破片沖擊作用下油箱動力學(xué)響應(yīng)行為實(shí)驗(yàn)研究

賈豪博, 任柯融, 卿 華,張景飛, 徐文濤, 唐光武

(1.鄭州大學(xué) 力學(xué)與安全工程學(xué)院,鄭州 450000;2. 空軍工程大學(xué) 航空機(jī)務(wù)士官學(xué)校, 河南 信陽 464000;3. 國防科技大學(xué) 理學(xué)院, 長沙 410008;4. 招商局重慶交通科研設(shè)計(jì)院有限公司 橋梁工程結(jié)構(gòu)動力學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 重慶 400067)

0 引 言

當(dāng)破片以極高的速度穿透充液結(jié)構(gòu)時(shí),會在液體中形成強(qiáng)烈的壓力波并作用在充液結(jié)構(gòu)上,使充液結(jié)構(gòu)發(fā)生嚴(yán)重的物理變形、甚至破壞,這就是水錘效應(yīng)[1]．油箱作為飛機(jī)易損部件中暴露面積最大的一部分,其內(nèi)部往往裝載有大量的液體燃油,研究油箱在高速破片沖擊下的結(jié)構(gòu)動力學(xué)響應(yīng)機(jī)理對于飛機(jī)油箱部件的易損性研究具有重要意義．

自20世紀(jì)70年代開始,國內(nèi)外學(xué)者對油箱在高速破片沖擊下的毀傷效應(yīng)展開了一系列的實(shí)驗(yàn)研究．Nishida等[2]使用不同尺寸的球形破片撞擊充水鋁合金方管,研究了壁板裂紋擴(kuò)展形式與破片尺寸之間的關(guān)系．Deletombe等[3]使用7.62 mm的射彈進(jìn)行了射擊實(shí)驗(yàn),研究了射彈在穿透液體時(shí)引起的空腔形狀,并對液體內(nèi)瞬態(tài)沖擊波的壓力進(jìn)行了測量．馬麗英等[4]通過彈道槍實(shí)驗(yàn)研究了油箱內(nèi)液體種類對油箱毀傷的影響規(guī)律,發(fā)現(xiàn)液體密度是主要的影響因素．張偉和黃威等[5-6]開展了破片低速沖擊試驗(yàn),主要關(guān)注的是破片速度衰減、形成的空腔形態(tài)以及沖擊波衰減規(guī)律．近些年來也有不少學(xué)者使用數(shù)值模擬的方法對油箱的結(jié)構(gòu)破壞響應(yīng)進(jìn)行了分析,解江等[7]使用有限元軟件LS-DYNA對沖擊爆炸載荷下鋁合金板的動態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值模擬．張宇等[8]使用SPH單元進(jìn)行建模,分析了球型破片沖擊對不同形狀油箱的毀傷效應(yīng),發(fā)現(xiàn)隨著破片入射速度增大,油箱的形狀對油箱抗毀傷能力的影響不斷減小．Kwon等[9-10]使用ALE方法進(jìn)行模擬,分析了破片質(zhì)量、速度、入射角度及液體充液量等因素對水錘效應(yīng)的影響．楊硯世等[11]模擬了多枚破片沖擊油箱時(shí)產(chǎn)生的水錘效應(yīng),分析了多枚破片入射間距對油箱毀傷的影響規(guī)律．陳照峰等[12]、李亞智等[13]也針對射彈沖擊充液油箱過程進(jìn)行了研究,結(jié)果表明,充液油箱相比于空油箱而言,其在受到破片沖擊時(shí)的物理毀傷效果更為嚴(yán)重．

目前對于高速破片沖擊油箱的問題主要集中于研究破片尺寸、數(shù)量、入射方向,液體種類以及油箱形狀等方面對油箱破壞效應(yīng)的影響,針對油箱結(jié)構(gòu)的動態(tài)變形與破壞機(jī)理探討較少．本文開展了油箱的彈道沖擊實(shí)驗(yàn),利用三維數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)(digital image correlation technique,簡稱DIC技術(shù))測試了后壁板的位移、應(yīng)變歷史,研究了油箱在955～1 667 m/s的破片沖擊速度下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)與破壞模式,可為油箱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與防護(hù)提供參考．

1 實(shí) 驗(yàn) 設(shè) 計(jì)

