RESEARCH ON LOAD REDUCTION MECHANISM AND WATER ENTRY MOVEMENT CHARACTERISTICS OF FOAM HEAD CAP BASED ON DENSITY DELAMINATION
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摘要: 高速入水冲击降载及运动增稳是入水航行体研制最亟待突破的难题, 针对于具有良好运动稳定性的截锥头型配备可以破碎吸能的密度分层头帽, 是同时兼顾入水降载及运动稳定性的有效手段之一. 基于模型试验研究了高速入水空泡发展机制与破碎头帽的相互作用, 探讨了密度分层头帽对降载及运动的影响规律. 研究发现配备密度分层头帽的高速入水航行体的入水空泡出现了明显的嵌套空泡现象, 高密度头帽嵌套空泡为上宽下窄, 正向分层头帽嵌套空泡为上窄下宽; 入水冲击产生的高应力在密度分层头帽两层缓冲件之间传递时将会产生碰撞损失能, 耗散入水瞬态冲击的能量; 头帽破碎时间顺序为: 正向分层第一次破碎 < 逆向分层 < 低密度 < 正向分层第二次破碎 < 高密度; 头帽外形对运动稳定性有改善作用, 逆向分层头帽达到运动稳定的时间最短; 头帽破碎会诱导局部空泡塌陷, 而头帽完整性较高时则会形成稳定的空泡; 头帽的存在可以提高速度峰值, 配备正向分层头帽工况入水速度最快, 配备高密度头帽工况降载效果最好.Abstract: High-speed water-entry impact load reduction and motion stabilization are the most critical challenges in the development of water-entry vehicles. A truncated cone head equipped with a density-layered crushable cap, which can absorb energy upon breakage, is one effective means of achieving both impact load reduction and motion stability. Model testing was conducted to study the interaction between high-speed water-entry cavity formation and the crushable cap, exploring the effects of density-layered caps on load reduction and motion stability. The study revealed a significant phenomenon of nested cavities in high-speed water-entry vehicles equipped with density-layered caps. The high-density cap created an upper-wide, lower-narrow nested cavity, while the forward-layered cap created an upper-narrow, lower-wide nested cavity. High stress generated by water-entry impact transmits between the two buffering layers of the density-layered cap, resulting in energy loss through collision, thereby dissipating transient impact energy. The cap fracture sequence was observed as follows: first breakage of the forward-layered cap < reverse-layered < low-density < second breakage of the forward-layered cap < high-density. The cap shape also improves motion stability, with the reverse-layered cap achieving stabilization in the shortest time. When the head cap is fractured, it induces local cavitation collapse, whereas a more intact head cap leads to the formation of stable cavitation. Additionally, the cap enhances peak speed, with the forward-layered cap condition producing the fastest entry speed, and the high-density cap condition achieving the best load reduction.
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引 言
航行体高速入水跨越气水交界面涉及强瞬态冲击、空泡非定常演化、结构动力学响应以及运动稳定性等流固耦合问题. 航行体高速入水的运动速度可达百米/秒量级, 有时甚至接近水中声速而诱发结构应力波与冲击波[1]的相互作用, 威胁结构强度及内部设备安全[2]、造成运动失稳[3-5]等问题. 研究如何降低入水砰击载荷并使入水运动稳定是入水航行体研制必须要攻克的难题[6].
目前已开展了大量的入水冲击载荷相关的研究, 形成了较为完备的冲击载荷理论预示模型[7-8]. 虽然数值模拟技术是进行高速入水航行体设计的必要手段, 但是其计算的结果仍需要与试验结果进行验证, 以证明数值方法的有效性. 常见的试验测试手段有高速摄影技术[9-10], 压力测试技术[11], PIV测量技术[12-13].
