正六邊形鋼管約束混凝土靶抗侵徹性能的數(shù)值模擬

蒙朝美,蔣志剛,蔡良才,劉 飛,譚清華

(1.空軍工程大學(xué) 機(jī)場(chǎng)建筑工程系,陜西 西安 710038;2.國(guó)防科學(xué)技術(shù)大學(xué) 基礎(chǔ)教育學(xué)院,湖南 長(zhǎng)沙 410072)

正六邊形鋼管約束混凝土靶抗侵徹性能的數(shù)值模擬

蒙朝美1,2,蔣志剛2,蔡良才1,劉 飛2,譚清華2

(1.空軍工程大學(xué) 機(jī)場(chǎng)建筑工程系,陜西 西安 710038;2.國(guó)防科學(xué)技術(shù)大學(xué) 基礎(chǔ)教育學(xué)院,湖南 長(zhǎng)沙 410072)

正六邊形鋼管約束混凝土靶具有優(yōu)良的抗侵徹性能?；?2.7 mm穿甲彈侵徹試驗(yàn),運(yùn)用ANASYS/LS-DYNA軟件,分析了正六邊形鋼管約束混凝土靶的鋼管壁厚和邊長(zhǎng)對(duì)抗侵徹性能的影響;考慮效費(fèi)比,分析了鋼管約束混凝土靶的經(jīng)濟(jì)性能。結(jié)果表明:適當(dāng)增加鋼管壁厚和減小邊長(zhǎng)可提高正六邊形鋼管約束混凝土靶的抗侵徹性能;優(yōu)化鋼管壁厚和邊長(zhǎng)的匹配可以得到較好的抗侵徹能力和經(jīng)濟(jì)性,對(duì)于該文所用彈丸,較優(yōu)匹配為邊長(zhǎng)37.5 mm、壁厚3.5 mm。研究結(jié)果可為鋼管約束混凝土遮彈結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。

防護(hù)結(jié)構(gòu);約束混凝土;侵徹性能;數(shù)值模擬

侵徹試驗(yàn)和數(shù)值模擬表明鋼管約束混凝土具有優(yōu)良的抗侵徹性能。文獻(xiàn)[1～3]開(kāi)展了12.7 mm穿甲彈單發(fā)和多發(fā)侵徹圓形鋼管約束混凝土靶試驗(yàn),蒙朝美等[4]開(kāi)展了12.7 mm穿甲彈侵徹多邊形鋼管約束混凝土靶試驗(yàn),王起帆等[5]進(jìn)行了蜂窩遮彈層抗彈丸侵徹試驗(yàn),試驗(yàn)結(jié)果均表明約束混凝土具有優(yōu)良的抗侵徹性能。石少卿等[6]和李季等[7]分別對(duì)仿生蜂窩遮彈層和鋼管鋼纖維混凝土遮彈層的抗侵徹性能進(jìn)行了數(shù)值模擬。武珺等[8]進(jìn)行了正六邊形鋼管約束混凝土靶抗侵徹性能數(shù)值模擬,表明鋼管約束混凝土靶具有優(yōu)良的抗侵徹性能。蔣志剛等[9]和蒙朝美等[4]利用ANSYS/LY-DYNA分別深入分析了圓形和正六邊形鋼管約束混凝土靶的抗侵徹機(jī)理。壁厚和邊長(zhǎng)是決定正六邊形鋼管的關(guān)鍵因素,既影響鋼管約束混凝土靶的抗侵徹性能,還影響其經(jīng)濟(jì)性。因此,研究壁厚和邊長(zhǎng)對(duì)正六邊形鋼管約束混凝土靶抗侵徹性能的影響規(guī)律有重要的應(yīng)用價(jià)值。

本文在文獻(xiàn)[4]的基礎(chǔ)上,基于12.7 mm穿甲彈侵徹正六邊形鋼管約束混凝土靶試驗(yàn),運(yùn)用LS-DYNA軟件,采用有限元-光滑粒子法,研究鋼管壁厚和邊長(zhǎng)對(duì)正六邊形鋼管約束混凝土靶抗侵徹性能的影響,并考慮效費(fèi)比,得到了較優(yōu)的邊長(zhǎng)與壁厚的匹配方案。

