顏 彬,錢(qián) 韜,馬賽爾

(上海船舶電子設(shè)備研究所,上海 201108)

0 引言

隨著海軍作戰(zhàn)需求不斷提高,對(duì)火箭助飛式器材的布放距離提出了新的要求,火箭助飛式器材遠(yuǎn)程布放技術(shù)成為新的研究熱點(diǎn)。為了增加布放距離,主要采取兩種措施,一是減小整彈消極質(zhì)量;二是增加火箭助推能量。前者雖有一定的效果,但并不會(huì)大幅提高布放距離,不能滿(mǎn)足海軍未來(lái)作戰(zhàn)要求;后者根據(jù)布放距離,重新設(shè)計(jì)火箭發(fā)動(dòng)機(jī),以達(dá)到布放距離要求,但是帶來(lái)的問(wèn)題是發(fā)動(dòng)機(jī)能量提高后,飛行速度大幅提高,同時(shí)由于彈長(zhǎng)的限制,不允許采用降落傘裝置來(lái)減速,導(dǎo)致彈體直接高速入水工作。因此,有必要對(duì)彈體高速入水沖擊產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度問(wèn)題進(jìn)行深入研究,以判定結(jié)構(gòu)的完整性。目前,入水沖擊問(wèn)題,在理論研究和試驗(yàn)研究上都具有一定的難度,而利用數(shù)值模擬仿真分析不僅可以節(jié)省大量的研究經(jīng)費(fèi),還可以得到通過(guò)試驗(yàn)尚未得到的新結(jié)果。

孫琦等[1]利用有限元軟件ANSYS/LS-DYNA,建立了三維彈性彈丸體在多物質(zhì)流體介質(zhì)中運(yùn)動(dòng)的有限元?jiǎng)恿Ψ治瞿Ｐ?采用ALE方法對(duì)彈體撞水過(guò)程進(jìn)行了流固耦合數(shù)值模擬,但其側(cè)重于不同撞水初態(tài)下彈體姿態(tài)和位置變化情況,使用V-Mises準(zhǔn)則來(lái)判斷材料是否進(jìn)入塑性狀態(tài),并不適用于材料在沖擊作用下高應(yīng)變率的塑性變形情況。基于此,文中利用PLASTIC_KINEMATIC非線(xiàn)性塑性材料模型,建立火箭助飛式器材高速入水沖擊的有限元模型,仿真計(jì)算得到的結(jié)構(gòu)響應(yīng)更符合實(shí)際情況,可為彈體的設(shè)計(jì)提供參考。

1 入水過(guò)程及力學(xué)現(xiàn)象描述[2]

1.1 撞水階段

彈體頭部接觸到水面的一個(gè)極短的時(shí)間里(μs級(jí)),彈體同水發(fā)生碰撞,在彈體結(jié)構(gòu)和水介質(zhì)中分別產(chǎn)生壓縮波,水介質(zhì)以波動(dòng)運(yùn)動(dòng)形態(tài)傳遞和耗散能量。沾水面鄰近處的水隨即同彈體一起運(yùn)動(dòng),開(kāi)始形成流動(dòng)。撞水時(shí),彈體結(jié)構(gòu)內(nèi)同樣形成壓縮應(yīng)力波。彈體頭部沾水面上出現(xiàn)幅值很高的沖擊壓力脈沖。因?yàn)闆_擊壓力作用時(shí)間很短,且作用面積不大,所以總的沖量相對(duì)較小,對(duì)彈體的整體運(yùn)動(dòng)不會(huì)產(chǎn)生大的影響。但是沖擊壓力作用可能引起殼體沾水部位出現(xiàn)皺褶,或在應(yīng)力集中點(diǎn)出現(xiàn)局部的斷裂,從而對(duì)彈體結(jié)構(gòu)的局部產(chǎn)生影響,因此需要注意避免。

1.2 浸水階段

撞水階段結(jié)束,彈體頭部繼續(xù)浸入水中,處于靜止?fàn)顟B(tài)的水,受彈體頭部排擠,開(kāi)始形成表征著彈體頭部特征的擾動(dòng)流場(chǎng)。隨著侵入水中深度的增加,彈體一部分動(dòng)能傳遞給了周?chē)乃?使水形成流動(dòng),彈體頭部附近水面抬起,擴(kuò)大了沾水面。同時(shí),由于水的慣性作用,對(duì)彈體頭部沾水表面產(chǎn)生反作用力,形成了流體阻力——侵水阻力。雖然這時(shí)作用在彈體頭部沾水面上的阻力幅值比撞水壓力峰值要低,但是作用的時(shí)間要長(zhǎng)得多(ms量級(jí)),沾濕面積也要大得多,故而形成的力和力矩及相應(yīng)產(chǎn)生的沖量和沖量矩都要比撞水時(shí)的要大得多。這時(shí)出現(xiàn)彈體結(jié)構(gòu)或內(nèi)部器件損壞、失靈的可能性也最大。

