王大奎， 楊小銀， 婁文忠， 王輔輔， 鄭旭陽(yáng)， 潘 海

(1. 北京理工大學(xué) 機(jī)電學(xué)院， 北京 100081； 2. 中國(guó)兵器裝備集團(tuán) 兵器裝備研究所， 北京102202；3. 中國(guó)科學(xué)院 空間應(yīng)用工程與技術(shù)中心， 北京 100094； 4. 重慶長(zhǎng)安工業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司， 重慶401120；5. 淮海工業(yè)集團(tuán)有限公司， 山西 長(zhǎng)治 223001)

防雷車(chē)抗爆性能仿真方法

王大奎1， 楊小銀2， 婁文忠1， 王輔輔3， 鄭旭陽(yáng)4， 潘 海5

(1. 北京理工大學(xué) 機(jī)電學(xué)院， 北京 100081； 2. 中國(guó)兵器裝備集團(tuán) 兵器裝備研究所， 北京102202；3. 中國(guó)科學(xué)院 空間應(yīng)用工程與技術(shù)中心， 北京 100094； 4. 重慶長(zhǎng)安工業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司， 重慶401120；5. 淮海工業(yè)集團(tuán)有限公司， 山西 長(zhǎng)治 223001)

針對(duì)防雷車(chē)設(shè)計(jì)以經(jīng)驗(yàn)為主、 設(shè)計(jì)相對(duì)復(fù)雜和成本高的問(wèn)題， 提出了爆炸沖擊載荷下防雷車(chē)抗爆性能的仿真方法. 該方法采用LS-DYNA軟件對(duì)8 kg TNT當(dāng)量爆炸沖擊載荷下防雷車(chē)的抗爆性能進(jìn)行了數(shù)值仿真研究， 得到了材料、 V型底盤(pán)結(jié)構(gòu)尺寸和分動(dòng)器保護(hù)罩距地高度與防雷車(chē)在爆炸沖擊載荷下的應(yīng)力和有效塑性應(yīng)變的關(guān)系. 仿真結(jié)果表明， 在爆炸沖擊載荷下， V型底盤(pán)和分動(dòng)器保護(hù)罩為主要的承力部件， 在保證經(jīng)濟(jì)性和安全性的前提下， V型底盤(pán)和分動(dòng)器保護(hù)罩的最優(yōu)材料為Q690E系列鋼板， 最優(yōu)厚度分別為9 mm和15 mm， V型底盤(pán)的最佳泄爆角度為140°， 在保證防雷車(chē)機(jī)動(dòng)性和穩(wěn)定性的前提下分動(dòng)器保護(hù)罩距地高度越高防雷車(chē)的抗爆性能越好.

爆炸力學(xué)； 防雷車(chē)； 抗爆性能； 數(shù)值仿真

二戰(zhàn)以后， 世界總體趨于和平， 但是局部戰(zhàn)爭(zhēng)和沖突卻連連不斷， 在這類(lèi)小型戰(zhàn)爭(zhēng)和沖突中， 游擊戰(zhàn)、 伏擊戰(zhàn)、 巷戰(zhàn)成為主要的作戰(zhàn)方式. 尤其在現(xiàn)代反恐作戰(zhàn)中， 由于雙方實(shí)力的不對(duì)稱(chēng)， 實(shí)力弱的恐怖分子往往采用路邊炸彈， 簡(jiǎn)易爆炸物(IED)和地雷等方式給對(duì)方造成人員和物資上的損失[1-4]. 因此在此類(lèi)非常規(guī)作戰(zhàn)方式愈演愈烈的情況下， 為了避免裝甲運(yùn)兵車(chē)、 戰(zhàn)斗車(chē)輛或其他指揮、 醫(yī)療、 勤務(wù)車(chē)輛受到槍彈、 破片、 反坦克地雷以及其他大當(dāng)量的TNT爆炸物的威脅， 如何提高防雷車(chē)的抗爆性能就顯得愈加重要.

