防雷車抗爆性能仿真方法

王大奎， 楊小銀， 婁文忠， 王輔輔， 鄭旭陽， 潘 海

(1. 北京理工大學 機電學院， 北京 100081； 2. 中國兵器裝備集團 兵器裝備研究所， 北京102202；3. 中國科學院 空間應用工程與技術中心， 北京 100094； 4. 重慶長安工業(yè)(集團)有限責任公司， 重慶401120；5. 淮海工業(yè)集團有限公司， 山西 長治 223001)

防雷車抗爆性能仿真方法

王大奎1， 楊小銀2， 婁文忠1， 王輔輔3， 鄭旭陽4， 潘 海5

(1. 北京理工大學 機電學院， 北京 100081； 2. 中國兵器裝備集團 兵器裝備研究所， 北京102202；3. 中國科學院 空間應用工程與技術中心， 北京 100094； 4. 重慶長安工業(yè)(集團)有限責任公司， 重慶401120；5. 淮海工業(yè)集團有限公司， 山西 長治 223001)

針對防雷車設計以經(jīng)驗為主、 設計相對復雜和成本高的問題， 提出了爆炸沖擊載荷下防雷車抗爆性能的仿真方法. 該方法采用LS-DYNA軟件對8 kg TNT當量爆炸沖擊載荷下防雷車的抗爆性能進行了數(shù)值仿真研究， 得到了材料、 V型底盤結(jié)構(gòu)尺寸和分動器保護罩距地高度與防雷車在爆炸沖擊載荷下的應力和有效塑性應變的關系. 仿真結(jié)果表明， 在爆炸沖擊載荷下， V型底盤和分動器保護罩為主要的承力部件， 在保證經(jīng)濟性和安全性的前提下， V型底盤和分動器保護罩的最優(yōu)材料為Q690E系列鋼板， 最優(yōu)厚度分別為9 mm和15 mm， V型底盤的最佳泄爆角度為140°， 在保證防雷車機動性和穩(wěn)定性的前提下分動器保護罩距地高度越高防雷車的抗爆性能越好.

爆炸力學； 防雷車； 抗爆性能； 數(shù)值仿真

二戰(zhàn)以后， 世界總體趨于和平， 但是局部戰(zhàn)爭和沖突卻連連不斷， 在這類小型戰(zhàn)爭和沖突中， 游擊戰(zhàn)、 伏擊戰(zhàn)、 巷戰(zhàn)成為主要的作戰(zhàn)方式. 尤其在現(xiàn)代反恐作戰(zhàn)中， 由于雙方實力的不對稱， 實力弱的恐怖分子往往采用路邊炸彈， 簡易爆炸物(IED)和地雷等方式給對方造成人員和物資上的損失[1-4]. 因此在此類非常規(guī)作戰(zhàn)方式愈演愈烈的情況下， 為了避免裝甲運兵車、 戰(zhàn)斗車輛或其他指揮、 醫(yī)療、 勤務車輛受到槍彈、 破片、 反坦克地雷以及其他大當量的TNT爆炸物的威脅， 如何提高防雷車的抗爆性能就顯得愈加重要.

目前國內(nèi)對該課題的研究還主要是進行試驗， 耗資巨大， 效費比不高. 隨著計算機技術的迅速發(fā)展， 數(shù)值模擬[5-9]在爆炸沖擊研究中廣泛應用， 逐漸替代了昂貴危險的試驗， 并能獲得具體而完整的信息.

到目前為止， 國內(nèi)外研究人員在采用仿真分析方法對防雷車抗爆性能方面的探索研究還很缺乏[10-12]. Grujicic M等[13-14]利用有限元/離散離子計算方法對防雷車抗爆性能的提高進行了研究， 并對防雷車的結(jié)構(gòu)形狀進行了優(yōu)化設計. Erdik A 等[15]利用數(shù)值分析軟件， 仿真模擬了防雷車輛對地雷爆炸的響應. Fujiwara H等[16]基于有限元方法分析了裝甲車輛座椅在爆炸條件下的動態(tài)響應. 但是目前未見有詳細研究不同因素對防雷車抗爆性能影響的文獻， 也未見有系統(tǒng)、 詳細論述防雷車抗爆性能仿真和設計方法的文獻， 防雷車的設計主要以經(jīng)驗和試驗為主. 本文針對此問題， 提出了爆炸沖擊載荷下防雷車抗爆性能的仿真方法.

1 防雷車的簡化計算模型

簡化后的防雷車模型如圖 1 所示， 車體的總體外形尺寸(長×寬×高)為641.58 cm×179.4 cm×230.3 cm， 車體總重量為15 t， 車體主要由V型底盤、 分動器保護罩、 固連板、 車身以及車身左(右)側(cè)圍等組成， 其中， 分動器保護罩厚度為16 mm， 其他部分厚度為10 mm， V型底盤的角度為140°. 車體運用二維單元劃分網(wǎng)格.

