復(fù)合防護液艙抗爆效能對比試驗研究

孔祥韶， 王旭陽， 徐敬博， 鄭成， 徐雙喜1，， 袁天, 吳衛(wèi)國

(1.武漢理工大學(xué) 高性能艦船技術(shù)教育部重點實驗室， 湖北 武漢 430063； 2.武漢理工大學(xué) 交通學(xué)院， 湖北 武漢 430063)

0 引言

爆炸毀傷是艦船戰(zhàn)斗力、機動性和生命力的重要威脅，因此大型水面艦船采用多層防護結(jié)構(gòu)方式，來抵御反艦武器戰(zhàn)斗部產(chǎn)生的高速破片和爆炸沖擊波載荷。液艙是多層防護結(jié)構(gòu)體系中的重要功能艙室，主要采用高速破片與艙內(nèi)液體相互作用過程中能量的轉(zhuǎn)化和耗散來衰減破片動能，阻止爆炸載荷對艦船內(nèi)部結(jié)構(gòu)、設(shè)備和人員造成進一步損傷。破片穿透時與艙內(nèi)液體的作用機理非常復(fù)雜，研究人員對此開展了一系列工作，研究工作關(guān)注點主要在沖擊波載荷評估、液艙毀傷以及防護措施等方面。

針對彈體穿透液艙過程中在液體內(nèi)形成的沖擊波效應(yīng)，Chou等[1]給出了沖擊波隨時間的傳播距離和沖擊波速度計算公式。Lee等[2]基于點源方法對平頭破片穿透液體時所形成的沖擊波強度進行了理論推導(dǎo)，提出了理論分析模型，并采用數(shù)值計算方法開展了對比驗證。Deletombe等[3]通過開展7.62 mm口徑槍彈穿透液艙試驗，提出了高速彈體撞擊液體時所誘導(dǎo)空腔尺寸的動態(tài)演化規(guī)律。

對于液艙的毀傷效應(yīng)，Varas等[4]提出高速破片侵徹液艙時，液體內(nèi)會形成空腔，產(chǎn)生初始沖擊波載荷以及2次載荷，液艙因承受較大的沖擊載荷而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞，此現(xiàn)象被定義為水錘效應(yīng)。Varas等[5]研究了不同液位的液艙在高速彈體打擊下的響應(yīng)，對比了液位對液艙結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響；并采用LS-DYNA程序中的任意拉格朗日歐拉(ALE)方法和光滑粒子動力學(xué)(SPH)方法模擬了試驗過程，驗證了數(shù)值計算方法的有效性和精度。

針對液艙的防護措施，Townsend等[6]開展了系列小質(zhì)量高速破片以1～4 km/s速度侵徹液艙的試驗，探討了在液艙中設(shè)置空氣隔層對其防護能力的影響。Liu等[7]通過數(shù)值模擬研究了高速破片侵徹有無橡膠層填充的液艙過程，分析了橡膠層對液艙結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響，對比分析了沖擊波壓力衰減情況以及液艙結(jié)構(gòu)和橡膠層的吸能情況。

上述研究工作較好地揭示了防護液艙在彈體侵徹作用下的破壞歷程，目前少數(shù)學(xué)者通過數(shù)值仿真方法研究了破片與沖擊波耦合作用下防護液艙的防護機理，其開展的相關(guān)試驗研究更是屈指可數(shù)。本文根據(jù)高速破片對液艙打擊過程中的沖擊波、液體膨脹形成空穴等載荷特性，基于橡膠材料的超彈性和低阻抗特性，提出了在傳統(tǒng)液艙結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上通過內(nèi)部設(shè)置柔性橡膠材料組成復(fù)合防護液艙的方案。相關(guān)研究結(jié)果表明[8-9]，橡膠層的存在可改變不同材料間應(yīng)力波傳播特性，進而有效地減小結(jié)構(gòu)在沖擊波載荷下的損傷程度。為了進一步驗證復(fù)合防護液艙的防護性能，本文設(shè)計制作了液艙結(jié)構(gòu)和戰(zhàn)斗部縮比試驗?zāi)Ｐ?，開展了戰(zhàn)斗部近距離(比例距離0.10 m/kg1/3)爆炸載荷下普通液艙和復(fù)合液艙毀傷的試驗研究，并開展了相應(yīng)的數(shù)值仿真計算。

