高速撞擊下雙層殼體結構的數值分析

王怡月 劉筱玲 富 裕

雙層殼體結構廣泛應用于遠程、重型武器,用于打擊地下深層目標。為了保護彈體在突破地面防護結構前安全、不發生爆炸,需要設計合理的殼體結構,以提高外層殼的穿甲能力。以往研究多集中于圓柱殼、單殼,其沖擊載荷作用下的屈曲行為一直是人們關注的問題[1-5],本文研究錐形雙層殼體沖擊下的彈塑性動力響應。通過對原型結構的仿真分析,依據材料撞擊下能量耗散機理,對原型雙層殼結構進行了以防護內體、確保彈體空中飛行參數和節約材料為目的的改進設計。先后改進設計了三種結構,并分別對其在52 m/s初速度下垂直撞擊鋁合金靶體過程進行了數值模擬,得到了不同結構的外殼、中殼、內體的動力響應模態和動態演變過程。經過分析和對比,確定了改進效果明顯的雙層殼結構模型。

1 實驗研究

實驗采用LY12鋁材料。在高速沖擊變形條件下,材料的力學性能與材料的變形速度密切相關[6-8]。雙層殼體高速撞擊靶體的過程中,結構將承受動態壓縮變形,需要測試結構材料的動態壓縮力學特性。為此,設計了圓柱體試樣的直徑為8 mm,高為6 mm,實驗設備為分離式Hopkinson壓桿實驗機?？紤]到雙層殼體撞擊靶體時的設計要求,材料實驗時彈頭撞擊速度取為52 m/s。

2 計算模型

2.1 模型的建立

采用高效的顯示時間積分技術的拉格朗日求解器,采用八節點六面體單元。中殼與內部彈體接觸面、中殼與外殼接觸面、外殼與靶體撞擊接觸面均采用自適應主從接觸,各接觸面之間的滑動摩擦系數為0.3,靜摩擦系數為0.65。材料的本構模型依照實驗獲得的工程應力—應變數據,建立了材料場來描述。靶體的厚度取為60 mm,彈體和靶體材料都為LA12鋁合金,取實際實驗的材料參數。由于模型、邊界條件等為軸對稱,此處建立1/4模型。

2.2 多組結構方案

為了保證彈體設計之初的飛行參數,本文根據材料撞擊下能量耗散機理,參照原型結構1,設計了三種不同的雙層殼體結構:

1)對比原型結構1,本文在結構2中,把外殼和中殼的接觸改為環形支架接觸,中殼的頭部與外殼的頭部分離、懸空。結構2外殼和中殼的支架長度之和等于結構1中殼的支架長度。外殼的頭部厚度減小了一半,并且外殼頭部內側由原先的平面改為半球面結構;

2)結構3中,對外殼前半部分的支架位置進行了上移,使其與中殼的支架位置交錯設置;

3)結構4中,在結構3基礎上,外殼頭部厚度減小到10 mm。

3 計算結果

四組結構中,其內部實體最大應變部位的Von Mises等效應力—時間曲線如圖1所示。

3.1 多組結構外、中殼的動態特性分析

由于內體對中殼前端支架的慣性沖擊,結構1前端平面、前部各個環形支架處出現塑性應變,其最大塑性應變為1.48×10-1,位于前部第一個環形支架與內部彈體接觸處,這時中殼內的最大等效應力為1.74×109Pa,出現的時刻大約在3.75×10-3s。結構1最大應力值出現的時間比結構2,3和4早。

在結構1的基礎上的外殼減薄,與中殼采用支架支撐后,結構2的支架長度較結構1減半,沖擊后外殼的沖擊變形明顯提高。但是對比結構1,中殼對外殼的大應力作用時間推遲。結構2的中殼最大塑性應變1.90×10-1,位于前部第一個環形支架與內部彈體接觸處。最大等效應力1.93×109Pa,出現在6.5×10-3s。

結構3的外殼和中殼前半部分產生了與結構2類似的塑性變形,但是變形分布更均勻。外、中殼的支架交錯分布,結構的均勻變形明顯可吸收內部彈體的沖擊能量,防護作用明顯。外、中殼最大塑性應變均產生在最前端環形支架與中殼的接觸部位,外殼最大塑性應變為9.58×10-2,最大等效應力為1.5×109Pa,出現的時刻大約在6.66×10-3s。中殼最大塑性應變為1.80×10-1。