1.3 帶空泡航行階段

一般在彈體頭部達(dá)到最大沾濕面積之后,水流開(kāi)始從彈體頭部處開(kāi)始分離,形成一個(gè)抱住彈體頭部前端的空氣泡,侵水載荷逐漸轉(zhuǎn)化為帶空運(yùn)動(dòng)的流體阻力。彈體運(yùn)動(dòng)開(kāi)始伴隨著空泡,隨著入水進(jìn)程延續(xù),空泡在水面開(kāi)始封閉,尺度減小耗散,最后在彈體尾部潰滅。

1.4 全浸濕階段

彈體整個(gè)表面都與水相接觸。在彈體表面全沾濕后,彈體進(jìn)入受控水彈道狀態(tài)。隨著空泡最終在彈體上潰滅,彈體進(jìn)入全侵濕狀態(tài)。

2 彈體入水有限元模型的建立

彈體的入水沖擊問(wèn)題是個(gè)復(fù)雜的流固耦合過(guò)程,目前較多的采用有限元軟件進(jìn)行仿真計(jì)算,文中采用ANSYS軟件前處理器建立有限元模型,通過(guò)LS/DYNA求解器進(jìn)行求解。

數(shù)值模型由空氣域、水域、彈體三部分組成,采用三維實(shí)體建模,彈體采用拉格朗日實(shí)體單元,選用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC材料模型[3],采用單點(diǎn)積分實(shí)體單元算法;空氣和水域采用的是實(shí)體歐拉單元并且采用多物質(zhì)ALE 11號(hào)單元算法[4],水和空氣都選用*MAT_NULL材料模型,采用Gruneisen狀態(tài)方程[5],該方程定義空氣和水壓縮材料的壓力為：

(γ0+αμ)E

(1)

式中:P為壓力;V為相對(duì)體積;E為單位體積內(nèi)能;C、S1、S2、S3、γ0為材料常數(shù)。狀態(tài)方程中各參數(shù)見(jiàn)表1所示。

表1 水和空氣材料參數(shù)

彈體材料分兩部分,其中聲學(xué)段為7075超高強(qiáng)度鋁合金材料,火箭部為30CrMnSiA合金鋼材料,如表2所示。

表2 殼體材料參數(shù)

水域和空氣域在X方向尺寸為3 m,Z向尺寸為0.6 m,Y方向空氣域取0.4 m,水域取3 m。單元尺寸為40 mm,網(wǎng)格劃分如圖1所示。彈體網(wǎng)格單元尺寸為15 mm,網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖1 水域與空氣域網(wǎng)格

圖2 彈體網(wǎng)格模型

LS-DYNA程序中的多物質(zhì)ALE-Lagrange算法可以傳遞ALE網(wǎng)格中的流體材料和Lagrange結(jié)構(gòu)體間的接觸力,能方便的通過(guò)*Constrained Lagrange In Solid關(guān)鍵字[6]把流體和固體單元進(jìn)行耦合,且建模時(shí)流體網(wǎng)格和固體網(wǎng)格可以交叉重疊,通過(guò)*Section Solid ALE關(guān)鍵字來(lái)定義單元算法類(lèi)型并標(biāo)識(shí)相關(guān)單元算法。為了更接近模擬無(wú)限水域的分析情況,在流體單元的邊界上定義無(wú)反射邊界條件來(lái)簡(jiǎn)化入水沖擊模型。以63°入水角和220 m/s速度入水的彈體模型如圖3所示。

圖3 入水模型圖

定義了彈體入水速度和相關(guān)約束后,生成用于LS-DYNA求解的K文件,在進(jìn)行相關(guān)的關(guān)鍵字修改后,導(dǎo)入LS-DYNA求解器進(jìn)行計(jì)算。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 入水過(guò)程

圖4(a)～圖4(d)為彈體不同時(shí)刻入水過(guò)程圖。從圖中可以看出,水介質(zhì)在結(jié)構(gòu)慣性力作用下將形成飛濺。隨著結(jié)構(gòu)入水深度的增加,液面的變化也越加劇烈,當(dāng)彈體穿破水面,水流自彈體頭部處分離開(kāi)始,空泡開(kāi)始形成,入水空泡總是在彈頭分離后順流向后擴(kuò)展,彈體被包容在這個(gè)附體的空泡中。

