材料参数拟合方法对弹靶侵彻仿真的影响

伍星星 刘建湖 张伦平 赵延杰 孟利平 陈江涛

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材料参数拟合方法对弹靶侵彻仿真的影响

    作者简介: 伍星星(1989-),男,工程师,主要从事舰船抗爆抗冲击研究. E-mail:xingxingwupy@163.com;
  • 中图分类号: O385

Influence of Different Material Constants Fitting Method on Predicting Warhead Impacting Metal Targets

  • CLC number: O385

  • 摘要: 弹靶侵彻仿真中材料参数对计算结果有着至关重要的影响。为寻求一套适用于弹靶侵彻仿真计算的材料参数拟合方法,借助前期开展的靶板材料动态力学性能试验、靶板材料断裂试验,通过不同拟合方法依次得到不同的JC本构模型及失效模型参数,依据试验建立有限元计算模型,将数值计算结果与试验结果进行对比。结果表明:(1)对于同一材料的力学性能试验,采用不同的拟合方法可得到不同的JC本构、JC失效参数,二者会对弹靶仿真结果造成一定影响;(2)在不考虑温度软化项的前提下,采用高应变率作为参考应变率进行拟合能更加准确地表征材料在高应变率下的应力-应变关系,更加适用于弹靶侵彻强瞬态、高应变率作用过程仿真;(3)对于同一JC本构模型,采用平均应力三轴度拟合的JC失效模型较采用初始应力三轴度拟合的JC失效模型所得战斗部剩余速度计算结果偏小,仅采用拉伸试件结果拟合的JC失效模型较采用扭转、拉伸试件结果拟合的JC失效模型所得战斗部剩余速度计算结果偏小。
  • 图 1  不同试验机的试件(单位:mm)

    Figure 1.  Different specimen size (Unit: mm)

    图 2  不同应变率下Q345B钢的应力-应变曲线

    Figure 2.  Stress-strain curves of Q345B steel under different strain rates

    图 3  不同参考应变率拟合下Q345B钢的应力-应变曲线对比

    Figure 3.  Fitting curves of Q345B steel by different reference strain rates

    图 4  不同参考应变率拟合下Q345B钢能量吸收密度曲线对比

    Figure 4.  Energy density curves comparisons of Q345B steel under different reference strain rates

    图 5  不同应力三轴度试件

    Figure 5.  Specimen of different stress triaxiality

    图 6  不同拟合方法得到的Q345B钢JC失效模型曲线对比

    Figure 6.  Comparison of JC failure model curves forQ345B steel under different fitting methods

    图 7  Q345B钢JC失效参数拟合曲线对比(仅考虑拉伸试件试验结果)

    Figure 7.  Comparison of JC failure model curves for Q345B steel under different fitting methods (only considering tensile specimen)

    图 8  战斗部穿甲有限元计算模型

    Figure 8.  Finite element model of warhead penetrating metal targets

    表 1  不同试件类型失效应变取值

    Table 1.  Failure strain of different specimens

    Specimen Stress triaxiality Failure strain ${\varepsilon _{\rm{f}}}$
    Initial stress triaxiality Average stress triaxiality
    Compression –0.333
    Torsion 0.000 0.0006 1.340
    Smooth 0.333 0.562 1.273
    R=18 mm 0.413 0.663 1.140
    R=8 mm 0.505 0.752 1.045
    R=6 mm 0.556 0.805 0.990
    R=2 mm 0.893 1.085 0.791
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    表 2  JC失效模型参数拟合结果

    Table 2.  JC failure model constants

    Model Stress triaxiality D1 D2 D3 Remarks
    JC-F-1 Initial –0.0910 1.5326 –0.6963 See Fig. 6
    JC-F-2 Average –6.3470 7.7860 –0.0870 See Fig. 6
    JC-F-3 Initial 0.6977 2.7811 –4.5976 See Fig. 7
    JC-F-4 Average 0.6415 5.0578 –3.6146 See Fig. 7
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    表 3  尖头战斗部穿甲8 mm厚Q345B钢金属板仿真计算结果与试验结果对比

    Table 3.  Comparison between experimental results and simulation results for sharp nosed warhead penetrating 8 mm thick Q345B steel targets

