徐立志, 杜忠華, 杜成鑫, 張明叢, 李 兵

(南京理工大學(xué)機械工程學(xué)院, 江蘇 南京 210094)

1 引 言

橫向效應(yīng)增強型侵徹體(Penetrator with Enhanced Lateral Effect,PELE)主要是由高密度殼體和低密度裝填物兩部分組成的一種無引信、無裝藥新型侵徹體,當(dāng)與目標靶相互作用時,低密度裝填物受擠壓發(fā)生徑向膨脹,使殼體對目標靶形成一定的擴孔效應(yīng); 當(dāng)貫穿目標靶后,裝填物的能量瞬間釋放,使殼體破碎為破片形成靶后殺傷。可見,殼體和裝填物的性能匹配程度決定著PELE的橫向效應(yīng)。目前,針對殼體和裝填物性能匹配程度的影響因素,主要從目標靶參數(shù)[1-2]、著靶參數(shù)[3-4]和彈丸參數(shù)[5]等方面進行了定性研究,發(fā)現(xiàn)目標靶參數(shù)(靶板的厚度、密度、體積模量)、著靶參數(shù)(著靶速度、角度、轉(zhuǎn)速)和彈丸參數(shù)(長徑比、內(nèi)外徑比、殼體材料壓拉強度比和密度、裝填物材料彈性模量和泊松比)等主要通過影響殼體和裝填物的性能匹配程度,進而影響PELE的橫向效應(yīng)。Jimmy Verreault[6]應(yīng)用Rankine-Hugoniot關(guān)系定量分析了目標靶參數(shù)、著靶參數(shù)和彈丸參數(shù)對PELE橫向效應(yīng)的影響,解釋了應(yīng)力波在殼體與裝填物以及彈丸與靶板之間的作用過程,發(fā)現(xiàn)PELE殼體破碎產(chǎn)生的破片大小不規(guī)則。文獻[7]基于鋼靶目標通過內(nèi)刻槽技術(shù)削弱殼體強度并且預(yù)使殼體破碎產(chǎn)生較均勻的破片,結(jié)果發(fā)現(xiàn)對殼體進行內(nèi)刻槽可是殼體破碎更充分且破片較均勻。然而,基于大口徑PELE侵徹鋼筋混凝土靶的橫向效應(yīng)不同于小口徑PELE作用于金屬靶,大口徑PELE侵徹鋼筋混凝土靶主要應(yīng)用裝填物受擠壓產(chǎn)生橫向膨脹,致使殼體橫向運動,對鋼筋混凝土產(chǎn)生大的擴孔破壞。因此,對殼體采用預(yù)裂技術(shù)[8],改善殼體和裝填物性能匹配程度,控制殼體均勻膨脹,減少用于使殼體開裂的能量損失,增大PELE對鋼筋混泥土靶的擴孔尺寸。目前,國內(nèi)外對大口徑PELE殼體進行預(yù)處理的報道未見。為此,本研究通過切縫技術(shù)對殼體進行預(yù)處理,PELE在侵徹鋼筋混凝土靶過程中,殼體的膨脹程度明顯增強; 同時,切縫的殼體在裝填物擠壓作用下周向均勻膨脹,使PELE的橫向效應(yīng)明顯增強。應(yīng)用ANSYS/LS-DYNA軟件,結(jié)合正交優(yōu)化設(shè)計方法[9-10],研究切縫周向個數(shù)、軸向長度和徑向深度等結(jié)構(gòu)參數(shù)對PELE侵徹鋼筋混凝土靶橫向效應(yīng)的影響,探究結(jié)構(gòu)參數(shù)對橫向效應(yīng)的影響規(guī)律和最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)組合,為PELE的設(shè)計提供一定參考價值。

2 數(shù)值仿真

2.1 建立數(shù)值仿真模型

通過ANSYS/LS-DYNA軟件建立彈丸和鋼筋混凝土靶數(shù)值仿真模型,數(shù)值仿真模型尺寸及速度條件均與試驗條件相符。彈丸模型尺寸: 內(nèi)外徑分別為80 mm和105 mm、殼體和裝填物長度分別為320 mm和300 mm、后端底厚為20 mm,切縫的周向個數(shù)N、徑向深度H和軸向長度L尺寸根據(jù)正交優(yōu)化方案進行相應(yīng)調(diào)整,切縫PELE結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。鋼筋混凝土靶板模型尺寸為: 2 m×2 m×0.24 m,鋼筋的分布情況如圖5所示,鋼筋直徑為12 mm,含筋率為2.83%。建立1/2模型,對稱面設(shè)置對稱約束,非對稱邊界設(shè)置固定邊界約束。彈靶各部分組件的材料參數(shù)及材料模型如表1所示。彈丸以800 m·s-1垂直侵徹鋼筋混凝土靶中心位置。

