剛性彈體沖擊金屬網網孔的試驗和數值分析

汪 敏, 黃祺臨, 周 帥, 崔廉明

(1.陸軍勤務學院 軍事設施系,重慶 401311;2.軍事地下建筑工程軍隊重點實驗室,重慶 401311)

在維和行動中,近距離作戰或城市巷戰是常態形式,因此,近程武器如火箭彈、迫擊炮彈等日益成為維和部隊軍事設施的主要威脅[1]。金屬網相比實體結構,具有重量輕、通透性好、力學性能優異等特點,隨著編網用鋼絲強度、韌性的提高,利用高強高韌性鋼絲(強度大于1 770 MPa、彎折或扭轉次數均大于20次)編織而成的金屬網在軍事設施、工事掩體的防護屏障方面得到了應用,主要目的是用于攔截近程武器的打擊,降低軍事設施遭受近程武器直接命中而引起的人員生命和財產損失[2～3]。利用金屬網對彈體進行攔截,其攔截原理為:彈體沖擊金屬網時承受的過載力造成引信提前作用,戰斗部提前起爆[4]。圖1為金屬網對火箭彈進行誘爆攔截現場試驗。從圖1可以看出,彈體撞擊金屬網的瞬間戰斗部起爆,金屬網成功對彈體進行了誘爆攔截[5]。利用金屬網對彈體進行誘爆攔截,搞清楚金屬網在彈體沖擊作用下的力學性能是一個基礎性的工作,這對于合理設計和優化金屬網尺寸結構、提高金屬網對彈體的攔截可靠性和攔截效率等方面都具有很好的指導意義。

圖1 金屬網對火箭彈的誘爆攔截試驗

目前關于高強鋼絲編織的金屬網在沖擊荷載作用下的力學性能研究主要集中在地質災害防治領域和工程沖擊爆炸防護領域。在地質災害防治領域,主要研究金屬網在崩塌落石沖擊作用下的力學特性,如Cazzan等[6]開展了落石沖擊金屬網的數值分析,考慮了落石直徑和沖擊速度(20～110 m/s)對金屬網防護效果的影響;Spadari等[7]采用數值方法研究了金屬網在小尺寸落石中低速沖擊下的“子彈效應”和破壞特點;Buzzi等[8]分析了金屬網的網格尺寸、落石尺寸和落石速度等對金屬網攔截效果的影響;Boetticher等[9]開展了金屬網平面內拉伸試驗、落石沖擊金屬網的試驗,基于試驗研究結果建立了金屬網在落石沖擊作用下的數值計算模型;郭立平等[10]提出了一種基于力流等效的環形網頂破力學行為的解析方法,該方法可以揭示網片承載的薄弱區分布特征,反映網片頂破極限狀態下徑向環鏈受拉特征;金云濤等[11]提出了一種正交鋼絲環鏈網片頂壓力學行為薄膜等效計算方法,推導了等效薄膜的應力-應變關系;齊欣等[12]開展了柔性環形網頂破受力歸一化分析,提出了環形網片拉伸變形的解析計算方法。在工程沖擊爆炸領域,孫波等[13]采用數值分析方法研究了金屬網降低爆炸飛石的沖擊速度,限制其飛散距離等問題;Xiao等[14]開展了利用金屬網耗散爆炸沖擊波的實爆試驗和數值分析,研究了金屬網對爆炸沖擊波耗散的效果;Wang等[15]開展了颶風卷起的飛石撞擊金屬網的試驗和數值分析,研究了飛石速度(20～150 m/s)和沖擊能量等的影響。

