航行體梯度密度式頭帽結構設計及降載性能分析1)

施瑤 劉振鵬 潘光 高興甫

(西北工業大學航海學院,西安 710072)

(無人水下運載技術工業和信息化部重點實驗室,西安 710072)

引言

空投航行體與火箭助飛航行體等跨介質航行體因其具有投送距離遠、突防能力強、隱蔽性高等優勢,成為了各國軍事裝備發展的重點研究對象.然而,這類航行體現有的殼體強度在作業過程中很難承受得住高速入水所帶來的巨大沖擊載荷,如何降低與限制作用在航行體上的沖擊載荷,保護航行體的結構安全一直是制約新型航行體研制的“卡脖子”問題.

對于結構物入水問題的研究通常基于理論分析、數值模擬與實驗測試3 種方法.入水理論研究始于馮·卡門,他基于勢流理論,采用附加質量代替入水沖擊過程的流體作用,并根據動量守恒定律獲得了流體對結構的沖擊壓力.后續又有學者對入水方面的相關理論進行延伸與拓展,將水波影響修正因子、自由液面線性化處理方法[1]、入水彈道學和超空泡流體動力理論[2]、流體彈性[3]以及能量守恒[4]等相關理論引入進來.理論分析方法是人們研究入水問題最早采用的一種較為科學的方法,也是最根本的方法,但是其在求解一些問題時往往需要引入一些假設,且現如今還沒有一種十分完備的理論能夠較好地解答入水過程中所出現的種種問題.隨著計算機技術的突飛猛進,數值模擬技術逐漸成為人們研究入水問題的主流手段.現在人們研究入水問題的常用數值模擬算法主要有ALE (arbitrary Lagrangian-Eulerian) 方法[5-6]、CEL 方法[7-8]、VOF 方法[9-10]以及SPH 方法[11-12]等.雖然數值模擬技術已經被廣泛應用于計算結構物的入水問題,但其計算的結果仍然需要相關的試驗對其正確性與準確性進行驗證.最早開展入水試驗的為Worthington和Cole[13],他們利用閃光攝影技術觀察了小球垂直落入不同液體時出現的空泡及液滴飛濺現象,其關于入水空泡現象的部分描述和定義至今仍被沿用.如今像高速攝影技術[14-15]、壓力測試技術[16]、PIV 粒子測試技術[17-18]以及高速激光陰影和紋影流場顯示技術[19]等越來越多的流場可視化技術被應用到入水試驗中,幫助人們更好地分析解釋入水過程中的種種現象.

對于結構物入水降載問題研究可以追溯到空投航行體的研制,比較常見的緩沖降載措施有在航行體尾部掛載降落傘來降低航行體的入水速度并穩定空投彈道[20-21];利用航行體的頭部噴出一定量的氣體來緩和入水沖擊環境[22-24];在航行體上安裝氣囊[25]或緩沖頭帽[26-28]等被動緩沖吸能裝置來對巨大的入水沖擊載荷進行降低和隔離.在這些公開文獻中,提到的緩沖頭帽起作用的部件主要為其內部的緩沖材料,而現有的緩沖材料基本上設計為單層結構,這種單層結構在航行體入水速度較高時很快被壓縮至極限,出現“硬化”大大地降低了緩沖頭帽的緩沖性能.

為此,針對航行體以大于100 m/s 的速度入水時高效緩沖降載技術的需要,本文基于應力波控制技術,提出了一種梯度密度式緩沖頭帽結構,給出了其詳細設計過程,然后基于ALE 算法,研究了航行體高速入水過程緩沖頭帽的降載性能,并開展了直徑200 mm 的大尺度模型高速入水沖擊測試,以期為跨介質航行體新型緩沖降載結構的發展提供參考數據.

