Numerical study on load-shedding performance of a high-speed water-entry vehicle based on an ALE method
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摘要: 针对航行体高速入水过程中的降载问题，设计了缓冲组件模型，并采用有限元任意拉格朗日-欧拉（ALE）的流固耦合方法，建立精确数值计算模型，对安装缓冲组件的航行体高速入水问题进行数值计算分析，获得入水过程中缓冲罩壳与缓冲泡沫的动态破坏过程及航行体运动参数，从而分析不同缓冲方案的缓冲性能。结果表明已设计的缓冲组件在航行体入水时能够吸收一定的冲击能量发生破坏并及时脱离航行体，同时缓冲泡沫的分层设计改变了缓冲罩壳的破坏方式，使罩壳破坏时间提前；撞水时在罩壳的头部与预设沟槽处会出现明显的应力集中，并且罩壳的沟槽设计能有效的引导其破坏形态，分层后的缓冲泡沫不易完全破坏，出现了二次缓冲的现象；缓冲组件使航行体入水速度曲线变化更加平缓，相同时间内航行体位移更大，分层缓冲泡沫方案降载率可达73.2%，缓冲效果较单层泡沫方案更好。Abstract: Aiming at the problem of load shedding in high-speed water entry of a vehicle, a composite structural buffer has been designed. Meanwhile, an accurate numerical model with the fluid-solid coupling is established to analyze the crushing process based on the arbitrary Lagrangian-Eulerian (ALE) algorithm and evaluate the effects of different schemes. The results show that the designed buffer can absorb the impact energy, leading to the damage and separation from the vehicle properly. The layered design of cushion foam changes the damage mode of the nose cap and causes it to be failure in advance. When the buffer is in contact with water, stress concentration occurs at the top of nose cap and preset groove. The groove effectively guides the destruction mode of the cap, such that the layered foam will not be too easy to be completely destroyed and the phenomenon of secondary cushion can occur. The velocity curve of the vehicle with the buffer changes more smoothly, the displacement is greater in the same time, and the load reduction rate of the layered foam scheme can reach 73.2% which is better than the single-layer foam scheme.
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平板装药, 又称爆炸反应装甲(explosive reactive armour, ERA), 首先由M.Held[1]发明, 由于具有防护效益高、重量轻、装卸方便、成本低等优点, 而广泛应用于现代装甲车辆的防护。传统的爆炸反应装甲结构为两层对称或非对称的钢板中间夹层炸药组成的三明治结构。当射流高速撞击具有一定倾角的爆炸反应装甲时, 会引爆中间炸药层, 钢板在高压、高速爆轰产物作用下, 沿其法线方向高速运动, 对射流形成连续或断续切割, 使射流受到严重干扰, 从而降低射流对主装甲的侵彻能力。
