某型抗沖擊波車身結構響應分析及疲勞強度校核

方海濤，周云波，王顯會，陳曉雅

(南京理工大學 機械工程學院， 南京 210094)

我國車載榴彈炮[1]技術已經研究多年，車輛與火炮的相互作用是設計過程中的重點內容。在火炮發射時，火炮身管內部高溫高壓的燃氣迅速沖出炮管，形成炮口沖擊波，對車身產生劇烈沖擊[2]。大口徑榴彈炮發射過程中的炮口沖擊波會對車身產生嚴重的沖擊作用，可能會引起車身結構變形和破壞，威脅乘員生命安全。因此，研究和分析炮口沖擊波下的車身響應情況在車載炮的設計過程中顯得尤為重要。

國內外很多學者對火炮膛口流場進行了研究和分析。國內李鴻志在20世紀70年代就分析研究了膛口流場的形成機理以及分布情況[3]；馬大為完善了研究，計算了考慮彈丸移動情況下膛口流場的分布[4]；樂貴高則采取Osher格式對三維可壓縮流動歐拉方程進行求解，計算了膛口流場分布，得到了火炮身管內高溫高壓燃氣的排空過程[5]。國外Hugoniot、L.Kazincky等更早對膛口沖擊波進行了一系列的分析研究[6,7]。國內外對于車輛在各種工況下的結構響應分析以及相關的學術論文則更加常見[8-10]。

分析車輛車身結構抗沖擊波性能的文獻較少。本研究以某型122 mm車載榴彈炮作為研究對象，分析了發射角為高低角15°、方向角0°工況下炮口沖擊波流場，并將流場計算結果壓力，加載至車身，計算了車身的結構響應以及分析車身疲勞。根據計算流體力學和結構有限元聯合仿真計算結果，對車身結構的薄弱區域進行改進，對比了改進前后的車身響應。

1 炮口沖擊波流場建模及仿真

為了得到精確的邊界條件，為后續的車輛結構響應分析提供輸入載荷，需要對炮口沖擊波流場進行準確建模，并按照車載榴彈炮的設計參數設置邊界條件，進行流場仿真分析。

1.1 流場建模

從車載炮的設計指標出發考慮，本文針對一種極限工況，即高低角15°，方向角0°進行建模仿真分析。如圖1所示，建立了車載榴彈炮的流場計算模型。火炮口徑為122 mm，34倍口徑，發射身管長4 148 mm。流場計算區域長10 m，寬8 m。在炮口制退器以及車身附近等重點研究區域采用結構性網格劃分，最小網格尺寸為10 mm。外流場區域采用非結構性網格，在遠離膛口的區域采用大尺寸網格劃分，縮短計算時間，提高計算效率。由于是在有限的空間區域內進行流場數值計算，故必須設定合適的邊界條件。

根據車載炮的設計參數：炮口處等效應力P=70.8 MPa；彈丸在炮口處瞬時速度V=713 m/s；溫度為1 834 K；大氣壓力為101 325 Pa，大氣溫度為288 K，將這些初始參數在fluent軟件中進行轉化和設置。

計算采用無粘三維Euler方程描述氣體流動，忽略氣固多相性和多組分的影響，用有限體積法一階迎風格式對方程進行離散迭代求解。計算時長為15 ms。

1.2 流場計算結果及分析

計算結果顯示，在0.5 ms前，高壓氣流從炮口射出后迅速膨脹發展，產生一系列激波，隨時間的增長氣流影響區域不斷擴展，在t=0.6 ms左右到達駕駛室頂蓋，在t=3.5 ms時頂蓋處的最大等效應力達229 826.75 Pa。此后最大等效應力點不斷從駕駛室頂蓋的中后端向兩側移動，而且等效應力也不斷增大，到t=7.2 ms時達到最大值427 921.06 Pa，位于駕駛室頂蓋和駕駛室后圍的交匯處，隨后等效應力開始下降，車身周圍的等效應力也逐漸下降并恢復至大氣壓。圖2為沖擊波的傳遞云圖。圖3～圖6為不同時刻的對稱面上的等效應力等值線圖。

計算中設置了兩個主要監測面的平均等效應力，分別是車輛受沖擊最為嚴重的頂面和后圍，兩個面的平均等效應力隨計算時間的變化曲線如圖6、圖7所示。

從相關的試驗數據和文獻[11-12]，本文炮口沖擊波流場模型以及流場仿真結果較為可靠。故以流場計算得到的頂面和后圍的面等效應力曲線作為動態載荷輸入到車身有限元模型中，計算車輛車身響應。

2 車身有限元建模及計算

2.1 車身有限元建模

本文研究的某型車載炮車身為非承載式，采用平頭車設計。如圖8所示，車身主體為鋼材骨架，外表覆蓋大面積的薄壁金屬板件。乘員門以及觀察窗處采用厚度為2.4 mm的新型高強度裝甲鋼板焊接而成，其余部分鋼板厚度為2 mm。

車身材料參數定義的正確與否對于車身有限元分析準確性至關重要。車身的外部蒙皮采用防彈鋼板，骨架采用普通鋼材，前擋玻璃和車門玻璃均采用防彈玻璃。相關材料參數見表1。

表1 車身材料參數

建立車身模型時，采用了8節點的高精度板單元和3節點的高精度梁單元結合，極大地減少了仿真計算的誤差，如圖9所示，整個模型共有節點440 382個，單元總數為411 419，其中三角形單元有4842個，四邊形單元有396 703個，三角形單元個數占總單元個數的1.22%，整個網格劃分，能夠滿足計算需求。