1 試驗設(shè)計與數(shù)值仿真模型

1.1 液艙模型

如圖1所示，液艙試驗?zāi)Ｐ筒捎肣235鋼焊接加工，包括主體結(jié)構(gòu)、前面板和后面板3個部分。主體結(jié)構(gòu)內(nèi)部空間尺寸為800 mm×800 mm×300 mm，厚度為6 mm，四周設(shè)置106 mm的螺栓裝配區(qū)域，用于固定前面板、后面板。前面板、后面板寬度均為1 012 mm，采用螺栓栓接方式將前面板、后面板連接至液艙模型主體結(jié)構(gòu)上，以模擬液艙。在試驗過程中，液艙模型采用可拆卸式支撐結(jié)構(gòu)固定。

在本文試驗中，常規(guī)液艙模型是將前面板、后面板直接固定在液艙主體結(jié)構(gòu)上，其內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖2所示。

復(fù)合液艙內(nèi)部先設(shè)置壁厚為3.88 mm的橡膠材質(zhì)水囊，再將液艙的前面板、后面板固定在主體結(jié)構(gòu)上，液艙的水充入橡膠材質(zhì)水囊中，內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖3所示。兩個試驗工況的具體參數(shù)見表1.

實驗工況前面板、后面板尺寸/mm前面板、后面板厚度/mm橡膠材質(zhì)水囊尺寸/mm橡膠層厚度/mm工況11016×10162.69工況21016×10162.69800×800×3003.88

1.2 戰(zhàn)斗部模型

本文兩種試驗工況中模擬戰(zhàn)斗部殼體均為45號鋼材質(zhì)的圓柱形殼體，內(nèi)徑為50.5 mm，高度為130.4 mm，厚度為6 mm，如圖4所示。在圓柱形殼體高度與周向均8等分刻槽以控制形成預(yù)制破片，刻槽深度為3 mm、寬度為2 mm，殼體質(zhì)量為948.6 g，預(yù)計形成破片64塊。殼體內(nèi)裝有400 g TNT炸藥，裝填系數(shù)約為29.66%.

1.3 數(shù)值計算模型

本文采用ANSYS/Autodyn仿真軟件對該戰(zhàn)斗部破片的形成過程以及液艙毀傷過程進行數(shù)值計算。

1.3.1 戰(zhàn)斗部模型

所建立戰(zhàn)斗部有限元模型如圖5所示，戰(zhàn)斗部模型與起爆方式具有對稱性，因此采用1/8建模方法，模型尺寸與實際結(jié)構(gòu)完全相同。空氣域范圍取100 mm×100 mm×100 mm，采用Euler網(wǎng)格離散，網(wǎng)格邊長為1 mm. 戰(zhàn)斗部殼體采用Lagrange網(wǎng)格離散，殼體網(wǎng)格邊長為0.5 mm.

采用Johnson-Cook本構(gòu)模型和Gruneisen狀態(tài)方程描述戰(zhàn)斗部材料在沖擊載荷下的力學(xué)性能，其本構(gòu)關(guān)系為

(1)

表2 鋼制材料參數(shù)

炸藥采用Johns-Wilkins-Lee狀態(tài)方程，可較好地描述炸藥爆炸時爆轟波及其爆轟產(chǎn)物的膨脹過程，其形式為

(2)

式中：p為壓力；C1、C2、r1、r2、w為材料常量；e、V分別為比內(nèi)能和體積比。具體參數(shù)見表3.

