仲 強，侯海量，李 典

（海軍工程大學 艦船工程系，武漢430033）

陶瓷/液艙復合結構抗侵徹機理試驗研究

仲 強，侯海量，李 典

（海軍工程大學 艦船工程系，武漢430033）

為探討EFP戰(zhàn)斗部的防護方法，文章根據陶瓷材料和液艙結構的抗侵徹機理，提出在艦船防護液艙前增設抗彈陶瓷材料層抵御大質量彈丸的侵徹，設計了1/10縮尺的防護液艙結構模型，開展了3類陶瓷/液艙復合結構抗侵徹試驗研究，分析了彈體、液艙前、后面板的破壞模式和侵徹過程以及復合結構的抗侵徹效能。結果表明：彈體主要發(fā)生墩粗-侵蝕破壞；液艙結構前面板的破壞分為剪切沖塞（花瓣開裂）、碟形變形、薄膜鼓脹和失穩(wěn)凹陷四個階段；后面板的破壞隨板的厚度而變化：后板較厚時發(fā)生剪切沖塞，較薄時發(fā)生花瓣開裂；初始壓力峰值遠遠大于空化載荷峰值，但空化載荷對結構的破壞起著主要作用。

爆炸力學；防護液艙；破壞；艦船

0 引 言

彈體對蓄液結構的沖擊與侵徹可能造成災難性后果[1-3]，如高速碎片對飛機油箱的沖擊與侵徹、空間碎片對航天器壓力容器的沖擊與侵徹、恐怖分子槍擊易燃或有毒液體儲罐，原因是高速彈的沖擊與侵徹作用會對液體產生水動撞錘效應而形成強烈的壓力波和液體流，其與彈體共同作用將使結構產生大面積破口或爆裂。另一方面，利用液體對彈體沖擊動能的耗散作用，蓄液結構又可用于抵御彈體的沖擊與侵徹[4-5]，大型艦船水下舷側的多艙防護結構中的液艙就是典型的代表[6]。研究表明，舷側多艙防護結構中的液艙能有效抵御普通爆破型水中兵器的接觸爆炸作用產生的高速破片[4-5，7-9]。

然而，隨著武器技術的發(fā)展，出現了以爆炸成型彈丸（EFP）為代表的聚能射彈。爆炸成型彈丸戰(zhàn)斗部形成的侵徹體由于具有直徑大、呈長桿式、連續(xù)性好、強度高、抗干擾能力和侵徹能力強等優(yōu)點，得到了廣泛的應用[7]。相對于爆破型戰(zhàn)斗部形成的自然破片，EFP相當于將大量自然破片集中組合成一個桿狀高速彈體，其能量密集程度和侵徹能力均大大增加[11，13]。EFP對液艙的侵徹具有與水動撞錘效應類似的過程，其區(qū)別在于EFP具有更大的長徑比，速度更高，侵徹破壞能力更強。形成空化效應后，阻力減小，且僅作用在彈體頭部[11，13，15]。模型試驗證明，普通液艙防護結構難以抵御大質量EFP彈丸的穿甲破壞作用[14]，必須改進結構設計，提高其抗侵徹能力。

而關于改進液艙結構防護技術方面的研究開展得較少。飛機燃料箱的抗彈研究中曾探討如何衰減箱內的激波強度，以減小箱體的破損程度[17-18]。燃料箱防護中要盡量保證箱體的完好性，與此不同的是艦船水下防護液艙的目的是要確保其后方結構和艙室的安全，即：應保證液艙內壁不發(fā)生水密性破壞[7-8]。實現途徑上，應盡量吸收彈體的沖擊動能、衰減彈體的速度，將彈體的沖擊能轉化為彈體變形能、液艙前壁變形破壞能、液體的壓力波能和動能等，從而分散沖擊能量的密集度、確保液艙內壁不產生穿甲破壞和大面積破口。

根據陶瓷材料高硬度的特點和侵蝕、鈍化、碎裂彈體以及形成陶瓷錐吸收彈體沖擊動能的抗彈機理[16]，本文設計制作了陶瓷/液艙復合結構模型，并通過彈道沖擊實驗研究了其抗侵徹機理，分析了彈體和液艙結構的破壞模式和過程、載荷強度的特點及影響因素以及防護效率的影響因素。

1 彈道試驗設計

試驗發(fā)射裝置為14.5 mm口徑的滑膛彈道槍（見圖1），采用火藥推進。采用靶網測速系統(tǒng)或激光光幕靶測速系統(tǒng)測彈體的初始速度及穿透液艙結構后的剩余速度。實驗中彈丸采用圓柱體彈，彈徑為14.5 mm，長度為18 mm，質量為25.0 g，材料為45鋼。

