高速动能弹撞击装甲结构引起的螺栓连接失效及部件过载损伤研究.pdf
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1、第 21 卷 第 1 期 装 备 环 境 工 程 2024 年 1 月 EQUIPMENT ENVIRONMENTAL ENGINEERING 9 收稿日期:2023-08-29;修订日期:2023-11-28 Received:2023-08-29;Revised:2023-11-28 引文格式:覃金贵,王马法,潘瑛,等.高速动能弹撞击装甲结构引起的螺栓连接失效及部件过载损伤研究J.装备环境工程,2024,21(1):9-18.QIN Jingui,WANG Mafa,PAN Ying,et al.Investigation of Failure of Bolt Connection and
2、 Damage of Overloaded Component Caused by Ar-mored Structure Impacted by High Velocity Kinetic Energy ProjectileJ.Equipment Environmental Engineering,2024,21(1):9-18.*通信作者(Corresponding author)高速动能弹撞击装甲结构引起的螺栓连接 失效及部件过载损伤研究 覃金贵1,王马法1,潘瑛2,刘廷国2,李润蔚2,刘吉安2,黄洁1*(1.中国空气动力研究与发展中心超高速空气动力研究所,四川 绵阳 621000;2.西
3、安现代控制技术研究所,西安 710065)摘要:目的目的 验证和揭示高速动能弹对装甲结构的损伤机理。方法方法 聚焦高速动能弹打击装甲目标时,弹道冲击造成的靶标结构连接失效及部件过载损伤这 2 种损伤效应,以典型螺栓连接为研究对象,采用高速球形弹丸撞击螺栓连接结构的小尺寸试验对数值模拟方法和材料模型参数进行校验。在此基础上,采用数值模拟和冲击响应谱分析方法对高速动能弹打击全尺寸坦克进行模拟分析,获得撞击过程螺栓连接失效特征、主要影响因素及坦克典型位置部件的冲击加速度曲线和冲击响应谱曲线。结果结果 在小尺寸试验中,动能输入为 0.042 MJ 时,螺栓连接未发生失效;但 25.6 MJ 动能输入全
4、尺寸坦克时,螺栓发生断裂而使连接失效。数值模拟结果揭示了螺栓发生断裂的主要原因。结论结论 输入动能大小、连接螺栓直径、模拟设备部件质量和撞击位置为螺栓是否断裂的主要影响因素。坦克某些位置的冲击响应谱曲线高于军用标准给出的临界曲线的下限甚至上限,表明这些位置的部件因高过载损伤导致失效的概率较高。关键词:高速动能弹;装甲目标;弹道冲击;螺栓连接失效;部件过载损伤;冲击响应谱 中图分类号:TJ410 文献标志码:A 文章编号:1672-9242(2024)01-0009-10 DOI:10.7643/issn.1672-9242.2024.01.002 Investigation of Failur
5、e of Bolt Connection and Damage of Overloaded Component Caused by Armored Structure Impacted by High Velocity Kinetic Energy Projectile QIN Jingui1,WANG Mafa1,PAN Ying2,LIU Tingguo2,LI Runwei2,LIU Jian2,HUANG Jie1*(1.Hypervelocity Aerodynamic Institute,China Aerodynamics Research and Development Cen
6、ter,Sichuan Mianyang 621000,China;2.Xian Modern Control Technology Research Institute,Xian 710065,China)ABSTRACT:The work aims to verify and reveal the damage mechanisms of armored structure impacted by high velocity ki-netic energy projectiles.Firstly,concentrated on the two mainly damage effects o