为了避免航行体内部的组件被入水冲击载荷破坏, 需要进行降载设计缓冲高速入水冲击载荷. 常见的缓冲措施有, 设计附件装置保证高速入水航行体的入水姿态[14]; 给航行体加装降落伞[15]或气囊[16], 改变航行体头部形状利用外形降载[17], 使用头部降载杆降载[18], 喷气降载[19-23], 缓冲头帽降载[24]. 1974年, Hinckley等[25]首先提出在航行体头部加装头帽来保护航行体结构不受入水冲击载荷而损坏, 利用入水冲击力使头罩破坏解体, 不影响航行体本体正常工作. 带头帽航行体入水最显著的特征就是存在结构变形与空泡发展相互耦合的现象, 与弹性体入水结构变形与空泡发展类似, 魏英杰等[26]及杨柳等[27]就针对超弹性体入水开展了研究, 发现了与弹性结构变形耦合的典型嵌套空泡现象.
为了增强航行体高速入水运动稳定性, 国内外学者开展了大量的研究. 航行体头部的结构和大小对其空泡和运动特性有着重要的影响. 黄鸿鑫等[28]应用ABAQUS/Explicit入水有限元模型研究了头部形状和质心位置对高速入水稳定性的影响, 得出结论头部形状为截锥形的航行体入水稳定性较好. 罗驭川等[29]进行了截锥形头型航行体低速斜入水空泡及运动特性试验研究, 得到了截锥形头型航行体头部直径大小对入水空泡、运动速度和俯仰角的影响规律. 刘喜燕等[30]开展了带尾裙航行体入水实验, 获得了航行体高速斜入水过程中空泡的发展特性、入水运动特性以及泡内压力的变化规律.
采用可破碎降载头帽是兼容降载和运动稳定性的有效手段, 本文采用试验手段针对降载头帽对入水载荷及运动稳定性影响进行研究, 采用PMI泡沫作为降载头帽基础材料, 研究了头帽破碎与空泡发展演化机制及其降载特性, 并比较了密度分层材料带来的载荷及运动状态变化规律.
1. 试验方案和试验模型
1.1 试验系统
图1给出了试验装置示意图, 为探究密度分层头帽的降载机制及对入水运动稳定性的影响, 基于开放水池, 利用高压气体作为模型发射的动力, 采用离线惯组捕捉航行体入水运动参数(采样频率2 k, 包括三通道加速度及三通道角速度), 利用3台高速摄像得到入水空泡的发展过程, 其运动状态捕捉范围如图1中虚线框所示. 试验针对截锥头模型70 m/s及70°倾斜入水条件, 开展了无降载、低密度、高密度、正向分层和逆向分层共计5个入水工况试验, 各工况参数如表1所示, 所使用的泡沫头帽力学参数如表2所示.
表 1 试验工况Table 1. Situation of experimentSituation $\tilde v$ PMI foam model
of the first layerPMI foam model
of the second layer1 1.389 — — 2 1.456 71 WF 71 WF 3 1.452 110 WF 110 WF 4 1.494 110 WF 71 WF 5 1.479 71 WF 110 WF 表 2 PMI泡沫力学参数对比Table 2. Comparison of mechanical parameters of PMI foamPMI foam
modelDensity/
(kg·m−3)Compressive
strength/
MPaCompression
elastic modulus/
MPaShear elastic
modulus/
MPa1 71 WF 75 1.7 105 42 2 110 WF 110 3.6 100 70 为了方便研究和分析, 本文针对带密度分层头帽的航行体高速入水过程中的各参数及物理量进行了无量纲化处理, 相应无量纲参数定义如下.
航行体的无量纲速度为
$$ \tilde v = \frac{v}{{{v_0}}} $$ (1) 其中${v_0}$ = 50 m/s.
航行体的无量纲时间为
$$ \tilde t = \frac{t}{{D/{v_0}}} $$ (2) 为了便于观察横轴与纵轴的数值, 其中D = 0.199 mm × 1000.
航行体的无量纲加速度为
$$ \tilde a = \frac{{D/{v_0} \cdot a}}{{{v_0}}} $$ (3) 航行体的无量纲角度为
$$ \tilde \theta = \frac{\theta }{{{\theta _0}}} $$ (4) 其中${\theta _0}$ = 40°.
航行体的无量纲角速度为
$$ \tilde \omega = \frac{\omega }{{{\omega _0}}} $$ (5) 其中${\omega _0}$ = 200°/s.
本文所设计的降载头帽主要由罩壳和密度分层泡沫组成. 如图2所示, 罩壳可以保证泡沫在起到降载作用之前的完整性, 并可以将泡沫固定在航行体的前端. 泡沫的形状如图3所示, 泡沫底部的凹槽方便与航行体进行安装. 泡沫分层的质量如表3所示.
