高速桿式彈侵徹下蓄液結構的防護能力*

吳曉光，李 典，吳國民，侯海量，朱 錫，戴文喜

(1.中國艦船研究設計中心,湖北 武漢 430064;2.海軍工程大學艦船工程系,湖北 武漢 430064)

彈丸對蓄液結構的沖擊與侵徹會造成災難性后果。在航空領域，高速彈丸對飛機油箱的侵徹將使其產生爆裂破壞進而導致墜機災難[1]。為此，學者們針對燃料箱等特殊輕質容器受侵徹后產生爆裂的防護問題，通過開展彈道侵徹實驗，從彈丸剩余特性[2-3]、壓力載荷特性[4-6]、結構變形破壞[7-8]及空化效用[9-11]等方面對該問題進行了詳細的研究。而在艦船領域，為抵御爆破型水中兵器接觸爆炸產生的高速破片侵徹破壞，設計人員利用彈丸在液體運動中的速度衰減作用，提出在艦船舷側設置防護液艙結構，以保證其后方結構和艙室的安全。因此，與上述輕質容器研究目的不同的是，提高其防護能力成為研究重點。沈曉樂等[12]采用3.3 g立方體破片進行了侵徹防護液艙實驗，分析了破片速度衰減規律。李營等[13]研究了破片侵徹液艙過程中的能量轉換關系，孔祥韶等[14]提出了液艙防護爆炸破片的判據和設計方法。以上研究者對破片侵徹液艙的運動特性和耗能機理開展了較為深入研究，而對液艙防護能力的影響因素問題關心較少。雖然理論上增加防護液艙水域深度或艙壁厚度可提高其防護能力，但均會大大增加船體的重量。所以，開展前、后面板厚度優化設計對于提高液艙等蓄液結構的防護能力具有重要的指導意義。基于此，本文中擬進一步開展蓄液結構彈道侵徹實驗，通過改變前、后面板厚度匹配關系，研究其對蓄液結構破壞模式、壓力載荷特性及防護能力的影響，為提高蓄液結構防護能力設計提供參考依據。

1 實 驗

實驗發射裝置采用14.8 mm口徑的滑膛彈道槍，采用火藥推進，通過調整藥量控制發射速度，采用專制靶架及靶網測速系統測試彈丸初速及穿透蓄液結構后的剩余速度，如圖1所示。箱型蓄液結構尺寸為600 mm×600 mm×100 mm,分為前面板、后面板、側板等3個部分。液體選用為水。實驗前通過進、出水管使箱形結構蓄滿水。固定前、后面板總厚度為6 mm，通過改變前后面板厚度，設計1 mm/5 mm、2 mm/4 mm和4 mm/2 mm這3種厚度配比關系，側壁面板厚度為10 mm，相關結構見圖2。面板材料均采用Q235鋼。彈丸采用圓柱形，彈徑為14.5 mm,長度為18 mm，質量為24.5 g，材料為經過淬火處理的45鋼，面板和彈丸材料的主要性能如表1所示，其中：E為彈性模量，ρ為密度，ν為泊松比，σy為屈服應力，σb為抗拉強度，δ為伸長率。不同工況下實驗結果如表2所示，其中：h1、h2為前、后面板厚度，v0為彈丸初速，vr為剩余速度，ΔE為吸能，pm入射壓力峰值，pc為空化載荷壓力峰值。由于入射壓力峰值pm作用時間極短，壓力峰值取沖擊脈沖的波峰值，而空化載荷壓力峰值pc作用時間較長，取該段時間內的平均值作為其壓力峰值。

材料E/GPaρ/(kg·m-3)νσy/MPaσb/MPaδ/%45鋼20578000.333559816Q235鋼21078500.3235400～49022