1 仿真模型與試驗(yàn)驗(yàn)證

1.1 仿真模型

為了探究正六邊形鋼管約束混凝土靶的抗侵徹性能,文獻(xiàn)[4]進(jìn)行了正六邊形鋼管約束混凝土靶抗侵徹性能試驗(yàn),彈丸為12.7 mm鎢芯彈,質(zhì)量48 g,長(zhǎng)59.5 mm,結(jié)構(gòu)如圖1所示,其中鎢芯直徑dw=7.5 mm,長(zhǎng)34.3 mm,質(zhì)量19.7 g。彈丸垂直入射靶心(實(shí)際偏心距小于10 mm),試驗(yàn)后鎢芯變形很小,可視為剛體。正六邊形鋼管由3.5 mm厚(δ)鋼板焊接而成,邊長(zhǎng)(a)80.5 mm,外接圓直徑d=161 mm;靶厚350 mm。核心混凝土實(shí)測(cè)密度為2 420 kg/m3,邊長(zhǎng)150 mm,標(biāo)準(zhǔn)立方體抗壓強(qiáng)度和劈裂強(qiáng)度分別為66.2 MPa和5.66 MPa,直徑150 mm、高度300 mm且圓柱體軸心抗壓強(qiáng)度為54.3 MPa。

與文獻(xiàn)[10]相同,仿真模型按中心正入射處理, 利用對(duì)稱(chēng)性取1/2結(jié)構(gòu)建模?；炷林行膮^(qū)域半徑20 mm(約5倍彈徑)范圍內(nèi)采用光滑粒子,共劃分50 400個(gè)粒子;其他部分均采用Lagrange網(wǎng)格、SOLID164六面體實(shí)體單元,小變形區(qū)混凝土單元尺寸逐漸過(guò)渡,粒子附近的混凝土單元較細(xì),鋼管附近的混凝土單元較粗,外圍混凝土共劃分146 160個(gè)單元;鋼管沿厚度方向劃分2個(gè)單元,共劃分10 080個(gè)單元;靶的網(wǎng)格模型如圖2所示。彈丸按銅皮、鋼套和鎢芯建模,銅皮共劃分750個(gè)單元,鋼套共劃分486個(gè)單元,鎢芯共劃分856個(gè)單元,網(wǎng)格模型如圖3所示。光滑粒子與彈丸間采用點(diǎn)面侵蝕算法,彈丸的鎢芯與銅皮、鎢芯與鋼套、銅皮與鋼套間均采用面面侵蝕算法,混凝土光滑粒子與有限元網(wǎng)格間采用固連點(diǎn)面接觸,混凝土與鋼管間采用固連面面接觸。鋼管側(cè)面、靶體正面為自由邊界,彈道剖面為對(duì)稱(chēng)邊界,靶背面沿軸向位移為0。

鎢芯采用剛體模型,鋼套和鋼管采用隨動(dòng)硬化模型,銅皮采用JC模型,混凝土采用帽蓋模型,具體參數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[10]。

1.2 試驗(yàn)驗(yàn)證

表1給出了文獻(xiàn)[4]中典型工況侵徹深度hp模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較,表中e為侵徹深度的相對(duì)誤差。由表1可見(jiàn),兩者吻合較好,最大誤差為2.6%。

表1 侵徹深度模擬結(jié)果與試驗(yàn)比較

圖4給出了表1中編號(hào)T161-13試件的試驗(yàn)結(jié)果(左圖)與本文數(shù)值模擬結(jié)果(右圖)的比較。其中:模擬結(jié)果為侵徹結(jié)束時(shí)的損傷(D值)云圖,圖4(b)為過(guò)兩對(duì)邊中點(diǎn)所在剖面;試驗(yàn)偏心距Δd=1.6 mm,撞擊速度v0=709.2 m/s。

由圖4可知:混凝土表面裂紋的分布和彈丸侵徹深度的模擬結(jié)果與試驗(yàn)吻合良好。模擬結(jié)果(未考慮偏心的影響)的損傷云圖基本對(duì)稱(chēng),迎彈面有大量完全損傷的粒子飛離靶體,與試驗(yàn)中迎彈面成坑時(shí)混凝土碎片飛濺現(xiàn)象相吻合;混凝土表面損傷云圖較好地體現(xiàn)了試驗(yàn)靶體的側(cè)面裂紋分布情況。因此,本文仿真模型和材料參數(shù)合理,可用于研究鋼管邊長(zhǎng)和壁厚對(duì)正六邊形鋼管約束混凝土靶抗侵徹性能的影響。

