鋼管約束混凝土抗侵徹機理的數(shù)值模擬

蔣志剛，甄　明,2，劉　飛，譚清華，宋殿義

(1.國防科學(xué)技術(shù)大學(xué)指揮軍官基礎(chǔ)教育學(xué)院交通工程運輸系,長沙　410072;2.航天科學(xué)與工程學(xué)院,長沙　410072)

第一作者蔣志剛男，博士，教授，1961年生

鋼管約束混凝土抗侵徹機理的數(shù)值模擬

蔣志剛1，甄明1,2，劉飛1，譚清華1，宋殿義1

(1.國防科學(xué)技術(shù)大學(xué)指揮軍官基礎(chǔ)教育學(xué)院交通工程運輸系,長沙410072;2.航天科學(xué)與工程學(xué)院,長沙410072)

摘要：基于侵徹試驗，運用LY-DYNA軟件，有限元法和光滑粒子法相結(jié)合，采用混凝土連續(xù)帽蓋模型，對12.7 mm穿甲彈侵徹小直徑鋼管約束混凝土厚靶機理進行了數(shù)值模擬研究。研究表明：數(shù)值模擬結(jié)果與侵徹試驗吻合較好，可較好地反映鋼管約束混凝土靶核心混凝土側(cè)面環(huán)向裂紋；鋼管對核心混凝土的約束作用主要發(fā)生在彈丸擴孔過程；核心混凝土側(cè)面環(huán)向裂紋的形成是入射壓縮波與靶體背面反射拉伸波及鋼管約束效應(yīng)共同作用的結(jié)果；鋼管約束混凝土靶的抗侵徹能力優(yōu)于無鋼管約束混凝土靶。

關(guān)鍵詞：防護工程;約束混凝土;侵徹機理;數(shù)值模擬

基金項目：國家自然科學(xué)基金(51308539);國防科學(xué)技術(shù)大學(xué)創(chuàng)新資助(S130901)

收稿日期：2014-01-27修改稿收到日期：2014-06-24

通信作者甄明男，博士生，1989年生

中圖分類號:O383；TB33

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2015.11.001

Abstract:Based on penetration tests, the penetration mechanism of steel tube confined concrete targets against 12.7 mm armor piercing projectile(APP) was simulated with LY-DYNA software, the finite element-smooth particle hydrodynamics method and the CSCMCONCRETE model. The results showed that the simulation results agree well with the test data, they can better reflect the hoop cracks on side faces of the steel tube confined concrete; the confinement effect of steel tube on the confined concrete inures during the projectile expanding; the formation of the hoop cracks on side faces of the confined concrete is the inter-action results of the incident compression wave, reflected stretching wave from target back face and the confinement of the steel tube; the anti-penetration ability of the steel tube confined concrete target is higher than that of the normal concrete target without steel tube confining.

Simulation of anti-penetration mechanism of steel tube confined concrete

JIANGZhi-gang1,ZHENMing1,2,LIUFei1,TANQing-hua1,SONGDian-yi1(1. College of Basic Education, National Univ. Of Defense Technology, Changsha 410072, China;2. College of Aerospace Science and Engineering, National University of Defense Technology, Changsha 410072, China)

Key words:protective engineering; confined concrete; penetration mechanism; simulation

鋼管混凝土已廣泛應(yīng)用于受壓為主的柱、拱等構(gòu)件[1]。許多學(xué)者對鋼管混凝土的靜力性能[2]、抗沖擊性能[3]和抗爆性能[4]進行了研究，但對其抗侵徹性能和機理研究很少。本文進行了12.7 mm穿甲彈侵徹小直徑鋼管約束混凝土厚靶試驗，表明鋼管約束混凝土靶的抗侵徹性能優(yōu)于無鋼管約束混凝土靶，且發(fā)現(xiàn)在彈丸高速沖擊下，鋼管約束混凝土靶的核心混凝土側(cè)面形成了現(xiàn)有混凝土靶侵徹試驗中沒有見到過的環(huán)向裂紋區(qū)；基于侵徹試驗，運用LY-DYNA軟件，采用有限元-光滑粒子法[5]和混凝土連續(xù)帽蓋模型[6-7]，分析了彈丸侵徹鋼管約束混凝土的過程和鋼管的約束作用，揭示了鋼管約束混凝土的抗侵徹機理。