表2 彈道實驗結果Table 2 Result of ballistic experiment

2 破壞模式分析

2.1 彈丸破壞模式

圖3所示為實驗后彈丸破壞形貌。由圖中可以看出，實驗后殘余彈丸長度變短，端部出現鐓粗，直徑分別為17.4、18.0和19.2 mm；彈丸產生質量侵蝕，剩余質量分別為23.8、23.3和22.4 g，其破壞模式主要是侵蝕-鐓粗失效。

根據受力特性、破壞模式的不同，可將彈丸破壞過程主要分為3個階段：第1階段，彈丸高速侵徹前面板，彈靶撞擊處壓縮波的作用使其產生壓縮變形及質量損耗。第2階段，彈丸穿透前面板開始在液體中運動，在此過程中彈丸是否產生變形取決于撞擊液體速度，文獻[15]研究表明，對于低碳鋼彈丸，v0>966 m/s時，撞擊液體產生的壓縮應力將大于低碳鋼的動屈服強度，彈丸將產生鐓粗變形。第3階段，彈丸低速撞擊后面板，彈丸是否進一步產生鐓粗變形與此時撞擊速度有關。實驗中彈丸初速均在790～1 100 m/s之間，由上文中分析可知，此速度區間下彈丸在液體中運動過程基本不產生鐓粗變形，并且彈丸運動速度已在液體中大大衰減，其撞擊后面板所產生鐓粗變形也較小。因此，認為第1階段即彈丸侵徹前面板階段是彈丸產生侵蝕-鐓粗失效的主要階段。

2.2 蓄液結構破壞模式

圖4所示為蓄液結構前后面板1 mm/5 mm厚度匹配時實驗后破壞形貌。由圖4可知, 當彈丸初速v0=792.44 m/s時，前面板破壞模式為剪切沖塞-薄膜鼓脹變形破壞，其破壞過程主要分為2個階段。首先，彈丸高速侵徹、擠鑿前面板形成沖塞破壞，然后彈丸在封閉液艙結構運動過程中形成空泡，其膨脹排開的周圍液體將不斷擠壓前、后面板。由于1 mm前面板剛度遠小于5 mm后面板，因而前面板先產生鼓脹變形。當彈丸初速v0=958.22,1 067.99 m/s時，前面板不僅產生剪切沖塞-薄膜鼓脹變形破壞，更在面板中部產生了大面積凹陷變形。這是因為當彈丸穿出后，空泡開始迅速收縮，液艙結構內產生負壓。由空泡軸、徑向增長速度正比于彈丸初速[16]，根據文獻[16]公式近似計算v0=792.44,958.22,1 067.99 m/s時，所形成空泡尺寸分別為8.3、9.6和12.2 cm，即隨著彈丸初速的增加，最終所形成空泡尺寸不斷增大，進而潰滅后產生的結構內外壓力差也將增大。當液艙結構內外壓力差大到一定值時，較小剛度的前面板不足以抵抗外界大氣壓對前面板的壓力作用，將產生凹陷變形破壞。對于后面板，其破壞模式為隆起-碟形變形破壞，破壞過程可主要分為兩階段。首先，彈丸運動所形成空泡膨脹排開的周圍液體不斷擠壓后面板使其初步產生一定彎曲變形。然后經前面板穿甲、液體運動2個階段后速度已大幅衰減的彈丸，將撞擊侵徹后面板，使其在著靶處產生局部隆起-碟形變形破壞。

圖5所示為蓄液結構前后面板2 mm/4 mm厚度匹配時實驗后破壞形貌。由圖5中可以看出，當彈丸初速v0=773.56 m/s時，前面板破壞模式為剪切沖塞-薄膜鼓脹變形破壞。當彈丸初速v0=953.97,966.84 m/s時，2 mm前面板并未向前述1 mm面板產生凹陷變形，其破壞模式仍為剪切沖塞-薄膜鼓脹變形破壞，并且薄膜鼓脹變形隨彈丸初速增加而越嚴重。對于后面板，其破壞模式與上述5 mm后面板破壞模式相同，其破壞模式仍為隆起-碟形變形破壞。由于4 mm后面板較5 mm后面板剛度降低，因而碟形變形撓度較5 mm后面板進一步加大。

