剛性彈體沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的試驗(yàn)和數(shù)值分析

汪 敏, 黃祺臨, 周 帥, 崔廉明

(1.陸軍勤務(wù)學(xué)院 軍事設(shè)施系,重慶 401311;2.軍事地下建筑工程軍隊(duì)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,重慶 401311)

在維和行動(dòng)中,近距離作戰(zhàn)或城市巷戰(zhàn)是常態(tài)形式,因此,近程武器如火箭彈、迫擊炮彈等日益成為維和部隊(duì)軍事設(shè)施的主要威脅[1]。金屬網(wǎng)相比實(shí)體結(jié)構(gòu),具有重量輕、通透性好、力學(xué)性能優(yōu)異等特點(diǎn),隨著編網(wǎng)用鋼絲強(qiáng)度、韌性的提高,利用高強(qiáng)高韌性鋼絲(強(qiáng)度大于1 770 MPa、彎折或扭轉(zhuǎn)次數(shù)均大于20次)編織而成的金屬網(wǎng)在軍事設(shè)施、工事掩體的防護(hù)屏障方面得到了應(yīng)用,主要目的是用于攔截近程武器的打擊,降低軍事設(shè)施遭受近程武器直接命中而引起的人員生命和財(cái)產(chǎn)損失[2～3]。利用金屬網(wǎng)對(duì)彈體進(jìn)行攔截,其攔截原理為:彈體沖擊金屬網(wǎng)時(shí)承受的過(guò)載力造成引信提前作用,戰(zhàn)斗部提前起爆[4]。圖1為金屬網(wǎng)對(duì)火箭彈進(jìn)行誘爆攔截現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)。從圖1可以看出,彈體撞擊金屬網(wǎng)的瞬間戰(zhàn)斗部起爆,金屬網(wǎng)成功對(duì)彈體進(jìn)行了誘爆攔截[5]。利用金屬網(wǎng)對(duì)彈體進(jìn)行誘爆攔截,搞清楚金屬網(wǎng)在彈體沖擊作用下的力學(xué)性能是一個(gè)基礎(chǔ)性的工作,這對(duì)于合理設(shè)計(jì)和優(yōu)化金屬網(wǎng)尺寸結(jié)構(gòu)、提高金屬網(wǎng)對(duì)彈體的攔截可靠性和攔截效率等方面都具有很好的指導(dǎo)意義。

圖1 金屬網(wǎng)對(duì)火箭彈的誘爆攔截試驗(yàn)

目前關(guān)于高強(qiáng)鋼絲編織的金屬網(wǎng)在沖擊荷載作用下的力學(xué)性能研究主要集中在地質(zhì)災(zāi)害防治領(lǐng)域和工程沖擊爆炸防護(hù)領(lǐng)域。在地質(zhì)災(zāi)害防治領(lǐng)域,主要研究金屬網(wǎng)在崩塌落石沖擊作用下的力學(xué)特性,如Cazzan等[6]開(kāi)展了落石沖擊金屬網(wǎng)的數(shù)值分析,考慮了落石直徑和沖擊速度(20～110 m/s)對(duì)金屬網(wǎng)防護(hù)效果的影響;Spadari等[7]采用數(shù)值方法研究了金屬網(wǎng)在小尺寸落石中低速?zèng)_擊下的“子彈效應(yīng)”和破壞特點(diǎn);Buzzi等[8]分析了金屬網(wǎng)的網(wǎng)格尺寸、落石尺寸和落石速度等對(duì)金屬網(wǎng)攔截效果的影響;Boetticher等[9]開(kāi)展了金屬網(wǎng)平面內(nèi)拉伸試驗(yàn)、落石沖擊金屬網(wǎng)的試驗(yàn),基于試驗(yàn)研究結(jié)果建立了金屬網(wǎng)在落石沖擊作用下的數(shù)值計(jì)算模型;郭立平等[10]提出了一種基于力流等效的環(huán)形網(wǎng)頂破力學(xué)行為的解析方法,該方法可以揭示網(wǎng)片承載的薄弱區(qū)分布特征,反映網(wǎng)片頂破極限狀態(tài)下徑向環(huán)鏈?zhǔn)芾卣?金云濤等[11]提出了一種正交鋼絲環(huán)鏈網(wǎng)片頂壓力學(xué)行為薄膜等效計(jì)算方法,推導(dǎo)了等效薄膜的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系;齊欣等[12]開(kāi)展了柔性環(huán)形網(wǎng)頂破受力歸一化分析,提出了環(huán)形網(wǎng)片拉伸變形的解析計(jì)算方法。在工程沖擊爆炸領(lǐng)域,孫波等[13]采用數(shù)值分析方法研究了金屬網(wǎng)降低爆炸飛石的沖擊速度,限制其飛散距離等問(wèn)題;Xiao等[14]開(kāi)展了利用金屬網(wǎng)耗散爆炸沖擊波的實(shí)爆試驗(yàn)和數(shù)值分析,研究了金屬網(wǎng)對(duì)爆炸沖擊波耗散的效果;Wang等[15]開(kāi)展了颶風(fēng)卷起的飛石撞擊金屬網(wǎng)的試驗(yàn)和數(shù)值分析,研究了飛石速度(20～150 m/s)和沖擊能量等的影響。