2 模擬工況及結(jié)果分析

2.1 模擬工況

取撞擊速度為820 m/s,中心正入射,按上述方法計(jì)算,網(wǎng)格大小基本相同。僅改變鋼管的壁厚和邊長(zhǎng),比較不同規(guī)格靶的侵徹深度,計(jì)算工況及侵徹深度模擬結(jié)果如表2所示,表中ω為含鋼率。其中,混凝土等效直徑為鋼管內(nèi)壁內(nèi)切圓直徑,彈芯即為鎢芯;組別1和組別2主要考察邊長(zhǎng)的影響,壁厚分別為3.5 mm和6 mm;T77、T83和組別3可考察鋼管壁厚的影響,混凝土的等效直徑(dq)相同,為60 mm;組別4主要考察組別1中較優(yōu)規(guī)格工況(T95-3.5)條件下,鋼管邊長(zhǎng)與壁厚匹配的影響,含鋼率相同(約為16.3%);組別5模擬半無(wú)限靶,作為對(duì)比。

表2 模擬工況(v0=820 m/s)

注:組別1～4規(guī)格欄中,第一個(gè)數(shù)字表示鋼管外接圓直徑,第二個(gè)數(shù)字表示壁厚。

2.2 模擬結(jié)果分析

表2結(jié)果表明:所有工況中侵徹深度最小值為145.9 mm(T104-15),最大值為168.5 mm(T68-2.5),分別較半無(wú)限靶減小6.5%和增大了8.0%。其原因是鋼管規(guī)格對(duì)鋼管約束混凝土靶的混凝土自約束作用(外圍變形較小混凝土對(duì)彈孔附近變形較大混凝土的約束作用)和鋼管對(duì)核心混凝土的徑向約束作用的非線性影響[9],鋼管約束混凝土靶的侵徹深度可能大于或小于半無(wú)限混凝土靶。

2.2.1 邊長(zhǎng)的影響

圖5(a)和圖5(b)分別給出了鋼管壁厚為3.5 mm和6 mm工況下侵徹深度hp隨邊長(zhǎng)a的變化關(guān)系。由圖5可知:

①當(dāng)鋼管壁厚固定,邊長(zhǎng)變化時(shí),侵徹深度存在極小值,即存在較優(yōu)的邊長(zhǎng)。當(dāng)壁厚為3.5 mm時(shí),較優(yōu)邊長(zhǎng)為47.5 mm左右,侵徹深度極小值約為152 mm,此時(shí)含鋼率約為16%,混凝土等效直徑與彈芯直徑比值約為10,鋼管邊長(zhǎng)與壁厚比值約為13.5;當(dāng)壁厚為6 mm時(shí),較優(yōu)邊長(zhǎng)為41.5 mm左右,侵徹深度極小值約為150 mm,此時(shí)含鋼率約為30.6%,混凝土等效直徑與彈芯直徑比值約為8,鋼管邊長(zhǎng)與壁厚比值約為6.9。

②當(dāng)邊長(zhǎng)大于較優(yōu)值時(shí),隨著邊長(zhǎng)的增大,混凝土自約束作用增強(qiáng),而鋼管的約束作用減小,導(dǎo)致侵徹深度先增大,然后緩慢減小,最后趨于半無(wú)限靶。

③當(dāng)邊長(zhǎng)小于較優(yōu)值時(shí),隨著邊長(zhǎng)的減小,鋼管的約束作用增強(qiáng),但混凝土的自約束作用減弱,侵徹深度增大;當(dāng)邊長(zhǎng)小于某一臨界值時(shí),鋼管可能出現(xiàn)屈服,約束作用減弱,侵徹深度顯著增大。

④不同壁厚對(duì)應(yīng)的較優(yōu)邊長(zhǎng)不同,壁厚越厚,較優(yōu)邊長(zhǎng)越小。

為分析圖5中曲線變化的原因,圖6給出了T60-3.5、T77-3.5、T95-3.5、T112-3.5和T132-3.5距迎彈面75 mm截面處鋼管角部?jī)?nèi)壁典型單元的等效應(yīng)力σ-時(shí)程曲線。