目前國(guó)內(nèi)對(duì)該課題的研究還主要是進(jìn)行試驗(yàn)， 耗資巨大， 效費(fèi)比不高. 隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的迅速發(fā)展， 數(shù)值模擬[5-9]在爆炸沖擊研究中廣泛應(yīng)用， 逐漸替代了昂貴危險(xiǎn)的試驗(yàn)， 并能獲得具體而完整的信息.

到目前為止， 國(guó)內(nèi)外研究人員在采用仿真分析方法對(duì)防雷車(chē)抗爆性能方面的探索研究還很缺乏[10-12]. Grujicic M等[13-14]利用有限元/離散離子計(jì)算方法對(duì)防雷車(chē)抗爆性能的提高進(jìn)行了研究， 并對(duì)防雷車(chē)的結(jié)構(gòu)形狀進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì). Erdik A 等[15]利用數(shù)值分析軟件， 仿真模擬了防雷車(chē)輛對(duì)地雷爆炸的響應(yīng). Fujiwara H等[16]基于有限元方法分析了裝甲車(chē)輛座椅在爆炸條件下的動(dòng)態(tài)響應(yīng). 但是目前未見(jiàn)有詳細(xì)研究不同因素對(duì)防雷車(chē)抗爆性能影響的文獻(xiàn)， 也未見(jiàn)有系統(tǒng)、 詳細(xì)論述防雷車(chē)抗爆性能仿真和設(shè)計(jì)方法的文獻(xiàn)， 防雷車(chē)的設(shè)計(jì)主要以經(jīng)驗(yàn)和試驗(yàn)為主. 本文針對(duì)此問(wèn)題， 提出了爆炸沖擊載荷下防雷車(chē)抗爆性能的仿真方法.

1 防雷車(chē)的簡(jiǎn)化計(jì)算模型

簡(jiǎn)化后的防雷車(chē)模型如圖 1 所示， 車(chē)體的總體外形尺寸(長(zhǎng)×寬×高)為641.58 cm×179.4 cm×230.3 cm， 車(chē)體總重量為15 t， 車(chē)體主要由V型底盤(pán)、 分動(dòng)器保護(hù)罩、 固連板、 車(chē)身以及車(chē)身左(右)側(cè)圍等組成， 其中， 分動(dòng)器保護(hù)罩厚度為16 mm， 其他部分厚度為10 mm， V型底盤(pán)的角度為140°. 車(chē)體運(yùn)用二維單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格.

應(yīng)用流固耦合方法計(jì)算爆轟型地雷對(duì)防雷車(chē)的沖擊毀傷作用.

式中： ΔPcoupling為流體與固體之間的耦合壓力；Pin與Pout分別為流體與固體耦合界面的內(nèi)法向與外法向壓力值.

圖 1 簡(jiǎn)化防雷車(chē)的有限元模型Fig.1 Simplified simulation model of MRAP

采用ALE單點(diǎn)積分的實(shí)體單元建立空氣、 8 kg TNT當(dāng)量爆轟型地雷以及土壤的CAE模型. 為了提高計(jì)算精度， 空氣模型的外表面和土壤的外表面施加非反射邊界以模擬無(wú)限大的空氣域和土壤域. 將車(chē)體模型放入建好的爆轟場(chǎng)模型中, 從而構(gòu)建成防雷車(chē)在爆炸沖擊載荷下的有限元計(jì)算模型， 如圖 2 所示.

圖 2 爆轟場(chǎng)內(nèi)防雷車(chē)有限元分析模型Fig.2 Finite element analysis model of MRAP in explosive field

其中， 8 kg TNT當(dāng)量爆轟型地雷放在距土層表面10 cm處且在車(chē)底覆蓋件下底中心的正下方， 另外， 8 kg TNT當(dāng)量爆轟型地雷頂端距覆蓋件最底端中心處的距離為51.4 cm. 防雷車(chē)整體施加沿車(chē)體縱向的重力約束. 基本單位制為g-cm-ms.

