蒙朝美,蒋志刚,蔡良才,刘 飞,谭清华

(1.空军工程大学 机场建筑工程系,陕西 西安 710038;2.国防科学技术大学 基础教育学院,湖南 长沙 410072)

正六边形钢管约束混凝土靶抗侵彻性能的数值模拟

蒙朝美1,2,蒋志刚2,蔡良才1,刘 飞2,谭清华2

(1.空军工程大学 机场建筑工程系,陕西 西安 710038;2.国防科学技术大学 基础教育学院,湖南 长沙 410072)

正六边形钢管约束混凝土靶具有优良的抗侵彻性能。基于12.7 mm穿甲弹侵彻试验,运用ANASYS/LS-DYNA软件,分析了正六边形钢管约束混凝土靶的钢管壁厚和边长对抗侵彻性能的影响;考虑效费比,分析了钢管约束混凝土靶的经济性能。结果表明:适当增加钢管壁厚和减小边长可提高正六边形钢管约束混凝土靶的抗侵彻性能;优化钢管壁厚和边长的匹配可以得到较好的抗侵彻能力和经济性,对于该文所用弹丸,较优匹配为边长37.5 mm、壁厚3.5 mm。研究结果可为钢管约束混凝土遮弹结构设计提供参考。

防护结构;约束混凝土;侵彻性能;数值模拟

侵彻试验和数值模拟表明钢管约束混凝土具有优良的抗侵彻性能。文献[1～3]开展了12.7 mm穿甲弹单发和多发侵彻圆形钢管约束混凝土靶试验,蒙朝美等[4]开展了12.7 mm穿甲弹侵彻多边形钢管约束混凝土靶试验,王起帆等[5]进行了蜂窝遮弹层抗弹丸侵彻试验,试验结果均表明约束混凝土具有优良的抗侵彻性能。石少卿等[6]和李季等[7]分别对仿生蜂窝遮弹层和钢管钢纤维混凝土遮弹层的抗侵彻性能进行了数值模拟。武珺等[8]进行了正六边形钢管约束混凝土靶抗侵彻性能数值模拟,表明钢管约束混凝土靶具有优良的抗侵彻性能。蒋志刚等[9]和蒙朝美等[4]利用ANSYS/LY-DYNA分别深入分析了圆形和正六边形钢管约束混凝土靶的抗侵彻机理。壁厚和边长是决定正六边形钢管的关键因素,既影响钢管约束混凝土靶的抗侵彻性能,还影响其经济性。因此,研究壁厚和边长对正六边形钢管约束混凝土靶抗侵彻性能的影响规律有重要的应用价值。

本文在文献[4]的基础上,基于12.7 mm穿甲弹侵彻正六边形钢管约束混凝土靶试验,运用LS-DYNA软件,采用有限元-光滑粒子法,研究钢管壁厚和边长对正六边形钢管约束混凝土靶抗侵彻性能的影响,并考虑效费比,得到了较优的边长与壁厚的匹配方案。

1 仿真模型与试验验证

1.1 仿真模型

为了探究正六边形钢管约束混凝土靶的抗侵彻性能,文献[4]进行了正六边形钢管约束混凝土靶抗侵彻性能试验,弹丸为12.7 mm钨芯弹,质量48 g,长59.5 mm,结构如图1所示,其中钨芯直径dw=7.5 mm,长34.3 mm,质量19.7 g。弹丸垂直入射靶心(实际偏心距小于10 mm),试验后钨芯变形很小,可视为刚体。正六边形钢管由3.5 mm厚(δ)钢板焊接而成,边长(a)80.5 mm,外接圆直径d=161 mm;靶厚350 mm。核心混凝土实测密度为2 420 kg/m3,边长150 mm,标准立方体抗压强度和劈裂强度分别为66.2 MPa和5.66 MPa,直径150 mm、高度300 mm且圆柱体轴心抗压强度为54.3 MPa。