1 梯度密度式緩沖頭帽結構設計

Ma 和Ye[29]對雙層帶蓋板泡沫的能量吸收特性進行了理論推導及仿真分析,相關結論表明,雙層泡沫和單層泡沫總厚度相同時,雙層泡沫吸收的沖擊能量近似是單層泡沫的兩倍.當沖擊能量在兩層泡沫之間傳遞時,將會產生泡沫損失能,而且雙層泡沫從第1 層到第2 層逐漸被壓縮,因而硬化段變短,對沖擊的緩沖性能更好.

根據上述結論,本文所設計的緩沖頭帽主要由罩殼(nose cap)、梯度密度式緩沖件(gradient density buffer)、固定墊(locating structure)和連接件(connector)組成,如圖1 所示.罩殼可以保證緩沖頭帽在發生作用之前的結構完整性,同時使帶緩沖頭帽的航行體在空中飛行時氣動性能較好,降低飛行阻力;梯度密度式緩沖件在入水過程中被航行體與水體壓縮,依靠自身的變形吸收入水沖擊能量,降低和限制作用在航行體上的入水沖擊載荷;固定墊主要起支撐定位作用,入水過程中還能擠壓罩殼,使其更容易發生破碎;連接件將緩沖頭帽與航行體緊密相連.其中,本文所采用的參考航行體為MK48,其幾何尺寸如圖2 所示.罩殼所選擇的外形為尖拱體外形,為了提高其豐滿度,增加緩沖材料的容量,尖拱角選定為50°,同時為了增大罩殼的破碎程度,在罩殼內部沿周向均勻設置8 個強度減弱槽,幾何模型如圖3 所示.梯度密度式緩沖件采用分層結構,各層采用不同密度的硬質聚氨酯泡沫,并與罩殼內部緊貼在一起,二者線形一致,如圖4 所示.固定墊位于罩殼和航行體中間,距離航行體頭部100 mm,長50 mm,周向旋轉15°,如圖5 所示.連接件為曲線形狀,被罩殼和航行體擠壓而變形,連接件的變形力使得罩殼與航行體之間有較大的摩擦力,利用這個摩擦力將緩沖頭帽緊密固定在航行體頭部,連接件長度為200 mm,如圖6 所示.定義相鄰緩沖件密度差 Δ、梯度率 ? 分別為

圖1 緩沖頭帽Fig.1 Buffer head cap

圖2 航行體Fig.2 Vehicle

圖3 罩殼Fig.3 Nose cap

圖4 梯度密度式緩沖件Fig.4 Gradient density buffer

圖5 固定墊Fig.5 Locating structure

圖6 連接件Fig.6 Connector

式中,ρfront為前段緩沖件的密度,ρback為后段緩沖件的密度.

沿著航行體軸線指向頭部,緩沖件密度逐漸增大時,? ＞0,定義為正梯度排列;緩沖件密度逐漸減小時,? ＜0,定義為負梯度排列.假設3 層緩沖件密度分別為 ρ1(kg/m3),ρ2(kg/m3) 和 ρ3(kg/m3),這種密度組合簡化表示為 ρ1/ρ2/ρ3(kg/m3) .

2 有限元模型

2.1 ALE 算法

本文使用ALE 算法進行航行體高速入水數值模擬計算,使用拉格朗日網格捕捉航行體在高速入水過程中結構的微小變形,使用歐拉網格對自由液面的大變形進行求解.

ALE 算法的控制方程可以表示為以下形式:

(1)質量守恒方程

(2)動量守恒方程

(3)能量守恒方程

其中,ρ 為流體的密度;x為歐拉坐標系下的坐標;v為物質的速度,vi,j的下標表示對j進行微分;u是網格的速度;w為由w=v-u給出的相對速度;E為內能;σij為應力張量,σij,j的下標表示對j進行微分;b為流體所受的體積力載荷.

2.2 材料模型

本文考慮到航行體在高速入水過程中受到巨大的沖擊載荷,將會發生結構變形及動態響應,采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC 材料模型把航行體殼體材料模擬為鋁合金材料,材料參數如表1 所示.緩沖頭帽罩殼材料為不飽和聚酯樹脂復合材料,這種材料強度和脆性均較好,入水時很容易發生破碎,罩殼材料參數如表2 所示.固定墊材料與航行體相同,連接件材料為鋼,材料參數如表3 所示.