由于彈體外形的特點,當采用金屬網攔截時,彈體往往作用于金屬網的網孔位置(如圖2所示),而從目前的研究成果看,均是考慮較大巖體沖擊金屬網的局部區域,而考慮沖擊作用于金屬網網孔部位的相關試驗和數值模擬研究還少見報道。基于以上原因,為研究金屬網網孔在剛性彈體沖擊作用下的力學性能,依據圖1實彈攔截試驗現象,設計并開展了剛性彈體低速沖擊金屬網網孔的試驗,在此基礎上,結合高強鋼絲在中低速應變率下的材料性能測試結果,采用LS-DYNA軟件建立了剛性彈體沖擊金屬網網孔的數值模型,分析了彈體口徑、彈體質量、彈體沖擊速度對彈體和金屬網相互作用的影響。

1 剛性彈體低速沖擊金屬網網孔的試驗

1.1 剛性彈體裝置和金屬網的設計

由于火箭彈、迫擊炮彈等近程武器種類繁多,形狀各異,根據典型近程武器的外形[16],設計了口徑為D=82 mm剛性彈體裝置。彈體裝置前半部分按彈頭外形制作,后半部分為彈頭配重部分,用以控制彈體裝置自由下落的姿態,增大瞬時沖擊能量,保證金屬網網孔被彈頭配重部分沖擊破壞。剛性彈體裝置的設計及具體尺寸如圖3所示。

圖3 剛性彈體裝置布置及尺寸示意圖(mm)

根據彈體口徑和外形特點、實彈攔截試驗效果,設計的金屬網規格尺寸,如圖4所示,金屬網宏觀尺寸近似為正方形。圖4中d為編網鋼絲直徑;沿水平方向,菱形網孔短邊尺寸為x(+/-3%);沿豎直方向,菱形網孔長邊尺寸y(+/-3%);菱形網孔銳角為β(+/-2°);網孔內切圓直徑為Di;沿垂直面內方向,外邊界厚度htot;內凈厚度hi。具體參數如表1所示。

表1 金屬網規格尺寸參數

圖4 金屬網規格尺寸圖

1.2 沖擊試驗平臺及方案設計

設計的金屬網沖擊試驗平臺如圖5(a)所示,宏觀尺寸為2 m×2 m×1.5 m,其中主要部件為金屬網懸掛與張拉裝置,見圖5(b)所示。

(a) 沖擊試驗平臺

金屬網懸掛與張拉裝置分為兩部分,一部分為連接金屬網的U型連接件,另一部分為可移動連接系統。U型連接件可以固定金屬網的四個邊界,約束金屬網平面內的自由度;可移動連接系統可以對金屬網進行張拉,單側單向可張拉約0.01 m,這樣可以保證每次試驗前,金屬網均處于預張緊狀態。試驗平臺可開展1 m×1 m金屬網的沖擊試驗。

金屬網與彈體裝置安裝后照片如圖6所示。剛性彈體裝置采用304不銹鋼制作,總重量約為18.92 kg,通過掛鉤與自動脫鉤裝置相連,而后脫鉤裝置與行車相連。試驗時,將剛性彈體裝置對準金屬網中間位置網孔后,盡量保證彈體縱向與金屬網平面呈α=90°,之后采用行車將彈體裝置吊起到一定高度,通過遠程操控脫鉤裝置對彈體裝置進行釋放。

圖6 金屬網與剛性彈體裝置安裝照片

彈體裝置在自由下落的過程中,得到沖擊速度和初始動能,每次剛性彈體沖擊裝置的起吊高度均一致,按下式計算剛性彈體裝置的速度和動能

(1)

E=mg(h2-h1)=2.058

(2)

式中:h2為剛性彈體裝置起吊高度,h2=14.5 m;h1為金屬網距地面的高度,h1=1.4 m;v為剛性彈體裝置的沖擊速度,m/s;E為動能,kJ;m為剛性彈體裝置質量,kg;g為重力加速度,取g=9.8 m/s2。

共開展了三次金屬網網孔受彈體裝置沖擊的試驗,利用高速攝像機觀測剛性彈體裝置沖擊金屬網網孔的動態過程,并利用后處理軟件獲得彈體裝置接觸金屬網網孔時的偏轉角度和沖擊過程中的速度變化關系曲線。考慮到彈體裝置總長約為392.2 mm,為充分捕捉彈體裝置沖擊金屬網網孔的動態過程,在拍攝過程中,高速攝像機設置的采樣頻率為2 000幀/s。

