柏勁松,李 蕾,俞宇穎,王 宇,張紅平,羅國(guó)強(qiáng),沈 強(qiáng), 戴誠(chéng)達(dá),譚 華,吳 強(qiáng),張聯(lián)盟

(1.中國(guó)工程物理研究院流體物理研究所，四川 綿陽(yáng) 621999; 2.中國(guó)工程物理研究院流體物理研究所沖擊波物理與爆轟物理重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 綿陽(yáng) 621999; 3.武漢理工大學(xué)材料復(fù)合新技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖北 武漢 430070)

?

實(shí)現(xiàn)應(yīng)變率為105～106s-1的阻抗梯度飛片復(fù)雜加載波形計(jì)算分析*

柏勁松1,2,李 蕾1,俞宇穎1,2,王 宇1,張紅平1,羅國(guó)強(qiáng)3,沈 強(qiáng)3, 戴誠(chéng)達(dá)1,2,譚 華1,2,吳 強(qiáng)1,2,張聯(lián)盟3

(1.中國(guó)工程物理研究院流體物理研究所，四川 綿陽(yáng) 621999; 2.中國(guó)工程物理研究院流體物理研究所沖擊波物理與爆轟物理重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 綿陽(yáng) 621999; 3.武漢理工大學(xué)材料復(fù)合新技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖北 武漢 430070)

為了在氣炮上實(shí)現(xiàn)應(yīng)變率為105～106s-1的復(fù)雜加載技術(shù)研究，采用自行研制的拉格朗日程序MLEP(multi-material Lagrangian elastic-plastic)對(duì)Al-Cu-W材料體系的阻抗梯度飛片復(fù)雜加載不銹鋼靶板進(jìn)行數(shù)值模擬，計(jì)算設(shè)計(jì)并分析了阻抗梯度飛片的厚度和密度分布指數(shù)對(duì)靶板壓力、速度和應(yīng)變率峰值等波形的影響。結(jié)果表明：密度指數(shù)分布越大，加載時(shí)間越短，加載后期的壓力、速度和應(yīng)變率峰值曲線更陡峭；同時(shí),為了避免靶板/LiF窗口界面反射的稀疏波早于阻抗梯度飛片后界面反射的稀疏波達(dá)到碰撞面位置，計(jì)算設(shè)計(jì)中還考慮了飛片厚度的影響。此外，對(duì)基于理論設(shè)計(jì)的阻抗梯度飛片進(jìn)行了動(dòng)態(tài)考核實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本反映了預(yù)期的設(shè)計(jì)，為材料強(qiáng)度的測(cè)量奠定了基礎(chǔ)。

固體力學(xué)；復(fù)雜加載;計(jì)算設(shè)計(jì);阻抗梯度飛片;Al-Cu-W體系

在近似等熵狀態(tài)的靜態(tài)加載和近似沖擊絕熱狀態(tài)的沖擊波動(dòng)高壓加載之間存在著廣闊的復(fù)雜加載區(qū)域，然而在實(shí)際應(yīng)用中，不能將準(zhǔn)靜態(tài)加載、霍普金森桿等單軸應(yīng)力、中-低應(yīng)變率加載實(shí)驗(yàn)得到的數(shù)據(jù)和認(rèn)識(shí)簡(jiǎn)單地外推到高壓-高應(yīng)變率的動(dòng)態(tài)加載狀態(tài)，必須有針性地開(kāi)展以準(zhǔn)等熵為主要特征的高壓-高應(yīng)變率復(fù)雜加載特點(diǎn)的理論、實(shí)驗(yàn)加載技術(shù)和測(cè)試技術(shù)以及數(shù)值模擬技術(shù)研究。當(dāng)前為了拓展沖擊波物理與爆轟物理研究領(lǐng)域，提高相關(guān)領(lǐng)域的研究水平，迫切需要發(fā)展連接動(dòng)高壓沖擊波加載和靜高壓加載之間的可控路徑復(fù)雜加載技術(shù)，在物理設(shè)計(jì)、材料制備、實(shí)驗(yàn)診斷和數(shù)據(jù)解讀等方面對(duì)沖擊波物理與爆轟物理的研究提出了新的科學(xué)與技術(shù)挑戰(zhàn)。