表1 航行體的材料參數Table 1 Material parameters of vehicle

表2 罩殼材料參數Table 2 Material parameters of nose cap

表3 連接件材料參數Table 3 Material parameters of connector

緩沖件材料為硬質聚氨酯泡沫,其能量吸收率E定義為一定應力下材料吸收的能量與應力的比值,在緩沖材料的選擇中,要求此值越大越好,圖7 反映了泡沫材料能量吸收率與密度之間的關系[30],從中可以看出,隨著泡沫應力的增大,能量吸收率先增大后減小,當應力處于某一范圍時,存在一個最優的密度范圍,使得能量吸收率最大,結合航行體無頭帽高速入水時的應力峰值,可以得到不超過峰值應力而吸收最大能量的泡沫密度范圍,綜合考慮到緩沖頭帽在實際使用中的質量、體積等要求,初步選定緩沖件密度為70/90/110 kg/m3,使用*MAT_CRUSHABLE_FOAM 材料模型對其進行模擬,具體材料參數如表4所示.

表4 緩沖件材料參數Table 4 Material parameters of buffer

圖7 泡沫的能量吸收率與密度的關系Fig.7 Relationship between energy absorptivity and density of foam

水體選用*MAT_NULL 材料模型,通過狀態方程*EOS_GRUNEISEN (如下式所示)對其進行描述,材料參數如表5 所示,狀態方程參數如表6 所示

表5 水的材料參數Table 5 Material parameters of water

表6 水狀態方程參數Table 6 State equation parameters of water

式中,P為壓力,V為相對體積,E為單位體積內能.

空氣選用*MAT_NULL 材料模型,通過狀態方程*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL (如下式所示)對其進行描述,材料參數如表7 所示,狀態方程參數如表8 所示

表7 空氣的材料參數Table 7 Material parameters of air

表8 空氣狀態方程參數Table 8 State equation parameters of air

2.3 網格無關性驗證

本文中為了防止流固耦合界面出現泄露問題,設置了結構網格與流體網格之間的耦合點數NQUAD為3,表示一個流體面段上有3 × 3 個結構節點與之相耦合,同時將流體域網格與結構網格尺寸之比定義為無量綱參數為

其中,LEuler為流體歐拉單元網格的特征尺寸;LLagrange為固體拉格朗日單元網格的特征尺寸.

航行體的入水沖擊加速度用無量綱的系數表示為

式中,m為航行體的質量,a為航行體的入水加速度,ρw為水的密度,R為航行體的最大半徑,V為航行體的入水速度.

本文將航行體簡化為回轉體,一般而言受到彎曲作用的截面至少需要劃分3 層網格,選定航行體網格尺寸為10 mm,N取值為1～ 5,即流體域網格尺寸分別為10 mm,20 mm,30 mm,40 mm 和50 mm.不同網格尺寸比例下的航行體沖擊加速度系數時程曲線、加速度系數及峰值脈寬如圖8 所示,從圖中可以看出,隨著N值的增大,加速度峰值和脈寬逐漸增大,當N≥4 時,計算結果趨于穩定.考慮到計算精度與計算效率問題,本文選定流體域網格與結構網格尺寸之比為4,即航行體及緩沖頭帽網格尺寸為10 mm,水和空氣的網格尺寸為40 mm,計算域大小為10 m × 6.4 m × 12 m (如圖9 所示),總體劃分網格數為8 697 448,局部網格劃分如圖10 所示.