1.3 沖擊試驗結果分析

彈體裝置沖擊金屬網網孔的試驗中,彈體裝置對準金屬網中間網孔的中心位置,采用脫鉤裝置對彈體裝置進行釋放,自由下落。由于在釋放的瞬時,彈體裝置很難保證垂直下落而不發生偏轉,因此,每次彈體裝置自由下落沖擊金屬網網孔接觸的瞬時,其與金屬網平面的夾角α均不相同(圖6)。為研究的方便,選取了三次金屬網網孔受彈體裝置沖擊試驗工況中,偏轉角度最小的一組工況進行研究,選取的工況如下:

彈體接觸金屬網網孔的瞬時,α=91.72°,v=16.171 9 m/s。

對比理論計算的沖擊速度和采用高速攝像機測試速度,兩者較為接近,高速攝像機測試的速度較理論計算值偏大,最大偏差約為0.01%,說明了高速攝像和測試數據的可靠性。

圖7中給出了金屬網網孔受彈體裝置沖擊的動態過程照片,主要包括彈體裝置接觸金屬網(圖7(a))、彈頭部分插入金屬網網孔(圖7(b))、彈體配重部分插入金屬網網孔(圖7(c))和金屬網網孔破壞瞬間(圖7(d))。分析圖7可以看出,彈體裝置與金屬網網孔相互作用的沖擊過程可以分為三個階段。

圖7 金屬網網孔受彈體裝置沖擊動態過程

第Ⅰ階段:彈頭部分斜面段插入到金屬網網孔中,彈頭部分與金屬網孔間發生相對位移,直至彈頭部分斜面穿過金屬網孔。這一階段,金屬網網孔卡住彈頭部分,一起向下運動,同時彈頭斜面段擠壓金屬網網孔,由于金屬網為松散結構,網孔橫向鋼絲交叉節點位置存在接觸滑移(見圖8),網孔有一定的擴大,此時彈頭部分與金屬網孔間發生了相對位移,彈體裝置在金屬網網孔約束和相對滑移的聯合作用下,沖擊速度將緩慢下降,見圖7(a)～7(b)所示。

圖8 金屬網網孔受彈體裝置沖擊破壞后照片

第Ⅱ階段:彈頭部分的平直段進入金屬網網孔中,此時網孔對彈體裝置的約束幾乎無增大趨勢,同時平直段與金屬網網孔發生快速的相對位移,此時彈體裝置的沖擊速度衰減速率非常緩慢,彈體裝置速度輕微下降,金屬網網孔對彈體的反向作用力基本保持不變,見圖7(b)～7(c)所示。

第Ⅲ階段:彈體配重部分插入到金屬網網孔中,彈體配重部分帶動金屬網繼續向下運動,由于金屬網網孔在彈體配重部分的擠壓下繼續擴大,對彈體的約束力也快速增大,此時彈體裝置速度快速下降,直至金屬網孔被彈體配重部分擠壓破壞,見圖7(c)～7(d)所示。

圖8給出了金屬網網孔受彈體裝置低速沖擊后的破壞照片。從圖中可以看出,金屬網破壞僅局限在單個網孔范圍內,橫向網孔交叉節點兩側有連接滑移,破壞的部位位于網孔橫向鋼絲交接節點位置,其余部分金屬網網格基本恢復到初始狀態。

