Development of gas guns combined with a water tank for launching high-velocity projectiles into water obliquely and horizontally
-
摘要: 为开展模型高速斜入水和水中高速航行的水流场实验研究，研制了立式和卧式气炮与水箱组合的实验系统。通过快速阀和活塞阀控制气炮激发和驱动状态，一级气炮采用高压空气直接驱动弹托和模型，二级气炮采用高压空气驱动重活塞压缩使集气腔中产生高压气体，再驱动弹托和模型达到预定速度。通过调节水箱和发射管角度，使高速模型斜入水或水平入水。其中，立式可变发射角二级气炮可发射质量1～1000 g的模型至2500 m/s最大速度，卧式一级气炮可发射质量1～100 kg的模型至300 m/s最大速度。和小气室、高燃气压力火药驱动方式相比，新型气炮采用大体积、中低驱动压力气室，高压气体更接近等熵膨胀做功，调节高压气体压力，能较好地满足模型质量和速度的宽范围要求。结合光反射通断法测速、高速摄影和阴影流场显示等测量技术，得到立式气炮压缩管重活塞运动速度、压缩管末端压力时间曲线和模型倾斜与水平入水的流场阴影图像。结果表明：重活塞速度在膜片破裂前和理论计算值符合较好，但破膜后差异较大。立式气炮流场阴影图像反映了模型斜入水产生的空中和水中激波以及在气水界面的反射激波、空泡形成和侧向气水界面的破碎与飞溅等现象。从卧式气炮的模型水平入水阴影图像提取气泡轮廓，清楚地看出尾部气泡气水界面的波动和失稳。和商业计算软件Fluent计算结果相比，空泡上游区域基本重合，但尾流区域强湍流导致两者存在明显差异。和水洞实验相比，气炮水箱实验系统近真实地再现高速入水过程伴随的冲击和动态空化等物理现象和模型尺度效应。Abstract: Gas guns with a water tank assembly, were developed for launching projectiles into water obliquely and horizontally. The burst of gas guns was controlled by the quick valve and the piston valve. The cartridges and models in the one-stage gas gun were directly driven by high-pressure air. The heavy piston in the two-stage gas gun was driven by high-pressure air first, and then compressed the air in the gas-gathered chamber to drive the cartridges and models to the predetermined high-speed. By adjusting the angle between the water tank and the launching tube, the high-speed model can entry into water either obliquely or horizontally. The vertical gas gun with variable launch angles, is capable of launching a projectile with mass ranged from several to hundreds of grams at speed ranged from hundreds to thousands of meters per second. The horizontal gas gun can launch the projectile with mass ranged from several to tens kilograms at speed ranged from several to hundreds of meters per second. In contrast to a powder gas gun using small chamber filled with vitiated gas at high pressure and temperature, these gas guns are distinguished for the large volume air reservoir run at medium even low pressure, and characterized by a wide range of mass and speed of the projectile by adjusting the air pressure, which is close to isentropic expansion. Based on light reflection and beam on-off methodology, high-speed photography and shadowgraphy measurements, the results including the piston velocity in compression tube, the pressure time history at the end of the compression tube and the shadowgraph images of water entry and underwater navigation, were obtained. The results show that the piston velocities are in good agreement with the theoretical calculation before the diaphragm bursting, after which the difference increases. The high-speed shadowgraphs in the vertical gas gun clearly indicate the shock waves in the air and water generated by the oblique impacting of the projectile into the water, as well as the reflection of the shock wave on the gas-water interface, where the formation of cavitation, the break and splash of the interface are observed either. A gas bubble induced by water and enrolled air envelopes, which is extracted from the images in the horizontal gas gun, clearly indicates the fluctuation or instability along the gas-water interface close to the bubble rear. Compared with the numerical results by the commercial software fluent, the obtained bubble lineament basically coincides except at rear due to strongly wake turbulence attached to the projectile. In contrast to the water tunnel, the test rigs in this paper are superior in wide range of mass and speed, as well as reproducing real conditions such as impacting phenomenon and dynamic cavitation during the process of high-speed water entry.
