充液格柵結構抗射彈沖擊特性研究

張 宇, 王彬文, 劉小川, 惠旭龍, 郭 軍

(中國飛機強度研究所結構沖擊動力學航空科技重點實驗室，西安 710065)

高速射彈穿透飛機或撞擊車充液油箱時,射彈受到燃油的阻力,動能通過燃油傳遞到壁板上,產生水錘效應，引起結構災難性的破壞。

外國對貫穿彈道物沖擊充液箱體結構的響應研究開展較早。20世紀70—80年代，Fuhs等[1]、Patterson[2]、Bless等[3]、Lundstorm等[4-5]基于試驗結果，指出射彈的入射角度和質量是影響射彈動能損失的主要因素。Disimile等[6]分別進行了鎢合金、鋁合金和鋼射彈撞擊充液箱體的試驗，并測量了不同位置的壓力變化和空穴變化，得到了液體壓力的傳播方式。Varas等[7]通過試驗研究了高速射彈對不完全充液鋁管的毀傷影響，發現充液比例越高，鋁管產生的塑性變形區越大。Deletombe等[8]則研究了“有限”和“無限”大充液箱體在射彈沖擊中的不同，并得到了沖擊波峰值和對應時間。

在研究充液箱體抗射彈毀傷機理的基礎上，學者們通過實驗和數值仿真等手段初步研究如何提高充液箱體抗射彈沖擊毀傷能力。實驗方面，Zapel[9]發現在箱體內部增加泡沫內襯可有效降低充液箱體的破壞，但該方法降低程度有限且嚴重減小箱體容積；Townsend等[10]通過引入低阻抗物質干擾射彈沖擊產生的沖擊波，該方法的有效性有限且引入更加復雜的結構，降低整體結構的可靠性；Childress[11]基于F22提出蜂窩式翼盒結構，發現其不僅質量輕，而且能夠將損傷控制在數個翼盒之內，保證整體結構的完整性；Disimile等[12]在箱體內部設計鋸齒結構，通過波的相互作用破壞沖擊波，進而保證結構的安全性，并基于試驗驗證了結構的有效性，但該設計受射彈入射方向約束；Guerrero等[13]提出了鋁蜂窩式設計方法，通過在鋁管中填放鋁蜂窩材料，限制空腔的擴展膨脹，減小射彈沖擊下充液鋁管的變形損傷程度。數值仿真方面，Liu等[14]發現橡膠夾層可有效緩解壁板的動態響應過程，減小壁板變形，其設計思想與Townsend等[10]相似；Varas等[15]研究了金屬夾層壁板鋪層方式對充液箱體毀傷能力的影響。

中外學者針對充液箱體抗射彈沖擊毀傷已開展了大量的工作，但在如何提高充液箱體抗射彈沖擊毀傷能力方面研究較少，且提出的方法主要用于降低沖擊波幅值，存在一定的約束性。因此，考慮格柵結構具有優良的抗沖擊性能、較高的結構效率和可設計性強等特點，設計不同格柵單元的格柵結構，并通過二級炮系統開展格柵結構抗射彈沖擊毀傷實驗，同時考慮到實驗的不足(無法獲得射彈速度全場變化、壁板變形等物理量)，建立經實驗驗證的有限元模型，結合實驗與數值仿真系統性研究格柵數量對格柵結構抗射彈沖擊毀傷效應的影響。

1 試驗方案

1.1 試驗件設計與試驗方法

為研究格柵結構抗射彈沖擊毀傷效應，設計加工1×1、3×3和5×5三種格柵結構。3×3格柵結構CATIA模型如圖1所示。實驗中，格柵結構箱體充液比例均為80%，射彈沖擊速度為750 m/s。

圖1 格柵結構CATIA模型Fig.1 Grid structure CATIA model

三種格柵結構尺寸均為700 mm×700 mm×700 mm，其中外壁板厚5 mm，內壁板厚2 mm，均為2024-T42鋁合金。壁板與壁板之間采用螺栓連接，同時在內壁板上設計通孔，保證流體流通性及液面高度的一致性。