2 剛性彈體沖擊金屬網的數值模擬及驗證

2.1 材料參數

金屬網網孔與彈體的相互作用屬于動態過程,考慮近程武器(火箭彈、迫擊炮彈等)在中低速(50～200 m/s)與金屬網網孔撞擊[17],金屬網中高強鋼絲材料一般在中低應變率變化范圍內。因此,采用電子萬能實驗機和分離式霍普金森拉桿(SHTB)裝置,開展了3 mm高強鋼絲的準靜態(應變率3.3×10-4s-1)和動態單軸拉伸(中低應變率200～3 000 s-1)力學特性研究。結合LS-DYNA軟件中Cowper-Symonds Piecewize Linear Hardening材料的相關要求,采用塑性失效應變來考慮高強鋼絲的破壞,按如下本構方程考慮高強鋼絲應變率效應的影響[18]

(3)

根據準靜態單軸拉伸試驗,得到了高強鋼絲塑性真應變和塑性真應力關系曲線,如圖9所示。結合準靜態和動態單軸拉伸試驗測試結果,擬合得到了數值計算采用的高強鋼絲材料參數如表2所示。

表2 本構方程采用參數

圖9 高強鋼絲準靜態下塑性真應變與真應力關系曲線

相比金屬網,彈體裝置剛度較大,在沖擊過程中未發生明顯的變形,因此彈體采用等向線彈性材料模型MAT_RIGID,彈性模量為200 GPa,泊松比為0.3。

彈體裝置的體積由彈頭部分體積和彈頭配重部分體積組成,根據試驗彈體裝置質量和體積,按式(4)計算彈體裝置的密度ρdz

(4)

式中:mdz為剛性彈體裝置的質量,mdz=18.92 kg;Vdz為彈體裝置的體積,由彈頭部分和彈頭配重部分組成(圖3),Vdz=2.578 m3。

按式(4)計算得到數值模型中彈體裝置的密度,ρdz=7 339 kg/m3,保證數值模型與試驗模型質量一致。

2.2 數值建模與計算方法

由于金屬網在彈體裝置沖擊下,橫向網孔的兩個節點有較大的接觸滑移,且一側滑移節點發生了斷裂破壞(圖8),因此,為較好的模擬金屬網網孔中鋼絲這種松散的連接狀態,需要精確的考慮節點位置鋼絲的接觸滑移、交叉節點位置鋼絲彎折幾何形狀、復雜應力狀態[19](鋼絲彎折位置處于彎、剪、扭復雜受力狀態)和斷裂情況,除根據金屬網制備工藝在建模過程中精確復現鋼絲彎折部位的幾何尺寸外,還需要細化此處的網格。此外,由于彈體裝置與金屬網網孔接觸,因此,金屬網中與彈體裝置接觸的網孔及周邊網孔的鋼絲網格也需要細化。

為兼顧計算效率和精度要求,在單元網格靈敏度分析的基礎上,數值模型中鋼絲彎折處單元過度角度定為10°,與彈體接觸的金屬網網孔直線段鋼絲單元長度定為1 mm,其余部分金屬網鋼絲采用適當的粗網格。金屬網和彈體裝置的數值模型宏觀尺寸盡量與實際尺寸保持一致,建立的剛性彈體裝置沖擊金屬網網孔的數值模型如圖10所示。

圖10 剛性彈體裝置沖擊金屬網網孔的數值模型

金屬網中鋼絲采用梁單元,截面類型采用Hughes-Liu-Beam算法,通過定義關鍵字DATABASE_EXTENT_BINARY,BEAMIP,輸出梁單元的應力。梁截面為圓形,截面半徑與鋼絲實際截面尺寸一致。數值計算中,彈體裝置與金屬網中鋼絲之間采用AUTOMATIC_NODES_TO_SURFACE定義接觸,金屬網中的鋼絲與鋼絲之間采用AUTOMATIC_GENERAL定義接觸。

LS-DYAN中的接觸滑動摩擦基于庫侖公式并使用等效的彈塑性彈簧,計算公式如下[20]

μ=μd+(μs-μd)e-DC|vr|

(5)

