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        鋼/芳綸/鋼三明治板抗高速破片侵徹性能研究*

        2014-09-20 09:27:26戴文喜徐豫新王樹山
        關(guān)鍵詞:靶體破片靶板

        徐 銳,戴文喜,徐豫新,馬 峰,王樹山

        (1北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100081;2中國艦船研究設(shè)計(jì)中心,武漢 430064)

        0 引言

        復(fù)合材料三明治板通常由金屬材料面板和復(fù)合材料芯板層合而成,其對沖擊載荷的防護(hù)性能是近年來國內(nèi)外研究熱點(diǎn)領(lǐng)域之一。鋼/芳綸/鋼疊層三明治板是復(fù)合材料三明治板的一種,其通常采用高硬度金屬面板和高韌性纖維增強(qiáng)復(fù)合材料芯板層合而成,具有高硬度、高強(qiáng)度、高韌性、低密度、低成本等特點(diǎn),可應(yīng)用于裝甲車輛、艦船等武器裝備的壁面,以防護(hù)殺爆戰(zhàn)斗部爆炸產(chǎn)生的破片和沖擊波等毀傷元的沖擊破壞,相關(guān)研究受到國內(nèi)外研究者的廣泛關(guān)注[1~2]。徐豫新[3]針對纖維增強(qiáng)復(fù)合材料三明治板對破片的防護(hù)機(jī)理進(jìn)行了試驗(yàn)研究,通過試驗(yàn)結(jié)果分析獲得了芳綸纖維增強(qiáng)復(fù)合材料三明治板較玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料三明治板吸能特性更優(yōu)的結(jié)論。對于高強(qiáng)度裝甲鋼面板和較厚夾層復(fù)合材料板的纖維增強(qiáng)復(fù)合材料三明治板抗破片侵徹性能研究國內(nèi)尚未見報(bào)道。因大質(zhì)量破片高速加載的試驗(yàn)費(fèi)用較高,目前數(shù)值仿真是研究該類問題的一種有效手段,通過數(shù)值仿真獲得的結(jié)果可為纖維增強(qiáng)復(fù)合材料三明治板的設(shè)計(jì)提供參考。

        針對鋼/芳綸/鋼疊層三明治板,通過AutoDyn有限差分程序進(jìn)行各種質(zhì)量破片對夾層厚度不同的三明治板侵徹的數(shù)值仿真。通過數(shù)值仿真獲得25 g、40 g、55 g、70 g、85 g 和 100 g 質(zhì)量的破片模擬彈丸(Fragment Simulation Projectile)對前、后面鋼板厚度分別為5 mm和10mm、夾層芳綸纖維(Kevlar-129)增強(qiáng)復(fù)合材料板厚度分別為30 mm、40 mm、50 mm、60 mm、70 mm和80 mm夾層厚度的三明治板的彈道極限;并據(jù)此進(jìn)一步分析了夾層厚度對破片彈道極限和三明治板比吸收能的影響規(guī)律。

        1 數(shù)值仿真

        1.1 數(shù)值仿真的控制方程

        AutoDyn程序是以質(zhì)量守恒、動量守恒、能量守恒為根本進(jìn)行計(jì)算的,數(shù)值仿真所遵循的控制方程如下:

        1)質(zhì)量守恒

        2)動量守恒

        3)能量守恒

        式中:ρ為材料密度;ui為速度;fi為單位質(zhì)量的外力;σij為應(yīng)力張量;e為總和比能,等于比動能和比內(nèi)能E之和。

        1.2 仿真模型

        1.2.1 幾何模型及離散化

        1)破片

        戰(zhàn)斗部殼體在爆炸載荷驅(qū)動下產(chǎn)生的自然破片為不規(guī)則形且形態(tài)具有隨機(jī)性,這給裝甲防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及其抗彈性能的評估帶來很大的不確定性。為了建立具有通用性的破片侵徹試驗(yàn)方法,國外通常使用破片模擬彈(Fragment Simulating Projectile)進(jìn)行彈道沖擊研究[4]。根據(jù)半穿甲 /整體爆破戰(zhàn)斗部殼體破碎性數(shù)值仿真分析,確定數(shù)值仿真中采用的破片模擬彈結(jié)構(gòu)尺寸如圖1,尺寸列于表1。

        表1 各種質(zhì)量破片尺寸

        圖1 破片結(jié)構(gòu)

        根據(jù)破片和靶體結(jié)構(gòu)尺寸,選用“cm·μs·g·Mbar”單位制和1/2面對稱方法建立數(shù)值仿真所需的模型,破片采用0.5 mm的網(wǎng)格尺寸,通過TrueGrid建立數(shù)值模擬所需的幾何模型并離散化后導(dǎo)入AutoDyn程序中,如圖2所示。