7、f failure of connections and damage of over-loaded component caused by armored structure impacted by high velocity kinetic energy projectiles,and with the bolt connec-tion as the typical example,the methods and materials model parameters of numerical simulation were validated by the con-ducted small
8、 scale tests of structure of bolt connection impacted by the high velocity sphere projectile.Secondly,the full scale tank impacted by high velocity kinetic energy projectiles was investigated by the numerical simulation and the analytical meth-10 装 备 环 境 工 程 2024 年 1 月 ods of shock response spectrum
9、,and the failure characterization of bolt connections,the mainly influencing factors,and the ac-celeration curves and shock response spectrum curves of the typical positions on the tank were obtained.The results showed that,the input kinetic energy value of 0.042 MJ in the small scale test could not
10、 cause the fracture of bolts,whereas,the input kinetic energy value of 25.6 MJ in the full scale tank could cause the failure of connections due to the fracture of bolts.The main reason of fracture of bolts was revealed by the results of numerical simulations.The value of input kinetic energy,the di
11、ameter of connected bolts,the mass of the simulated components and the impacted position are the main influencing factors for fracture of bolts.The shock response spectrum curves of some positions on the tank are higher than the lower limit and even the upper limit of military standard,which shows t
12、hat the components on these positions present high probability of failure due to the damage of overloaded.KEY WORDS:high velocity kinetic energy projectile;armored target;ballistic shock;failure of bolt connections;damage of overloaded component;shock response spectrum 当前主流的反装甲战斗部有串联式聚能装药破甲战斗部(破甲弹)和