式中:μ為摩擦因數;μs為靜摩擦因數;μd為動摩擦因數;DC為衰減系數;vr為相對速度。

結合LS-DYNA的接觸滑動設置,在數值計算中,設置彈體裝置與金屬網之間靜摩擦和動摩擦因數分別為0.15,0.08,衰減系數為1.5;設置金屬網間鋼絲靜摩擦和動摩擦因數分別為0.10,0.08,衰減系數為1.5。

考慮到沖擊試驗開始前,在安裝金屬網后對金屬網四周進行預張拉,保證金屬網處于預張緊狀態。因此,為模擬整個試驗過程,數值計算分兩部進行計算:第一步對金屬網四周水平向外側進行張拉,每邊張拉10 mm,盡量保持與試驗安裝中張拉尺寸基本一致,張拉后金屬網保持該狀態,之后設置金屬網四周邊界為固定約束狀態(約束三個方向的平動自由度),此時彈體裝置保持靜止;第二步按試驗觀測條件,施加彈體初始沖擊速度和初始傾斜角度,彈體自由落體沖擊金屬網網孔,數值計算中施加的重力加速度與式(2)一致。

2.3 數值計算與試驗結果對比分析

為了驗證數值計算結果的可靠性,將采用數值方法得到的金屬網網孔受彈體裝置沖擊破壞瞬間的變形和等效應力云圖,與試驗中高速攝像拍攝的變形圖和破壞后變形圖進行對比,繪制在圖11中。對比數值計算和試驗得到的變形和破壞情況可以看出:金屬網破壞瞬時,彈體沖擊裝置與金屬網網孔相互作用的宏觀變形情況基本一致,彈體裝置沖擊金屬網孔破壞瞬時,僅受沖擊的金屬網網孔和周圍局部網孔有較明顯的變形,其余部分網孔變形不是很明顯;金屬網的破壞僅局限在受直接沖擊的金屬網網孔部分,破斷點位于網孔橫向交叉節點位置。

圖11 彈體裝置沖擊金屬網網孔的試驗和數值模擬對比圖

利用高速攝像機拍攝的彈體裝置沖擊金屬網網孔動態過程,結合拍攝頻率可以獲得彈體裝置從接觸金屬網網孔到金屬網網孔發生破壞這段沖擊過程中的速度變化曲線,同時提取了數值計算獲得的彈體裝置在相同沖擊過程中的速度變化曲線,將兩者進行對比繪制在圖12中。從圖12中可以看出:數值計算和試驗測試獲得的速度變化曲線趨勢基本一致,均表現為明顯的三階段特征,這與彈體裝置沖擊的動態過程(圖7)基本一致。為進一步對比數值計算結果的可靠性,提取第Ⅰ～Ⅲ階段末時刻彈體裝置從接觸金屬網到各階段末時刻所經歷的時間、彈體裝置在該時刻的沖擊速度進行對比,結果如表3所示。

表3 數值計算與試驗測試的不同時刻時間和速度對比

圖12 彈體裝置速度隨沖擊時間變化曲線

結合圖12和表3,對比試驗測試和數值計算獲得的沖擊過程經歷時間,可以明顯看出:在三個階段末,數值計算得到的彈體裝置所經歷時間較試驗測試結果明顯滯后,最大偏差發生在第Ⅰ階段,誤差約28.0%,而后誤差逐漸減小,到第Ⅲ階段末,誤差降為15.9%。出現這一現象的主要原因在于第Ⅰ階段的相互作用時間(彈體裝置從接觸金屬網到第Ⅰ階段末所經歷的時間),數值計算與試驗測試結果的偏差較大,而第Ⅱ、Ⅲ階段相互作用時間(第Ⅱ階段末與第Ⅰ階段末時間之差、第Ⅲ階段末與第Ⅱ階段末時間之差),數值計算結果分別為0.001 8 s、0.005 4 s,試驗測試結果分別為0.002 s、0.005 s,兩者非常接近。

