要發(fā)生在第二階段，即彈體在水中高速運動，彈體所受壓縮應(yīng)力大于材料的動態(tài)強度，彈體產(chǎn)生墩粗[15]；隨著彈體速度下降，當彈體頭部所受壓縮應(yīng)力減小到材料的動態(tài)強度時，彈體墩粗停止。彈體的動能曲線在第一階段斜率最大，但由于作用時間很短，動能減小量不是很大；進入水中后，斜率減小，但是作用時間長，動能在水中減小最大，因此第二階段是彈體能量耗散的主要階段，甚至占彈體能量耗散的70%以上。后面板雖然厚度較大，但其在受到入射壓力、彈體端部局部高壓的等作用下產(chǎn)生預應(yīng)力，甚至發(fā)生屈服，彈體穿透后面板時，墩粗變形和動能衰減不是很大。

3.4 液艙結(jié)構(gòu)的破壞模式分析

圖10～13為液艙結(jié)構(gòu)在彈體侵徹下前、后面板的最終變形。在彈體速度較低情況下，結(jié)構(gòu)變形如圖10和圖11所示：前面板主要發(fā)生整體鼓脹變形和局部剪切充塞，對于較薄的前面板，出現(xiàn)明顯的塑性鉸，如圖10(a)和圖11(a)所示；后面板發(fā)生局部發(fā)生碟形變形和剪切充塞，如圖10(b)和圖11(b)所示。在高速彈體撞擊下，前、后面板在發(fā)生更大的整體的變形的同時，后面板逐漸開裂，發(fā)生花瓣開裂，如圖13(b)所示，結(jié)構(gòu)破壞更加嚴重。

圖10 773.6 m/s(2s-4s)前、后面板破壞變形Fig.10 Deformation of front and back plates at 773.6 m/s(2s-4s)

圖11 990m/s (3c2s-4s)前后前、后面板破壞變形Fig.11 Deformation of front and back plates under at 990m/s (3c2s-4s)

圖12 1 200 m/s (3c2s-4s)前、后面板破壞變形 Fig.12 Deformation of front and back plates at 1 200 m/s (3c2s-4s)

圖13 1 800 m/s (3c2s-4s)前、后面板破壞變形Fig.13 Deformation of front and back plates at 1 800 m/s (3c2s-4s)

圖14為液艙結(jié)構(gòu)形式在彈體侵徹下的前、后面板變形過程圖。由圖可知，前、后面板的變形均是由局部破口變形到整體的變形，整體變形是從破口處向四周發(fā)展，變形時間長，是主要的破壞模式。

圖15是彈體以990和1 800 m/s的速度侵徹3c2s-4s結(jié)構(gòu)形式前、后面板變形能E以及彈體動能、水的動能隨時間t的變化關(guān)系。由圖可知，前、后面板變形可以分為4個階段：第i階段從彈體接觸陶瓷到穿透前面板，前面板在強烈撞擊作用下，發(fā)生局部剪切充塞，產(chǎn)生變形能的增加，而后面板的變形能接近為0；第ii階段，彈體在水中運動至彈體頭部高壓作用后面板之前，這一階段結(jié)構(gòu)主要受彈體入水激波的作用，前面板發(fā)生微小的變形能增加，而后面板由于剛度較大，變形能仍基本為0；第iii階段從彈體頭部高壓作用于后面板直至穿透后面板，后面板在受到彈體頭部高壓，產(chǎn)生碟形變形，后又在彈體的直接碰撞中產(chǎn)生剪切充塞，其變形能增加，而此時前面板變形能變化不大；第iv階段為彈體射出結(jié)構(gòu)至結(jié)構(gòu)恢復穩(wěn)定狀態(tài)，這一階段前后面板主要受空化載荷壓力作用下，變形能緩慢增加，但增幅卻很大，后受結(jié)構(gòu)內(nèi)負壓作用，變形有所回落。整個過程中，前面板的變形主要受空化載荷壓力的作用，后面板的變形受到彈體碰撞作用和空化載荷壓力作用，其中受空化載荷壓力作用變形能占總變形能90%左右。因此，空化載荷壓力是前、后面板變形破壞的主要作用力，這與文獻[12]的結(jié)論是一致的。

