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(huì)生成局部高壓，產(chǎn)生水錘效應(yīng)，進(jìn)而對(duì)液艙結(jié)構(gòu)造成整體破壞，對(duì)艦體結(jié)構(gòu)進(jìn)行毀傷[1]。針對(duì)該現(xiàn)象各國(guó)研究人員開展了大量的研究。David等[2]對(duì)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(duì)液艙結(jié)構(gòu)整體防護(hù)性能的影響。Deletombe等[3]對(duì)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(duì)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(duì)高速彈體侵徹液艙時(shí)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(duì)結(jié)構(gòu)變形的影響。國(guó)內(nèi)方面，李營(yíng)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(duì)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(duì)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(duì)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(duì)液艙破壞模式的影響。李典等[9]利用數(shù)值仿真對(duì)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(duì)初速度500 m/s以下的彈體研究相對(duì)較少。由于液艙在戰(zhàn)斗中不僅會(huì)受到高速彈體的侵徹，也會(huì)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。基于上述思路，本文結(jié)合高速攝影技術(shù)對(duì)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(duì)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(dòng)彈體對(duì)液艙結(jié)構(gòu)進(jìn)行侵徹加載，彈體的初速度由激光測(cè)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(shí)的運(yùn)動(dòng)參數(shù)，利用Photron-SA-Z高速相機(jī)對(duì)彈體的加載歷程進(jìn)行了實(shí)時(shí)觀測(cè)。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(gè)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(hào)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(zhǎng)度分別為L(zhǎng)1=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L(zhǎng)3=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(gè)面為2 mm厚的5A06鋁合金板，前后鋁合金板通過16個(gè)均布的M8螺栓與液艙相連。液艙長(zhǎng)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(cè)量點(diǎn)為實(shí)驗(yàn)后靶板最終變形的測(cè)量位置，其距離面板中心的半徑為20 mm。45號(hào)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(shí)的水中運(yùn)動(dòng)軌跡，其中將彈體撞擊前靶板的時(shí)間定義為0時(shí)刻。由圖3可見，彈體的彈道穩(wěn)定，在t=0.267 ms時(shí)，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(dòng)過程中，由于彈頭對(duì)水的擠壓作用，導(dǎo)致彈體的部分動(dòng)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(dòng)至液艙后板附近時(shí)，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(shí)水的空化壓力也達(dá)到最大。但由于液艙的其它四個(gè)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(duì)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(dòng)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(duì)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(duì)彈體在水中運(yùn)動(dòng)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(shí)速度已降至170 m/s,相同時(shí)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(dòng)，擠壓排水，使之產(chǎn)生徑向運(yùn)動(dòng)而導(dǎo)致的空泡；二是水相對(duì)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(dòng)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(shí)間變化呈單調(diào)遞增趨勢(shì)，當(dāng)彈體運(yùn)動(dòng)至后板位置時(shí)，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(dòng)時(shí)間的關(guān)系

(1)

式中：α為彈頭對(duì)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(shí)間變化關(guān)系對(duì)比。由圖6可見，空泡直徑隨時(shí)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(zhǎng)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(huì)產(chǎn)生直徑更大的空泡。彈體侵徹液艙1.33 ms時(shí)，彈體運(yùn)動(dòng)至液艙后板位置，此時(shí)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(shí)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(shí)由于子彈穿過前板進(jìn)入水中運(yùn)動(dòng)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(duì)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(shí)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(huì)受到彈體撞擊前面板時(shí)產(chǎn)生的沖擊波的作用。因此在彈體對(duì)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(shí)可見，當(dāng)彈體初速度為124.0 m/s時(shí)，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(duì)于2 mm厚的鋁合金板，當(dāng)子彈初速度達(dá)到320.0 m/s時(shí)，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(shí)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(duì)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(shí)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(duì)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(zhǎng)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(duì)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(duì)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(shí)可見，面板的長(zhǎng)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(zhǎng)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(duì)較小，從而導(dǎo)致了靶板沿長(zhǎng)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(zhǎng)度和寬度兩個(gè)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(shí)，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(gè)飽和沖量，當(dāng)彈體初速度達(dá)到臨界值時(shí)，薄膜效應(yīng)能有效抑制后板的變形量增加[13-14]。同時(shí)在彈體速度為124.0 m/s時(shí)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(shí)尺寸達(dá)到最大，并在6.53 ms時(shí)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(huì)繼續(xù)對(duì)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(shí)，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(duì)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(duì)液艙前后面板變形失效的影響，對(duì)相同速度條件下不同彈頭對(duì)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(duì)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(duì)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(huì)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(huì)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(zhǎng)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(zhǎng)度方向中心變形

(c) 后板寬度方向中心變形

(d) 后板長(zhǎng)度方向中心變形

為研究觀測(cè)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(cè)點(diǎn)的選取離面板中心半徑20 mm，觀測(cè)點(diǎn)的最終變形量取長(zhǎng)度方向和寬度方向測(cè)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(cè)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(cè)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(cè)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(huì)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(duì)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(duì)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(huì)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(dòng)至液艙后板位置時(shí)，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(huì)對(duì)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。