表3 TNT炸藥材料參數(shù)

1.3.2 液艙模型

為了進一步揭示傳統(tǒng)液艙與復(fù)合液艙在破片與沖擊波耦合作用下的毀傷規(guī)律，建立液艙中縱剖面的二維計算模型開展數(shù)值計算，通過1.3.1節(jié)中的數(shù)值計算模型得到的結(jié)果對二維模型中的破片賦予相應(yīng)的速度和等效TNT炸藥，來模擬液艙毀傷載荷的輸入。圖6為復(fù)合防護液艙簡化的1/2有限元模型，常規(guī)液艙模型與其類似，不設(shè)置橡膠囊材料層。

對于液艙中的金屬材料，其動力學(xué)行為采用Johnson-Cook本構(gòu)模型描述，表達式如(1)式所示，材料參數(shù)見表2.

艙內(nèi)液體采用多項式狀態(tài)方程(具體參數(shù)見表4)，分兩種情況考慮：

當(dāng)液體受壓時(μ>0)，

p=A1μ+A2μ2+A3μ3+(B0+B1μ)ρ0E，

(3)

式中：A1、A2、A3、B0、B1為常數(shù)；μ為密度比；ρ0為參考密度；E為單位質(zhì)量內(nèi)能。

當(dāng)液體受拉時(μ<0)，

p=T1μ+T2μ2+B0ρ0E，

(4)

式中：T1、T2為常數(shù)。

橡膠材料采用Ogden本構(gòu)模型，Ogden主伸長率表示的應(yīng)變能函數(shù)如下：

(5)

式中：μk、αk、dk為材料參數(shù)；λ1、λ2和λ3分別為主方向拉伸；J表示體積變化。具體參數(shù)見表5.

2 測點布置及試驗方案

液艙結(jié)構(gòu)上布置了動態(tài)應(yīng)變測點和壓力測點。動態(tài)應(yīng)變測點主要測量液艙后面板在戰(zhàn)斗部模型接近爆炸載荷下液艙結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)歷程；壁壓測點(采用聚偏氟乙烯(PVDF)薄膜壁壓傳感器)用于評估戰(zhàn)斗部爆炸時液艙內(nèi)的沖擊波壓力[10]。

圖7為兩種工況中試驗?zāi)Ｐ秃竺姘宓臏y點布置圖(S為動態(tài)應(yīng)變測點；P為PVDF薄膜壁壓測點)，應(yīng)變測點S1～S6依次布置在后面板上，其中直線方向表示應(yīng)變片的方向(“━”表示測量的是該處水平方向的應(yīng)變，“┃”表示測量的是此處垂直方向的應(yīng)變)，壁壓測點P1～P3依次布置在后面板處。圖7中網(wǎng)格虛線為定位線，網(wǎng)格尺寸為5 cm×5 cm，其中動態(tài)應(yīng)變測試點位于后面板外側(cè)的網(wǎng)格中心處，壁壓測試點位于后面板內(nèi)壁的網(wǎng)格交點處。

表4 水介質(zhì)狀態(tài)方程參數(shù)

表5 橡膠材料狀態(tài)方程參數(shù)

在各工況下，戰(zhàn)斗部模型中心點與前面板的中心點高度一致，水平距離均為7.5 cm，如圖8所示。在戰(zhàn)斗部兩端均設(shè)置雷管，采用兩端同時引爆的起爆方式，保證破片在高度方向?qū)ΨQ分布。如圖9所示，為測量爆炸后預(yù)制破片侵徹液艙前面板的速度，在液艙結(jié)構(gòu)對面靠近戰(zhàn)斗部外圍處布置2個破片測速靶網(wǎng)。

3 試驗結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果分析

3.1 破片速度

3.1.1 破片理論平均速度和實測最大速度

考慮到預(yù)制破片、半預(yù)制破片與自然破片的結(jié)構(gòu)差異，國內(nèi)外學(xué)者基于數(shù)值仿真與試驗引入能量利用系數(shù)s，Gurney公式的修正表達式[11-12]如下：