1侵徹試驗簡介

為了探索約束混凝土的抗侵機理，并為數(shù)值模擬提供依據(jù)，進行了Q235鋼管約束混凝土和PVC管混凝土厚靶侵徹試驗，詳細(xì)情況見文獻(xiàn)[8]。試驗彈丸為12.7 mm穿甲彈，質(zhì)量48 g，結(jié)構(gòu)組成見圖1[9]，其中卵形頭鋼芯，直徑10.1 mm，長53 mm，質(zhì)量30 g。鋼芯試驗后未發(fā)生變形，可視為剛體。鋼管外徑140 mm，壁厚3.5 mm；PVC管外徑315 mm，壁厚2 mm；所有靶厚為300 mm。PVC管的強度和變形能力均很低，對混凝土的約束作用很小，因此PVC管混凝土相當(dāng)于無約束混凝土?；炷?無粗骨料)密度ρ=2 200 kg/m3，標(biāo)準(zhǔn)立方體的抗壓強度和劈裂抗拉強度分別為62.3 MPa和4.52 MPa。

圖1　12.7 mm穿甲彈彈丸組成Fig.1 Composition of 12.7mm APP

典型試驗結(jié)果見表1和圖2。其中：Δd為彈丸著靶偏心距，v0為著靶速度，D為漏斗坑直徑，H1為漏斗坑深度，H2和H3為主裂紋位置到迎彈面的距離，H4為侵徹深度；鋼管約束混凝土試件S-1、S-2和S-3分別對應(yīng)于文獻(xiàn)[8]試件4#、1#和18#第一發(fā)，PVC管混凝土試件P-1和P-2分別對應(yīng)于文獻(xiàn)[8]試件10#和12#。在PVC管混凝土靶試驗中，彈丸未能嵌于混凝土中，而是帶著剩余動能飛離了混凝土靶，侵徹深度根據(jù)試驗后混凝土上的彈痕測得，因此試件P-1和P-2的H4數(shù)據(jù)可能小于半無限混凝土靶的侵徹深度，且著靶速度越高，差別將越大。從表1和圖2可知：v0≈540 m/s時，鋼管約束混凝土靶(S-3)的侵徹深度比PVC管混凝土靶(P-2)約小15%；鋼管約束混凝土靶侵徹后保持完整，具有抗多發(fā)打擊能力；鋼管約束混凝土靶的破壞模式與半無限混凝土靶的最大差別是：由于鋼管的約束作用，核心混凝土側(cè)面出現(xiàn)了環(huán)向裂紋。

