尺寸效應(yīng)對(duì)密閉結(jié)構(gòu)抗射流侵徹性能影響分析

單　鋒，趙昌方，祖旭東

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 南京　210094)

隨著現(xiàn)代彈藥技術(shù)的發(fā)展，破甲彈、穿甲彈對(duì)坦克裝甲的穿透能力越來(lái)越強(qiáng)，這對(duì)坦克復(fù)合裝甲的防護(hù)能力提出了更高的要求。當(dāng)前國(guó)內(nèi)、國(guó)外關(guān)于固體材料對(duì)射流干擾研究較多，而液體對(duì)射流干擾研究較少。

Xue和Huthcinson[1]對(duì)爆炸沖擊載荷作用下夾芯層板和同樣質(zhì)量的實(shí)體板抗沖擊性能進(jìn)行了對(duì)比分析。其目標(biāo)參數(shù)包括面層的厚度、芯層單元的高跨比及相對(duì)密度等。Zhu等[2]實(shí)驗(yàn)研究了面板厚度、孔徑尺寸、孔壁厚度及炸藥當(dāng)量對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響，并進(jìn)行了相應(yīng)的有限元分析。Liaghat等[3]實(shí)驗(yàn)研究了圓柱彈體侵徹金屬蜂窩夾層板，結(jié)果表明，彈道極限速度隨面板厚度以及胞元壁厚度的增加而增加，隨單胞的尺寸和彈體質(zhì)量的增加而減小。Crupi等[4]通過(guò)數(shù)值仿真研究表明，蜂窩夾層鋁板在靜態(tài)和低速?zèng)_擊下的失效與蜂窩大小及蜂窩間距尺寸有關(guān)。祖旭東等[5]利用 AUTODYNA計(jì)算程序?qū)γ姘?、背板厚度變化情況下的復(fù)合裝甲抗射流侵徹的規(guī)律進(jìn)行研究，得出了尺寸效應(yīng)對(duì)復(fù)合裝甲抗射流侵徹的影響。鄧?yán)诘萚6]通過(guò)有限元數(shù)值模擬方法，對(duì)方孔蜂窩夾層板在爆炸沖擊載荷下的變形機(jī)理和吸能特性進(jìn)行了分析。

1　理論分析

1.1　數(shù)學(xué)模型的建立

根據(jù)Dipersio、Simon、Merendino定義的虛擬原點(diǎn)理論和肖強(qiáng)強(qiáng)提出的沖擊波影響下聚能射流侵徹?cái)U(kuò)孔方程[7]，可得射流侵徹背板結(jié)束后進(jìn)入液體時(shí)在沖擊波影響下的速度為

(1)

根據(jù)伯努利方程和高振宇在周期胞結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲抗射流侵徹性能研究中[8]提出的柴油液體徑向匯聚的理論，由應(yīng)力波反射原理可得射流沖擊波經(jīng)六邊形內(nèi)壁反射后在匯聚通道上的壓強(qiáng)為

(2)

根據(jù)準(zhǔn)定侵徹常理論[9]和史進(jìn)偉等[10]進(jìn)行的射流侵徹水夾層間隔靶的理論和實(shí)驗(yàn)研究，可以得出射流侵徹背板和液體后射流的剩余頭部速度為

(3)

其中：ρt1為金屬背板密度；ρt2為液體密度；ρj為射流密度；c2為液體聲速；λ2為液體的Hugoniot參數(shù)；Rt為液體動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度；rc1為徑向匯聚半徑；rj為射流頭部半徑；r為密閉容器內(nèi)腔半徑；ɑ為沖擊波的衰減系數(shù)；Z0為虛擬原點(diǎn)到密閉結(jié)構(gòu)表面的距離；vj2為射流侵徹背板結(jié)束后的頭部速度；vj3為射流侵徹液體后的剩余頭部速度；h為液體高度；δ為密閉容器壁厚。射流侵徹密閉容器示意圖如圖1所示。

1.2　理論結(jié)果及分析

采用無(wú)殼體聚能裝藥基準(zhǔn)彈、柴油液體、LC4鋁合金、紫銅等參數(shù)為計(jì)算依據(jù)，根據(jù)上述理論分析的式(1)、式(2)得出密閉結(jié)構(gòu)半徑與液體徑向匯聚的關(guān)系；通過(guò)式(1)、式(3)得出密閉結(jié)構(gòu)壁厚、高度對(duì)射流頭部速度的關(guān)系，理論結(jié)果如圖2。

2　仿真校驗(yàn)

2.1　仿真模型及方案

聚能裝藥采用文獻(xiàn)[8]中?56 mm無(wú)殼體基準(zhǔn)成型裝藥，起爆方式為中心起爆，炸高為80 mm。密閉結(jié)構(gòu)由等壁厚六邊形密閉容器與腔內(nèi)柴油液體組成，密閉容器外接圓半徑為r、內(nèi)腔高度為h、壁厚為b。所設(shè)計(jì)的7種仿真方案如表1所示。

