双破片撞击充液容器的数值模拟

双破片撞击充液容器的数值模拟

0液压水锤效应如果高速中断，并穿透充液容器前壁，液体将形成一个强大的压力场，这种压力负荷在容器结构上起作用，导致结构破坏。这一现象被称为液压效应。国外在20世纪70年代就有学者开展了液压水锤效应的研究工作,当时的主要工作是对液压水锤效应现象建立工程计算模型,希望能够预测箱体内的压力以及箱体的响应和破坏国内对液压水锤效应的研究起步较晚。王海福等综上所述,国内外目前的研究主要针对单破片撞击充液容器引起的液压水锤效应,但在实际作战中,战斗部爆炸会形成很多破片并同时或先后作用于目标,破片撞击动能、破片分布的密度和作用时间先后顺序对于目标的毁伤都有很大的影响。因此本文主要研究双破片高速撞击充液容器时前壁面、后壁面的毁伤情况,并考虑破片撞击速度、破片间距、撞击时间间隔对壁面毁伤的影响。1计算和试验2破臂英雄的影响值1.1材料模型的建立为研究双破片高速撞击充液容器时前、后壁面的毁伤情况,本文使用ANSYS/LS-DYNA软件对该过程进行数值计算。所建立的有限元模型如图1所示,模型由圆筒、前壁面、后壁面、压盘、破片、水和空气域组成。前壁面、后壁面与圆筒、压盘之间均采用自动面面接触,并约束压盘在破片运动方向的位移,破片与前壁面、后壁面之间采用侵彻接触。其中圆筒材料为钢,内径215mm,外径245mm,长200mm;前壁面、后壁面为380mm×380mm×4mm的2024T4铝合金板,用钢制压盘将其固定在圆筒两端;破片为直径d=9.5mm的钨球。破片和前、后壁面网格大小为1mm,圆筒和压盘网格大小为3mm.仿真时,为了让空气流入容器内形成气腔,容器周围设有空气域,空气域设置无反射边界条件,空气域和水域共节点。为了防止计算时出现负体积,以及保证计算的精度,同时控制计算时长,在以破片运动轨迹为中线划分5cm×5cm的区域进行网格加密,单元尺寸为1mm,其他区域网格大小为4mm,如图1(b)所示。采用Johnson-Cook模型和Gruneisen状态方程描述容器前壁面、后壁面,Johnson-Cook模型考虑了金属材料所承受的大应变、高应变率以及温度效应。其屈服应力表达式为Gruneisen状态方程定义压缩材料的压力为式中:S定义膨胀材料的压力为式中:E采用Plastic-Kinematic材料模型描述钨球破片、钢制压盘和圆筒。前壁面、后壁面、破片、压盘和圆筒的材料参数如表1所示,表中E为弹性模量,ν为泊松比。用MAT＿NULL模型和Gruneisen状态方程描述水,用MAT＿NULL模型和LinearPolynomial状态方程描述空气,其中线性多项式状态方程的压力为式中:C1.2破片撞击容器试验双破片液压水锤效应试验系统由发射装置、挡托装置、测速系统(测速靶和测时仪)、充液容器、背景布和高速摄影机组成,如图2所示。试验所用破片及充液容器等均与仿真相同。图3为试验所用充液容器,通过螺杆连接圆筒两端的压盘,并用螺栓拧紧。试验时,为保证能同时发射两枚破片,设计了专用的弹托。将两枚破片装在弹托中,通过25mm滑膛炮发射。发射后弹托分开,释放两枚破片,不影响破片作用于目标。挡托装置能防止弹托打中目标,影响试验结果。测速靶和计时仪能测得破片撞击容器前的速度。用高速摄影机记录破片撞击充液容器的过程,如图4所示。1.3破片撞击速度本次试验共计7发,破片撞击速度范围在1000～1500m/s,通过调整装药量使每发撞击速度间隔约100m/s,试验数据如表3所示。表3中,v图5为选取其中典型5发试验的容器前壁面、后壁面破坏情况。当两个破片撞击速度较低时,前、后壁面均只有塑性变形,无裂纹产生;当两个破片撞击速度增大至1299m/s时,后壁面开始产生裂纹,此时裂纹为将两个破片孔连通的一条线;当破片速度增大至1479m/s时,后壁面为“花瓣”式开裂。对比第5发和第7发,两个破片撞击速度差别不大的情况下,破片间距较小的第5发后壁面变形比第7发严重,“花瓣”开口更大,裂纹扩展更长。对比每发的前、后壁面损伤可知,后壁面的损伤比前壁面严重,破片的出口孔周围存在广泛的裂纹及明显的塑性变形。主要有两个因素造成前壁面损伤不如后壁面严重:首先,入口面上受到破片的冲击,脉动载荷持续时间较短,而后壁面在破片未到达前不断受到液体中压力波的持续作用;其次,由于液体中的拖拽作用使破片速度明显下降,导致作用于前壁面上的破片速度显著高于后壁面,高速冲击于薄板上会形成一个圆滑的孔,而低速冲击导致在冲击点附近的材料局部变形成撕裂,这些撕裂或者短裂纹可以很容易引起更大的失效。