陶瓷/液舱复合结构抗侵彻机理试验研究

仲 强，侯海量，李 典

（海军工程大学 舰船工程系，武汉430033）

陶瓷/液舱复合结构抗侵彻机理试验研究

仲 强，侯海量，李 典

（海军工程大学 舰船工程系，武汉430033）

为探讨EFP战斗部的防护方法，文章根据陶瓷材料和液舱结构的抗侵彻机理，提出在舰船防护液舱前增设抗弹陶瓷材料层抵御大质量弹丸的侵彻，设计了1/10缩尺的防护液舱结构模型，开展了3类陶瓷/液舱复合结构抗侵彻试验研究，分析了弹体、液舱前、后面板的破坏模式和侵彻过程以及复合结构的抗侵彻效能。结果表明：弹体主要发生墩粗-侵蚀破坏；液舱结构前面板的破坏分为剪切冲塞（花瓣开裂）、碟形变形、薄膜鼓胀和失稳凹陷四个阶段；后面板的破坏随板的厚度而变化：后板较厚时发生剪切冲塞，较薄时发生花瓣开裂；初始压力峰值远远大于空化载荷峰值，但空化载荷对结构的破坏起着主要作用。

爆炸力学；防护液舱；破坏；舰船

0 引 言

弹体对蓄液结构的冲击与侵彻可能造成灾难性后果[1-3]，如高速碎片对飞机油箱的冲击与侵彻、空间碎片对航天器压力容器的冲击与侵彻、恐怖分子枪击易燃或有毒液体储罐，原因是高速弹的冲击与侵彻作用会对液体产生水动撞锤效应而形成强烈的压力波和液体流，其与弹体共同作用将使结构产生大面积破口或爆裂。另一方面，利用液体对弹体冲击动能的耗散作用，蓄液结构又可用于抵御弹体的冲击与侵彻[4-5]，大型舰船水下舷侧的多舱防护结构中的液舱就是典型的代表[6]。研究表明，舷侧多舱防护结构中的液舱能有效抵御普通爆破型水中兵器的接触爆炸作用产生的高速破片[4-5，7-9]。

然而，随着武器技术的发展，出现了以爆炸成型弹丸（EFP）为代表的聚能射弹。爆炸成型弹丸战斗部形成的侵彻体由于具有直径大、呈长杆式、连续性好、强度高、抗干扰能力和侵彻能力强等优点，得到了广泛的应用[7]。相对于爆破型战斗部形成的自然破片，EFP相当于将大量自然破片集中组合成一个杆状高速弹体，其能量密集程度和侵彻能力均大大增加[11，13]。EFP对液舱的侵彻具有与水动撞锤效应类似的过程，其区别在于EFP具有更大的长径比，速度更高，侵彻破坏能力更强。形成空化效应后，阻力减小，且仅作用在弹体头部[11，13，15]。模型试验证明，普通液舱防护结构难以抵御大质量EFP弹丸的穿甲破坏作用[14]，必须改进结构设计，提高其抗侵彻能力。

而关于改进液舱结构防护技术方面的研究开展得较少。飞机燃料箱的抗弹研究中曾探讨如何衰减箱内的激波强度，以减小箱体的破损程度[17-18]。燃料箱防护中要尽量保证箱体的完好性，与此不同的是舰船水下防护液舱的目的是要确保其后方结构和舱室的安全，即：应保证液舱内壁不发生水密性破坏[7-8]。实现途径上，应尽量吸收弹体的冲击动能、衰减弹体的速度，将弹体的冲击能转化为弹体变形能、液舱前壁变形破坏能、液体的压力波能和动能等，从而分散冲击能量的密集度、确保液舱内壁不产生穿甲破坏和大面积破口。

根据陶瓷材料高硬度的特点和侵蚀、钝化、碎裂弹体以及形成陶瓷锥吸收弹体冲击动能的抗弹机理[16]，本文设计制作了陶瓷/液舱复合结构模型，并通过弹道冲击实验研究了其抗侵彻机理，分析了弹体和液舱结构的破坏模式和过程、载荷强度的特点及影响因素以及防护效率的影响因素。

1 弹道试验设计

试验发射装置为14.5 mm口径的滑膛弹道枪（见图1），采用火药推进。采用靶网测速系统或激光光幕靶测速系统测弹体的初始速度及穿透液舱结构后的剩余速度。实验中弹丸采用圆柱体弹，弹径为14.5 mm，长度为18 mm，质量为25.0 g，材料为45钢。