表1　鋼管混凝土靶典型試驗結(jié)果

注：表中*表示未測量或無需測量的數(shù)據(jù)。

圖2　靶的典型破壞情況Fig.2 Typical failure modes of targets

2侵徹試驗的數(shù)值模擬

2.1計算模型

通過對表1侵徹試驗進行數(shù)值模擬，確定計算模型及參數(shù)。數(shù)值模擬中，假設(shè)鋼管約束混凝土靶正面(迎彈面)、背面和鋼管側(cè)面均為自由邊界，并忽略重力的影響；忽略PVC管的作用，假設(shè)PVC管混凝土靶外邊界為自由邊界。為了體現(xiàn)混凝土飛濺現(xiàn)象和避免有限元網(wǎng)格畸變，并考慮計算效率，彈孔附近圓柱形區(qū)域內(nèi)采用光滑粒子模型，其余采用有限元模型。鑒于問題的對稱性，建立1/2結(jié)構(gòu)有限元-光滑粒子模型(FEM-SPH)(見圖3)。彈丸和鋼管均采用SOLID164八節(jié)點實體單元，彈丸單元特征尺度小于1 mm，共劃分4 658個單元；鋼管單元尺寸為5.5 mm×1.75 mm×2.5 mm，共劃分7 200個單元。經(jīng)試算，取光滑粒子區(qū)域半徑為25 mm(約為彈丸半徑的4倍)較為合適，該區(qū)域先通過有限元軟件形成網(wǎng)格，再由網(wǎng)格形成光滑粒子，粒子間距1.5 mm，共劃分36 000個粒子單元；外圍混凝土采用SOLID164八節(jié)點實體單元，徑向漸變網(wǎng)格劃分，內(nèi)側(cè)網(wǎng)格較密(最小單元尺寸2.5 mm×2 mm×2.5 mm)，其他區(qū)域網(wǎng)格稀疏(最大單元尺寸7 mm×4 mm×2.5 mm)，共劃分54 000個單元。彈丸鉛套、銅皮和鋼芯的接觸面均采用面-面侵蝕接觸(CONTACT_ ERODING_ SURFACE_TO_SURFACE)；混凝土光滑粒子區(qū)域與彈丸鉛套、銅皮和鋼芯之間采用點-面侵蝕接觸(CONTACT_ERODING_ NODES_TO_ SURFACE)；混凝土光滑粒子區(qū)域和有限元網(wǎng)格區(qū)域界面采用點-面連接接觸(CONTACT_ TIED_ NODES_TO_SURFACE)?；炷僚c鋼管內(nèi)壁接觸面按固結(jié)處理，不考慮滑移。在對稱面上定義對稱邊界條件，對網(wǎng)格節(jié)點的自由度進行約束，同時對處于對稱邊界的光滑粒子使用“虛粒子”，以保證對稱邊界處粒子不會穿越對稱面。

彈丸鋼芯采用剛體材料模型(RIGID)，彈丸鉛套和鋼管采用彈塑性隨動硬化材料模型(PLASTIC_KINEMATIC)，銅皮采用JOHNSON_COOK(J-C)模型和GRUNEISEN狀態(tài)方程。材料模型參數(shù)按文獻(xiàn)[9-10]確定，見表2和表3。

混凝土采用連續(xù)帽蓋模型(MAT_CSCM_CONCRETE)[6-7]，該模型簡單實用，能較好地體現(xiàn)鋼管約束混凝土侵徹試驗中發(fā)生環(huán)向裂紋的新現(xiàn)象。CSCM模型采用損傷變量d體現(xiàn)混凝土材料的破壞，并通過損傷變量d對應(yīng)力、彈性模量等進行折減，即：

(1)

圖3　靶體和彈體計算模型Fig.3 Finite element models of target and projectile

材料密度/(kg·m-3)彈性模量/GPa泊松比屈服強度/MPa切線模量/GPa硬化參數(shù)鉛套1134018.40.3752001.0鋼管78501980.32351.01.0

表3　銅皮J-C模型及GRUNEISEN狀態(tài)方程主要參數(shù)

2.2模擬結(jié)果

對表1中侵徹試驗進行數(shù)值模擬，得到的靶體破壞現(xiàn)象見圖4，圖4中，右側(cè)為材料損傷標(biāo)尺，數(shù)字越大表示材料損傷越嚴(yán)重。破壞參數(shù)模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的比較見表4。

比較圖2和圖4可知，數(shù)值模擬破壞現(xiàn)象與試驗吻合較好。圖4(a)中，S-1正面混凝土漏斗坑和飛濺現(xiàn)象明顯，縱剖面彈孔周圍混凝土都出現(xiàn)了稀疏的損傷帶，夾彈處出現(xiàn)了較密集的嚴(yán)重?fù)p傷帶，側(cè)面出現(xiàn)了嚴(yán)重的環(huán)向損傷帶(即環(huán)向裂紋區(qū))；圖4(b)中，P-1正面徑向裂紋明顯。須指出，模擬中的接觸算法在搜索單元時存在時間差，產(chǎn)生了不對稱的侵徹阻力，導(dǎo)致垂直入射的模擬結(jié)果中彈丸出現(xiàn)了輕微的偏轉(zhuǎn)。