圖2 陶瓷/液艙防護模型示意圖Fig.2 Sketch of the experimental guarding fluid cabin model

為考察不同結構形式液艙結構的抗侵徹性能，以艦船實際防護液艙結構為母型，進行1/10近似幾何縮尺設計，防護液艙結構模型尺寸為400 mm×400 mm×120 mm，采用法蘭連接形式固定前、后面板，鉆孔數目每邊10個，直徑為50 mm（見圖3）。前面板厚度為1~2 mm，后面板厚度為4~5 mm，材料采用Q235鋼。陶瓷、前面板組合結構形式有3類：第Ⅰ類無陶瓷、只有前面板；第Ⅱ類在前面板之前粘貼抗彈陶瓷材料；第Ⅲ類是前面板之前粘貼抗彈陶瓷，并在陶瓷層外面設置一層約束覆板形成陶瓷夾芯結構（見圖4）。

圖3 防護液艙模型結構設計Fig.3 Design of guarding fluid cabin model structure

圖4 陶瓷和前面板組合形式示意圖Fig.4 Sketch of combination form of the ceramic and front panel

抗彈陶瓷材料選用Al2O3（99瓷），尺寸為50 mm×50 mm，厚度為3、5 mm。陶瓷和前板采用AB膠粘接，在彈道中心處粘接9塊陶瓷，形成150 mm×150 mm的陶瓷片組，粘接后經過24 h固化。前后面板、彈體及陶瓷材料力學性能分別如表1、2所示。表3給出了試驗靶板結構及主要試驗結果。

為分析彈道沖擊過程中，水介質對彈體動能的吸收特性及其形成的壓力載荷特性，采用壁壓傳感器（量程 0-30 MPa）測試防護液艙結構側壁中心位置P點的壓力（見圖3）。

表1 鋼的力學性能Tab.1 Mechanical properties of steel

表3 試驗靶板結構及主要試驗結果Tab.3 Targets construction and main results of experiment

續(xù)表3

2 試驗結果分析

2.1 彈體的破壞模式分析

彈體以初速v0撞擊靶板后，將在彈體內產生向彈體尾端傳播的壓縮波，壓縮波傳播到彈體尾端前，彈體尾端速度保持不變，彈體頭部以速度u向靶板侵徹。同時，靶板內部也將產生向背面?zhèn)鞑サ膲嚎s波，壓縮波在靶板背面反射拉伸波（卸載波）。拉伸波到達彈靶接觸面的時間為t1=2H/Ct，卸載波到達后使u突躍增大，一方面將導致彈靶接觸部分靶板與相鄰區(qū)域間產生巨大的速度差和剪切力；另一方面將在彈體內形成卸載波。由于受到相鄰區(qū)域的限制，彈靶接觸部分速度很快減小，彈、靶將產生二次碰撞，如此反復多次。

當靶板厚度H較大時，彈體有足夠時間變形。若v0-u小于彈材塑性波速Vp時，彈內塑性壓縮波離開彈靶接觸界面，在彈靶接觸面與塑性波波陣面間將形成一個“塑性區(qū)”，塑性區(qū)內彈體將發(fā)生壓縮變形，形成“泰勒”撞擊（墩粗變形）[16，21]；若 v0-u＞Vp時，彈體內的塑性壓縮波無法離開彈靶接觸面，波后材料不斷進入并流向四周，當彈體頭部外圍環(huán)向應力超過材料動強度極限時將出現開裂形成花瓣，產生“向日葵”型花瓣帽形（侵蝕）失效。

當靶板厚度H較小時，卸載波將很快到達彈靶接觸面，彈體內的卸載波追上塑性壓縮波后彈體停止變形，因此彈體變形時間很短，變形量很小。因此，多數文獻忽略了薄靶穿甲中彈體的變形，將其視為剛體[19-20]。

對于第Ⅰ類結構，前面板后方為水介質，壓縮波傳播到背面時將產生反射和透射。其中反射的拉伸波（卸載波）強度減弱，對彈體的變形影響減小，即水介質對前面板產生了“動支撐”作用，雖然前面板厚度較小，彈體仍會發(fā)生類似“泰勒”撞擊的墩粗變形，其墩粗變形隨前面板和初速的增大而增大（見圖 5）。

對于第Ⅱ和Ⅲ類結構，同樣由于水介質的“動支撐”作用，延遲了液艙前面板的運動，從而減小了陶瓷被表面的反射拉伸波強度，延緩了陶瓷的拉伸失效，使彈體產生充分侵蝕。第Ⅲ類結構中，由于約束覆板對陶瓷碎片運動的限制，彈體的侵蝕、墩粗和破碎程度進一步加劇。