表 3 泡沫分层质量Table 3. Foam layering qualitySituation PMI foam quality of the
first layer/gPMI foam quality of the
second layer/g2 101.27 36.73 3 148.53 53.87 4 148.53 36.73 5 101.27 53.87 1.2 试验数据处理
采用离线惯组捕捉航行体入水运动参数时, 会不可避免地引入错误点、冗余点以及扫描环境所带来的测量噪声等, 如加速度传感器自身振动产生的加速度以及数据采集装置与航行体连接部位产生的振动噪声, 这个加速度的频率远高于航行体壳体结构响应加速度的频率. 这些点对后续的结果分析会带来很大影响, 因此, 为了衡量航行体入水过程中冲击载荷, 需要对加速度信号进行滤波处理, 获取航行体入水过程中的加速度.
采用低通滤波方法, 选取通带频率为1000 Hz. 选取工况1(x轴向加速度)数据为例, 图4为加速度经过滤波之后的数据与原始数据对比.
2. 试验结果与分析
2.1 入水空泡形态分析
入水空泡的非定常发展时刻影响着航行体所受载荷及运动稳定性. 与刚体入水不同, 带降载头帽航行体入水过程中弹性体的振动或变形行为会与入水喷溅和空泡发生强烈的耦合作用, 导致其出现独特的入水喷溅和空泡演化特性. 图5给出了不同头帽条件下航行体入水喷溅及头帽破碎的情况, 图中比例尺一格为一个航行体直径(199 mm). 从图中可以看出, 无降载头帽的航行体入水由于不存在头帽带来的缓冲作用, 其撞水过程产生了相对于其他带降载头帽的工况更剧烈的入水喷溅及砰击现象, 头帽密度的差异使得不同工况下的喷溅产生了不同高度和直径的喷溅幕. 航行体以70°角高速入水冲击引起的喷溅可分为前后两部分, 前部分喷溅由头帽冲击水面形成, 后部分由头帽及航行体侧壁与水面的拍击形成. 图5(a)为截锥头型航行体入水情况, 相当于一个刚性平面砰击水面, 因此入水喷溅范围最大; 图5(b)为配备低密度头帽的截锥头型航行体入水情况, 相当于单层头帽且头帽质软, 因此在入水后迅速破碎, 入水喷溅高度较高, 将航行体尾部遮盖; 图5(c)为配备高密度头帽的截锥头型航行体入水情况, 相当于单层头帽且头帽质硬, 几乎不发生破碎, 入水喷溅高度最高; 图5(d)为配备密度正向分层头帽的截锥头型航行体入水情况, 相当于双层头帽且头帽前硬后软, 图5(e)为配备密度逆向分层头帽的截锥头型航行体入水情况, 相当于双层头帽且头帽前软后硬, 入水喷溅范围都较小, 且头帽发生小范围破碎.
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图 5 航行体入水喷溅及头帽破碎对比(CAM1)Figure 5. Comparison of water splash and head cap fragmentation upon vehicle water entry (CAM1)航行体高速冲击水面时, 头帽首先与水面接触并产生撞击压力. 撞击压力的大小取决于头帽的密度、形状及其与水面的接触面积. 带弹性头帽的航行体在撞击过程中, 头帽的变形行为会缓解部分撞击压力, 但同时诱发复杂的弹性振动. 这种振动通过航行体结构与水体间的流固耦合作用传播, 进一步影响喷溅和空泡的形态. 由于头帽的破碎特性与水下压力场的耦合, 不同头帽条件下的空泡发展呈现显著差异. 例如, 头帽破碎会诱导局部空泡塌陷, 而头帽完整性较高时则会形成稳定的空泡, 如图5(b)和图5(c)所示.
为探究配备密度分层降载头帽的入水航行体头帽与入水空泡耦合的降载机制, 如图6所示, 给出了高速入水航行体不同头帽条件下头帽破碎的情况. 头帽破碎时间顺序为: 正向分层第一次破碎 < 逆向分层 < 低密度 < 正向分层第二次破碎 < 高密度. 这一序列反映了头帽结构设计对入水冲击响应和空泡动态的调控作用. 正向分层头帽因多次破碎设计, 成功分散了载荷作用峰值; 高密度头帽通过延迟破碎时间, 实现了深水区破碎对撞击能量的集中缓冲.