图2 陶瓷/液舱防护模型示意图Fig.2 Sketch of the experimental guarding fluid cabin model

为考察不同结构形式液舱结构的抗侵彻性能，以舰船实际防护液舱结构为母型，进行1/10近似几何缩尺设计，防护液舱结构模型尺寸为400 mm×400 mm×120 mm，采用法兰连接形式固定前、后面板，钻孔数目每边10个，直径为50 mm（见图3）。前面板厚度为1~2 mm，后面板厚度为4~5 mm，材料采用Q235钢。陶瓷、前面板组合结构形式有3类：第Ⅰ类无陶瓷、只有前面板；第Ⅱ类在前面板之前粘贴抗弹陶瓷材料；第Ⅲ类是前面板之前粘贴抗弹陶瓷，并在陶瓷层外面设置一层约束覆板形成陶瓷夹芯结构（见图4）。

图3 防护液舱模型结构设计Fig.3 Design of guarding fluid cabin model structure

图4 陶瓷和前面板组合形式示意图Fig.4 Sketch of combination form of the ceramic and front panel

抗弹陶瓷材料选用Al2O3（99瓷），尺寸为50 mm×50 mm，厚度为3、5 mm。陶瓷和前板采用AB胶粘接，在弹道中心处粘接9块陶瓷，形成150 mm×150 mm的陶瓷片组，粘接后经过24 h固化。前后面板、弹体及陶瓷材料力学性能分别如表1、2所示。表3给出了试验靶板结构及主要试验结果。

为分析弹道冲击过程中，水介质对弹体动能的吸收特性及其形成的压力载荷特性，采用壁压传感器（量程 0-30 MPa）测试防护液舱结构侧壁中心位置P点的压力（见图3）。

表1 钢的力学性能Tab.1 Mechanical properties of steel

表3 试验靶板结构及主要试验结果Tab.3 Targets construction and main results of experiment

续表3

2 试验结果分析

2.1 弹体的破坏模式分析

弹体以初速v0撞击靶板后，将在弹体内产生向弹体尾端传播的压缩波，压缩波传播到弹体尾端前，弹体尾端速度保持不变，弹体头部以速度u向靶板侵彻。同时，靶板内部也将产生向背面传播的压缩波，压缩波在靶板背面反射拉伸波（卸载波）。拉伸波到达弹靶接触面的时间为t1=2H/Ct，卸载波到达后使u突跃增大，一方面将导致弹靶接触部分靶板与相邻区域间产生巨大的速度差和剪切力；另一方面将在弹体内形成卸载波。由于受到相邻区域的限制，弹靶接触部分速度很快减小，弹、靶将产生二次碰撞，如此反复多次。

当靶板厚度H较大时，弹体有足够时间变形。若v0-u小于弹材塑性波速Vp时，弹内塑性压缩波离开弹靶接触界面，在弹靶接触面与塑性波波阵面间将形成一个“塑性区”，塑性区内弹体将发生压缩变形，形成“泰勒”撞击（墩粗变形）[16，21]；若 v0-u＞Vp时，弹体内的塑性压缩波无法离开弹靶接触面，波后材料不断进入并流向四周，当弹体头部外围环向应力超过材料动强度极限时将出现开裂形成花瓣，产生“向日葵”型花瓣帽形（侵蚀）失效。

当靶板厚度H较小时，卸载波将很快到达弹靶接触面，弹体内的卸载波追上塑性压缩波后弹体停止变形，因此弹体变形时间很短，变形量很小。因此，多数文献忽略了薄靶穿甲中弹体的变形，将其视为刚体[19-20]。

对于第Ⅰ类结构，前面板后方为水介质，压缩波传播到背面时将产生反射和透射。其中反射的拉伸波（卸载波）强度减弱，对弹体的变形影响减小，即水介质对前面板产生了“动支撑”作用，虽然前面板厚度较小，弹体仍会发生类似“泰勒”撞击的墩粗变形，其墩粗变形随前面板和初速的增大而增大（见图 5）。

对于第Ⅱ和Ⅲ类结构，同样由于水介质的“动支撑”作用，延迟了液舱前面板的运动，从而减小了陶瓷被表面的反射拉伸波强度，延缓了陶瓷的拉伸失效，使弹体产生充分侵蚀。第Ⅲ类结构中，由于约束覆板对陶瓷碎片运动的限制，弹体的侵蚀、墩粗和破碎程度进一步加剧。

