傾斜式液艙壁防御爆炸破片侵徹機(jī)理研究*

王浩杰 李曉彬 趙鵬鐸 李思宇 張 磊 李 茂

(武漢理工大學(xué)交通學(xué)院1) 武漢 430063) (海軍研究院2) 北京 100161)

0 引 言

艦船防護(hù)液艙可吸收爆炸所產(chǎn)生破片，有效保護(hù)舷側(cè)重要艙室[1].以往的研究主要針對(duì)直立式縱艙壁，而大型艦船舷側(cè)防護(hù)液艙壁往往設(shè)置一定傾角，研究這種結(jié)構(gòu)形式的液艙對(duì)爆炸破片的防御機(jī)理可為艦船防護(hù)液艙設(shè)計(jì)提供依據(jù).

由于其軍事敏感性，國(guó)外的相關(guān)研究公開(kāi)較少.Lee等[2]研究了高速入水破片速度衰減及空穴發(fā)展的理論模型；Townsend等[3-7]對(duì)充液容器遭受高速?gòu)楏w打擊時(shí)的力學(xué)特性進(jìn)行了大量的相關(guān)實(shí)驗(yàn)研究、理論研究和仿真分析，可供參考和借鑒.國(guó)內(nèi)的相關(guān)研究起步較晚，朱錫等[8-9]針對(duì)艦船水下多層防護(hù)結(jié)構(gòu)開(kāi)展了一系列的模型試驗(yàn)，主要分析了水下接觸爆炸時(shí)直立式液艙壁的毀傷模式和吸能機(jī)理.沈曉樂(lè)等[10]開(kāi)展了高速破片侵徹小型液艙的試驗(yàn)研究，討論了彈體墩粗效應(yīng)和阻力系數(shù)對(duì)其侵徹能力的影響；Zhang等[11]采用AUTODYN對(duì)不同入射角度的立方體破片對(duì)液艙的侵徹特性進(jìn)行了研究，認(rèn)為存在使得破片速度最快衰減的某個(gè)特定入射角度.來(lái)曙光等[12]對(duì)破片在液體中運(yùn)動(dòng)規(guī)律進(jìn)行分析，認(rèn)為液體抵擋破片高速度侵徹比抵擋低速度侵徹有效.大型水面艦船的水下舷側(cè)在魚(yú)雷接觸爆炸作用下，由艙壁破損引起的破片主要沿水平方向運(yùn)動(dòng)，液艙的設(shè)計(jì)應(yīng)主要針對(duì)該類(lèi)破片進(jìn)行考慮.

傾斜式液艙壁對(duì)破片的防御過(guò)程可以近似等效為破片斜侵徹和破片斜入水兩個(gè)階段.首先基于理論推導(dǎo)方法，對(duì)破片斜角侵徹耗能進(jìn)行了分析.然后以平頭破片為研究對(duì)象，采用數(shù)值仿真方法，分析了入射角度對(duì)破片入水速度衰減和偏轉(zhuǎn)的影響.最后基于上述研究，采用非線(xiàn)性動(dòng)力分析軟件AUTODYN建立了艙壁仿真模型，對(duì)直立式和傾斜式縱艙壁對(duì)爆炸破片的防御效果進(jìn)行了對(duì)比分析.

1 破片斜侵徹耗能分析

對(duì)破片垂直侵徹艙壁板的分析，可將其看做中厚靶板抗侵徹問(wèn)題進(jìn)行分析.假設(shè)破片侵徹靶板的動(dòng)能損失主要轉(zhuǎn)化為彈靶擠壓耗能和沖塞剪切耗能，根據(jù)能量守恒定律：

(1)

式中：mp為彈體質(zhì)量；v0為初始速度；mt為沖塞塊質(zhì)量；vr為剩余速度；Ep為擠壓塑性變形能；Es為剪切塑性變形能.彈靶擠壓變形能和剪切變形能可以表示為

(2)