与文献[10]相同,仿真模型按中心正入射处理, 利用对称性取1/2结构建模。混凝土中心区域半径20 mm(约5倍弹径)范围内采用光滑粒子,共划分50 400个粒子;其他部分均采用Lagrange网格、SOLID164六面体实体单元,小变形区混凝土单元尺寸逐渐过渡,粒子附近的混凝土单元较细,钢管附近的混凝土单元较粗,外围混凝土共划分146 160个单元;钢管沿厚度方向划分2个单元,共划分10 080个单元;靶的网格模型如图2所示。弹丸按铜皮、钢套和钨芯建模,铜皮共划分750个单元,钢套共划分486个单元,钨芯共划分856个单元,网格模型如图3所示。光滑粒子与弹丸间采用点面侵蚀算法,弹丸的钨芯与铜皮、钨芯与钢套、铜皮与钢套间均采用面面侵蚀算法,混凝土光滑粒子与有限元网格间采用固连点面接触,混凝土与钢管间采用固连面面接触。钢管侧面、靶体正面为自由边界,弹道剖面为对称边界,靶背面沿轴向位移为0。

钨芯采用刚体模型,钢套和钢管采用随动硬化模型,铜皮采用JC模型,混凝土采用帽盖模型,具体参数见文献[10]。

1.2 试验验证

表1给出了文献[4]中典型工况侵彻深度hp模拟结果与试验结果的比较,表中e为侵彻深度的相对误差。由表1可见,两者吻合较好,最大误差为2.6%。

表1 侵彻深度模拟结果与试验比较

图4给出了表1中编号T161-13试件的试验结果(左图)与本文数值模拟结果(右图)的比较。其中:模拟结果为侵彻结束时的损伤(D值)云图,图4(b)为过两对边中点所在剖面;试验偏心距Δd=1.6 mm,撞击速度v0=709.2 m/s。

由图4可知:混凝土表面裂纹的分布和弹丸侵彻深度的模拟结果与试验吻合良好。模拟结果(未考虑偏心的影响)的损伤云图基本对称,迎弹面有大量完全损伤的粒子飞离靶体,与试验中迎弹面成坑时混凝土碎片飞溅现象相吻合;混凝土表面损伤云图较好地体现了试验靶体的侧面裂纹分布情况。因此,本文仿真模型和材料参数合理,可用于研究钢管边长和壁厚对正六边形钢管约束混凝土靶抗侵彻性能的影响。

2 模拟工况及结果分析

2.1 模拟工况

取撞击速度为820 m/s,中心正入射,按上述方法计算,网格大小基本相同。仅改变钢管的壁厚和边长,比较不同规格靶的侵彻深度,计算工况及侵彻深度模拟结果如表2所示,表中ω为含钢率。其中,混凝土等效直径为钢管内壁内切圆直径,弹芯即为钨芯;组别1和组别2主要考察边长的影响,壁厚分别为3.5 mm和6 mm;T77、T83和组别3可考察钢管壁厚的影响,混凝土的等效直径(dq)相同,为60 mm;组别4主要考察组别1中较优规格工况(T95-3.5)条件下,钢管边长与壁厚匹配的影响,含钢率相同(约为16.3%);组别5模拟半无限靶,作为对比。

表2 模拟工况(v0=820 m/s)

注:组别1～4规格栏中,第一个数字表示钢管外接圆直径,第二个数字表示壁厚。

2.2 模拟结果分析

表2结果表明:所有工况中侵彻深度最小值为145.9 mm(T104-15),最大值为168.5 mm(T68-2.5),分别较半无限靶减小6.5%和增大了8.0%。其原因是钢管规格对钢管约束混凝土靶的混凝土自约束作用(外围变形较小混凝土对弹孔附近变形较大混凝土的约束作用)和钢管对核心混凝土的径向约束作用的非线性影响[9],钢管约束混凝土靶的侵彻深度可能大于或小于半无限混凝土靶。

2.2.1 边长的影响

图5(a)和图5(b)分别给出了钢管壁厚为3.5 mm和6 mm工况下侵彻深度hp随边长a的变化关系。由图5可知:

①当钢管壁厚固定,边长变化时,侵彻深度存在极小值,即存在较优的边长。当壁厚为3.5 mm时,较优边长为47.5 mm左右,侵彻深度极小值约为152 mm,此时含钢率约为16%,混凝土等效直径与弹芯直径比值约为10,钢管边长与壁厚比值约为13.5;当壁厚为6 mm时,较优边长为41.5 mm左右,侵彻深度极小值约为150 mm,此时含钢率约为30.6%,混凝土等效直径与弹芯直径比值约为8,钢管边长与壁厚比值约为6.9。

②当边长大于较优值时,随着边长的增大,混凝土自约束作用增强,而钢管的约束作用减小,导致侵彻深度先增大,然后缓慢减小,最后趋于半无限靶。

③当边长小于较优值时,随着边长的减小,钢管的约束作用增强,但混凝土的自约束作用减弱,侵彻深度增大;当边长小于某一临界值时,钢管可能出现屈服,约束作用减弱,侵彻深度显著增大。

④不同壁厚对应的较优边长不同,壁厚越厚,较优边长越小。

为分析图5中曲线变化的原因,图6给出了T60-3.5、T77-3.5、T95-3.5、T112-3.5和T132-3.5距迎弹面75 mm截面处钢管角部内壁典型单元的等效应力σ-时程曲线。

由图6可知:当外径小于95 mm时,钢管角部的等效应力基本相同,可能达到了钢管的动屈服应力,随着靶径减小,混凝土的自约束作用减弱,侵彻阻力减小,因此侵彻深度增大;当靶径大于95 mm时,随着外径的增大,理论上混凝土自约束作用增大,但钢管角部的等效应力减小,即钢管的约束作用减小的幅值大于混凝土自约束作用的增大幅值,因此侵彻深度也增大。

2.2.2 壁厚的影响

理论上可以认为,当混凝土的等效半径相同时,混凝土的自约束作用相同。图7给出了混凝土等效直径为60 mm时侵彻深度随钢管壁厚的变化关系。

由图7可知,随着钢管壁厚的增大,侵彻深度减小;但是,当钢管壁厚增大一定程度后(10 mm),增大壁厚对侵彻深度的影响甚微。这表明,钢管壁厚很大时,未充分发挥钢管的约束效能。

图8分别给出了T75-2.5、T77-3.5、T83-6、T92-10和T104-15距迎弹面75 mm截面处钢管角部内壁典型单元的等效应力-时程曲线,以便分析钢管壁厚对侵彻深度影响的原因。

由表2和图8可知:当钢管壁厚较小时(T75和T77),钢管的等效应力较大,其值应该接近了钢管的动屈服强度(与图6中最大应力相当),钢管的约束效能得到较充分发挥,其中壁厚3.5 mm的钢管较壁厚2.5 mm钢管的等效约束刚度大,约束效应好,其侵彻深度也更小;当钢管壁厚较大时(10 mm和15 mm),钢管单元的等效应力较小,远小于动屈服强度,未能充分发挥材料的强度,因此不经济。

2.2.3 较优匹配

当含钢率相同时,钢管壁厚与边长的不同匹配对多边形钢管约束混凝土的抗侵彻性能有影响。图9给出了表2中含钢率约为16.3%工况模拟侵彻深度与边长的关系。由图9可知,给定含钢率时,存在较优的钢管壁厚与边长匹配方案,此时侵彻深度最小。对于本文计算工况,较优匹配(T95-3.5)为边长47.5 mm,壁厚3.5 mm。此时,混凝土等效直径与弹芯直径比值为10,钢管边长与壁厚的比值为13.5。