實(shí)驗(yàn)、理論和數(shù)值模擬研究阻抗梯度飛片的目的，是利用輕氣炮驅(qū)動(dòng)一種由新型的密度(或阻抗)呈指定分布形式的組合飛片實(shí)現(xiàn)多路徑復(fù)雜加載[1-5]。中國(guó)工程物理研究院流體物理研究所沖擊波物理與爆轟波物理重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室與飛片研制單位武漢理工大學(xué)材料復(fù)合新技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室密切合作，率先在國(guó)內(nèi)開(kāi)展了阻抗梯度飛片的復(fù)雜加載研究工作。在數(shù)值模擬程序研制方面，研制了適用于不同材料體系的阻抗梯度飛片物理設(shè)計(jì)和加載過(guò)程模擬計(jì)算程序MLEP[6-7]，實(shí)現(xiàn)了對(duì)沖擊加載-準(zhǔn)等熵加載等多種阻抗梯度飛片的理論設(shè)計(jì)；在密度梯度飛片材料體系選擇和研制方面，根據(jù)理論設(shè)計(jì)結(jié)果，針對(duì)Mg-W或Mg-Cu材料體系，探索并初步掌握了利用流延法制造準(zhǔn)連續(xù)型阻抗梯度飛片技術(shù)[8-10]；在實(shí)驗(yàn)研究方面，在氣炮上實(shí)現(xiàn)密度梯度飛片復(fù)雜加載過(guò)程的實(shí)驗(yàn)研究，并通過(guò)DISAR/DPS測(cè)試技術(shù)獲得具有較高置信度的復(fù)雜加載波剖面數(shù)據(jù)。

1 復(fù)雜加載實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ秃臀锢硇枨?/h2>

圖1 復(fù)雜加載實(shí)驗(yàn)示意圖Fig.1 Schematic diagram of complexity loading experiment

采用的復(fù)雜加載實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D 1所示，阻抗梯度飛片以3.0 km/s的速度正向(低波阻抗面)撞擊2 mm厚的不銹鋼靶板，靶板疊在10 mm厚的LiF窗口上。根據(jù)加載實(shí)驗(yàn)的物理需求，計(jì)算設(shè)計(jì)需滿足下列基本要求：(1)加載總時(shí)間不超過(guò)500 ns，平臺(tái)時(shí)間不超過(guò)100 ns，加載的速度和壓力分布呈下凹式上升；(2)阻抗梯度飛片后界面反射的稀疏波進(jìn)入靶板后，靶板/LiF窗口界面反射的稀疏波才與之作用；(3)碰撞面或靶板/LiF窗口界面(原位)壓力峰值達(dá)到100 GPa；(4)靶板中應(yīng)變率范圍為105～106s-1。

采用一維拉格朗日程序MLEP對(duì)Al-Cu-W體系阻抗梯度飛片復(fù)雜加載不銹鋼靶板進(jìn)行數(shù)值模擬。數(shù)值模擬還應(yīng)考慮到實(shí)際加工和實(shí)驗(yàn)的限制及需求，如阻抗梯度飛片每層厚度不能低于0.1 mm、準(zhǔn)等熵加載應(yīng)變率不超過(guò)106s-1等，因此需要對(duì)阻抗梯度飛片進(jìn)行精心設(shè)計(jì)，方能滿足上述條件。

2 計(jì)算設(shè)計(jì)的3種阻抗梯度飛片及其加載波形計(jì)算分析

圖2 計(jì)算設(shè)計(jì)的Al-Cu-W體系飛片密度分布Fig.2 Density distribution of Al-Cu-W impactor in computational design

在Al-Cu-W體系阻抗梯度飛片中，第1層為低密度(低阻抗)材料，采用密度為2.712 g/cm3的純Al；最后一層為高密度(高阻抗)材料，采用Cu和W的組合，密度為16.0 g/cm3。密度分布指數(shù)P選為2或3，據(jù)此設(shè)計(jì)了3種不同的飛片，參數(shù)如表 1所示，表中h表示飛片總厚度，飛片的密度分布如圖 2所示。case 1和case 2的主要區(qū)別是密度分布指數(shù)P不同；case 3在case 2的基礎(chǔ)上減少2層，以減小阻抗梯度飛片的厚度。以下各圖中“With LiF”表示帶LiF窗口計(jì)算情況，“No LiF”表示相同條件下原位物理量的計(jì)算情況。

表1 3種阻抗梯度飛片主要參數(shù)

