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        圓支圓板在動(dòng)爆沖擊波作用下的動(dòng)力響應(yīng)

        2021-06-01 04:46:48榮吉利劉東兵趙自通王璽吳志培李富榮
        關(guān)鍵詞:靶板裝藥沖擊波

        榮吉利,劉東兵,趙自通,王璽,吳志培,李富榮

        (1.北京理工大學(xué) 宇航學(xué)院,北京 100081;2.北京航天發(fā)射技術(shù)研究所,北京 100076; 3.中國(guó)運(yùn)載火箭技術(shù)研究院,北京 100076)

        隨著現(xiàn)代兵器科學(xué)技術(shù)不斷地發(fā)展,涌現(xiàn)出了各種性能高、威力大的武器.作為衡量戰(zhàn)斗部殺傷威力的主要因素之一,爆炸沖擊波對(duì)導(dǎo)彈發(fā)射車(chē)等裝甲車(chē)輛的毀傷往往更具無(wú)形的破壞效應(yīng).現(xiàn)代化武器的戰(zhàn)斗部在爆炸的瞬間常伴有很高的運(yùn)行速度,例如地空導(dǎo)彈的運(yùn)行速度就可達(dá)到2~4倍的音速,該運(yùn)行速度對(duì)爆炸沖擊波的威力有著十分巨大的影響[1].因此研究考慮裝藥運(yùn)行速度的爆炸沖擊波作用下裝甲防護(hù)材料的動(dòng)力響應(yīng)特性對(duì)于防護(hù)工程的發(fā)展及應(yīng)用有十分重要的意義.

        現(xiàn)階段學(xué)者們對(duì)爆炸沖擊荷載作用下防護(hù)材料的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性的研究,絕大部分是以不考慮裝藥運(yùn)行速度的靜爆沖擊荷載為基礎(chǔ),如李向榮等[2]通過(guò)數(shù)值模擬研究了靜爆沖擊荷載對(duì)裝甲車(chē)輛底板的毀傷作用,得到了V型底裝甲結(jié)構(gòu)的最優(yōu)角度為10°.王顯會(huì)等[3]研究了蜂窩夾層結(jié)構(gòu)的抗靜爆沖擊波性能,得出結(jié)論:橫向布置蜂窩夾層結(jié)構(gòu)較縱向布置蜂窩夾層結(jié)構(gòu)的吸能性更好.在動(dòng)爆沖擊載荷方面,已有部分學(xué)者考慮了裝藥的運(yùn)行速度并對(duì)其進(jìn)行了相關(guān)研究,如繼張光瑩等[1]2008年提出動(dòng)爆沖擊波特性分析方法之后,呂中杰等[4]對(duì)動(dòng)爆爆心位置的定位做了探究.蔣海燕等[5]和聶源等[6]又通過(guò)數(shù)值仿真的方法研究了考慮裝藥速度的動(dòng)爆沖擊波場(chǎng)的分布規(guī)律,并結(jié)合數(shù)據(jù)擬合建立了理論工程計(jì)算模型.而目前學(xué)者們對(duì)于動(dòng)爆沖擊荷載作用下防護(hù)材料的動(dòng)力響應(yīng)特性的研究較少.

        本文通過(guò)Autodyn軟件進(jìn)行建模分析,研究考慮裝藥運(yùn)行速度的動(dòng)爆沖擊波對(duì)裝甲鋼圓形靶板的毀傷效能,分析裝藥運(yùn)行速度對(duì)沿其速度方向爆炸沖擊波威力的影響規(guī)律.并基于仿真結(jié)果,建立動(dòng)爆沖擊波作用下周?chē)潭▓A形靶板的中心撓度計(jì)算模型,最后對(duì)建立的計(jì)算模型進(jìn)行仿真驗(yàn)證.

        1 靜爆沖擊波理論基礎(chǔ)

        爆炸沖擊波是戰(zhàn)斗部在空中爆炸和地面爆炸時(shí)的主要?dú)绞?,?duì)于爆炸沖擊波殺傷破壞能力的定量描述,主要有沖擊波超壓峰值、正壓持續(xù)時(shí)間和比沖量.

        1.1 沖擊波超壓峰值和正壓持續(xù)時(shí)間

        根據(jù)爆炸相似律建立的經(jīng)驗(yàn)公式是工程中常用的爆炸沖擊波計(jì)算方法,關(guān)于沖擊波超壓峰值和正壓持續(xù)時(shí)間的理論計(jì)算公式,比較經(jīng)典的有Henrych公式[7].

