汪 衡，田曉麗，陳國光，彭書麗

（中北大學機電工程學院，太原 030051）

0 引言

隨著航空航天業(yè)的飛速發(fā)展，需要精確記錄越來越多的飛行實驗數(shù)據(jù)。然而由于空間等因素的限制，無法安裝無線遙控設備，硬回收記錄器在此情況下應運而生。文中所研究的彈載硬回收記錄器炮擊結構即是用于記錄存儲炮彈從發(fā)射到拋撒全過程相關數(shù)據(jù)的硬回收記錄器，要求其撞擊目標后，保證內部存儲器設備腔不受破壞。因此，為了對存儲器炮擊結構的材料選取和結構設計提供比較精確的數(shù)值依據(jù)，有必要采用ANSYS／LS－DYNA模塊對該結構侵徹混凝土靶的過程進行仿真。

1 ANSYS／LS－DYNA仿真

本仿真建立彈載硬回收記錄器炮擊結構以550m／s的速度侵徹1m厚混凝土靶的幾何模型，模擬真實環(huán)境下的侵徹情況，考查在侵徹過程中硬回收炮擊結構的可靠性，為硬回收炮擊結構的優(yōu)化設計提供理論指導。

1.1 有限元模型建立

文中仿真的侵徹體是一彈載硬回收記錄器炮擊結構，主要由榴彈彈體，彈性材料和硬回收記錄器炮擊結構三部分組成，其中硬回收記錄器的結構如圖1所示。為了減少計算量和計算時間，在保證不影響仿真效果的前提下，可對混凝土靶進行適當?shù)目s小，混凝土靶的尺寸為：800mm×800mm×1000mm。計算模型采用Lagrange算法，由于該模型的軸對稱性，仿真使用四分之一模型。在對稱面上施加邊界約束，混凝土靶邊界施加固定約束。榴彈和混凝土靶之間采用侵蝕接觸算法，采用cm－g－us建模。

在劃分網(wǎng)格時，采用SOLID164實體單元對計算模型進行映射網(wǎng)格劃分。這種單元的運算速度快，精度比較高。對榴彈劃分的網(wǎng)格大小約為1∶2mm，對記錄器炮擊結構劃分的網(wǎng)格大小約為1∶2.5mm。

圖1 記錄器殼體結構的尺寸

為了提高計算精度同時又方便計算，混凝土靶主要參與接觸部分的網(wǎng)格劃分較密，網(wǎng)格大小為1∶8mm，其余部分網(wǎng)格劃分較疏。全部劃完的網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 各部分有限元模型

1.2 材料模型及參數(shù)確定

在計算機上進行侵徹數(shù)值模擬，材料模型的選擇對結果的準確性至關重要。本仿真中榴彈和記錄器炮擊結構的材料模型采用塑性隨動的彈塑性模型PLASTIC＿KINEMATIC，該模型的優(yōu)點是參數(shù)比較簡單，容易確定，失效法則也比較靈活，非常適合多種工程金屬材料（鋼、鋁、鑄鐵等）。在仿真模擬中炮擊結構采用35CrMnSiA，其材料參數(shù)如表1所示。彈性體材料選用MAT＿ELASTIC材料本構模型，其參數(shù)如表2所示。

表1 炮擊結構材料參數(shù)

表2 彈性材料參數(shù)

為了描述混凝土的非線性變形和斷裂特性，在計算中引入了JOHNSON＿HOLMQUIST＿CONCRETE（簡稱H-J - C）本構模型及損傷模型。H -J-C本構模型能很好的描述高應變率條件下混凝土的響應問題，這種模型綜合考慮了大應變、高應變率、高壓效應，非常適合Lagrange和Euler網(wǎng)格下的計算模型，其等效屈服強度是壓力、應變率及損傷的函數(shù)，而壓力是體積應變（包括永久壓垮在內）的函數(shù)，損傷積累則是塑性體積應變、等效塑性應變及壓力的函數(shù)?；炷帘緲嬆Ｐ偷牟牧蠀?shù)如表3所示。

表3 混凝土材料參數(shù)

2 仿真結果及分析

2.1 查看變形

利用 ANSYS／LS－DYNA 專用后處理器lsprepost查看彈載記錄器炮擊結構侵徹混凝土靶的變形情況如圖3所示。

圖3 穿透靶后變形情況

從圖3可看出，在穿透混凝土靶后，榴彈的頭部已經被破壞，但是硬回收記錄器卻保持良好的形狀，其內部的接口電路腔和存儲電路腔并無明顯形變，可初步斷定其內的存儲電路設備不會因擠壓而變形損壞。

2.2 存儲器電路腔的體積變化量

記錄器炮擊結構的存儲器電路腔是仿真最為關注的部分。存儲器電路腔的高和半徑隨時間的變化情況如圖4、圖5所示，將數(shù)據(jù)導出，根據(jù)體積公式可求得體積隨時間的變化趨勢。

由圖5可以看出存儲器電路腔的初始高度為5cm，在侵徹的前2.5ms內，存儲器電路腔的高度變化較為劇烈，最小時其值為4.9cm，比初始值減小1.87%。2.5ms以后，其值逐漸穩(wěn)定在4.96cm左右，比初始值減小0.8%。圖6的半徑取值存儲器電路腔最靠近底部的兩點間的距離，因其最靠近碰撞的部分，所以在存儲器電路腔中其相對于其余部分而言形變量是最大的。存儲器電路腔原始的體積為98.125cm3。 由導出數(shù)據(jù)計算分析可以得到，在侵徹過程中，存儲器電路腔體積的最大值為99.4cm3，最 小值 為 97.2cm3，其變化的范圍是99.1%～100.4%，可確保其內部的存儲設備不因擠壓而變形損壞。