2.1 碰撞面位置波形分析

3個(gè)算例的碰撞面位置壓力和速度歷史如圖 3所示。三者的初始臺(tái)階壓力、峰值壓力、初始臺(tái)階速度和峰值速度各自相差較?。撼跏寂_(tái)階壓力為46 GPa，峰值壓力接近100 GPa；初始臺(tái)階速度為0.978 km/s，峰值速度約1.75 km/s。碰撞面的速度和壓力呈臺(tái)階式上升，在加載完成后形成一個(gè)平臺(tái)，平臺(tái)時(shí)間間隔與飛片最后一層材料的厚度相關(guān)；之后由飛片后界面反射的稀疏波對(duì)靶板進(jìn)行卸載，速度和壓力開(kāi)始降低。在帶LiF窗口的算例中，當(dāng)壓縮波到達(dá)靶板/LiF窗口界面時(shí)會(huì)反射一個(gè)稀疏波，當(dāng)此稀疏波到達(dá)碰撞面位置時(shí)，會(huì)使碰撞面速度上升，壓力下降。從速度和壓力分布曲線來(lái)看，此靶板/LiF窗口界面反射的稀疏波晚于飛片后界面反射的稀疏波到達(dá)碰撞面，對(duì)加載和平臺(tái)沒(méi)有產(chǎn)生影響，而對(duì)卸載影響較大。在case 1中，界面位置反射的稀疏波幾乎與阻抗梯度飛片后界面反射的稀疏波同時(shí)到達(dá)碰撞面，不利于反積分計(jì)算和實(shí)驗(yàn)測(cè)量；而case 2和case 3中，界面位置反射的稀疏波在卸載開(kāi)始一段時(shí)間后才到達(dá)碰撞面，滿足實(shí)驗(yàn)需求。

圖3 3種Al-Cu-W體系飛片算例的碰撞面位置壓力和速度歷史Fig.3 Profiles of pressure and velocity at impact position

3個(gè)算例的加載時(shí)間分別為456、429、357 ns，平臺(tái)時(shí)間約70 ns。平臺(tái)時(shí)間主要受飛片最后一層材料厚度和靶板/LiF窗口界面反射稀疏波的影響，在碰撞面位置三者基本相等；而加載時(shí)間與飛片的厚度和密度分布指數(shù)相關(guān)：在密度分布指數(shù)P相同時(shí)(case 2和case 3)，阻抗梯度飛片越厚，加載時(shí)間越長(zhǎng)；而在相同的厚度下(case 1和case 2)，密度分布指數(shù)P越小，加載時(shí)間越長(zhǎng)。

壓力和速度歷史曲線與飛片的密度分布相關(guān)：當(dāng)密度分布指數(shù)較大時(shí)，飛片前幾層密度變化相對(duì)較小，其壓力和速度曲線較為平緩；而飛片后幾層密度變化較大，壓力和速度曲線較為陡峭。當(dāng)密度分布指數(shù)為3時(shí)，壓力和速度分布更符合實(shí)驗(yàn)提出的下凹式上升的要求。

現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)和Midas/GTS模擬結(jié)果進(jìn)行分析.分別分析四個(gè)不同開(kāi)挖關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)時(shí)盾構(gòu)井和標(biāo)準(zhǔn)段的三個(gè)樁體位移變化.

2.2 靶板中心位置波形分析

中心位置的壓力和速度歷史如圖4所示。從帶LiF窗口算例和原位算例的比較可知，靶板/LiF窗口界面位置反射的稀疏波比飛片后界面反射的稀疏波更早到達(dá)中心位置，故在加載過(guò)程中存在一個(gè)速度的突升和壓力的突降，之后由于阻抗梯度飛片繼續(xù)對(duì)靶板進(jìn)行準(zhǔn)等熵加載，速度和壓力再次上升，最終導(dǎo)致帶LiF窗口算例中心位置處的峰值壓力低于原位算例相應(yīng)的峰值壓力，而峰值速度高于原位的峰值速度，相應(yīng)的平臺(tái)時(shí)間變?yōu)?。當(dāng)加載完成后，飛片后界面反射的稀疏波開(kāi)始對(duì)靶板中心位置進(jìn)行卸載，速度和壓力降低。3個(gè)帶LiF窗口的算例加載時(shí)間分別為476、448、369 ns。

圖4 3種Al-Cu-W體系飛片算例的中心位置壓力和速度歷史比較Fig.4 Profiles of pressure and velocity at center