應用流固耦合方法計算爆轟型地雷對防雷車的沖擊毀傷作用.

式中： ΔPcoupling為流體與固體之間的耦合壓力；Pin與Pout分別為流體與固體耦合界面的內(nèi)法向與外法向壓力值.

圖 1 簡化防雷車的有限元模型Fig.1 Simplified simulation model of MRAP

采用ALE單點積分的實體單元建立空氣、 8 kg TNT當量爆轟型地雷以及土壤的CAE模型. 為了提高計算精度， 空氣模型的外表面和土壤的外表面施加非反射邊界以模擬無限大的空氣域和土壤域. 將車體模型放入建好的爆轟場模型中, 從而構(gòu)建成防雷車在爆炸沖擊載荷下的有限元計算模型， 如圖 2 所示.

圖 2 爆轟場內(nèi)防雷車有限元分析模型Fig.2 Finite element analysis model of MRAP in explosive field

其中， 8 kg TNT當量爆轟型地雷放在距土層表面10 cm處且在車底覆蓋件下底中心的正下方， 另外， 8 kg TNT當量爆轟型地雷頂端距覆蓋件最底端中心處的距離為51.4 cm. 防雷車整體施加沿車體縱向的重力約束. 基本單位制為g-cm-ms.

2 仿真模型與材料參數(shù)化

2.1 材料模型及狀態(tài)方程

V型底盤和分動器保護罩采用Weldox 700鋼材料， 兩者的單元類型采用塑性隨動模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC， 該材料的密度為7.8 g/cm3， 彈性模量為210 GPa， 泊松比為0.3， 其應力應變曲線如圖 3 所示,Y軸的應力單位為100 GPa. 固連板、 車身以及車身左(右)側(cè)圍等部件均采用ARMOX 500T鋼材料， 其單元類型同樣采用塑性隨動模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC， 該材料的密度為7.9 g/cm3， 彈性模量為213 GPa， 泊松比為0.282， 應力應變曲線如圖 4 所示.

圖 3 Weldox 700應力應變曲線Fig.3 Stress-strain curve of weldox 700

圖 4 ARMOX 500T應力應變曲線Fig.4 Stress-strain curve of ARMOX 500T

根據(jù)研究的具體情況， 對于爆轟型地雷釆用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN高能炸藥材料模型， 該模型中材料壓力p為

式中： 壓力p1通過JWL狀態(tài)方程計算；V為比容；E為比內(nèi)能；F為爆轟型地雷的燃燒質(zhì)量分數(shù).

狀態(tài)方程JWL用來描述內(nèi)能、 體積和壓力之間的關系

P1=

式中：P1為壓力；V為相對體積；E為初始內(nèi)能密度；A，B，R1，R2，ω均為材料常數(shù). 爆轟型地雷的材料屬性見表 1.

表 1 爆轟型地雷材料及狀態(tài)方程參數(shù)

空氣的材料選用*MAT_NULL流體模型， 空氣的狀態(tài)方程選用線性多項式： EOS_LINEAR_POLYNOMIAL， 其表達式如下

P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+

式中：P為壓力；C0=0.1 MPa，C0,C1,C2,C3,C4,C5及C6為常數(shù)；μ為相對體積；E2為單位體積內(nèi)能. 空氣的材料屬性見表 2.

表 2 空氣材料及狀態(tài)方程參數(shù)

土壤的材料選用*MAT_SOIL_AND_FORM泡沫材料模型， 該模型中沒有應變硬化， 屈服極限僅與壓力相關， 加載時壓力和體積應變關系見圖 5 所示. 土壤的材料屬性見表 3， 其中VEPS1～ VEPS10為體積應變，P1～P10為對應的相對壓力值.

圖 5 土壤模型壓力和體積應變關系Fig.5 Relationship between pressure and volumetric strain of soil model

表 3 土壤材料及狀態(tài)方程參數(shù)

2.2 防雷車體材料參數(shù)化

由于國內(nèi)鋼板的價格遠低于國外進口鋼板， 為了降低防雷車的制造成本， 本參數(shù)化計劃中， 在相同車體結(jié)構(gòu)的情況下， 擬采用國內(nèi)頂尖的Q690系列鋼板來替代10 mm厚和16 mm厚的國外進口的Weldox 700鋼板， 以論證國內(nèi)鋼板在防雷性能上替代國外進口鋼板的可行性.

Q690系列鋼板的密度和Weldox 700鋼板一樣， 其主要區(qū)別是材料抗沖擊及抗爆轟的性能. Q690系列鋼板機械性能試驗結(jié)果如表 4 所示.