表1　仿真方案　mm

2.2　仿真結(jié)果及分析

1) 外接圓半徑r對(duì)飽含柴油密閉容器抗射流侵徹性能的影響

在內(nèi)腔半徑r=20 mm、25 mm和30 mm的數(shù)值仿真中，射流受到了不同程度的干擾，射流除了頭部的自然斷裂外，還有由于柴油干擾所引起的中后部速度區(qū)間出現(xiàn)的緊縮甚至斷裂。從仿真中得到了射流出現(xiàn)斷裂的時(shí)間與密閉容器半徑的關(guān)系，如圖3所示。

隨著半徑的增大，射流斷裂的時(shí)間增長(zhǎng)，這是因?yàn)樯淞髑謴夭裼托纬傻臎_擊波和壁面反射沖擊波在柴油液體中傳播距離增加，延長(zhǎng)了匯聚的柴油液體與射流接觸的時(shí)刻，從而導(dǎo)致受干擾射流中最大速度的不同。內(nèi)腔半徑越大，射流受干擾的速度區(qū)間越往射流尾部移動(dòng)。這是由于隨著柴油液體直徑的增大，沖擊波壓力在液體中衰減得越多，導(dǎo)致后面柴油液體匯聚對(duì)后續(xù)射流的干擾程度減小。

2) 內(nèi)腔高度h對(duì)飽含柴油密閉容器抗射流侵徹性能的影響

通過(guò)射流侵徹內(nèi)腔高度h=20 mm、30 mm和40 mm的六邊形密閉結(jié)構(gòu)的仿真得出，隨著容器內(nèi)腔高度的增加，射流斷裂時(shí)間也不斷推遲，受干擾速度區(qū)間如圖4所示。

上述3種斷裂現(xiàn)象都是因?yàn)樯淞髟诖┻^(guò)密閉容器時(shí)柴油液體徑向匯聚導(dǎo)致的。隨著容器內(nèi)腔高度的增大，受干擾的射流軸向速度區(qū)間中最大速度越大、最小速度越小。這是因?yàn)殡S著容器內(nèi)腔長(zhǎng)度的增加，液體的高度也增加，從而使射流在液體中運(yùn)動(dòng)的時(shí)間得以增長(zhǎng)，則液體徑向匯聚作用于射流的時(shí)間增長(zhǎng)，受到干擾的射流微元數(shù)目增多、區(qū)間增大，加劇了液體對(duì)射流的侵蝕，消耗射流的能量同時(shí)也在增加，從而對(duì)干擾射流起到了很好的效果。

江都三站原機(jī)組為可逆式機(jī)組,因此同轉(zhuǎn)速發(fā)電時(shí)，只要考慮部分輔助設(shè)備調(diào)整改造需增加的投資，經(jīng)估算約為20萬(wàn)元；年發(fā)電運(yùn)行管理費(fèi)平均約10萬(wàn)元；同轉(zhuǎn)速發(fā)電量比變極發(fā)電量低，經(jīng)實(shí)測(cè)約為變極發(fā)電的60%，根據(jù)江都三站歷史發(fā)電數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)，變極發(fā)電平均年效益約為108.24萬(wàn)元，同轉(zhuǎn)速發(fā)電效益約為64.94萬(wàn)元。

3) 壁厚b對(duì)飽含柴油密閉容器抗射流侵徹性能的影響

射流侵徹六邊形密閉結(jié)構(gòu)壁厚b=3 mm、5 mm和7 mm的胞元后，由仿真結(jié)果得到，隨著容器壁厚的增大，射流開(kāi)始侵徹柴油液體時(shí)的速度減小，初始形成的沖擊波強(qiáng)度也減小，干擾射流的速度區(qū)間如圖5所示。

結(jié)果表明，隨著容器壁厚的增加，射流消耗的能量增加，從而射流穿過(guò)密閉結(jié)構(gòu)后剩余的頭部速度減小，在柴油中形成的沖擊波強(qiáng)度也略微減小。當(dāng)沖擊波到達(dá)側(cè)壁時(shí)，要在壁面上形成反射，六邊形結(jié)構(gòu)由壁面反射的沖擊波和由棱邊反射的沖擊波存在壓力梯度，液體的運(yùn)動(dòng)存在速度差，使得射流受力不均勻，射流受干擾效果更明顯。

3　結(jié)論

射流穿過(guò)正六邊形飽含柴油液體密閉結(jié)構(gòu)時(shí)，由于液體的徑向匯聚，使射流受到干擾，提前斷裂，受干擾程度與正六邊形密閉結(jié)構(gòu)的尺寸息息相關(guān)。通過(guò)理論分析與數(shù)值仿真的比較研究得到：

1) 隨著半徑的增大，射流斷裂的時(shí)間增加，射流受干擾的速度區(qū)間往射流尾部移動(dòng)，柴油液體徑向匯聚對(duì)后續(xù)射流的干擾程度減小；

2) 射流侵徹內(nèi)腔高度不同的飽含柴油液體六邊形密閉結(jié)構(gòu)時(shí)，隨著容器內(nèi)腔高度的增加，射流受干擾的時(shí)間提前，受干擾的速度區(qū)間“上移”；

3) 射流侵徹不同壁厚的六邊形飽含柴油液體密閉結(jié)構(gòu)時(shí)，隨著容器壁厚越大，射流侵徹容器壁消耗的能量增加，從而導(dǎo)致射流受到的干擾增大。

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