13、动能杆战斗部(尾翼稳定脱壳穿甲弹)1-2。这些战斗部采用能量高度集中的破甲/穿甲效应,其威力评价指标主要是穿甲厚度,认为穿透即摧毁。近年来国内外提出一种反装甲目标的新型打击方式高速动能弹撞击3-5,这种打击方式主要利用导弹的动能打击效应和其内含穿甲杆的侵彻效应同时作用于目标。同时,在打击威力评价方面,这类新型高速动能战斗部能否依靠巨大动能撞击引起弹道冲击(Ballistic Shock)6效应造成装甲目标整体响应,并引起某些结构和功能失效,导致其丧失战斗力,如果该假设成立,将对弹体结构和布局的设计具有重要影响。因此,本文聚焦弹道冲击对装甲目标的损伤效应研究。基于高速动能弹打击装甲目标的威力评价
14、这一背景,经过分析和初步的数值模拟发现,高速动能弹撞击装甲目标时,撞击点及附近的局部范围结构将发生穿孔、断裂及塑性大变形等严重损伤,远离撞击点的位置没有直接受到撞击作用,其响应是由撞击点产生的强冲击通过结构传递而形成的。冲击波在传播过程中,由于材料塑性变形的耗散机制,使冲击波强度随传播距离增大很快衰减为弹性波,因此目标远离撞击点位置的结构通常为弹性变形,但出现强烈的冲击振动响应。这些强冲击振动将可能引起结构连接发生失效,结构部件超过临界过载要求而发生损伤。基于此,本文着眼于高速动能弹撞击下远离撞击点位置的结构连接失效和部件过载损伤展开研究。高速弹药撞击下结构连接失效研究方面,根据目前可查的文献
15、分析,研究由含装药的弹药产生的爆炸载荷作用下结构本体及结构连接失效的文献较多7-9,由动能撞击形成的冲击载荷作用下结构自身及结构连接失效的研究较少10-11,特别是撞击点远场的研究情况更少。朱英贵等12在分析榴弹的冲击振动对装甲目标的毁伤效果时,描述了我国某装甲目标实弹实车试验现象:“爆炸产生的冲击振动,使得坦克炮稳定器操纵台的右握把被震掉,操纵台底部的接线座连根拔出,火控计算机与炮塔连接的 3 个凸耳全部震断,使其无法继续固定在炮塔上,实质上已造成了火力的丧失”。虽然文献中给出的是榴弹爆炸引起的冲击振动,高速动能弹撞击时,就结构冲击振动本质来说与之是类似的。Somasundaram 等13为
16、研究撞击产生的冲击在螺栓连接中的传播,采用 Lagrangian和 SPH 耦合算法,研究了高速撞击下螺栓连接响应,并与二级轻气炮的试验结果进行对比,验证了其数值模拟方法的有效性。Wang 等14-15采用 LS-DYNA软件,数值模拟了弹道冲击作用下先进陶瓷装甲板螺栓的失效情况,并对螺栓尺寸参数进行了优化设计。上述文献的研究结果表明,弹道冲击作用下可能会出现螺栓断裂而使连接失效。与文献研究的撞击点附近螺栓的连接失效问题不同,本文重点关注撞击点结构远场响应,但文献中的数值模拟方法可以作为参考借鉴。高速动能弹撞击下部件过载损伤研究方面,Robert 等16采用冲击振动台和气炮装置,研究了弹道冲击
17、下地面装甲目标电子设备的冲击振动响应,对采集的电子设备加速度-时间曲线进行了冲击响应谱分析,并与 MIL-STD-81017、GJB 150.2918给出的临界上限、下限(两国军标规范的临界上限、下限相同)进行了对比。结果表明,一定冲击条件下,曲线已超过军标给出的临界上限。高军强等19采用冲击响应谱方法研究了车载设备的抗冲击特性,研究的是战车发射炮弹时对车载设备的冲击,其冲击的剧烈程度整体比战车受高速动能武器撞击时明显偏小。围绕高速动能弹撞击装甲结构引起的螺栓连接失效及部件过载损伤这 2 种主要损伤效应,本文采用试验及数值模拟研究方法,获得高速动能弹撞击下螺栓连接失效特征、机理及主要影响因素。
18、根据提取的装甲结构关键位置冲击响应(加速度-时间曲线),利用冲击响应谱分析方法,获得高速动能弹撞击下装甲结构部件过载损伤特性。研究结果可为高速动能弹反第 21 卷 第 1 期 覃金贵,等:高速动能弹撞击装甲结构引起的螺栓连接失效及部件过载损伤研究 11 装甲目标威力评估提供一定的参考。1 高速动能弹撞击下螺栓连接失效研究 1.1 试验研究 高速球形动能弹丸撞击下,螺栓连接失效小尺寸试验在中国空气动力研究与发展中心超高速空气动力研究所气动物理靶设备上搭载开展,弹丸为 20 mm氮化硅球体,质量为 13.48 g,实物如图 1 所示。靶标为采用螺栓连接的 3 层 603 钢板。钢板厚度沿撞击方向分
19、别为 5、8、15 mm,长宽为 350 mm350 mm。试验采用4个尺寸为M16 mm的碳钢螺栓均匀安装于靶标 4 个角上,将 3 层钢板压紧固定,两螺纹中心间距为 290 mm。靶标撞击正面及背面如图 2 所示。弹丸撞击速度为 2.5 km/s,撞击动能为 0.042 MJ。图 1 氮化硅球形弹丸(20 mm)Fig.1 Projectile of Si3N4 sphere(20 mm)图 2 螺栓连接结构靶标 Fig.2 Target structure of bolt connection:a)impact front;b)impact back 试验后,4 个螺栓仍将 3 块钢板压