对传统平板装药的大量研究[2-5]表明, 它爆炸后会产生大量的高速破片(通常达500~1 500m/s), 有可能对战场己方人员和车辆造成损伤, 因此需寻找新的材料替代传统的钢板。H.Kaufmamnn等[6]对低密度包覆板材料(包括铝、陶瓷、玻璃钢等)进行了实验研究, 发现低密度材料具有和钢一样的防护效能, 且附带损伤明显降低。P.J.Hazell等[7]运用X射线研究了陶瓷和硼硅玻璃等包覆板材料与射流的作用, 发现脆性包覆板在爆炸产物作用下会很快破碎成碎末, 可有效降低对周围环境的损伤。王玲等[8]进行了纤维增强复合材料为包覆板材料时反应装甲的抗弹性能的实验研究, 发现其具有较好的防弹效果, 且可以消除爆炸反应装甲的二次杀伤效应。
本文中, 使用口径36mm的精密成型装药, 进行包覆板为氧化铝和碳化硅陶瓷时平板装药的抗弹性能的实验研究, 并与等重厚钢板平板装药进行对比。运用LS-DYNA3D软件对作用过程进行三维数值模拟, 拟为平板装药包覆板新材料的选用提供参考。
1. 实验
1.1 抗射流侵彻实验
用穿深检验陶瓷包覆板对射流的防护性能。图 1为实验装置示意图, 包括聚能装药、陶瓷平板装药和后效靶, 通过测量残余射流在后效靶上的穿深衡量其防护性能。选用氧化铝陶瓷和碳化硅陶瓷作为平板装药的面背板材料, 并与45钢板进行对比。其中, 氧化铝陶瓷板(w(Al2O3)=99.3%)的厚度为5.1mm, 密度为4.05~4.10g/cm3; 碳化硅陶瓷板的厚度为6.4mm, 密度为3.8~3.9g/cm3; 钢板厚2.5mm, 密度为7.85g/cm3。夹层炸药为B炸药, 密度为1.715g/cm3, 药厚为4mm。后效靶为603装甲钢, 平板装药距后效靶69mm, 倾角均为30°。精密聚能装药口径为36mm, 当炸高为26mm时, 3发平均穿深为100mm。
1.2 实验结果
侵彻实验后, 测量后效靶上最大残余穿深衡量平板装药的防护效能, 通过观察后效靶表面的损伤情况衡量平板装药的损伤效应。对不同包覆板材料的平板装药进行单发实验, 结果如表 1和图 2所示, 其中a、b和c为弹坑的长、宽和穿深, l为压痕深度。可见, 碳化硅和氧化铝陶瓷平板装药的防护水平优于45钢, 且碳化硅陶瓷比氧化铝陶瓷更优。
表 1 不同包覆板材料平板装药的防护性能Table 1. Protection performance of ERA with different plate materials包覆板材料 a/mm b/mm c/mm l/mm SiC 15 10 6 麻点 45 steel 25 10 10 2~3 Al2O3 25 11 9 麻点 2. 数值模拟
2.1 计算模型
采用非线性有限元LS-DYNA3D软件对聚能射流和平板装药的作用过程进行数值模拟计算。采用ALE算法, 此种算法中包括拉格朗日与欧拉两种算法。由于在欧拉算法中, 网格固定不动, 材料和能量在网格间运动, 所以在建立模型时不仅包括金属射流部分, 还需加入空气。根据结构的对称性, 考虑计算时间与周期, 建立1/2模型, 模型包括聚能装药、空气、平板装药三部分。其中聚能装药、空气采用欧拉法, 平板装药采用拉格朗日算法。
2.2 材料参数
聚能药柱使用8701炸药压制, 采用高能燃烧材料模型和JWL状态方程描述。其主要参数为:ρ0=1.685g/cm3, D=8 130m/s, A=625.3GPa, B=23.29GPa, R1=5.25, R2=1.6, ω=0.28。
紫铜药型罩、45钢聚能装药壳体以及平板装药包覆板, 使用Johnson-Cook模型和Grüneisen状态方程描述:
σ=(A+Bε∗p)(1+Clnε⋆p)[1−(T∗)m] (1) 式中:A、B、C、n和m为材料常数; εp*为有效塑性应变; ˙ε∗p为有效塑性应变率; Tm为材料熔化温度; Tr为室温。紫铜和45钢材料本构参数见表 2。
表 2 紫铜和45钢的计算参数Table 2. Calculating parameters for the copper and 45 steel材料 ρ/(g·cm-3) A/GPa B/GPa n C m Tm/K Tr/K Fe 7.85 0.792 0.510 0.26 0.014 1.03 1 793 294 Cu 8.96 0.090 0.292 0.31 0.025 1.09 1 356 294 空气采用空物质材料模型, 状态方程采用多线性状态方程描述, ρ=1.25mg/cm3。