图5 实验后所收集到的弹体变形破坏形貌Fig.5 The projectile body deformation and failure morphology of the experiment

2.2 液舱结构的破坏模式分析

弹体对前面板的撞击将使前面板弹靶撞击区与其它区域产生速度梯度，因此在弹体墩粗变形的同时前面板将产生剪切冲塞破坏。此后弹体侵入水中，由于水的不可压缩性，弹体的侵彻将形成半球面形压力波，压力波作用到前面板后将使其向后弯曲变形。随着压力波在前方、后方及侧面反射的稀疏波到达弹体，弹体周围的液体开始向四周运动并形成空化，同时对液舱结构产生挤压作用，使结构产生鼓胀变形。随着弹体逐渐接近后面板，其前方液体的运动受到后面板的限制，再次形成局部高压，使后面板产生局部弯曲变形。随着水中的空化区的膨胀，其内部压力越来越小，及至产生负压，此后空化区发生收缩，前面板在内外压差的作用下，发生失稳向内凹陷。因此，对于第Ⅰ类的液舱结构，前面板的破坏大致可分为剪切充塞、反向碟形变形、薄膜鼓胀变形和失稳凹陷变形四个阶段。

图6 第Ⅰ类的液舱结构前面板的破坏阶段Fig.6 Damage stage of the front panel in the first kind of fluid cabin structure

对于较薄的前面板，如试验2（图7（a））中的1 mm的前面板，由于钢板的刚度较小，将产生严重的鼓胀变形和失稳凹陷变形，以致可能掩盖第二阶段的碟形变形；对于2 mm的前面板，如试验5（图7（b）），此时钢板的刚度比1 mm的大，因此失稳凹陷的程度略小，碟形变形可以清晰地看出；但前面板厚度较大时，如试验7（图7（c）），此时前面板的刚度比前两种钢板的大得多，薄膜鼓胀和凹陷的整体变形并不明显，但可清晰看到第一阶段的剪切充塞破口。

对于第Ⅱ类的液舱结构，第二、三、四阶段基本一致。只是第一阶段，在弹体穿透陶瓷形成陶瓷锥后与弹体一起作用于前面板，此时弹体和陶瓷锥形成一个类似钝头弹的大弹体，且由于该大弹体的头部较松软，前面板未发生剪切充塞，而是出现弯曲拉断而形成花瓣开裂，类似卵形弹体的穿甲（图7（d））；而对于第Ⅲ种类型的液舱结构，陶瓷后的钢板的破坏模式与第Ⅱ类结构前面板相同，而约束覆板的破坏局部仅为剪切充塞（图7（e））。

图7 前面板的变形破坏形貌Fig.7 Deformation and failure morphology of the front panel

对于液舱后面板，初始压力波的作用区域相对较大，并与随后的空化压力作用相互叠加，将产生整体挠曲变形。在弹体接近后面板的局部高压下，将产生局部蝶形变形，直至穿甲破坏。因此，后面板的变形大致可分为整体挠曲变形和局部蝶形变形两个阶段。背面板的穿甲破坏模式则根据其厚度的不同而不同，厚度较大时，背面板的整体挠曲变形和局部蝶形变形均相对较小，在已墩粗的弹体冲击下，以剪切充塞为主（图 8（a））；厚度较小时，变形相对较大，以花瓣开裂破坏为主（图 8（b））。

图8后面板的变形破坏形貌Fig.8 Deformation and failure morphology of the back panel

2.3 载荷强度分析

图9 分别是第Ⅰ类（试验5）和第Ⅱ类（试验9）的液舱结构的压力测试曲线。由图可知，结构受到冲击载荷主要可分为三个：第一个是入射冲击阶段的初始压力，该阶段压力是高速弹体撞击前板（陶瓷）并侵入水中，对水的强烈挤压作用引起的，其峰值较大，但随着后方、前方及侧向稀疏波的传入，压力值迅速减小，因此作用时间较短；第二个是空化作用阶段的空化载荷，该阶段压力是已经墩粗的弹体在水中高速运动，水中形成空泡而产生的空化载荷，压力特点是峰值较小，但作用时间较长；第三个是空泡在膨胀到最大后便开始收缩而产生的负压力，其特点是绝对值较小，时间也较短，对结构的破坏不是很严重。该压力曲线验证了上述对前面板的破坏模式的分析。

