張 宇, 王彬文, 劉小川, 惠旭龍, 郭 軍

(中國(guó)飛機(jī)強(qiáng)度研究所結(jié)構(gòu)沖擊動(dòng)力學(xué)航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710065)

高速射彈穿透飛機(jī)或撞擊車充液油箱時(shí),射彈受到燃油的阻力,動(dòng)能通過燃油傳遞到壁板上,產(chǎn)生水錘效應(yīng)，引起結(jié)構(gòu)災(zāi)難性的破壞。

外國(guó)對(duì)貫穿彈道物沖擊充液箱體結(jié)構(gòu)的響應(yīng)研究開展較早。20世紀(jì)70—80年代，F(xiàn)uhs等[1]、Patterson[2]、Bless等[3]、Lundstorm等[4-5]基于試驗(yàn)結(jié)果，指出射彈的入射角度和質(zhì)量是影響射彈動(dòng)能損失的主要因素。Disimile等[6]分別進(jìn)行了鎢合金、鋁合金和鋼射彈撞擊充液箱體的試驗(yàn)，并測(cè)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(yàn)研究了高速射彈對(duì)不完全充液鋁管的毀傷影響，發(fā)現(xiàn)充液比例越高，鋁管產(chǎn)生的塑性變形區(qū)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(duì)應(yīng)時(shí)間。

在研究充液箱體抗射彈毀傷機(jī)理的基礎(chǔ)上，學(xué)者們通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)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(shí)驗(yàn)方面，Zapel[9]發(fā)現(xiàn)在箱體內(nèi)部增加泡沫內(nèi)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(yán)重減小箱體容積；Townsend等[10]通過引入低阻抗物質(zhì)干擾射彈沖擊產(chǎn)生的沖擊波，該方法的有效性有限且引入更加復(fù)雜的結(jié)構(gòu)，降低整體結(jié)構(gòu)的可靠性；Childress[11]基于F22提出蜂窩式翼盒結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)其不僅質(zhì)量輕，而且能夠?qū)p傷控制在數(shù)個(gè)翼盒之內(nèi)，保證整體結(jié)構(gòu)的完整性；Disimile等[12]在箱體內(nèi)部設(shè)計(jì)鋸齒結(jié)構(gòu)，通過波的相互作用破壞沖擊波，進(jìn)而保證結(jié)構(gòu)的安全性，并基于試驗(yàn)驗(yàn)證了結(jié)構(gòu)的有效性，但該設(shè)計(jì)受射彈入射方向約束；Guerrero等[13]提出了鋁蜂窩式設(shè)計(jì)方法，通過在鋁管中填放鋁蜂窩材料，限制空腔的擴(kuò)展膨脹，減小射彈沖擊下充液鋁管的變形損傷程度。數(shù)值仿真方面，Liu等[14]發(fā)現(xiàn)橡膠夾層可有效緩解壁板的動(dòng)態(tài)響應(yīng)過程，減小壁板變形，其設(shè)計(jì)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(duì)充液箱體毀傷能力的影響。

中外學(xué)者針對(duì)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(jié)構(gòu)具有優(yōu)良的抗沖擊性能、較高的結(jié)構(gòu)效率和可設(shè)計(jì)性強(qiáng)等特點(diǎn)，設(shè)計(jì)不同格柵單元的格柵結(jié)構(gòu)，并通過二級(jí)炮系統(tǒng)開展格柵結(jié)構(gòu)抗射彈沖擊毀傷實(shí)驗(yàn)，同時(shí)考慮到實(shí)驗(yàn)的不足(無法獲得射彈速度全場(chǎng)變化、壁板變形等物理量)，建立經(jīng)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證的有限元模型，結(jié)合實(shí)驗(yàn)與數(shù)值仿真系統(tǒng)性研究格柵數(shù)量對(duì)格柵結(jié)構(gòu)抗射彈沖擊毀傷效應(yīng)的影響。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)件設(shè)計(jì)與試驗(yàn)方法