1.4壁面撕裂严重为获得精确全面的前壁面、后壁面变形数据,采用精度为0.085mm的MetraScan三维扫描仪对试验容器的前后壁面进行扫描,其中4发典型的前壁面、后壁面变形数据和仿真结果对比如图6所示。当破片撞击速度为1470m/s和1498m/s时,后壁面撕裂严重,因此图6(c)和图6(d)中间断部分为壁面开裂处。在壁面的边界处,试验和仿真计算中的情况有所差距,边界处的试验变形结果要比仿真大,这是因为试验时通过螺杆将压盘固定在圆筒两侧,提供的约束力不足,导致了在约束处试件发生变形,而仿真时是限制了压盘在破片运动方向的位移。从图6可看出,仿真获得的壁面变形量变化与试验结果趋势相同,试验和仿真获得的前壁面变形量最大误差为7%.为更充分验证仿真结果的正确性,对试验和仿真计算得到的破片剩余速度进行对比,结果如表4所示,仿真和试验获得的破片剩余速度最大误差为8.98%.2破片撞击点间距为研究破片动能、撞击点间距、撞击容器时间间隔对前壁面、后壁面毁伤的影响,共进行了3组仿真。第1组仿真使两个破片撞击点间距为15mm,撞击速度为800～1600m/s,每发速度间隔200m/s,同时撞击充液容器;第2组仿真使两个破片撞击点间距为15～35mm,每发间距增量5mm,速度1200m/s,同时撞击充液容器;第3组仿真使两个破片撞击点间距为15mm,撞击速度为1200m/s,撞击时间间隔为0～0.2ms,每发时间间隔增量为0.05ms.2.1壁面靠水两侧应力两个间距为15mm的破片以1200m/s的速度同时撞击充液容器时,不同时刻容器前、后壁面靠水一侧的应力云图如图7所示。由图7可见,前壁面、后壁面所受应力呈环状分布,在两个破片孔周围存在应力集中现象。压力波前沿在140μs时到达后壁面,壁面中心周围在冲击波的作用下承受较大的应力,在255μs时破片达到后壁面,破片撞击后壁面,使破片作用位置处附近应力上升。2.2撞击点间距的影响为衡量前壁面、后壁面的变形程度,在壁面外凸一侧分别选取沿着x轴、y轴不同位置处的变形量,如图8所示。图9、图10分别为破片撞击点间距D图11、图12分别为破片以800～1600m/s的速度、撞击点间距15mm同时撞击充液容器时前壁面、后壁面的变形云图(不同撞击速度下壁面变形云图的量程相同)。从图11和图12可看出,随着破片撞击速度的提高,壁面变形量增大,并且开始出现裂纹,但破片撞击速度的增大对后壁面的影响比前壁面严重。破片撞击速度的变化主要影响前壁面两个破片孔周围单元的失效,当v2.3破片撞击点间距双破片撞击点间距D由于破片撞击点间距对前壁面变形几乎无影响,只提取了后壁面的损伤结果,如图15所示。由图15可见:两个破片撞击点间距为15mm时,后壁面有两条长约53mm的裂纹,呈现花瓣式开裂;破片撞击点间距增大至20mm时,后壁面其中一个破片孔一侧产生一条14mm长的裂纹,另一个破片孔一侧裂纹沿着孔延伸;当破片撞击点间距增大至25mm时,有两条长约7mm的裂纹;当破片撞击点间距大于25mm时,后壁面无裂纹产生。2.4破片撞击充液容器时间间隔图16、图17分别为撞击点间距15mm的双破片以1200m/s的速度先后撞击充液容器时壁面不同位置处变形量的变化(Δt为0～0.20ms)。从图16和图17中可看出,破片撞击充液容器时间间隔对前壁面、后壁面的变形有较大影响,壁面变形量随着两破片撞击时间间隔的增大而减小,但时间间隔增大至0.10ms时对壁面变形将无影响。当破片撞击时间间隔Δt从0.05ms增至0.10ms时,前壁面最大变形减小14.4%,后壁面最大变形减小14.2%.不同撞击时间间隔下后壁面变形云图如图18所示(v3破片撞击充液容器的间距和使用时长对壁面损伤的影响本文采用试验和仿真相结合的方法,研究了双破片分别以不同动能、不同间距、不同撞击时间间隔撞击充液容器时对壁面损伤的影响。得到如下结论:1)破片撞击充液容器的动能越大,壁面变形越大,当壁面出现裂纹时,变形量的增大速度加快。2)双破片撞击充液容器时,破片的撞击点间距对容器前壁面的变形影响较小,对后壁面影响较大。破片撞击点间距越小,后壁面变形量越大,当破片撞击点间距增大到破片直径的2.6倍时,在x轴不同位置