表 4 Q690系列鋼板機械性能

2.3 防雷車體鋼板厚度參數(shù)化

初始設計的防雷車體的分動器保護罩厚度為16 mm， 其他部分厚度為10 mm. 由于分動器保護罩和V型底盤屬于防雷車的主要防護組件， 因而本參數(shù)化計劃中， 結(jié)合材料學和力學知識， 以及防雷車經(jīng)濟性和輕量化設計的因素主要考慮Weldox 700鋼板變薄的情況. 在保證剛強度的情況下， 根據(jù)仿真分析確定防雷車鋼板的最優(yōu)厚度. 其方案是分別將10 mm厚和16 mm厚的Weldox 700鋼板同時縮減1 mm和2 mm， 其中鋼板厚度參數(shù)化方案如表 5 所示.

表 5 鋼板厚度參數(shù)化方案

2.4 防雷車V型底盤角度參數(shù)化

防雷車的V型底盤初始設計角度為140°， V型底盤的參數(shù)化設計中， 主要是用于搜索角度與泄爆能力之間的關系， 從而確定V型底盤的最佳泄爆角度.

基于V型底盤初始角度， 前后各調(diào)整10°， 對V型底盤進行參數(shù)化， 其方案如表 6 所示.

表 6 V型底盤角度參數(shù)化方案

2.5 防雷車分動器保護罩距地雷高度參數(shù)化

初始設計的模型中， 爆轟型地雷模型放置在距土層表面10 cm處且在分動器保護罩下底中心的正下方， 其中爆轟型地雷頂端距保護罩最底端中心處的距離為51.4 cm. 因而車體距地面的高度為41.4 cm.

對分動器保護罩最底端中心處與地面間的距離進行參數(shù)化方案設計， 主要在保證防雷車機動性和穩(wěn)定性的前提下， 用于搜索最優(yōu)的底盤高度.

基于初始方案分動器保護罩最底端中心處距地面的距離， 上下各調(diào)整10 cm， 分動器保護罩最底端中心處與地面間距離進行參數(shù)化， 其方案如表 7 所示.

表 7 防雷車體高度的參數(shù)化方案

3 仿真方法

3.1 防雷車初始方案的仿真分析

根據(jù)仿真條件對防雷車在爆轟場中的動態(tài)響應進行仿真計算， 可得到防雷車體出現(xiàn)最大應力和最大有效塑性應變的云圖， 如圖 6 和圖 7 所示.

圖 6 防雷車體所受最大應力云圖Fig.6 The maximum stress cloud image of MRAP

圖 7 防雷車體所受最大有效塑性應變云圖Fig.7 The maximum effective plastic strain image of MRAP

對以上仿真結(jié)果進行分析， 可以得到如表 8 所示的結(jié)論.

表 8 防雷車仿真結(jié)果總結(jié)

由防雷車體所受最大應力云圖可知， 車體所受最大應力出現(xiàn)在分動器保護罩中心位置， 最大值為0.834 8 GPa， 未超過該材料的極限強度0.88 GPa， 故車體不會出現(xiàn)破裂部位， 滿足強度要求； 由防雷車體所受最大有效塑性應變云圖可知， 車體最大沖擊變形同樣發(fā)生在分動器保護罩中心位置， 最大值為3.971%， 小于16%， 故滿足剛度要求， 因而可以得到， 初始方案設計的防雷車在8 kg TNT爆轟型地雷的作用下未發(fā)生失效.

3.2 防雷車參數(shù)化仿真分析

3.2.1 材料參數(shù)化仿真分析

用國內(nèi)頂尖的Q690系列鋼板來替代 10 mm 厚和16 mm厚的國外進口的Weldox 700鋼板. 鋼板選取不同材料時仿真結(jié)果如表 9 所示.

表 9 材料參數(shù)化仿真結(jié)果

由表 9 可知， 材料參數(shù)化模型Q690系列鋼板所得到的各項數(shù)據(jù)均大于原模型Weldox 700鋼板的各項數(shù)據(jù)， 但是其所受最大應力未超過該材料的極限強度0.88 GPa， 最大有效塑性應變未超過材料的許用值16%， 因而， 在8 kg爆轟型地雷的作用下， 單純從防雷車剛強度要求上來說， Q690系列鋼板可以替代Weldox 700鋼板.

3.2.2 鋼板厚度參數(shù)化仿真分析

分別將10 mm厚和16 mm厚的Weldox 700鋼板同時縮減1 mm和2 mm進行參數(shù)化仿真分析. Weldox 700鋼板選用不同厚度時的仿真結(jié)果如表 10 所示.

表 10 鋼板厚度參數(shù)化仿真結(jié)果

由表 10 可知， 鋼板厚度參數(shù)化模型所得到的各項數(shù)據(jù)均大于原模型的各項數(shù)據(jù)， 鋼板厚度參數(shù)化一模型所受最大應力和最大有效塑性應變均未超過許用值， 車體未失效， 而鋼板厚度參數(shù)化二模型所受最大應力超過了許用值， 分動器保護罩發(fā)生失效. 因而， 為提高經(jīng)濟性， 在保證車體的完整性的前提下， 可以適當降低防爆結(jié)構(gòu)的厚度.

