着靶角度对PELE侵彻钢筋混凝土扩孔效应的影响研究

2023-01-11刘宇珩霸书红杜忠华徐立志

弹道学报 2022年4期

刘宇珩,霸书红,杜忠华,徐立志

(1.沈阳理工大学装备工程学院,辽宁沈阳 111000;2.南京理工大学机械工程学院,江苏南京 210094)

横向效应弹(Penetrator with Enhanced Lateral Effects,PELE)是一种由高密度金属壳体和低密度惰性弹芯两部分组成的新型动能弹。其原理是利用弹芯与壳体具有不同的弹性模量和泊松比,当与目标接触时弹芯受到轴向挤压并发生径向碰撞,外部壳体受到内部弹芯的径向挤压,穿透目标后势能径向释放,使壳体碎裂形成破片,形成靶后二次杀伤[1]。

在现代城市战争中,大口径PELE的破坏目标主要是大型防御工事,如环境复杂的砖土、混凝土、钢筋混凝土建筑物。由于混凝土材料强度远低于金属材料,PELE侵彻钢筋混凝土靶时,靶板对壳体的径向约束力低,有利于壳体的膨胀变形,从而对钢筋混凝土靶产生更大的开孔破坏。一枚120 mm口径的PELE弹丸,可对钢筋混凝土墙形成4至5倍弹径的开孔直径[2]。叶小军等[3]通过数值仿真与试验验证相结合的方式,得到了PELE弹对钢筋混凝土靶侵彻破坏效应及开坑直径、崩落直径、通孔直径、钢筋断裂等参数,进一步分析了高速撞击条件下PELE弹侵彻破坏钢筋混凝土的能力、PELE的横向效能、弹体变形和破坏等问题。何俊等[4]应用ANSYS/LS-DYNA模拟了着靶速度和转速对PELE弹丸毁伤钢筋混凝土的影响,并通过试验对不同着靶条件下的仿真模型准确性进行了验证。

目前,PELE的理论研究主要集中在金属薄靶的侵彻机理和影响因素,PAULUS[5]和朱建生[6]基于弹性波理论建立了预测破片最大径向速度的理论模型,而VERREAULT等[7,8]和FAN等[9]则分别基于冲击波理论和能量守恒角度预测靶后破片径向速度。徐立志等[10-15]对PELE对钢筋混凝土的扩孔机理作了详细的研究。但现有研究中缺乏着靶角度对PELE弹丸扩孔影响的研究。在实际战争中,由于发射条件或火炮角度不理想,目标建筑结构不规则,弹丸命中时很大几率带有一定着靶角度,因此,本文在建立大口径PELE侵彻钢筋混凝土靶数值模拟模型的基础上,通过实验和仿真二者相结合的方法,对着靶角度的影响进行分析并探究影响规律。

1 数值模拟

1.1 数值仿真模型

PELE弹丸侵彻钢筋混凝土靶板的仿真模型如图1所示,弹丸壳体外径d=105 mm,总长度L1=380 mm;弹芯直径dn=80 mm,长度L2=300 mm;在距离壳体前端30 mm处布置六条预置通槽,长度为240 mm。钢筋混凝土靶的长度和宽度均为1.6 m,厚度为240 mm。钢筋为双层钢筋网,层间隔为200 mm,每层钢筋网的网孔尺寸为200 mm×200 mm。

图1 PELE弹丸侵彻钢筋混凝土靶板仿真模型Fig.1 Simulation model of PELE penetrating reinforced concrete target plate

PELE弹丸侵彻钢筋混凝土靶板的几何模型满足对称结构,为了节省计算时间,建立了其1/2模型。利用HyperMesh软件对弹丸和靶板几何模型划分六面体网格,网格单元类型为Solid164。弹丸的网格尺寸为5.0 mm,混凝土靶采用局部网格细化方法,其中心区域(撞击位置附近)的网格尺寸为5.0 mm,而在距离混凝土靶中心400 mm以外的网格尺寸扩大到10.0 mm,钢筋网格尺寸为2.65 mm。对于钢筋混凝土靶,本文采用分离式建模方法[16-18],通过“Tied Surface to Surface”接触方式使钢筋和混凝土相互作用。

PELE弹丸壳体和弹芯均采用Johnson-Cook塑性模型[19],该模型在冲击动力学研究中得到了广泛的应用。其应力应变关系可表示为

(1)

(2)

(3)

(4)

一般使用Plastic-Kinematic模型[20]表征钢筋的力学性能。其屈服准则为

(5)

