含液位置對(duì)蓄液結(jié)構(gòu)抗侵徹性能影響研究

劉 昂，湯宇昕，葉仁傳，任 鵬

(江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，鎮(zhèn)江 212100)

艦船在海洋戰(zhàn)爭中是主要武器平臺(tái)，提高艦船的抗侵徹性能成為當(dāng)今艦船研究的重點(diǎn)[1-2].液艙在彈體及破片的侵徹下會(huì)產(chǎn)生局部高壓，引發(fā)水錘效應(yīng)，進(jìn)而會(huì)對(duì)液艙結(jié)構(gòu)造成嚴(yán)重整體變形及毀傷[3]，嚴(yán)重威脅液艙及其服役結(jié)構(gòu)的使用安全.因此彈體撞擊條件下液艙內(nèi)的水錘效應(yīng)及其毀傷機(jī)理日漸成為研究熱點(diǎn).

近年來，國內(nèi)外的學(xué)者在關(guān)于水錘效應(yīng)對(duì)液艙結(jié)構(gòu)的影響方面進(jìn)行了較為深入研究.文獻(xiàn)[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(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明彈頭系數(shù)越大，壁板的變形越大.文獻(xiàn)[5]通過在充液容器內(nèi)部填充蜂窩結(jié)構(gòu)的流固耦合實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，3種不同擺放方式的蜂窩結(jié)構(gòu)均能減小水錘效應(yīng)對(duì)于充液容器的影響，從而減小壁板的塑性變形，這是由于內(nèi)部的蜂窩結(jié)構(gòu)可以減少空泡在流體中的膨脹.文獻(xiàn)[6]通過實(shí)驗(yàn)結(jié)合仿真的方法分析了高速彈體侵徹凹形充液結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，并發(fā)現(xiàn)與長方體充液相比，凹形充液結(jié)構(gòu)更容易膨脹和變形.文獻(xiàn)[7]利用ANSYS/LS-DYNA對(duì)兩個(gè)球形彈體撞擊充液結(jié)構(gòu)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)當(dāng)兩個(gè)彈體初始距離足夠大時(shí)，空泡在整個(gè)阻力階段的過程中相互作用較弱，此時(shí)后板的變形和單個(gè)彈體撞擊充液結(jié)構(gòu)的后板變形相近，說明此種狀態(tài)下，累積的水錘效應(yīng)并不明顯.文獻(xiàn)[8]探討了在含液結(jié)構(gòu)內(nèi)部添加空氣夾層對(duì)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(xiàn)[9]對(duì)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(dá)到較好的防護(hù)效果.文獻(xiàn)[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(zhuǎn)效應(yīng)影響.

綜上所述，近年來關(guān)于液艙內(nèi)水錘效應(yīng)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(guān)于液艙結(jié)構(gòu)內(nèi)部液體位置對(duì)液艙內(nèi)部水錘效應(yīng)及艙體毀傷的影響研究鮮見報(bào)道.文中基于前期彈體侵徹液艙實(shí)驗(yàn)結(jié)果，結(jié)合數(shù)值仿真方法，對(duì)不同水介質(zhì)填充位置及含液量對(duì)液艙在彈體侵徹條件下導(dǎo)致的水錘效應(yīng)及艙體毀傷的影響規(guī)律進(jìn)行了研究.

1 液艙侵徹實(shí)驗(yàn)

前期實(shí)驗(yàn)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(shí)，在靶艙內(nèi)部固定一個(gè)緩沖屏蔽裝置，用來回收彈體.利用Photron SA-Z高速相機(jī)對(duì)實(shí)驗(yàn)過程中的彈體運(yùn)動(dòng)和水錘空泡演化過程進(jìn)行觀測[11].