圖14 前、后面板位移分布Fig.14 Distribution of displacement of front and back panels

圖15 前后面板變形能變化曲線Fig.15 Deformation energy curves of front and back plates

4 結(jié) 論

運用LS-DYNA建立了圓柱體彈侵徹陶瓷/液艙復合結(jié)構(gòu)的有限元模型，通過與前期試驗現(xiàn)象和數(shù)據(jù)對比驗證了數(shù)值分析是研究這一課題的有效和可靠的方法?；跀?shù)值計算結(jié)果深入分析了結(jié)構(gòu)的破壞過程、彈體的破壞模式和液艙結(jié)構(gòu)的破壞模式?？梢缘玫揭韵陆Y(jié)論：

(1)彈體侵徹陶瓷層后，發(fā)生較大程度墩粗變形；彈體撞擊到結(jié)構(gòu)后，結(jié)構(gòu)內(nèi)產(chǎn)生沖擊波，并以撞擊處為圓心，以球形向前傳播，并在結(jié)構(gòu)內(nèi)來回反射，形成振蕩;高速彈體在水中運動時，由于對頭部水域的擠壓，彈體頭部水域存在較高壓力區(qū)域，使得彈體在未接觸到后面板時，后面板在水的作用下發(fā)生向外的彎曲變形，而后彈體接觸侵徹并穿透后面板，后面板產(chǎn)生局部剪切破口和碟形彎曲變形；水在彈體作用下形成空泡，并不斷擴至最大尺寸；在空泡載荷作用下，結(jié)構(gòu)在較長時間內(nèi)前、后面板發(fā)生明顯的薄膜鼓脹變形;

(2)在較低的撞擊速度下，彈體主要發(fā)生類似“泰勒”撞擊的墩粗變形，且變形主要發(fā)生在穿透陶瓷和前面板的過程中；隨著速度增大，彈體墩粗變形加劇，形成蘑菇頭，并出現(xiàn)侵蝕現(xiàn)象，在高速撞擊下，彈體的墩粗侵蝕主要發(fā)生在水中運動階段，最終形成近似“餅狀”的嚴重變形;

(3)在較低的撞擊速度下，前面板主要發(fā)生整體鼓脹變形和局部剪切充塞破壞，對于較薄的前面板，出現(xiàn)明顯的塑性鉸，后面板主要發(fā)生整體的拉伸破壞，局部發(fā)生碟形變形和剪切充塞，且前、后面板的整體變形均由破口處向四周發(fā)展，整體變形時間長；隨著撞擊速度增大，前、后面板整體變形變大，當速度大到一定時，后面板發(fā)生大花瓣開裂變形；同時，不管是低速還是高速撞擊下，空化載荷壓力都是前、后面板變形的主要作用力。

[1] 朱錫,張振華,劉潤泉,等.水面艦艇舷側(cè)防雷艙結(jié)構(gòu)模型抗爆試驗研究[J].爆炸與沖擊,2004,24(2):133-139. Zhu Xi, Zhang Zhenhua, Liu Runquan, et al. Experimental study on the explosion resistance of cabin near shipboard of surface warship subjected to underwater contact explosion [J]. Explosion and Shock Waves， 2004,24(2):133-139.

[2] 徐定海,蓋京波,王善,等.防護模型在接觸爆炸作用下的破壞[J].爆炸與沖擊,2008,28(5):476-480. Xu Dinghai, Gai Jingbo, Wang Shan, et al. Deformation and failure of layered defense models subjected to contact explosive load [J]. Explosion and Shock Waves, 2008,28(5):476-480.

[3] 盧芳云,李翔宇,林玉亮.戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)與原理[M].北京:科學出版社,2009.

[4] 沈哲,肖素娟,南長江等.魚雷戰(zhàn)斗部與引信技術(shù)[M].北京:國防工業(yè)出版社,2009.

[5] 段卓平,朱艷麗,張連生.爆炸成型彈丸對Al2O3裝甲陶瓷材料的侵徹實驗研究[J].爆炸與沖擊,2006,26(6):505-509. Duan Zhuoping, Zhu Yanli, Zhang Liansheng. DOP experimental study on EFP penetrating Al2O3armor ceramic [J]. Explosion and Shock Waves, 2006,26(6):505-509.