由于彈體外形的特點(diǎn),當(dāng)采用金屬網(wǎng)攔截時(shí),彈體往往作用于金屬網(wǎng)的網(wǎng)孔位置(如圖2所示),而從目前的研究成果看,均是考慮較大巖體沖擊金屬網(wǎng)的局部區(qū)域,而考慮沖擊作用于金屬網(wǎng)網(wǎng)孔部位的相關(guān)試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究還少見(jiàn)報(bào)道?；谝陨显?為研究金屬網(wǎng)網(wǎng)孔在剛性彈體沖擊作用下的力學(xué)性能,依據(jù)圖1實(shí)彈攔截試驗(yàn)現(xiàn)象,設(shè)計(jì)并開(kāi)展了剛性彈體低速?zèng)_擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的試驗(yàn),在此基礎(chǔ)上,結(jié)合高強(qiáng)鋼絲在中低速應(yīng)變率下的材料性能測(cè)試結(jié)果,采用LS-DYNA軟件建立了剛性彈體沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的數(shù)值模型,分析了彈體口徑、彈體質(zhì)量、彈體沖擊速度對(duì)彈體和金屬網(wǎng)相互作用的影響。

1 剛性彈體低速?zèng)_擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的試驗(yàn)

1.1 剛性彈體裝置和金屬網(wǎng)的設(shè)計(jì)

由于火箭彈、迫擊炮彈等近程武器種類(lèi)繁多,形狀各異,根據(jù)典型近程武器的外形[16],設(shè)計(jì)了口徑為D=82 mm剛性彈體裝置。彈體裝置前半部分按彈頭外形制作,后半部分為彈頭配重部分,用以控制彈體裝置自由下落的姿態(tài),增大瞬時(shí)沖擊能量,保證金屬網(wǎng)網(wǎng)孔被彈頭配重部分沖擊破壞。剛性彈體裝置的設(shè)計(jì)及具體尺寸如圖3所示。

圖3 剛性彈體裝置布置及尺寸示意圖(mm)

根據(jù)彈體口徑和外形特點(diǎn)、實(shí)彈攔截試驗(yàn)效果,設(shè)計(jì)的金屬網(wǎng)規(guī)格尺寸,如圖4所示,金屬網(wǎng)宏觀尺寸近似為正方形。圖4中d為編網(wǎng)鋼絲直徑;沿水平方向,菱形網(wǎng)孔短邊尺寸為x(+/-3%);沿豎直方向,菱形網(wǎng)孔長(zhǎng)邊尺寸y(+/-3%);菱形網(wǎng)孔銳角為β(+/-2°);網(wǎng)孔內(nèi)切圓直徑為Di;沿垂直面內(nèi)方向,外邊界厚度htot;內(nèi)凈厚度hi。具體參數(shù)如表1所示。

表1 金屬網(wǎng)規(guī)格尺寸參數(shù)

圖4 金屬網(wǎng)規(guī)格尺寸圖

1.2 沖擊試驗(yàn)平臺(tái)及方案設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)的金屬網(wǎng)沖擊試驗(yàn)平臺(tái)如圖5(a)所示,宏觀尺寸為2 m×2 m×1.5 m,其中主要部件為金屬網(wǎng)懸掛與張拉裝置,見(jiàn)圖5(b)所示。

(a) 沖擊試驗(yàn)平臺(tái)

金屬網(wǎng)懸掛與張拉裝置分為兩部分,一部分為連接金屬網(wǎng)的U型連接件,另一部分為可移動(dòng)連接系統(tǒng)。U型連接件可以固定金屬網(wǎng)的四個(gè)邊界,約束金屬網(wǎng)平面內(nèi)的自由度;可移動(dòng)連接系統(tǒng)可以對(duì)金屬網(wǎng)進(jìn)行張拉,單側(cè)單向可張拉約0.01 m,這樣可以保證每次試驗(yàn)前,金屬網(wǎng)均處于預(yù)張緊狀態(tài)。試驗(yàn)平臺(tái)可開(kāi)展1 m×1 m金屬網(wǎng)的沖擊試驗(yàn)。

金屬網(wǎng)與彈體裝置安裝后照片如圖6所示。剛性彈體裝置采用304不銹鋼制作,總重量約為18.92 kg,通過(guò)掛鉤與自動(dòng)脫鉤裝置相連,而后脫鉤裝置與行車(chē)相連。試驗(yàn)時(shí),將剛性彈體裝置對(duì)準(zhǔn)金屬網(wǎng)中間位置網(wǎng)孔后,盡量保證彈體縱向與金屬網(wǎng)平面呈α=90°,之后采用行車(chē)將彈體裝置吊起到一定高度,通過(guò)遠(yuǎn)程操控脫鉤裝置對(duì)彈體裝置進(jìn)行釋放。

圖6 金屬網(wǎng)與剛性彈體裝置安裝照片

彈體裝置在自由下落的過(guò)程中,得到?jīng)_擊速度和初始動(dòng)能,每次剛性彈體沖擊裝置的起吊高度均一致,按下式計(jì)算剛性彈體裝置的速度和動(dòng)能

(1)

E=mg(h2-h1)=2.058

(2)

式中:h2為剛性彈體裝置起吊高度,h2=14.5 m;h1為金屬網(wǎng)距地面的高度,h1=1.4 m;v為剛性彈體裝置的沖擊速度,m/s;E為動(dòng)能,kJ;m為剛性彈體裝置質(zhì)量,kg;g為重力加速度,取g=9.8 m/s2。