由表4可得：

(1)鋼管約束混凝土靶，高速打擊下(S-1、S-2)漏斗坑損傷尺寸的數(shù)值模擬與試驗結(jié)果吻合很好，誤差小于5%；侵徹深度H4也吻合很好，最大誤差為7.1%；主裂紋位置H3最大誤差不超過8%。但是，H2最大誤差達(dá)到50%，這是因為數(shù)值模擬中的材料是理想均勻材料，而試驗中的混凝土材料不均勻，裂紋發(fā)展具有較大的隨機性。低速打擊下(S-3)，侵深模擬結(jié)果比試驗高31.2%，其主要原因是侵徹試驗通過減少彈丸裝藥來實現(xiàn)低速打擊，導(dǎo)致彈丸在飛行過程中漂移，彈丸著靶時為斜入射(見圖5)，彈丸侵徹能力降低，從而減小了侵徹深度，而數(shù)值模擬中的彈丸是垂直入射，因此低速打擊下侵深的模擬結(jié)果比試驗高。

圖4　靶的破壞情況，數(shù)值模擬Fig.4 Typical failure modes of simulations

試件編號S-1S-2S-3P-1P-2試驗?zāi)M試驗?zāi)M試驗?zāi)M試驗?zāi)M試驗?zāi)MD/mm133.3133.8133.9134.2******H1/mm32.532.436.635.0******p/mm174130.0191127.5******h1/mm226230.0263247.5******p/mm214217.7208222.880105175243.594120.0

(2)PVC管混凝土靶侵徹深度的模擬結(jié)果比試驗大很多，且著靶速度越高，差別越大。其主要原因：一是試驗中彈丸未能嵌于PVC管混凝土，而是帶著剩余動能飛離混凝土，導(dǎo)致表1的H4數(shù)據(jù)偏??；二是低速打擊試驗中彈丸著靶姿態(tài)為斜入射，侵徹能力降低。

(3)PVC管混凝土靶侵徹深度模擬結(jié)果與鋼管約束混凝土靶相比，高速侵徹時大9.3%(P-1與S-2相比)，低速侵徹時大14.3%(P-2與S-3相比)。這與試驗結(jié)果基本一致。因此，鋼管約束混凝土的抗侵徹能力優(yōu)于無鋼管約束混凝土。

圖5　彈丸著靶前姿態(tài)圖(541.5 m/s，高速攝像)Fig.5 Impact situation of projectile

綜上所述，鋼管約束混凝土靶侵徹試驗數(shù)值模擬得到的破壞形式和破壞參數(shù)等均與試驗結(jié)果取得了良好的一致性，表明本文采用的算法、單元類型和材料模型與參數(shù)等合理可行。

3機理分析

3.1侵徹過程分析

以S-1(Δd=0 mm，v=833.3 m/s，垂直入射)為例，分析侵徹過程。圖6至圖8分別給出了鋼芯的位移、速度和加速度時程曲線，圖9給出了侵徹過程中典型時刻的混凝土損傷云圖。圖9中，左圖為縱剖面，中圖為側(cè)面，右圖為迎彈面。需指出，為方便建模，數(shù)值模擬建模時彈丸與靶體迎彈面留有0.8 mm間隙，此間彈丸飛行時間約1 μs，因此可近似將t=0時刻作為侵徹開始時刻。

綜合圖6～圖9，可得核心混凝土的損傷發(fā)展過程：

(1)漏斗坑和環(huán)形裂紋形成階段。當(dāng)t≤16 μs時，鋼芯尚未接觸混凝土，僅彈丸頭部銅皮和鉛套沖擊混凝土，鋼芯速度基本保持不變；其后，鋼芯進入減速階段，彈丸附近混凝土出現(xiàn)損傷并向四周發(fā)展，逐漸形成漏斗形損傷區(qū)；當(dāng)t≈138 μs時，彈尖前約27 mm處混凝土側(cè)面出現(xiàn)了第一道環(huán)形損傷區(qū)。

圖6 鋼芯位移時程曲線Fig.6Displacementtime-historycurveofsteelcore圖7 鋼芯速度時程曲線Fig.7Velocitytime-historycurveofsteelcore圖8 鋼芯加速度時程曲線(g=10m/s2)Fig.8Accelerationtime-historycurveofsteelcore