2 仿真模型與材料參數(shù)化

2.1 材料模型及狀態(tài)方程

V型底盤(pán)和分動(dòng)器保護(hù)罩采用Weldox 700鋼材料， 兩者的單元類(lèi)型采用塑性隨動(dòng)模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC， 該材料的密度為7.8 g/cm3， 彈性模量為210 GPa， 泊松比為0.3， 其應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)如圖 3 所示,Y軸的應(yīng)力單位為100 GPa. 固連板、 車(chē)身以及車(chē)身左(右)側(cè)圍等部件均采用ARMOX 500T鋼材料， 其單元類(lèi)型同樣采用塑性隨動(dòng)模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC， 該材料的密度為7.9 g/cm3， 彈性模量為213 GPa， 泊松比為0.282， 應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)如圖 4 所示.

圖 3 Weldox 700應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)Fig.3 Stress-strain curve of weldox 700

圖 4 ARMOX 500T應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)Fig.4 Stress-strain curve of ARMOX 500T

根據(jù)研究的具體情況， 對(duì)于爆轟型地雷釆用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN高能炸藥材料模型， 該模型中材料壓力p為

式中： 壓力p1通過(guò)JWL狀態(tài)方程計(jì)算；V為比容；E為比內(nèi)能；F為爆轟型地雷的燃燒質(zhì)量分?jǐn)?shù).

狀態(tài)方程JWL用來(lái)描述內(nèi)能、 體積和壓力之間的關(guān)系

P1=

式中：P1為壓力；V為相對(duì)體積；E為初始內(nèi)能密度；A，B，R1，R2，ω均為材料常數(shù). 爆轟型地雷的材料屬性見(jiàn)表 1.

表 1 爆轟型地雷材料及狀態(tài)方程參數(shù)

空氣的材料選用*MAT_NULL流體模型， 空氣的狀態(tài)方程選用線(xiàn)性多項(xiàng)式： EOS_LINEAR_POLYNOMIAL， 其表達(dá)式如下

P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+

式中：P為壓力；C0=0.1 MPa，C0,C1,C2,C3,C4,C5及C6為常數(shù)；μ為相對(duì)體積；E2為單位體積內(nèi)能. 空氣的材料屬性見(jiàn)表 2.

表 2 空氣材料及狀態(tài)方程參數(shù)

土壤的材料選用*MAT_SOIL_AND_FORM泡沫材料模型， 該模型中沒(méi)有應(yīng)變硬化， 屈服極限僅與壓力相關(guān)， 加載時(shí)壓力和體積應(yīng)變關(guān)系見(jiàn)圖 5 所示. 土壤的材料屬性見(jiàn)表 3， 其中VEPS1～ VEPS10為體積應(yīng)變，P1～P10為對(duì)應(yīng)的相對(duì)壓力值.

圖 5 土壤模型壓力和體積應(yīng)變關(guān)系Fig.5 Relationship between pressure and volumetric strain of soil model

表 3 土壤材料及狀態(tài)方程參數(shù)

2.2 防雷車(chē)體材料參數(shù)化

由于國(guó)內(nèi)鋼板的價(jià)格遠(yuǎn)低于國(guó)外進(jìn)口鋼板， 為了降低防雷車(chē)的制造成本， 本參數(shù)化計(jì)劃中， 在相同車(chē)體結(jié)構(gòu)的情況下， 擬采用國(guó)內(nèi)頂尖的Q690系列鋼板來(lái)替代10 mm厚和16 mm厚的國(guó)外進(jìn)口的Weldox 700鋼板， 以論證國(guó)內(nèi)鋼板在防雷性能上替代國(guó)外進(jìn)口鋼板的可行性.

Q690系列鋼板的密度和Weldox 700鋼板一樣， 其主要區(qū)別是材料抗沖擊及抗爆轟的性能. Q690系列鋼板機(jī)械性能試驗(yàn)結(jié)果如表 4 所示.