共開(kāi)展了三次金屬網(wǎng)網(wǎng)孔受彈體裝置沖擊的試驗(yàn),利用高速攝像機(jī)觀測(cè)剛性彈體裝置沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的動(dòng)態(tài)過(guò)程,并利用后處理軟件獲得彈體裝置接觸金屬網(wǎng)網(wǎng)孔時(shí)的偏轉(zhuǎn)角度和沖擊過(guò)程中的速度變化關(guān)系曲線?？紤]到彈體裝置總長(zhǎng)約為392.2 mm,為充分捕捉彈體裝置沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的動(dòng)態(tài)過(guò)程,在拍攝過(guò)程中,高速攝像機(jī)設(shè)置的采樣頻率為2 000幀/s。

1.3 沖擊試驗(yàn)結(jié)果分析

彈體裝置沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的試驗(yàn)中,彈體裝置對(duì)準(zhǔn)金屬網(wǎng)中間網(wǎng)孔的中心位置,采用脫鉤裝置對(duì)彈體裝置進(jìn)行釋放,自由下落。由于在釋放的瞬時(shí),彈體裝置很難保證垂直下落而不發(fā)生偏轉(zhuǎn),因此,每次彈體裝置自由下落沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔接觸的瞬時(shí),其與金屬網(wǎng)平面的夾角α均不相同(圖6)。為研究的方便,選取了三次金屬網(wǎng)網(wǎng)孔受彈體裝置沖擊試驗(yàn)工況中,偏轉(zhuǎn)角度最小的一組工況進(jìn)行研究,選取的工況如下:

彈體接觸金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的瞬時(shí),α=91.72°,v=16.171 9 m/s。

對(duì)比理論計(jì)算的沖擊速度和采用高速攝像機(jī)測(cè)試速度,兩者較為接近,高速攝像機(jī)測(cè)試的速度較理論計(jì)算值偏大,最大偏差約為0.01%,說(shuō)明了高速攝像和測(cè)試數(shù)據(jù)的可靠性。

圖7中給出了金屬網(wǎng)網(wǎng)孔受彈體裝置沖擊的動(dòng)態(tài)過(guò)程照片,主要包括彈體裝置接觸金屬網(wǎng)(圖7(a))、彈頭部分插入金屬網(wǎng)網(wǎng)孔(圖7(b))、彈體配重部分插入金屬網(wǎng)網(wǎng)孔(圖7(c))和金屬網(wǎng)網(wǎng)孔破壞瞬間(圖7(d))。分析圖7可以看出,彈體裝置與金屬網(wǎng)網(wǎng)孔相互作用的沖擊過(guò)程可以分為三個(gè)階段。

圖7 金屬網(wǎng)網(wǎng)孔受彈體裝置沖擊動(dòng)態(tài)過(guò)程

第Ⅰ階段:彈頭部分斜面段插入到金屬網(wǎng)網(wǎng)孔中,彈頭部分與金屬網(wǎng)孔間發(fā)生相對(duì)位移,直至彈頭部分斜面穿過(guò)金屬網(wǎng)孔。這一階段,金屬網(wǎng)網(wǎng)孔卡住彈頭部分,一起向下運(yùn)動(dòng),同時(shí)彈頭斜面段擠壓金屬網(wǎng)網(wǎng)孔,由于金屬網(wǎng)為松散結(jié)構(gòu),網(wǎng)孔橫向鋼絲交叉節(jié)點(diǎn)位置存在接觸滑移(見(jiàn)圖8),網(wǎng)孔有一定的擴(kuò)大,此時(shí)彈頭部分與金屬網(wǎng)孔間發(fā)生了相對(duì)位移,彈體裝置在金屬網(wǎng)網(wǎng)孔約束和相對(duì)滑移的聯(lián)合作用下,沖擊速度將緩慢下降,見(jiàn)圖7(a)～7(b)所示。

圖8 金屬網(wǎng)網(wǎng)孔受彈體裝置沖擊破壞后照片

第Ⅱ階段:彈頭部分的平直段進(jìn)入金屬網(wǎng)網(wǎng)孔中,此時(shí)網(wǎng)孔對(duì)彈體裝置的約束幾乎無(wú)增大趨勢(shì),同時(shí)平直段與金屬網(wǎng)網(wǎng)孔發(fā)生快速的相對(duì)位移,此時(shí)彈體裝置的沖擊速度衰減速率非常緩慢,彈體裝置速度輕微下降,金屬網(wǎng)網(wǎng)孔對(duì)彈體的反向作用力基本保持不變,見(jiàn)圖7(b)～7(c)所示。

第Ⅲ階段:彈體配重部分插入到金屬網(wǎng)網(wǎng)孔中,彈體配重部分帶動(dòng)金屬網(wǎng)繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng),由于金屬網(wǎng)網(wǎng)孔在彈體配重部分的擠壓下繼續(xù)擴(kuò)大,對(duì)彈體的約束力也快速增大,此時(shí)彈體裝置速度快速下降,直至金屬網(wǎng)孔被彈體配重部分?jǐn)D壓破壞,見(jiàn)圖7(c)～7(d)所示。

圖8給出了金屬網(wǎng)網(wǎng)孔受彈體裝置低速?zèng)_擊后的破壞照片。從圖中可以看出,金屬網(wǎng)破壞僅局限在單個(gè)網(wǎng)孔范圍內(nèi),橫向網(wǎng)孔交叉節(jié)點(diǎn)兩側(cè)有連接滑移,破壞的部位位于網(wǎng)孔橫向鋼絲交接節(jié)點(diǎn)位置,其余部分金屬網(wǎng)網(wǎng)格基本恢復(fù)到初始狀態(tài)。

2 剛性彈體沖擊金屬網(wǎng)的數(shù)值模擬及驗(yàn)證

2.1 材料參數(shù)