圖1切縫PELE結(jié)構(gòu)示意圖

Fig.1Configuration of the lancing PELE

圖2鋼筋混凝土靶結(jié)構(gòu)示意圖

Fig.2Configuration of reinforced concrete

表1材料參數(shù)及材料模型

Table1Matieral type and model

componentsmaterialmodelsmaterialtypesρ/g·cm-3E/GPaμjacketjohnson?cook30GrMnSi7．832．100．29fillingjohnson?cooknylon1．092．830．40concreteconcrete?damageconcrete2．45--steelplastic?kinematicQ2357．892100．284

Note:ρis the density;Eis the modulus of elasticity;μis the poison ratio.

2.2 正交優(yōu)化切縫結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計

正交優(yōu)化設(shè)計需綜合考慮多影響因素和多水平變量之間的關(guān)系,在因素變化范圍內(nèi)均衡抽樣以獲得均勻的試驗點,在保證全面試驗要求的同時減少試驗數(shù)量[10]。通過數(shù)值仿真和相應(yīng)的試驗結(jié)果分析發(fā)現(xiàn),殼體切縫的N、H、L是影響PELE侵徹鋼筋混凝土靶橫向效應(yīng)的主要因素,因此,將N、H、L作為研究對象,采用正交優(yōu)化設(shè)計方法進行研究分析,確定水平變量: 周向個數(shù)N取4、6、8,徑向深度H取2,5.5,12.5 mm,軸向長度L取150,210,260 mm。建立3因素3水平取值表,見表2。

表2正交優(yōu)化因素水平表

Table2Factors and levels of orthogonal optimization

levelfactorNABH/mmCL/mm142150265．52103812．5260

105 mmPELE侵徹鋼筋混凝土靶可以實現(xiàn)開孔破壞,其開孔尺寸可以反映PELE的橫向效應(yīng)。因此,可以將鋼筋混凝土靶破壞的通孔直徑(均徑)D(mm)作為優(yōu)化目標,X、Y分別為開孔的最小和最大尺寸,通孔直徑(均徑)D(mm)為X和Y的均值。根據(jù)正交優(yōu)化設(shè)計方法,建立L9(34)正交表,如表3所示。采用直觀分析法對每個指標分別進行計算分析。

對表3計算結(jié)果進行分析,可以發(fā)現(xiàn)各因素對指標的影響: (1)通過9組數(shù)值仿真結(jié)果對比發(fā)現(xiàn),第8組仿真結(jié)果得到的鋼筋混凝土靶破壞通孔直徑(均徑)D取最大值,其值為409 mm。因此,初步認為A3B2C1是最優(yōu)組合。

表3正交優(yōu)化仿真方案及計算結(jié)果

Table3Simulation schemes and calculated results of orthogonal optimization

projectsABCD/mmX×Y/mm×mm1111362360．2×362．82122370363．6×375．73133380377．0×382．64212365359．8×370．05223378371．7×384．36231383381．5×383．67313389377．3×400．48321409406．0×412．49332357348．4×366．5K1111211161154K2112611571092K3115511201147k1370．7372．0384．7k2375．3385．7364．0k3385．0373．3382．3R14．313．720．7

圖3正交方案仿真結(jié)果

Fig.3The simulation results of orthogonal scheme

(2)極差值表征了各因素對優(yōu)化目標的影響程度,其值越大,影響程度越大。對比分析3個影響因素極差值發(fā)現(xiàn),L是對鋼筋混凝土靶破壞通孔直徑(均徑)D的主要影響因素,N次之,H最小。