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图 6 头帽破碎时间顺序对比(CAM2)Figure 6. Sequential comparison of head cap fragmentation timing (CAM2)入水瞬间, 航行体以高速冲击自由液面, 在接触点附近形成高压区域. 这种高压促使周围的水体向外扩张, 同时, 由于气体无法迅速逃逸, 会在接触点周围产生一圈小气泡扰动. 这些扰动会随入水深度增加逐渐发展为稳定的主空泡, 主空泡包裹了航行体除头部外的大部分结构. 空泡的形成过程受头帽形状、密度分布及材料特性影响显著. 低密度头帽由于材料较软且抗冲击能力弱, 在入水不久后发生小规模破碎. 破碎后头帽碎片与周围液体的相互作用激发局部空泡塌陷, 从而减缓了主空泡的非线性扩展. 高密度头帽结构较硬, 入水初期保持完整性, 直到入水较深时才发生破碎. 此时头帽破碎导致主空泡瞬态演化产生较强扰动, 伴随空泡体积的快速增长及压缩. 这种设计通过延迟破碎时间, 有效减缓了初始撞击载荷. 正向分层头帽其前硬后软的结构在接触水面时发生首次小规模破碎, 随后入水较深时因软性部分结构失稳再次破碎. 这种双次破碎行为在空泡动态演化中引入了两个扰动阶段, 使得冲击载荷分散至不同时间点, 从而提高了航行体的降载性能. 逆向分层头帽其前软后硬的结构在接触水面时即发生小规模破碎, 随后通过硬性部分的支撑作用延缓了进一步破碎. 这种设计虽然未实现多次破碎, 但在空泡塌缩阶段表现出较高的结构稳定性.
密度分层降载头帽通过改变破碎行为与空泡动力学之间的耦合方式, 实现了航行体撞击载荷的有效分散和减缓:
(1) 时间分散效应: 通过调整头帽破碎时间, 避免了撞击载荷集中作用.
(2) 空间耦合作用: 头帽破碎后产生的碎片干扰了主空泡的稳定性, 降低了其塌缩带来的冲击压力.
(3) 材料特性优化: 分层设计结合硬质和软质材料的优势, 在不同时刻提供缓冲与支撑功能.
这些力学特性为密度分层头帽在入水航行体中的应用提供了理论依据, 同时也为优化设计提供了具体指导.
如图7所示, 为嵌套空泡发展过程. 基于头帽大变形破碎行为的流固耦合作用, 入水过程中空泡流动现象展现出复杂且有规律的演化特性. 尤其是密度分层降载头帽, 其破碎行为显著影响了空泡的形态与动力学特性. 随着入水深度增加, 空泡经历了以下典型的演化阶段.
第一阶段: 空泡初始形成(宽而短的空泡), 当航行体以高速入水时, 头帽撞击自由液面产生高压冲击波, 液体向外排开形成初始空泡. 空泡呈宽而短的形态, 空泡壁面因气液界面高压区的作用而向外膨胀. 空气从空泡开口处快速进入, 使空泡逐渐增宽. 头帽的密度和形状决定了初始空泡的稳定性和扩展速度. 较高密度头帽形成的初始空泡更加对称, 而低密度或分层头帽可能因早期破碎导致局部空泡壁面不规则.
第二阶段: 头帽破碎与空泡壁面变化, 随着航行体下沉, 头帽发生大变形破碎, 对空泡壁面产生直接影响: 高密度头帽破碎后, 碎片紧贴空泡壁面, 使空泡局部收缩, 出现颈缩现象. 空泡的收缩区域产生强烈的压力梯度, 导致空泡壁面靠近头帽碎片的部分呈现尖锐的收缩结构. 在收缩区域下方生成了第二个小空泡, 因其不与大气直接接触, 体积显著小于主空泡.
正向分层头帽第二次破碎使空泡壁面随头帽碎片向外扩张. 空泡膨胀区域逐渐向深水处延伸, 产生较大的二次空泡. 主空泡与第二个空泡之间形成明显的分界线, 但两个空泡体积趋于接近.