-
随着飞机、导弹、无人机等先进装备的不断提速，它们所面临的服役条件也更加苛刻，这对材料也提出了更高的要求。比如当飞机高速飞越云层或暴露于降水中时，前表面材料会受到不同直径雨滴的连续冲击侵蚀，它们之间极高的相对速度造成的冲击力不容小觑，很容易造成结构表面材料损伤甚至剥落；对于带隐身涂层的蒙皮表面还会造成隐身失效等问题，缩短飞行器的生命周期，这种现象被称为“雨蚀”。1945年，美国B-29轰炸机从日本返航时曾遭遇雷雨区，后来发现机上天线罩表面受损。经雨滴冲击模拟试验证明，天线罩表面损坏正是飞机高速飞行时由雨滴冲击造成的[1]。
对于雨蚀问题，较早的研究起始于20世纪40～50年代，可以抽象为液固高速冲击问题。早期Engel[2]对雨蚀过程的力学机理进行了研究，将液滴的高速撞击等效为一个软金属球的低速撞击。20世纪60年代，Cavendish实验室研制出第一台单射流冲击设备（single impact jet apparatus，SIJA）[3]，实现用试验手段研究高速液固撞击问题，随后雨蚀研究进入高速发展阶段。Adler [4]从材料损伤破坏的角度对液滴冲击研究做了回顾，认为由于材料的剥落，很难有一种理论对材料的液滴冲击损伤实现合理预测，基于同样的原因，要想建立材料的宏观力学特性和雨蚀损伤的定量关系也十分困难。Field[5]结合前人及自己的研究成果，在基础理论及多领域应用、射流装置及高速相机等试验设备、材料雨蚀损伤结果等方面对液固冲击问题进行了综述，并指出，在碰撞的初始阶段，接触周边发生的超音速膨胀是液固碰撞损伤的主要原因。
在飞行器雨蚀损伤研究中，亚音速雨滴冲击侵蚀的工况是最常见的，但由于速度较低，单次冲击产生的压力值小，常常需要一定时间内成百上千次的连续冲击才能对材料或结构产生损伤破坏，常关注其疲劳载荷破坏机理，常用的试验装置为旋转臂装置，可用于研究低速（通常小于250 m/s）连续雨滴侵蚀下材料的抗雨蚀性能[6]；而超音速雨滴冲击虽然发生概率较低，但其水锤压力脉冲峰值（可达GPa量级）远超许多材料的强度，单次或数次冲击就足以对材料或结构产生破坏，因而更关注冲击载荷破坏机理，而单射流发生装置由于场地小、简单易操作、试验条件可控等优点，在实验室级的材料雨蚀研究中是应用最广泛的，通常用来研究液固撞击的基础力学问题，以及模拟雨场中的高速（1 000 m/s以内）大直径雨滴对材料的冲击破坏，也是本研究采用的试验方法。
施红辉等[7]、毛靖儒等[8]在20世纪末开始了雨蚀方面的实验研究，利用自行研制的超音速液体射流发生器，以及偏振光学系统研究了有机玻璃（PMMA）材料在高速射流冲击下的动力学响应。孙弼等[9]、张荻等[10-11]通过建立的液固撞击的非线性波动模型对高速液固撞击进行了数值模拟研究，并将研究成果应用于工程实践。王泽江等[12]开展了飞行器光学材料雨滴侵蚀试验，搭建了旋转臂实验平台，其旋转速度可达1 570 r/min、试件中心线速度200 m/s，为工程材料雨滴侵蚀研究提供了有效试验手段。目前国内关于材料雨蚀试验方法和损伤特征的研究仍较匮乏。
除飞行器的雨滴侵蚀外，蒸汽轮机的叶片水蚀、水射流切割等技术领域都涉及到液固高速撞击问题。因此深入研究液固高速撞击过程中流体和材料的动力学行为机制具有十分重要的工程意义。目前针对材料雨蚀损伤的研究主要集中于钛合金[13]、钢材[14]、铝合金[15]、有机玻璃[16]等均质材料，对于复合材料等非均质材料的雨蚀问题鲜有报道。随着复合材料在航空航天等领域的应用日益广泛，有必要针对复合材料进行系统的雨蚀损伤研究，一方面为复合材料结构的雨蚀损伤评估及维修检测提供理论基础，另一方面为复合材料抗冲击、抗雨蚀性能的改进、防护涂层的设计提供指导性建议。
1. 液固冲击过程
液固冲击过程可以分为液体压缩和侧向喷射两个阶段。首先，液体撞击固体表面的接触初期，如图1(a)所示，液滴与固体面间的接触边界速度高于液滴内部冲击波速度，冲击波受到接触边界的阻碍而形成包络面，包络面以内的液体被压缩，形成瞬态高压。如果不考虑固体的变形，液滴撞击固体平面的中心压力为：
p=ρlclv (1) 这一压力被称为“水锤压力”[17]，其中v为撞击速度，ρl、cl是液体的密度和波速。如果考虑固体的弹性，根据应力波理论，则有[18]：
pc=ρlclρscsρlcl+ρscsv (2) 式中：ρs、cs分别为固体的密度和波速。理论上讲，如果这一压力超过了材料的屈服强度，则有可能对材料造成破坏。对于本文的研究对象复合材料来说，ρs、cs可用下式估算[18]：
ρs=ρfφf+ρmφm,cs=√E22/ρs (3) 式中：φ为体积分数，下标f和m分别表示纤维和基体，E22是垂直于纤维方向上的等效杨氏模量。水锤压力在给定的接触半径内产生，这一半径由下式给出[19]：
R=rvcl (4) 式中：r为水滴的曲率半径。
当液滴内部冲击波速度即将超过液固接触边界速度时，冲击波脱离边界束缚而释放压力，形成的卸载拉伸波分别向液体和材料内部传播，如图1(b)所示，液固冲击进入第2阶段，压缩液体经卸载波后迅速喷射而出，接触边界以水声速向自由表面扩展，液体会沿着固体表面形成侧向射流。这一侧向射流速度一般会几倍于初始的液固冲击速度，同时剪切波和瑞利波也会分别向材料内部和表面传播，容易造成材料表面的剥落和微裂纹的扩展。
当液固表面产生的压缩波反射回液体中心时，认为完成了水锤压力的卸载，整个水锤压力的持续时间由下式给出：
τ=3rv2c2l (5) 此后液体在固体表面逐渐形成稳定的不可压缩流体，固体表面中心点的压力会在相当长的时间内保持在一个较低的值，这一数值由Bernoulli静压给出：
pi=ρlv22 (6) 值得注意的是，在高速液滴撞击时，剧烈的压缩作用会使激波在液体中的传播速度发生明显变化，这一影响的量化可由下式给出：
cl=c0+kv (7) 式中：c0为水的声速（约1 500 m/s），k为常数，撞击速度v＜1 000 m/s时，可取k=2[20]。
从上述推导中可以发现，水锤压力的大小和水滴直径无关，而这一压力的持续时间和接触半径既取决于水滴直径和冲击速度，也取决于液体的可压缩波速。