圖5 實驗后所收集到的彈體變形破壞形貌Fig.5 The projectile body deformation and failure morphology of the experiment

2.2 液艙結構的破壞模式分析

彈體對前面板的撞擊將使前面板彈靶撞擊區(qū)與其它區(qū)域產生速度梯度，因此在彈體墩粗變形的同時前面板將產生剪切沖塞破壞。此后彈體侵入水中，由于水的不可壓縮性，彈體的侵徹將形成半球面形壓力波，壓力波作用到前面板后將使其向后彎曲變形。隨著壓力波在前方、后方及側面反射的稀疏波到達彈體，彈體周圍的液體開始向四周運動并形成空化，同時對液艙結構產生擠壓作用，使結構產生鼓脹變形。隨著彈體逐漸接近后面板，其前方液體的運動受到后面板的限制，再次形成局部高壓，使后面板產生局部彎曲變形。隨著水中的空化區(qū)的膨脹，其內部壓力越來越小，及至產生負壓，此后空化區(qū)發(fā)生收縮，前面板在內外壓差的作用下，發(fā)生失穩(wěn)向內凹陷。因此，對于第Ⅰ類的液艙結構，前面板的破壞大致可分為剪切充塞、反向碟形變形、薄膜鼓脹變形和失穩(wěn)凹陷變形四個階段。

圖6 第Ⅰ類的液艙結構前面板的破壞階段Fig.6 Damage stage of the front panel in the first kind of fluid cabin structure

對于較薄的前面板，如試驗2（圖7（a））中的1 mm的前面板，由于鋼板的剛度較小，將產生嚴重的鼓脹變形和失穩(wěn)凹陷變形，以致可能掩蓋第二階段的碟形變形；對于2 mm的前面板，如試驗5（圖7（b）），此時鋼板的剛度比1 mm的大，因此失穩(wěn)凹陷的程度略小，碟形變形可以清晰地看出；但前面板厚度較大時，如試驗7（圖7（c）），此時前面板的剛度比前兩種鋼板的大得多，薄膜鼓脹和凹陷的整體變形并不明顯，但可清晰看到第一階段的剪切充塞破口。

對于第Ⅱ類的液艙結構，第二、三、四階段基本一致。只是第一階段，在彈體穿透陶瓷形成陶瓷錐后與彈體一起作用于前面板，此時彈體和陶瓷錐形成一個類似鈍頭彈的大彈體，且由于該大彈體的頭部較松軟，前面板未發(fā)生剪切充塞，而是出現彎曲拉斷而形成花瓣開裂，類似卵形彈體的穿甲（圖7（d））；而對于第Ⅲ種類型的液艙結構，陶瓷后的鋼板的破壞模式與第Ⅱ類結構前面板相同，而約束覆板的破壞局部僅為剪切充塞（圖7（e））。

圖7 前面板的變形破壞形貌Fig.7 Deformation and failure morphology of the front panel

對于液艙后面板，初始壓力波的作用區(qū)域相對較大，并與隨后的空化壓力作用相互疊加，將產生整體撓曲變形。在彈體接近后面板的局部高壓下，將產生局部蝶形變形，直至穿甲破壞。因此，后面板的變形大致可分為整體撓曲變形和局部蝶形變形兩個階段。背面板的穿甲破壞模式則根據其厚度的不同而不同，厚度較大時，背面板的整體撓曲變形和局部蝶形變形均相對較小，在已墩粗的彈體沖擊下，以剪切充塞為主（圖 8（a））；厚度較小時，變形相對較大，以花瓣開裂破壞為主（圖 8（b））。

圖8后面板的變形破壞形貌Fig.8 Deformation and failure morphology of the back panel

2.3 載荷強度分析

圖9 分別是第Ⅰ類（試驗5）和第Ⅱ類（試驗9）的液艙結構的壓力測試曲線。由圖可知，結構受到沖擊載荷主要可分為三個：第一個是入射沖擊階段的初始壓力，該階段壓力是高速彈體撞擊前板（陶瓷）并侵入水中，對水的強烈擠壓作用引起的，其峰值較大，但隨著后方、前方及側向稀疏波的傳入，壓力值迅速減小，因此作用時間較短；第二個是空化作用階段的空化載荷，該階段壓力是已經墩粗的彈體在水中高速運動，水中形成空泡而產生的空化載荷，壓力特點是峰值較小，但作用時間較長；第三個是空泡在膨脹到最大后便開始收縮而產生的負壓力，其特點是絕對值較小，時間也較短，對結構的破壞不是很嚴重。該壓力曲線驗證了上述對前面板的破壞模式的分析。