2.3 界面位置波形分析

在阻抗梯度飛片對(duì)靶板材料進(jìn)行準(zhǔn)等熵壓縮時(shí)，壓縮波到達(dá)靶板/LiF窗口界面位置后立即反射一個(gè)稀疏波，使界面位置的速度升高，壓力降低，故帶LiF窗口算例的初始臺(tái)階壓力遠(yuǎn)低于原位算例的初始臺(tái)階壓力，而初始臺(tái)階速度高于原位算例的初始臺(tái)階速度，計(jì)算結(jié)果如圖 5所示。飛片厚度和密度分布指數(shù)對(duì)速度和壓力曲線的影響與碰撞面處的定性相同。

圖5 3種Al-Cu-W體系飛片算例的界面位置壓力和速度歷史比較Fig.5 Profiles of pressure and velocity at interface

2.4 靶板中應(yīng)變率峰值分析

圖6給出了3個(gè)算例的靶板中心位置和界面位置的應(yīng)變率峰值分布，應(yīng)變率處于105～106s-1之間。在Al-Cu組合層中，應(yīng)變率峰值隨著時(shí)間的增加而不斷增加，且密度分布指數(shù)越大，或靶板厚度越薄，應(yīng)變率峰值上升越陡峭。而Cu-W組合層對(duì)應(yīng)的應(yīng)變率峰值相對(duì)較小。在中心位置處，帶LiF窗口算例中由于靶板/LiF窗口界面反射的稀疏波作用，使應(yīng)變率急劇下降，甚至在case 1中變?yōu)樨?fù)值。界面位置稀疏波的作用使帶LiF窗口算例的應(yīng)變率峰值低于相同時(shí)刻原位算例的應(yīng)變率峰值。在case 3中，靶板內(nèi)部應(yīng)變率最大值約為1.2×106s-1，達(dá)到項(xiàng)目上限指標(biāo)。

2.5 計(jì)算域中壓力隨時(shí)間和空間的分布

圖7給出了3個(gè)算例壓力隨時(shí)間和空間的分布。在case 1中，靶板/LiF窗口界面反射的稀疏波和阻抗梯度飛片后界面反射的稀疏波在碰撞面位置附近相遇，不滿足實(shí)驗(yàn)要求，可以通過(guò)加厚靶板來(lái)延后靶板/LiF窗口界面位置反射的稀疏波的到達(dá)時(shí)間。而在case 2、3中，界面位置反射的稀疏波在阻抗梯度飛片后界面反射的稀疏波達(dá)到之后才達(dá)到碰撞面，基本滿足實(shí)驗(yàn)要求；但飛片第1層厚度僅為0.3 mm，在第1個(gè)壓縮波達(dá)到靶板/LiF窗口界面之前，后續(xù)的壓縮波會(huì)追趕上第1個(gè)壓縮波，使得界面位置的初始臺(tái)階速度高于碰撞面位置的初始臺(tái)階速度，在以后的計(jì)算設(shè)計(jì)中可適當(dāng)增加第1層飛片的厚度，以避免壓縮波的追趕效應(yīng)。

圖6 靶板中心位置和靶板/LiF窗口界面位置的應(yīng)變率峰值歷史Fig.6 Comparison of maximum strain rates at center and interface

圖7 帶LiF窗口算例中壓力隨時(shí)間和空間的分布Fig.7 Pressure contours drawn in x-t space with LiF windows

3 動(dòng)態(tài)考核實(shí)驗(yàn)

根據(jù)上述設(shè)計(jì)，由武漢理工大學(xué)材料復(fù)合新技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室對(duì)case 1和case 3中的飛片進(jìn)行了試制，并由中國(guó)工程物理研究院流體物理研究所沖擊波物理與爆轟物理實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行動(dòng)態(tài)考核實(shí)驗(yàn)以檢驗(yàn)飛片的加工質(zhì)量。為了避免其他因素的干擾，實(shí)驗(yàn)采用最簡(jiǎn)單的方式：即由阻抗梯度飛片直接沖擊單晶LiF窗口，由多點(diǎn)DISAR/DPS對(duì)擊靶波形和LiF界面粒子速度剖面進(jìn)行測(cè)量。從粒子速度剖面判斷阻抗梯度飛片設(shè)計(jì)是否達(dá)到預(yù)期，均勻性是否滿足實(shí)驗(yàn)方案需求。