第三阶段: 嵌套空泡的形成, 头帽破碎后的碎片与空泡壁面反复交互, 最终形成嵌套空泡的结构特性: 嵌套特性, 在主空泡内部的深水区域形成第二个空泡, 二者由空泡壁面分隔, 但通过流体压力相互作用. 第二个空泡的大小由头帽破碎模式及碎片分布决定. 高密度头帽生成的嵌套空泡体积差异较大, 而正向分层头帽生成的嵌套空泡接近等体积分布. 碎片迁移行为, 头帽碎片在空泡壁面与内部交界处周期性运动, 其轨迹受水汽交界面的表面张力与碎片自身惯性的共同作用. 碎片的运动改变了空泡内的压力分布, 使得嵌套空泡表现出非对称性或局部塌陷现象.
流固耦合阶段总结, 第一阶段: 宽而短的空泡形成, 空泡主要受撞击压力驱动形成. 空泡开口吸入空气, 导致宽而短的形态; 第二阶段: 头帽破碎穿透空泡壁面, 头帽破碎导致空泡局部收缩或膨胀, 改变了空泡的整体形态. 不同头帽材料特性和破碎模式决定了空泡壁面的响应方式; 第三阶段: 嵌套空泡生成, 空泡内部生成子空泡, 形成嵌套结构. 主空泡与子空泡的体积比、形态及分界特性直接反映了头帽设计的流固耦合效应.
密度分层降载头帽通过其大变形破碎行为诱导了嵌套空泡的复杂演化过程. 这种耦合效应不仅影响了航行体的入水动力学特性, 还揭示了多阶段降载机制的潜在优势, 为优化航行体设计提供了重要依据.
图8给出了高速入水航行体不同头帽条件下发生尾拍现象刺穿入水空泡的情况, 头帽存在使质心后移, 导致航行体初期倾向于仰冲运动, 即入水时尾部相对于头部产生周期性摆动. 由于航行体入水过程中, 头部是唯一与水直接接触的部分, 其周围形成的空泡为航行体提供一定的包裹效应. 然而, 尾部因受力不均, 逐渐向空泡壁面靠近, 当尾部的冲击力超出空泡壁面承受能力时, 会刺穿空泡, 增大沾湿面积, 对入水运动稳定性产生巨大的影响. 受入水扰动的影响, 如图8(a)所示, 航行体尾部刺穿空泡上壁, 导致空泡内部流体运动出现逆时针偏转. 刺穿空泡使航行体运动轨迹偏离, 入水运动稳定性显著恶化. 如图8(b)所示, 配备低密度头帽航行体尾部刺穿空泡侧壁, 头帽破碎的碎片在空泡内留下清晰的运动轨迹, 表明低密度头帽对空泡内部扰动较弱. 空泡刺穿后, 航行体在水中的稳定性较差, 易发生横向摆动. 如图8(c)所示, 配备高密度头帽航行体在空泡内沿顺时针方向偏转, 发生剧烈的水汽掺混, 空泡呈不透明状; 如图8(d)所示, 密度正向分层头帽航行体在空泡内沿顺时针方向发生偏转, 刺穿空泡下壁, 降载头帽完全破碎; 如图8(e)所示, 密度逆向分层头帽航行体在空泡内沿顺时针方向发生偏转且有向内侧的偏航运动, 刺穿空泡侧下壁.
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图 8 航行体入水尾拍运动刺穿入水空泡对比Figure 8. Comparison of tail slap motion piercing the water entry cavity of a vehicle如图8(c) ~ 图8(e)所示, 工况3, 4和5按照高速入水航行体设计的增加入水运动稳定性的期望, 对比不同工况可以发现, 头帽破碎后, 露出截锥头型使航行体入水后, 主要运动方向由垂直运动向水平运动转变. 航行体尾拍刺穿入水空泡的时间先后顺序为: 正向分层 < 逆向分层 < 高密度 < 无降载 < 低密度. 正向分层头帽因较早的破碎及多次扩展行为, 最早出现尾拍刺穿空泡现象. 逆向分层头帽受后软前硬结构影响, 尾部刺穿空泡时间较晚. 高密度头帽在入水初期保持完整性, 但尾部刺穿时间仍早于无降载头帽. 无降载头帽和低密度头帽由于初始入水时缺乏降载作用, 尾拍现象发展更为剧烈且刺穿时间最晚.