    Material model Impact velocity/(m·s–1) Residual velocity/(m·s–1)
    Strength model Failure model Experiment Simulation
    Low reference strain rate JC-F-1 208 185 180
    Low reference strain rate JC-F-2 208 185 177
    High reference strain rate JC-F-1 208 185 184
    High reference strain rate JC-F-2 208 185 183
    Low reference strain rate JC-F-3 208 185 180
    Low reference strain rate JC-F-4 208 185 174
    High reference strain rate JC-F-3 208 185 182
    High reference strain rate JC-F-4 208 185 178
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    表 4  尖头战斗部穿甲15 mm厚Q345B钢金属板仿真计算结果与试验结果对比

    Table 4.  Comparison between experimental results and simulation results for sharp nosed warhead penetrating 15 mm thick Q345B steel targets

    Material model Impact velocity/(m·s–1) Residual velocity/(m·s–1)
    Strength model Failure model Experiment Simulation
    Low reference strain rate JC-F-1 273 216 204
    Low reference strain rate JC-F-2 273 216 202
    High reference strain rate JC-F-1 273 216 212
    High reference strain rate JC-F-2 273 216 212
    Low reference strain rate JC-F-3 273 216 194
    Low reference strain rate JC-F-4 273 216 181
    High reference strain rate JC-F-3 273 216 201
    High reference strain rate JC-F-4 273 216 194
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    表 5  钝头战斗部穿甲15 mm厚Q345B钢金属板仿真计算结果与试验结果对比

    Table 5.  Comparison between experimental results and simulation results for blunt warhead penetrating 15 mm thick Q345B steel targets

    Material model Impact velocity/(m·s–1) Residual velocity/(m·s–1)
    Strength model Failure model Experiment Simulation
    Low reference strain rate JC-F-1 273 163 75
    Low reference strain rate JC-F-2 273 163 50
    High reference strain rate JC-F-1 273 163 174
    High reference strain rate JC-F-2 273 163 172
    Low reference strain rate JC-F-3 273 163 55
    Low reference strain rate JC-F-4 273 163 0
    High reference strain rate JC-F-3 273 163 171
    High reference strain rate JC-F-4 273 163 156
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出版历程
  • 收稿日期:  2018-10-16
  • 录用日期:  2019-01-17
  • 网络出版日期:  2019-04-16

材料参数拟合方法对弹靶侵彻仿真的影响

    作者简介:伍星星(1989-),男,工程师,主要从事舰船抗爆抗冲击研究. E-mail:xingxingwupy@163.com
  • 中国船舶科学研究中心,江苏 无锡 214082

摘要: 弹靶侵彻仿真中材料参数对计算结果有着至关重要的影响。为寻求一套适用于弹靶侵彻仿真计算的材料参数拟合方法,借助前期开展的靶板材料动态力学性能试验、靶板材料断裂试验,通过不同拟合方法依次得到不同的JC本构模型及失效模型参数,依据试验建立有限元计算模型,将数值计算结果与试验结果进行对比。结果表明:(1)对于同一材料的力学性能试验,采用不同的拟合方法可得到不同的JC本构、JC失效参数,二者会对弹靶仿真结果造成一定影响;(2)在不考虑温度软化项的前提下,采用高应变率作为参考应变率进行拟合能更加准确地表征材料在高应变率下的应力-应变关系,更加适用于弹靶侵彻强瞬态、高应变率作用过程仿真;(3)对于同一JC本构模型,采用平均应力三轴度拟合的JC失效模型较采用初始应力三轴度拟合的JC失效模型所得战斗部剩余速度计算结果偏小,仅采用拉伸试件结果拟合的JC失效模型较采用扭转、拉伸试件结果拟合的JC失效模型所得战斗部剩余速度计算结果偏小。