表 4 Q690系列鋼板機(jī)械性能

2.3 防雷車(chē)體鋼板厚度參數(shù)化

初始設(shè)計(jì)的防雷車(chē)體的分動(dòng)器保護(hù)罩厚度為16 mm， 其他部分厚度為10 mm. 由于分動(dòng)器保護(hù)罩和V型底盤(pán)屬于防雷車(chē)的主要防護(hù)組件， 因而本參數(shù)化計(jì)劃中， 結(jié)合材料學(xué)和力學(xué)知識(shí)， 以及防雷車(chē)經(jīng)濟(jì)性和輕量化設(shè)計(jì)的因素主要考慮Weldox 700鋼板變薄的情況. 在保證剛強(qiáng)度的情況下， 根據(jù)仿真分析確定防雷車(chē)鋼板的最優(yōu)厚度. 其方案是分別將10 mm厚和16 mm厚的Weldox 700鋼板同時(shí)縮減1 mm和2 mm， 其中鋼板厚度參數(shù)化方案如表 5 所示.

表 5 鋼板厚度參數(shù)化方案

2.4 防雷車(chē)V型底盤(pán)角度參數(shù)化

防雷車(chē)的V型底盤(pán)初始設(shè)計(jì)角度為140°， V型底盤(pán)的參數(shù)化設(shè)計(jì)中， 主要是用于搜索角度與泄爆能力之間的關(guān)系， 從而確定V型底盤(pán)的最佳泄爆角度.

基于V型底盤(pán)初始角度， 前后各調(diào)整10°， 對(duì)V型底盤(pán)進(jìn)行參數(shù)化， 其方案如表 6 所示.

表 6 V型底盤(pán)角度參數(shù)化方案

2.5 防雷車(chē)分動(dòng)器保護(hù)罩距地雷高度參數(shù)化

初始設(shè)計(jì)的模型中， 爆轟型地雷模型放置在距土層表面10 cm處且在分動(dòng)器保護(hù)罩下底中心的正下方， 其中爆轟型地雷頂端距保護(hù)罩最底端中心處的距離為51.4 cm. 因而車(chē)體距地面的高度為41.4 cm.

對(duì)分動(dòng)器保護(hù)罩最底端中心處與地面間的距離進(jìn)行參數(shù)化方案設(shè)計(jì)， 主要在保證防雷車(chē)機(jī)動(dòng)性和穩(wěn)定性的前提下， 用于搜索最優(yōu)的底盤(pán)高度.

基于初始方案分動(dòng)器保護(hù)罩最底端中心處距地面的距離， 上下各調(diào)整10 cm， 分動(dòng)器保護(hù)罩最底端中心處與地面間距離進(jìn)行參數(shù)化， 其方案如表 7 所示.

表 7 防雷車(chē)體高度的參數(shù)化方案

3 仿真方法

3.1 防雷車(chē)初始方案的仿真分析

根據(jù)仿真條件對(duì)防雷車(chē)在爆轟場(chǎng)中的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行仿真計(jì)算， 可得到防雷車(chē)體出現(xiàn)最大應(yīng)力和最大有效塑性應(yīng)變的云圖， 如圖 6 和圖 7 所示.

圖 6 防雷車(chē)體所受最大應(yīng)力云圖Fig.6 The maximum stress cloud image of MRAP

圖 7 防雷車(chē)體所受最大有效塑性應(yīng)變?cè)茍DFig.7 The maximum effective plastic strain image of MRAP

對(duì)以上仿真結(jié)果進(jìn)行分析， 可以得到如表 8 所示的結(jié)論.