2. 单射流冲击试验平台
采用的单射流冲击试验平台是根据卡文迪许实验室的单式射流装置（single impact jet apparatus，SIJA）的射流发生原理、基于10 mm口径的一级轻气炮改装搭建而成的。如图2所示，试验平台包括3个主要部分：第1部分是气炮发射装置，用于发射高速子弹，包括气室、炮管、加密封圈的弹托（①）、子弹（②）、脱弹器（④）等；第2部分是试验台部分，用于射流的发生，包括储水腔体（⑤）及支架、试样夹具（⑦）等；第3部分是附加测量设备，可根据试验内容及试验目的进行调整，如测量子弹速度的电磁感应线圈（③）、测量射流形态的高速摄像系统（⑥）等。实验前，预先在不锈钢腔体内储满定量纯净水，并用尺寸、厚度合适的氯丁橡胶密封腔体末端开口，然后用高压气体驱动金属子弹撞击在密封橡胶上，冲击产生的巨大动能会在腔体内形成瞬间高压，驱动液体从细小的喷嘴处喷射，从而形成高速液体射流。
为了实现不同直径的水射流，设计了3个喷口直径分别为0.8、1.2、1.6 mm的储水腔体。试验所用子弹为铝制或铅制，形状均为直径5 mm、长度10 mm的圆柱体。用一对电磁感应线圈测量金属子弹的速度，当子弹到达炮管出口时，安装在炮口位置的两个电感线圈会受金属子弹影响，磁场发生变化从而产生两次脉冲信号，通过数据采集装置得到两者的时间差，计算得到子弹移动速度。利用Phantom V711摄像机的高速成像技术实现了水射流形状的可视化，图像分辨率为128×128，拍摄间隔为4.75 μs；根据标定样张的像素点和实际距离的关系即可推算出射流直径和射流速度。
在单射流冲击试验中，射流喷出后在空气中传播的过程中，形态和速度是不断变化的，需要找到一个合适的位置安装试样，因此需要研究射流形态随位移的变化规律。图3(a)是在水射流速度为325 m/s时连续拍摄的图像，发现射流刚从喷口喷出时呈圆柱形（如图3(a)中的图片①）；随着冲击载荷对腔体的加载，一定体积的水以更高的速度喷出，在空气中运动并逐渐形成一团“蘑菇头”形状的水雾（如图3(a)中的图片③）；随着射流继续运动，最前端的小水滴受到空气阻力作用减速向外分散，而紧随其后的小水滴从喷口加速飞出，形成新的射流头部，从而宏观上呈现出一个稳定速度的中心“水团”，周围环绕一圈减速的“水雾”（如图3(a)中的图片④～⑤）。此时的中心“水团”呈现像水滴一样规则的球形前缘，根据前人的研究，可以认为这一阶段的水射流模拟的是相同直径的水滴[5]，可用于材料单滴雨蚀试验，不需考虑周围减速“水雾”带的影响。最终其光滑规则的前缘会因为Taylor不稳定现象而迅速扩散（如图3(a)中的图片⑥），在这之后的水射流实质上已变成空气中离散的小水滴，不能再进行雨蚀试验。
图3(b)中给出了射流直径和射流速度随喷射方向的位移（以喷口为原点）增加的变化规律，可以看到射流喷出后速度和直径先呈逐步增长趋势，但增速逐渐放缓，直到距喷口10 mm左右时速度和直径均呈现稳定状态（见图中蓝色阴影区域），随后又由于气液界面的不稳定而导致射流内的微小水滴迅速扩散，宏观呈现射流速度和直径的迅速上升。因此，雨蚀试验中试样的最佳安装位置是距离喷口10 mm处。这一结论经过了不同射流速度和直径试验结果的验证，并与文献[21-22]的结果相吻合。
该装置的水射流试验结果如图4所示，图例中的“dc0.8-Al”表示铝弹冲击喷口直径为0.8 mm的腔体产生的水射流；“dc1.2-Pb”表示铅弹冲击喷口直径为1.2 mm的腔体产生的水射流。以下是本研究中使用的单射流发生装置的一些结论：（1）该设备可产生速度200～600 m/s、直径4～7 mm的稳定水射流，射流形态可重复性良好，其中速度低于400 m/s的水射流需发射铝弹产生，超过400 m/s的水射流通过发射铅弹产生；（2）铝弹产生的射流速度与子弹速度之比约为2～3，铅弹产生的射流速度与子弹速度之比为3～5，如图4(a)所示，通过选择子弹的材质和速度可以实现不同的射流速度，而喷嘴直径对射流速度影响不大；（3）在相同射流速度下，射流直径随喷嘴直径的增大而增大，图4(b)也表明，在研究范围内，射流速度对射流直径的影响不大，即可以认为不同射流直径只需通过加装不同直径的喷嘴来实现；喷嘴直径0.8、1.2、1.6 mm对应的平均射流直径分别为4.5、5.5、6.5 mm。
图 4 单射流发生装置的水射流测试结果Figure 4. Waterjet testing results of the single impact waterjet apparatus3. 碳纤维树脂基复合材料高速水射流冲击试验
采用的碳纤维/环氧树脂基复合材料由T700/7901单向布预浸料采用热压罐成型工艺制造而成，材料参数见表1。试样共8层，铺层顺序为[0, 90]2s，试样长和宽均为28 mm，实际平均厚度为1.1 mm。试验中，试样被夹持在背面开孔为长宽均16 mm的刚性夹具上，被冲击表面与射流方向垂直。
表 1 T700/7901单向板力学参数Table 1. Mechanical properties of T700/7901 unidirectional laminates纤维体积分数φ/% E11/GPa E22/GPa G12/GPa ν12 Xt/MPa Xc/MPa Yt/MPa Yc/MPa S12/MPa 66 115 9 3.3 0.33 2300 1050 42 143 116 3.1 冲击后试样的典型损伤模式观察与表征
图5所示为速度为557 m/s、直径为6.3 mm的单次水射流冲击后的试件表面图像。显微镜结果显示，损伤区域由一个几乎圆形的未受损中心区域（图5(b)中的①，直径约1.8 mm）和一个褪色的“失效环”组成，其中有树脂脱落（②）、基体开裂（③）和少部分的纤维断裂（④）。环状区域内的“褪色”是由表面层树脂去除导致的纤维裸露、亚表面散射造成的。这一环形损伤在纵向上的尺寸比横向大，具有各向异性。值得注意的是，表面损伤的最外缘直径（3.63 mm）小于冲击射流直径，即变形具有典型的局部性。分别沿纤维方向和垂直纤维方向测量环形损伤的表面轮廓，如图6所示，纵向轮廓呈一“U”型凹坑，宽度约4.2 mm，深度约25 μm；而横向轮廓呈一“V”型凹陷，深度可达65 μm，这是由于③处发生了基体开裂。结合图5(b)可以发现，整个环形损伤是包含于凹坑内的，“U”型凹坑的底部对应于①处中心无损伤区，凹坑侧壁的明显起伏对应②处的树脂侵蚀区。
