油箱爆裂的增强机理分析

与惰性金属弹丸相比，活性弹丸对油箱结构造成的破坏更为严重，对燃油引燃概率更高，作用过程更为复杂。一方面，在油箱内所发生的化学反应会增强油箱内的流体动压效应，同时，化学反应所带来的高温场能够为引燃提供额外点火源。另一方面，对于活性弹丸而言，碰撞速度对其引燃油箱的行为有着重要影响。实验结果表明，只有当油箱完全破裂时，活性弹丸所引发的点火才能发展为有效的持续燃烧。活性弹丸撞击并引燃油箱过程可分为四个典型阶段：初始撞击激活阶段、空穴内爆燃阶段、结构破裂增强阶段和引燃阶段。

（1）初始撞击激活阶段。与惰性金属弹丸相类似，活性弹丸撞击油箱后，将形成初始冲击波分别向前和向后传播入油箱壁和活性弹丸。受到冲击作用后的活性弹丸将被压缩并发生碎裂，部分较为细小的活性碎片将被激活并在油箱外发生局部爆燃，产生明亮的爆燃火焰。除部分碎片外，剩余的活性弹丸和多数碎片将在贯穿油箱壁后进入油箱内部。在此撞击过程中，所形成的冲击波将对撞击点附近的油箱壁面造成一定破坏，但由于冲击波作用时间过短，往往无法对油箱其余结构造成严重损伤，如图4.46（a）所示。

图4.46　活性毁伤材料弹丸引燃油箱过程

（2）空穴内爆燃阶段。在活性侵彻体以及多数碎片成功贯穿油箱前壁面后，将进入油箱内部液态燃油中继续运动。一方面，活性弹丸速度将在液态燃油的拖曳阻力作用下发生显著衰减，并同时将自身动能传递给周围燃油。燃油受扰动后将在油箱内流动，从而形成包围弹丸的空穴。另一方面，激活后的活性碎片将在空穴内继续发生剧烈化学反应，释放热量和气体产物，进一步增强流体动压效应，同时促进空穴扩展，如图4.46（b）所示。

（3）结构破裂增强阶段。随活性弹丸与燃油进一步作用，多数活性材料碎片已被激活，并在空穴内发生爆燃反应。与此同时，径向流动的液态燃油将以一定速度冲击油箱各壁面。油箱壁面在流体的冲击作用下发生一定程度塑性变形及结构失效，如焊接式油箱的焊缝开裂或结构断裂，连接式油箱的螺栓断裂以及前后铝板飞离等。在该情况下，燃油将从油箱结构失效处喷出、雾化，并与周围空气充分混合形成燃油/空气混合物，如图4.46（c）所示。

（4）引燃阶段。在空穴内发生高温反应的活性材料将周围的燃油加温至引燃所需温度，从而在油箱内部形成“内点火源”。待油箱结构完全失效解体后，燃油将完全暴露在空气中，“内点火源”也随之成长并进一步引燃周围的燃油，并最终发展为持续性燃烧。需要说明的是，“内点火源”的成长是以油箱结构的完全失效解体为前提，若油箱未完全失效解体，也即内部燃油未能与周围空气充分接触混合，那么由于空穴内氧含量较低，该“内点火源”将在油箱内逐渐熄灭，从而无法进一步引燃燃油，如图4.46（d）所示。

此外，在撞击过程中燃油雾化效果也对引燃行为有重要影响。弹丸碰撞速度越高，燃油雾化效果越好，也越容易被引燃。若弹丸碰撞速度较低，甚至不足以使油箱发生完全失效，此时从油箱中喷出的雾化燃油将十分有限，将导致燃油无法被引燃或燃烧只能短暂维持。

与惰性金属弹丸相比，由于活性弹丸的独特冲击激活特性，对油箱的毁伤行为也更加复杂。通过结合惰性弹丸毁伤模型与活性弹丸冲击激活特性，可建立活性弹丸撞击满油油箱作用模型，如图4.47所示。

图4.47　活性弹丸撞击满油油箱作用模型

在活性弹丸贯穿油箱前壁面后，以剩余速度vp0继续在液态燃油内沿＋x方向运动。基于能量和动量守恒，弹丸剩余速度表述为

式中，v0、、mp分别为弹丸的初始速度、剩余速度及质量；m为塞块质量，vL为弹丸侵彻油箱前壁面的弹道极限速度，可由THOR方程描述为

式中，ht为油箱迎弹面壁厚，cm；Ap为弹丸截面积，cm2；mp为弹丸质量，g。α、β、γ为经验常数。基于活性弹丸侵彻铝靶实验数据，相应α、β、γ值分别为1 855.7、0.414 3和-0.554 9。