表 8 防雷車(chē)仿真結(jié)果總結(jié)

由防雷車(chē)體所受最大應(yīng)力云圖可知， 車(chē)體所受最大應(yīng)力出現(xiàn)在分動(dòng)器保護(hù)罩中心位置， 最大值為0.834 8 GPa， 未超過(guò)該材料的極限強(qiáng)度0.88 GPa， 故車(chē)體不會(huì)出現(xiàn)破裂部位， 滿(mǎn)足強(qiáng)度要求； 由防雷車(chē)體所受最大有效塑性應(yīng)變?cè)茍D可知， 車(chē)體最大沖擊變形同樣發(fā)生在分動(dòng)器保護(hù)罩中心位置， 最大值為3.971%， 小于16%， 故滿(mǎn)足剛度要求， 因而可以得到， 初始方案設(shè)計(jì)的防雷車(chē)在8 kg TNT爆轟型地雷的作用下未發(fā)生失效.

3.2 防雷車(chē)參數(shù)化仿真分析

3.2.1 材料參數(shù)化仿真分析

用國(guó)內(nèi)頂尖的Q690系列鋼板來(lái)替代 10 mm 厚和16 mm厚的國(guó)外進(jìn)口的Weldox 700鋼板. 鋼板選取不同材料時(shí)仿真結(jié)果如表 9 所示.

表 9 材料參數(shù)化仿真結(jié)果

由表 9 可知， 材料參數(shù)化模型Q690系列鋼板所得到的各項(xiàng)數(shù)據(jù)均大于原模型Weldox 700鋼板的各項(xiàng)數(shù)據(jù)， 但是其所受最大應(yīng)力未超過(guò)該材料的極限強(qiáng)度0.88 GPa， 最大有效塑性應(yīng)變未超過(guò)材料的許用值16%， 因而， 在8 kg爆轟型地雷的作用下， 單純從防雷車(chē)剛強(qiáng)度要求上來(lái)說(shuō)， Q690系列鋼板可以替代Weldox 700鋼板.

3.2.2 鋼板厚度參數(shù)化仿真分析

分別將10 mm厚和16 mm厚的Weldox 700鋼板同時(shí)縮減1 mm和2 mm進(jìn)行參數(shù)化仿真分析. Weldox 700鋼板選用不同厚度時(shí)的仿真結(jié)果如表 10 所示.

表 10 鋼板厚度參數(shù)化仿真結(jié)果

由表 10 可知， 鋼板厚度參數(shù)化模型所得到的各項(xiàng)數(shù)據(jù)均大于原模型的各項(xiàng)數(shù)據(jù)， 鋼板厚度參數(shù)化一模型所受最大應(yīng)力和最大有效塑性應(yīng)變均未超過(guò)許用值， 車(chē)體未失效， 而鋼板厚度參數(shù)化二模型所受最大應(yīng)力超過(guò)了許用值， 分動(dòng)器保護(hù)罩發(fā)生失效. 因而， 為提高經(jīng)濟(jì)性， 在保證車(chē)體的完整性的前提下， 可以適當(dāng)降低防爆結(jié)構(gòu)的厚度.

3.2.3 V型底盤(pán)角度參數(shù)化仿真分析

基于V型底盤(pán)初始角度， 前后各調(diào)整10°， 對(duì)V型板進(jìn)行參數(shù)化仿真分析， 其結(jié)果如表 11 所示.

由表11 可知， V型底盤(pán)角度參數(shù)化模型所得到的各項(xiàng)數(shù)據(jù)均大于原模型的各項(xiàng)數(shù)據(jù)， 因而可以根據(jù)一般性的假設(shè)得到， 當(dāng)V型底盤(pán)角度為140°時(shí)， V型底盤(pán)具有最佳的泄爆能力.

表 11 V型底盤(pán)角度參數(shù)化仿真結(jié)果

3.2.4 防雷車(chē)分動(dòng)器保護(hù)罩距地雷高度參數(shù)化仿真分析

基于爆轟型地雷頂端距保護(hù)罩最底端中心處的距離， 上下各調(diào)整10 cm， 對(duì)爆轟型地雷頂端距保護(hù)罩最底端中心處的距離進(jìn)行參數(shù)化仿真分析， 其仿真結(jié)果如表 12 所示.

