王鋒鋒， 楊國來， 葛建立

(南京理工大學 機械工程學院， 南京 210094)

迫擊炮是一種直接依靠座鈑承受后坐力的曲射炮，具有結構簡單、造價低廉等優(yōu)點，在陸軍作戰(zhàn)中發(fā)揮了巨大作用。迫擊炮發(fā)射時，發(fā)射載荷是強沖擊載荷，彈底施加的后坐力經座鈑直接作用于土壤上，靠土壤的彈性變形和塑性變形吸收后坐能量。座鈑不能出現拉裂拉斷現象，下沉量和形變量也不能過大，以免影響射擊精度和射擊穩(wěn)定性[1]。然而土體的動態(tài)力學性能相當復雜，建立準確的土壤動力學模型，提高座鈑-土壤耦合模型的計算精度是座鈑研究的重點和難點，而動力學建模中采用的土壤屈服準則成為影響計算精度的重要因素[2]。

目前研究發(fā)現，土類材料的屈服準則應滿足的基本特性主要包括拉壓異性效應、正應力效應、靜水應力效應、中間主應力效應、中間主剪應力效應、雙剪應力正應力效應、雙剪應力圍壓效應、應力角效應和屈服面的外凸性[3]。目前大多數應用的大型商用軟件中的主要準則為Mohr-Coulomb(M-C)準則和D-P準則，它們滿足的條件是不充足的。M-C準則只能滿足部分條件，D-P準則不能滿足應力角效應，即應力偏張量第三不變量效應，土壤的受壓極限面與偏平面的交線不是圓形[4,5]。因D-P準則雖然形式簡單，易于編程，且在ABAQUS軟件中在設置硬化參數時可以避開黏聚力值的影響，有利于計算收斂。在迫擊炮座鈑計算中一般應用D-P準則，但是綜合其在巖土中的應用，發(fā)現該準則應用在迫擊炮座鈑計算中得出的結論與實際有較大差距。因此，有必要通過修正迫擊炮座鈑-土壤計算模型中土壤的D-P準則來提高座鈑-土壤計算模型的準確度。

李平恩等[6]提出在拉剪區(qū)修正D-P準則的兩種可行性方案，第一種是在壓剪區(qū)仍采用D-P準則的錐面式，而在拉剪區(qū)及其鄰近，采用一個球形屈服面代替原來的錐頂附近的錐面。第二種是使用一個雙曲旋轉面近似地代替D-P圓錐面。Aubertin等[7-8]在研究巖土工程的應力準則時引入了一種角隅函數，周永強等[9]將這個角隅函數引入到D-P準則的修正中，研究了巖石在三軸壓縮和三軸拉伸狀態(tài)下不同的強度特性。周永強等[10]還結合D-P準則與次加載面理論，建立了能考慮巖石材料實際抗拉強度和應力角效應的循環(huán)加、卸載模型。此外，Alejano等[11]闡述了D-P準則的相關研究。Liu等[12]使用D-P破壞準則研究工具-巖石相互作用。 Sadoghi Yazdi等[13]將神經模糊模型與粒子群優(yōu)化(PSO)結合使用，使用D-P屈服準則對線性彈性硬化塑料本構模型中使用的土壤參數進行校準。 Chen等[14]對土壤參數和采集的數據進行了測試和處理，根據基本測試對D-P土壤模型中所需的一些參數進行了測量和修改。

研究者們在D-P準則的修正和應用上做出了很大貢獻，但是沒有任何研究表明其在迫擊炮座鈑-土壤計算中的應用及效果，座鈑-土壤耦合模型的計算精度也有待提高。因此，本文在綜合巖土類材料D-P準則修正的基礎上，首次將其應用到迫擊炮座鈑-土壤耦合模型計算中，設計并開展了強沖擊載荷下迫擊炮座鈑-土壤動態(tài)響應試驗，并對不同沖擊載荷下修正前后座鈑與土壤動態(tài)響應的數值計算值和試驗測試值進行比較。結果表明，在迫擊炮座鈑-土壤計算中，修正土壤D-P屈服準則可以較好地描述試驗現象，從而提高迫擊炮座鈑-土壤耦合模型的計算精度。