[6] 李金柱,張連生,黃風雷.EFP侵徹陶瓷/金屬復合靶實驗運動網(wǎng)格法模擬[J].北京理工大學學報,2012,32(10):1004-1008. Li Jinzhu, Zhang Liansheng, Huang Fenglei. Simulation of EFP penetrating into ceramic/steel composite target using moving mesh/method[J]. Transactions of Beijing Institute of Technology, 2012,32(10):1004-1008.

[7] Fellows N A, Barton P C. Development of impact model for ceramic-faced semi-infinite armour[J]. International Journal of Impact Engineering, 1999,22(8):793-881.

[8] 侯海量,朱錫,李偉.輕型陶瓷/金屬復合裝甲抗彈機理研究[J].兵工學報,2013,34(1):106-114. Hou Hailiang, Zhu Xi, Li Wei. Investigation on bullet proof mechanism of light ceramic/steel composite armor[J]. Journal of China Ordnance, 2013,34(1):106-114.

[9] Lecysyn N, Bony-Dandrieux A, Aprin L, et al. Experimental study of hydraulic ram effects on a liquid storage tank: Analysis of overpressure and cavitation induced by a high-speed projectile [J]. Journal of Hazardous Materials, 2010,178(1/2/3):635-643.

[10] Disimile P J, Toy N, Swanson LA. A large-scale shadowgraph technique applied to hydrodynamic ram[J]. Journal of Flow Visualization and Image Processing, 2009,16(4):1-30.

[11] 徐雙喜.大型水面艦船舷側(cè)復合多層防護結(jié)構(gòu)研究[D].武漢：武漢理工大學,2010.

[12] 李典,朱錫,侯海量.高速桿式彈侵徹下蓄水結(jié)構(gòu)防護效能數(shù)值分析[J].海軍工程大學學報,2015,4(21):21-25. Li Dian, Zhu Xi, Hou Hailiang. Numerical analysis of protective efficacy of water-filled structure subjected to high velocity long-rod projectile penetration[J]. Journal of Naval University of Engineering, 2015,4(21):21-25.

[13] 尹建平.多爆炸成型彈丸戰(zhàn)斗部技術(shù)[M].北京:國防工業(yè)出版社,2012.

[14] Mcintosh G. The Johnson-Holmquist model as used in LS-DYNA 2D[R]. America: Defense Technical Information Center, 1998.

[15] 沈曉樂,朱錫,侯海量,等.高速破片入水鐓粗變形及侵徹特性有限元分析[J].艦船科學技術(shù),2012,34(7):25-29. Shen Xiaole, Zhu Xi, Hou Hailiang, et al. Finite element analysis of underwater high velocity fragment mushrooming and penetration properties[J]. Ship Science and Technology, 2012,34(7):25-29.

(責任編輯 王小飛)

Numerical analysis of penetration resistance of ceramic/fluid cabin composite structure

Zhong Qiang, Hou Hailiang, Zhu Xi, Li Dian

(CollegeofNavalArchitectureandPower,NavalUniversityofEngineering,Wuhan430033,Hubei,China)

To study the mechanism behind the penetration resistance capability of the ceramic/fluid cabin composite structure, numerical simulation was carried out using LS-DYNA to represent the structure’s failure process and modes under the impact of the projectile, and results were obtained that agree well with those from the experiment. The results show that the shockwave generated at the impact point of the structure propagated forward spherically, and bounced and oscillated back and forth in the structure. Cavity was generated in the water and constantly grew, and there was an area of high pressure in front of the projectile when the projectile was moving in the water. The projectile mainly exhibited coarse and erosive damage, and the damage mainly occurred in the process of the projectile penetrating the ceramic and the front plate at low velocities and in the water at high velocities, eventually forming approximately bake-shaped serious deformation. The front and back plates mainly suffered local failure and overall deformation, while petal-shaped cracking occurred in the back plate under high-velocity impact.

failure mode; ceramic; penetration

10.11883/1001-1455(2017)03-0510-10

2015-08-14；

2015-11-18

國家自然科學基金項目(51209211)

仲 強(1990- )，男，碩士研究生； 通信作者： 侯海量，hou9611104@163.com。

O381 國標學科代碼： 13035

A