式中：kp為擠壓復(fù)合穿甲系數(shù)；ks為穿甲復(fù)合系數(shù)；d為彈體直徑；b為靶板厚度；Cd為墩粗率，Cd=d′/d，其中d′為彈體墩粗后直徑；Cs為沖塞厚度比.則破片的侵徹耗能為

(3)

破片垂直侵徹中厚靶板后的剩余速度為

(4)

破片以斜角侵徹靶板時(shí)，由于彈體對(duì)靶板的鑿離，導(dǎo)致破片擊穿后產(chǎn)生飛逸現(xiàn)象[13]，其運(yùn)動(dòng)方向不再沿原撞擊方向,見(jiàn)圖1.當(dāng)飛逸角度為β時(shí)，破片的有效撞擊速度為

(5)

圖1 平頭彈擠鑿靶板過(guò)程

為了使式(2)滿(mǎn)足斜角侵徹的情況，需要對(duì)靶板厚度及彈體的墩粗直徑進(jìn)行一定的修正，當(dāng)侵徹角度為θ時(shí)，為

(6)

聯(lián)立式(1)～(6)，即可得到破片的斜侵徹耗能及剩余速度的表達(dá)式.

(7)

(8)

式(6)～(7)表明，靶板厚度及彈體墩粗直徑的增加，導(dǎo)致彈體的侵徹耗能增加至原來(lái)的1/cos3θ倍，又由于沖塞質(zhì)量mt增大了1/cos2θ倍，對(duì)比式(4)和式(8)，可知破片斜侵徹靶板的剩余速度比垂直侵徹時(shí)要小.

2 傾角對(duì)破片入水速度衰減的影響

2.1 仿真模型及方法驗(yàn)證

采用顯式動(dòng)力分析軟件AUTODYN建立破片斜入水的數(shù)值仿真模型(見(jiàn)圖2)，破片為直徑12.65 mm、長(zhǎng)度25.4 mm的圓柱形彈體，采用拉格朗日單元建立，水和空氣采用歐拉單元建立.水域?yàn)檫呴L(zhǎng)為400 mm的正方體.空氣采用理想氣體狀態(tài)方程，水介質(zhì)使用Shock狀態(tài)方程描述材料的基本特性，彈體材料選用4340合金鋼，本構(gòu)模型采用Johnson-Cook模型，損傷準(zhǔn)則采用延性損傷準(zhǔn)則.

圖2 有限元計(jì)算模型

為了驗(yàn)證該數(shù)值方法是否可行，以該模型為基礎(chǔ)進(jìn)行了數(shù)值模擬.試驗(yàn)和仿真在0.22和0.44 ms時(shí)刻的空穴發(fā)展情況見(jiàn)圖3.

圖3 試驗(yàn)和仿真的破片空穴對(duì)比

其在相同時(shí)刻的空泡尺寸誤差均小于10%，說(shuō)明有限元計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果中的空穴尺寸及空穴發(fā)展到該尺寸所用的時(shí)間均吻合良好，該數(shù)值仿真方法能較好地對(duì)高速破片入水產(chǎn)生的空泡進(jìn)行模擬.在初始速度分別為397和603 m/s時(shí)，試驗(yàn)和仿真的破片速度時(shí)間和位移時(shí)間歷程曲線(xiàn)對(duì)比見(jiàn)圖4.其中，當(dāng)初始速度為397 m/s時(shí)，試驗(yàn)和仿真的破片速度在1.09 ms誤差最大，為9%；當(dāng)初始速度為603 m/s時(shí)，試驗(yàn)和仿真的破片速度在0.56 ms誤差最大，為7%，可能是因?yàn)槠破谌胨箢^部會(huì)產(chǎn)生局部變形，而仿真和試驗(yàn)的變形難以做到各個(gè)時(shí)刻完全一致所導(dǎo)致，且速度越高，形變差異出現(xiàn)時(shí)間越早，故初始速度為603 m/s時(shí)最大誤差出現(xiàn)較早，但誤差均在可接受的范圍之內(nèi)，故結(jié)果表明，有限元計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值吻合良好，說(shuō)明在分析高速破片入水問(wèn)題時(shí)采用該仿真計(jì)算方法是可行的.