图 5 水射流单次冲击后复合材料试件表面典型损伤的显微镜观察结果Figure 5. Microscopic results of the typical surface damage of CFRP specimen caused by single waterjet impact图7所示为试样的C扫描结果，不同颜色代表的是反射信号能达到的不同深度，即分层深度。可以明显地观察到，在撞击中心附近存在一个纺锤形分层区域，其纵向长度为13.67 mm，横向长度为9.73 mm，同样呈现明显的各向异性，且越靠近底面的分层范围越大。对比图5可以发现，分层损伤范围可以数倍于表面损伤尺寸，因此对于复合材料层合板的高速雨蚀损伤来说，直接通过表面环状损伤来量化其雨蚀损伤程度是不够准确的。为了对试样内部损伤进行更直观的观察，将试样沿表面环形的轴线切开，并用细砂纸打磨后，在光学显微镜下观察切面，如图8所示。可以发现内部损伤主要由基体开裂和层间分层组成，且从冲击表面到底面，损伤范围逐渐扩大，呈一“金字塔”型；局部放大后看到，层内基体开裂通常会呈现贯穿整层的宏观裂纹，连接着相邻两层的分层损伤，且越靠近底面，裂纹长度和宽度都越大。
图 8 垂直于表面的横剖面显微结果Figure 8. Microscopic results of the cross section perpendicular to the surface图9中给出了高速水射流冲击后复合材料试样的典型损伤形貌示意图，对表面和内部损伤的尺寸进行了标注，其中表面损伤尺寸D2表示中心无损伤区的最小直径，D1表示表面损伤的最外缘直径；内部损伤尺寸Lx表示分层区域的纵向长度，Ly表示分层区域的横向长度，Sxy表示分层区域的面积。表2中列出了不同射流速度和直径的试验结果，并将在下文中做详细分析。
图 9 高速水射流冲击复合材料试样的典型损伤形貌示意图Figure 9. Schematic diagram of typical damage modes of CFRP samples impacted by high-speed waterjets表 2 不同速度和直径的水射流冲击复合材料试样的损伤结果Table 2. Damage results of CFRP samples impacted by waterjets with different velocities and diameters序号 射流速度v/(m·s−1) 射流直径d/mm D2/mm D1/mm Lx/mm Ly/mm Sxy/mm2 1 300 5.7 0 0 0 0 0 2 343 4.9 0 0 0 0 0 3 343 5.7 0.74 2.07 2.004 2.406 3.139 4 386 5.7 0.89 2.25 4.431 3.302 10.138 5 407 4.9 0.75 2.26 1.886 2.484 3.398 6 407 5.7 1.18 2.9 5.303 4.699 17.049 7 428 4.9 0.96 2.39 4.636 2.897 7.776 8 428 5.7 1.41 3.02 7.103 5.222 25.113 9 428 6.7 1.50 3.27 9.154 6.147 31.531 10 471 4.9 1.05 2.49 4.454 4.301 15.379 11 514 6.7 1.59 3.54 11.935 7.246 45.216 12 557 4.9 1.51 2.76 12.024 8.049 45.173 13 557 5.7 1.80 3.63 12.579 9.732 75.772 14 557 6.3 1.90 3.77 13.673 10.963 88.678 3.2 不同射流速度的试验结果
图10所示为射流直径5.7 mm下不同射流速度的试验结果，可以看到当速度为343 m/s时，表面几乎看不到损伤，内部仅在冲击中心约2 mm范围内发现少量分层损伤；当速度增加至407 m/s时，表面出现了以树脂去除为主的典型环状损伤，内部分层区域也扩大，呈椭圆形；当速度达到557 m/s时，表面环状损伤更加严重，环状宽度增加，不仅树脂去除范围扩大，还出现了沿纤维方向的基体开裂，内部分层损伤区域进一步增大，并呈现类似纺锤形的形状。
图 10 直径5.7 mm的不同速度的射流冲击复合材料试样的显微和C扫结果Figure 10. Microscopic and C-scan results of CFRP samples impacted by waterjets with the same diameter of 5.7 mm at different jet velocities图11中给出了两种射流直径（4.9、5.7 mm）下损伤量化参数D2、D1、Lx、Ly、Sxy随射流速度的变化规律，可以发现5个参数均随射流速度的增加呈上升趋势，即射流速度越高损伤越严重。图11(a)所示为表面损伤尺寸统计图，相同射流直径下表面环形的外径D1和内径D2均随射流速度的增加而向外扩展，环状宽度增加，环状损伤面积也随之增加；射流直径越大，环形损伤向外扩展的范围越大；另外在小于600 m/s的速度范围内，表面损伤尺寸始终小于相应的射流直径。图11(b)所示为内部分层损伤尺寸统计图，从图中可以看出，分层损伤面积Sxy随射流速度增加而单调增加，但增长速度先慢后快，有一个拐点（射流直径4.9 mm对应拐点速度约410 m/s，射流直径5.7 mm对应拐点速度约380 m/s），经分析后发现拐点前损伤较小，往往在冲击中心呈一小圆点，纵横尺寸的各向异性不明显；拐点后分层损伤开始呈现典型的纺锤形，损伤尺寸呈现明显的各向异性，即纵向尺寸Lx始终大于横向尺寸Ly。另外，对于两种射流直径4.9、5.7 mm，当射流速度分别为340、300 m/s时，试样表面和内部均观察不到损伤，可以认为达到了试样单次水射流冲击的损伤门槛速度，即当射流速度小于这一门槛速度时，单次冲击不会对该复合材料试样造成任何损伤。