(6)

式中：vf為戰(zhàn)斗部殼體破碎形成破片群時的膨脹速度；對于預(yù)制破片或者半預(yù)制破片取s=0.75，自然破片取s=1；ms和mTNT分別為戰(zhàn)斗部殼體質(zhì)量和裝填的TNT炸藥質(zhì)量；R和L分別為圓柱形戰(zhàn)斗部內(nèi)部裝藥的半徑和長度；Gurney能量EG反映了爆轟產(chǎn)物對炸藥殼體的驅(qū)動能力[13]，其表達式為

(7)

D為裝填炸藥爆速，γ為多方系數(shù)，取γ=3，σy為戰(zhàn)斗部殼體材料的屈服應(yīng)力，p0為爆轟壓力，p0=pCJ(ρe/ρCJ)γ，其中Chapman-Jouguet壓力pCJ=ρ0D2/(γ+1)，Chapman-Jouguet密度ρCJ=(γ+1)ρe/γ，ρe為炸藥密度。

對于TNT炸藥，由文獻[14]中的數(shù)據(jù)可知，爆速D=6 880 m/s,ρe=1 580 kg/m3；對于45號鋼取σy=355 MPa. 由(6)式可得本次試驗中破片速度為

(8)

由于形成高速破片需要消耗一定的炸藥能量，對于帶殼戰(zhàn)斗部爆炸，其形成沖擊波的炸藥量小于初始裝藥量。Hutchinson[15]假設(shè)爆炸時產(chǎn)生的沖擊波沖量與爆轟產(chǎn)物的初始動量呈正比，則填充的炸藥質(zhì)量mTNT與等效裸藥質(zhì)量mEB比值等于沖擊波沖量與爆轟產(chǎn)物初始動量之比，即

(9)

說明當(dāng)裝藥量為mTNT、內(nèi)徑為r0、高度為Lc的圓柱形帶殼炸藥爆炸時，由于爆轟產(chǎn)物的部分能量轉(zhuǎn)化為破片動能，用于產(chǎn)生沖擊波的藥量為mEB，即等效裸裝藥質(zhì)量。根據(jù)本次試驗中炸藥殼體的具體參數(shù)，可計算得到等效裸裝藥質(zhì)量為172.35 g.

圖10為試驗后收集的部分破片，破片大小尺寸相近，測速靶網(wǎng)所得破片初速1 428.6 m/s.

3.1.2 戰(zhàn)斗部數(shù)值計算

在內(nèi)部爆轟載荷作用下殼體膨脹和破裂的過程如圖11所示。當(dāng)TNT炸藥起爆時，接近起爆點處的殼體首先發(fā)生徑向膨脹且快速傳播至整個殼體[16]，戰(zhàn)斗部殼體在刻槽區(qū)域由于結(jié)構(gòu)形式的急劇突變，產(chǎn)生應(yīng)力集中，至24.5 μs時刻，戰(zhàn)斗部殼體表面在刻槽區(qū)域隨機產(chǎn)生裂紋，隨著爆轟壓力的持續(xù)作用以及戰(zhàn)斗部殼體各區(qū)域的變形不連續(xù)，戰(zhàn)斗部中部區(qū)域槽道出現(xiàn)徑向以及軸向方向的裂紋擴展，最終形成貫穿裂紋，戰(zhàn)斗部沿著刻槽線形成64塊大小相似的預(yù)制破片，與圖10中的實際收集破片尺寸相吻合。