20、紧固定,拧下后观察发现,螺栓均未出现明显塑性变形。观察还发现,第 1 层靶板与第 2 层靶板之间出现了明显分层(如图 3 所示),但分层现象在 4 个螺栓位置处不明显。分析认为,高速撞击过程产生的碎片云在第 1、第 2层靶板间膨胀运动,使层间产生较大的斥力,该斥力使整个结构中强度较弱的第 1 层靶板(厚度最小)向自由面运动,发生塑性变形而形成分层。由于M16 mm 的螺栓较大的预紧力及螺栓较大的强度,该斥力不足以克服螺栓预紧力且使螺栓发生屈服,因此第 1 层靶板与第 2 层靶板的分层现象表现为“绕”着4 个螺栓出现。4 个 M16 mm 螺栓拆卸后的实物如图4 所示。对螺栓尺寸进行测量并仔细观
21、察,螺栓未出现明显的拉伸、颈缩引起的塑性变形。图 3 第 1 层与第 2 层靶板的分层现象 Fig.3 Separation between first layer and second layer 图 4 试验结束后拆卸的 M16 mm 螺栓 Fig.4 M16 mm bolts dismounted after experiment 该试验中,弹丸击穿前 2 层钢板,在第 3 层靶板正面形成凹坑,背面形成鼓包。第 1 层靶板正面形成规则的圆形穿孔,孔边缘呈“反唇”形外翻卷边,表现出典型的高速撞击特征,靶板背面出现放射形图案,这是由于高速撞击产生的碎片在界面喷溅形成的。第 2 层靶板正面形成
22、凹坑,背面出现鼓包,并在鼓包中心发生穿孔,整个局部区域发生很大的塑性变形。第 3 层靶板最厚,并且弹丸在撞击第 1、第 2 层靶板时损耗了部分弹丸材料及动能,第 3 层靶板只在正面出现规则的圆形凹坑和背面出现鼓包,没有穿透。试验后,3 层靶板正面的损伤情况如图 5 所示。试验结果显示,试验后螺栓未出现明显塑性变形,分析认为其原因是,直径 20 mm 的球形弹丸高 12 装 备 环 境 工 程 2024 年 1 月 图 5 试验后 3 层靶板正面损伤情况(v=2.5 km/s)Fig.5 Damage of front surfaces of the 3-layer target after e
23、xperiment(v=2.5 km/s):a)first layer;b)second layer;c)third layer 速撞击所形成的载荷作用时间较短,小尺寸弹丸对靶标的整体破坏区域、靶标层间的斥力有限,无法克服螺栓的预紧力及屈服强度而使螺栓发生塑性变形。在今后的试验设计中,增加弹丸尺寸(弹-靶作用时间)、采用同厚度的双靶板结构代替三靶板结构、选择适合的螺栓直径及螺栓间距,将可能使螺栓在撞击过程中发生塑性变形,甚至断裂。1.2 数值模拟研究 采用动力学有限元数值模拟软件,对第 1 节中高速球形动能弹丸撞击下螺栓连接失效试验进行数值模拟,为兼顾撞击全尺寸坦克数值模拟,考虑到对螺栓中螺纹
24、和螺牙的精细化建模将导致网格尺寸非常小,带来计算时长的剧增,甚至不可行,采用冲击动力学模拟螺栓常见的简化方法,将螺纹和螺牙结构简化为圆柱结构。实际上,由于沟槽、螺牙的截面积变化,应力波传播到变截面处发生透射和来回反射,引起螺栓内部应力沿轴线相比圆柱结构存在一定程度的增强或减弱(在一定区间范围内波动),进而使螺纹沟槽处出现变形和断裂可能性增加。文献20采用有限元数值模拟获得螺栓精细(含螺牙)模型与简化圆筒(柱)模型的应力计算误差分别为 3.5%(考虑螺旋线摩擦)和 13.1%(常规摩擦)。建立的数值模拟模型如图 6 所示。靶标、弹丸和螺栓建模尺寸与试验相同,且均采用 Lagrange 网格算法,
25、氮化硅弹丸材料采用 Johnson-Holmquist-Ceramics21-22模型,模型参数参考 Autodyn 软件23材料库中陶瓷材料设置,见表 1。钢靶板和螺栓采用 Johnson-Cook 本构模型22和 Gruneisen 状态方程22,材料模型参数见表 2。钢靶板材料参数源于前期模拟经验,螺栓材料参数采用 Autodyn 软件材料库中的 Steel 1006 材料参数,网格平均尺寸为 1 mm。采用在螺栓截面直接加载初始应力的方法模拟螺栓预紧力24-25。图 6 与试验相同条件的数值模拟建模 Fig.6 Simulation model of the same experime
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