图 11 两种射流直径（4.9、5.7 mm）下损伤量化参数随射流速度的变化规律Figure 11. Variation of damage quantification parameters with waterjet velocity under two jet diameters (4.9, 5.7 mm)3.3 不同射流直径的试验结果
图12所示为射流速度为557 m/s时不同射流直径的试验结果，可以看到随着射流直径的增加，环形损伤的尺寸不断向外扩展，环内树脂去除面积增加，并逐渐开始出现沿纤维方向的基体开裂（从(a)到(b)）且裂纹尺寸和数量也在增加（从(b)到(c)）；内部分层损伤一直呈现典型的纺锤形，但射流直径的增加使得分层损伤面积随之扩展。
图 12 速度557 m/s时不同直径射流冲击复合材料试样的显微和C扫结果Figure 12. Microscopic and C-scan results of CFRP samples impacted by waterjets with different jet diameters at the same velocity of 557 m/s图13中给出了两种射流速度（428、557 m/s）下损伤量化参数D2、D1、Lx、Ly随射流直径的变化规律，可以发现4个参数均随射流速度的增加而呈上升趋势，即射流直径越大损伤越严重。图13(a)所示为表面损伤尺寸统计图，发现环状损伤的内径D2和外径D1均随射流直径的增加而向外扩展，环状损伤面积也随之增加；射流速度越高，环形损伤向外扩展的范围越大。图13(b)所示为内部分层损伤尺寸统计图，发现分层损伤的纵横尺寸Lx和Ly均随射流直径的增加而增加，故分层损伤面积也随之增加，且Lx始终大于Ly。
图 13 两种射流速度（428、557 m/s）下损伤量化参数随射流直径的变化规律Figure 13. Variation of damage quantification parameters with waterjet diameter at two jet velocities (428, 557 m/s)3.4 复合材料高速水滴冲击损伤机理分析与损伤预测
交叉铺层的碳纤维树脂基复合材料薄板单次水射流冲击的典型损伤形貌有以下特征：（1）冲击表面凹陷，中心几乎完好无损伤，周围呈一环状损伤带，环内有树脂去除、基体开裂、少量纤维断裂等特征；（2）内部分层损伤主要发生在靠近试样背面的层间区域，整体形状呈典型的纺锤形；（3）表面和内部的损伤尺寸均呈现典型的各向异性，纵向尺寸大于横向尺寸；（4）表面损伤的最外缘尺寸小于射流直径。
基于第1节对于液固冲击过程的理论分析，认为造成以上典型损伤特征的原因有：（1）冲击表面凹陷是由于水锤压力的作用。将表1的参数代入式(2)～(3)，对图5所示工况中试样所承受的水锤压力进行估算，得到这一压力值为862 MPa，已经远超过基体方向的压缩强度，虽然水锤压力的持续时间只有1 μs左右，但已有研究表明这一压力脉冲足以使材料发生永久变形[15, 22]；（2）环状损伤带内的树脂去除主要是由高速径向流的剪切作用造成的，主要会针对撞击区域附近的表面初始缺陷加以侵蚀，光滑的表面相对不受影响；（3）环状损伤带内的基体开裂、纤维断裂等可能是由水锤压力在接触半径边界处产生的卸载拉伸波造成的，这一损伤机理由Bourne等[23-24]发现，可以解释大多数材料在高速水射流冲击后产生表面环状损伤的原因；（4）层间的分层损伤是由应力波相互作用引起的，一方面是因为水锤压力产生的压缩波在底面反射为拉伸波对层间的拉伸作用，另一方面是由边界条件引入的弯曲剪应力导致的分层，在一定程度上是可以由试样的形状和边界条件所控制的；层内的基体开裂可能是由剪切波和卸载拉伸波的相互作用引起的；（5）损伤尺寸的各向异性是由试样纵向和横向力学性能的各向异性导致的。
最后探究表面环状中心无损伤区尺寸D2和水锤压力接触边界直径DR的关系。由式(4)可知，接触半径R可由射流速度v和射流直径d计算得到，则接触边界直径DR的计算公式为：
DR=2R=vdc0+kv (8) 式中：c0=1 500 m/s，k=2。将上式无量纲化处理后得到：
DRd=v/c01+kv/c0 (9) 将表2中的工况代入式（9），并与试验所得D2的无量纲值做对比，得到图14中的曲线，其中横坐标为射流速度v与水声速c0的比值，纵坐标为D2或DR与射流直径d的比值。对比发现试验值D2的变化趋势与理论值DR有一定的差距，因为只要v＞0，理论值DR一定大于0，而试验中v只有大于损伤门槛速度vcr，表面才有可见损伤，D2才大于0，因此直接用式(8)预测中心无损区尺寸D2是不合理的。下面对式(9)进行修正，加入损伤门槛速度的影响，本文中使用的修正公式如下：
图 14 表面环状中心无损伤尺寸试验值的非线性拟合结果Figure 14. Nonlinear fitting results of the experimental values of the surface central undamaged regionD2d=m(lnvc0−lnvcrc0)1+kvc0=vc01+kvc0×m(lnvc0−lnvcrc0)vc0=DRd×Q(m,v,vcr) (10) 式中：m为待定参数。由3.2节试验结果可知，射流直径4.9、5.7 mm对应的损伤门槛速度vcr分别为343、300 m/s，用Levenberg-Marquardt优化算法对图14中两种射流直径对应的试验点D2进行如式(10)的非线性拟合，得到参数m的最优解为1.168（d4.9）和0.978（d5.7）；并将拟合好的两条曲线画在图14上，可以看到与理论曲线DR相比，拟合曲线可以更好地预测表面中心无损区尺寸D2，也更能体现表面损伤的真实特性，即射流速度小于vcr无可见损伤，大于vcr开始出现表面环状损伤。将式(10)做相应等式变换，发现中心无损区尺寸D2可由接触边界直径DR乘以一个无量纲的“损伤函数”Q得到，其中的参数m和vcr由材料性质决定，但也跟射流直径相关，这无疑给D2的预测带来了困难。如何将损伤函数Q与射流直径解耦，如何建立更准确更普适且参数易获得的损伤函数表达式，是下一步需要研究的工作。