圖4 彈體入水過(guò)程

3.2 入水沖擊結(jié)構(gòu)響應(yīng)

在沖擊載荷作用下,結(jié)構(gòu)材料產(chǎn)生快速變形,與受靜載荷作用的情況相比,應(yīng)變率明顯提高,此時(shí)屈服極限、瞬時(shí)應(yīng)力、延性阻尼比等基本參數(shù)均有不同程度的變化,這些都將對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)產(chǎn)生影響。文中采用PLASTIC_KINEMATIC非線(xiàn)性塑性材料模型,該模型適用于包含應(yīng)變率效應(yīng)的各向同性塑性隨動(dòng)強(qiáng)化材料,在LS-DYNA軟件中以等效塑性應(yīng)變Plastic-strain來(lái)判斷材料失效準(zhǔn)則。因此,文中在分析結(jié)構(gòu)響應(yīng)時(shí),都是以等效塑性應(yīng)變作為輸出,忽略了Von-Mises應(yīng)力的輸出。

從圖5～圖6可以看出,彈體觸水時(shí),頭部尖頭部位先受力,在2 ms時(shí)頭部尖頭部位的最大等效塑性應(yīng)變已逼近失效應(yīng)變,在2.5 ms時(shí)頭部單元出現(xiàn)了材料失效。通過(guò)圖8的局部放大圖可以看出,失效部位發(fā)生在尖頭部位和圖示A處。隨著A處裂縫增大,殼體破裂,說(shuō)明該殼體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度不能滿(mǎn)足完整性要求,需要對(duì)殼體結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)。

圖5 彈體觸水時(shí)刻的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D

圖6 彈體在2 ms時(shí)刻的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D

圖7 彈體在2.5 ms時(shí)刻的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D

圖8 彈體在2.5 ms時(shí)刻的等效塑性應(yīng)變局部放大云圖

圖9為該彈體頭部結(jié)構(gòu)示意圖,頭部殼體內(nèi)部主要安裝電池組件,由于電池組體積的要求,殼體壁厚不允許增加,因此考慮將電池固定環(huán)作為支撐件來(lái)加強(qiáng)殼體的強(qiáng)度。電池固定環(huán)同樣采用7075鋁合金,平均壁厚約為4 mm,為了簡(jiǎn)化計(jì)算模型,假設(shè)固定環(huán)與殼體內(nèi)壁相連為一體。

圖9 彈體頭部結(jié)構(gòu)示意圖

簡(jiǎn)化后的模型如圖10所示。圖11～圖14為頭部?jī)?yōu)化后的計(jì)算結(jié)果。圖11與圖8比較后得出,優(yōu)化后彈體入水2.5 ms時(shí)頭部受到的最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.4,相比優(yōu)化前有較大改善。從圖12～圖14可以看出,優(yōu)化后頭部最大受力點(diǎn)在尖頭部位,雖然出現(xiàn)了材料失效現(xiàn)象,但是由于尖頭部位較厚,允許出現(xiàn)部分單元塑性變形,且這種現(xiàn)象難以避免,因此只要保證內(nèi)型面不出現(xiàn)大變形或者破壞就可以滿(mǎn)足使用要求,從圖中也可以看出,彈體其余部位應(yīng)變較小,結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿(mǎn)足要求。

圖10 頭部結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化后模型

圖11 優(yōu)化后彈體2.5 ms時(shí)刻的等效塑性應(yīng)變局部放大云圖

圖12 優(yōu)化后彈體3 ms時(shí)刻的等效塑性應(yīng)變局部放大云圖

圖13 優(yōu)化后彈體3.5 ms時(shí)刻的等效塑性應(yīng)變局部放大云圖

圖14 優(yōu)化后彈體4.5 ms時(shí)刻的等效塑性應(yīng)變局部放大云圖

4 結(jié)論

文中利用有限元軟件ANSYS/LS-DYNA建立了火箭助飛式器材高速入水沖擊響應(yīng)的有限元計(jì)算模型,所采用的材料模型適用于高應(yīng)變率下結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析。通過(guò)仿真分析發(fā)現(xiàn),原設(shè)計(jì)頭部結(jié)構(gòu)在入水受到撞擊時(shí),殼體結(jié)構(gòu)發(fā)生了開(kāi)放性破壞現(xiàn)象?？紤]到頭部空間的限制,在不改變壁厚的情況下,通過(guò)增加內(nèi)部支撐件來(lái)加強(qiáng)殼體強(qiáng)度,通過(guò)分析得出,優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度大為改善,滿(mǎn)足了設(shè)計(jì)要求,為工程研制提供了理論參考。