圖4 試驗(yàn)和仿真的破片速度和位移對(duì)比

2.2 入射角度對(duì)破片速度衰減的影響

以入水速度為1 000 m/s，直徑和長(zhǎng)度均為10 mm的圓柱形破片為例，考慮不同入射角度對(duì)破片速度衰減的影響.圖5為不同入射角度下，破片速度隨距離的衰減關(guān)系和破片在水平和豎直方向的位移變化.由圖5a)可知，入射角度依次從0°增加到75°時(shí)，破片沿其運(yùn)動(dòng)方向的速度衰減先加快后減緩，且以45°入水時(shí)速度衰減最快；由圖5b)可知，破片入水后，出現(xiàn)向夾角較小的坐標(biāo)軸偏轉(zhuǎn)的現(xiàn)象，即以45°入射角為分界線(xiàn)，入射角小于45°時(shí)向X軸(水平方向)偏轉(zhuǎn)，入射角大于45°時(shí)向Z軸(豎直方向)偏轉(zhuǎn).究其原因，是因?yàn)楦咚倨破胨畷r(shí)會(huì)產(chǎn)生空泡，而當(dāng)破片斜入水時(shí)，空泡發(fā)展會(huì)產(chǎn)生不均衡的現(xiàn)象，且破片兩側(cè)氣泡的不均衡程度會(huì)隨著入水深度的增加而逐漸增強(qiáng)，導(dǎo)致破片受力不均，從而向一個(gè)方向偏轉(zhuǎn)，稱(chēng)之為“偏轉(zhuǎn)效應(yīng)”.“偏轉(zhuǎn)效應(yīng)”可使破片偏離速度衰減最快的45°入射角，從而具有減緩破片速度衰減的效果.

圖5 不同角度破片速度隨距離衰減和位移變化

在不同初始速度條件下，進(jìn)一步對(duì)破片在水中運(yùn)動(dòng)時(shí)的“偏轉(zhuǎn)效應(yīng)”展開(kāi)了研究.圖6為在不同入水速度條件下，入射角為45°時(shí)的破片速度隨距離的衰減關(guān)系和破片沿坐標(biāo)軸方向的位移變化.可以看出：①破片入水后速度迅速衰減，且初始速度越高，衰減越快，但侵徹深度較淺(<30 mm)時(shí)，侵徹路徑基本保持一致；②侵徹深度大于30 mm后，不同速度的破片侵徹路徑逐漸發(fā)生偏移，其中入水速度高于水中聲速(1 470 m/s)的破片偏移現(xiàn)象較為顯著，但隨著破片初始速度的增加，破片的侵徹路徑偏移呈先增大后減小的趨勢(shì)，在破片初始速度為1 800 m/s時(shí)，偏移最為明顯.主要是因?yàn)槠破比胨畷r(shí)，空泡發(fā)展具有不均衡現(xiàn)象，且隨著入水深度的增加，空穴不均衡程度逐漸加劇，導(dǎo)致破片發(fā)生偏轉(zhuǎn)；且當(dāng)破片形狀不變時(shí)，破片入水速度越高，空穴的發(fā)展速度越快，速度較高的破片偏轉(zhuǎn)角度也就較大.但根據(jù)有限元模擬結(jié)果，當(dāng)破片入水速度≥1 800 m/s時(shí)，會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的墩粗變形，見(jiàn)圖7，即破片頭型由“平頭”轉(zhuǎn)變?yōu)椤奥研汀?，且破片開(kāi)始出現(xiàn)較大變形的速度與侵徹路徑偏移現(xiàn)象開(kāi)始減弱的速度基本一致，即1 800 m/s.說(shuō)明，破片墩粗引起頭型的“卵形”變化，削弱了破片空穴發(fā)展的不均衡程度，有利于減弱破片的“偏轉(zhuǎn)效應(yīng)”.