式中:sij为偏应力张量,而σy为塑性流动应力,其表示为

(6)

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表1 Johnson-Cook材料模型参数及状态参数Table 1 Material and state parameters of Johnson-Cook model

表2 Plastic-Kinematic材料模型参数及状态参数Table 2 Malerial and state parameters of Plastic-Kinematic model

表3 K&C材料模型参数及状态参数Table 3 Material and state parameters of K&C model

1.2 试验验证

为了验证仿真模型的准确性,本文利用文献[22]中的试验结果对其进行验证。试验中弹丸与靶板的几何尺寸与仿真模型一致,弹丸总质量约为15.6 kg,壳体和弹芯材料分别选用30CrMnSiA和尼龙,经测试的单轴压缩强度分别为90 MPa和800 MPa,仿真模型中的材料本构模型参数与此一致。靶板由C40混凝土浇筑而成,单轴压缩强度约为42 MPa。三组试验的着靶速度在500～800 m/s范围内,具体方案和靶板扩孔尺寸的试验结果见表4。

表4 不同着靶速度的PELE弹丸侵彻试验结果Table 4 Penetration test of PELE projectiles with different landing velocity

图2 PELE弹丸对钢筋混凝土靶板的椭圆形扩孔模式Fig.2 Elliptical reaming mode of PELE projectile on reinforced concrete target plate

图3给出了靶板破坏形态和扩孔直径的试验和仿真结果对比。在着靶速度分别为510 m/s、670 m/s和785 m/s的条件下,靶板扩孔形态的试验和仿真结果基本一致,PELE对钢筋混凝土靶扩孔直径的仿真结果依次为339.4 mm、375.5 mm和396.6 mm,其与试验结果的误差分别为12.23%、9.51%和10.87%,与试验结果吻合较好。由此说明,仿真模型能够较好地模拟PELE侵彻钢筋混凝土靶板的情况。本文采用该仿真模型开展670 m/s着靶速度下,0°、15°、30°、45°、60°、75°六个着靶角度的数值仿真,从PELE弹丸对靶板的扩孔破坏情况和弹丸壳体自身的变形情况和弹丸能量分配情况来衡量PELE弹丸的扩孔效应和侵彻能力。

图3 不同靶板厚度的PELE弹丸对靶板破坏情况Fig.3 Damage of PELE projectiles to the target with different target thickness

2 结果分析

2.1 扩孔直径分析

PELE弹丸在不同着靶角下侵彻钢筋混凝土靶的破坏效果如图4所示。靶板通孔大小均平行于靶板表面测量,应用LS-PrePost后处理软件测量出通孔椭圆的长轴d1与短轴d2,计算出弹丸扩孔的等效直径D。对比不同着靶角度下的弹丸扩孔长轴尺寸、短轴尺寸及等效直径,着靶角度从0°增大到15°时,椭圆状长轴尺寸从373.4 mm增大到410.2 mm,短轴直径从373.4 mm增大到407.4 mm,等效扩孔直径从375.5 mm增大到408.8 mm。着靶角度增大到30°时,椭圆状长轴尺寸增大到469.8 mm,短轴直径增大到449.5 mm,等效扩孔直径增大到459.5 mm,着靶角度增大到45°时,椭圆状长轴尺寸增大到483.4 mm,短轴直径减小到408.6 mm,等效扩孔直径减小到444.4 mm,着靶角度增大到60°时,椭圆状长轴尺寸减小到429.2 mm,短轴直径增大到240.8 mm,等效扩孔直径减小到321.4 mm,着靶角度继续增加到75°,PELE弹丸由于大角度着靶产生的偏转力矩,在靶板表面划过一条弹痕,最终跳飞,未能穿透靶板。观察椭圆长短轴的比值λ,着靶角度对其的影响如图5所示。着靶角度在0°～30°范围内增大时,靶板椭圆状扩孔形态的长轴与短轴比值相差较小,基本等同为1,比值λ最大为1.04。着靶角度在45°～60°范围内增大时,比值λ逐渐增大,45°时为1.18,60°时为1.78。

图4 不同着靶角度下PELE弹丸对钢筋混凝土靶的扩孔破坏情况Fig.4 Reaming failure of PELE projectile to reinforced concrete targets at different impact angles

图5 不同着靶角度下靶板的扩孔尺寸变化Fig.5 The size change of target plate under different landing angles

