Application of 3D FE-SPH adaptive coupling algorithm to penetration analysis of spaced multi-layered metallic targets
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摘要: 鉴于有限元算法不能有效地模拟侵彻过程所产生的金属碎片, 本文中基于三维自适应FE-SPH耦合算法的基本理论, 自主开发了模拟多层间隔金属靶侵彻问题的三维FE-SPH耦合计算程序。该程序采用四面体单元对多层间隔金属靶侵彻模型进行初始离散, 计算过程中, 当四面体单元等效塑性应变超过某一设定值时, 单元自动转化为SPH粒子, 并引入有限单元-粒子接触算法和耦合算法, 实现大变形和破碎区域采用SPH方法计算, 克服有限元法单元畸变存在的问题。多层间隔靶侵彻算例分析表明, 三维FE-SPH耦合计算程序采用等效塑性应变作为转化判据计算结果较稳定, 并且能够有效地再现侵彻过程中所产生的碎片, 能够模拟侵彻碎片对后层靶的毁伤效应。
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关键词:
- 爆炸力学 /
- FE-SPH耦合算法 /
- 侵彻 /
- 等效塑性应变 /
- 多层间隔金属靶
Abstract: As the metal fragments of penetration can not be effectively simulated by finite element method(FEM), a three-dimensional(3D)calculation code was developed to simulate penetration problem of multi-layered spaced metal plates based on theory of 3D FE-SPH adaptive coupling algorithm.Numerical models are approximated initially by tetrahedral elements.When equivalent plastic strain of elements reaches a specified value, they are converted into particles and are calculated by Smoothed Particle Hydrodynamics(SPH)method.Then the regions of large deformation and crush are simulated by SPH method, as SPH method overcome the distortion of elements in FEM.Contact method and coupling algorithm are used to calculate the interface between FEM and SPH method. Two numerical examples are presented to validate the 3D FE-SPH code by representing penetration process of spaced multi-layered metallic targets.The numerical simulation results show that good accuracy and stability are compared to experiment, when equivalent plastic strain is used as criterion of conversion. -
地下工程施工过程中围岩体不可避免地会受到循环载荷扰动,经循环荷载扰动围岩体的力学性能是决定围岩承载能力的重要因素。大量岩土工程实践表明,岩体(如地下洞室群[1])会受到多次开挖扰动等循环荷载作用,导致岩体承受的荷载作用形式是多次的、循环的。在循环荷载作用下,岩石的力学特性与静态荷载作用下有显著不同[2]。经循环荷载扰动的围岩体仍将面临冲击地压[3]、毗邻洞室爆破开挖[4]等动荷载威胁,因此研究经循环荷载损伤的岩体动态力学特性十分有意义。
以往的研究表明,影响岩石疲劳寿命的主要因素是周期荷载的上限应力和幅值[5]。谢和平等[6]从能量的角度出发,认为岩石的变形破坏过程实际上就是一个从局部损耗到局部破坏最终到整体灾变过程。张志镇等[7]通过4种加载速率对红砂岩试件进行单轴不断增加荷载循环加、卸载实验,得到能量的演化及转化规律。邓华锋等[8]探讨频率和幅值变化对加卸载过程中动弹性模量、阻尼比和阻尼系数等动力参数的影响。郭印同等[9]通过实验得出提高上限应力值和平均应力值,盐岩初始轴向变形和循环轴向变形的比率都会提高,疲劳破坏时的总循环次数显著减小。Shalev等[10]分析了体积应变、体积模量和加、卸载过程中的滞回效应及幅值的关系。周家文等[11]利用砂岩的循环加卸载实验得到了利用应力应变曲线计算损伤变量的方法。张媛等[12]对砂岩进行循环荷载作用下不同围压时的三轴压缩实验,得到循环荷载作用下围压对砂岩滞回环演化规律。黎立云等[13]通过对岩石试件进行了竖向循环加卸载直至破坏的双向压缩实验,得出破坏时的总吸收能、总耗散能和总弹性应变能;朱珍德等[14]利用细观图像实验得到频率与岩石断口细观裂纹总数目、面积及分形维数关系。以上研究可以分为两大类,一类是研究不同加载速率、不同偏应力、不同围压等因素对滞回曲线、能量、损伤等参数的影响,一类是研究疲劳寿命与上限应力等因素的关系,得到了一些有益的结论。