圖8 不同N 值的計算結果Fig.8 Calculation results of different N values

圖9 計算域(單位:m)Fig.9 Computational domain (unit:m)

圖10 局部網格Fig.10 Partial mesh

3 仿真結果分析

3.1 能量吸收特性分析

本文開展了航行體以100 m/s 的速度垂直入水數值模擬計算,單層緩沖件的密度組合為110 kg/m3,雙層緩沖件的密度組合為70/150 kg/m3.圖11 與圖12 為單層緩沖件與雙層緩沖件在該過程中的等效應力變化,從圖中可以看出,高應力區首先在緩沖件頭部出現,且出現較為均勻的分層現象,并以應力波的形式向后傳遞.當緩沖件只有一層時,隨著緩沖材料的壓縮破碎,高應力區迅速向后轉移.在7 ms 時,緩沖件受到后方固定墊結構的擠壓,出現了較大面積的高應力區.在10 ms 時,緩沖件被擊穿,不再受到水體與航行體對其的擠壓作用,其內能總量基本保持恒定,如圖13 所示.當緩沖件為雙層結構時,同樣的,在入水初期,高應力區首先出現在第1 層緩沖件前端,以應力波的形式迅速向后傳遞,但是在第1 層緩沖件與第2 層緩沖件的交界面處,高應力區的轉移好像遇到了障礙,可以看到,在3 ms時,第2 層緩沖件高應力區占比較小,高應力區在第1 層緩沖件與第2 層緩沖件之間轉移時將會產生碰撞損失能,依靠對分層緩沖件密度的合理排列組合,能夠對緩沖件內部應力的傳播實現動態控制.圖14為入水過程中第1 層緩沖件與第2 層緩沖件的能量變化時程曲線,第1 層緩沖件由于其體積占比較小,因此受到壓縮很快破碎,內能達到峰值,第2 層緩沖件所占體積較大,可以吸收較多的沖擊能量.由于二者達到峰值的時間不一致,在第1 層緩沖件失去作用后,第2 層緩沖件還能發揮吸能作用,因此緩沖件的分層處理有利于實現“二次吸能”效果.

圖11 單層緩沖件垂直入水等效應力Fig.11 Effective stress of vertical water entry of single-layer buffer

圖12 雙層緩沖件垂直入水等效應力Fig.12 Effective stress of vertical water entry of double-layer buffer

圖13 緩沖件內能對比Fig.13 Internal energy comparison of buffer

圖14 雙層緩沖件內能Fig.14 Internal energy of double-layer buffer

3.2 雙層緩沖件降載性能分析

3.2.1 不同分層厚度的影響

本文進一步開展了雙層緩沖件的數值模擬分析,首先探究當前一層緩沖件與后一層緩沖件厚度不一致時對緩沖吸能效果的影響.擬定入水速度為100 m/s,入水角度為90°,密度組合為70/150 kg/m3,兩層長度組合依次為(100+500) mm,(200+400)mm,(300+300) mm,(400+200) mm 以及(500 +100) mm,如圖15 所示.

圖15 不同分層厚度緩沖件Fig.15 Buffer with different layer thickness

圖16 為上述緩沖件不同長度組合在入水過程中的內能時程曲線,從中可以看出,隨著高密度緩沖件厚度的不斷增大,緩沖件內能峰值也隨之增大,這是因為,對于硬質聚氨酯泡沫材料而言,密度越大,其彈性模量也越大,當應變一致時,高密度緩沖件比低密度緩沖件需要更大的應力,從而需要從外界吸收更多的沖擊能量,從而減小作用于航行體的沖擊能量,給航行體提供更好的保護,在實際應用中,可根據頭部的強度及緩沖頭帽的重量要求,合理配比雙層緩沖件之間的長度.

圖16 緩沖件內能Fig.16 Internal energy of buffer

3.2.2 正負密度梯度的影響

擬定航行體入水速度為100 m/s,入水角度為90°,緩沖件總長度為600 mm,均勻分成兩層,緩沖件密度組合為70/150 kg/m3以及150/70 kg/m3,分別成正、負梯度排列.

圖17 為在入水過程中航行體的加速度時程曲線,雙層緩沖件的正負密度梯度排列并沒有對航行體加速度的趨勢造成太大的影響,但是當 ? ＜0 時,航行體加速度峰值較小,即緩沖件密度呈負梯度排列時,緩沖頭帽的緩沖性能較好.下面對其進行分析[31],應力在材料中的傳遞是以波的形式,如圖18 所示,選取應力波的傳播方向為x軸,圖中i表示入射波,r表示反射波,t表示透射波.