對比彈體裝置沖擊金屬網網孔時在三個階段末時刻的速度可以看出,數值計算的結果與試驗結果非常接近,誤差在0.40%以內。

2.4 誤差分析

從2.3節的對比分析可知,數值計算的速度變化曲線較試驗測試獲得的曲線在時間上有明顯的滯后,特別是在第Ⅰ階段非常明顯,產生以上滯后的原因如下:

(1) 由于金屬網為松散連接的三維空間結構,且在編織組裝時允許有一些偏差,因此制備時很難精確的控制其鋪開之后的尺寸,但數值計算中是嚴格的按照表1中相關參數建立的模型,沒有考慮尺寸偏差,因此數值模型與實際的金屬網在宏觀尺寸、網孔尺寸上存在一定的區別,而以上區別易造成實際試驗時金屬網的張緊程度與數值模型的張緊程度不一致。從試驗和數值計算的對比結果看,試驗時金屬網的面內實際張緊程度大于數值計算的張緊程度。

(2) 彈體裝置在第Ⅰ階段與金屬網網孔相互作用時,彈體裝置頭部斜面段插入到網孔中,帶動金屬網一起向下運動,同時金屬網網孔逐步擴大。金屬網網孔的擴大速度直接影響第Ⅰ階段的相互作用時間,而網孔擴大的速度又受彈體裝置與金屬網網孔間的動靜態摩擦系數、彈體裝置的沖擊角度、金屬網網孔的精確尺寸、金屬網連接節點位置鋼絲之間的相互滑移和靜動態摩擦系數等影響。從試驗和數值計算的對比結果看,數值計算中金屬網網孔的擴大速度較試驗要慢。

除第Ⅰ階段相互作用的時間存在較大誤差外,數值計算的第Ⅱ、Ⅲ階段相互作用時間與試驗測試結果吻合較好,且三個階段末數值計算的速度與試驗測試結果吻合也較好,這主要是由于在進入第Ⅱ階段后,金屬網內部連接節點位置均處于張緊狀態且充分接觸,后續金屬網網孔的變形主要是彈體擠壓而產生的拉伸變形,節點位置的滑移非常小,此時數值模型與試驗時金屬網網孔的狀態基本一致,這一點在金屬網網孔受彈體裝置靜壓的試驗中也觀察到了[21],另外數值計算的金屬網網孔破壞形態與試驗獲得的破壞形態非常一致也較好的驗證了這一點。因此,第Ⅱ、Ⅲ階段數值計算結果與試驗測試結果基本吻合,誤差很小。

總體而言,綜合彈體裝置的速度變化曲線、金屬網變形和破壞情況的對比情況看,建立的金屬網數值模型能夠較好的考慮金屬網中交叉連接節點位置的接觸滑移和復雜應力狀態,預測金屬網在剛性彈體裝置沖擊作用下的變形和破壞情況。

3 剛性彈體沖擊金屬網網孔的參數分析及討論

3.1 彈體口徑、質量和沖擊速度的影響

為進一步研究剛性彈體與金屬網網孔的相互作用,基于高強鋼絲在中低應變率下的材料本構方程和驗證了的金屬網網孔受剛性彈體沖擊作用數值模型,采用數值分析方法對金屬網網孔在剛性彈體中低速沖擊作用下的力學特性開展參數分析,主要討論彈體口徑、彈體質量、彈體沖擊速度的影響。

數值分析中,彈體口徑設定為82 mm和107 mm,質量設定為3 kg、4 kg和5 kg,同時僅考慮彈頭部位與金屬網間的相互作用,去掉彈體裝置的配重部分,通過改變彈體密度而達到預設質量。從圖3中可以看出,彈頭部分的外形與彈體口徑相關。數值模型中彈體總長度Ldt(不考慮彈頭配重部分)按式(6)計算

Ldt=1.3D+0.4D+0.4D

(6)

數值模型中彈體的相對密度,按式(7)計算

(7)

