某型抗沖擊波車身結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析及疲勞強度校核

方海濤，周云波，王顯會，陳曉雅

(南京理工大學(xué) 機械工程學(xué)院， 南京 210094)

我國車載榴彈炮[1]技術(shù)已經(jīng)研究多年，車輛與火炮的相互作用是設(shè)計過程中的重點內(nèi)容。在火炮發(fā)射時，火炮身管內(nèi)部高溫高壓的燃?xì)庋杆贈_出炮管，形成炮口沖擊波，對車身產(chǎn)生劇烈沖擊[2]。大口徑榴彈炮發(fā)射過程中的炮口沖擊波會對車身產(chǎn)生嚴(yán)重的沖擊作用，可能會引起車身結(jié)構(gòu)變形和破壞，威脅乘員生命安全。因此，研究和分析炮口沖擊波下的車身響應(yīng)情況在車載炮的設(shè)計過程中顯得尤為重要。

國內(nèi)外很多學(xué)者對火炮膛口流場進(jìn)行了研究和分析。國內(nèi)李鴻志在20世紀(jì)70年代就分析研究了膛口流場的形成機理以及分布情況[3]；馬大為完善了研究，計算了考慮彈丸移動情況下膛口流場的分布[4]；樂貴高則采取Osher格式對三維可壓縮流動歐拉方程進(jìn)行求解，計算了膛口流場分布，得到了火炮身管內(nèi)高溫高壓燃?xì)獾呐趴者^程[5]。國外Hugoniot、L.Kazincky等更早對膛口沖擊波進(jìn)行了一系列的分析研究[6,7]。國內(nèi)外對于車輛在各種工況下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析以及相關(guān)的學(xué)術(shù)論文則更加常見[8-10]。

分析車輛車身結(jié)構(gòu)抗沖擊波性能的文獻(xiàn)較少。本研究以某型122 mm車載榴彈炮作為研究對象，分析了發(fā)射角為高低角15°、方向角0°工況下炮口沖擊波流場，并將流場計算結(jié)果壓力，加載至車身，計算了車身的結(jié)構(gòu)響應(yīng)以及分析車身疲勞。根據(jù)計算流體力學(xué)和結(jié)構(gòu)有限元聯(lián)合仿真計算結(jié)果，對車身結(jié)構(gòu)的薄弱區(qū)域進(jìn)行改進(jìn)，對比了改進(jìn)前后的車身響應(yīng)。

1 炮口沖擊波流場建模及仿真

為了得到精確的邊界條件，為后續(xù)的車輛結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析提供輸入載荷，需要對炮口沖擊波流場進(jìn)行準(zhǔn)確建模，并按照車載榴彈炮的設(shè)計參數(shù)設(shè)置邊界條件，進(jìn)行流場仿真分析。

1.1 流場建模

從車載炮的設(shè)計指標(biāo)出發(fā)考慮，本文針對一種極限工況，即高低角15°，方向角0°進(jìn)行建模仿真分析。如圖1所示，建立了車載榴彈炮的流場計算模型?；鹋诳趶綖?22 mm，34倍口徑，發(fā)射身管長4 148 mm。流場計算區(qū)域長10 m，寬8 m。在炮口制退器以及車身附近等重點研究區(qū)域采用結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格劃分，最小網(wǎng)格尺寸為10 mm。外流場區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格，在遠(yuǎn)離膛口的區(qū)域采用大尺寸網(wǎng)格劃分，縮短計算時間，提高計算效率。由于是在有限的空間區(qū)域內(nèi)進(jìn)行流場數(shù)值計算，故必須設(shè)定合適的邊界條件。

根據(jù)車載炮的設(shè)計參數(shù)：炮口處等效應(yīng)力P=70.8 MPa；彈丸在炮口處瞬時速度V=713 m/s；溫度為1 834 K；大氣壓力為101 325 Pa，大氣溫度為288 K，將這些初始參數(shù)在fluent軟件中進(jìn)行轉(zhuǎn)化和設(shè)置。

計算采用無粘三維Euler方程描述氣體流動，忽略氣固多相性和多組分的影響，用有限體積法一階迎風(fēng)格式對方程進(jìn)行離散迭代求解。計算時長為15 ms。

1.2 流場計算結(jié)果及分析

計算結(jié)果顯示，在0.5 ms前，高壓氣流從炮口射出后迅速膨脹發(fā)展，產(chǎn)生一系列激波，隨時間的增長氣流影響區(qū)域不斷擴展，在t=0.6 ms左右到達(dá)駕駛室頂蓋，在t=3.5 ms時頂蓋處的最大等效應(yīng)力達(dá)229 826.75 Pa。此后最大等效應(yīng)力點不斷從駕駛室頂蓋的中后端向兩側(cè)移動，而且等效應(yīng)力也不斷增大，到t=7.2 ms時達(dá)到最大值427 921.06 Pa，位于駕駛室頂蓋和駕駛室后圍的交匯處，隨后等效應(yīng)力開始下降，車身周圍的等效應(yīng)力也逐漸下降并恢復(fù)至大氣壓。圖2為沖擊波的傳遞云圖。圖3～圖6為不同時刻的對稱面上的等效應(yīng)力等值線圖。