需指出,钢管合理匹配应满足2个方面的基本要求:一是侵彻深度小于半无限靶;二是较经济,即含钢率较低。由表1可知:当钢管壁厚小于3.5 mm(T75-2.5,T68-2.5,T81-3)或混凝土等效直径与弹芯直径之比大于17(T161-3.5,T181-3.5,T268-3.5,T354-3.5)时,侵彻深度均大于半无限靶;当钢管壁厚为3.5 mm,混凝土等效直径与弹芯直径之比为6(T60-3.5)时,侵彻深度大于半无限靶。因此,根据钢管合理匹配的要求,对于本文弹丸,钢管壁厚应不小于3.5 mm;混凝土有效直径与弹芯直径比值应不大于17(壁厚为3.5 mm时,应大于6)。

为了得到较经济的匹配,对于表2侵彻深度小于半无限靶工况进行分析。用半无限靶与约束混凝土靶侵彻深度的差值ΔH与含钢率ω的比值作为经济性指标,即ΔH/ω越大,钢管约束混凝土靶的效费比越高。表3给出了ΔH>0工况下的计算结果。

表3 正六边形钢管约束混凝土经济性

由表3可见:

①T95-3.5的ΔH/ω最大,为24.5,为较优匹配,即对于本文弹丸,钢管的较优匹配为边长47.5 mm,壁厚3.5 mm。

②T112-3.5、T83-6和T109-4的ΔH/ω较大(约为20),经济性较好,其钢管规格可以作为较合理匹配,即:边长56 mm、壁厚3.5 mm,边长41.5 mm、壁厚6 mm,边长54.5 mm、壁厚4 mm。

③T77-3.5、T132-3.5、T66-6和T135-5的ΔH/ω较小(小于15),经济性较差,其钢管匹配不好,不宜采用。

综上所述,正六边形钢管约束混凝土的合理匹配:混凝土有效直径与弹芯直径比值为6～17;边长与壁厚的比值不宜大于20,且壁厚不小于3.5 mm。对于本文弹丸,正六边形钢管的较优匹配:边长约47.5 mm,壁厚3.5 mm。

3 结束语

通过对侵彻试验典型工况进行模拟,验证了模拟方法和材料模型参数用于模拟本试验的合理性。

分析了边长和壁厚的匹配关系对正六边形钢管约束混凝土靶抗侵彻性能的影响,表明钢管壁厚和边长是影响正六边形钢管约束混凝土靶抗侵彻性能的重要因素。

通过优化钢管边长与壁厚的匹配,可以得到良好的抗侵彻能力。对于本文弹丸,正六边形钢管约束混凝土靶较优的匹配方案建议为:边长47.5 mm,壁厚3.5 mm。

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NumericalSimulationofAnti-penetrationPerformanceforHexagonalSteel-tube-confinedConcreteTarget

MENG Chao-mei1,2,JIANG Zhi-gang2,CAI Liang-cai1,LIU Fei2,TAN Qing-hua2

(1.Airfield Engineering Department,Air Force Engineering University,Xi’an 710038,China;2.College of Basic Education,National University of Defense Technology,Changsha 410072,China)

Hexagonal-steel-tube-confined concrete(HSTCC)target has good anti-penetration performance,and it is convenient for engineering application.The influences of edge length and thickness of hexagonal steel tube on anti-penetration performance of HSTCC targets were analyzed by ANSYS/LS-DYNA based on the penetration test of 12.7 mm armor-piercing projectile.In view of cost-efficiency ratio,the economic performance of HSTCC target was analyzed.The results show that it can improve anti-penetration performance of HSTCC targets to enlarge the thickness and reduce edge length of steel tube.And it can get good anti-penetration and economic performance of HSTCC targets to optimize the matching of thickness and edge length of tube.The good matching is edge length with 47.5 mm and thickness with 3.5 mm for the projectile.The results offer reference for designing protective structure of steel-tube-confined concrete.

protective structure;confined concrete;anti-penetration performance;numerical simulation

TV331

A

1004-499X(2017)04-0064-06

2017-09-06

国家自然科学基金项目(51308539)

蒙朝美(1990- ),男,博士研究生,研究方向为结构防护。E-mail:neu_mengchaomei@163.com。