使用尺寸為φ10 mm×10 mm的圓柱形45#鋼破片進(jìn)行彈道槍實(shí)驗(yàn),實(shí)驗(yàn)時(shí)破片以955～1 667 m/s的速度沖擊油箱,實(shí)驗(yàn)裝置主要包括彈道槍、擋托裝置、測速靶、油箱和高速攝像機(jī),實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場布置如圖1所示．實(shí)驗(yàn)時(shí)使用彈道槍發(fā)射破片;使用擋托裝置攔截彈托,防止彈托擊打在油箱上,入射速度由測速靶測量;油箱是由2塊2 mm厚(前后壁板)和4塊3 mm厚(側(cè)壁板)的2024鋁合金鉚接而成,其尺寸為440 mm×190 mm×416 mm．油箱為滿油狀態(tài),內(nèi)部充填航空煤油．油箱前后壁板和側(cè)壁板之間用5052鋁合金鉚釘連接,側(cè)壁板之間用304L不銹鋼鉚釘連接,鉚釘直徑均為4 mm;使用3臺高速攝像機(jī)記錄整個(gè)實(shí)驗(yàn)過程,其中一臺攝像機(jī)位于油箱右前方45°處,觀察油箱前壁板的變形,兩臺攝像機(jī)位于油箱后方,觀察油箱后壁板的變形情況．在實(shí)驗(yàn)中,破片以955～1 667 m/s的速度發(fā)射,破片的入射瞄準(zhǔn)點(diǎn)位于油箱正上方位置,如圖1所示,通過調(diào)整射彈裝藥量來控制破片入射速度．共進(jìn)行4次高速破片沖擊實(shí)驗(yàn),實(shí)驗(yàn)工況如表1所示．

圖1 實(shí)驗(yàn)布置圖Fig. 1 The experimental layout

表1 實(shí)驗(yàn)工況

由于破片沖擊作用下油箱的動態(tài)響應(yīng)時(shí)間非常短(通常在μs量級),傳統(tǒng)應(yīng)變片測試技術(shù)難以監(jiān)測到油箱箱體在空間上的動態(tài)響應(yīng)過程,因此采用DIC技術(shù)[14-15]對油箱后壁板的動態(tài)響應(yīng)過程進(jìn)行了記錄．DIC技術(shù)需要使用兩臺高速攝像機(jī)對同一塊壁板進(jìn)行同步記錄,位置如圖1中的高速攝像機(jī)2號、3號所示．實(shí)驗(yàn)前在油箱后壁板表面噴涂隨機(jī)黑白散斑,同時(shí)使用矯正板拍攝矯正圖像,確保圖像精度,如圖2、圖3所示．在實(shí)驗(yàn)結(jié)束后使用數(shù)字圖像相關(guān)算法,通過追蹤散斑內(nèi)像素點(diǎn)位置隨時(shí)間的變化,進(jìn)而得到后壁板散斑區(qū)域的位移與應(yīng)變數(shù)據(jù)[16]．

圖2 隨機(jī)散斑圖3 矯正板Fig. 2 Random specklesFig. 3 The straightening plate

2 結(jié)果與討論

2.1 不同破片入射速度下油箱變形特征

圖4給出了破片在不同入射速度下油箱前后壁板的損傷尺寸,圖5給出了油箱實(shí)驗(yàn)前后壁板的損傷形貌．通過對比油箱前后壁板損傷尺寸,發(fā)現(xiàn)油箱前壁板的損傷形式主要為直徑15～18 mm的圓形破孔; 油箱后壁板主要損傷形式為花瓣形開裂、 并伴隨有大面積翹曲變形, 且裂紋尺寸隨著破片入射速度的增大而增大．破片入射速度較小時(shí),裂紋尺寸也較小,隨著破片入射速度的增大,裂紋不斷向外擴(kuò)展,當(dāng)破片入射速度增大到1 364 m/s時(shí),平均損傷尺寸增大到125 mm,當(dāng)破片入射速度增大到1 667 m/s時(shí),平均損傷尺寸增大到251 mm．這說明了在沖擊條件一定時(shí),隨著破片入射速度的提高,破片對油箱箱體有著更強(qiáng)的毀傷效果．

(a) v=955 m/s (b) v=1 195 m/s

(c) v=1 364 m/s (d) v=1 667 m/s圖5 油箱前后壁板損傷形貌Fig. 5 Damage morphologies of the front and rear walls of the oil tank

2.2 后壁板動態(tài)響應(yīng)