由于流場計算得到的數據過于龐大，故通過加載面等效應力的方式將流場計算的結果分別加載至車身的頂面和側圍兩個面。根據流場的計算結果，在15 ms以內，車身表面的等效應力恢復至大氣壓，因此，在計算車身響應時，設置計算為20 ms。計算時間步長設置足夠小，確保車身的動態響應能夠被完全捕捉。

2.2 車身在炮口沖擊波作用下的動態響應

計算得到了車身結構所有部位的沖擊響應，包括等效應力以及等效應變。這里選取車身頂蓋以及后圍在多個時刻的應力和應變云圖，圖10為車頂的等效應力以等效應變云圖。

由圖10可以看出，由于頂蓋板件與板件之間主要通過焊接連接，容易產生應力集中，在這些連接處產生的等效應力較大，局部最大等效應力達到1 162 MPa。

頂蓋的等效應變同樣由后端向整個頂蓋部分擴展，最終頂蓋中部形成一個向下凹陷的凹坑，最大等效應變達到30.01 mm。

圖11為后圍的等效應力以及等效應變云圖，圖12為t=15 ms時刻車身應力響應云圖。

可以看出，在炮口沖擊波作用下，后圍板件的邊緣焊接處的等效應力。前期逐步增大，在15 ms左右等效應力達到最大，隨后逐漸降低。最大等效應力點在后圍板中下部位置處，等效應力值為1 064 MPa。

雖然車頂和后圍薄弱區域的最大等效應力均未達到材料的屈服強度(1 600 MPa)，但是極大影響了安全系數。

2.3 結構改進

從車身結構響應云圖可以看出，車頂的中部出現的等效應變達到了30 mm，后圍的左右兩側下方板件邊緣也發生了較大的等效應變，最大等效應變達到27 mm。針對車身計算結果，對車身原模型進行了結構改進。

如圖13、圖14所示，在頂蓋和后圍應力集中的地方增設了加強梁，將各個梁之間緊密的連接，增加了整個框架的剛強度，另外增設的加強梁對整車的質量沒有太大影響。

2.4 改進后車身在沖擊波作用下的動態響應

改進前后的頂蓋和后圍的等效應力云圖和等效應變云圖如圖15～圖18所示。

改進前后頂蓋以及后圍的分析結果如表2所示。

如表2所示，改進后的車身應力值下降明顯，最大等效應力值出現在頂蓋555.3 MPa，低于選用材料的屈服極限690 MPa，并且最大等效應力出現在邊角處，可以通過局部加強改善零件剛度，滿足防沖擊波的性能要求。

項目位置改進前改進后最大等效應力/MPa頂蓋1182555.3后圍1064297.8最大等效應變/mm頂蓋30.0120.23后圍27.0117.91

3 車身架構在炮口沖擊波作用下的疲勞損傷分析

在某點或者某些點承受擾動應力，并且在多次循環擾動充分作用以后產生裂紋或者完全斷裂的材料中所發生的局部的、永久結構變化的發展過程，稱為疲勞。

利用瞬態動力學計算結果中提取的駕駛室的載荷-載荷步歷程作為疲勞分析的輸入估算駕駛室壽命，如圖19所示。

因為本次計算采用的是局部應力應變法分析，需要應用材料的ε-N曲線，在ncod軟件中擬合的方式得到材料的ε-N曲線，部分材料ε-N曲線如圖20所示。

本次計算所采用的疲勞計算軟件是nCode DesignLife，在其中建立疲勞分析框圖，如圖21所示。

流程框圖中每一個框圖對應一個分析模塊，在對應的模塊分別倒入計算模型、材料曲線等，運行分析流程。

計算得到的車身整體損傷云圖如圖22所示。

從云圖中可以看出，駕駛室整體的最大損傷值為3.431×10-5，損傷較大的位置區域主要集中在駕駛室頂蓋與頂蓋梁的連接位置。頂蓋采用防彈鋼板材料，屈服強度較高，而頂蓋梁和焊縫采用普通鋼板，屈服強度相對較低，疲勞損傷嚴重區域出現在與頂蓋的連接位置，結果較為合理。

頂蓋的疲勞損傷如圖23所示，頂蓋的最大損傷值為3.431×10-5。

后圍的疲勞損傷如圖24所示，后圍的最大損傷值為1.294×10-5，較頂蓋而言，損傷值較低，考慮炮口位置，炮口沖擊波對頂蓋的沖擊比對后圍的沖擊更大，頂蓋結構的應力比后圍更高，在材料相同的條件下，頂蓋更容易發生疲勞破壞。

駕駛室整體的最大損傷值為3.813×10-5，疲勞壽命為29 146次，遠遠超過設計發射目標3 000發，滿足該駕駛室結構滿足服役期間抗炮口沖擊波沖擊疲勞指標。

4 結論

1) 從車身結構響應計算結果看來，車身整體結構的設計基本是合理的。原模型中的局部位置，如車身頂蓋中部以及車身后圍的中下部應力和應變較大，雖未達到材料的屈服極限，但是極大地降低了車輛的安全系數。

2) 在改進結構后，應力以及應變大幅下降，車身強度有明顯的提高。

3) 從相關實驗數據以及文獻[11-12]來看，本文的流體建模仿真以及車身結構有限元仿真結果是較為合理可靠的。

4) 通過本次仿真計算分析可以看出，使用計算流體力學和結構有限元聯合仿真，可以在車載榴彈炮設計初期對車身的抗沖擊波性能充分評估，使設計人員充分認識和評估車身結構在炮口沖擊波作用下的等效應力和等效應變情況，對結構的薄弱之處進行優化改進，大大減少車輛的研發時間，節約試驗費用。