為研究格柵結(jié)構(gòu)抗射彈沖擊毀傷效應(yīng)，設(shè)計(jì)加工1×1、3×3和5×5三種格柵結(jié)構(gòu)。3×3格柵結(jié)構(gòu)CATIA模型如圖1所示。實(shí)驗(yàn)中，格柵結(jié)構(gòu)箱體充液比例均為80%，射彈沖擊速度為750 m/s。

圖1 格柵結(jié)構(gòu)CATIA模型Fig.1 Grid structure CATIA model

三種格柵結(jié)構(gòu)尺寸均為700 mm×700 mm×700 mm，其中外壁板厚5 mm，內(nèi)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(shí)在內(nèi)壁板上設(shè)計(jì)通孔，保證流體流通性及液面高度的一致性。

實(shí)驗(yàn)中為了觀察射彈在流體中的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，在支撐夾具上方采用15 mm厚的有機(jī)玻璃，并進(jìn)行密封防水處理，如圖2所示。同時(shí)實(shí)驗(yàn)前對(duì)試驗(yàn)件和支撐夾具連接處進(jìn)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(jié)構(gòu)毀傷程度最直接因素，實(shí)驗(yàn)中通過應(yīng)變片的應(yīng)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(diǎn)為中心，沿四個(gè)方向分別布置應(yīng)變片。圖3給出了前壁板、后壁板和側(cè)壁板上應(yīng)變片的粘貼位置及相應(yīng)應(yīng)變片編號(hào)。

圖3 應(yīng)變片布置圖Fig.3 Strain gauge layout

實(shí)驗(yàn)中共需要兩臺(tái)攝像機(jī)，其中一臺(tái)用來測(cè)射彈的初速度和剩余速度，另外一個(gè)用于觀測(cè)射彈在流體中運(yùn)動(dòng)規(guī)律。由于格柵沿上下方向是貫通的，故實(shí)驗(yàn)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(yùn)動(dòng)規(guī)律。攝像機(jī)空間分布如圖5所示。

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

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

1.2 試驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)中所使用的二級(jí)輕氣炮系統(tǒng)主要由氣源系統(tǒng)、炮尾部件、活塞、一級(jí)炮管、支撐體、一二級(jí)炮管轉(zhuǎn)接體、二級(jí)炮管、彈托收集器和靶室等組成，如圖6所示。

圖6 二級(jí)輕氣炮系統(tǒng)Fig.6 Two-stage gas gun system

二級(jí)輕氣炮系統(tǒng)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(zhǎng)度 75 mm，質(zhì)量77 g，材料為30CrMnSiA。高速數(shù)碼攝像機(jī)可以獲得射彈的運(yùn)動(dòng)軌跡，同時(shí)通過數(shù)據(jù)處理系統(tǒng)，獲得射彈的空間位置點(diǎn)和相應(yīng)時(shí)間間隔，從而得到射彈的速度變化。實(shí)驗(yàn)中使用Phantom V2012高速攝像機(jī)，拍攝速度106fps。

圖7 射彈形狀Fig.7 Projectile shape

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

射彈在流體中運(yùn)動(dòng)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(yùn)動(dòng)姿態(tài)保持較好，未發(fā)生翻轉(zhuǎn)等情況。對(duì)比實(shí)驗(yàn)結(jié)果，發(fā)現(xiàn)不同格柵結(jié)構(gòu)前壁板損傷基本一致，略大于射彈尺寸；但后壁板的損傷區(qū)域和損傷程度隨著格柵數(shù)量的增加而增大，其中1×1和3×3格柵結(jié)構(gòu)產(chǎn)生局部剪切沖塞破壞，而5×5格柵結(jié)構(gòu)產(chǎn)生明顯的花瓣式破壞。對(duì)照高速攝像視頻，發(fā)現(xiàn)內(nèi)部壁板影響射彈的運(yùn)動(dòng)姿態(tài)，射彈沖擊5×5格柵結(jié)構(gòu)后壁板時(shí)產(chǎn)生輕微翻轉(zhuǎn)，導(dǎo)致花瓣式破壞。