使用二級(jí)炮加載分別加載case 1、3中的阻抗梯度飛片，實(shí)測(cè)彈速分別為3.058、3.13 km/s，阻抗梯度飛片實(shí)測(cè)厚度2.112、1.831 mm。實(shí)驗(yàn)采用4路DPS測(cè)量的速度剖面和MLEP程序計(jì)算的速度剖面如圖 8所示，4路DPS的測(cè)量結(jié)果差異較小，說(shuō)明阻抗梯度飛片均勻性較好，測(cè)試技術(shù)穩(wěn)定可靠。制備的阻抗梯度飛片基本反映了預(yù)期的理論設(shè)計(jì)：在加載前期，MLEP計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，且峰值速度也與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致，僅在Cu-W組合層對(duì)應(yīng)的速度剖面上存在一定的差異，MLEP計(jì)算的結(jié)果略低于實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果，特別是在P=2的case 1中，這可能與制備使用的W粉實(shí)際材料參數(shù)與計(jì)算設(shè)計(jì)所采用的理想混合法則選取的材料參數(shù)差異所致，此外，制備梯度飛片時(shí)W粉質(zhì)量分?jǐn)?shù)和致密程度也會(huì)對(duì)波剖面產(chǎn)生影響。

圖8 實(shí)驗(yàn)采用4路DPS測(cè)量的速度剖面和MLEP計(jì)算的速度剖面Fig.8 Velocity profiles as achieve from experiment by DPS and simulated by MLEP

4 結(jié) 論

采用一維拉格朗日程序MLEP對(duì)Al-Cu-W體系梯度飛片復(fù)雜加載不銹鋼靶板進(jìn)行了數(shù)值模擬，并通過(guò)動(dòng)態(tài)考核實(shí)驗(yàn)對(duì)阻抗梯度飛片的品質(zhì)進(jìn)行了檢驗(yàn)，主要結(jié)論如下：

(1)阻抗梯度飛片對(duì)不銹鋼靶板進(jìn)行準(zhǔn)等熵加載，靶板的原位峰值壓力達(dá)到100 GPa，而應(yīng)變率約為105～106s-1，遠(yuǎn)低于沖擊加載的應(yīng)變率，符合項(xiàng)目指標(biāo)。

(2)加載時(shí)間受阻抗梯度飛片的厚度和密度指數(shù)分布的影響：隨著阻抗梯度飛片厚度的降低或密度分布指數(shù)P的增加，加載時(shí)間縮短，阻抗梯度飛片后界面反射的稀疏波到達(dá)碰撞面位置的時(shí)間提前，使靶板/LiF窗口界面反射的稀疏波影響降低。

(3)飛片動(dòng)態(tài)考核實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：阻抗梯度飛片的制備基本反映了預(yù)期的設(shè)計(jì)，同時(shí)也驗(yàn)證了MLEP程序的適用性和可靠性。

[1] Barker L M, Scott D D. Development of a high-pressure quasi-isentropic plane wave generating capability[R]. SAND 84-0432, 1984.

[2] Chhabildas L C, Barker L M. Dynamic quasi-isentropic compression of tungsten[C]∥Schmidt S C, Holmes N C. Shock Compression of Condensed Matter-1987. Amsterdam: Elsevier Science Publishers B.V., 1988:111-114.

[3] Chhabildas L C, Asay J R, Barker L M. Dynamic quasi-isentropic loading of tungsten[J]. High Pressure Research, 1990,5:842-844.

[4] Chhabildas L C, Asay J R, Barker L M. Shear strength of tungsten under shock- and quasi-isentropic loading to 250 GPa[R]. SAND 88-0306, UC-704, 1988.

[5] Chhabildas L C, Asay J R. Dynamic yield strength and spall strength measurements under quasi-isentropic loading[R]. SAND 90-0883C, 1990.

[6] 柏勁松,羅國(guó)強(qiáng),黃嬌鳳,等.Pillow飛片氣炮加載實(shí)驗(yàn)的數(shù)值模擬研究[J].高壓物理學(xué)報(bào),2011,25(5):390-394. Bai Jing-song, Luo Guo-qiang, Huang Jiao-feng, et al. Numerical simulation of the gas gun experiment with pillow impactor loading[J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2011,25(5):390-394.