計算中設(shè)置了兩個主要監(jiān)測面的平均等效應(yīng)力，分別是車輛受沖擊最為嚴(yán)重的頂面和后圍，兩個面的平均等效應(yīng)力隨計算時間的變化曲線如圖6、圖7所示。

從相關(guān)的試驗數(shù)據(jù)和文獻(xiàn)[11-12]，本文炮口沖擊波流場模型以及流場仿真結(jié)果較為可靠。故以流場計算得到的頂面和后圍的面等效應(yīng)力曲線作為動態(tài)載荷輸入到車身有限元模型中，計算車輛車身響應(yīng)。

2 車身有限元建模及計算

2.1 車身有限元建模

本文研究的某型車載炮車身為非承載式，采用平頭車設(shè)計。如圖8所示，車身主體為鋼材骨架，外表覆蓋大面積的薄壁金屬板件。乘員門以及觀察窗處采用厚度為2.4 mm的新型高強度裝甲鋼板焊接而成，其余部分鋼板厚度為2 mm。

車身材料參數(shù)定義的正確與否對于車身有限元分析準(zhǔn)確性至關(guān)重要。車身的外部蒙皮采用防彈鋼板，骨架采用普通鋼材，前擋玻璃和車門玻璃均采用防彈玻璃。相關(guān)材料參數(shù)見表1。

表1 車身材料參數(shù)

建立車身模型時，采用了8節(jié)點的高精度板單元和3節(jié)點的高精度梁單元結(jié)合，極大地減少了仿真計算的誤差，如圖9所示，整個模型共有節(jié)點440 382個，單元總數(shù)為411 419，其中三角形單元有4842個，四邊形單元有396 703個，三角形單元個數(shù)占總單元個數(shù)的1.22%，整個網(wǎng)格劃分，能夠滿足計算需求。

由于流場計算得到的數(shù)據(jù)過于龐大，故通過加載面等效應(yīng)力的方式將流場計算的結(jié)果分別加載至車身的頂面和側(cè)圍兩個面。根據(jù)流場的計算結(jié)果，在15 ms以內(nèi)，車身表面的等效應(yīng)力恢復(fù)至大氣壓，因此，在計算車身響應(yīng)時，設(shè)置計算為20 ms。計算時間步長設(shè)置足夠小，確保車身的動態(tài)響應(yīng)能夠被完全捕捉。

2.2 車身在炮口沖擊波作用下的動態(tài)響應(yīng)

計算得到了車身結(jié)構(gòu)所有部位的沖擊響應(yīng)，包括等效應(yīng)力以及等效應(yīng)變。這里選取車身頂蓋以及后圍在多個時刻的應(yīng)力和應(yīng)變云圖，圖10為車頂?shù)牡刃?yīng)力以等效應(yīng)變云圖。

由圖10可以看出，由于頂蓋板件與板件之間主要通過焊接連接，容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，在這些連接處產(chǎn)生的等效應(yīng)力較大，局部最大等效應(yīng)力達(dá)到1 162 MPa。

頂蓋的等效應(yīng)變同樣由后端向整個頂蓋部分?jǐn)U展，最終頂蓋中部形成一個向下凹陷的凹坑，最大等效應(yīng)變達(dá)到30.01 mm。

圖11為后圍的等效應(yīng)力以及等效應(yīng)變云圖，圖12為t=15 ms時刻車身應(yīng)力響應(yīng)云圖。

可以看出，在炮口沖擊波作用下，后圍板件的邊緣焊接處的等效應(yīng)力。前期逐步增大，在15 ms左右等效應(yīng)力達(dá)到最大，隨后逐漸降低。最大等效應(yīng)力點在后圍板中下部位置處，等效應(yīng)力值為1 064 MPa。

雖然車頂和后圍薄弱區(qū)域的最大等效應(yīng)力均未達(dá)到材料的屈服強度(1 600 MPa)，但是極大影響了安全系數(shù)。

2.3 結(jié)構(gòu)改進(jìn)

從車身結(jié)構(gòu)響應(yīng)云圖可以看出，車頂?shù)闹胁砍霈F(xiàn)的等效應(yīng)變達(dá)到了30 mm，后圍的左右兩側(cè)下方板件邊緣也發(fā)生了較大的等效應(yīng)變，最大等效應(yīng)變達(dá)到27 mm。針對車身計算結(jié)果，對車身原模型進(jìn)行了結(jié)構(gòu)改進(jìn)。