4. 结 论
基于一级轻气炮搭建了一种单射流冲击试验平台用于材料雨蚀试验，其发生原理是用高压气体发射金属子弹撞击橡胶封底的储水腔体，冲击动能驱动液体从细小的喷嘴处喷射，形成高速水射流；该设备可产生速度200～600 m/s、直径4～7 mm、头部呈光滑圆弧形的稳定水射流。雨蚀试验中试样的最佳安装位置是距离喷口10 mm处。
采用该试验平台对一种典型的碳纤维树脂基复合材料层合板进行了不同射流速度和直径的单射流冲击试验，试验结果表明，复合材料薄板单次水射流冲击的典型损伤有以下规律。
（1）冲击表面由于水锤压力的作用而凹陷，中心几乎完好无损伤；接触边界处的卸载拉伸波导致中心区周围产生一环状损伤带；环内有树脂去除、基体开裂、少量纤维断裂等损伤形式，其中树脂去除是由高速侧向射流的剪切作用造成的。
（2）内部损伤主要由基体开裂和层间分层组成，且由于应力波的传播和相互作用，从冲击表面到底面，损伤范围逐渐扩大，垂直表面观察层内损伤呈现“金字塔”形，平行表面观察层间分层呈“纺锤”形。
（3）由于复合材料试样纵向和横向力学性能的各向异性，表面和内部的损伤尺寸也呈现典型的各向异性，纵向尺寸大于横向尺寸。
（4）表面环状损伤和内部损伤均随射流速度和直径的增加而向外扩展，环状损伤面积和内部分层面积也随之增加。
（5）表面环状中心无损伤区尺寸可由水锤压力接触边界直径乘以一个无量纲的损伤函数来预测。
感谢博士研究生党浩源，硕士研究生赵先航、李建、江斌、赵仁喜对本文实验工作的帮助。
-
图 1 立式可变发射角二级气炮示意图
Figure 1. Schematic of the vertical two-stage gas gun with a rotated launch tube
图 2 立式气炮可变发射角侧视图
Figure 2. Profiles of variable incident angle of the vertical gas gun
图 3 卧式一级气炮总体结构示意图
Figure 3. Schematic diagram of the global structure of the horizontal one-stage gas gun
图 4 光反射测速法示意图
Figure 4. Schematic diagram of velocity measurement with light reflection
图 5 立式气炮阴影测量系统光路示意图
Figure 5. Schematic diagram of optical path of shadow measurement of the vertical gas gun
图 6 卧式气炮实验舱和阴影测量系统光路示意图
Figure 6. Schematic diagram of optical paths of shadow measurement of the horizontal gas gun
图 7 破膜工况重活塞沿压缩管轴线速度分布
Figure 7. Piston velocity distribution along the axis of the compression tube under diaphragm burst condition
图 8 破膜工况集气腔压力时间曲线
Figure 8. Pressure history in the gas collection chamber under diaphragm burst condition
图 9 未破膜工况重活塞速度沿压缩管轴线分布和随时间变化
Figure 9. Piston velocity distribution along the axis of compression tube and history with time marching under non-burst condition
图 10 模型入水前后阴影照片
Figure 10. Shadow graphs captured before and after the oblique water-entry of the model
图 11 不同头形模型斜入水流场阴影图像
Figure 11. Shadow graphs with projectiles of different head models inclined into the water
图 12 气泡轮廓实验和计算结果对比
Figure 12. Comparison of bubble contours between experimental and computational results
表 1 不同工况模型参数
Table 1. Parameters of different models
头部形状 锥角/（°） 柱身长度/mm 总体长度/mm 质量/g 尖头 60 50 67 53.4 尖头 90 50 60 52.8 平头 90 50 55 52.6 
下载: 导出CSV
-