通過實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn),油箱后壁板的毀傷程度是油箱箱體結(jié)構(gòu)中最嚴(yán)重的一部分,因此下面著重對后壁板的動態(tài)響應(yīng)行為進(jìn)行分析．圖6給出了破片入射速度為1 195 m/s時(shí)破片穿出油箱后,后壁板不同時(shí)刻所拍攝的高速攝影圖像以及使用三維DIC方法得到的后壁板z軸方向的位移云圖,由于破片射出過程中攜帶了部分的煤油對攝像頭進(jìn)行了遮擋,因此DIC位移云圖中有一塊空白區(qū)域沒有數(shù)據(jù)．圖6的t=0 ms時(shí)刻為破片穿出油箱后壁板的時(shí)刻．

從圖6可以看出,油箱后壁板的動力學(xué)響應(yīng)過程主要包括兩個(gè)階段,即t=0～1 ms的后壁板中心區(qū)域塑性變形階段,以及t=1 ms之后的后壁板整體變形階段．在破片穿出油箱后壁板時(shí),后壁板彈道線位置首先受力發(fā)生變形,隨后變形區(qū)域迅速向板邊擴(kuò)展．圖7是由三維DIC方法得到的油箱后壁板典型位置的等效應(yīng)變曲線,典型測點(diǎn)位置如圖2所示．以破片出射位置為原點(diǎn),P1,P2,P3分別距離原點(diǎn)6 cm,10 cm,14 cm,P4,P5,P6位于后壁板對角線上且與原點(diǎn)的距離分別和P1,P2,P3相同．從圖中可以發(fā)現(xiàn)對于與破孔距離相同的兩個(gè)測點(diǎn)來說,對角線上測點(diǎn)的應(yīng)變要大于破孔上方測點(diǎn)的應(yīng)變,且隨著與破孔距離的增加,兩個(gè)測點(diǎn)之間應(yīng)變的差距越大,如P1與P4之間最大等效應(yīng)變相差0.001,P2與P5之間最大等效應(yīng)變相差0.015,P3與P6最大等效應(yīng)變相差0.006．這是因?yàn)楹蟊诎逶趯蔷€位置處產(chǎn)生了塑性鉸線,從而使后壁板在對角線處產(chǎn)生了較大的應(yīng)變．

圖6 油箱后壁板高速攝影照片及DIC測試的z方向位移云圖Fig. 6 High speed photographies of oil tank rear walls and displacement contours in the z-axis direction measured by DIC

圖7 等效應(yīng)變時(shí)程曲線Fig. 7 Effective strain time history curves

隨著油箱內(nèi)空穴的擴(kuò)大,整塊后壁板都將受到水錘壓力的作用,此階段為典型的固支方板受分布力載荷作用的過程,此時(shí)根據(jù) Kirchhoff-Love 薄板理論[17],矩形板的動態(tài)行為由下述方程控制:

(1)

?Mx/?x+?Mxy/?y-Qx=0,

(2)

?My/?y+?Mxy/?x-Qy=0,

(3)

(4)

(5)

(6)

對于固支方板,受分布力載荷作用產(chǎn)生大撓度變形時(shí),在其兩條對角線及四條固支邊處都會產(chǎn)生塑性鉸線[18-19],圖8為破片入射速度為955～1 667 m/s時(shí)不同時(shí)刻的高速攝影圖片,其中t=0 ms為破片穿出油箱后壁板的時(shí)刻,拍攝結(jié)果也證實(shí)了這一點(diǎn)現(xiàn)象,在圖中可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)液壓水錘作用到整塊后壁板時(shí),后壁板變形達(dá)到了最大值,并且在鉚釘?shù)募s束作用下在板邊位置形成了環(huán)形塑性鉸線．隨著破片入射速度增大,油箱后壁板的塑性鉸線更加明顯,當(dāng)破片入射速度達(dá)到1 667 m/s時(shí),后壁板左右位置的鉚釘發(fā)生斷裂,后壁板中央位置在液壓水錘的作用下發(fā)生更為嚴(yán)重的“十字型”撕裂．