圖17 軸向加速度Fig.17 Axial acceleration

圖18 應力傳播示意圖Fig.18 Schematic diagram of stress propagation

位移可以表示為x坐標和時間的函數

式中,x表示x坐標,t表示時間,u表示縱波引起的位移,v表示橫波引起的位移.

根據彈性理論以及波動理論,可得

式中,σx,σy為正應力;σxy為切應力;n是與波的傳播方向有關的常數,對于入射波和透射波來說,n等于1,對于反射波來說,n等于0;f表示波頻;μ 表示泊松比;zp和zs表示縱波與橫波的阻抗,計算式為

式中,ρ 表示材料密度,cp表示縱波的波速,cs表示橫波的波速.

進一步考慮材料分界面的位移連續性與應力連續性可得

式(15)表明,透射波與入射波的關系取決于分界面兩側材料的特性阻抗和泊松比,本文所使用的材料泊松比近似相等,因此其關系主要取決于兩側材料的特性阻抗.材料密度大其特性阻抗也較大,當應力波從特性阻抗較大的材料向特性阻抗較小的材料傳播時,透射應力將會小于入射應力,動態應力有縮小的趨勢,反之,當應力波從特性阻抗較小的材料向特性阻抗較大的材料傳播時,透射應力大于入射應力,動態應力有放大的趨勢,因而當緩沖件密度組合成負密度梯度排列時可以表現出更好的降載性能.

3.2.3 層間密度差的影響

航行體入水速度為100 m/s,入水角度為90°,緩沖件總長度為600 mm,均勻分成兩層,緩沖件密度組合分別為30/50 kg/m3,30/70 kg/m3,30/90 kg/m3和30/110 kg/m3,密度差 Δ 分別為20 kg/m3,40 kg/m3,60 kg/m3和80 kg/m3,以負梯度形式排列.研究緩沖件的密度差 Δ 對緩沖性能的影響.

圖19 為緩沖件的密度差 Δ 發生變化時,帶緩沖頭帽的航行體入水沖擊加速度時程曲線.可以看出,隨著 Δ 增大,緩沖頭帽的緩沖性能變好,航行體沖擊加速度的峰值越小,從側面說明當雙層緩沖件之間的密度差距越大時,沖擊能量在緩沖件之間的傳遞損失能也越大.從另一個角度來說,由式(15)可知,當層間密度差越大時,入射應力與透射應力的差值也將越大,由于兩種材料阻抗不同而表現出來的縮小作用也將越明顯.

圖19 軸向加速度Fig.19 Axial acceleration

3.3 不同分層層數的影響

為了更加深入地探究緩沖件的分層對緩沖頭帽降載性能的影響,本文對分層層數的研究開展了進一步的數值模擬計算工作,設定入水速度為100 m/s,入水角度為90°,緩沖件密度組合為110 kg/m3,70/150 kg/m3以及70/110/150 kg/m3.圖20 為當緩沖件分層數不同時,入水空泡流場演變與緩沖頭帽破碎情況.在5 ms 時,緩沖頭帽接觸到水體,緩沖件受到壓縮產生形變,并將水體排開,出現了液面隆起等現象.而后隨著航行體繼續向下運動,空泡進一步發生擴張,破碎的罩殼與空泡壁面發生了接觸,刺破了光滑的空泡壁面,使其變得粗糙.從圖中可以較為明顯地看出,緩沖件的分層數對入水空泡的宏觀發展特性影響不大,三者在入水后期空泡輪廓一致度較高.圖21 為不同分層數緩沖件內能變化情況,隨著緩沖件分層數的增加,緩沖件所吸收的沖擊能量也越多,緩沖件更易于表現出連續坍塌特性,實現“多次吸能”的效果.圖22 為3 種工況中航行體所受軸向沖擊載荷的時程曲線,當緩沖件為兩層時,前一層體積占比較小,受到壓縮很快破碎失去作用,其對于軸向沖擊載荷峰值的延遲效果并不明顯.但是當緩沖件為3 層時,從圖中可以明顯地看出沖擊載荷的峰值得到了延遲.對比圖中3 條曲線,不難發現,緩沖件不同層的連續坍塌不僅延遲并降低軸向沖擊載荷的峰值,還增大了沖擊載荷峰值的脈寬,使得航行體所受的沖擊環境更為緩和,有利于保證航行體的高速安全入水.