尾部刺穿空泡壁面时, 空泡内部流体的稳定性被破坏, 产生水汽掺混现象. 刺穿位置与航行体的质心、头帽破碎模式及空泡形态密切相关. 刺穿行为增大了航行体的沾湿面积, 导致阻力突然增加, 从而影响入水运动的稳定性和方向性.
图9给出了高速入水航行体在相同时间不同头帽条件下入水运动稳定性改善的情况. 无降载及配备低密度头帽工况由于尾拍运动的影响, 刺穿空泡的上壁与侧壁, 使入水运动稳定性降低, 入水空泡快速拉断, 未达到期望的航行体运动方向由垂直运动向水平运动转变的效果, 如图9(a)和图9(b)所示. 配备高密度、正向分层和逆向分层头帽工况达到期望的改善入水运动稳定性的作用, 在到达一定入水深度后航行体运动方向由垂直运动向水平运动转变. 改善入水运动稳定性的方案顺序为: 高密度(最优) < 正向分层 < 逆向分层. 高密度头帽凭借较高的完整性和较晚的破碎时间, 显著改善了航行体的运动稳定性, 是最优设计. 正向分层头帽的多次破碎行为进一步平衡了载荷, 使运动轨迹更稳定, 紧随其后.
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图 9 航行体入水俯仰运动后期的忽扑现象对比(CAM3)Figure 9. Comparison of late-stage pseudo-dropping phenomenon in the pitching motion of a vehicle upon water entry (CAM3)2.2 入水运动参数及稳定性分析
为了研究不同密度分层头帽入水降载效果及对入水运动稳定性的影响, 采用离线惯组(三通道加速度及三通道角速度)传感器得到加速度与时间关系曲线, 再经过数据处理后得到无量纲速度、无量纲角度、无量纲角速度与无量纲时间关系曲线.
图10为航行体入水速度随时间变化曲线图, 航行体在发射筒内做加速运动, 航行体头部撞水后做减速运动. 可以看到无降载头帽与配备低密度头帽工况曲线整体趋势一致, 先递增再递减. 而配备高密度、正向分层和逆向分层头帽工况曲线整体趋势一致, 先递增到峰值, 再回落后又有回弹. 速度回弹的原因是头帽破碎后, 露出截锥头型使航行体主要运动方向由垂直运动向水平运动转变, 增加运动稳定性并增速. 空泡支撑效应进一步减少了尾部与水体的接触面积, 降低了整体阻力, 从而导致速度回升. 头帽的存在对速度峰值产生了影响, 大小顺序为: 无降载 < 高密度 < 低密度 < 逆向分层 < 正向分层.
图11(a)为x轴向加速度曲线图, 航行体在发射筒内静止, 被高压气体弹射出筒, 在$\tilde t = 0$左右航行体与水面接触受到阻力, 之后在入水空腔的包裹下继续向下, 运动阻力随时间递减. 低密度与正向分层头帽工况加速度有两个峰值. 试验中峰值回落后的振荡现象, 无降载头帽工况加速度曲线存在高峰值窄脉冲, 这是由于刚性航行体直接与水介质接触结构往复冲击振动强烈. 而配备降载头帽工况加速度曲线为小峰值宽脉冲, 说明降载头帽可以抑制航行体入水振动冲击所带来的恶劣影响.
图11(b)为y轴向加速度曲线图, 由于航行体的尾拍运动导致加速度的波动. 无降载头帽与配备低密度头帽工况的y轴向加速度曲线趋势大致相同, 在0附近波动; 配备高密度和正向分层头帽工况的y轴向加速度曲线趋势大致相同, 由0递减再递增到0. 配备逆向分层头帽工况因为第一层头帽容易破碎, 第二层头帽较第一层质地硬, 导致其受力复杂, 其入水运动十分不稳定, 偏航运动幅度较大.