由圖6可知:當(dāng)外徑小于95 mm時(shí),鋼管角部的等效應(yīng)力基本相同,可能達(dá)到了鋼管的動(dòng)屈服應(yīng)力,隨著靶徑減小,混凝土的自約束作用減弱,侵徹阻力減小,因此侵徹深度增大;當(dāng)靶徑大于95 mm時(shí),隨著外徑的增大,理論上混凝土自約束作用增大,但鋼管角部的等效應(yīng)力減小,即鋼管的約束作用減小的幅值大于混凝土自約束作用的增大幅值,因此侵徹深度也增大。

2.2.2 壁厚的影響

理論上可以認(rèn)為,當(dāng)混凝土的等效半徑相同時(shí),混凝土的自約束作用相同。圖7給出了混凝土等效直徑為60 mm時(shí)侵徹深度隨鋼管壁厚的變化關(guān)系。

由圖7可知,隨著鋼管壁厚的增大,侵徹深度減小;但是,當(dāng)鋼管壁厚增大一定程度后(10 mm),增大壁厚對(duì)侵徹深度的影響甚微。這表明,鋼管壁厚很大時(shí),未充分發(fā)揮鋼管的約束效能。

圖8分別給出了T75-2.5、T77-3.5、T83-6、T92-10和T104-15距迎彈面75 mm截面處鋼管角部?jī)?nèi)壁典型單元的等效應(yīng)力-時(shí)程曲線,以便分析鋼管壁厚對(duì)侵徹深度影響的原因。

由表2和圖8可知:當(dāng)鋼管壁厚較小時(shí)(T75和T77),鋼管的等效應(yīng)力較大,其值應(yīng)該接近了鋼管的動(dòng)屈服強(qiáng)度(與圖6中最大應(yīng)力相當(dāng)),鋼管的約束效能得到較充分發(fā)揮,其中壁厚3.5 mm的鋼管較壁厚2.5 mm鋼管的等效約束剛度大,約束效應(yīng)好,其侵徹深度也更小;當(dāng)鋼管壁厚較大時(shí)(10 mm和15 mm),鋼管單元的等效應(yīng)力較小,遠(yuǎn)小于動(dòng)屈服強(qiáng)度,未能充分發(fā)揮材料的強(qiáng)度,因此不經(jīng)濟(jì)。

2.2.3 較優(yōu)匹配

當(dāng)含鋼率相同時(shí),鋼管壁厚與邊長(zhǎng)的不同匹配對(duì)多邊形鋼管約束混凝土的抗侵徹性能有影響。圖9給出了表2中含鋼率約為16.3%工況模擬侵徹深度與邊長(zhǎng)的關(guān)系。由圖9可知,給定含鋼率時(shí),存在較優(yōu)的鋼管壁厚與邊長(zhǎng)匹配方案,此時(shí)侵徹深度最小。對(duì)于本文計(jì)算工況,較優(yōu)匹配(T95-3.5)為邊長(zhǎng)47.5 mm,壁厚3.5 mm。此時(shí),混凝土等效直徑與彈芯直徑比值為10,鋼管邊長(zhǎng)與壁厚的比值為13.5。

需指出,鋼管合理匹配應(yīng)滿足2個(gè)方面的基本要求:一是侵徹深度小于半無(wú)限靶;二是較經(jīng)濟(jì),即含鋼率較低。由表1可知:當(dāng)鋼管壁厚小于3.5 mm(T75-2.5,T68-2.5,T81-3)或混凝土等效直徑與彈芯直徑之比大于17(T161-3.5,T181-3.5,T268-3.5,T354-3.5)時(shí),侵徹深度均大于半無(wú)限靶;當(dāng)鋼管壁厚為3.5 mm,混凝土等效直徑與彈芯直徑之比為6(T60-3.5)時(shí),侵徹深度大于半無(wú)限靶。因此,根據(jù)鋼管合理匹配的要求,對(duì)于本文彈丸,鋼管壁厚應(yīng)不小于3.5 mm;混凝土有效直徑與彈芯直徑比值應(yīng)不大于17(壁厚為3.5 mm時(shí),應(yīng)大于6)。