圖1 彈體侵徹液艙實(shí)驗(yàn)裝置

液艙主體結(jié)構(gòu)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(qiáng)度鋼，液艙撞擊區(qū)域?qū)挾葹?80 mm，高度為250 mm.液艙前后面板固定于夾具和密封墊之間，側(cè)面固定兩個(gè)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(shí)驗(yàn)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(yàn)證

2.1 數(shù)值仿真模型的建立

結(jié)合前期已完成試驗(yàn)[11]，利用ABAQUS有限元程序?qū)楏w撞擊液艙過程進(jìn)行了仿真驗(yàn)證.基于液艙結(jié)構(gòu)，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(jì)算精度，液艙前后板撞擊區(qū)域?yàn)?.5 mm×0.5 mm×0.125 mm六面體網(wǎng)格，歐拉網(wǎng)格尺寸為2 mm×2 mm×2 mm六面體網(wǎng)格.液艙和彈體材料為鋼，前板和后板為鋁合金，本構(gòu)關(guān)系均采用Johnson-cook模型：

(1)

圖3 彈體侵徹液艙結(jié)構(gòu)的有限元模型

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

(2)

在計(jì)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(yàn)證

基于彈體導(dǎo)致的液艙前后板變形及艙內(nèi)空泡大小驗(yàn)證仿真的有效性.

對(duì)比試驗(yàn)[11]和仿真結(jié)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(shí)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(dá)后板之前，沖擊波和空化壓力已經(jīng)使后板產(chǎn)生了面外變形，并且彈體運(yùn)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(shí)驗(yàn)和仿真得到的最大變形的結(jié)果保持基本吻合，驗(yàn)證了計(jì)算模型的有效性.

圖4 前后板的變形與速度的關(guān)系

彈體在液艙中運(yùn)動(dòng)會(huì)產(chǎn)生空泡，由圖5可知，當(dāng)彈體入射速度v增加時(shí)，在相同時(shí)刻，空泡的半徑會(huì)隨著彈體入射速度的增加而增大.對(duì)于同一個(gè)空泡而言，隨著侵徹時(shí)間t的增加，空泡半徑會(huì)逐漸增大，但增加速率會(huì)逐漸變緩慢.由此可知，試驗(yàn)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(zhì)位置對(duì)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(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上，通過在液艙內(nèi)增加密封固支隔柵，以實(shí)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(nèi)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(nèi)部接觸的兩個(gè)側(cè)面設(shè)置為固端約束，另外兩個(gè)側(cè)面設(shè)置為對(duì)稱約束，利用ABAQUS進(jìn)行數(shù)值計(jì)算.隔柵的撞擊區(qū)域網(wǎng)格為0.5 mm×0.5 mm×0.125 mm的六面體網(wǎng)格，其它部分網(wǎng)格保持不變，通過刪除隔柵前后的水域來實(shí)現(xiàn)隔柵單側(cè)有水或無水時(shí)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(yùn)動(dòng)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(shí)，對(duì)于后端含水液艙，彈體首先撞擊液艙前壁進(jìn)入液艙，進(jìn)而侵徹中部隔柵進(jìn)入水域衰減.此時(shí)彈體周圍被空泡包裹，空泡尺寸隨著彈體運(yùn)動(dòng)而逐漸增大，最后彈體穿出液艙后板.對(duì)于前端含水液艙，彈體撞擊液艙前壁進(jìn)入水域，產(chǎn)生空泡，進(jìn)而侵徹中部隔柵并進(jìn)入液艙后半部分，前部空泡繼續(xù)擴(kuò)展，最終彈體穿出液艙后壁完成侵徹.對(duì)于彈體侵徹隔柵兩端含水的液艙，彈體撞擊液艙前壁進(jìn)入水域，彈體周圍形成空泡，進(jìn)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(yuǎn)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(shí)所出現(xiàn)明顯的空泡頸縮現(xiàn)象，在4.01 ms時(shí)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(zhì)位置及含水量對(duì)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(dāng)液艙內(nèi)未充水時(shí)，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(dāng)液艙充滿水時(shí)，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(shí)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(dāng)入射速度相同時(shí)，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(dāng)入射速度越小時(shí)，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(zhì)區(qū)別在于彈體進(jìn)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(xiàn)[13]的研究，彈體的初始速度-剩余速度擬合曲線如圖9.當(dāng)隔柵兩端無水，前端含水，后端含水和兩端含水時(shí)，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(zhì)位置對(duì)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(shí)，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(jìn)入液艙后半部分時(shí)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(dǎo)致的，分別使彈道極限提高了15.9%和8.7%.對(duì)于液艙而言，在隔柵前端施加水和在隔柵后端施加水都會(huì)提高液艙后板的彈道極限，但前者提高的幅度遠(yuǎn)遠(yuǎn)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(zhì)位置對(duì)液艙后板的彈道極限影響