圖6 不同初始速度破片的速度衰減和位移變化

圖7 破片的墩粗效應(yīng)

根據(jù)以上研究，當(dāng)高速破片對(duì)液艙進(jìn)行侵徹時(shí)，產(chǎn)生的墩粗變形會(huì)減弱破片的“偏轉(zhuǎn)效應(yīng)”，導(dǎo)致入射角大于45°的破片在向Z軸(豎直方向)偏轉(zhuǎn)減弱，從而水平方向侵徹深度增加；而小于45°的破片向X軸(水平方向)偏轉(zhuǎn)減弱，從而水平侵徹深度減小.當(dāng)破片入射速度不變，入射角度由0°增大至45°時(shí)，由于其迎流面積增加，速度衰減逐漸加快，侵徹深度不斷降低.但考慮到斜艙壁應(yīng)用的工程實(shí)際情況，即艦船艙室內(nèi)空間較為緊湊，一般不會(huì)設(shè)置較大的艙壁傾角.因此，綜合考慮各方面因素，認(rèn)為使舷側(cè)縱艙壁傾斜使得破片入射角在30°～40°時(shí)，對(duì)魚(yú)水雷爆炸引起的破片防御效果較好.

3 流固耦合模型驗(yàn)證

不考慮液艙壁面反射的影響，破片對(duì)傾斜式液艙的縱艙壁侵徹可以通過(guò)破片斜侵徹背水板來(lái)模擬.仍采用第2節(jié)的仿真參數(shù)和模型，取破片入射速度為1 500 m/s，入射角度為0°和30°.在水層與破片之間設(shè)置一個(gè)1.5 mm厚的艙壁板，材料與破片相同，邊界條件采用固支邊界.圖8為破片的速度衰減和水平方向侵徹深度的對(duì)比.可以看出：①水平入射時(shí)，破片侵徹的剩余速度相比30°入射較??；②破片入水后，入射角為30°破片沿其運(yùn)動(dòng)方向的速度衰減比破片水平入射時(shí)要快；③同一時(shí)刻30°角入射破片的水平侵徹深度比水平入射時(shí)降低了35%左右.流固耦合的計(jì)算結(jié)果和本文的研究是相符的，說(shuō)明，設(shè)置傾斜式縱艙壁能有效衰減破片運(yùn)動(dòng)速度，并降低其水平侵徹深度.

圖8 速度隨時(shí)間衰減和水平方向侵徹深度對(duì)比

4 結(jié) 論

1) 平頭破片以斜角侵徹靶板時(shí)，侵徹距離的增加以及彈體墩粗后直徑增大，導(dǎo)致破片的侵徹耗能增大，從而起到降低破片入水速度的效果.

2) 當(dāng)破片入射速度不變，入射角度依次從0°增加到75°時(shí)，破片沿其運(yùn)動(dòng)方向的速度衰減先加快后減緩，且以45°入水時(shí)速度衰減最快，并以45°入射角為分界線(xiàn)，小角度和大角度破片入水后分別出現(xiàn)向水平和豎直方向偏轉(zhuǎn)的現(xiàn)象，該現(xiàn)象可導(dǎo)致破片的速度衰減減緩.

3) 當(dāng)破片斜入水時(shí)，破片的偏轉(zhuǎn)角度首先隨著初始速度的增加而增加，但當(dāng)破片入水速度超過(guò)水中聲速后，高速破片會(huì)產(chǎn)生墩粗變形使得頭型變得平滑，并導(dǎo)致偏轉(zhuǎn)角度減小.

4) 綜合考慮，傾斜舷側(cè)縱艙壁使得破片入射角在30°～40°之間時(shí)，能有效的衰減破片速度，并降低其侵徹.