夹层炸药为B炸药, 采用Lee-Tarver反应模型[9]和JWL状态方程描述, Lee-Tarver反应模型为:
dλ/d<italic>t</italic>=I(1−λ)b(ρ/ρ0−1−a)x+G1(1−λ)cλdpy+G2(1−λ)eλgpz (2) 式中:λ为反应速率分数; t为时间, p为压力。B炸药的计算参数分别为:I=4.4×1017s-1, b=0.667, a=0, x=20, G1=310GPa, c=0.667, d=0.111, y=1.0, G2=400GPa, e=0.333, g=1.0, z=2.0。
陶瓷材料采用氧化铝和碳化硅, 使用JH-2模型描述材料在高压下的力学行为。模型主要包括了对材料的强度、压力和损伤的变化关系的描述。通过这3部份关系的耦合, 可以描述完整材料和破碎材料的在载荷作用下的响应。陶瓷材料的本构参数见表 3。
表 3 陶瓷的计算参数[10]Table 3. Calculating parameters for SiC and AL2O3材料 G/GPa A B C M N T σc/GPa σHEL/GPa pHEL/GPa K1 K2 K3 β D1 D2 σf, max/GPa SiC 183.00 0.96 0.35 0 1.0 0.65 0.37 14.57 13 5.90 204.8 0 0 1.0 0.480 0.480 1.0 Al2O3 90.16 0.35 0.31 0 0.6 0.60 0.20 2.79 2 2.79 131.0 0 0 1.0 0.005 1.00 1.0 3. 结果分析
包覆板的等效钢板厚度δequ=ρphp/ρFe, ρp和hp为包覆板的密度和厚度。根据实验条件可以计算, 氧化铝包覆板的等效钢板厚度为2.50mm, 碳化硅陶瓷的等效钢板厚度为2.51mm, 两者和45钢板的板厚几乎相同。根据Gurney公式, 炸药爆炸后驱动飞板的运动速度为:
v=√2E(2mm/me+0.333)−0.5 (3) 式中: √2E为Gurney能, mm/me为金属和炸药质量之比。可以看出, 碳化硅陶瓷、氧化铝陶瓷以及45钢板在药厚都为4mm时, 爆炸后的驱动速度应近似相同, 为约1 000m/s。由实验结果可以看出, 氧化铝和碳化硅陶瓷平板装药使射流的垂直侵彻能力分别下降了82%和88%, 而45钢平板装药使射流的侵彻能力下降了80%, 陶瓷板的防护性能不低于等重厚的钢板, 趋势与文献[7]基本相符。
从图 2后效靶表面的损伤结果可以看出:45钢板在高速碰撞后效靶后, 压痕比较完整、深度达到了2~3mm; 而氧化铝和碳化硅陶瓷碰撞后的后效靶表面无完整痕迹, 仅有大量麻点存在, 凹坑深度较浅。说明陶瓷背板在此距离内已完全破碎, 后效损伤与钢板相比已明显降低。
图 3分别为碳化硅陶瓷、氧化铝陶瓷以及45钢包覆板不同时刻与射流作用的模拟结果。对比图 3可以看出:当t=35μs时, 碳化硅陶瓷板经爆炸驱动后保持完整, 而氧化铝陶瓷板内表面呈现破坏, 原因是由于氧化铝陶瓷抗压强度较低所致。当t=45μs时, 出现了比较有趣的现象, 从陶瓷板周边开始出现破碎和断裂, 原因可能是陶瓷材料为典型的抗压不抗拉材料, 在边界处由于爆轰产物的强烈剪切和稀疏波拉伸作用下, 先从陶瓷板边缘出现破坏。当t=60μs时, 氧化铝陶瓷板已完全破碎, 而碳化硅中间部分仍保持有一定的完整性, 但是表面出现了裂纹。在t=45μs时, 45钢板由于稀疏波的作用在周边出现了层裂, 但整个过程保持完好, 这也正是陶瓷材料在碰撞后效靶表面压痕不明显而钢板压痕比较深的原因。
图 3 碳化硅、氧化铝和钢反应装甲与射流的作用过程的模拟结果Figure 3. Comparison of the interaction process between shaped charge jets and ERA with SiC, Al2O3 and steel plates对比图 3还可以看出, 钢板和陶瓷板与射流的作用机理不一样:当t=45μs时, 氧化铝陶瓷背板后出现了一定长度的逃逸射流, 为整个射流长度的约7%, 随着射流的延伸, 逃逸射流很快断裂成更小的碎片, 而碳化硅陶瓷背板后的逃逸射流不明显。由于氧化铝陶瓷抗压强度较低, 在冲击波作用下内表面破碎成更小的碎末, 对射流的干扰作用减弱, 造成射流头部逃逸。当t=60μs时, 氧化铝陶瓷由于破碎完全, 其与射流尾部的作用减弱, 而碳化硅仍保持一定的完整性, 仍可与充分射流作用, 此为碳化硅陶瓷板抗弹性能优于氧化铝的原因。45钢板与射流作用后造成射流前部出现断裂, 但无明显逃逸射流, 与射流后部作用后使射流局部出现了大的失稳。模拟结果说明, 钢板与射流尾部作用为断续干扰, 而陶瓷板为连续干扰, 其中钢板对射流的干扰周期为约125kHz, 氧化铝为约140kHz, 碳化硅为约160kHz。连续干扰后的射流射流在飞行过程中会很快断裂成破片, 失去侵彻能力, 而断续干扰后的射流在飞行过程中会进一步延伸, 对后效靶仍具有一定的侵彻能力, 造成钢反应装甲的防护性能低于等重厚氧化铝和碳化硅陶瓷反应装甲。