爆破等冲击荷载直接威胁地下工程的安全[4],章根德[15]通过霍普金森压杆研究岩石的动态响应,还分析讨论了影响动态强度的一些因素。黎立云等[16]对砂岩试件进行了动态霍普金森杆冲击破坏实验和静态加压破坏实验,对于动态冲击实验,得到了不同冲击速度下岩石试件破坏时的总吸收能、总耗散能。刘红岩等[17]讨论了节理参数及载荷应变率等对岩体动态力学特性的影响,得到了岩体动态峰值强度及弹性模量则随着节理法向及切向刚度的增大分别减小或增大。宫凤强等[18]分别利用RMT-150C和分离式霍普金森压杆试验系统对砂岩进行了不同应变率下的单轴压缩、三轴压缩和拉伸实验,给出了不同应变率范围内动态Mohr-Coulomb准则和动态Hoek-Brown准则的具体表达形式。胡柳青等[19]研究了冲击荷载作用下岩石破裂损伤的耗能规律。刘军忠等[20]得到了动态抗压强度、强度增强因子、比能量吸收与平均应变率之间的关系。李夕兵等[21]研究了动静组合加载条件下岩石的力学特性与破坏模式。这些研究主要集中于率效应、节理对岩石力学行为的影响及率效应对冲击过程中能量分配的影响。
实际上地下工程的开挖,受循环荷载扰动后的损伤岩体力学性能是决定工程安全的重要因素,但对循环荷载损伤大理岩的动力学性质的研究鲜有报道。本文中在上述研究的基础上,通过设置循环荷载上限应力和循环次数,得到不同损伤变量的大理岩岩样。通过损伤岩样动力学实验,揭示损伤变量对大理岩动力学参数及能量分配的影响。
1. 实验方案
1.1 试样制备
实验所用白色大理岩取自中国云南,所含矿物成分及其含量通过X射线衍射获得:主要由CaO(33.4%)、MgO(19.1%)和SiO2(11.5%)组成。此外,还检测到其他矿物杂质,例如Fe2O3(0.16%)和Al2O3(0.16%)。试样密度和孔隙率分别为2.810 g/cm3和0.596%。
所取大理岩的CT扫描如图1所示,从图中可以看出每个CT图像中所有像素的平均CT数(CTa)没有显著差异,并且标准差(CTsd)非常小(在100 Hu内)。因此,所选大理石的均质性和完整性较好。考虑到岩样损伤后要采用分离式Hopkinson压杆(SHPB)装置进行冲击实验,圆柱形试样的高径比定为1∶1,均为50 mm。加工精度符合相关规定,并保持自然风干状态。岩样共计51块,包括测定静单轴抗压强度试样U01~U03,以及等荷载循环加卸载试样T01~T48(见表1)。
表 1 等荷载循环加卸载试样Table 1. Cyclic loading and unloading specimens under equal loadσuls/σucs 循环次数 80 60 40 20 80% T37 T40 T43 T46 T38 T41 T44 T47 T39 T42 T45 T48 85% T25 T28 T31 T34 T26 T29 T32 T35 T27 T30 T33 T36 90% T4 T1 T7 T10 T5 T2 T8 T11 T6 T3 T9 T12 95% T13 T16 T19 T22 T14 T17 T20 T23 T15 T18 T21 T24 1.2 实验设备及方案
实验分为两部分,单轴等荷载循环加卸载损伤实验和冲击实验。
循环损伤实验:实验设备采用MTS 815,试样两端涂抹凡士林以减小端部效应对实验的影响。本次实验第一次循环加载段采用加载速率为1 kN/s的线性加载,加载到上限应力处采用频率为0.2 Hz的正弦波进行加载,直到达到设计的循环次数。上限应力(σuls)分别设置为单轴抗压强度(σucs)的80%、85%、90%及95%。
冲击实验:采用分离式Hopkinson压杆(SHPB)实验系统进行单轴冲击实验。该系统子弹、入射杆、透射杆的直径均为75 mm,长度依次为0.6、5和3 m。经现场调试,冲击气压设定为0.14 MPa,子弹速度4 m/s左右,实验设备如图2所示。
2. 单轴等荷载循环损伤实验
2.1 上限应力确定
单轴抗压强度曲线如图3所示,U01~U03单轴抗压强度分别为76、80、67 MPa,平均单轴抗压强度取74 MPa。本文中损伤强度(σcd)采用体积应变曲线的体积应变(εv)最大点对应的应力值[22],如图4所示。为了防止岩样循环过程中发生破坏,最大上限应力设置为单轴抗压强度的95%(70 MPa),为了获取损伤效果较好的岩样,最小上限应力取单轴抗压强度的80%(59 MPa,高于图4所得的损伤强度)。
典型单轴循环加卸载应力应变曲线如图5所示。由图5可知,加载曲线与卸载曲线不重合,形成滞回环并且随着循环次数的增加,应力应变滞回环向应变增大的方向发展。发展趋势由疏到密,最终趋于重合,与文献[12]的结论一致。
2.2 耗散能分析
岩石在变形直至破坏过程中,会伴随能量的耗散和释放。由能量守恒定律可知,假设此物理过程中与外界没有热交换,计算公式如下[6]:
U=Ue+Ud(1) 式中:U为输入能,即外界对试样所做的功;Ud为耗散能,即加载过程中耗散的能量,主要用于岩石的内部损伤和塑性变形;Ue为弹性应变能,即加载过程中储存在岩石试样内部的能量,卸载阶段会释放出去。其中能量密度计算公式如下:
{ui=∫ε′0σidεiui,d=∫ε′0σidεi−∫ε″ε′σidεiui,e=∫ε″ε′σidεi (2) 式中:ε′为卸载应力σ′处所对应的应变;ε″为应力卸载到0处所对应的应变,即塑性应变。
图6所示为岩石在应力水平σ′处的加卸载应力应变曲线。循环加卸载实验过程中(以60次循环为例)耗散能密度如图7所示。
当加载到应力水平σ′时,输入能密度为ui,可由该应力点处加载曲线与横坐标的面积确定;耗散能密度为ui,d,可由该应力点处加载曲线与卸载曲线之间的面积确定;弹性应变能密度为ui,e,可由卸载曲线与横坐标轴之间的面积确定[7]。
由图7可知,累积耗散能密度随循环次数的增加呈线性增加,上限应力越大累积耗散能密度增长速率越大。
2.3 塑性应变
塑性应变为不可逆应变,即总应变与弹性应变的差值,如下式所示[11]:
ε″(i)=ε′(i)−εe(i)(3) 式中:ε″为塑性应变,ε′为卸载应力σ′处应变即总应变,εe(i)为弹性应变。
根据公式(3)得到塑性应变均值随上限应力和循环次数的演化规律,计算结果如图8所示。由图8可知,同等上限应力水平下,随着循环次数的增加,塑性应变先快速增大,后缓慢增加,最后趋于稳定,且趋于稳定所需的循环次数与上限应力呈正相关。原因是随循环次数增加,滞回环最终趋于重合,即耗散能趋近于0,此时继续加卸载,试样不会产生新的塑性变形,即塑性应变最终会稳定在一定数值,而上限应力越大,累积耗散能密度越大,岩样内部损伤和塑性变形也会增大,如图5、7所示。
3. 损伤大理岩动力学特性
为消除矩形波加载带来的弥散效应,需进行入射波整形[23-24],本次实验入射波波形整形器选用直径10 mm、厚2 mm的橡胶片[25]。经整形器整形后应变波如图9所示,由图9可知波形整形效果较好。损伤试样动弹性模量远远小于杆件的弹性模量,因此忽略了试件横截面积的不匹配引起的二维效应[26]。利用三波法计算出应变率均值为48.69 s−1,标准差为8.43 s−1,可以认为恒应变率加载,忽略应变率对本次实验的影响。
本文中应力应变关系采用三波法[27]计算,动态弹性模量采用ISRM推荐的计算方法[28]。
3.1 动力学实验结果
实验所得动态应力应变曲线如图10所示。由图10可知,试样承受循环加卸载的上限应力和循环次数不同,动态强度和破坏应变的差异性更为显著。试样所受循环次数越多、上限应力越大,其强度越低,破坏应变明显偏大。这是由于循环次数和上限应力的差异造成岩样内部微裂隙发育情况不尽相同,循环次数越多、上限应力越大,岩样内部微裂隙越多造成的。
动态强度与上限应力、循环次数之间的关系分别如图11~12所示。由图11可以看出,动态强度随循环加卸载上限应力的增加呈负相关,可以划分为两个阶段:σuls/σucs=0.80~0.85的快速下降阶段及σuls/σucs=0.85~0.95的缓慢下降阶段。从图12可知,动弹性模量随上限应力变化规律与动态抗压强度随上限应力变化规律类似,动弹性模量随上限应力的变化也呈现出2个阶段:σuls/σucs=0.80~0.85的快速下降段和σuls/σucs=0.85~0.95的缓慢下降段。
3.2 损伤变量对大理岩动力学特性影响
上文分析了循环加卸载实验上限应力、循环次数对大理岩动力学性质的影响,得到了动态抗压强度、动态弹性模量随循环加卸载上限应力、循环次数的变化规律。循环加卸载实验中上限应力和循环次数对大理岩的影响,从本质上来说是对大理岩造成了不同程度损伤。损伤变量定义如下[29]:
D=1−(vrv0)2(4) 式中:D为损伤变量,vr为受损岩石中的波速,v0为原始岩石中的波速。本文中通过康科瑞NM–4A非金属超声检测分析仪测得各个岩样的波速,如表2所示。
表 2 不同上限应力及循环次数下波速Table 2. Wave speed for different upper limit stress and number of cyclesσuls/σucs 循环次数 平均波速/(km·s−1) 损伤变量 80% 20 4.951 0.124 40 4.774 0.186 60 4.605 0.242 80 4.288 0.343 85% 20 4.639 0.231 40 4.513 0.273 60 4.288 0.343 80 4.117 0.395 90% 20 4.513 0.273 40 4.401 0.308 60 4.178 0.377 80 3.989 0.432 95% 20 4.362 0.320 40 4.288 0.343 60 4.083 0.405 80 3.844 0.472 0 0 5.291 0 分析表2可知,上限应力越大(或循环次数越多),损伤岩样的波速越小,表明岩样的损伤越大,内部微裂隙越多。损伤变量随上限应力演化情况如图13所示。
由图13可知,同等循环次数下,上限应力越大,损伤变量随着上限应力的增加而增大。由上文可知累积耗散能密度与上限应力(循环次数)呈正相关,因此损伤变量也随着上限应力(循环次数)的增大而增大。
损伤变量增量随上限应力的增大而减小,这可能是由于岩石材料承受的上限应力达到损伤强度时,材料内部产生大量的微裂隙,当微裂隙达到一定数量时,上限应力的增大并不能使岩样内部裂隙数量持续快速增加。
动态单轴抗压强度、动态弹性模量随损伤变量的演化过程如图14~15所示。