1 座鈑-土壤受力分析與建模

1.1 迫擊炮座鈑-土壤受力分析

由于陣地土質的千變萬化，加上炮膛合力很大，彈丸發(fā)射時座鈑的受力十分復雜，圖1為迫擊炮在中硬土上發(fā)射時座鈑的受力情況。

圖1 座鈑受力示意圖

圖1中：Fpt是炮膛合力；Ftn是土壤抗力的法向分力；Ftt是土壤抗力的切向分力；Fgc是除座鈑以外的后坐部分的慣性力；Fgb是座鈑慣性力；φ是高低角。假設后坐質心在身管軸線上，忽略慣性力作用，座鈑的后坐力

F=Fpt+Fgc

(1)

式中，炮膛合力可分解為垂直于座鈑平面的力和平行于座鈑平面的力，得：

FptN=Fptsinφ

FptT=Fptcosφ

(2)

以往經驗表明，座鈑最大受力位置應出現在身管軸線方向的區(qū)域，應力較大的區(qū)域集中在座鈑主鈑和錐形盆連接的環(huán)形區(qū)域、駐臼周圍區(qū)域、底部立筋與駐臼連接的部分及以上區(qū)域相接觸的土壤中。

因此與座鈑接觸的土體中，取一個以該點為中心的微小的平行六面體，其六個面的外法線方向分別與三個坐標軸的正、負方向重合，各邊長分別為x、y、z。假定應力在各面上均勻分布，各面上的應力矢量用作用在各面中心點的一個應力矢量來表示，每個面上的應力可分解為一個正應力和兩個剪應力分量，如圖2所示。

圖2 土體中一點應力狀態(tài)

該點的應力狀態(tài)可以用六個剪應力分量和三個正應力分量組成應力張量來表示

(3)

式中：σ為應力張量；x、y、z分別為沿x、y、z坐標軸方向的三個正應力分量；其余量為剪應力分量，其腳標的第一個字母標明其所在面的外法線方向，第二個字母標明應力分量的指向。由于剪應力的互等性，應力張量為對稱張量。相對應的，土體中一點的應變狀態(tài)可以用九個應變分量來表示

(4)

根據彈塑性理論的基本理論，土壤在屈服之前只產生彈性應變。本文假設與座鈑接觸土的力學性能在各個方向上是相同的，即將其視為各向同性材料。因此，其彈性力學的應力應變關系服從廣義胡克定律，為：

(5)

式中：E為彈性模量；v為泊松比。

當土壤中一點的應力狀態(tài)滿足屈服準則就進入了塑性階段，屈服準則規(guī)定了土壤開始出現塑性變形的應力條件，結合加卸載準則可以判定土的變形是彈性變形還是塑性變形。在迫擊炮座鈑的計算中，一般使用的屈服準則是D-P準則，因此需要對D-P準則中存在的不足進行修正。

1.2 迫擊炮座鈑建模

梯形棱錐座鈑的主鈑、錐形盆、立筋、包筋等部分組成了一個封閉結構，座鈑外表面網格部分如圖3所示，全座鈑采用TC4鈦合金，根據幾何模型結構特征，各部件筋鈑厚度如表1所示。座鈑總結構質量為75.72 kg。座鈑有限元模型的單元總數為23 650，節(jié)點總數為22 367。

圖3 座鈑外部結構網格

表1 部件筋鈑厚度

為準確計算試驗所選取的工況下土壤的應力及變形，建立相應的有限元計算模型，如圖4所示，除座鈑外共14 627個單元，3 110個節(jié)點。

圖4 座鈑-土壤耦合有限元模型

2 D-P準則及其修正

2.1 D-P準則及其修正

M-C準則在三維空間的屈服面是不規(guī)則的六角形截面的角錐體表面，引入應力洛德角參數，M-C屈服準則[15]可以表達為

(6)

式中：I1為應力張量的第一不變量；J2為應力偏量的第二不變量；θ為洛德角，與應力狀態(tài)有關，取值范圍為[-π/6,π/6]。

D-P準則[16]是在Mise強度準則的基礎上，考慮平均應力P或I1，具體表達式為

(7)