(3)對k1、k2、k3平均值對比分析發(fā)現(xiàn),對于因素A(切縫的周向個數(shù)N):k1

2.3 橫向效應(yīng)貢獻值分析

彈丸軸向剩余速度是衡量彈丸軸向動能轉(zhuǎn)化為其它形式能量的重要參數(shù)。對于PELE侵徹鋼筋混凝土靶,彈丸的軸向動能主要轉(zhuǎn)化為侵徹阻力做功損失的能量、殼體破碎損失的能量、殼體膨脹對鋼筋混凝土破壞損失的能量以及部分內(nèi)能。為了衡量彈丸軸向動能轉(zhuǎn)化為殼體膨脹對鋼筋混凝土破壞損失的能量,本研究通過定義橫向效應(yīng)貢獻值T=D/(v0-vr),v0和vr分別為彈丸初速度和軸向剩余速度,即單位衰減速度對通孔尺寸貢獻值,表征該部分能量轉(zhuǎn)化情況,圖5為9組仿真方案的橫效應(yīng)貢獻值曲線,揭示了殼體切縫結(jié)構(gòu)參數(shù)對軸向動能轉(zhuǎn)化為殼體膨脹對鋼筋混凝土破壞損失能量的影響。圖4為9組仿真方案的軸向剩余速度曲線,通過與表3通孔尺寸D值對比發(fā)現(xiàn),D值并不會隨著vr的減小而增大; 與圖3殼體的破壞情況對比分析發(fā)現(xiàn): (1)方案A1B1C1、A1B2C2、A1B3C3的切縫周向個數(shù)均為4,其切縫的徑向深度和軸向長度依次增大,圖4中3個方案彈丸的軸向剩余速度逐漸減小,表3中對應(yīng)的通孔尺寸逐漸增大,而圖5中對應(yīng)的橫向效應(yīng)貢獻值卻減小,說明A1B1C1、A1B2C2、A1B3C3三種方案的PELE彈丸與鋼筋混凝土靶板的作用過程中,殼體破碎損失的能量減少,但殼體的強度降低,導(dǎo)致殼體發(fā)生卷邊現(xiàn)象增大侵徹阻力,從而增加侵徹阻力做功損失的能量,殼體膨脹對鋼筋混凝土破壞損失的能量只是隨彈丸動能較少量增加而增加,其橫向效應(yīng)貢獻值卻減小。(2)方案A1B1C1、A2B1C2、A3B1C3的切縫徑向深度均為2 mm,其切縫的周向個數(shù)和軸向長度依次增大,同樣,軸向剩余速度逐漸減小,通孔尺寸逐漸增大,同時圖5中對應(yīng)的橫向效應(yīng)貢獻值也在增大,說明彈丸軸向動能減少量的增加,轉(zhuǎn)化為殼體膨脹對鋼筋混凝土破壞損失能量的比值增大。

圖4各仿真方案的軸向剩余速度

Fig.4Axial residual velocity of every simulation scheme

圖5各仿真方案的橫向效應(yīng)貢獻值

Fig.5Lateral effect contribution value of every simulation scheme

(3)方案A3B2C1的橫向效應(yīng)貢獻值T在9組方案中最大,其動能減小量非最大值,但減少的動能轉(zhuǎn)化為殼體膨脹對鋼筋混凝土破壞損失能量的比值大,致使鋼筋混凝土靶的開孔尺寸最大,PELE的橫向效應(yīng)效果更佳。

綜上分析,殼體切縫結(jié)構(gòu)參數(shù)會影響彈丸軸向動能轉(zhuǎn)化為其他形式能量的分配情況。通過正交優(yōu)化法對殼體切縫結(jié)構(gòu)參數(shù)進行正交優(yōu)化獲得的最佳方案A3B2C1與第8組仿真方案重合。同時,通過定義橫向效應(yīng)貢獻值對9組方案分析發(fā)現(xiàn)第8組仿真方案彈丸軸向動能更多的轉(zhuǎn)化為殼體膨脹對鋼筋混凝土破壞損失能量,橫向效應(yīng)效果最佳,與正交優(yōu)化最佳方案相符。因此,確定A3B2C1為最佳方案,即殼體切縫個數(shù)為8、深度為5.5 mm、長度為150 mm。該方案使殼體和裝填物之間的性能匹配更優(yōu),將彈丸軸向動能轉(zhuǎn)化為殼體膨脹對鋼筋混凝土破壞損失能量,減少因侵徹阻力做功損失的能量和殼體破碎消耗的能量。