式中:mdt為預設數值模型中彈體質量;Vdt為彈頭部分體積。

根據式(6)、(7)計算了兩種口徑、三種不同質量彈體數值模型的具體參數,如表4所示。

表4 數值模型中的彈體相關參數

數值分析中預設剛性彈體的初速度分別為50 m/s、100 m/s、150 m/s和200 m/s。為分析金屬網網孔在剛性彈體沖擊下的力學性能,重點考察了金屬網網孔施加給彈體的峰值過載力Fmax和彈體穿過金屬網損失的能量W,具體計算公式如下

Fmax=mdta

(8)

(9)

式中:mdt為預設數值模型中彈體質量;a為剛性彈體的峰值過載;v1為剛性彈體的初速度;v2為剛性彈體穿過金屬網網孔的速度。

圖13中給出了兩類口徑彈體(質量為5 kg)在速度為100 m/s時沖擊金屬網網孔的變形圖。對于82 mm口徑彈體,彈體沖擊并穿過金屬網網孔后,金屬網網孔未發生破壞,其余速度沖擊情況下變形情況也一致(圖13(a)),而107 mm口徑彈體沖擊金屬網網孔過程中,金屬網網孔發生了破壞,破壞位置位于網孔橫向交叉節點位置,其余速度沖擊情況下變形情況也一致(見圖13(b)所示)。

(a) 82 mm v=100 m/s

圖14、15中選取了兩類口徑彈體(質量5 kg)在不同速度沖擊金屬網網孔,彈體達到峰值過載力時刻的變形和應力云圖。從圖14和15可以看出:

v=50 m/s

v=50 m/s

(1) 當沖擊速度在50 m/s時,金屬網整體上發生了漏斗型的拉伸變形,107 mm口徑彈體沖擊下金屬網的整體變形較82 mm口徑彈體更加明顯;隨著沖擊速度的增大,金屬網整體上的變形逐步減弱,金屬網對彈體沖擊變形的局部響應現象愈發明顯,當沖擊速度達到200 m/s時,金屬網中僅存在與彈體接觸的網孔以及與接觸網孔節點相連的網孔發生變形,其余部位基本未發生明顯的變形。

(2) 金屬網中與彈體接觸的網孔變形形態與沖擊速度基本無關,均表現為接近剛性彈體剖面的變形,沿金屬網網孔橫向的兩個節點發生較大的接觸滑移,縱向兩個節點未見明顯的滑移。

(3) 在材料應變率硬化的影響下,隨著沖擊速度的逐漸增大,金屬網中鋼絲的有效應力峰值逐漸增大。

(4) 對比不同速度下,彈體與金屬網網孔相對位置可以看出,雖然金屬網的整體變形不一致,但當剛性彈體達到峰值過載力時,剛性彈體與金屬網網孔的相對位置基本保持一致,因此,金屬網網孔的變形形態也基本一致,即接近于此刻彈體剖面的變形。

表5、6中分別給出了兩類口徑剛性彈體在不同質量和不同速度下沖擊金屬網網孔時,剛性彈體受到的峰值過載力和穿過金屬網網孔損失的能量。從表5和6可以看出:

表5 剛性彈體受到的峰值過載力

(1) 在相同的彈體口徑和沖擊速度作用下,隨著彈體質量的增大,沖擊動能逐漸增大,但彈體的峰值過載力和彈體穿過金屬網損失的能量變化不明顯,彈體質量對其受到的峰值過載力和能量損失影響很小;

(2) 在相同的彈體口徑、相同的彈體質量情況下,隨著彈體沖擊速度的增大,彈體受到的峰值過載力逐漸增大,彈體穿過金屬網損失的能量逐漸減小;在相同速度、相同質量情況下,彈體口徑對峰值過載力和能量損失影響最大,107 mm口徑彈體受到的峰值過載力較82 mm口徑峰值過載力平均增大約2.3倍,穿過金屬網損失的能量則是82 mm口徑彈體的約2.3倍。