表 12 防雷車(chē)體高度的參數(shù)化仿真結(jié)果

由表 12 可知， 分動(dòng)器保護(hù)罩距地高度參數(shù)化二模型所得到的各項(xiàng)數(shù)據(jù)均明顯小于原模型的數(shù)據(jù)； 分動(dòng)器保護(hù)罩距地高度參數(shù)化一模型所得到的各項(xiàng)數(shù)據(jù)均大于原模型的各項(xiàng)數(shù)據(jù)， 分動(dòng)器保護(hù)罩距地高度參數(shù)化二模型車(chē)體未失效. 因而， 可得到在保證防雷車(chē)機(jī)動(dòng)性和穩(wěn)定性的前提下， 在一定高度范圍內(nèi)， 分動(dòng)器保護(hù)罩距地高度越大， 越有利于抗爆.

4 結(jié) 論

本文提出了爆炸沖擊載荷下防雷車(chē)抗爆性能的仿真方法. 該方法采用LS-DYNA軟件對(duì)8 kg TNT當(dāng)量爆炸沖擊載荷下防雷車(chē)的抗爆性能進(jìn)行了數(shù)值仿真研究， 得到了材料、 結(jié)構(gòu)尺寸和分動(dòng)器保護(hù)罩距地高度與防雷車(chē)在爆炸沖擊載荷下的應(yīng)力和有效塑性應(yīng)變的關(guān)系. 仿真結(jié)果表明， 在爆炸沖擊載荷下， V型底盤(pán)和分動(dòng)器保護(hù)罩為主要的承力部件， 在保證經(jīng)濟(jì)性和安全性的前提下， V型底盤(pán)和分動(dòng)器保護(hù)罩的最優(yōu)材料為Q690E系列鋼板， 最優(yōu)厚度分別為9 mm和15 mm， V型底盤(pán)的最佳泄爆角度為140°， 在保證防雷車(chē)機(jī)動(dòng)性和穩(wěn)定性的前提下分動(dòng)器保護(hù)罩距地高度越高防雷車(chē)的抗爆性能越好. 可為防雷車(chē)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考.

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Simulation of Antiknock Performance of Mine Resistant Ambush Protected

WANG Da-kui1, YANG Xiao-yin2, LOU Wen-zhong1, WANG Fu-fu3, ZHENG Xu-yang4, PAN Hai5

(1. School of Mechatronical Engineering, Beijing Institute of Technology, Beijing 100081, China;2. China South Industries Group Corporation, Weapon Equipment Research Institute, Beijing 102202, China;3. Technology and Engineering Center for Space Utilization, Chinese Academy of Sciences, Beijing 100094, China;4. Chongqing Changan Industry (Group) Co. Ltd., Chongqing 401120, China; 5. Huaihai Industrial Group Co., Ltd., Changzhi 223001, China)

According to the situation that MRAP (Mine Resistant Ambush Protected) was designed empirically, complicated and costly. The simulation of anti explosion performance of MRAP under the impact of the explosive impact load was designed. The LS-DYNA software was used to research anti explosion performance of MRAP under 8 kg TNT equivalent explosive impact load, relationship between the materials, structure size of V type chassis and the height of the protective cover to the ground with the stress and effective plastic strain of the MRAP under the explosive impact load were obtained. Simulation results turned out that under the explosive impact load, the V type chassis and the protective cover are the main bearing parts, under the premise of ensuring the economy and safety, the optimal material for the V type chassis and the protective cover is Q690E series steel plate, and the optimal thicknesses are 9 mm and 15 mm, respectively, the optimum explosion venting angle of the V type chassis is 140°, in ensuring the maneuverability and stability of MRAP under the premise, the higher the height of the protective cover to the ground, the better the anti explosion performance of MRAP.

explosion mechanics; MRAP; anti-explosion performance; numerical simulation

2016-07-29

王大奎(1987-)， 男， 博士生， 主要從事機(jī)械工程的研究.

1673-3193(2017)02-0161-07

O038

A

10.3969/j.issn.1673-3193.2017.02.012