金屬網(wǎng)網(wǎng)孔與彈體的相互作用屬于動(dòng)態(tài)過(guò)程,考慮近程武器(火箭彈、迫擊炮彈等)在中低速(50～200 m/s)與金屬網(wǎng)網(wǎng)孔撞擊[17],金屬網(wǎng)中高強(qiáng)鋼絲材料一般在中低應(yīng)變率變化范圍內(nèi)。因此,采用電子萬(wàn)能實(shí)驗(yàn)機(jī)和分離式霍普金森拉桿(SHTB)裝置,開(kāi)展了3 mm高強(qiáng)鋼絲的準(zhǔn)靜態(tài)(應(yīng)變率3.3×10-4s-1)和動(dòng)態(tài)單軸拉伸(中低應(yīng)變率200～3 000 s-1)力學(xué)特性研究。結(jié)合LS-DYNA軟件中Cowper-Symonds Piecewize Linear Hardening材料的相關(guān)要求,采用塑性失效應(yīng)變來(lái)考慮高強(qiáng)鋼絲的破壞,按如下本構(gòu)方程考慮高強(qiáng)鋼絲應(yīng)變率效應(yīng)的影響[18]

(3)

根據(jù)準(zhǔn)靜態(tài)單軸拉伸試驗(yàn),得到了高強(qiáng)鋼絲塑性真應(yīng)變和塑性真應(yīng)力關(guān)系曲線,如圖9所示。結(jié)合準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)單軸拉伸試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果,擬合得到了數(shù)值計(jì)算采用的高強(qiáng)鋼絲材料參數(shù)如表2所示。

表2 本構(gòu)方程采用參數(shù)

圖9 高強(qiáng)鋼絲準(zhǔn)靜態(tài)下塑性真應(yīng)變與真應(yīng)力關(guān)系曲線

相比金屬網(wǎng),彈體裝置剛度較大,在沖擊過(guò)程中未發(fā)生明顯的變形,因此彈體采用等向線彈性材料模型MAT_RIGID,彈性模量為200 GPa,泊松比為0.3。

彈體裝置的體積由彈頭部分體積和彈頭配重部分體積組成,根據(jù)試驗(yàn)彈體裝置質(zhì)量和體積,按式(4)計(jì)算彈體裝置的密度ρdz

(4)

式中:mdz為剛性彈體裝置的質(zhì)量,mdz=18.92 kg;Vdz為彈體裝置的體積,由彈頭部分和彈頭配重部分組成(圖3),Vdz=2.578 m3。

按式(4)計(jì)算得到數(shù)值模型中彈體裝置的密度,ρdz=7 339 kg/m3,保證數(shù)值模型與試驗(yàn)?zāi)Ｐ唾|(zhì)量一致。

2.2 數(shù)值建模與計(jì)算方法

由于金屬網(wǎng)在彈體裝置沖擊下,橫向網(wǎng)孔的兩個(gè)節(jié)點(diǎn)有較大的接觸滑移,且一側(cè)滑移節(jié)點(diǎn)發(fā)生了斷裂破壞(圖8),因此,為較好的模擬金屬網(wǎng)網(wǎng)孔中鋼絲這種松散的連接狀態(tài),需要精確的考慮節(jié)點(diǎn)位置鋼絲的接觸滑移、交叉節(jié)點(diǎn)位置鋼絲彎折幾何形狀、復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)[19](鋼絲彎折位置處于彎、剪、扭復(fù)雜受力狀態(tài))和斷裂情況,除根據(jù)金屬網(wǎng)制備工藝在建模過(guò)程中精確復(fù)現(xiàn)鋼絲彎折部位的幾何尺寸外,還需要細(xì)化此處的網(wǎng)格。此外,由于彈體裝置與金屬網(wǎng)網(wǎng)孔接觸,因此,金屬網(wǎng)中與彈體裝置接觸的網(wǎng)孔及周邊網(wǎng)孔的鋼絲網(wǎng)格也需要細(xì)化。

為兼顧計(jì)算效率和精度要求,在單元網(wǎng)格靈敏度分析的基礎(chǔ)上,數(shù)值模型中鋼絲彎折處單元過(guò)度角度定為10°,與彈體接觸的金屬網(wǎng)網(wǎng)孔直線段鋼絲單元長(zhǎng)度定為1 mm,其余部分金屬網(wǎng)鋼絲采用適當(dāng)?shù)拇志W(wǎng)格。金屬網(wǎng)和彈體裝置的數(shù)值模型宏觀尺寸盡量與實(shí)際尺寸保持一致,建立的剛性彈體裝置沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的數(shù)值模型如圖10所示。

圖10 剛性彈體裝置沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的數(shù)值模型

金屬網(wǎng)中鋼絲采用梁?jiǎn)卧?截面類(lèi)型采用Hughes-Liu-Beam算法,通過(guò)定義關(guān)鍵字DATABASE_EXTENT_BINARY,BEAMIP,輸出梁?jiǎn)卧膽?yīng)力。梁截面為圓形,截面半徑與鋼絲實(shí)際截面尺寸一致。數(shù)值計(jì)算中,彈體裝置與金屬網(wǎng)中鋼絲之間采用AUTOMATIC_NODES_TO_SURFACE定義接觸,金屬網(wǎng)中的鋼絲與鋼絲之間采用AUTOMATIC_GENERAL定義接觸。

LS-DYAN中的接觸滑動(dòng)摩擦基于庫(kù)侖公式并使用等效的彈塑性彈簧,計(jì)算公式如下[20]