圖8 實(shí)驗(yàn)射彈軌跡Fig.8 Experimental projectile trajectory

圖中數(shù)字代表應(yīng)變片編號(hào)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(dòng)能是格柵結(jié)構(gòu)能量來源的唯一途徑。實(shí)驗(yàn)中，通過高速攝像機(jī)系統(tǒng)獲得射彈在不同時(shí)刻的坐標(biāo)，將對(duì)應(yīng)的時(shí)間點(diǎn)和坐標(biāo)值進(jìn)行數(shù)值處理，獲得射彈在沖擊充液格柵結(jié)構(gòu)過程中速度變化。其中，對(duì)于3×3和5×5格柵結(jié)構(gòu)，實(shí)驗(yàn)中格柵壁板對(duì)速度測(cè)量存在影響，只能獲得部分區(qū)域的速度。

當(dāng)射彈初速為750 m/s時(shí)，實(shí)驗(yàn)獲得的射彈速度變化規(guī)律如圖10所示。可看到，1×1格柵結(jié)構(gòu)射彈剩余速度最大，5×5格柵結(jié)構(gòu)射彈剩余速度最小，但剩余速度相差較小。說明隨著格柵數(shù)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(jié)構(gòu)毀傷程度分析

針對(duì)1×1格柵結(jié)構(gòu)，通過壁板應(yīng)變數(shù)據(jù)研究充液結(jié)構(gòu)抗射彈沖擊的基本規(guī)律，為多胞元格柵結(jié)構(gòu)提供對(duì)比參考。

射彈750 m/s沖擊下，應(yīng)變片3、4獲得的應(yīng)變數(shù)據(jù)如圖11(a)所示。由圖11(a)可以看出，距離撞擊點(diǎn)越近，達(dá)到應(yīng)變峰值的時(shí)間越短；但應(yīng)變峰值及應(yīng)變-時(shí)間曲線整體變化趨勢(shì)基本一致。

圖11 應(yīng)變片獲得的應(yīng)變-時(shí)間曲線Fig.11 Strain-time curves obtained from strain gauges

圖11(b)給出了關(guān)于撞擊點(diǎn)水平對(duì)稱的應(yīng)變片5、8的應(yīng)變。由結(jié)構(gòu)對(duì)稱性[圖11(b)]可看出，應(yīng)變峰值及整個(gè)時(shí)間段內(nèi)應(yīng)變變化趨勢(shì)基本一致。存在差異是因?yàn)閷?shí)驗(yàn)中真實(shí)撞擊點(diǎn)與理想撞擊點(diǎn)存在一定的實(shí)驗(yàn)誤差。

關(guān)于撞擊點(diǎn)垂直對(duì)稱的應(yīng)變片1、4的應(yīng)變值如圖11(c)所示。從圖11(c)可以看出，應(yīng)變-時(shí)間曲線在初始階段完全一致；曲線后半段應(yīng)變片4測(cè)得的應(yīng)變維持在2 000με左右，然后減??；而應(yīng)變片1測(cè)得的應(yīng)變先減小，之后維持在1 000με左右。

當(dāng)射彈撞擊格柵結(jié)構(gòu)前壁板時(shí)，前壁板開始發(fā)生損傷。由于結(jié)構(gòu)對(duì)稱性，應(yīng)變片1、4測(cè)量的應(yīng)變一致；當(dāng)射彈穿透前壁板進(jìn)入流體時(shí)，動(dòng)能傳遞給流體，產(chǎn)生空腔效應(yīng)，進(jìn)而對(duì)壁板產(chǎn)生壓力。實(shí)驗(yàn)中，格柵箱體是開口且未充滿狀態(tài)，上半部分流體可向自由界面運(yùn)動(dòng)，降低空腔效應(yīng)對(duì)壁板產(chǎn)生的壓力載荷，所以應(yīng)變片1測(cè)得的應(yīng)變先減小，之后維持在較低的水平；而下半部分空腔效應(yīng)對(duì)壁板產(chǎn)生的壓力載荷無法釋放，所以應(yīng)變片4測(cè)得的應(yīng)變先維持在較高的水平，再減小。因此，對(duì)于非完全充液且開口格柵結(jié)構(gòu)，沖擊過程中下半部分損傷比上半部分嚴(yán)重。