圖20 不同分層數緩沖件空泡對比Fig.20 Comparison of cavitation in buffer parts with different delamination numbers

圖21 緩沖件內能Fig.21 Internal energy of buffer

圖22 軸向載荷Fig.22 Axial force

4 高速入水試驗

4.1 試驗模型與發射裝置

本文對所建立的數值計算模型開展試驗驗證,并進一步對梯度密度式緩沖頭帽開展了試驗研究,模型發射裝置如圖23 所示,利用高壓氣體作為模型發射的動力.本文數值仿真的研究對象是直徑為533 mm 的回轉體型航行體,采用1:1 模型進行試驗難度太大、成本太高,因此采用縮比模型開展實驗.根據幾何相似、運動相似以及馬赫數相似原理,對模型進行縮比后,質量過大,發射裝置難以達到試驗所需的發射速度.本文主要關注的是航行體入水初期的沖擊環境以及載荷水平,此時影響較大的為航行體的頭部線型,因此采用縮比模型頭段進行試驗也能較為真實地反映出整體縮比模型在高速入水時所面臨的沖擊環境以及載荷水平.因此試驗模型最大外徑為200 mm,全長483 mm,質量為15 kg,由頭段和后端蓋組成,實物圖如圖24 所示.罩殼外形為尖拱體,尖拱角為50°,厚度為1 mm,材料為8200 淡黃色樹脂,如圖25(a)所示.緩沖件為聚甲基丙烯酰亞胺(PMI),是相同密度下強度和剛度最高的泡沫材料,吸收沖擊能量的能力強,緩沖件總長度為220 mm,如圖25(b)與圖25(c)所示.試驗工況如表9 所示.

圖23 模型發射裝置Fig.23 Model launcher

圖24 試驗模型Fig.24 Model

圖25 罩殼與梯度密度式緩沖件Fig.25 Nose cap and gradient density buffer

表9 試驗工況Table 9 Situation of experiment

4.2 試驗數據處理

航行體高速入水受到的沖擊載荷是一個高度非線性的沖擊信號,入水沖擊加速度主要包含3 種組成成分:一是剛體加速度,航行體在入水過程中不發生變形時具有的入水沖擊加速度,頻率較低;二是結構響應加速度,入水沖擊載荷激起的航行體殼體振動形成的加速度,頻率很高;三是其他因素引起的加速度,如加速度傳感器自身振動產生的加速度以及數據采集裝置與航行體連接部位產生的振動噪聲,這個加速度的頻率遠高于航行體殼體結構響應加速度的頻率.因此,為了衡量航行體入水過程中沖擊載荷,需要對加速度信號進行濾波處理,獲取航行體入水過程中的剛體加速度.

本文選取航行體模型干模態分析時二階彎曲模態所對應的固有頻率作為低通濾波的截止頻率[32].圖26 為原始數據,圖27 為工況1 的加速度經過濾波之后的數據與原始數據對比,可以看出濾波之后的軸向加速度峰值大小為414.52g,徑向加速度峰值大小為177.95g.