圖9 試驗所測壓力曲線Fig.9 Pressure curve in the experiments

表4 初始壓力和空化載荷的峰值和比沖量Tab.4 Peak value and specific impulse of initial pressure and load of caviation

表4為各試驗工況下初始壓力和空化壓力的峰值和比沖量。由表可知，相同的結構形式的液艙，彈體初速越大，初始壓力峰值越大，這是因為初速越大，彈體撞擊前板（陶瓷）并侵入水時對水的擠壓作用越強烈；彈體初速增大，由于空泡徑向增長速度正比于彈體運動速度[22]，所以空泡導致液體膨脹擠壓結構加劇，空化載荷峰值增加，但由于增加的擠壓力作用于整個結構，且該壓力測點位于側壁中心處，所測空化載荷峰值增幅不大[23]。另外，前面板越厚，初始壓力峰值越小，這是因為彈體穿過較厚的前面板后，侵入水中的剩余速度減小，對水的擠壓作用有較大的減小。在彈體初速一致的情況下，第Ⅰ類液艙結構的初始壓力峰值大于第Ⅱ、Ⅲ類的初始壓力峰值，這是由于陶瓷在發(fā)揮其抗彈效能時使彈體發(fā)生墩粗、侵蝕，并使彈體速度下降，致使初始壓力峰值降低；但是，第Ⅰ類液艙結構的空化載荷峰值卻小于第Ⅱ、Ⅲ類的空化載荷峰值，這是因為，雖然彈體侵入第Ⅱ、Ⅲ類液艙結構的入水速度降低，但是由于彈體墩粗變形加劇，致使其排開液體的迎流面增大，形成的空化半徑增大，也會使液體擠壓結構加劇，因此可見，彈體形狀也是影響壓力峰值不可忽略的一個重要因素。最后，對于三種液艙結構，初始壓力峰值遠遠大于空化載荷峰值，但是，由于空化載荷的作用時間更長，相反地，空化載荷比沖量卻遠遠大于初始壓力比沖量。所以，在彈體侵徹液艙結構的過程中，空化載荷對結構的破壞，尤其是對結構的整體破壞起著主要的作用。

3 結 論

（1）彈體主要發(fā)生墩粗-侵蝕破壞，侵徹第Ⅰ類液艙結構時以類似“泰勒”撞擊的墩粗為主，侵徹第Ⅱ、Ⅲ類復合結構時，將發(fā)生更嚴重的墩粗和侵蝕；

（2）第Ⅰ類液艙結構前面板的破壞分為剪切沖塞、反向碟形變形、薄膜鼓脹和失穩(wěn)凹陷四個階段，第Ⅱ、Ⅲ類復合結構前面板的破壞為花瓣開裂、反向碟形變形、薄膜鼓脹和失穩(wěn)凹陷；

（3）后面板較厚時局部發(fā)生剪切充塞，較薄時發(fā)生花瓣開裂；

（4）初始壓力峰值遠遠大于空化載荷峰值，但空化載荷的比沖量更大，對結構的破壞起著主要作用。

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Experimental study on anti-penetration mechanism of ceramic/fluid cabin composite structure

ZHONG Qiang,HOU Hai-liang,LI Dian
(College of Naval Architecture and Power,Naval Univ.of Engineering,Wuhan 430033,China)

According to the anti-penetration mechanism of ceramic materials and fluid cabin structure,idea of adding the annor ceramic material layer to the guarding fluid cabin of ships is proposed to resist the penetration of massive projectile,and guarding fluid structure model of 1/10 scale is designed.Resistance to penetration experimental research of 3 kinds of ceramic/fluid cabin composite structures is carried out,and the failure modes and penetration process of the projectile,the front and rear panels of the fluid cabin are analysed as long as the resistance performance of the composite structure.The results show that the projectile mainly occurred coarse-erosion damage.The damage of the front panel of the fluid cabin structure is included four stages of shear plugging,disc deformation,film swelling,and sunken deformation due to instability.Damage of rear panel changes as the thickness of the panel changes:shear plugging occurs when the rear panel is thick enough,and patal cracking occurs when it is thin.Caviation load plays a major role in the damage of the structure,while initial pressure peak value is much greater than the caviation load peak value.

explosion mechanics;guarding fluid cabin;damage;ships

O344.7

A

10.3969/j.issn.1007-7294.2017.10.012

1007-7294（2017）10-1282-09

2017-04-21

國家自然科學基金項目（51209211，51479204）

仲 強（1990-），男，工程師；侯海量（1977-），男，高級工程師，通訊作者，E-mail:hou9611104@163.com。