[7] 柏勁松,羅國(guó)強(qiáng),王翔,等.Mg-W體系密度梯度飛片復(fù)雜加載實(shí)驗(yàn)的計(jì)算分析[J].力學(xué)學(xué)報(bào),2010,42(6):1068-1073. Bai Jing-song, Luo Guo-qiang, Wang Xiang, et al. Calculation and analysis of the Mg-W GDI complex loading experiment[J]. Acta Mechanica Sinica, 2010,42(6):1068-1073.

[8] 沈強(qiáng),王傳彬,張聯(lián)盟,等.為實(shí)現(xiàn)準(zhǔn)等熵壓縮的波阻抗梯度飛片的實(shí)驗(yàn)研究[J].物理學(xué)報(bào),2002,51(8):1759-1762. Shen Qiang, Wang Chuan-bin, Zhang Lian-meng, et al. A study on generating quasi-isentropic compression via graded impedance flyer[J]. Acta Physica Sinica, 2002,51(8):1759-1762.

[9] Luo Guo-qiang, Zhang Jian, Li Mei-juan, et al. Interfacial microstructure and mechanical strength of 93W/Ta diffusion-bonded joints with Ni interlayer[J]. Metallurgical and Materials Transactions: A, 2013,44(2):602-605.

[10] Zhang Jian, Luo Guo-qiang, Li Mei-juan, et al. Study on microstructure and property of diffusion-bonded Mo-Cu joints[J]. Key Engineering Materials, 2012,508:178-182.

[11] 柏勁松,羅國(guó)強(qiáng),唐蜜,等.沖擊加載-準(zhǔn)等熵加載過(guò)程的密度梯度飛片計(jì)算設(shè)計(jì)[J].高壓物理學(xué)報(bào),2009,23(3):173-180. Bai Jing-song, Luo Guo-qiang, Tang Mi, et al. Computational design of graded density impactors for shock loading and quasi-isentropic compression[J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2009,23(3):173-180.

(責(zé)任編輯 曾月蓉)

Computational design for complex loading on grade density impactor with strain rates of 105～106s-1

Bai Jing-song1,2, Li Lei1, Yu Yu-ying1,2, Wang Yu1, Zhang Hong-ping1, Luo Guo-qiang3, Shen Qiang3, Dai Cheng-da1,2, Tan Hua1,2, Wu Qiang1,2, Zhang Lian-meng3

(1.InstituteofFluidPhysics,ChinaAcademyofEngineeringPhysics,Mianyang621999,Sichuan,China; 2.NationalKeyLaboratoryofShockWaveandDetonationPhysics,InstituteofFluidPhysics,ChinaAcademyofEngineeringPhysics,Mianyang621999,Sichuan,China; 3.StateKeyLaboratoryofAdvancedTechnologyforMaterialsSynthesisandProcessing,WuhanUniversityofTechnology,Wuhan430070,Hubei,China)

In order to carry out the complex loading research with the strain rates varying from 105s-1to 106s-1on the light gas gun, we numerically simulated the complex loading on the steel target by the graded ensity impactor (GDI) of Al-Cu-W system using our own developed Lagrangian code MLEP (multi-material Lagrangian elastic-plastic). In our simulation, the effects of the thickness of the GDI and the power exponent of denstiy distribution on the pressure, velocity, and peak strain rate of the target were investigated. The results indicate that the loading time decreases as the power exponent of density distribution increases, and the profiles of pressure, velocity and peak strain rate at the later stage of the loading are steeper than those with smaller power exponents. Moreover, the effect of the thickness of the GDI is considered in our computational design to prevent the confluence of the rarefaction waves emanating from the back of the GDI and the interface between the target and LiF window on the impact interface. Finally, a dynamic test was conducted for the GDI based on the design, and the results show the good agreement between the design and the experiment, which paves the way for the strength measurement of materials in the future.

solid mechanics; complex loading; computational design; grade density impactor; Al-Cu-W system

10.11883/1001-1455(2015)06-0792-07

2014-05-21；

2014-10-22

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(11372294,11532012); 沖擊波物理與爆轟物理重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室基金項(xiàng)目(9140C670301150C67290)； 中物院國(guó)防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室專(zhuān)項(xiàng)基金項(xiàng)目(2012-專(zhuān)-10)

柏勁松(1968— )，男，博士,研究員,bjsong@foxmail.com。

O347.3 國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼： 13015

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