側(cè)壁板上應(yīng)變片獲得的應(yīng)變-時(shí)間曲線如圖12所示。從圖12可以看出，側(cè)壁板測(cè)量點(diǎn)的初始應(yīng)變峰值基本一致，應(yīng)變片35和36的二次峰值較大，其次是應(yīng)變片32，應(yīng)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(yuǎn)遠(yuǎn)大于射彈速度，初始應(yīng)變峰值是沖擊波作用在側(cè)壁板上產(chǎn)生的，二次應(yīng)變峰值是空腔擴(kuò)展壓力載荷在側(cè)壁板上產(chǎn)生的。圖13給出了空腔擴(kuò)展與側(cè)壁板應(yīng)變片相對(duì)位置的平面圖。從圖13可以看出，空腔擴(kuò)展對(duì)應(yīng)變片35和36影響最大，考慮開口對(duì)空腔擴(kuò)展壓力載荷的釋放作用，空腔擴(kuò)展對(duì)應(yīng)變片31的影響最小。

圖12 側(cè)壁板應(yīng)變-時(shí)間曲線Fig.12 Side panel strain-time curve

圖13 空腔擴(kuò)展與側(cè)壁板應(yīng)變片相對(duì)位置Fig.13 Cavity expansion and relative position of the side panel strain gauge

2.3 格柵結(jié)構(gòu)毀傷程度分析

在1×1格柵結(jié)構(gòu)毀傷規(guī)律的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步分析3×3和5×5格柵結(jié)構(gòu)抗射彈沖擊毀傷能力。

射彈750 m/s沖擊下，應(yīng)變片3、4應(yīng)變峰值如圖14(a)所示，應(yīng)變片5、8應(yīng)變峰值如圖14(b)所示。由圖14可以看出，格柵數(shù)量對(duì)前壁板應(yīng)變峰值基本沒有影響，約為2 000με。說明格柵數(shù)量對(duì)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(yīng)變片的應(yīng)變峰值Fig.14 Strain peaks from strain gauges

基于圖13可以看出，內(nèi)部的格柵平板會(huì)作為邊界抑制空腔在垂直于該方向上的擴(kuò)展。因此格柵單元越多，即內(nèi)部格柵平板越多，抑制效果越強(qiáng)，傳遞到側(cè)壁板上的壓力載荷越小，側(cè)壁板的應(yīng)變峰值越小。圖15給出了側(cè)壁板應(yīng)變峰值大小對(duì)比，其中1×1格柵結(jié)構(gòu)應(yīng)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(jié)果一致，驗(yàn)證其正確性。說明隨著格柵單元的增加，格柵結(jié)構(gòu)側(cè)壁板的安全性越高。

圖15 格柵結(jié)構(gòu)側(cè)壁板應(yīng)變峰值Fig.15 Strain peaks of the side panel

3 數(shù)值模擬

實(shí)驗(yàn)中獲得了射彈速度變化以及格柵結(jié)構(gòu)壁板應(yīng)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(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上，基于LS-DYNA有限元軟件，開展與實(shí)驗(yàn)工況一致的數(shù)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(shí)驗(yàn)完全相同的有限元模型，如圖16所示。射彈采用Lagrange八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元，格柵結(jié)構(gòu)采用Lagrange四邊形單元，水采用光滑粒子流體動(dòng)力學(xué)方法(SPH)單元[16]，計(jì)算時(shí)長(zhǎng)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(qū)域集中在沖擊點(diǎn)附近，為提高計(jì)算效率，將沖擊點(diǎn)附近網(wǎng)格加密，1×1、3×3、5×5格柵結(jié)構(gòu)分別劃分為52 224、94 206、152 940個(gè)單元，射彈劃分為752個(gè)單元。同時(shí)考慮內(nèi)部壁板厚度對(duì)流體分布的影響，對(duì)格柵胞元內(nèi)部流體單獨(dú)建模，避免出現(xiàn)初始穿透，1×1、3×3、5×5格柵結(jié)構(gòu)流體分別劃分為466 404、464 752、462 120個(gè)單元粒子。