本文中采用指数函数拟合,可以更好地拟合损伤变量为1时试样失去承载能力、动态强度和动弹性模量趋近于0的情况。由图14~15可知,动态抗压强度和动态弹性模量均随损伤变量的增加呈指数衰减。这主要是由于随着损伤变量的增加,内部微裂隙数目越多,岩样劣化越严重,在同一冲击气压下必然导致动态抗压强度的衰减。动弹性模量主要表征了岩样的轴向抗变形能力,破坏应变是其主导因素之一,从图10可以看出,损伤变量越大破坏应变越大,这也从另一方面验证了动态弹性模量随损伤变量增加而降低。
3.3 能量分析
冲击实验中,入射波、反射波和透射波包含的能量依次为WI、WR、WT,试样吸收能量为WL,WL主要为由三部分构成:(1)破碎耗能WFD,主要用于产生新的断裂表面和裂纹扩展等;(2)碎块弹射的动能WK;(3)其他能量WO,主要指以其他如热能等各种形式耗散的能量。其中被耗散的能量很小可以忽略,且碎块弹射速度的测定非常困难,因此WK的确定也存在一定难度。Zhang等[30]利用高速相机对SHPB实验中岩石碎块的速度进行测定,WK约占WL的5.05%,因此本文的研究中,岩石的破碎吸能WFD的计算直接以岩石总吸收能来近似替代[31]。计算公式如下:
{WI=A0c0E∫σ2Idt=A0c0E∫ε2IdtWR=A0c0E∫σ2Rdt=A0c0E∫ε2RdtWT=A0c0E∫σ2Tdt=A0c0E∫ε2TdtWL=WFD=WI−(WR+WT) (5) 式中:σI、σR和σT分别对应于压杆上的入射波、反射波和透射波的应力;c0和E为压杆中声波传播速度和弹性模量;A0为压杆横截面积。计算结果如图16~17所示。
由图16可知,当D<0.343时,透射能占比大于反射能占比,且随着损伤增加,透射能占比呈现出降低的趋势而反射能占比则不断增加,破碎耗能占比稳定在10%左右;而D>0.343时,透射能占比小于反射能,透射能占比持续降低反射能占比不断增加,而破碎耗能占比情况与D<0.343时完全不同,出现占比增大的趋势。这可以通过一维应力波理论进行解释,根据一维应力波理论得到的试样应变和应力如式(6)所示:
{ε(t)=−2c0L∫εRdtσ(t)=A0AsEεT (6) 式中:AS和A0为试件和压杆横截面积,L为试件长度。
由式(6)可知,反射波决定了试件的应变变化,透射波能够反映岩石试件中的平均应力变化情况。结合图10可得随损伤变量的增加,损伤大理岩破坏应变显著增大,而动态强度有所降低,因此反射波与损伤变量呈正相关而透射波随损伤变量增加不断减小。
由图17可知,在冲击载荷下,随着岩石损伤变量的增加,破碎吸能分为两个阶段,稳定阶段和增长阶段,临界损伤变量D=0.343;当D<0.343时,破碎吸能稳定在13 J左右,而D>0.343时,破碎吸能随着损伤变量增加持续增加。这是因为岩石破坏过程中的能量耗散特性与其内部损伤特征有十分密切的联系,裂纹的繁衍、扩展和贯通每一阶段都要从外部吸收能量,而且是不可逆的能量耗散过程。当D<0.343时,岩样内部的微裂隙较少导致岩样能量吸收较少;当D>0.343时,岩样内部微裂隙较多,因此在实验过程中容易吸收更多的能量用于内部微裂隙的扩展和贯通。
由于实验手段的限制,本次实验忽略了碎块弹射动能,因此当D>0.343时,碎块弹射动能是否是引起试样总吸收能增加的因素以及随损伤变量增加碎块弹射动能的演化规律仍然需要进一步的研究。
4. 结 论
对大理岩进行了4级上限应力、4种循环次数的等荷载循环加卸载实验,得到了48块不同损伤程度的大理岩试样,并对循环加卸载损伤岩样开展了SHPB冲击动力学实验,得到了如下主要结论:
(1)相同上限应力下,随着循环次数的增加,塑性应变逐渐增大。上限应力越大,塑性应变趋于稳定所需的循环次数也会增大。
(2)动态抗压强度、动态弹性模量随上限应力σuls的变化呈现出两个变化阶段:(80%~85% )σucs的快速下降段和(85%~95% )σucs的缓慢下降段。
(3)损伤变量随上限应力、塑性应变增加呈非线性增加,损伤变量增量随着上限应力、塑性应变的增大而减小。动态单轴抗压强度、动态弹性模量随损伤变量增大呈指数衰减。
(4)当D<0.343时,反射能占比随损伤变量增加逐渐增大,透射能不断衰减,但透射能占比大于反射能占比,破碎吸能占比在10%上下浮动,其数值约为13 J;当D>0.343时,反射能和破碎吸能占比逐渐增加,透射能不断衰减,此时透射能占比小于反射能。碎块弹射动能随损伤变量的演化规律仍然需要进一步的研究。
感谢陆军军官学院姜锡权教授对SHPB实验给予的悉心指导与热情帮助。
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表 1 实验数据[6]与计算结果比较
Table 1. Comparison between experimental and simulation results
v/(m·s-1) v/(m·s-1) FEM δ/% FE-SPH δ/% No. 工况2 工况3 工况4 工况6 工况8 工况9 v0 1267.0 1269.0 1308.0 1341.0 1286.0 1280.0 1291.8 1300.0 -0.63 1300.0 -0.63 v1 1092.0 1150.0 954.0 1088.0 1196.0 1080.0 1093.3 1065.2 2.57 1119.1 -2.36 v2 968.0 - - 822.0 961.0 878.0 907.3 861.4 5.06 917.2 -1.09 v3 - - - - 750.0 - 750.0 651.1 13.19 741.1 1.15 v4 - - - - - 551.0 551.0 457.3 17.01 571.5 -3.72 -