實驗中為了觀察射彈在流體中的運動規律，在支撐夾具上方采用15 mm厚的有機玻璃，并進行密封防水處理，如圖2所示。同時實驗前對試驗件和支撐夾具連接處進行密封防水處理。

圖2 支撐夾具Fig.2 Support fixture

壁板的變形是研究格柵結構毀傷程度最直接因素，實驗中通過應變片的應變峰值來表征壁板的變形毀傷程度。為研究前、后、壁板變形毀傷程度，以射彈沖擊點為中心，沿四個方向分別布置應變片。圖3給出了前壁板、后壁板和側壁板上應變片的粘貼位置及相應應變片編號。

圖3 應變片布置圖Fig.3 Strain gauge layout

實驗中共需要兩臺攝像機，其中一臺用來測射彈的初速度和剩余速度，另外一個用于觀測射彈在流體中運動規律。由于格柵沿上下方向是貫通的，故實驗中基于鏡面反射原理，采用如圖4所示的方式觀察射彈在流體中運動規律。攝像機空間分布如圖5所示。

圖4 高速相機布置示意圖Fig.4 High-speed camera layout

圖5 高速相機位置俯視示意圖Fig.5 High-speed camera position

1.2 試驗裝置

實驗中所使用的二級輕氣炮系統主要由氣源系統、炮尾部件、活塞、一級炮管、支撐體、一二級炮管轉接體、二級炮管、彈托收集器和靶室等組成，如圖6所示。

圖6 二級輕氣炮系統Fig.6 Two-stage gas gun system

二級輕氣炮系統所使用的射彈如圖7所示。射彈前段為半球頭，直徑12.7 mm，圓柱段長度 75 mm，質量77 g，材料為30CrMnSiA。高速數碼攝像機可以獲得射彈的運動軌跡，同時通過數據處理系統，獲得射彈的空間位置點和相應時間間隔，從而得到射彈的速度變化。實驗中使用Phantom V2012高速攝像機，拍攝速度106fps。

圖7 射彈形狀Fig.7 Projectile shape

2 試驗結果分析

射彈在流體中運動軌跡和壁板損傷如圖8、圖9所示。從圖8、圖9可以看到，射彈在流體中運動姿態保持較好，未發生翻轉等情況。對比實驗結果，發現不同格柵結構前壁板損傷基本一致，略大于射彈尺寸；但后壁板的損傷區域和損傷程度隨著格柵數量的增加而增大，其中1×1和3×3格柵結構產生局部剪切沖塞破壞，而5×5格柵結構產生明顯的花瓣式破壞。對照高速攝像視頻，發現內部壁板影響射彈的運動姿態，射彈沖擊5×5格柵結構后壁板時產生輕微翻轉，導致花瓣式破壞。

圖8 實驗射彈軌跡Fig.8 Experimental projectile trajectory

圖中數字代表應變片編號圖9 壁板損傷變形Fig.9 Deformation of the panels

2.1 射彈速度變化

射彈動能是格柵結構能量來源的唯一途徑。實驗中，通過高速攝像機系統獲得射彈在不同時刻的坐標，將對應的時間點和坐標值進行數值處理，獲得射彈在沖擊充液格柵結構過程中速度變化。其中，對于3×3和5×5格柵結構，實驗中格柵壁板對速度測量存在影響，只能獲得部分區域的速度。

當射彈初速為750 m/s時，實驗獲得的射彈速度變化規律如圖10所示。可看到，1×1格柵結構射彈剩余速度最大，5×5格柵結構射彈剩余速度最小，但剩余速度相差較小。說明隨著格柵數量的增加，射彈沖擊過程中能量耗散逐漸增加。

圖10 射彈速度衰減變化Fig.10 Atteruation of projectile velocity decay

2.2 1×1格柵結構毀傷程度分析

針對1×1格柵結構，通過壁板應變數據研究充液結構抗射彈沖擊的基本規律，為多胞元格柵結構提供對比參考。

射彈750 m/s沖擊下，應變片3、4獲得的應變數據如圖11(a)所示。由圖11(a)可以看出，距離撞擊點越近，達到應變峰值的時間越短；但應變峰值及應變-時間曲線整體變化趨勢基本一致。