图11(c)为z轴向加速度曲线图, 在$ \tilde t = 0 $附近曲线的波动是由于航行体在发射筒内的晃动以及跨越自由液面使航行体内部振动. 无降载头帽与配备低密度头帽工况z轴向加速度曲线几乎不变, 俯仰运动很小, 入水运动稳定性没有改善. 配备高密度、正向分层和逆向分层头帽工况z轴向加速度曲线趋势大致相同, 头帽破碎后露出的截锥头型对入水运动稳定性有改善作用, 配备的头帽越硬z轴向加速度峰值出现的时间越靠后.
密度分层式降载头帽在入水过程中被航行体与水体压缩, 依靠自身的变形吸收入水冲击能量, 降低和限制作用在航行体上的入水冲击载荷. 当降载头帽只有一层时, 入水过程中降载头帽受航行体与水体压缩, 高应力区迅速向后转移. 当降载头帽有两层时, 高应力区在第一层降载头帽与第二层降载头帽之间转移时将会产生碰撞损失能, 增加降载性能.
高速航行体入水过程中, 会激起周围流体介质的运动; 反过来, 流体介质对结构又施加各种反作用力, 特别是入水冲击瞬态载荷. 入水瞬态冲击载荷主要由结构与水体的相互作用力决定. 航行体与水面的撞击产生最大冲击载荷与加速度. 在航行体下潜过程中, 流体对航行体产生复杂的非线性作用, 包括剪切力和压力. 入水冲击加速度是航行体高速入水冲击载荷重要的物理量, 也是威胁元器件安全及结构强度的主要考核指标. 降载效果如表4所示, 配备高密度头帽工况降载效果最好为68.74%. 高密度头帽因其较高的强度与刚性, 能够更有效地缓冲入水瞬态冲击, 并维持航行体运动的稳定性. 正向分层头帽的降载效果次优, 头部硬而尾部软的结构设计, 既能承受初始冲击力, 又可逐步缓冲能量. 逆向分层头帽的降载效果稍弱, 头部软而尾部硬的结构设计在初始冲击阶段表现较弱, 但在破碎后提供了稳定支撑.
表 4 降载效果Table 4. Load reduction effectSituation Peak of dimensionless ax Reduction rate of peak/% 1 23.42 — 2 10.78 53.97 3 7.32 68.74 4 8.85 62.21 5 9.79 58.20 图12(a)为俯仰角变化曲线. 在入水后, 由于受力不均匀, 开始绕z轴进行俯仰运动. 无降载头帽与配备低密度头帽工况入水运动稳定性近似无改善. 配备高密度、正向分层和逆向分层头帽工况随着头帽的破碎, 露出截锥头型增加入水运动稳定性, 俯仰角增大, 使运动方向向水平运动转变. 图12(b)为俯仰角速度变化曲线. 无降载头帽与配备低密度头帽工况俯仰角速度在0附近波动, 低密度头帽质地软, 在入水不久后直接破碎与无降载头帽效果近乎相同. 配备高密度、正向分层和逆向分层头帽工况在入水后开始绕z轴进行俯仰运动, 俯仰角速度先增大后减小. 配备正向分层头帽工况可以看出其俯仰角速度有明显的阶跃现象. 第一层较硬的头帽在入水初期承受主要冲击力并破碎, 俯仰角速度快速增加. 第二层较软的头帽破碎后进一步缓冲冲击, 使俯仰运动逐步稳定, 从而在曲线上出现显著的变化阶段.
入水航行体主要在纵对称面(XOY平面)内运动, 其他方向的速度分量较小; 航行体入水过程中其它轴系下的角速度变化范围较小. 图13(a)为偏航角变化曲线. 无降载头帽与配备低密度、逆向分层头帽工况偏航角为负, 配备高密度和正向分层头帽工况偏航角为正. 图13(b)为偏航角速度变化曲线. 曲线在前端的波动是航行体在发射筒内的弹振, 之后在水动力的作用下绕y轴转动. 配备逆向分层头帽工况可以明显看出有一次偏航角速度的波动. 其他工况偏航角速度变化不大.