μ=μd+(μs-μd)e-DC|vr|

(5)

式中:μ為摩擦因數(shù);μs為靜摩擦因數(shù);μd為動(dòng)摩擦因數(shù);DC為衰減系數(shù);vr為相對(duì)速度。

結(jié)合LS-DYNA的接觸滑動(dòng)設(shè)置,在數(shù)值計(jì)算中,設(shè)置彈體裝置與金屬網(wǎng)之間靜摩擦和動(dòng)摩擦因數(shù)分別為0.15,0.08,衰減系數(shù)為1.5;設(shè)置金屬網(wǎng)間鋼絲靜摩擦和動(dòng)摩擦因數(shù)分別為0.10,0.08,衰減系數(shù)為1.5。

考慮到?jīng)_擊試驗(yàn)開(kāi)始前,在安裝金屬網(wǎng)后對(duì)金屬網(wǎng)四周進(jìn)行預(yù)張拉,保證金屬網(wǎng)處于預(yù)張緊狀態(tài)。因此,為模擬整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程,數(shù)值計(jì)算分兩部進(jìn)行計(jì)算:第一步對(duì)金屬網(wǎng)四周水平向外側(cè)進(jìn)行張拉,每邊張拉10 mm,盡量保持與試驗(yàn)安裝中張拉尺寸基本一致,張拉后金屬網(wǎng)保持該狀態(tài),之后設(shè)置金屬網(wǎng)四周邊界為固定約束狀態(tài)(約束三個(gè)方向的平動(dòng)自由度),此時(shí)彈體裝置保持靜止;第二步按試驗(yàn)觀測(cè)條件,施加彈體初始沖擊速度和初始傾斜角度,彈體自由落體沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔,數(shù)值計(jì)算中施加的重力加速度與式(2)一致。

2.3 數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

為了驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算結(jié)果的可靠性,將采用數(shù)值方法得到的金屬網(wǎng)網(wǎng)孔受彈體裝置沖擊破壞瞬間的變形和等效應(yīng)力云圖,與試驗(yàn)中高速攝像拍攝的變形圖和破壞后變形圖進(jìn)行對(duì)比,繪制在圖11中。對(duì)比數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)得到的變形和破壞情況可以看出:金屬網(wǎng)破壞瞬時(shí),彈體沖擊裝置與金屬網(wǎng)網(wǎng)孔相互作用的宏觀變形情況基本一致,彈體裝置沖擊金屬網(wǎng)孔破壞瞬時(shí),僅受沖擊的金屬網(wǎng)網(wǎng)孔和周?chē)植烤W(wǎng)孔有較明顯的變形,其余部分網(wǎng)孔變形不是很明顯;金屬網(wǎng)的破壞僅局限在受直接沖擊的金屬網(wǎng)網(wǎng)孔部分,破斷點(diǎn)位于網(wǎng)孔橫向交叉節(jié)點(diǎn)位置。

圖11 彈體裝置沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的試驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)比圖

利用高速攝像機(jī)拍攝的彈體裝置沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔動(dòng)態(tài)過(guò)程,結(jié)合拍攝頻率可以獲得彈體裝置從接觸金屬網(wǎng)網(wǎng)孔到金屬網(wǎng)網(wǎng)孔發(fā)生破壞這段沖擊過(guò)程中的速度變化曲線,同時(shí)提取了數(shù)值計(jì)算獲得的彈體裝置在相同沖擊過(guò)程中的速度變化曲線,將兩者進(jìn)行對(duì)比繪制在圖12中。從圖12中可以看出:數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)試獲得的速度變化曲線趨勢(shì)基本一致,均表現(xiàn)為明顯的三階段特征,這與彈體裝置沖擊的動(dòng)態(tài)過(guò)程(圖7)基本一致。為進(jìn)一步對(duì)比數(shù)值計(jì)算結(jié)果的可靠性,提取第Ⅰ～Ⅲ階段末時(shí)刻彈體裝置從接觸金屬網(wǎng)到各階段末時(shí)刻所經(jīng)歷的時(shí)間、彈體裝置在該時(shí)刻的沖擊速度進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果如表3所示。

表3 數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)測(cè)試的不同時(shí)刻時(shí)間和速度對(duì)比

圖12 彈體裝置速度隨沖擊時(shí)間變化曲線

結(jié)合圖12和表3,對(duì)比試驗(yàn)測(cè)試和數(shù)值計(jì)算獲得的沖擊過(guò)程經(jīng)歷時(shí)間,可以明顯看出:在三個(gè)階段末,數(shù)值計(jì)算得到的彈體裝置所經(jīng)歷時(shí)間較試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果明顯滯后,最大偏差發(fā)生在第Ⅰ階段,誤差約28.0%,而后誤差逐漸減小,到第Ⅲ階段末,誤差降為15.9%。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的主要原因在于第Ⅰ階段的相互作用時(shí)間(彈體裝置從接觸金屬網(wǎng)到第Ⅰ階段末所經(jīng)歷的時(shí)間),數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果的偏差較大,而第Ⅱ、Ⅲ階段相互作用時(shí)間(第Ⅱ階段末與第Ⅰ階段末時(shí)間之差、第Ⅲ階段末與第Ⅱ階段末時(shí)間之差),數(shù)值計(jì)算結(jié)果分別為0.001 8 s、0.005 4 s,試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果分別為0.002 s、0.005 s,兩者非常接近。

對(duì)比彈體裝置沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔時(shí)在三個(gè)階段末時(shí)刻的速度可以看出,數(shù)值計(jì)算的結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果非常接近,誤差在0.40%以?xún)?nèi)。