English Abstract

  • 目前数值仿真已成为弹靶穿甲领域研究的一种重要手段,数值仿真的计算精度主要取决于精确的算法、材料表征参数。目前,由材料表征参数所带来的误差远大于算法带来的误差[12],合理的材料表征参数是开展弹靶侵彻毁伤评估的重要输入。Johnson等[3]提出的JC本构模型综合考虑了材料应变强度效应、应变率效应、温度软化效应,JC失效模型综合考虑了应力三轴度、应变率、温度效应对失效参数的影响,目前已在商业软件中得到广泛应用。Borvik等[4]借助JC材料模型对圆柱形平头弹体的穿甲过程进行了仿真分析,Gupta等[5]借助JC模型研究了弹体头部不同形状对穿甲性能以及靶板毁伤破坏模式的影响。JC本构模型和JC失效模型参数需通过开展系列材料性能试验获取:国外Borvik、Wierzbicki课题组[69]通过开展系列Hopkinson压杆试验、缺口试件拉伸试验、压缩试验、扭转试验等拟合得到Weldox460E、6061-T6、2024-T351等金属材料的JC材料参数;陈刚[10]通过开展力学性能试验研究了不同温度、不同应变率下45钢的动态应力-应变关系以及失效应变与应力三轴度、温度、应变率的关系,通过参数拟合得到45钢的JC本构及失效模型参数,并开展Taylor试验及数值仿真验证了所得参数的准确性;姚熊亮等[11]研究了舰用917钢的动态力学行为与应变、应变率的关系,并给出了基于JC强度模型拟合的参数;李营[12]开展了Q235钢的动态力学性能试验和损伤特性试验,并进行了参数拟合。目前开展材料力学性能试验的技术已趋于成熟,但如何利用试验数据进行JC本构模型及JC失效模型参数的高效、恰当拟合却鲜有研究。

    本研究以前期开展的Q345B钢材料力学性能试验、战斗部侵彻Q345B钢靶试验为依据,采用不同拟合方法得到JC本构模型及JC失效模型参数,通过将数值仿真计算结果与试验结果进行对比,确定更加恰当的参数拟合方法。

    • 材料中低应变率试验主要采用MTS材料试验机和Instron VHS高速材料试验机,当应变率为0.002 s–1时采用MTS材料试验机,当应变率为10 s–1和100 s–1时采用Instron VHS高速材料试验机;材料高应变率试验(1000~3000 s–1)采用分离式Hopkinson拉杆(Split Hopkinson Tensile Bar,SHTB)。为了消除由试件尺寸所带来的不同应变率的影响,所有试件的标距段均采用相同尺寸,两端夹持段的长度依试验机夹持要求不同而有所不同,试件均为板状,厚4 mm。各试验机试件形状及尺寸如图1所示。试验得到的不同应变率下材料的应力-应变曲线如图2所示。

      图  1  不同试验机的试件(单位:mm)

      Figure 1.  Different specimen size (Unit: mm)

      图  2  不同应变率下Q345B钢的应力-应变曲线

      Figure 2.  Stress-strain curves of Q345B steel under different strain rates

    • JC强度模型表达式为

      $\overline \sigma = \left( {A + B{\varepsilon ^n}} \right)\left( {1 + C\ln {\frac{{\dot \varepsilon }}{{{{\dot \varepsilon }_0}}}}} \right)\left[ {1 - {{\left(\frac{{T - {T_{\rm{r}}}}}{{{T_{\rm{m}}} - {T_{\rm{r}}}}}\right)}^m}} \right]\quad(1)\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad\quad$

      式中:$\overline \sigma $为材料流动应力,$A$为静态屈服应力(MPa),$B$为硬化参数(MPa),n为硬化指数,C为应变率参数,$\dot \varepsilon $为塑性应变率,${\dot \varepsilon _0}$为参考塑性应变率,T为温度,${T_{\rm{r}}}$为室温,${T_{\rm{m}}}$为熔点,m为温度软化指数。由于未开展温度对材料力学性能影响试验,暂不考虑参数m的影响。

      在JC强度模型参数拟合过程中:参数ABn一般根据准静态或者1 s–1等低应变率工况下的屈服强度、应变强化曲线进行拟合;本构模型第2项为应变率强化项,参数C依据不同应变率下材料屈服强度关系进行拟合。由于JC强度模型为“积”形式,应变率的强化项(第2项)不仅提高了材料的屈服强度,同时也对材料应变强化部分进行了放大,因此拟合得到的材料在高应变率下的应力-应变曲线较实际偏大,且材料应变率效应越明显,偏差越大。采用高应变率作为参考应变率可较好解决该问题,此时ABn需要依据高应变率下的屈服强度、应变强化曲线进行确定,参数C仍需要不同应变率下材料屈服强度关系进行拟合。图3所示是不同参考应变率拟合下Q345B在不同应变率下的应力-应变曲线与试验数据的对比,当参考应变率为0.002 s–1时,拟合得到的JC强度模型为