根據(jù)數(shù)值仿真中的結(jié)果，可得破片平均速度為1 080.94 m/s，與修正后的Gurney公式所計算的破片平均速度誤差為3.28%.由圖12可知，戰(zhàn)斗部中心區(qū)域的刻槽處由于速度差的存在，導(dǎo)致此區(qū)域槽道結(jié)構(gòu)會隨機形成大小不一的小質(zhì)量高速破片，其先于理想預(yù)制破片在殼體上發(fā)生脫落，因此在徑向方向，其速度高于后期此區(qū)域形成的預(yù)制破片速度，根據(jù)數(shù)值計算結(jié)果，可知此處小質(zhì)量高速破片的速度為1 480.6 m/s. 試驗與數(shù)值仿真中破片最大速度誤差僅為3.64%，試驗所測破片數(shù)值偏小的原因主要是未考慮破片在空氣中飛行一定距離后存在的彈速衰減。

3.2 液艙結(jié)構(gòu)試驗與數(shù)值仿真破壞分析

破片空間分布狀態(tài)主要與炸藥殼體的放置姿態(tài)有關(guān)，在局部區(qū)域內(nèi)的特定方向上密集分布，兩種工況中炸藥殼體模型均垂向引爆，高速破片群打擊范圍沿水平方向擴散。

從圖13～圖16可知，當(dāng)戰(zhàn)斗部爆炸時，炸藥所形成的初始沖擊波先于預(yù)制破片到達前面板處，高速破片群打擊到已存在預(yù)應(yīng)力的前面板上，沖擊波與破片的聯(lián)合作用造成液艙前面板中心區(qū)域發(fā)生局部剪切充塞，從而形成大尺寸對稱貫穿破口。隨后破片與艙內(nèi)液體發(fā)生碰撞，以撞擊點為中心，在水中形成向四周傳播的高強激波，垂向作用于液艙前面板內(nèi)壁，引起前面板產(chǎn)生向外的變形[17-18]，隨著破片在水中的進一步侵徹，其周圍形成一定范圍的空化區(qū)，在內(nèi)外壓差作用下，破口附近的外板會發(fā)生一定程度的內(nèi)凹。

破片在艙內(nèi)液體中移動時，其速度快速減小，所產(chǎn)生的高強激波強度隨之快速衰減，在0.20 ms時刻激波波陣面?zhèn)鞑ブ梁竺姘逄?，在激波壓力作用下，后面板向外發(fā)生鼓包，但未發(fā)生穿孔和裂縫，如圖15(b)和圖16(b)所示。結(jié)合圖16(c)和圖16(d)可知，位于前面板處的橡膠囊壁面出現(xiàn)與其尺寸相似的破口，而后面板處的橡膠囊壁面則完好無損。

本次試驗中，戰(zhàn)斗部靠近前面板處一豎列預(yù)制破片垂向作用于前面板，其余破片以一定的角度產(chǎn)生斜射，易發(fā)生彈跳現(xiàn)象。結(jié)合圖13(a)與圖14(a)可知，炸藥所形成的沖擊波先于預(yù)制破片到達前面板后，沖擊波在前面板中傳播至橡膠層時，由于鋼材波阻抗是橡膠的100倍左右，在其界面處發(fā)生反射和透射，從圖14(a)中可明顯觀測到透射波強度較弱，反射波與后續(xù)沖擊波在前面板前方形成局部高壓區(qū)域。當(dāng)反射波透射到前面板上表面時，通過引起其上質(zhì)點的運動，與后續(xù)到達的斜射破片發(fā)生接觸作用使得破片受到軸向力和徑向力，徑向力的存在影響了破片撞擊前面板時的方向穩(wěn)定性，破片在此處發(fā)生彈跳[19]，結(jié)合圖15(a)與圖16(a)可知，在工況2中，破片群對前面板的打擊范圍與工況1中的打擊范圍相當(dāng)，但破口周圍存在多點凹坑，未形成貫穿破口，說明斜射破片在此發(fā)生彈跳現(xiàn)象，致使其破口面積減小。

圖17(a)、圖17(b)分別為兩種工況中前面板、后面板的變形對比圖。由圖17可以看出，前面板、后面板在大范圍區(qū)域內(nèi)均發(fā)生了鼓包狀的塑性變形[20-21]，且前面板的整體變形均大于后面板。在工況1中前面板、后面板的最大塑性變形分別為90.90 mm與69.17 mm. 與工況1相比，工況2中前面板、后面板各點處的變形均有所減小，其最大變形減幅分別為22.78%與8.47%.