為了得到較經(jīng)濟(jì)的匹配,對(duì)于表2侵徹深度小于半無(wú)限靶工況進(jìn)行分析。用半無(wú)限靶與約束混凝土靶侵徹深度的差值ΔH與含鋼率ω的比值作為經(jīng)濟(jì)性指標(biāo),即ΔH/ω越大,鋼管約束混凝土靶的效費(fèi)比越高。表3給出了ΔH>0工況下的計(jì)算結(jié)果。

表3 正六邊形鋼管約束混凝土經(jīng)濟(jì)性

由表3可見(jiàn):

①T95-3.5的ΔH/ω最大,為24.5,為較優(yōu)匹配,即對(duì)于本文彈丸,鋼管的較優(yōu)匹配為邊長(zhǎng)47.5 mm,壁厚3.5 mm。

②T112-3.5、T83-6和T109-4的ΔH/ω較大(約為20),經(jīng)濟(jì)性較好,其鋼管規(guī)格可以作為較合理匹配,即:邊長(zhǎng)56 mm、壁厚3.5 mm,邊長(zhǎng)41.5 mm、壁厚6 mm,邊長(zhǎng)54.5 mm、壁厚4 mm。

③T77-3.5、T132-3.5、T66-6和T135-5的ΔH/ω較小(小于15),經(jīng)濟(jì)性較差,其鋼管匹配不好,不宜采用。

綜上所述,正六邊形鋼管約束混凝土的合理匹配:混凝土有效直徑與彈芯直徑比值為6～17;邊長(zhǎng)與壁厚的比值不宜大于20,且壁厚不小于3.5 mm。對(duì)于本文彈丸,正六邊形鋼管的較優(yōu)匹配:邊長(zhǎng)約47.5 mm,壁厚3.5 mm。

3 結(jié)束語(yǔ)

通過(guò)對(duì)侵徹試驗(yàn)典型工況進(jìn)行模擬,驗(yàn)證了模擬方法和材料模型參數(shù)用于模擬本試驗(yàn)的合理性。

分析了邊長(zhǎng)和壁厚的匹配關(guān)系對(duì)正六邊形鋼管約束混凝土靶抗侵徹性能的影響,表明鋼管壁厚和邊長(zhǎng)是影響正六邊形鋼管約束混凝土靶抗侵徹性能的重要因素。

通過(guò)優(yōu)化鋼管邊長(zhǎng)與壁厚的匹配,可以得到良好的抗侵徹能力。對(duì)于本文彈丸,正六邊形鋼管約束混凝土靶較優(yōu)的匹配方案建議為:邊長(zhǎng)47.5 mm,壁厚3.5 mm。

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NumericalSimulationofAnti-penetrationPerformanceforHexagonalSteel-tube-confinedConcreteTarget

MENG Chao-mei1,2,JIANG Zhi-gang2,CAI Liang-cai1,LIU Fei2,TAN Qing-hua2

(1.Airfield Engineering Department,Air Force Engineering University,Xi’an 710038,China;2.College of Basic Education,National University of Defense Technology,Changsha 410072,China)

Hexagonal-steel-tube-confined concrete(HSTCC)target has good anti-penetration performance,and it is convenient for engineering application.The influences of edge length and thickness of hexagonal steel tube on anti-penetration performance of HSTCC targets were analyzed by ANSYS/LS-DYNA based on the penetration test of 12.7 mm armor-piercing projectile.In view of cost-efficiency ratio,the economic performance of HSTCC target was analyzed.The results show that it can improve anti-penetration performance of HSTCC targets to enlarge the thickness and reduce edge length of steel tube.And it can get good anti-penetration and economic performance of HSTCC targets to optimize the matching of thickness and edge length of tube.The good matching is edge length with 47.5 mm and thickness with 3.5 mm for the projectile.The results offer reference for designing protective structure of steel-tube-confined concrete.

protective structure;confined concrete;anti-penetration performance;numerical simulation

TV331

A

1004-499X(2017)04-0064-06

2017-09-06

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51308539)

蒙朝美(1990- ),男,博士研究生,研究方向?yàn)榻Y(jié)構(gòu)防護(hù)。E-mail:neu_mengchaomei@163.com。