[1] Forrestal M J, Bϕrvik T, Warren T L. Perforation of 7075-T651 aluminum armor plates with 7.62 mm APM2 bullets[J]. Experimental Mechanics, 2010, 50(8): 1245-1251. doi: 10.1007/s11340-009-9328-4 [2] Bϕrvik T, Clansen A H, Eriksson M, et al. Experimental and numerical study on the perforation of AA6005-T6 panels[J]. International Journal of Impact Engineering, 2005, 32(1/2/3/4): 35-64. [3] Gupta N K, Madhu V. An experimental study of normal and oblique impact of hard-core projectile on single and layered plates[J]. International Journal of Impact Engineering, 1997, 19(5/6): 395-414. http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s0734743x97000018 [4] 董永香, 冯顺山, 段相杰.弹丸斜侵彻多层间隔靶特性研究[J].中北大学学报:自然科学版, 2010, 31(3): 221-226. http://d.wanfangdata.com.cn/Periodical/hbgxyxb201003004Dong Yong-xiang, Feng Shun-shan, Duan Xiang-jie. Oblique penetration characteristics of multi-layered spaced targets by steel projectiles[J]. Journal of North University of China: Natural Science Edition, 2010, 31(3): 221-226. http://d.wanfangdata.com.cn/Periodical/hbgxyxb201003004 [5] 朱锡, 梅志远, 刘润泉, 等.舰用轻型复合装甲结构及其抗弹实验研究[J].爆炸与冲击, 2003, 23(1): 61-66. http://d.wanfangdata.com.cn/Periodical/bzycj200301012Zhu Xi, Mei Zhi-yuan, Liu Run-quan, et al. Warship's light composite armor structure resistibility for ballistic impact[J]. Explosion and Shock Waves, 2003, 23(1): 61-66. http://d.wanfangdata.com.cn/Periodical/bzycj200301012 [6] 岳小兵, 龙源, 方向, 等.高速模拟钢质弹丸侵彻多层靶仿真[J].解放军理工大学学报:自然科学版, 2003(4): 40-44. http://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTotal-JFJL200304009.htmYue Xiao-bing, Long Yuan, Fang Xiang, et al. Numerical simulation of steel projectile penetrating intomulti-layer spaced metal plates[J]. Journal of PLA University of Science and Technology: Natural Science, 2003(4): 40-44. http://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTotal-JFJL200304009.htm [7] Bϕrvik T, Hopperstad O S, Pedersen K O. Quasi-brittle fracture during structural impact of AA7075-T651 aluminum plates[J]. International Journal of Impact Engineering, 2010, 37(5): 537-551. http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0734743X09001924 [8] Johnson G R. Linking of lagrangian particle methods to standard finite