2.4 誤差分析

從2.3節(jié)的對(duì)比分析可知,數(shù)值計(jì)算的速度變化曲線較試驗(yàn)測(cè)試獲得的曲線在時(shí)間上有明顯的滯后,特別是在第Ⅰ階段非常明顯,產(chǎn)生以上滯后的原因如下:

(1) 由于金屬網(wǎng)為松散連接的三維空間結(jié)構(gòu),且在編織組裝時(shí)允許有一些偏差,因此制備時(shí)很難精確的控制其鋪開(kāi)之后的尺寸,但數(shù)值計(jì)算中是嚴(yán)格的按照表1中相關(guān)參數(shù)建立的模型,沒(méi)有考慮尺寸偏差,因此數(shù)值模型與實(shí)際的金屬網(wǎng)在宏觀尺寸、網(wǎng)孔尺寸上存在一定的區(qū)別,而以上區(qū)別易造成實(shí)際試驗(yàn)時(shí)金屬網(wǎng)的張緊程度與數(shù)值模型的張緊程度不一致。從試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算的對(duì)比結(jié)果看,試驗(yàn)時(shí)金屬網(wǎng)的面內(nèi)實(shí)際張緊程度大于數(shù)值計(jì)算的張緊程度。

(2) 彈體裝置在第Ⅰ階段與金屬網(wǎng)網(wǎng)孔相互作用時(shí),彈體裝置頭部斜面段插入到網(wǎng)孔中,帶動(dòng)金屬網(wǎng)一起向下運(yùn)動(dòng),同時(shí)金屬網(wǎng)網(wǎng)孔逐步擴(kuò)大。金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的擴(kuò)大速度直接影響第Ⅰ階段的相互作用時(shí)間,而網(wǎng)孔擴(kuò)大的速度又受彈體裝置與金屬網(wǎng)網(wǎng)孔間的動(dòng)靜態(tài)摩擦系數(shù)、彈體裝置的沖擊角度、金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的精確尺寸、金屬網(wǎng)連接節(jié)點(diǎn)位置鋼絲之間的相互滑移和靜動(dòng)態(tài)摩擦系數(shù)等影響。從試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算的對(duì)比結(jié)果看,數(shù)值計(jì)算中金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的擴(kuò)大速度較試驗(yàn)要慢。

除第Ⅰ階段相互作用的時(shí)間存在較大誤差外,數(shù)值計(jì)算的第Ⅱ、Ⅲ階段相互作用時(shí)間與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果吻合較好,且三個(gè)階段末數(shù)值計(jì)算的速度與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果吻合也較好,這主要是由于在進(jìn)入第Ⅱ階段后,金屬網(wǎng)內(nèi)部連接節(jié)點(diǎn)位置均處于張緊狀態(tài)且充分接觸,后續(xù)金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的變形主要是彈體擠壓而產(chǎn)生的拉伸變形,節(jié)點(diǎn)位置的滑移非常小,此時(shí)數(shù)值模型與試驗(yàn)時(shí)金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的狀態(tài)基本一致,這一點(diǎn)在金屬網(wǎng)網(wǎng)孔受彈體裝置靜壓的試驗(yàn)中也觀察到了[21],另外數(shù)值計(jì)算的金屬網(wǎng)網(wǎng)孔破壞形態(tài)與試驗(yàn)獲得的破壞形態(tài)非常一致也較好的驗(yàn)證了這一點(diǎn)。因此,第Ⅱ、Ⅲ階段數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果基本吻合,誤差很小。

總體而言,綜合彈體裝置的速度變化曲線、金屬網(wǎng)變形和破壞情況的對(duì)比情況看,建立的金屬網(wǎng)數(shù)值模型能夠較好的考慮金屬網(wǎng)中交叉連接節(jié)點(diǎn)位置的接觸滑移和復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài),預(yù)測(cè)金屬網(wǎng)在剛性彈體裝置沖擊作用下的變形和破壞情況。

3 剛性彈體沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的參數(shù)分析及討論

3.1 彈體口徑、質(zhì)量和沖擊速度的影響

為進(jìn)一步研究剛性彈體與金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的相互作用,基于高強(qiáng)鋼絲在中低應(yīng)變率下的材料本構(gòu)方程和驗(yàn)證了的金屬網(wǎng)網(wǎng)孔受剛性彈體沖擊作用數(shù)值模型,采用數(shù)值分析方法對(duì)金屬網(wǎng)網(wǎng)孔在剛性彈體中低速?zèng)_擊作用下的力學(xué)特性開(kāi)展參數(shù)分析,主要討論彈體口徑、彈體質(zhì)量、彈體沖擊速度的影響。

數(shù)值分析中,彈體口徑設(shè)定為82 mm和107 mm,質(zhì)量設(shè)定為3 kg、4 kg和5 kg,同時(shí)僅考慮彈頭部位與金屬網(wǎng)間的相互作用,去掉彈體裝置的配重部分,通過(guò)改變彈體密度而達(dá)到預(yù)設(shè)質(zhì)量。從圖3中可以看出,彈頭部分的外形與彈體口徑相關(guān)。數(shù)值模型中彈體總長(zhǎng)度Ldt(不考慮彈頭配重部分)按式(6)計(jì)算

Ldt=1.3D+0.4D+0.4D

(6)

數(shù)值模型中彈體的相對(duì)密度,按式(7)計(jì)算

(7)