如圖13、圖14所示，在頂蓋和后圍應(yīng)力集中的地方增設(shè)了加強梁，將各個梁之間緊密的連接，增加了整個框架的剛強度，另外增設(shè)的加強梁對整車的質(zhì)量沒有太大影響。

2.4 改進(jìn)后車身在沖擊波作用下的動態(tài)響應(yīng)

改進(jìn)前后的頂蓋和后圍的等效應(yīng)力云圖和等效應(yīng)變云圖如圖15～圖18所示。

改進(jìn)前后頂蓋以及后圍的分析結(jié)果如表2所示。

如表2所示，改進(jìn)后的車身應(yīng)力值下降明顯，最大等效應(yīng)力值出現(xiàn)在頂蓋555.3 MPa，低于選用材料的屈服極限690 MPa，并且最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在邊角處，可以通過局部加強改善零件剛度，滿足防沖擊波的性能要求。

項目位置改進(jìn)前改進(jìn)后最大等效應(yīng)力/MPa頂蓋1182555.3后圍1064297.8最大等效應(yīng)變/mm頂蓋30.0120.23后圍27.0117.91

3 車身架構(gòu)在炮口沖擊波作用下的疲勞損傷分析

在某點或者某些點承受擾動應(yīng)力，并且在多次循環(huán)擾動充分作用以后產(chǎn)生裂紋或者完全斷裂的材料中所發(fā)生的局部的、永久結(jié)構(gòu)變化的發(fā)展過程，稱為疲勞。

利用瞬態(tài)動力學(xué)計算結(jié)果中提取的駕駛室的載荷-載荷步歷程作為疲勞分析的輸入估算駕駛室壽命，如圖19所示。

因為本次計算采用的是局部應(yīng)力應(yīng)變法分析，需要應(yīng)用材料的ε-N曲線，在ncod軟件中擬合的方式得到材料的ε-N曲線，部分材料ε-N曲線如圖20所示。

本次計算所采用的疲勞計算軟件是nCode DesignLife，在其中建立疲勞分析框圖，如圖21所示。

流程框圖中每一個框圖對應(yīng)一個分析模塊，在對應(yīng)的模塊分別倒入計算模型、材料曲線等，運行分析流程。

計算得到的車身整體損傷云圖如圖22所示。

從云圖中可以看出，駕駛室整體的最大損傷值為3.431×10-5，損傷較大的位置區(qū)域主要集中在駕駛室頂蓋與頂蓋梁的連接位置。頂蓋采用防彈鋼板材料，屈服強度較高，而頂蓋梁和焊縫采用普通鋼板，屈服強度相對較低，疲勞損傷嚴(yán)重區(qū)域出現(xiàn)在與頂蓋的連接位置，結(jié)果較為合理。

頂蓋的疲勞損傷如圖23所示，頂蓋的最大損傷值為3.431×10-5。

后圍的疲勞損傷如圖24所示，后圍的最大損傷值為1.294×10-5，較頂蓋而言，損傷值較低，考慮炮口位置，炮口沖擊波對頂蓋的沖擊比對后圍的沖擊更大，頂蓋結(jié)構(gòu)的應(yīng)力比后圍更高，在材料相同的條件下，頂蓋更容易發(fā)生疲勞破壞。

駕駛室整體的最大損傷值為3.813×10-5，疲勞壽命為29 146次，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過設(shè)計發(fā)射目標(biāo)3 000發(fā)，滿足該駕駛室結(jié)構(gòu)滿足服役期間抗炮口沖擊波沖擊疲勞指標(biāo)。

4 結(jié)論

1) 從車身結(jié)構(gòu)響應(yīng)計算結(jié)果看來，車身整體結(jié)構(gòu)的設(shè)計基本是合理的。原模型中的局部位置，如車身頂蓋中部以及車身后圍的中下部應(yīng)力和應(yīng)變較大，雖未達(dá)到材料的屈服極限，但是極大地降低了車輛的安全系數(shù)。

2) 在改進(jìn)結(jié)構(gòu)后，應(yīng)力以及應(yīng)變大幅下降，車身強度有明顯的提高。

3) 從相關(guān)實驗數(shù)據(jù)以及文獻(xiàn)[11-12]來看，本文的流體建模仿真以及車身結(jié)構(gòu)有限元仿真結(jié)果是較為合理可靠的。

4) 通過本次仿真計算分析可以看出，使用計算流體力學(xué)和結(jié)構(gòu)有限元聯(lián)合仿真，可以在車載榴彈炮設(shè)計初期對車身的抗沖擊波性能充分評估，使設(shè)計人員充分認(rèn)識和評估車身結(jié)構(gòu)在炮口沖擊波作用下的等效應(yīng)力和等效應(yīng)變情況，對結(jié)構(gòu)的薄弱之處進(jìn)行優(yōu)化改進(jìn)，大大減少車輛的研發(fā)時間，節(jié)約試驗費用。