表1為格柵結(jié)構(gòu)的材料參數(shù)，由前期實(shí)驗(yàn)獲得；表2為射彈參數(shù)，液體材料參數(shù)如表3[17]所示。

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

表2 射彈材料參數(shù)Table 2 Projectile material parameters

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

3.2 模型驗(yàn)證

格柵結(jié)構(gòu)抗射彈沖擊過程中，實(shí)驗(yàn)和數(shù)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(shù)值仿真與實(shí)驗(yàn)獲得的射彈速度變化規(guī)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(jié)構(gòu)抗射彈沖擊數(shù)值仿真研究。

圖17 仿真速度與實(shí)驗(yàn)對(duì)比Fig.17 Comparison between simulation and experiment

3.3 數(shù)值仿真結(jié)果分析

射彈高速?zèng)_擊1×1、3×3和5×5格柵結(jié)構(gòu)過程中獲得的速度-時(shí)間曲線如圖18所示。由圖18可以看出，速度-時(shí)間曲線在時(shí)刻1之前基本一致；在時(shí)刻1射彈首次侵徹5×5格柵結(jié)構(gòu)內(nèi)部壁板，導(dǎo)致射彈速度衰減加快，3×3和1×1格柵結(jié)構(gòu)射彈速度基本一致；在時(shí)刻2射彈首次侵徹3×3格柵結(jié)構(gòu)內(nèi)部壁板，導(dǎo)致射彈速度衰減加快。最終隨著格柵數(shù)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(jié)構(gòu)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(cè)壁板在射彈沖擊時(shí)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??；3種格柵結(jié)構(gòu)后壁板變形最大，這是因?yàn)樯鋸椊咏蟊诎鍟r(shí)，在運(yùn)行前方產(chǎn)生一個(gè)超壓，后壁板產(chǎn)生預(yù)應(yīng)力場(chǎng)，變形程度更加嚴(yán)重；1×1和3×3格柵結(jié)構(gòu)前壁板變形模式與5×5格柵結(jié)構(gòu)不同，這是因?yàn)楦咚贈(zèng)_擊只在沖擊點(diǎn)附近產(chǎn)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(yùn)動(dòng)方向相反，圖20紫箭頭方向)導(dǎo)致前壁板遠(yuǎn)離沖擊點(diǎn)區(qū)域發(fā)生反向塑性變形，但 5×5格柵結(jié)構(gòu)由于格柵單元較小，內(nèi)部壁板變形(圖20中藍(lán)箭頭方向)對(duì)前壁板產(chǎn)生沿射彈方向的拉力(圖20 紅箭頭方向)不可忽略，導(dǎo)致變形方式不同。

圖19 格柵結(jié)構(gòu)前、后、側(cè)壁板變形Fig.19 Front,rear and side wall deformation of the grille structure

圖20 流體及內(nèi)部壁板對(duì)前壁板作用Fig.20 Effect of fluid and internal panel on the front panel

4 結(jié)論

基于二級(jí)空氣炮系統(tǒng)開展1×1、3×3和5×5格柵結(jié)構(gòu)抗射彈沖擊毀傷實(shí)驗(yàn)，并在實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上，基于LS-DYNA有限元軟件，建立經(jīng)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證的有限元模型，得到格柵數(shù)量對(duì)格柵結(jié)構(gòu)抗射彈沖擊毀傷效應(yīng)的影響。得出如下主要結(jié)論。

(1)射彈高速?zèng)_擊下，格柵結(jié)構(gòu)后壁板變形損傷最嚴(yán)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(jié)構(gòu)由于格柵單元較小，內(nèi)部壁板變形對(duì)前壁板產(chǎn)生沿射彈方向的拉力不可忽略，在內(nèi)部壁板變形和流體對(duì)前壁板的共同作用下，5×5格柵結(jié)構(gòu)前壁板變形趨勢(shì)與1×1和3×3格柵結(jié)構(gòu)前壁板的變形趨勢(shì)不同。

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