式中:mdt為預(yù)設(shè)數(shù)值模型中彈體質(zhì)量;Vdt為彈頭部分體積。

根據(jù)式(6)、(7)計(jì)算了兩種口徑、三種不同質(zhì)量彈體數(shù)值模型的具體參數(shù),如表4所示。

表4 數(shù)值模型中的彈體相關(guān)參數(shù)

數(shù)值分析中預(yù)設(shè)剛性彈體的初速度分別為50 m/s、100 m/s、150 m/s和200 m/s。為分析金屬網(wǎng)網(wǎng)孔在剛性彈體沖擊下的力學(xué)性能,重點(diǎn)考察了金屬網(wǎng)網(wǎng)孔施加給彈體的峰值過(guò)載力Fmax和彈體穿過(guò)金屬網(wǎng)損失的能量W,具體計(jì)算公式如下

Fmax=mdta

(8)

(9)

式中:mdt為預(yù)設(shè)數(shù)值模型中彈體質(zhì)量;a為剛性彈體的峰值過(guò)載;v1為剛性彈體的初速度;v2為剛性彈體穿過(guò)金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的速度。

圖13中給出了兩類(lèi)口徑彈體(質(zhì)量為5 kg)在速度為100 m/s時(shí)沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的變形圖。對(duì)于82 mm口徑彈體,彈體沖擊并穿過(guò)金屬網(wǎng)網(wǎng)孔后,金屬網(wǎng)網(wǎng)孔未發(fā)生破壞,其余速度沖擊情況下變形情況也一致(圖13(a)),而107 mm口徑彈體沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔過(guò)程中,金屬網(wǎng)網(wǎng)孔發(fā)生了破壞,破壞位置位于網(wǎng)孔橫向交叉節(jié)點(diǎn)位置,其余速度沖擊情況下變形情況也一致(見(jiàn)圖13(b)所示)。

(a) 82 mm v=100 m/s

圖14、15中選取了兩類(lèi)口徑彈體(質(zhì)量5 kg)在不同速度沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔,彈體達(dá)到峰值過(guò)載力時(shí)刻的變形和應(yīng)力云圖。從圖14和15可以看出:

v=50 m/s

v=50 m/s

(1) 當(dāng)沖擊速度在50 m/s時(shí),金屬網(wǎng)整體上發(fā)生了漏斗型的拉伸變形,107 mm口徑彈體沖擊下金屬網(wǎng)的整體變形較82 mm口徑彈體更加明顯;隨著沖擊速度的增大,金屬網(wǎng)整體上的變形逐步減弱,金屬網(wǎng)對(duì)彈體沖擊變形的局部響應(yīng)現(xiàn)象愈發(fā)明顯,當(dāng)沖擊速度達(dá)到200 m/s時(shí),金屬網(wǎng)中僅存在與彈體接觸的網(wǎng)孔以及與接觸網(wǎng)孔節(jié)點(diǎn)相連的網(wǎng)孔發(fā)生變形,其余部位基本未發(fā)生明顯的變形。

(2) 金屬網(wǎng)中與彈體接觸的網(wǎng)孔變形形態(tài)與沖擊速度基本無(wú)關(guān),均表現(xiàn)為接近剛性彈體剖面的變形,沿金屬網(wǎng)網(wǎng)孔橫向的兩個(gè)節(jié)點(diǎn)發(fā)生較大的接觸滑移,縱向兩個(gè)節(jié)點(diǎn)未見(jiàn)明顯的滑移。

(3) 在材料應(yīng)變率硬化的影響下,隨著沖擊速度的逐漸增大,金屬網(wǎng)中鋼絲的有效應(yīng)力峰值逐漸增大。

(4) 對(duì)比不同速度下,彈體與金屬網(wǎng)網(wǎng)孔相對(duì)位置可以看出,雖然金屬網(wǎng)的整體變形不一致,但當(dāng)剛性彈體達(dá)到峰值過(guò)載力時(shí),剛性彈體與金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的相對(duì)位置基本保持一致,因此,金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的變形形態(tài)也基本一致,即接近于此刻彈體剖面的變形。

表5、6中分別給出了兩類(lèi)口徑剛性彈體在不同質(zhì)量和不同速度下沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔時(shí),剛性彈體受到的峰值過(guò)載力和穿過(guò)金屬網(wǎng)網(wǎng)孔損失的能量。從表5和6可以看出:

表5 剛性彈體受到的峰值過(guò)載力

(1) 在相同的彈體口徑和沖擊速度作用下,隨著彈體質(zhì)量的增大,沖擊動(dòng)能逐漸增大,但彈體的峰值過(guò)載力和彈體穿過(guò)金屬網(wǎng)損失的能量變化不明顯,彈體質(zhì)量對(duì)其受到的峰值過(guò)載力和能量損失影響很小;

(2) 在相同的彈體口徑、相同的彈體質(zhì)量情況下,隨著彈體沖擊速度的增大,彈體受到的峰值過(guò)載力逐漸增大,彈體穿過(guò)金屬網(wǎng)損失的能量逐漸減小;在相同速度、相同質(zhì)量情況下,彈體口徑對(duì)峰值過(guò)載力和能量損失影響最大,107 mm口徑彈體受到的峰值過(guò)載力較82 mm口徑峰值過(guò)載力平均增大約2.3倍,穿過(guò)金屬網(wǎng)損失的能量則是82 mm口徑彈體的約2.3倍。