3 試驗驗證

3.1 試驗裝置

為了驗證本文數(shù)值仿真的正確性,對具有不同殼體切縫結(jié)構(gòu)參數(shù)的105 mm PELE侵徹鋼筋混凝土靶進行試驗,試驗采用105 mm滑膛炮和分裝式藥筒,通過改變發(fā)射藥量控制彈丸速度,在距離炮口200 m處放置2 m×2 m×0.24 m的鋼筋混凝土靶,采用網(wǎng)孔靶測量彈丸速度,在鋼筋混凝土靶的一側(cè)布置高速攝像儀,拍攝彈丸侵徹目標靶的整個過程。試驗布置如圖6所示。

圖6試驗布置示意圖

Fig.6Configuration of experimental arrangment

3.2 試驗與數(shù)值仿真結(jié)果對比

為了驗證殼體切縫結(jié)構(gòu)參數(shù)對PELE橫向效應(yīng)影響數(shù)值仿真研究方法的正確性,共進行了4組不同殼體切縫結(jié)構(gòu)參數(shù)的試驗,其試驗方案和結(jié)果如表4所示。圖7為試驗與數(shù)值仿真鋼筋混凝土靶通孔尺寸(均徑)對比圖。

表4試驗方案及結(jié)果

Table4Testing schemes and results

projectsNH/mmL/mmX×Y/mm×mm162210390×400264210370×420365．5210365×400468210320×380

對圖7進行分析: 彈丸殼體切縫周向個數(shù)和軸向長度一定的條件下,隨著殼體切縫徑向深度的增加,鋼筋混凝土靶開孔尺寸逐漸增大,說明隨著殼體切縫徑向深度增加,殼體的強度減弱易于殼體產(chǎn)生徑向膨脹,對鋼筋混凝土產(chǎn)生擴孔破壞。同時,為了驗證本文數(shù)值仿真的正確性,通過建立與試驗相同的殼體切縫結(jié)構(gòu)參數(shù)數(shù)值仿真模型,與試驗結(jié)果進行對比,發(fā)現(xiàn)相應(yīng)數(shù)值仿真結(jié)果與試驗結(jié)果具有相同的增加趨勢,試驗第2、3、4組鋼筋混凝土靶通孔(均孔)尺寸結(jié)果均大于數(shù)值仿真結(jié)果,主要由于數(shù)值仿真計算時為節(jié)省計算資源沒有計算出足夠長崩坍形態(tài),并且采用失效準則,單元因失效被刪除,單元間的相互作用沒有完全完成,崩坍現(xiàn)象縮短,而導(dǎo)致結(jié)果偏小,但每組試驗結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果之間的誤差均在5%范圍之內(nèi),說明數(shù)值仿真結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好,本文數(shù)值仿真方法和結(jié)果得到相應(yīng)試驗結(jié)果的驗證,通過數(shù)值仿真對殼體切縫結(jié)構(gòu)參數(shù)進行正交優(yōu)化所得到的結(jié)果具有可靠性。

圖7試驗與仿真結(jié)果對比

Fig.7Results of test and simulation

4 結(jié) 論

(1)應(yīng)用正交優(yōu)化法對殼體切縫結(jié)構(gòu)參數(shù): 周向個數(shù)N、徑向深度H和軸向長度L進行優(yōu)化分析發(fā)現(xiàn),殼體切縫個數(shù)為8、深度為5.5 mm、長度為150 mm時,鋼筋混凝土靶的開孔尺寸最大為409 mm,PELE的橫向效應(yīng)效果最佳。同時,通過定義橫向效應(yīng)貢獻值衡量彈丸軸向動能轉(zhuǎn)化為殼體膨脹對鋼筋混凝土破壞損失的能量,對9組仿真方案分析發(fā)現(xiàn),其最佳橫向效應(yīng)效果,與正交優(yōu)化最佳方案相符。

(2)基于正交優(yōu)化計算結(jié)果,對極差值分析發(fā)現(xiàn),L是對鋼筋混凝土靶破壞通孔直徑(均徑)D的主要影響因素,N次之,H最小。

(3)在殼體切縫周向個數(shù)、軸向長度一定的條件,對不同徑向切縫深度進行了試驗研究,試驗結(jié)果與相應(yīng)殼體切縫結(jié)構(gòu)參數(shù)數(shù)值仿真結(jié)果對比分析發(fā)現(xiàn),兩者具有相同的增加趨勢,并且結(jié)果誤差小于5%,吻合度較高,驗證了殼體切縫結(jié)構(gòu)參數(shù)對PELE橫向效應(yīng)影響數(shù)值仿真研究方法的正確性。

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