圖11 應變片獲得的應變-時間曲線Fig.11 Strain-time curves obtained from strain gauges

圖11(b)給出了關于撞擊點水平對稱的應變片5、8的應變。由結構對稱性[圖11(b)]可看出，應變峰值及整個時間段內應變變化趨勢基本一致。存在差異是因為實驗中真實撞擊點與理想撞擊點存在一定的實驗誤差。

關于撞擊點垂直對稱的應變片1、4的應變值如圖11(c)所示。從圖11(c)可以看出，應變-時間曲線在初始階段完全一致；曲線后半段應變片4測得的應變維持在2 000με左右，然后減小；而應變片1測得的應變先減小，之后維持在1 000με左右。

當射彈撞擊格柵結構前壁板時，前壁板開始發生損傷。由于結構對稱性，應變片1、4測量的應變一致；當射彈穿透前壁板進入流體時，動能傳遞給流體，產生空腔效應，進而對壁板產生壓力。實驗中，格柵箱體是開口且未充滿狀態，上半部分流體可向自由界面運動，降低空腔效應對壁板產生的壓力載荷，所以應變片1測得的應變先減小，之后維持在較低的水平；而下半部分空腔效應對壁板產生的壓力載荷無法釋放，所以應變片4測得的應變先維持在較高的水平，再減小。因此，對于非完全充液且開口格柵結構，沖擊過程中下半部分損傷比上半部分嚴重。

側壁板上應變片獲得的應變-時間曲線如圖12所示。從圖12可以看出，側壁板測量點的初始應變峰值基本一致，應變片35和36的二次峰值較大，其次是應變片32，應變片31的二次峰值最小。這是由于射彈在流體中形成的沖擊波波速遠遠大于射彈速度，初始應變峰值是沖擊波作用在側壁板上產生的，二次應變峰值是空腔擴展壓力載荷在側壁板上產生的。圖13給出了空腔擴展與側壁板應變片相對位置的平面圖。從圖13可以看出，空腔擴展對應變片35和36影響最大，考慮開口對空腔擴展壓力載荷的釋放作用，空腔擴展對應變片31的影響最小。

圖12 側壁板應變-時間曲線Fig.12 Side panel strain-time curve

圖13 空腔擴展與側壁板應變片相對位置Fig.13 Cavity expansion and relative position of the side panel strain gauge

2.3 格柵結構毀傷程度分析

在1×1格柵結構毀傷規律的基礎上，進一步分析3×3和5×5格柵結構抗射彈沖擊毀傷能力。

射彈750 m/s沖擊下，應變片3、4應變峰值如圖14(a)所示，應變片5、8應變峰值如圖14(b)所示。由圖14可以看出，格柵數量對前壁板應變峰值基本沒有影響，約為2 000με。說明格柵數量對前壁板變形損傷影響較小，不影響前壁板的損傷變形。

圖14 各應變片的應變峰值Fig.14 Strain peaks from strain gauges

基于圖13可以看出，內部的格柵平板會作為邊界抑制空腔在垂直于該方向上的擴展。因此格柵單元越多，即內部格柵平板越多，抑制效果越強，傳遞到側壁板上的壓力載荷越小，側壁板的應變峰值越小。圖15給出了側壁板應變峰值大小對比，其中1×1格柵結構應變峰值均值為1 878με；3×3為1 654με，比1×1小11.9%；5×5為1 195με，比 1×1小36.4%。與分析結果一致，驗證其正確性。說明隨著格柵單元的增加，格柵結構側壁板的安全性越高。

圖15 格柵結構側壁板應變峰值Fig.15 Strain peaks of the side panel

3 數值模擬

實驗中獲得了射彈速度變化以及格柵結構壁板應變等物理量，但無法獲得射彈侵徹壁板和流體過程中速度變化、壁板變形等物理量。因此，在實驗的基礎上，基于LS-DYNA有限元軟件，開展與實驗工況一致的數值仿真研究工作。

3.1 有限元模型

基于LS-DYNA有限元軟件，建立與實驗完全相同的有限元模型，如圖16所示。射彈采用Lagrange八節點實體單元，格柵結構采用Lagrange四邊形單元，水采用光滑粒子流體動力學方法(SPH)單元[16]，計算時長2 ms。