圖9是破片入射速度為955～1 667 m/s時(shí)油箱后壁板右上方對角線上距離破孔13 cm位置處的等效應(yīng)變時(shí)程曲線．在破片穿出油箱之后, 等效應(yīng)變快速增大, 然后逐漸趨向于一個(gè)定值, 當(dāng)破片入射速度為955 m/s時(shí),該位置處的應(yīng)變在1 ms時(shí)刻達(dá)到了0.009,當(dāng)破片入射速度為1 667 m/s時(shí),該位置處的應(yīng)變在0.6 ms時(shí)刻達(dá)到了0.014 7,時(shí)間較前者提前了0.4 ms,等效應(yīng)變提高了63%．由此可見,隨著破片入射速度提高,后壁板的動態(tài)響應(yīng)速度、應(yīng)變水平都有著顯著的提升．

綜上所述,油箱后壁板在破片高速沖擊下的動態(tài)響應(yīng)過程可以總結(jié)為以下5個(gè)階段:

1) 破片穿透前壁板后在煤油中運(yùn)動時(shí),所產(chǎn)生沖擊波傳遞到油箱后壁板后,后壁板彈道線位置附近處區(qū)域首先發(fā)生球形鼓包變形,鼓包中央的變形撓度最大,后壁板變形模式如圖10(a)所示．

2) 破片穿透后壁板后,留下一個(gè)帶有裂紋的破孔．隨著油箱內(nèi)空腔的不斷擴(kuò)大,后壁板彈道線以外的空間區(qū)域相繼受到液壓水錘的作用并發(fā)生變形,球形鼓包面積逐漸擴(kuò)大,同時(shí)后壁板破孔周圍的裂紋也開始向外擴(kuò)展．由圖4可知,裂紋擴(kuò)展長度與破片入射速度有關(guān),入射速度越快,形成的裂紋就越長,后壁板變形模式如圖10(b)所示．

3) 當(dāng)后壁板的球形鼓包變形擴(kuò)展到后壁板邊緣后,在壁板對角線位置處開始產(chǎn)生徑向交叉的對角線塑性鉸線,后壁板變形模式如圖10(c)所示．

4) 隨著破孔周圍壁板的變形程度進(jìn)一步增大,徑向塑性鉸線逐漸縮短并在后壁板板邊緣處產(chǎn)生了環(huán)形塑性鉸線,后壁板變形模式如圖10(d)所示．

5) 最后隨著空腔的反復(fù)膨脹坍塌,煤油動能逐漸消耗殆盡,后壁板的變形又反復(fù)振蕩,最后趨于一個(gè)穩(wěn)定值．

(a) 變形模式Ⅰ(b) 變形模式Ⅱ(c) 變形模式Ⅲ(d) 變形模式Ⅳ(a) Deformation model Ⅰ(b) Deformation model Ⅱ(c) Deformation model Ⅲ(d) Deformation model Ⅳ圖10 后壁板變形模式演變規(guī)律Fig. 10 Evolution laws of deformation modes of the rear wall

3 結(jié) 論

本文通過實(shí)驗(yàn)研究了破片高速沖擊下油箱的動力學(xué)響應(yīng)行為,重點(diǎn)關(guān)注了油箱前后壁板的毀傷形式以及油箱后壁板的動態(tài)響應(yīng)行為,并對后壁板變形模式的演化規(guī)律進(jìn)行了歸納分析,主要得到了以下結(jié)論:

1) 當(dāng)高速破片沖擊油箱時(shí),油箱前壁板的毀傷形式主要為圓形孔洞,后壁板的毀傷形式為花瓣形開裂、并伴隨有大面積翹曲變形;破片入射速度從955 m/s提升到1 667 m/s時(shí),前壁板副平均損傷尺寸維持在15～18 mm之間,后壁板平均損傷尺寸由22 mm擴(kuò)大到251 mm．

2) 當(dāng)破片入射速度由955 m/s提高到1 667 m/s時(shí),后壁板同一位置的等效應(yīng)變提高了63%,時(shí)間提前了0.4 ms,可見后壁板的應(yīng)變水平和動態(tài)響應(yīng)速度都隨著破片入射速度提高有了顯著提升．

3) 油箱后壁板的動力學(xué)響應(yīng)過程主要包括兩個(gè)階段:后壁板中心區(qū)域塑性變形階段以及后壁板整體變形階段．后壁板在中心區(qū)域塑性變形階段的變形模式主要為球形鼓包和帶有裂紋的破孔,當(dāng)球形鼓包變形擴(kuò)展到后壁板邊緣后,后壁板進(jìn)入整體變形階段,并在對角線和邊緣位置處形成塑性鉸線,最后隨著空腔的坍塌,后壁板的變形在反復(fù)振蕩中趨于一個(gè)穩(wěn)定值．