圖6為蓄液結構前后面板4 mm/2 mm厚度匹配時實驗后破壞形貌。由圖中可以看出，4 mm前面板的破壞模式并未如1、2 mm前面板一樣產生薄膜鼓脹破壞，其破壞模式僅為剪切沖塞破壞。同樣地，與上述4、5 mm后面板破壞模式不同的是，2 mm后面板破壞模式由隆起-碟形-彎曲變形破壞轉變為薄膜鼓脹-花瓣開裂破壞。這是因為空泡體積膨脹排開的液體與面板擠壓時，主要引起剛度相對較小的面板產生薄膜鼓脹破壞，由于4 mm前面板剛度大于2 mm后面板，因而主要使較薄后面板產生鼓脹變形。另外，彈丸在撞擊后面板前，其撞擊點附近區域已預加巨大應力[6]，進而在侵徹較薄后面板時產生花瓣開裂破壞。

圖7所示為不同工況下前、后面板穿孔軸線處撓度曲線。

結合上述分析可知，前、后面板破壞模式主要由彈丸侵徹和液體擠壓作用共同決定。彈丸侵徹作用主要使前、后面板產生如沖塞、隆起等局部破壞，液體擠壓作用主要使前、后面板產生大面積的鼓脹變形。前后面板厚度匹配不同時，破壞模式也會發生改變。固定前、后面板總厚度不變時，隨著前、后面板厚度比的增大，前面板破壞模式由剪切沖塞-薄膜鼓脹-凹陷變形轉變為剪切沖塞-薄膜鼓脹直至剪切沖塞破壞。后面板破壞模式由隆起-碟形破壞轉變為薄膜鼓脹-花瓣開裂破壞。因而前后面板破壞模式是相互影響的，前后面板的厚度匹配決定了其相應破壞模式發生。

3 壓力載荷特性分析

觀察文獻[17]中布置在彈道軸線附近壓力測點所測壓力峰值時程曲線，如圖8所示，發現整個過程主要分為入射壓力、拖拽壓力、空化潰滅壓力等幾部分。圖9所示為工況1中壓力測點所測壓力時程曲線，實驗中壓力測點對稱布置在蓄液結構側壁面板。由于彈道軌跡基本在中心線附近，因而工況1中2個測點測得的壓力時程曲線的變化規律基本相同，具有較好的一致性。并進一步結合文獻[6]對沖擊載荷毀傷蓄液結構的作用過程分析，將所測壓力時程曲線主要分為入射壓力波和空化壓力載荷2個部分，其與文獻[17]所觀測壓力時程曲線有較大區別，這是因壓力測點布置位置不同所致，本文中壓力測點布置在防護液艙結構側壁，因而很難捕捉到往往產生在彈道軌跡附近所產生的拖拽壓力、空化潰滅壓力，而文獻[17] 中布置位于彈道軸線的壓力測點在彈丸運動過后迅速進入空泡內，因而也很難捕捉到后續長時間的空化載荷壓力峰值。

圖10所示為壓力峰值隨初速變化關系曲線。對于入射波壓力峰值，其與彈丸穿透前面板后撞擊液體的速度平方成正比例關系[16]。實驗彈丸以初速v0=773～790 m/s侵徹1、2和4 mm前面板時，其破壞模式均為絕熱剪切沖塞破壞。由穿甲力學理論可知，絕熱剪切沖塞破壞時靶板強度對彈丸抵抗作用大大減弱，因而彈丸穿透厚度不同的1、2和4 mm前面板后剩余速度相差不大，進而撞擊液體產生的入射波壓力峰值也相差較小，所測峰值分別為9.70、9.22和8.90 MPa。所以，彈丸高速侵徹蓄液結構時，若前面板破壞模式為絕熱剪切沖塞，則入射波壓力峰值主要由彈丸初速決定，前面板厚度對其影響不大。根據本文中實驗數據，擬合入射壓力波壓力峰值pm(Pa)與彈丸初速v0(m/s)關系曲線：