      图  3  不同参考应变率拟合下Q345B钢的应力-应变曲线对比

      Figure 3.  Fitting curves of Q345B steel by different reference strain rates

      $ \overline \sigma = (360 + 700{\varepsilon ^{0.547}})\left(1 + 0.046\ln {\frac{{\dot \varepsilon }}{{0.002}}}\right) $

      当参考应变率为1680 s–1时,拟合得到的JC强度模型为

      $\overline \sigma = (610 + 425{\varepsilon ^{0.547}})\left( 1 + 0.031\ln {\frac{{\dot \varepsilon }}{{1680}}}\right)$

      综合对比可发现:当以低应变率(0.002 s–1)作为参考应变率时,拟合得到的应力-应变曲线较试验曲线偏高,且随着应变率的增大,偏差呈放大趋势;而以高应变率(1680 s–1)作为参考应变率时,拟合得到的应力-应变曲线在0.002 s–1应变率下与试验数据的偏差最大,但随着应变率的增加,偏差越来越小;在100 s–1和1680 s–1时与试验数据基本一致。图4是不同参考应变率拟合下Q345B钢的能量吸收密度曲线对比,横坐标表示材料失效应变,纵坐标表示材料在该失效应变下的能量吸收密度。可见,随着失效应变的逐渐增大,不同参考应变率拟合下Q345B钢能量吸收密度的偏差逐渐增大;当失效应变为1.0时,采用低应变率拟合得到的能量吸收密度可达高应变率拟合得到的1.5倍。

      图  4  不同参考应变率拟合下Q345B钢能量吸收密度曲线对比

      Figure 4.  Energy density curves comparisons of Q345B steel under different reference strain rates

      由于战斗部穿甲过程中弹靶基本处于高应变率状态,用于仿真计算的本构参数重点要正确表征材料在高应变率下的应力-应变关系,因此采用高应变率作为参考应变率更加适用于弹靶侵彻仿真计算。

    • 考虑到应力三轴度对材料失效应变影响最为明显,重点开展了不同应力三轴度试件的断裂性能试验,主要包括压缩试件、扭转试件、圆棒试件、缺口圆棒试件,如图5所示。试验根据国标关于金属材料室温试验(拉伸、扭转和压缩)方法的规定进行,拉伸、压缩试件采用WDW-100DIII微机控制电子万能试验机,扭转试件采用NDW-500III微机控制电子扭转试验机,每组均进行5次重复试验,以保证试验数据的有效性。

      图  5  不同应力三轴度试件

      Figure 5.  Specimen of different stress triaxiality

      根据塑性体积不变性,光滑圆棒和带缺口拉伸试件的真实断裂应变可按下式计算

      $ {\varepsilon _{\rm{f}}} = 2\ln \frac {{d{}_0}}{d} $

      式中:d0是试件最小截面的原始直径,d是试件的断口直径。

      圆柱压缩试件的真实断裂应变按下式计算

      $ {\varepsilon _{\rm{f}}} = \ln \frac {{{h_0}}}{h} $

      式中:h0是试件原始高度,h是试件压缩后的实际高度。

      扭转试件断裂应变可按下式计算

      $ {\varepsilon _{\rm{t}}} = \frac{1}{{\sqrt 3 }}\ln \left( {\sec H + \tan H} \right) $

      式中:H为试件表面的切应变(扭转角度),有

      $ \tan H = \frac {{\theta \,R}}{l} $

      式中:$\theta $为试验机旋转角度;R为试验段直径,mm;l为试验段标距,mm。

      试验后不同试件断裂应变取值如表1所示,压缩试件由于未断裂,因此失效断裂应变难以确定。

      Specimen Stress triaxiality Failure strain ${\varepsilon _{\rm{f}}}$
      Initial stress triaxiality Average stress triaxiality
      Compression –0.333
      Torsion 0.000 0.0006 1.340
      Smooth 0.333 0.562 1.273
      R=18 mm 0.413 0.663 1.140
      R=8 mm 0.505 0.752 1.045
      R=6 mm 0.556 0.805 0.990
      R=2 mm 0.893 1.085 0.791