式中，α和k為材料參數

(8)

(9)

式中：c為土壤的黏聚強度；φ土的內摩擦角。M-C、D-P屈服面形狀如圖5所示。

圖5 M-C、D-P準則屈服面形狀

對于此類問題，李平恩等提出的D-P-Y準則，分別用雙曲旋轉面和球形屈服面?zhèn)z代替D-P準則在拉剪區(qū)的圓錐面，兩種形式雖然處處光滑，但都在拉剪區(qū)改變了D-P準則的形式，縮小了傳統(tǒng)的D-P準則的彈性區(qū)，所以有必要在這兩種研究的基礎上作出修改，保證D-P準則在拉剪區(qū)的形式，使其滿足應力角效應，符合土壤的材料基本性質。有：

(10)

式中，g(θ)為角隅函數，也稱為形狀函數，它表示π平面上屈服曲線隨洛德角θ變化的規(guī)律，表示破壞條件的形狀。該函數的選擇一般是根據試驗結果來確定，同時必須滿足以下3個條件才能保證π平面上屈服曲線外凸且光滑

(11)

引入適合該準則的角隅函數

(12)

式中，0.7

(13)

該式可保證屈服準則式中經過單軸抗壓強度點。由此，修正的D-P準則在子午面上如圖6所示。

圖6 修正的D-P準則

2.2 修正D-P準則的數值實現過程

修正D-P準則的數值實現是在ABAQUS中提供的用戶子程序中進行二次開發(fā)[17]，運用彈性預測-塑性修正的思想，其計算流程如圖7所示。

圖7 數值實現過程流程圖

步驟1給定初始條件，施加載荷，定義邊界條件。迫擊炮座鈑的將載荷曲線施加在炮彈彈尾和尾翼中心截面，即炮尾球的上端面。炮尾球球面與駐臼球面之間、座鈑與土壤之間均采用面面接觸，土壤所在箱體采用全約束進行模擬。迫擊炮一般采用45°～85°高低角射擊，彈道十分彎曲。通過改變炮尾球與駐臼之間的接觸角度來改變工況。由于座鈑結構具有三角對稱特性，考慮到迫擊炮的圓周射擊，在方向角上選擇60°作為研究工況。

步驟2輸入應力、應變增量Δδ、Δε；

步驟3計算分析步開始,增量步計算開始，進行彈性預測。在時間步長為n+1、迭代步為k+1時，應力為

(14)

(15)

若此式成立，應力不需要進行塑性修正(塑性修正的目的是求解正確的應力，從而使屈服函數能在屈服面上)，直接轉入第七步。反之，需要進行塑性修正。

步驟5塑性修正。首先，求解塑性因子：

(16)

(17)

接著，更新內部變量

(18)

(19)

步驟6內外力平衡判斷，求解系統(tǒng)平衡方程。

(20)

(21)

(22)

式中：ToL是允許范圍內的極小值；V是單元的體積。

3 試驗與結果分析

3.1 試驗方案及實施

為獲得迫擊炮發(fā)射時，座鈑受沖擊載荷作用下，土壤的應力與應變之間的關系，進行了座鈑沖擊試驗，設計的試驗總體方案如圖8所示。

1-行架； 2-吊機； 3-電磁鐵； 4-落錘； 5-沖擊平臺； 6-防護架； 7-土； 8-座鈑； 9-炮尾球支柱； 10-土箱； 11-支架； 12-座鈑； 13-位移傳感器

試驗裝置主要由沖擊裝置、輔助裝置、座鈑、測試系統(tǒng)、中硬土和土箱等組成。用于模擬迫擊炮發(fā)射時座鈑所受強沖擊載荷。輔助裝置由沖擊平臺、防護架組成，用以保證載荷準確作用于座鈑中心。測試系統(tǒng)由應變式力傳感器、激光位移傳感器、壓電式土壓力傳感器、電阻式應變片、電荷放大器及數據采集儀等組成。力傳感器安裝在與駐臼接觸的炮尾球支柱上平面；激光位移傳感器固定在土箱箱體外的支架上，豎直方向投影在座鈑的主鈑上；壓電式土壓力傳感器布置在座鈑中心正下方約20 cm處，用以測量座鈑受不同載荷作用時土壤的應力；電阻式應變片安裝在座鈑上駐臼與錐形盆的過渡區(qū)。試驗過程如圖9所示，包括試驗現場(a)和數據采集(b)，測得的載荷如圖10所示，三次沖擊作用下載荷的最大值分別為75.7 kN、90.8 kN、110.4 kN。