圖9　侵徹過程損傷云圖Fig.9 Damage of targets during penetration

(2)環(huán)形裂紋發(fā)展階段。當(dāng)t>138 μs時，隨著鋼芯的繼續(xù)侵入，側(cè)面第一道環(huán)形損傷區(qū)繼續(xù)發(fā)展，當(dāng)t≈306 μs時，彈尖前約38 mm處混凝土側(cè)面形成了第二道環(huán)形損傷區(qū)；當(dāng)t=306～566 μs時，第二道環(huán)形損傷區(qū)繼續(xù)發(fā)展，t≈566 μs時，鋼芯在第二道環(huán)形損傷區(qū)內(nèi)停止；此后，混凝土損傷停止發(fā)展。

3.2鋼管約束作用分析

為分析鋼管的約束作用，取不同位置的鋼管內(nèi)壁單元，提取徑向和環(huán)向應(yīng)力時程曲線(見圖10)，圖10中壓應(yīng)力為負(fù)，拉應(yīng)力為正。圖10結(jié)果表明：

(1)各截面鋼管內(nèi)壁單元均產(chǎn)生了徑向壓力，其中B、C、D位于隧道區(qū)，其最大平均徑向壓力相近(在13～17 MPa之間)；A所受到的擠壓作用最大，徑向壓力也最大(峰值達(dá)35.5 MPa)；E、F距離彈尖尚有一定距離，受到的擠壓作用較小，徑向壓力峰值小于8 MPa。

圖10　鋼管內(nèi)壁單元提取位置及其應(yīng)力時程曲線圖Fig.10 Position of steel units and stress time-history curve

(2)各點徑向應(yīng)力的波動規(guī)律基本一致，徑向壓力均存在一個上升階段和一個穩(wěn)定階段。其中，以A點為例，當(dāng)彈性壓縮波到達(dá)鋼管內(nèi)壁時產(chǎn)生了徑向壓應(yīng)力，在t≈26 μs時，出現(xiàn)了一個較小的壓力峰值；隨后，由于鋼管外壁反射拉伸波的作用，產(chǎn)生了很小的拉應(yīng)力，并在t≈30 μs時出現(xiàn)一個拉力峰值；此后，由于混凝土的擠壓作用，徑向壓力迅速增大，達(dá)到峰值后趨于穩(wěn)定值。

(3)在鋼芯穿越某截面過程中，即在該截面附近的擴孔過程中，鋼管產(chǎn)生了明顯的徑向約束作用。如B、C、D的徑向壓力分別從t≈30 μs、130 μs、185 μs開始迅速增大，從圖6可知，此時彈尖尚未到達(dá)對應(yīng)截面；當(dāng)t≈110 μs、290 μs、500 μs時，B、C、D的徑向壓力分別達(dá)到最大，此時彈尾尚未通過對應(yīng)截面。因此，鋼管約束作用提高了侵徹阻力。

(4)鋼管內(nèi)壁單元環(huán)向均產(chǎn)生了拉應(yīng)力，其規(guī)律與徑向壓力類似，在彈丸穿越某截面的過程中產(chǎn)生最大拉應(yīng)力，彈丸完全穿過該截面后，拉應(yīng)力小幅回落并趨于穩(wěn)定值。

4結(jié)論

本文對12.7 mm穿甲彈侵徹鋼管約束混凝土典型試驗進行了數(shù)值模擬分析，結(jié)果表明：

(1)數(shù)值模擬結(jié)果與侵徹試驗吻合較好，在破壞形式和破壞參數(shù)等方面均較為一致；

(2)鋼管約束混凝土靶的抗侵徹性能優(yōu)于無鋼管約束混凝土靶；

(3)核心混凝土側(cè)面產(chǎn)生環(huán)向裂紋是入射壓縮波、背面反射拉伸波和鋼管約束效應(yīng)共同作用的結(jié)果；

(4)鋼管對核心混凝土的側(cè)向約束作用主要發(fā)生在彈丸的擴孔過程。

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