3.2.3 V型底盤角度參數(shù)化仿真分析

基于V型底盤初始角度， 前后各調(diào)整10°， 對V型板進行參數(shù)化仿真分析， 其結(jié)果如表 11 所示.

由表11 可知， V型底盤角度參數(shù)化模型所得到的各項數(shù)據(jù)均大于原模型的各項數(shù)據(jù)， 因而可以根據(jù)一般性的假設得到， 當V型底盤角度為140°時， V型底盤具有最佳的泄爆能力.

表 11 V型底盤角度參數(shù)化仿真結(jié)果

3.2.4 防雷車分動器保護罩距地雷高度參數(shù)化仿真分析

基于爆轟型地雷頂端距保護罩最底端中心處的距離， 上下各調(diào)整10 cm， 對爆轟型地雷頂端距保護罩最底端中心處的距離進行參數(shù)化仿真分析， 其仿真結(jié)果如表 12 所示.

表 12 防雷車體高度的參數(shù)化仿真結(jié)果

由表 12 可知， 分動器保護罩距地高度參數(shù)化二模型所得到的各項數(shù)據(jù)均明顯小于原模型的數(shù)據(jù)； 分動器保護罩距地高度參數(shù)化一模型所得到的各項數(shù)據(jù)均大于原模型的各項數(shù)據(jù)， 分動器保護罩距地高度參數(shù)化二模型車體未失效. 因而， 可得到在保證防雷車機動性和穩(wěn)定性的前提下， 在一定高度范圍內(nèi)， 分動器保護罩距地高度越大， 越有利于抗爆.

4 結(jié) 論

本文提出了爆炸沖擊載荷下防雷車抗爆性能的仿真方法. 該方法采用LS-DYNA軟件對8 kg TNT當量爆炸沖擊載荷下防雷車的抗爆性能進行了數(shù)值仿真研究， 得到了材料、 結(jié)構(gòu)尺寸和分動器保護罩距地高度與防雷車在爆炸沖擊載荷下的應力和有效塑性應變的關系. 仿真結(jié)果表明， 在爆炸沖擊載荷下， V型底盤和分動器保護罩為主要的承力部件， 在保證經(jīng)濟性和安全性的前提下， V型底盤和分動器保護罩的最優(yōu)材料為Q690E系列鋼板， 最優(yōu)厚度分別為9 mm和15 mm， V型底盤的最佳泄爆角度為140°， 在保證防雷車機動性和穩(wěn)定性的前提下分動器保護罩距地高度越高防雷車的抗爆性能越好. 可為防雷車的優(yōu)化設計提供參考.

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Simulation of Antiknock Performance of Mine Resistant Ambush Protected

WANG Da-kui1, YANG Xiao-yin2, LOU Wen-zhong1, WANG Fu-fu3, ZHENG Xu-yang4, PAN Hai5

(1. School of Mechatronical Engineering, Beijing Institute of Technology, Beijing 100081, China;2. China South Industries Group Corporation, Weapon Equipment Research Institute, Beijing 102202, China;3. Technology and Engineering Center for Space Utilization, Chinese Academy of Sciences, Beijing 100094, China;4. Chongqing Changan Industry (Group) Co. Ltd., Chongqing 401120, China; 5. Huaihai Industrial Group Co., Ltd., Changzhi 223001, China)

According to the situation that MRAP (Mine Resistant Ambush Protected) was designed empirically, complicated and costly. The simulation of anti explosion performance of MRAP under the impact of the explosive impact load was designed. The LS-DYNA software was used to research anti explosion performance of MRAP under 8 kg TNT equivalent explosive impact load, relationship between the materials, structure size of V type chassis and the height of the protective cover to the ground with the stress and effective plastic strain of the MRAP under the explosive impact load were obtained. Simulation results turned out that under the explosive impact load, the V type chassis and the protective cover are the main bearing parts, under the premise of ensuring the economy and safety, the optimal material for the V type chassis and the protective cover is Q690E series steel plate, and the optimal thicknesses are 9 mm and 15 mm, respectively, the optimum explosion venting angle of the V type chassis is 140°, in ensuring the maneuverability and stability of MRAP under the premise, the higher the height of the protective cover to the ground, the better the anti explosion performance of MRAP.

explosion mechanics; MRAP; anti-explosion performance; numerical simulation

2016-07-29

王大奎(1987-)， 男， 博士生， 主要從事機械工程的研究.

1673-3193(2017)02-0161-07

O038

A

10.3969/j.issn.1673-3193.2017.02.012