3.3 測點動態(tài)應(yīng)變對比分析

圖18為工況1與工況2中液艙后面板上相應(yīng)測點的動態(tài)應(yīng)變- 時間歷程曲線對比圖(工況1中S6測點、工況2中S1測點與S3測點未測到數(shù)據(jù))。結(jié)合圖18可知，在帶殼炸藥爆炸載荷作用下，液艙后面板上的各測點首先產(chǎn)生峰值較小的初始響應(yīng)，隨后出現(xiàn)明顯的二次響應(yīng)峰值，隨著時間推移，外載荷逐漸消失，結(jié)構(gòu)應(yīng)變產(chǎn)生一定的回彈，最終各測點處的塑性變形趨于常量。

從爆炸載荷作用的過程來分析，當(dāng)爆炸載荷作用于液艙結(jié)構(gòu)上時，首先載荷以結(jié)構(gòu)內(nèi)應(yīng)力波的形式快速傳播至測點處，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生初始響應(yīng)現(xiàn)象。隨著高速破片群穿透液艙前面板，在液艙中運動形成高壓沖擊波，且破片群靠近后面板時擠壓二者之間的液體，后面板受到?jīng)_擊波壓力的同時會受到液體的局部壓力作用，形成二次響應(yīng)高峰值現(xiàn)象。隨后沖擊波在液艙結(jié)構(gòu)中多次反射，由于其在液體中快速衰減，后面板結(jié)構(gòu)響應(yīng)在60 ms以后趨于穩(wěn)定。

從動態(tài)應(yīng)變測試結(jié)果可知，兩種工況下的各測點均產(chǎn)生了一定程度的塑性變形。工況1中距離面板角隅最近的S1測點和S5測點最終塑性應(yīng)變超過5 000×10-6，結(jié)合圖15可知，后面板結(jié)構(gòu)在角隅處形成塑性鉸線[22]，此區(qū)域結(jié)構(gòu)變形曲率較大，故表現(xiàn)出高應(yīng)變狀態(tài)。S2測點和S4測點表明后面板中部區(qū)域水平方向塑性應(yīng)變較小，未超過1 000×10-6，同時該區(qū)域垂直方向的塑性應(yīng)變較大，在S3測點處高達2 400×10-6.

結(jié)合圖13(d)與圖14(d)可知，與工況1相比，工況2中的后面板處橡膠囊材料的阻抗遠小于后面板鋼材阻抗，在其界面處形成的反射波類型為沖擊波[23]，在圖14(d)中可以明顯地觀測到后面板處反射波所引起壓力場的改變。與工況1相比，工況2中透射波強度有所降低，因此各測點的二次響應(yīng)峰值均有大幅度降低，且遠離破片打擊區(qū)域S5測點處的最終應(yīng)變值降幅高達30%，其余測點由于距離破片打擊區(qū)域較近，最終塑性應(yīng)變值變化不大，通過在液艙中放置橡膠囊，可明顯地降低結(jié)構(gòu)的應(yīng)變峰值。

3.4 動態(tài)壁壓測試結(jié)果對比分析

在戰(zhàn)斗部模型接近爆炸載荷作用下，兩種工況中各測點處PVDF壓電薄膜傳感器所測得的電壓原始波形分別如圖19所示。圖19(a)、圖19(b)、圖19(c)依次為試驗后面板對角線上3個動態(tài)測試點P1、P2和P3的波形圖(工況2中測試點P3未測到數(shù)據(jù))。