對于空化載荷壓力峰值，由空泡徑、軸向擴張速度正比于彈丸運動速度[17]，因而隨著彈丸初速增加，空泡徑、軸向膨脹擴張速度將不斷加快，進而使排開的周圍液體對前后面板的擠壓作用也不斷加劇。因此，隨著彈丸初速增大，空化壓力載荷壓力峰值略有增加，但其增幅遠遠小于入射壓力峰值增幅。

綜合上述分析可知，對于入射壓力波，彈丸初速是影響其壓力峰值大小的主要因素，入射波壓力峰值隨著彈丸初速增加呈二次函數迅速增大，前面板厚度的改變對入射壓力波壓力峰值的影響不大。對于空化壓力載荷，彈丸初速以及前、后面板的厚度匹配關系對其壓力峰值影響均不大。

4 防護能力及吸能對比分析

圖11為不同前后面板厚度匹配下彈丸初速隨吸能變化關系曲線。由圖中可以看出，相同前后面板厚度配比下，隨著彈丸初速的增加，蓄液結構總吸能是不斷增大的，并且基本成線性增長。彈丸初速相同時，前后面板厚度配比不同，蓄液結構吸能大小也有所不同。對比分析可知，1 mm/5 mm厚度配比下的蓄液結構吸能最多，而4 mm/2 mm厚度配比下的蓄液結構吸能最少，2 mm/4 mm厚度配比下的蓄液結構吸能居中。這是因為當前面板薄后面板厚時，彈丸侵徹前面板后仍能以較高速度在液體中運動，由彈丸在水中運動所受阻力與速度平方成正比，因而彈丸初速度將迅速衰減，其沖擊動能迅速轉化為水的動能。當彈丸運動至后面板時，較厚的后面板足以抵御彈丸侵徹作用。而當前面板厚后面板薄時，彈丸侵徹前面板后速度已大幅降低，隨后在液體運動時所受液體阻力及速度衰減將大大減小，即液體的抗侵徹能力大大減弱。當彈丸運動至后面板時，較薄的后面板不足以抵御彈丸侵徹作用。

綜上可知，前后面板總厚度一定時，前面板薄后面板厚的蓄液結構吸收沖擊動能多，抗侵徹能力也更強。因此，為提高防護液艙等蓄液結構防護能力，其在防護設計時應選用前面板薄、后面板厚的厚度匹配關系。同時，由破壞模式研究分析可知，若較薄的前面板參與結構承載，則前面板厚度存在極小值，以免因其所產生凹陷、鼓脹大變形影響整體結構承載能力。

4 結 論

(1)對于入射壓力波，彈丸初速是影響其壓力峰值的主要因素，前、后面板厚度匹配關系對壓力峰值影響不大。而對于空化壓力載荷，彈丸初速和前、后面板厚度匹配關系對其壓力峰值影響均不大。

(2)固定蓄液結構前后面板總厚度不變時，隨著前后面板厚度比的增大，前面板破壞模式由剪切沖塞-薄膜鼓脹-凹陷變形轉變為剪切沖塞-薄膜鼓脹直至剪切沖塞破壞。后面板破壞模式由隆起-碟形破壞轉變為薄膜鼓脹-花瓣開裂破壞。前后面板破壞模式是相互影響的，前后面板的厚度匹配決定了其相應破壞模式發生。

(3)固定前后面板總厚度不變時，前面板薄后面板厚的蓄液結構，吸收沖擊動能更多，抗侵徹能力也越強。因此，蓄液結構在進行防護能力設計時應選用前面板薄、后面板厚的厚度匹配關系。同時，若較薄的前面板參與結構承載，則前面板厚度存在極小值，以免因其所產生凹陷或鼓脹大變形影響整體結構承載能力。

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