圖16 充液比例80%格柵有限元模型Fig.16 Finite element model of 80% filling ratio grid

考慮沖擊過程中損傷區域集中在沖擊點附近，為提高計算效率，將沖擊點附近網格加密，1×1、3×3、5×5格柵結構分別劃分為52 224、94 206、152 940個單元，射彈劃分為752個單元。同時考慮內部壁板厚度對流體分布的影響，對格柵胞元內部流體單獨建模，避免出現初始穿透，1×1、3×3、5×5格柵結構流體分別劃分為466 404、464 752、462 120個單元粒子。

表1為格柵結構的材料參數，由前期實驗獲得；表2為射彈參數，液體材料參數如表3[17]所示。

表1 2024-T42鋁合金材料參數Table 1 2024-T42 aluminum alloy material parameters

表2 射彈材料參數Table 2 Projectile material parameters

表3 SPH單元材料參數[17]Table 3 SPH element material parameters[17]

3.2 模型驗證

格柵結構抗射彈沖擊過程中，實驗和數值仿真獲得的射彈速度變化如圖17所示。由圖17可以看到，數值仿真與實驗獲得的射彈速度變化規律一致性較好，速度最大誤差小于10%。因此，建立的有限元模型可用于格柵結構抗射彈沖擊數值仿真研究。

圖17 仿真速度與實驗對比Fig.17 Comparison between simulation and experiment

3.3 數值仿真結果分析

射彈高速沖擊1×1、3×3和5×5格柵結構過程中獲得的速度-時間曲線如圖18所示。由圖18可以看出，速度-時間曲線在時刻1之前基本一致；在時刻1射彈首次侵徹5×5格柵結構內部壁板，導致射彈速度衰減加快，3×3和1×1格柵結構射彈速度基本一致；在時刻2射彈首次侵徹3×3格柵結構內部壁板，導致射彈速度衰減加快。最終隨著格柵數量的增加，射彈剩余速度越小，即射彈傳遞給流體和壁板的能量越來越多。

圖18 格柵結構射彈速度變化Fig.18 Variation of projectile velocity with grid structure

圖19給出了前壁板、后壁板和側壁板在射彈沖擊時的變形情況。由圖19可以看到，壁板變形隨著格柵單元增加而減小；3種格柵結構后壁板變形最大，這是因為射彈接近后壁板時，在運行前方產生一個超壓，后壁板產生預應力場，變形程度更加嚴重；1×1和3×3格柵結構前壁板變形模式與5×5格柵結構不同，這是因為高速沖擊只在沖擊點附近產生局部變形，而射彈傳遞給流體的沖量(在前壁板上與射彈運動方向相反，圖20紫箭頭方向)導致前壁板遠離沖擊點區域發生反向塑性變形，但 5×5格柵結構由于格柵單元較小，內部壁板變形(圖20中藍箭頭方向)對前壁板產生沿射彈方向的拉力(圖20 紅箭頭方向)不可忽略，導致變形方式不同。

圖19 格柵結構前、后、側壁板變形Fig.19 Front,rear and side wall deformation of the grille structure

圖20 流體及內部壁板對前壁板作用Fig.20 Effect of fluid and internal panel on the front panel

4 結論

基于二級空氣炮系統開展1×1、3×3和5×5格柵結構抗射彈沖擊毀傷實驗，并在實驗的基礎上，基于LS-DYNA有限元軟件，建立經實驗驗證的有限元模型，得到格柵數量對格柵結構抗射彈沖擊毀傷效應的影響。得出如下主要結論。

(1)射彈高速沖擊下，格柵結構后壁板變形損傷最嚴重，且壁板下半部分變形損傷程度大于上半部分壁板。

(2)5×5格柵結構由于格柵單元較小，內部壁板變形對前壁板產生沿射彈方向的拉力不可忽略，在內部壁板變形和流體對前壁板的共同作用下，5×5格柵結構前壁板變形趨勢與1×1和3×3格柵結構前壁板的變形趨勢不同。

(3)射彈沖擊過程中獲得的總能量隨格柵數量的增加而增加，但內部壁板變形耗散更多的能量，導致外壁板變形程度隨著格柵數量增加而減小，提高了結構的抗毀傷能力。