        1.1.1超壓峰值

        (1)

        1.1.2正壓持續(xù)時(shí)間

        (2)

        1.2 比沖量

        2 數(shù)值仿真

        2.1 仿真模型有效性驗(yàn)證

        2.1.1模型建立

        為驗(yàn)證采用Autodyn軟件進(jìn)行數(shù)值仿真的有效性,建立模型模擬靜止球形裸裝藥在無(wú)限空氣中的爆炸沖擊波傳播過(guò)程,并將仿真得到的沖擊波超壓峰值和Henrych經(jīng)驗(yàn)公式值進(jìn)行對(duì)比,以此驗(yàn)證數(shù)值仿真的有效性.建立如圖1所示的二維楔形空氣模型,長(zhǎng)度2 000 mm,網(wǎng)格為1 mm,在距離爆心600 mm遠(yuǎn)處每隔200 mm設(shè)置共7個(gè)測(cè)量點(diǎn).爆炸源采用TNT球形裸裝藥,當(dāng)量為3.494 kg,裝藥半徑80 mm,TNT端點(diǎn)的起爆方式設(shè)置為單點(diǎn)起爆.

        圖1 沖擊波驗(yàn)證模型Fig.1 Shock wave validation model

        對(duì)空氣和TNT均采用Euler單元.

        2.1.2材料模型

        仿真驗(yàn)證中涉及空氣和TNT兩種材料.其中,空氣使用在Boyle定律和Gay-Lussac定律基礎(chǔ)上推導(dǎo)而來(lái),理想氣體狀態(tài)方程 (Ideal Gas)[9]描述為

        p=(γ-1)ρe

        (3)

        式中:p為氣體壓力;γ為多方氣體指數(shù);ρ為氣體密度;e為比內(nèi)能.對(duì)于空氣有γ=1.4,ρ=1.225 kg/m3,e=2.068×105kJ/kg.

        TNT使用JWL狀態(tài)方程[10]:

        (4)

        表1 TNT的JWL狀態(tài)方程參數(shù)

        2.1.3結(jié)果分析

        從圖2所示不同測(cè)量點(diǎn)的超壓峰值變化曲線可以看出,隨著距離起爆中心距離的增大,各位置處的沖擊波超壓峰值呈減小趨勢(shì).數(shù)值仿真值和Henrych公式值的超壓曲線變化趨勢(shì)完全一致,且兩種計(jì)算方式的誤差也在可控誤差范圍之內(nèi),并隨比例距離的增大,數(shù)值仿真值和經(jīng)驗(yàn)公式值之間的誤差逐漸減小且經(jīng)驗(yàn)公式的理論計(jì)算值略小于模擬仿真值,與文獻(xiàn)[7]的結(jié)果一致吻合.因此利用非線性顯式動(dòng)力學(xué)軟件Autodyn進(jìn)行數(shù)值仿真具有真實(shí)性和有效性.

        圖2 各測(cè)量點(diǎn)的超壓峰值曲線Fig.2 The peak curve of overpressure at each measuring point

        2.2 裝甲鋼圓板在動(dòng)爆荷載作用下的仿真分析

        2.2.1模型建立

        由于研究問(wèn)題具有中心對(duì)稱性,因此對(duì)三維問(wèn)題可簡(jiǎn)化為二維問(wèn)題并利用Autodyn-2D進(jìn)行建模求解.空氣域尺寸1 000 mm×400 mm,網(wǎng)格尺寸2 mm,采用Euler單元,四周設(shè)置邊界流出條件(Flow_Out),以模擬無(wú)限空氣域.炸藥使用TNT球形裸裝藥,當(dāng)量3.494 kg,裝藥半徑80 mm.圓形靶板材料采用RHA(裝甲鋼),半徑400 mm,厚度8 mm,采用Lagrange單元,周?chē)O(shè)置固定邊界條件.裝甲鋼靶板與空氣之間的流固耦合作用設(shè)置為L(zhǎng)agrange/Euler-Automatic.考慮到模型的軸對(duì)稱性,以y軸為對(duì)稱軸建立1/2模型,且設(shè)置對(duì)稱邊界條件.裝藥采用單點(diǎn)起爆方式,在裝甲鋼靶板正上方500 mm處起爆.