(3) 相比剛性彈體靜壓金屬網(wǎng)網(wǎng)孔獲得的彈體反向荷載,在彈體沖擊作用下,82 mm口徑彈體峰值過(guò)載力較靜壓試驗(yàn)增大約1.05～1.47;107 mm口徑彈體峰值過(guò)載力較靜壓試驗(yàn)值增大約1.04～1.40。

3.2 金屬網(wǎng)網(wǎng)孔與彈體相互作用規(guī)律的討論

綜合金屬網(wǎng)網(wǎng)孔與彈體相互作用的試驗(yàn)和影響因素分析,金屬網(wǎng)網(wǎng)孔與彈體相互作用有如下特點(diǎn):

(1) 剛性彈體在沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的過(guò)程中,由于金屬網(wǎng)為松散連接的網(wǎng)狀結(jié)構(gòu),網(wǎng)孔的四個(gè)節(jié)點(diǎn)均可在小范圍內(nèi)自由移動(dòng),特別是網(wǎng)孔橫向兩個(gè)節(jié)點(diǎn)鋼絲的接觸滑移更為明顯,這主要是由于金屬網(wǎng)的三維幾何構(gòu)造決定的,當(dāng)金屬網(wǎng)網(wǎng)孔受到彈體沖擊時(shí),橫向兩個(gè)節(jié)點(diǎn)處鋼絲在復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下首先發(fā)生破斷。因此,在建立金屬網(wǎng)數(shù)值模型時(shí),需要精確的考慮金屬網(wǎng)的三維編織狀態(tài)、內(nèi)部鋼絲交叉節(jié)點(diǎn)位置的幾何形態(tài)。

(2) 在沖擊速度和彈體口徑一致的情況下,彈體質(zhì)量對(duì)峰值過(guò)載力影響不大。這主要是由于金屬網(wǎng)為柔性結(jié)構(gòu),網(wǎng)孔也處于松散狀態(tài),當(dāng)彈體撞擊到金屬網(wǎng)網(wǎng)孔時(shí),由慣性作用導(dǎo)致的彈體過(guò)載力不大,隨著彈體沖擊的繼續(xù)進(jìn)行,金屬網(wǎng)網(wǎng)孔隨著彈體一起運(yùn)動(dòng)的同時(shí),網(wǎng)孔受到彈體的擠壓也逐漸形成接近彈體剖面的變形。金屬網(wǎng)網(wǎng)孔最終的變形形態(tài)由彈體外形決定,應(yīng)變率硬化效應(yīng)由彈體沖擊速度決定,雖然彈體質(zhì)量增大,增大了金屬網(wǎng)網(wǎng)孔受到的沖擊動(dòng)能,但彈體的峰值過(guò)載力僅與網(wǎng)孔最終的變形形態(tài)和網(wǎng)孔中鋼絲的變形速率有關(guān),因此,彈體口徑和沖擊速度是峰值過(guò)載力的關(guān)鍵影響因素。

(3) 對(duì)比不同口徑彈體靜壓金屬網(wǎng)網(wǎng)孔獲得的反向荷載、彈體沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔獲得的峰值過(guò)載力,在速度相同的情況下,不同口徑彈體峰值過(guò)載力較靜壓試驗(yàn)值增大的幅度基本一致,這主要是由于鋼絲的應(yīng)變率硬化效應(yīng)與彈體和金屬網(wǎng)網(wǎng)孔間的作用速度相關(guān),當(dāng)速度一致的情況下,增加的幅度也基本保持一致。

(4) 金屬網(wǎng)對(duì)彈體的能量衰減作用,與彈體的沖擊速度反相關(guān),這主要是由于彈體沖擊速度較大時(shí),金屬網(wǎng)的整體變形越小,造成金屬網(wǎng)整體吸收的能量減小導(dǎo)致;彈體質(zhì)量對(duì)金屬網(wǎng)衰減彈體沖擊能量關(guān)系不大,這主要是由于彈體能量的衰減最終由金屬網(wǎng)施加給彈體的過(guò)載力和作用距離決定,而這兩點(diǎn)與彈體質(zhì)量關(guān)聯(lián)性不大;彈體口徑對(duì)金屬網(wǎng)的整體變形和金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的變形起決定因素,因此彈體口徑越大,彈體穿過(guò)金屬網(wǎng)網(wǎng)孔損失的能量也越大。

4 結(jié) 論

開(kāi)展了剛性彈體沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔的試驗(yàn)、數(shù)值模擬及影響因素分析和討論,得到了如下幾點(diǎn)結(jié)論:

(1) 剛性彈體沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔時(shí),網(wǎng)孔橫向交叉節(jié)點(diǎn)位置鋼絲存在接觸滑移,且在復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下首先發(fā)生斷裂破壞,金屬網(wǎng)的其余部分基本恢復(fù)到初始狀態(tài)。

(2) 為模擬金屬網(wǎng)網(wǎng)孔在剛性彈體沖擊下鋼絲接觸滑移、交叉節(jié)點(diǎn)位置的復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài),數(shù)值模型中需要充分考慮金屬網(wǎng)中鋼絲彎折部分的幾何形態(tài)和單元?jiǎng)澐志?確保能較好的模擬鋼絲彎折部分的力學(xué)性能和斷裂破壞特點(diǎn)。

(3) 由于金屬網(wǎng)柔性特征和網(wǎng)孔中節(jié)點(diǎn)的松散連接特點(diǎn),剛性彈體在沖擊金屬網(wǎng)網(wǎng)孔時(shí),剛性彈體的峰值過(guò)載力和能量衰減僅與沖擊速度、彈體外形相關(guān),而與剛性彈體自身的質(zhì)量關(guān)聯(lián)性不大。