(a) 試驗現場

圖10 測得的載荷曲線

3.2 結果對比分析

為較為準確地驗證模型結果，將試驗測得的載荷分別垂直施加在與座鈑駐臼中心位置接觸的炮尾球上端面上，但以目前的試驗條件，需要設定90°高低角的計算工況，用來與試驗工況進行對比。在ABAQUS有限元分析中，土壤的參數設定與試驗相同，如表2所示。

表2 土壤主要參數

仿真計算得到不同載荷下土壤中測點所受應力、座鈑上測點所受應力及位移量的修正前后的計算值與試驗值對比如圖11～13所示。應力最大值和位移最終值對比如表3所示。

(a) F1載荷下的應力對比

(a) F1載荷下的應力對比

(a) F1載荷下的應力對比

表3 試驗值和計算值的對比

三種沖擊載荷下，對應的應力和位移的變化規(guī)律相似。在0～0.002 5 s之間，應力計算值振蕩上升，達到最大值；試驗值逐漸上升至最大值，上升途中均出現一次小的波峰，但不超過最大值。0.002 5 s之后，計算值振蕩下降并趨于穩(wěn)定，該值均在0.15～0.2 MPa之間；試驗值逐漸下降并趨于穩(wěn)定，最終得到的值與計算值基本一致，下降途中均出現一次小的波谷，但均大于最終值。關于位移，試驗值在0.004 s前不斷上升，位移量達到最大，之后逐漸下降，座鈑對應實現復進運動，得到最后的復進位移，計算值與試驗值的位移規(guī)律基本一致。修正前，三種載荷下土壤中測點的應力最大值較試驗值的誤差分別為76.9%、109.7%、114.3%；座鈑上測點的應力最大值較試驗值的誤差分別為35.1%、14.4%、24.1%；土壤中測點的位移最終值較試驗值的誤差分別為-18.7%、-20.6%、-30.1%。可以發(fā)現，修正前座鈑下土壤中測點處的應力最大值和位移最終值的計算與試驗值誤差較大，且隨著載荷值逐漸增大，兩者的誤差也逐漸增大。座鈑上測點處的應力最大值與試驗值也存在較大差距。而修正后，三種載荷下的土壤中測點的應力最大值較試驗值的誤差分別為4.6%、6.9%、6.5%；座鈑上測點的應力最大值較試驗值的誤差分別為2.7%、4.2%、1.2%；土壤中測點的位移最終值較試驗值的誤差分別為5.7%、0.7%、4.0%?？梢园l(fā)現，三者之間誤差都不超過7%，且沒有隨著載荷的增大而增大。修正后的計算值與試驗值具有較好的一致性，提高了模型計算精度，因此，可基于該修正模型進行迫擊炮座鈑的設計研究。

4 結 論

本文為了提高某迫擊炮座鈑-土壤耦合模型計算的準確度，在修正D-P準則研究的基礎上，使其符合土壤材料的基本性質，該準則的修正能夠保證在拉剪區(qū)的形式，并滿足壓力角效應，本文將其首次應用到迫擊炮座鈑-土壤模型計算中。對座鈑-土壤進行了受力分析，建立迫擊炮座鈑-土壤計算模型，利用材料本構接口，將修正的D-P準則嵌入其中，實現有限元數值模擬。進行了強沖擊載荷下迫擊炮座鈑-土壤的動態(tài)響應試驗，對比了不同沖擊載荷下修正前后仿真與試驗所得土壤中測點的應力和位移、座鈑上測點的應力的數值。結果表明，將修正后的D-P準則應用在迫擊炮座鈑-土壤模型計算中可以較好地描述試驗現象，提高迫擊炮座鈑-土壤耦合模型的計算精度，為座鈑設計研究提供參考。