基于上述結(jié)果，圖11給出了彈體速度位于彈道極限附近時(shí)，不同含水條件下的速度衰減情況.當(dāng)彈體以彈道極限速度在前端含水和兩端含水的液艙中運(yùn)行時(shí)，在穿透隔柵后的剩余速度相接近，在50 m/s左右，由于此時(shí)剩余速度較低，液艙后半部分有水和無水對(duì)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(duì)艙壁形變影響

彈體入射速度為200 m/s時(shí)，液艙后板中心水平方向12 mm處單元的等效應(yīng)力和等效應(yīng)變歷程如圖12、13.由圖12可知，當(dāng)液艙未充水時(shí)，后板等效應(yīng)力在1.4 ms出現(xiàn)第一個(gè)峰值，這是由于彈體侵徹隔柵所產(chǎn)生的破片對(duì)后板沖擊造成的，隨后出現(xiàn)等效應(yīng)力最大值325 MPa，此時(shí)后板的等效塑性應(yīng)變?yōu)?.049.對(duì)于前端含水的液艙而言，當(dāng)彈體運(yùn)動(dòng)到后板時(shí)，等效應(yīng)力迅速增加，最大值達(dá)到310 MPa，此時(shí)后板的等效塑性應(yīng)變?yōu)?.035.對(duì)于后端含水的液艙而言，在0.9 ms時(shí)后板開始顯示一定的等效應(yīng)力，這是由于彈體在侵徹隔柵時(shí)產(chǎn)生的沖擊波對(duì)后板造成的，此工況下等效應(yīng)力的最大值為337 MPa，此時(shí)后板的等效塑性應(yīng)變?yōu)?.062.當(dāng)彈體侵徹兩端含水的液艙時(shí)，等效應(yīng)力最大值為351 Mpa，此時(shí)后板的等效塑性應(yīng)變?yōu)?.071.由圖13可知，對(duì)于液艙后板而言，等效塑性應(yīng)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(yīng)力按從大到小的排列順序下的含水條件保持一致.當(dāng)液艙后板的等效應(yīng)力值和等效塑性應(yīng)變值增加時(shí)，液艙整體更容易出現(xiàn)結(jié)構(gòu)破壞.

圖12 液艙后板距中心12 mm位置的等效應(yīng)力

圖13 液艙后板距中心12 mm位置的等效應(yīng)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(duì)稱分布.當(dāng)液艙前端含水時(shí)，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(duì)彈體速度造成更大的衰減，導(dǎo)致彈體的動(dòng)能在到達(dá)后板時(shí)較小，轉(zhuǎn)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(yīng)所導(dǎo)致，水體會(huì)對(duì)后板產(chǎn)生一個(gè)持續(xù)的作用力，在水體作用下，液艙后板會(huì)產(chǎn)生一個(gè)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(dāng)入射速度分別為120、140、160、180 m/s時(shí)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(jié)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(yīng)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(shí)，全液條件下，前部水錘效應(yīng)導(dǎo)致的中間艙壁變形進(jìn)一步加劇了后部艙內(nèi)的液體運(yùn)動(dòng)，從而導(dǎo)致其后艙壁出現(xiàn)更為嚴(yán)重的變形.4種含液條件中，當(dāng)入射速度為200 m/s時(shí)，液艙由前部含水到全水，后靶的等效應(yīng)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(nèi)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.