對各測點處原始電壓進行積分與換算，可得到不同工況下不同測點處的壓力峰值[10]，本文以工況1中P3測點的壓力峰值為基準，給出了不同工況中其他測點壓力峰值與基準的比值，其具體比值如表6所示。

表6 兩種工況下各測點處的壓力峰值比值

兩種工況中，當(dāng)爆炸載荷作用于液艙結(jié)構(gòu)上時，首先載荷以結(jié)構(gòu)內(nèi)應(yīng)力波的形式快速傳播至測點處，由于PVDF壓電薄膜傳感器的結(jié)構(gòu)特點，其應(yīng)力波無法探測。當(dāng)破片群擊穿前面板在液艙中移動時，破片產(chǎn)生的高強沖擊波相互作用形成疊加沖擊波，快速向前傳播，在傳播至后面板區(qū)域時傳感器會產(chǎn)生相應(yīng)的電壓波形。結(jié)合圖18可知，電壓波形峰值時刻與二次響應(yīng)峰值時刻相對應(yīng)。

從圖19中可知，距離破片打擊區(qū)域最近的P1測點處均首先受到?jīng)_擊波壓力，且隨著遠離破片打擊區(qū)域，沖擊波強度逐漸減小，其壓力峰值負增量呈遞減趨勢。結(jié)合后面板的變形圖可知，面板中心區(qū)域的沖擊波壓力最大，故此區(qū)域的塑性變形最大。

橡膠囊與后面板材料的波阻抗差異較大，在其界面處形成反射沖擊波，對橡膠囊形成擠壓，吸收沖擊波能量。因此與工況1相比，工況2中相同測點處PVDF測量的瞬態(tài)電壓峰值大幅度減小，其中P1測點處減幅高達50%. 隨后橡膠囊逐步釋放通過自身壓縮而吸收的沖擊波能量，在圖13中可明顯觀察到，電壓峰值過后存在較長時間的后續(xù)正電壓多峰值。

結(jié)合表6可知，通過在液艙中設(shè)置橡膠囊，相同測點處沖擊波峰值均有所降低，且距離破片打擊區(qū)域越近，壓力峰值負增量越大，在P1測點處減幅高達18.62%. 因此與常規(guī)結(jié)構(gòu)形式液艙相比，復(fù)合液艙可明顯改善液艙中的沖擊波環(huán)境，降低結(jié)構(gòu)的沖擊壓力響應(yīng)。

4 結(jié)論

本文通過開展戰(zhàn)斗部模型接近爆炸載荷作用下復(fù)合液艙和常規(guī)液艙毀傷的模型試驗，并開展相關(guān)數(shù)值仿真，發(fā)現(xiàn)在液艙中設(shè)置橡膠囊體時，可大幅度減小破片與沖擊波耦合作用下液艙面板的破口尺寸、結(jié)構(gòu)變形和塑性應(yīng)變，改善液艙內(nèi)部沖擊波壓力環(huán)境，明顯提高了液艙抗爆防護效能。具體結(jié)論如下：

1)常規(guī)形式液艙與復(fù)合液艙相比，設(shè)置橡膠層可明顯地降低破片群對前面板的毀傷程度，前面板、后面板中心點處變形峰值減幅分別為22.78%與8.47%。

2)與常規(guī)形式液艙相比，復(fù)合液艙中各測點的二次響應(yīng)峰值均大幅度降低，且遠離破片打擊區(qū)域測點處的最終應(yīng)變值降幅高達30%，破片打擊區(qū)域的最終塑性應(yīng)變值變化不大。

3)橡膠層與后面板材料的波阻抗差異較大，在其界面處形成反射沖擊波，因此與常規(guī)形式液艙相比，復(fù)合液艙中相同測點處沖擊壓力峰值均有所降低，且距離破片打擊區(qū)域越近，壓力峰值降低越明顯，在P1測點處減幅高達18.62%.