[1] 何肇雄, 郑震山, 马东立, 等. 国外跨介质飞行器发展历程及启示 [J]. 舰船科学技术, 2016, 38(5): 152–157. DOI: 10.3404/j.issn.1672-7619.2016.05.032.HE Z X, ZHENG Z S, MA D L, et al. Development of foreign trans-media aircraft and its enlightenment to China [J]. Ship Science and Technology, 2016, 38(5): 152–157. DOI: 10.3404/j.issn.1672-7619.2016.05.032. [2] LEXOW B, WICKERT M, THOMA K, et al. The extra-large light-gas gun of the Fraunhofer EMI: applications for impact cratering research [J]. Meteoritics and Planetary Science, 2012, 48(1): 3–7. DOI: 10.1111/j.1945-5100.2012.01427.x. [3] 王金贵. 气体炮原理及技术 [M]. 北京: 国防工业出版社, 2001: 65−70. [4] 张德志, 唐润棣, 林俊德, 等. 新型气体驱动二级轻气炮研制 [J]. 兵工学报, 2004, 25(1): 14–18. DOI: 10.3321/j.issn:1000-1093.2004.01.004.ZHANG D Z, TANG R D, LIN J D, et al. Development of a new type gas-driven two-stage light gas gun [J]. Acta Armamentarii, 2004, 25(1): 14–18. DOI: 10.3321/j.issn:1000-1093.2004.01.004. [5] 冯建宁, 彭炎午, 林俊德. 新型非火药驱动二级轻气炮内弹道诸问题的研究 [J]. 西北工业大学学报, 1994, 12(3): 477–481.FENG J N, PENG Y W, LIN J D, et al. On some problems of interior ballistics in a new type two-stage light gas gun with non-powder projection [J]. Journal of Northwestern Polytechnical University, 1994, 12(3): 477–481. [6] 林俊德, 张向荣, 朱玉荣, 等. 超高速撞击实验的三级压缩气炮技术 [J]. 爆炸与冲击, 2012, 32(5): 483–489. DOI: 10.11883/1001-1455(2012)05-0483-07.LIN J D, ZHANG X R, ZHU Y R, et al. The technique of three-stage compressed-gas gun for hypervelocity impact [J]. Explosion and Shock Waves, 2012, 32(5): 483–489. DOI: 10.11883/1001-1455(2012)05-0483-07. [7] THORNHILL T F, CHHABILDAS L C, REINHART W D, et al. Particle launch to 19km/s for micro-meteoroid simulation using enhanced three-stage light gas gun hypervelocity launcher techniques [J]. International Journal of Impact Engineering, 2006, 33(1): 799–811. [8] PIEKUTOWSKI A J, POORMON K L. Development of a three-stage, light-gas gun at the University of Dayton Research Institute [J]. International Journal of Impact Engineering, 2006, 33(1): 615–624. [9] MORITOH T, KAWAI N, NAKAMURA K G, et al. Three-stage light-gas gun with a preheating stage [J]. Review of Scientific Instruments, 2004, 75(2): 537–540. DOI: 10.1063/1.1641155. [10] 张庆明, 龙仁荣, 郑克勤, 等. 基于氢氧混合爆轰驱动的三级轻气炮: CN201710137286.1 [P]. 2017-06-27. [11] WANG X, DAI C D, WANG Q S, et al. Development of a three-stage gas gun launcher for ultrahigh-pressure Hugoniot measurements [J]. Review of Scientific Instruments, 2019, 90(1): 013903. DOI: 10.1063/1.5035502. [12] 董石, 孟川民, 肖元陆, 等. 反应气体驱动二级轻气炮技术的初步研究 [J]. 高压物理学报, 2017, 31(2): 182–186. DOI: 10.11858/gywlxb.2017.02.011.DONG S, MENG C M, XIAO Y L, et al. Preliminary study of two-stage light gas gun using reactive gas as driving energy [J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2017, 31(2): 182–186. DOI: 10.11858/gywlxb.2017.02.011. [13] 张向荣, 朱玉荣, 林俊德, 等. 压缩氮气驱动的高速气炮实验技术 [J]. 