在較大的沖擊載荷作用下,結構4外殼的頭部和前端環形支架處產生了嚴重的塑性變形,其最大塑性應變為1.34×10-1,因此,結構前部受阻面積增大,造成最大等效應力反而提高,為1.7×109Pa,出現在 0.8×10-2s～1×10-2s。中殼的塑性應變仍然分布在前部的各環形支架處,由前向后依次減小。中殼最大塑性應變為1.97×10-1,位于前部第一個環形支架與內部彈體接觸處。最大等效應力為1.93×109Pa,出現在大約7.2×10-3s。

3.2 各組殼體結構對內部彈體的防護程度

結構1中,由于沖擊載荷較大,外殼和中殼的支架過長、過薄,支架嚴重變形,內體與中殼頭部嚴重碰撞,產生較大變形。內體頭部最大塑性應變為6.91×10-2,最大等效應力為 1.37×109Pa,約出現在3.6×10-3s,如圖1所示。

結構2內體的頭部塑性變形較結構1減小,最大塑性應變為3.48×10-2,最大等效應力為 1.21×109Pa,約出現在6.66×10-3s,見圖 2。

對比結構1和結構2,可以看出外殼和中殼接觸改為支架接觸,中殼支架的長度減半,在沖擊過程中,對內部彈體的防護作用改進效果明顯,且內體所受應力初始峰值延遲。

結構3內體頭部塑性變形相比結構2進一步減小,其最大塑性應變為 2.32×10-2,最大等效應力為 1.15×109Pa,出現在大約6.66×10-3s時刻,如圖3所示。

由此看出當外殼支架和中殼支架位置交錯分布后,可明顯緩沖載荷對支架和內部彈體的沖擊作用,內部彈體的塑性變形明顯減小。沖擊過程中,結構3的防護裝置對內部彈體的防護作用進一步增強。

結構4內體最大塑性應變為4.69×10-3,其最大等效應力為1.06×109Pa,出現的時刻大約在7.1×10-3s,如圖4所示。防護達到最佳,且結構4所受到的最大應力的時間推遲。但是外殼頭部變形嚴重,影響了彈體的工作參數。

4 結語

1)改變外殼、中殼、內體之間的接觸形式為支架交錯型設計,使防護裝置變形區域分散,對緩沖吸收沖擊能量起到良好效果,緩沖了內體的沖擊影響,且時間延后。外殼頭部設計適當減薄,增大內體前沖空間,對沖擊能量的吸收提供了有利條件,內體的塑性變形明顯減小;由結構1的單層支架形式,改為結構2,3的雙層支架形式,雖支架總長沒變,但對內體的防護效果明顯不同。

2)通過上述仿真分析,第三組殼體結構內體的塑性變形有效減小,最大等效應力發生時間延遲,提高了保護內部彈體作用,為最佳結構。

[1] 王 仁,黃筑平,楊青春.受軸向沖擊的圓柱殼塑性動力屈曲研究[J].力學學報,1983(5):509-513.

[2] MA Hong-wei,CHENG Guo-qiang,ZHANG Shan-yuan,et al.Experimental Studies on Dynamic Plastic Buckling of Circular Cylindrical Shells under Axial Impact[J].ACTA Mechanics Sinica,1999,15(3):275-282.

[3] 張善元,程國強,馬宏偉.受軸向沖擊圓柱殼的塑性動力屈曲研究[J].爆炸與沖擊,2000(4):343-347.

[4] Zimicik D G,Tennyson R C.Stability of Circular Cylindrical A-hells under Transient Axial Impulsive Loading[J].AIAA Journal,1980,18(6):691-699.

[5] 劉 理,劉土光,張 濤.復雜載荷作用下圓柱殼的彈塑性動力屈曲研究[J].爆炸與沖擊,2002,22(2):119-125.

[6] 韓志軍.直桿的撞擊屈曲及其應力波效應的實驗和理論研究[D].太原:太原理工大學,2005.

[7] 吳大方,宋 昊,李永亭,等.鋁—鎂合金 5A06在瞬態熱沖擊條件下的力學性能研究[J].實驗力學,2006,21(5):591-595.

[8] Marc Andre Meyers.材料的動態力學行為[M].張慶明,劉 彥,黃風雷,譯.北京:國防工業出版社,2006.