element methods for high velocity impact simulations[J]. Nuclear Engineering and Design, 1994(1): 265-274. http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/0029549394901430 [9] Johnson G R, Stryk R A. Symmetric contact and sliding interface algorithms for intense impulsive loading computations[J]. Compute Methods in Applied Mechanics and Engineering, 2001, 190(35/36): 4531-4549. http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0045782500003315 [10] Johnson G R, Stryk R A. Conversion of 3D distorted elements into meshless particles during dynamic deformation[J]. International Journal of Impact Engineering, 2003, 28(9): 947-966. http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0734743X03000125 [11] Sauer M. Simulation of high velocity impact in fluid-filled containers using finite elements with adaptive coupling to smoothed particle hydrodynamics[J]. International Journal of Impact Engineering, 2011, 38(6): 511-520. http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0734743X10001697 [12] Sonia F M, Javier B and Antonio H. Continuous blending of SPH with finite elements[J]. Computers & Structures, 2005, 83(17/18): 1448-1458. http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S004579490500074X [13] Vuyst T D, Vignjevic R, Campbell J C. Coupling between meshless and finite element methods[J]. International Journal of Impact Engineering, 2005, 31(8): 1054-1064. http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0734743X0400082X [14] 王吉, 王肖钧, 卞梁.光滑粒子法与有限元的耦合算法及其在冲击动力学中的应用[J].爆炸与冲击, 2007, 27(6): 522-528. http://www.cqvip.com/Main/Detail.aspx?id=26408350Wang Ji, Wang Xiao-jun, Bian Liang. Linking of smoothed particle hydrodynamics method to standardfinite element method and its application in impact dynamics[J]. Explosion and Shock Waves, 2007, 27(6): 522-528. http://www.cqvip.com/Main/Detail.aspx?id=26408350 [15] 梁超, 刘平, 胡德安, 等. FE-SPH自适应耦合方法模拟钢筋混凝土靶侵彻问题[C]//全国强动载效应及防护学术会议暨复杂介质/结构的动态力学行为创新研究群体学术研讨会论文集. 2013: 28-39. [16] 胡德安, 韩旭, 肖毅华, 等.光滑粒子法及其与有限元耦合算法的研究进展[J].力学学报, 2013, 45(5): 639-652.Hu De-an, Han Xu, Xiao Yi-hua, et al. Research developments of smoothed particle hydrodynamicsmethod and its coupling with finite element method[J]. Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics, 2013, 45(5): 639-652. [17] 杨刚, 梁超, 刘平, 等.