2.2 PELE壳体变形模式分析

基于弹靶相互作用过程来探究着靶角度对扩孔直径的影响,结果如图6所示。由图6(a)所示,着靶角度为0°时,壳体和弹芯同时侵彻靶板,壳体受到近似均匀的弹芯径向力和靶板约束力,因此在二维平面内壳体上下两侧的张开角度相同,均为29°,总开口角度为58°。着靶角度为15°时,弹丸下端先于上端侵彻靶板,由于壳体上端侵入钢筋混凝土靶的深度小于下端,导致受靶板约束力相对较小;同时,上端壳体受弹芯径向挤压分力较大,使弹丸上端弯曲变形相对下端更大,壳体上端变形角度为47.7°,下端为22.3°,总开口角度大小为70°,如图6(b)时刻2。随着弹丸侵彻深度增大,上下端壳体变形量差异进一步增大,导致弹丸总体变形相较于0°条件增大,进而增大弹丸对靶板的扩孔尺寸。着靶角度增大到30°时,壳体上端侵入靶板深度相比下端壳体更浅,造成上端壳体变形更加大于下端,且上端壳体弯曲变形角度已经大于90°,为97.5°,下端为38.2°,总开口角度为135.7°,如图6(c)中时刻3。此时弹丸总体变形相较于15°条件增大,故相较于0°、15°时,弹丸的扩孔效应更强,对靶板的扩孔直径更大。着靶角度增大到45°时,上端壳体由于侵彻相比下端壳体侵彻深度过浅,且只受弹芯径向力过大,当上端壳体弯曲角度达到130°左右,壳体从弹底处断裂,造成上端壳体不能再继续侵彻靶板,下端壳体内卷变形,这种变形模式使弹丸壳体不能全部用来扩孔,导致扩孔尺寸减小,如图6(d)时刻3所示。着靶角度增大到60°时,弹丸变形模式相较45°时,更大部分的上端壳体不能继续侵彻靶板,上端壳体弯曲角度达到160°左右时壳体断裂,实际侵彻的部分减小,下端壳体内卷更加严重并阻碍弹芯径向膨胀,故扩孔尺寸继续减小,如图6(e)时刻3。

图6 不同着靶角度弹靶相互作用过程Fig.6 Interaction process of projectile and target at different impact angles

由此可见,着靶角度通过改变弹丸壳体变形时的开口角度、弯曲断裂模式来影响靶板扩孔尺寸。

2.3 PELE弹丸能量分配分析

分析PELE弹丸侵彻钢筋混凝土靶板的整个能量变化过程(忽略钢筋弯曲断裂所消耗的能量),在任意着靶角度下,PELE弹丸所具有相同的初始动能,在触靶后转化给了弹芯、壳体和靶板,使弹丸发生形变,对靶板破坏做功。

不同着靶角度下2 000 μs后PELE弹丸能量变化如图7所示。

图7 不同着靶角度下2 000 μs后PELE弹丸能量变化Fig.7 Energy change of PELE projectile after 2 000 μs at different impact angles

对比0°和15°两者的能量变化情况可知,随着着靶角度增大,PELE弹丸整体的形变能稍稍变小。这是由于着靶角度为15°时弹芯出靶后内部应力卸载,自身破碎造成的;PELE弹丸剩余动能减小,对靶板的破坏做功变多,且两种情况对靶板扩孔形状均为长短轴比近似1的椭圆,故对靶板破坏做功的多少可以等效对靶板的扩孔大小。

对比15°和30°两者的能量变化情况可知,随着着靶角度的增大,PELE弹丸整体形变能增大,说明PELE弹丸壳体变形张开角度增大,壳体和弹芯之间的挤压作用更充分;弹丸剩余动能稍稍减少,对靶板的破坏功稍稍增多,故对靶板的扩孔尺寸增大。

对比30°和45°两者的能量变化情况可知,两者最大区别在于45°时壳体不光发生弯曲还会断裂,PELE在侵彻时由于着靶角度过大一部分弹丸被靶板切割飞离靶板,并未随着整体侵彻,故PELE弹丸剩余动能增大;但由于着靶角度的增大,PELE弹丸侵彻时等效穿深相较于之前更小的着靶角度增大,PELE弹丸贯穿靶板所需的路程变长,扩孔形状的长短轴比增大,故对靶板做功也相应增多。

对比45°和60°两者的能量变化情况可知,PELE弹丸在侵彻时均被靶板切割,着靶角度时60°时PELE弹丸断裂发生的更早,故整体变形量小,PELE整体形变能小于着靶角度为45°时;60°时等效穿深相较于45°时变大,故对靶板做功变多;着靶角度为60°时弹丸飞离部分更大,参与侵彻的部分更少,对靶板扩孔尺寸更小。