图9 试验所测压力曲线Fig.9 Pressure curve in the experiments

表4 初始压力和空化载荷的峰值和比冲量Tab.4 Peak value and specific impulse of initial pressure and load of caviation

表4为各试验工况下初始压力和空化压力的峰值和比冲量。由表可知，相同的结构形式的液舱，弹体初速越大，初始压力峰值越大，这是因为初速越大，弹体撞击前板（陶瓷）并侵入水时对水的挤压作用越强烈；弹体初速增大，由于空泡径向增长速度正比于弹体运动速度[22]，所以空泡导致液体膨胀挤压结构加剧，空化载荷峰值增加，但由于增加的挤压力作用于整个结构，且该压力测点位于侧壁中心处，所测空化载荷峰值增幅不大[23]。另外，前面板越厚，初始压力峰值越小，这是因为弹体穿过较厚的前面板后，侵入水中的剩余速度减小，对水的挤压作用有较大的减小。在弹体初速一致的情况下，第Ⅰ类液舱结构的初始压力峰值大于第Ⅱ、Ⅲ类的初始压力峰值，这是由于陶瓷在发挥其抗弹效能时使弹体发生墩粗、侵蚀，并使弹体速度下降，致使初始压力峰值降低；但是，第Ⅰ类液舱结构的空化载荷峰值却小于第Ⅱ、Ⅲ类的空化载荷峰值，这是因为，虽然弹体侵入第Ⅱ、Ⅲ类液舱结构的入水速度降低，但是由于弹体墩粗变形加剧，致使其排开液体的迎流面增大，形成的空化半径增大，也会使液体挤压结构加剧，因此可见，弹体形状也是影响压力峰值不可忽略的一个重要因素。最后，对于三种液舱结构，初始压力峰值远远大于空化载荷峰值，但是，由于空化载荷的作用时间更长，相反地，空化载荷比冲量却远远大于初始压力比冲量。所以，在弹体侵彻液舱结构的过程中，空化载荷对结构的破坏，尤其是对结构的整体破坏起着主要的作用。

3 结 论

（1）弹体主要发生墩粗-侵蚀破坏，侵彻第Ⅰ类液舱结构时以类似“泰勒”撞击的墩粗为主，侵彻第Ⅱ、Ⅲ类复合结构时，将发生更严重的墩粗和侵蚀；

（2）第Ⅰ类液舱结构前面板的破坏分为剪切冲塞、反向碟形变形、薄膜鼓胀和失稳凹陷四个阶段，第Ⅱ、Ⅲ类复合结构前面板的破坏为花瓣开裂、反向碟形变形、薄膜鼓胀和失稳凹陷；

（3）后面板较厚时局部发生剪切充塞，较薄时发生花瓣开裂；

（4）初始压力峰值远远大于空化载荷峰值，但空化载荷的比冲量更大，对结构的破坏起着主要作用。

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Experimental study on anti-penetration mechanism of ceramic/fluid cabin composite structure

ZHONG Qiang,HOU Hai-liang,LI Dian
(College of Naval Architecture and Power,Naval Univ.of Engineering,Wuhan 430033,China)

According to the anti-penetration mechanism of ceramic materials and fluid cabin structure,idea of adding the annor ceramic material layer to the guarding fluid cabin of ships is proposed to resist the penetration of massive projectile,and guarding fluid structure model of 1/10 scale is designed.Resistance to penetration experimental research of 3 kinds of ceramic/fluid cabin composite structures is carried out,and the failure modes and penetration process of the projectile,the front and rear panels of the fluid cabin are analysed as long as the resistance performance of the composite structure.The results show that the projectile mainly occurred coarse-erosion damage.The damage of the front panel of the fluid cabin structure is included four stages of shear plugging,disc deformation,film swelling,and sunken deformation due to instability.Damage of rear panel changes as the thickness of the panel changes:shear plugging occurs when the rear panel is thick enough,and patal cracking occurs when it is thin.Caviation load plays a major role in the damage of the structure,while initial pressure peak value is much greater than the caviation load peak value.

explosion mechanics;guarding fluid cabin;damage;ships

O344.7

A

10.3969/j.issn.1007-7294.2017.10.012

1007-7294（2017）10-1282-09

2017-04-21

国家自然科学基金项目（51209211，51479204）

仲 强（1990-），男，工程师；侯海量（1977-），男，高级工程师，通讯作者，E-mail:hou9611104@163.com。