图14(a)为滚转角变化曲线. 配备低密度头帽工况滚转角变化不大. 配备高密度头帽工况滚转角先递增后递减为负. 无降载头帽与配备正向分层、逆向分层头帽工况滚转角一直向正向增加. 图14(b)为滚转角速度变化曲线. 配备低密度头帽工况滚转角速度变化不大. 其他工况滚转角速度曲线趋势近乎一致, 先增大后减小. 配备高密度头帽工况滚转角速度会超过0. 航行体入水后由于水动力特性的剧烈变化, 使得航行体形成了绕x轴自旋的运动模式.
无降载头帽航行体入水运动参数与配备密度分层降载头帽航行体入水运动参数最大的差异为: 无降载头帽与配备低密度头帽工况角运动变化较小.
3. 结 论
本文针对高速入水密度分层降载头帽航行体的降载机制及其自由运动的运动特性进行了试验研究, 基于高速摄影技术获得了入水空泡发展形态, 通过惯组内测系统记录了航行体的运动参数. 所得主要结论如下.
(1) 配备密度分层降载头帽航行体在高速入水抨击作用下头帽发生了破碎, 并捕捉到了碎片与入水空泡耦合的特殊现象. 头帽破碎时间顺序为: 正向分层第一次破碎 < 逆向分层 < 低密度 < 正向分层第二次破碎 < 高密度. 实验结果表明, 密度分层降载头帽入水典型的流固耦合阶段可分为: 第一阶段降载头帽入水形成宽而短的空泡, 第二阶段头帽破碎穿透空泡壁面, 第三阶段形成嵌套空泡. 高密度头帽嵌套空泡为上宽下窄, 正向分层头帽嵌套空泡为上窄下宽.
(2) 航行体尾拍刺穿入水空泡的时间顺序为: 正向分层 < 逆向分层 < 高密度 < 无降载 < 低密度. 入水运动稳定性改善的方案顺序为: 高密度(最优) > 正向分层 > 逆向分层.
(3) 降载头帽的存在对速度峰值产生了影响, 大小顺序为: 无降载 < 高密度 < 低密度 < 逆向分层 < 正向分层. 降载头帽可有效抑制航行体入水振动冲击脉冲. 配备高密度头帽工况降载效果最好, 可达68.74%. 配备正向分层降载头帽的工况发生了“忽扑现象”. 配备逆向分层头帽工况可以明显看出有一次偏航角速度的波动. 无降载头帽与配备低密度头帽工况角运动变化较小.
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图 5 航行体入水喷溅及头帽破碎对比(CAM1)
Figure 5. Comparison of water splash and head cap fragmentation upon vehicle water entry (CAM1)
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图 6 头帽破碎时间顺序对比(CAM2)
Figure 6. Sequential comparison of head cap fragmentation timing (CAM2)
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图 8 航行体入水尾拍运动刺穿入水空泡对比
Figure 8. Comparison of tail slap motion piercing the water entry cavity of a vehicle
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图 9 航行体入水俯仰运动后期的忽扑现象对比(CAM3)
Figure 9. Comparison of late-stage pseudo-dropping phenomenon in the pitching motion of a vehicle upon water entry (CAM3)
表 1 试验工况
Table 1 Situation of experiment
Situation $\tilde v$ PMI foam model
of the first layerPMI foam model
of the second layer1 1.389 — — 2 1.456 71 WF 71 WF 3 1.452 110 WF 110 WF 4 1.494 110 WF 71 WF 5 1.479 71 WF 110 WF 
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表 2 PMI泡沫力学参数对比
Table 2 Comparison of mechanical parameters of PMI foam
PMI foam
modelDensity/
(kg·m−3)Compressive
strength/
MPaCompression
elastic modulus/
MPaShear elastic
modulus/
MPa1 71 WF 75 1.7 105 42 2 110 WF 110 3.6 100 70
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表 3 泡沫分层质量
Table 3 Foam layering quality
Situation PMI foam quality of the
first layer/gPMI foam quality of the
second layer/g2 101.27 36.73 3 148.53 53.87 4 148.53 36.73 5 101.27 53.87
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表 4 降载效果
Table 4 Load reduction effect
Situation Peak of dimensionless ax Reduction rate of peak/% 1 23.42 — 2 10.78 53.97 3 7.32 68.74 4 8.85 62.21 5 9.79 58.20
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