圖4 存儲器電路腔高隨時間的變化曲線

圖5 存儲器電路腔半徑隨時間的變化曲線

2.3 記錄器炮擊結構速度、位移及過載分析

記錄器殼體結構在侵徹過程中速度及位移曲線如圖6和圖7所示。

圖6 記錄器殼體結構的速度曲線

圖7 記錄器殼體結構的位移曲線

由圖6可以看出記錄器殼體結構在侵徹過程中速度大致分為三個階段。第一階段：0～0.5ms，速 度 由 550m／s降 為 350m／s 左右；第二階段：0.5～2.5ms，速度 由 350m／s 降為100m／s左右；第三階段：2.5～10ms，速度由100m／s 降 為47.7m／s 左 右。第一階段記錄器殼體結構受到的阻力最大，速度變化也最大。記錄器殼體結構在第一階段撞擊混凝土靶時，在接觸界面處產生很強的應力，并向記錄器殼體結構和靶體內部傳播應力波。由于混凝土的抗拉強度和抗剪切強度比抗壓強度低，在應力波傳播的過程中使得下面的混凝土產生徑向裂紋，所以在第二階段記錄器殼體結構受到的阻力比第一階段小，其速度變化也較為緩慢。記錄器殼體結構的動能主要消耗在前兩個階段。在第三階段，混凝土裂紋更多，尤其當記錄器殼體結構侵徹到接近靶體底部時，混凝土靶底部出現(xiàn)崩落破壞，于是這一階段記錄器殼體結構所受的阻力最小，速度曲線更為平緩，最后速度保持在47.7m／s左右。由圖7可以看出，記錄器殼體結構在10ms中運動了113.3cm，穿透了給定厚度的混凝土靶。

記錄炮擊結構的Y方向過載如圖8所示。

圖8 記錄器炮擊結構的過載曲線

由圖8的曲線變化趨勢可以看出，加速度的變化主要集中在0～2ms，大致可分為4個階段。第一階段：0～209μs，最大值為350000g；第二階段：209～764μs，最大值為230000g；第三階段：764～1558μs，最大值為65000g；第四階段：1558～10000μs，最大值為87000g。

記錄器炮擊結構撞擊混凝土靶時，由于混凝土靶各部分受到的破壞不同，將其大致分成三層：粉碎層、斷裂層和彈性層。在記錄器炮擊結構撞擊混凝土靶的第一階段，在接觸面上瞬間形成很強的應力，從而產生一個很大的加速度，其值為350000g，脈寬為22μs。此時，在記錄器炮擊結構周圍形成一個小的粉碎層，該層內混凝土靶比較酥松，記錄器炮擊結構受到的阻力迅速減小，加速度曲線在這一時間段也迅速下降。隨著記錄器炮擊結構的繼續(xù)侵入，進入第二階段，該階段的加速度最大值為230000g，在這一階段的粉碎層中，由于記錄器炮擊結構與混凝土靶的接觸面積增大，使得應力有所減弱，加速度曲線先呈振蕩衰減的趨勢，當記錄器炮擊結構進入斷裂層時，所受應力逐漸增大，故加速度又呈振蕩增加的趨勢。當記錄器炮擊結構進入彈性層時，受到的應力較大，于是加速度曲線就出現(xiàn)了第三階段的最大值65000g，在該階段，由于受前兩個階段的影響，使得該層的破壞較為嚴重，故不像前兩個階段的加速度曲線變化那樣明顯。在第四階段，記錄器炮擊結構受到的應力明顯增大，所以該階段產生的最大加速度為87000g，大于第三階段的最大加速度值，之后逐漸振蕩衰減。此時，記錄器炮擊結構已接近靶板底部，由于混凝土的抗拉能力小于其抗壓能力，其底部形成的拉伸應力使得混凝土產生破裂，形成出口崩落，故第四階段無彈性層，記錄器炮擊結構在這一階段受到的應力很小，加速度值最后接近于零。

3 仿真結論及試驗結果

通過仿真結果可以得知該記錄器炮擊結構在350000g的高過載下，以550m／s的速度侵徹1m厚混凝土靶，仍能保持良好的形狀。尤其存儲器電路腔的體積變形很小，完全可以保證其內部的電路設備不因擠壓而變形損壞。驗證了在侵徹過程中硬回收炮擊結構的可靠性，為結構的優(yōu)化設計提供了理論指導。之后進行了打靶試驗，試驗結果證明記錄器炮擊結構完好，可確保其內部電路正常工作，基本與仿真情況符合。

［1］王曉麗，任勇峰.防護殼撞擊裝甲鋼過程的仿真［J］.微計算機信息，2005，21（2）：194－196.

［2］李裕春，時黨勇，趙遠.ANSYS11.0LS－DYNA基礎理論與工程實踐［M］.北京：中國水利水電出版社，2008.

［3］白金澤.LS－DYNA3D理論基礎與實例分析［M］.北京：科學出版社，2005.

［4］管公順，龐寶君，哈躍，等.鋁合金 Whipple防護結構高速撞擊實驗研究［J］.爆炸與沖擊，2005，25（5）：461－466.

［5］LS－DYNA theoretical manual［Z］.Livermore Software Technology Corporation，1998.

［6］Chhabildas L C，Hertel E S，and Hill S A.Hypervelocity impact tests and simulations of single whipple bumper shield concepts at 10km／s［J］.Int.J.Impact Eng.，1993，14（1／4）：133－144.