        圖2 破片網(wǎng)格結(jié)構(gòu)

        2)靶體

        設(shè)置靶體的長 ×寬為120 mm×120 mm,遠(yuǎn)大于破片破壞區(qū)域直徑,結(jié)構(gòu)各層厚度視具體工況確定,靶體四周施加固定約束,靶體破壞區(qū)域采用1.0 mm的網(wǎng)格尺寸,同樣通過TrueGrid建立數(shù)值模擬所需的幾何模型并離散化后導(dǎo)入AutoDyn程序中,如圖3所示。

        圖3 靶板結(jié)構(gòu)及離散化

        1.2.2 材料模型及參數(shù)

        1)纖維復(fù)合板材料模型及參數(shù)

        復(fù)合材料本構(gòu)行為的合理描述是近年來材料學(xué)、力學(xué)領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)之一,現(xiàn)階段通常采用兩種方法進(jìn)行處理:一是將復(fù)合材料作為均質(zhì)各向異性材料處理;二是從細(xì)觀的角度考慮復(fù)合材料的非均勻性。目前,第一種方法已取得了一些滿意的結(jié)果;第二種方法雖也十分重要和必要,但難以應(yīng)用于宏觀斷裂的定量分析。參考已有研究成果采用Puff狀態(tài)模型和Von Mises強(qiáng)度模型進(jìn)行數(shù)值模擬。根據(jù)文獻(xiàn)[5]中材料力學(xué)性能的實(shí)測值獲得Kevlar-129纖維材料的模型參數(shù),列于表2中。

        表2 數(shù)值模擬用纖維增強(qiáng)復(fù)合板材料模型及參數(shù)

        2)裝甲鋼材料模型及參數(shù)

        采用Johnson-Cook模型描述前后裝甲鋼材料的本構(gòu)關(guān)系,對于其狀態(tài)變化用Mie-Grüneisen描述,參數(shù)列于表3。

        表3 裝甲鋼材料參數(shù)

        續(xù)表

        3)破片材料模型及參數(shù)

        對于破片用35CrMnSi材料,選用線性(Linear)模型描述材料的狀態(tài)變化,選用Von Mises模型描述材料的強(qiáng)度,選用塑性應(yīng)變(Plastic Strain)描述材料的失效(Failure)與侵蝕(Erosion),根據(jù)王琳[6]的研究結(jié)果獲得模型參數(shù)設(shè)置,模型參數(shù)設(shè)置列于表4中。

        表4 數(shù)值模擬用35CrMnSi鋼的材料模型及參數(shù)

        2 數(shù)值仿真結(jié)果分析

        2.1 破片的彈道極限

        針對25 g、40 g、55 g、70 g、85 g 和100 g 等6 種不同質(zhì)量破片模擬彈丸對前、后面鋼板厚度分別為5 mm和10 mm、夾層芳綸纖維(Kevlar-129)增強(qiáng)復(fù)合材料板厚度分別為30mm、40mm、50mm、60mm、70mm和80 mm等6種不同結(jié)構(gòu)尺寸鋼/芳綸/鋼層合三明治板侵徹的的數(shù)值仿真,獲得典型穿甲過程示于圖4中。采用兩射彈彈道極限法,獲得不同質(zhì)量破片貫穿不同結(jié)構(gòu)三明治板的彈道極限(注:由于實(shí)際情況下破片著靶速度很難大于 2 500 m/s,速度大于2 500 m/s的情況未進(jìn)行計(jì)算),列于表5中。根據(jù)表5中的數(shù)據(jù)獲得不同質(zhì)量破片的中間夾層Kevlar材料厚度-彈道極限速度曲線,如圖5所示。

        圖4 破片穿甲過程

        表5 6種質(zhì)量破片對中間夾層Kevlar厚度不同靶板的彈道極限速度(m/s)

        圖5 不同質(zhì)量破片的中間夾層Kevlar材料厚度-彈道極限速度曲線

        根據(jù)徐豫新[3]的研究可知:

        式中:v50為破片對纖維增強(qiáng)復(fù)合材料三明治板的彈道極限速度;t為夾層板厚度;Rm為夾層板的吸能比率;m為破片質(zhì)量。其中,在前、后板厚度相同的情況下,同種材料不同厚度夾層板的吸能比率Rm基本恒定。由式(5)和圖6可得,破片穿甲極限速度v50與中間層厚度T呈線性關(guān)系,擬合關(guān)系式為:

        各種質(zhì)量破片穿甲時a、b的取值和曲線的相關(guān)系數(shù)R2列于表6中。

        表6 式(6)中系數(shù)取值和曲線的相關(guān)系數(shù)R2

        從表6中可以看出,隨著破片質(zhì)量的增加,系數(shù)a都呈增大趨勢。說明破片質(zhì)量越大,增加中間夾層厚度給v50帶來的增益(即靶板防護(hù)性能的增益)越明顯。

        2.2 靶體的面吸收能

        在此引入建立在彈道極限基礎(chǔ)上的面吸收能(單位面密度的靶體吸收能)ξ來表征靶體的抗侵徹能力,其計(jì)算公式如下:

        式中:m為破片質(zhì)量;v為破片貫穿靶體的彈道極限。SAD為靶體的面密度。6種結(jié)構(gòu)靶板面吸收能如表7所示。由表5中數(shù)據(jù)可以看出,同一厚度夾層板的靶體面吸收能基本恒定,通過線性回歸獲得6種不同夾層厚度復(fù)合材料三明治板的面吸收能平均值。

        表7 中間夾層Kevlar厚度不同靶板的面吸收能 /(J·m2/kg)

        利用表5中不同厚度靶板面吸收能的平均值經(jīng)二項(xiàng)式擬合得曲線如圖6所示。從圖中可以看出,中間層厚度越大,靶板的面吸收能越高。由面吸收能的定義式以及面密度含義可知得:

        式中:m0為靶板質(zhì)量;s為靶板面積(6種靶板工況的靶面積相同)。由上式可以看出,面吸收能ξ是一個與靶板厚度無關(guān)的量。當(dāng)m0一定時,靶板結(jié)構(gòu)的面吸收能越大,v50就越大,即同等質(zhì)量條件下靶板抗破片侵徹與貫穿的能力越強(qiáng),防護(hù)性能越佳。中間層厚度為80 mm靶板的面吸收能是中間層厚度為30 mm靶板的3.29倍。由此表明中間夾層的Kevlar材料給靶板防護(hù)效率帶來的增益明顯。

        圖6 中間層厚度不同的靶板間面吸收能平均值-纖維材料厚度曲線

        3 結(jié)論

        通過材料模型和參數(shù)的合理選擇,采用有限差分程序AutoDyn可實(shí)現(xiàn)破片對纖維增強(qiáng)復(fù)合材料三明治板穿甲的數(shù)值仿真,數(shù)值仿真結(jié)果具有可信度,通過對數(shù)值仿真的結(jié)果分析得到:

        1)通過彈道極限曲線以及理論分析可見:彈道極限隨夾層纖維的增加呈線性遞增。從擬合曲線可以看出,破片質(zhì)量越大,增加中間層厚度對復(fù)合材料防護(hù)性能的提升越有意義。當(dāng)Kevlar厚度為80mm時,質(zhì)量在70 g以下的破片無法穿透復(fù)合結(jié)構(gòu)靶板。

        2)通過引入面吸收能的概念,來表征和研究靶體的抗侵徹能力,得出結(jié)論如下:中間層kevlar材料厚度越大,靶板的面吸收能越高,兩者增加呈二次函數(shù)遞增關(guān)系,中間層厚度為80 mm靶板的面吸收能是中間層厚度為30 mm靶板的3.29倍。說明在靶面積和靶體質(zhì)量相同情況下,隨著中間層Kevlar材料厚度增大,復(fù)合材料板抗破片侵徹與貫穿的能力越強(qiáng),即Kevlar材料厚度的增加給靶板防護(hù)效率帶來的增益明顯。

        [1]趙桂平,盧天健.多孔金屬夾層板在沖擊載荷作用下的動態(tài)響應(yīng)[J].力學(xué)學(xué)報(bào),2008,40(2):194-206.

        [2]王曉強(qiáng),朱錫,梅志遠(yuǎn).纖維增強(qiáng)復(fù)合材料抗侵徹研究綜述[J].玻璃鋼/復(fù)合材料,2008,34(5):47 -55.

        [3]徐豫新.破片毀傷效應(yīng)若干問題研究[D].北京:北京理工大學(xué),2012:98-99.

        [4]王曉強(qiáng),朱錫,梅志遠(yuǎn).陶瓷/船用鋼抗破片模擬彈侵徹的實(shí)驗(yàn)研究[J].哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào),2011,32(5):555-558.

        [5]徐豫新,王樹山,嚴(yán)文康,等.纖維增強(qiáng)復(fù)合材料三明治板的破片穿甲實(shí)驗(yàn)[J].復(fù)合材料學(xué)報(bào),2012,29(3):72-77.

        [6]王琳,王富恥,王魯,等.空心彈體侵徹金屬靶板的數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究[J].兵器材料科學(xué)與工程,2001,24(6):13-17.

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