4. 结论
实验结果显示, 碳化硅和氧化铝陶瓷平板装药具有优良的防护性能, 对于此结构的平板装药, 可使垂直穿深100mm的聚能装药侵彻能力分别下降88%和82%, 优于钢板的防护性能。钢包覆板与后效靶作用后有明显的压痕, 而陶瓷包覆板仅在后效靶表面产生麻点, 压痕不明显。
模拟结果显示, 陶瓷包覆板先从边缘出现断裂和粉碎现象, 逐渐向中心发展, 当t=60μs时, 已基本破碎。钢板与射流尾部作用为断续干扰, 而陶瓷板为连续干扰。
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图 8 工况2罩壳应力云图与破坏过程
Figure 8. Stress cloud of the nose cap and destroyed process in case 2
图 9 工况3罩壳应力云图与破坏过程
Figure 9. Stress cloud of the nose cap and destroyed process in case 3
图 10 工况2泡沫应力云图与破坏过程
Figure 10. Stress cloud of the foam and destroyed process in case 2
图 11 工况3泡沫应力云图与破坏过程
Figure 11. Stress cloud of the foam and destroyed process in case 3
图 12 工况2泡沫内部应力云图与破坏过程
Figure 12. Stress cloud of the inside foam and destroyed process in case 2
图 13 工况3泡沫应力云图与破坏过程
Figure 13. Stress cloud of the inside foam and destroyed process in case 3
图 15 不同工况下航行体的位移-时间曲线
Figure 15. Displacement-time curves of the vehicle in different cases
图 16 不同工况下航行体的速度-时间曲线
Figure 16. Velocity-time curves of the vehicle in dfferent cases
图 17 不同工况下航行体的加速度-时间曲线
Figure 17. Acceleration-time curves of the vehicle in different cases
表 1 水状态方程参数
Table 1. Equation-of-state parameters for water
c/（m·s−1） S1 S2 γ0 Ew0 Vw0 1647 1.921 −0.096 0.35 0 0 
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表 2 聚甲基丙烯酰亚胺泡沫(PMI)材料参数
Table 2. Material parameters of polymethacrylimide (PMI) foam
材料编号 密度/（kg·m−3） 抗压强度/MPa 剪切强度/MPa 拉伸膜量/MPa 71WF 71 1.7 1.3 105 110WF 110 3.6 2.4 180 200WF 205 9.0 5.0 350
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表 3 工况
Table 3. Simulation cases
工况 速度/（m·s−1） 罩壳 缓冲泡沫 1 150 无罩壳 无泡沫 2 150 有罩壳 单层泡沫（71WF） 3 150 有罩壳 三层泡沫（内层71WF，中层110WF，外层200WF）
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