基于三维FE-SPH自适应耦合算法的子弹侵彻混凝土靶跳飞问题模拟[J].工程力学, 2013, 30(9): 276-282. http://www.cqvip.com/QK/95324X/20139/47268989.htmlYang Gang, Liang Chao, Liu Ping, et al. Numerical simulation of ricochet problem of projectile penetrating intoconcrete target based on 3d FE-SPH adaptive coupling algorithm[J]. Engineering Mechanics, 2013, 30(9): 276-282. http://www.cqvip.com/QK/95324X/20139/47268989.html [18] 肖毅华, 胡德安, 韩旭.一种有限元-光滑粒子流体动力学耦合算法[J].计算物理, 2011, 28(2): 219-225. http://d.wanfangdata.com.cn/Periodical/jswl201102009Xiao Yi-hua, Hu De-an, Han Xu. A coupling algorithm of finite element and smoothed particle hydrodynamics[J]. Chinese Journal of Computational Physics, 2011, 28(2): 219-225. http://d.wanfangdata.com.cn/Periodical/jswl201102009 [19] Johnson G R, Cook W H. A constitutive model and data for metals subjected to large strains, high strain rates and high temperatures[C]//Proceedings of the Seventh International Symposium on Ballistics. Netherlands, 1983. [20] Gilat A, Wu X R. Plastic deformation of 1020 steel over a wide range of strain rates and temperatures[J]. International Journal of Plasticity, 1997, 13(6/7): 611-632. http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0749641997000284 [21] 范志强, 高德平, 覃志贤, 等. 20号钢的冲击拉伸力学性能试验研究[J].燃气涡轮试验与研究, 2006(4): 35-37. http://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTotal-RQWL200604007.htmFan Zhi-qiang, Gao De-ping, Qin Zhi-xian, et al. Experimental study of 20 steel under tensile impact[J]. Gas Turbine Experiment and Research, 2006(4): 35-37. http://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTotal-RQWL200604007.htm [22] Schwer L. Optional strain-rate forms for the Johnson-cook constitutive model and the role of the parameter epsion _0[C]//Proceedings of the LS_DANY Anwenderforum. Frankenthal, Germany, 2007. [23] 吴海军, 姚伟, 黄风雷, 等.超高强度钢30Cr MnSiNi2A动态力学性能实验研究[J].北京理工大学学报, 2010, 3(3): 258-262. http://d.wanfangdata.com.cn/Periodical/bjlgdxxb201003002Wu Hai-jun, Yao Wei, Huang Feng-lei, et al. Experimental study on dynamic mechanical properties ofultrahigh strength 30Cr MnSiNi2A steel[J]. Transactions of Beijing Institute of Technology, 2010, 3(3): 258-262. http://d.wanfangdata.com.cn/Periodical/bjlgdxxb201003002 [24] Jutras M. Improvement of the characterisation method of the Johnson-Cook model[D]. Quebec: Laval University, 2008. -