航天器环境工程, 2015, 32(4): 343–348. DOI: 10.3969/j.issn.1673-1379.2015.04.001.ZHANG X R, ZHU Y R, LIN J D, et al. Experimental technique of high velocity gas gun driven by compressed nitrogen [J]. Spacecraft Environment Engineering, 2015, 32(4): 343–348. DOI: 10.3969/j.issn.1673-1379.2015.04.001. [14] 黄振贵, 王瑞琦, 陈志华, 等. 90°锥头弹丸不同速度下垂直入水冲击引起的空泡特性 [J]. 爆炸与冲击, 2018, 38(6): 1189–1199. DOI: 10.11883/bzycj-2018-0115.HUANG Z G, WANG R Q, CHEN Z H, et al. Experimental study of cavity characteristic induced by vertical water entry impact of a projectile with a 90° cone-shaped head at different velocities [J]. Explosion and Shock Waves, 2018, 38(6): 1189–1199. DOI: 10.11883/bzycj-2018-0115. [15] 罗驭川, 黄振贵, 高建国, 等. 截锥体头型弹丸低速斜入水实验研究 [J]. 爆炸与冲击, 2019, 39(11): 113902. DOI: 10.11883/bzycj-2018-0498.LUO Y C, HUANG Z G, GAO J G, et al. Experiment research of low-speed oblique water-entry of truncated cone-shaped projectile [J]. Explosion and Shock Waves, 2019, 39(11): 113902. DOI: 10.11883/bzycj-2018-0498. [16] 时素果, 杨晓光, 王亚东, 等. 细长体高速入水过程压力特性试验研究 [J]. 应用力学学报, 2018, 35(2): 223–227. DOI: 10.11776/cjam.35.02.A009.SHI S G, YANG X G, WANG Y D, et al. Experimental study on the pressure characteristic of high-speed slender body water entry [J]. Chinese Journal of Applied Mechanics, 2018, 35(2): 223–227. DOI: 10.11776/cjam.35.02.A009. [17] 陈诚, 袁绪龙, 邢晓琳, 等. 预置舵角下超空泡航行体倾斜入水弹道特性研究 [J]. 兵工学报, 2018, 39(9): 1780–1785. DOI: 10.3969/j.issn.1000-1093.2018.09.015.CHEN C, YUAN X L, XING X L, et al. Research on the trajectory characteristics of supercavitating vehicle obliquely entering into water at preset rudder angle [J]. Acta Armamentarii, 2018, 39(9): 1780–1785. DOI: 10.3969/j.issn.1000-1093.2018.09.015. [18] 张伟, 郭子涛, 肖新科, 等. 弹体高速入水特性实验研究 [J]. 爆炸与冲击, 2011, 31(6): 579–584. DOI: 10.11883/1001-1455(2011)06-0579-06.ZHANG W, GUO Z T, XIAO X K, et al. Experimental investigations on behaviors of projectile high-speed water entry [J]. Explosion and Shock Waves, 2011, 31(6): 579–584. DOI: 10.11883/1001-1455(2011)06-0579-06. [19] CHEN T, HUANG W, ZHANG W, et al. Experimental investigation on trajectory stability of high-speed water entry projectiles [J]. Ocean Engineering, 2019, 175: 16–24. DOI: 10.1016/j.oceaneng.2019.02.021. 期刊类型引用(2)
1. 姚中强，顾育慧. 风电叶片前缘雨蚀测试及防护方法研究. 涂料工业. 2024(02): 45-49+55 . 
百度学术2. Naidan HOU，Renxi ZHAO，Xuan WANG，Zhongbin TANG，Hao CUI，Yulong LI. Effects of surface topography and specimen thickness on high-speed raindrop impact damage of CFRP laminates. Chinese Journal of Aeronautics. 2023(06): 186-200 . 必应学术其他类型引用(2)
-
下载:
百度学术
计量
- 文章访问数: 301
- HTML全文浏览量: 295
- PDF下载量: 102
- 被引次数: 4