(3) 相比剛性彈體靜壓金屬網網孔獲得的彈體反向荷載,在彈體沖擊作用下,82 mm口徑彈體峰值過載力較靜壓試驗增大約1.05～1.47;107 mm口徑彈體峰值過載力較靜壓試驗值增大約1.04～1.40。

3.2 金屬網網孔與彈體相互作用規律的討論

綜合金屬網網孔與彈體相互作用的試驗和影響因素分析,金屬網網孔與彈體相互作用有如下特點:

(1) 剛性彈體在沖擊金屬網網孔的過程中,由于金屬網為松散連接的網狀結構,網孔的四個節點均可在小范圍內自由移動,特別是網孔橫向兩個節點鋼絲的接觸滑移更為明顯,這主要是由于金屬網的三維幾何構造決定的,當金屬網網孔受到彈體沖擊時,橫向兩個節點處鋼絲在復雜應力狀態下首先發生破斷。因此,在建立金屬網數值模型時,需要精確的考慮金屬網的三維編織狀態、內部鋼絲交叉節點位置的幾何形態。

(2) 在沖擊速度和彈體口徑一致的情況下,彈體質量對峰值過載力影響不大。這主要是由于金屬網為柔性結構,網孔也處于松散狀態,當彈體撞擊到金屬網網孔時,由慣性作用導致的彈體過載力不大,隨著彈體沖擊的繼續進行,金屬網網孔隨著彈體一起運動的同時,網孔受到彈體的擠壓也逐漸形成接近彈體剖面的變形。金屬網網孔最終的變形形態由彈體外形決定,應變率硬化效應由彈體沖擊速度決定,雖然彈體質量增大,增大了金屬網網孔受到的沖擊動能,但彈體的峰值過載力僅與網孔最終的變形形態和網孔中鋼絲的變形速率有關,因此,彈體口徑和沖擊速度是峰值過載力的關鍵影響因素。

(3) 對比不同口徑彈體靜壓金屬網網孔獲得的反向荷載、彈體沖擊金屬網網孔獲得的峰值過載力,在速度相同的情況下,不同口徑彈體峰值過載力較靜壓試驗值增大的幅度基本一致,這主要是由于鋼絲的應變率硬化效應與彈體和金屬網網孔間的作用速度相關,當速度一致的情況下,增加的幅度也基本保持一致。

(4) 金屬網對彈體的能量衰減作用,與彈體的沖擊速度反相關,這主要是由于彈體沖擊速度較大時,金屬網的整體變形越小,造成金屬網整體吸收的能量減小導致;彈體質量對金屬網衰減彈體沖擊能量關系不大,這主要是由于彈體能量的衰減最終由金屬網施加給彈體的過載力和作用距離決定,而這兩點與彈體質量關聯性不大;彈體口徑對金屬網的整體變形和金屬網網孔的變形起決定因素,因此彈體口徑越大,彈體穿過金屬網網孔損失的能量也越大。

4 結 論

開展了剛性彈體沖擊金屬網網孔的試驗、數值模擬及影響因素分析和討論,得到了如下幾點結論:

(1) 剛性彈體沖擊金屬網網孔時,網孔橫向交叉節點位置鋼絲存在接觸滑移,且在復雜應力狀態下首先發生斷裂破壞,金屬網的其余部分基本恢復到初始狀態。

(2) 為模擬金屬網網孔在剛性彈體沖擊下鋼絲接觸滑移、交叉節點位置的復雜應力狀態,數值模型中需要充分考慮金屬網中鋼絲彎折部分的幾何形態和單元劃分精度,確保能較好的模擬鋼絲彎折部分的力學性能和斷裂破壞特點。

(3) 由于金屬網柔性特征和網孔中節點的松散連接特點,剛性彈體在沖擊金屬網網孔時,剛性彈體的峰值過載力和能量衰減僅與沖擊速度、彈體外形相關,而與剛性彈體自身的質量關聯性不大。