        給TNT球形裸裝藥分別施加0(靜爆),200,500,800,1 000,1 200,1 500,1 700 m/s的運(yùn)行速度,研究動(dòng)爆沖擊波作用下裝甲鋼圓形靶板的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性.有限元模型如圖3所示.

        圖3 二維計(jì)算模型Fig.3 Two-dimensional finite element calculation model

        2.2.2材料模型

        仿真模擬涉及空氣、TNT和RHA(裝甲鋼)三種材料,其中空氣和TNT分別采用2.1.2中的Ideal Gas和JWL狀態(tài)方程描述,且參數(shù)相同.RHA采用Shock狀態(tài)方程描述[11]為

        p=pH+ГP(e-eH)

        (5)

        式中:ГP為Gruneisen常數(shù);壓力pH和能量eH分別為

        (6)

        (7)

        式中:μ=ρ/ρ0-1,ρ0為材料初始密度;ρ為材料密度;c0為材料聲速.具體參數(shù)如表2所示.

        表2 RHA材料參數(shù)

        2.2.3仿真結(jié)果

        表3所示是不同裝藥運(yùn)行速度的動(dòng)爆沖擊波在距爆心500 mm的參數(shù),Δpm,v和τ+,v是動(dòng)爆沖擊波沿裝藥運(yùn)動(dòng)速度方向的超壓峰值和正壓持續(xù)時(shí)間.從表中可以看出,動(dòng)爆沖擊波的超壓峰值隨裝藥運(yùn)動(dòng)速度的增大而增大,裝藥運(yùn)動(dòng)速度為1 700 m/s時(shí),動(dòng)爆沖擊波超壓峰值達(dá)到了靜爆沖擊波超壓峰值的3倍多;動(dòng)爆沖擊波的正壓持續(xù)時(shí)間隨裝藥運(yùn)動(dòng)速度的增大反而有減小趨勢(shì),裝藥運(yùn)動(dòng)速度為1 700 m/s時(shí),動(dòng)爆沖擊波正壓持續(xù)時(shí)間約為靜爆沖擊波正壓持續(xù)時(shí)間的66%.由此可以得到:裝藥爆炸瞬間的運(yùn)行速度加快了沿裝藥運(yùn)行速度方向爆炸沖擊波的傳播速度,極大地提高了沿裝運(yùn)行藥速度方向爆炸沖擊波的威力.

        表3 R=500 mm處的仿真結(jié)果

        圖4所示為不同裝藥速度動(dòng)爆沖擊荷載作用下圓形靶板的變形圖,直觀地體現(xiàn)了圓形靶板的中心撓度隨裝藥運(yùn)行速度增大而增大的過(guò)程,當(dāng)裝藥運(yùn)行速度為1 700 m/s時(shí),靶板中心的撓度值達(dá)到了95.51 mm,約為靜爆沖擊波作用下靶板中心撓度的3倍.由圖5靶板中心撓度隨沖擊波傳播時(shí)間t的變化曲線可以看出,隨沖擊波傳播時(shí)間的增大,靶板中心的撓度逐漸增大,并在一定時(shí)間后達(dá)到最大值,且該時(shí)間隨裝藥運(yùn)行速度的增大而有減小趨勢(shì),隨后靶板中心撓度又略有減小且保持不變,考慮到這是由于靶板材料的彈塑性變形引起.

        圖4 靶板變形云圖Fig.4 Target plate deformation diagram

        圖5 靶板中心撓度隨時(shí)間變化曲線Fig.5 Target deflection curve with time

        3 動(dòng)爆沖擊波作用下圓板中心撓度理論計(jì)算模型建立

        由于爆炸沖擊波可視為一種不連續(xù)的峰在介質(zhì)中傳播,這個(gè)峰使得傳播介質(zhì)的溫度、壓強(qiáng)等參數(shù)發(fā)生跳躍式的改變,因此類似于板狀結(jié)構(gòu)的防護(hù)材料在爆炸沖擊荷載作用下的變形和破壞表現(xiàn)為同應(yīng)力、應(yīng)變率等參量之間的復(fù)雜關(guān)系,其動(dòng)力響應(yīng)過(guò)程也隨之變得非常復(fù)雜,難以得到精確的解析解.Jones[12]根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合得到了靜爆沖擊荷載作用下完全固定圓板的中心撓度計(jì)算公式:

        (8)

        (9)

        當(dāng)TNT當(dāng)量為3.494 kg時(shí),根據(jù)式(1)(2)和式(8)(9),可計(jì)算得到仿真所采用裝甲鋼圓形靶板的中心撓度為33.79 mm.與裝藥運(yùn)行速度為0時(shí)的仿真結(jié)果相差6.3%.明顯,沿裝藥運(yùn)行速度方向動(dòng)爆沖擊波的威力隨裝藥運(yùn)行速度的增大要遠(yuǎn)大于靜爆沖擊波的威力.因此靜爆沖擊波作用下圓板中心撓度的理論計(jì)算公式不再適用于動(dòng)爆沖擊波作用下圓板中心撓度的計(jì)算.考慮裝藥運(yùn)行速度,建立動(dòng)爆沖擊波作用下圓形靶板中心撓度的理論計(jì)算公式,并對(duì)建立的理論計(jì)算模型進(jìn)行仿真驗(yàn)證.

        陳龍明等[13]在描述動(dòng)爆沖擊波超壓時(shí)引進(jìn)修正因子η使得沖擊波超壓峰值為

        Δpm,v=Δpmη

        (10)

        (11)

        式中:c0為聲速,在空氣中取c0=340 m/s.

        對(duì)正壓持續(xù)時(shí)間,根據(jù)表3的仿真結(jié)果,可通過(guò)數(shù)據(jù)擬合得到動(dòng)爆正壓作用時(shí)間與靜爆正壓作用時(shí)間之間的關(guān)系式為

        τ+,v=(-0.000 2v+0.992 2)τ+

        (12)

        式中:τ+,v為動(dòng)爆正壓作用時(shí)間,τ+可根據(jù)式(2)求得.

        因此,根據(jù)式(8)~(12)可以得到動(dòng)爆沖擊荷載作用下圓形靶板中心撓度的理論計(jì)算公式為

        (13)

        (14)

        式中:λv為考慮裝藥運(yùn)行速度的量綱一系數(shù),由式(14)計(jì)算得到.

        為了驗(yàn)證建立的理論計(jì)算模型的可靠性,建立與圖3所示相同的模型,另取裝藥運(yùn)動(dòng)速度分別為100,300,600,900,1 100,1 400 m/s,通過(guò)數(shù)值仿真和建立的理論計(jì)算模型分別計(jì)算動(dòng)爆沖擊荷載作用下裝甲鋼圓形靶板的中心撓度值,并比較二者間的誤差,如表4所示.

        表4 理論計(jì)算與仿真結(jié)果對(duì)比

        通過(guò)對(duì)6組數(shù)據(jù)的誤差分析,可以看出:采用建立的理論計(jì)算模型計(jì)算得到的圓形靶板中心撓度值,與采用Autodyn得到的數(shù)值仿真值之間的誤差均小于5%,誤差平均值為2.6%,對(duì)比結(jié)果較為理想,因此驗(yàn)證了建立的理論計(jì)算模型的可靠性,可為實(shí)際工程中的相關(guān)計(jì)算提供理論基礎(chǔ).

        4 結(jié) 論

        使用Autodyn軟件對(duì)動(dòng)爆沖擊荷載作用下裝甲鋼圓形靶板的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算,分析了裝藥運(yùn)行速度對(duì)爆炸沖擊波和沖擊波作用下靶板變形的影響規(guī)律.具體有:沿裝藥運(yùn)行速度方向的爆炸沖擊波的超壓峰值隨裝藥運(yùn)行速度的增大而增大,沖擊波傳播速度隨裝藥運(yùn)行速度的增大而加快;圓形靶板的中心撓度隨裝藥運(yùn)行速度的增大而增大,裝藥運(yùn)行速度為1 700 m/s時(shí),靶板中心撓度為95.51 mm,是靜爆沖擊荷載作用下靶板中心撓度的3倍.并基于仿真結(jié)果,建立了動(dòng)爆沖擊荷載作用下圓形靶板中心撓度的理論計(jì)算模型,通過(guò)取不同裝藥速度,對(duì)理論計(jì)算值和數(shù)值仿真值進(jìn)行誤差分析,結(jié)果表明建立的理論計(jì)算模型能得到較為理想的結(jié)果,可為工程計(jì)算提供理論依據(jù).

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