圖26 原始數據Fig.26 Raw data

圖27 濾波結果Fig.27 Filter data

4.3 數值模型驗證

模型的入水速度為100 m/s,入水角度為60°.為了更好地對比仿真與試驗中高速攝影機拍攝所得的空泡圖像,本文利用圖像處理技術基于灰度檢測算法,經過對圖像的二值化、中值濾波、膨脹腐蝕等操作,將空泡輪廓轉換為像素點之間的坐標進行提取.圖28 為二者空泡的對比結果,從圖中可以看出,仿真所得空泡圖像與試驗相比吻合度較高,且二者演化趨勢一致,本文所建立的航行體帶緩沖頭帽高速入水數值計算模型對于高速入水時空泡的宏觀形態預測具有較高的精度.圖29 為航行體模型內部測量裝置所記錄的加速度信息與仿真結果對比,從圖中可以看出,仿真和試驗測試所得加速度信息變化趨勢基本一致,且相對誤差較小,其中,軸向加速度峰值相對誤差絕對值為6.72%,徑向加速度峰值相對誤差絕對值為7.52%,可以較好地對航行體的入水沖擊載荷進行預報.

圖28 仿真與試驗空泡對比Fig.28 Cavitation comparison between simulation and experiment

圖29 仿真與試驗加速度對比Fig.29 Acceleration comparison between simulation and experiment

綜上所述,可以認為本文所建立的航行體高速入水數值計算模型具有較高的精度,能應用于大尺度航行體高速入水數值模擬計算.

4.4 試驗結果分析

圖30 與圖31 分別為各工況的軸向加速度曲線與徑向加速度曲線,對比工況1 和工況2～ 工況5,可以看出,航行體帶不同類型的緩沖頭帽時,航行體入水沖擊加速度峰值減小,峰值出現變晚,同時峰值脈寬變大,緩沖頭帽對軸向加速度的減小效果較差,對徑向加速度的減小效果較好.對比工況2 和工況3,可以看出在所選擇的緩沖件密度情況下,大密度緩沖件的緩沖性能好;對比工況2～ 工況3 和工況4～ 工況5,可以看出,緩沖件為兩層變密度時,緩沖性能好于單層緩沖件;對比工況4 和工況5,可以看出,緩沖件材料密度呈負梯度排列時緩沖性能優于緩沖件密度呈正梯度排列的緩沖性能.降載性能對比如表10 所示.

表10 降載性能對比Table 10 Comparison of load reduction performance

圖30 軸向加速度Fig.30 Axial acceleration

圖31 徑向加速度曲線Fig.31 Radial acceleration

兩層負密度梯度緩沖件破碎狀態如圖32 所示,入水后緩沖頭帽呈不規則碎裂,先接觸水面的第1 層緩沖件完全破碎,后接觸水面的第2 層緩沖件碎裂程度較小,第2 層被壓實,在彎曲力矩的作用下脫離航行體.

圖32 雙層緩沖件破碎情況Fig.32 Breakage of double-layer buffer

5 總結

本文設計了航行體高速入水梯度密度式緩沖頭帽,并基于ALE 算法開展了航行體帶緩沖頭帽高速入水數值模擬計算,同時開展了相關的試驗,本文主要有以下結論.

(1)雙層緩沖件相比較于單層緩沖件而言,其所能吸收的沖擊能量更多,兩層緩沖件的連續壓縮坍縮減弱了單層緩沖件的“硬化”效應,具有“二次吸能”的效果.

(2)當雙層緩沖件分層厚度不一致時,其所吸收的沖擊能量也不一致,進而在航行體殼體區域產生的應力集中現象也不一樣,可通過合理配置不同層緩沖件的厚度實現被動的動態應力控制.

(3)緩沖件的負密度梯度排列所表現出來的緩沖降載效果優于正密度梯度排列,層與層之間的密度差越大時,能量的傳遞損失也將越大,降載效果也越好.

(4)緩沖件的分層并不會對航行體的入水空泡造成過大的影響,即不會影響航行體的入水彈道,緩沖件分的層數越多,吸收的沖擊能量也越多,航行體面臨的沖擊環境也越柔和.

(5)航行體高速入水時,傳感器所測試得到的沖擊加速度信號是由多種頻率的信號混合疊加在一起的,選擇航行體干模態分析時二階彎曲模態對應的固有頻率可較好地分離出航行體的剛體加速度信號.