活性弹丸在燃油中的运动速度vp与运动距离的关系可表述为

式中，ρl为液态燃油密度；Cx为阻力系数。

活性弹丸在燃油中的运动速度vp与运动时间的关系可表述为

同样地，基于能量守恒定律，可对弹丸侵彻下的空穴形成过程进行描述。与惰性弹丸不同的是，活性弹丸在侵彻过程中，不仅将自身动能传递给周围燃油，同时也将爆燃反应化学能传递给燃油。因此，活性弹丸侵彻空穴形成过程中，弹丸的动能、化学能及燃油动能、势能间满足能量守恒定律

式中，dEp/dx为弹丸在x处的动能变化率；dEc/dx为弹丸在x处的化学能释放率；等号右边两项分别为ξ处液态燃油的动能与势能；ξ为燃油介质微元宽度；R为燃油受扰动的最大范围；a为与微元对应位置处空穴半径；p0（x）为空腔内介质初始压力；pc（x）为空腔表面压力。

弹丸在x处的动能变化率为(www.xing528.com)

对于活性材料的化学能释放过程，假设弹丸在液态燃油中的化学能释放速率为常数。基于化学能释放率为常数的假设，dEc/dx可表述为

式中，Etotal为侵彻过程中活性材料总化学释放能；td为化学能释放持续时间。

类似地，定义pg=p0（x）-pc（x），并定义变量A（x）和B（x）为

结合空穴壁的边界条件为，以及弹丸处边界条件，活性弹丸侵彻下所形成的空穴半径可表述为

式中，dp为弹丸直径；tp为弹丸到达xp处所用的时间。

相应地，空穴壁面速度可表示为

空穴形成后，空穴壁面所受扰动将逐渐传递扩展，随后液态燃油将以一定的速度vs流向油箱侧壁，在其与油箱侧壁发生撞击后，将产生冲击波并传入油箱侧壁中，侧壁也将因此承受一定的压力载荷。

基于一维碰撞理论，侧壁面所受撞击压力ps可表述为

式中，vs为油箱侧壁附近的燃油速度；ρ、c、s分别为材料密度、声速以及材料常数，下标p、t分别代表弹丸与油箱壁面材料。

油箱侧壁附近的燃油运动速度可表述为

式中，rs为油箱侧壁与弹丸侵彻轨迹之间的距离。

以实验所用焊接式油箱为例，焊缝失效准则为

式中，τ⊥为焊缝中剪切应力；为弹丸运动到油箱后壁面时作用在侧壁上的等效平均压力；he为焊缝等效宽度；στ为焊缝剪切强度。

基于上述模型，可对活性弹丸撞击下油箱结构响应进行分析。以前述焊接式满油油箱为例，活性弹丸碰撞速度对油箱侧板上平均压力的影响如图4.48所示。图中虚线为油箱破坏失效的临界压力值。由图可知，该临界值与压力曲线相交于947 m/s，即模型给出的活性弹丸造成油箱破裂的理论临界速度。经过进一步分析可知，当碰撞速度低于侵彻油箱前壁面的弹道极限速度时，活性弹丸将不能穿透油箱壁，相应的能量将不能有效传递到油箱上，也即对应于压力曲线的起点速度值。而碰撞速度高于弹道极限速度时，作用在油箱侧壁的平均压力将随着弹丸碰撞速度的提升而连续上升。对比已有实验结果可知，对于活性弹丸，实验获得临界破裂速度高于理论值，其原因在于：一方面，理论模型中忽略了撞击油箱前壁面时弹丸碎裂消耗的能量，且未考虑溅射在油箱外的材料损失；另一方面，侵彻过程中高温活性材料的一部分化学能将以热传导形式向液态燃油进行传递，从而造成实验临界速度与理论之间的偏差。

图4.48　油箱侧壁平均压力与弹丸碰撞速度关系

活性弹丸初始碰撞速度对燃油中空穴形状影响如图4.49所示。从图中可以看出，随着活性弹丸速度提高，液态燃油径向流动速度加快，空穴体积也有所增加。相同时刻下，活性弹丸碰撞速度为1 062 m/s时形成的空腔体积为855 m/s条件下空腔体积的1.45倍。相应地，活性弹丸碰撞速度为1 062 m/s时在侧壁上形成的平均压力为855 m/s条件下平均压力的1.25倍。实验与理论分析均表明，尽管活性弹丸穿透油箱前壁面的弹道极限速度要高于钢弹丸，但只要活性弹丸能够成功穿透油箱前壁面，其导致油箱破裂所需的临界速度要远低于钢弹丸。此外，结合实验结果可知，碰撞速度还对撞击后油箱内燃油的雾化效果有显著影响。当活性弹丸的碰撞速度由855 m/s增加到1 062 m/s时，燃油向外喷溅的速度迅速上升，且雾化效果也逐渐提升。换言之，随着碰撞速度的提高，活性弹丸的动能和化学能释放均显著提高，造成油箱侧壁面上的平均压力显著增高，油箱焊缝开裂失效也更为严重，燃油喷出后的雾化效果也更好，这将有利于燃油的引燃，从而提升对油箱结构的毁伤。