      表 1  不同试件类型失效应变取值

      Table 1.  Failure strain of different specimens

    • JC失效模型表达式为

      $ \overline \sigma = \left[ {{D_1} + {D_2}\exp ({D_3}\eta )} \right]\left( {1 + {D_4}\ln {\frac{{\dot \varepsilon }}{{{{\dot \varepsilon }_0}}}}} \right)\left({1 + {D_5}\frac{{T - {T_{\rm{r}}}}}{{{T_{\rm{m}}} - {T_{\rm{r}}}}}} \right) $

      式中:D1D5为材料参数,$\eta = - p/{\sigma _{{\rm{eff}}}}$为应力三轴度,p为静水压力,${\sigma _{{\rm{eff}}}}$为等效应力。由于应变率、温度效应对失效应变的试验尚未开展,且考虑到应力三轴度对材料失效应变的影响最为明显,因此本研究重点关注材料参数D1D2D3的拟合。

      伍星星等[13]、Borvik等[14]、陈继恩[15]指出,压缩试件、拉伸试件在压载过程中其应力三轴度不断发生变化。在进行JC失效参数拟合时,陈刚[10]直接采用试件的初始应力三轴度对45钢的JC失效参数进行拟合,并用于其后弹体正入射、斜入射穿甲仿真评估;孟利平[16]建议采用平均应力三轴度进行拟合。

      试件初始应力三轴度可通过下式计算

      $ {\eta _0} = \frac{1}{3} + \ln \left( {1 + \frac{{{a_0}}}{{2{R_0}}}} \right) $

      式中:${{a_0}}$为试件最小半径,${{R_0}}$为试件缺口半径。

      试件平均应力三轴度可通过下式计算

      $ {\eta _{{\rm{avg}}}} = \frac{1}{{{\varepsilon _{\rm{f}}}}}\int_0^{{\varepsilon _{\rm{f}}}} {\eta ({\varepsilon _{{\rm{eq}}}})} {\rm d}{\varepsilon _{{\rm{eq}}}} $

      式中:$\eta ({\varepsilon _{{\rm{eq}}}})$为断裂时刻之前变化的应力三轴度,${\varepsilon _{\rm{f}}}$为断裂应变。

      试件断裂之前的平均应力三轴度需通过开展有限元计算获取,具体过程参见文献[16],不同试件的初始应力三轴度和平均应力三轴度计算结果如表1所示。

      图6是采用不同拟合方法获取的JC失效模型对比,其中:JC-F-1是采用初始应力三轴度拟合的结果,JC-F-2是采用平均应力三轴度拟合的结果。

      图  6  不同拟合方法得到的Q345B钢JC失效模型曲线对比

      Figure 6.  Comparison of JC failure model curves forQ345B steel under different fitting methods

      谢凡等[17]仅依据靶板材料拉伸试件(圆棒试件、缺口圆棒试件)试验结果进行JC失效模型拟合,并将拟合参数应用于锤头撞击靶板试验仿真预报,通过对比靶板毁伤模式及锤头撞击力发现,仿真结果与试验结果吻合较好。基于此,本研究再对仅含Q345B钢靶板材料的拉伸试件(圆棒试件、缺口圆棒试件)进行拟合(不考虑扭转试件试验结果),图7为该工况下的拟合结果,其中:JC-F-3表示依据初始应力三轴度拟合得到的结果,JC-F-4表示依据平均应力三轴度拟合得到的结果。

      图  7  Q345B钢JC失效参数拟合曲线对比(仅考虑拉伸试件试验结果)

      Figure 7.  Comparison of JC failure model curves for Q345B steel under different fitting methods (only considering tensile specimen)

      各工况下拟合下参数D1D2D3取值如表2所示。

      Model Stress triaxiality D1 D2 D3 Remarks
      JC-F-1 Initial –0.0910 1.5326 –0.6963 See Fig. 6
      JC-F-2 Average –6.3470 7.7860 –0.0870 See Fig. 6
      JC-F-3 Initial 0.6977 2.7811 –4.5976 See Fig. 7
      JC-F-4 Average 0.6415 5.0578 –3.6146 See Fig. 7

      表 2  JC失效模型参数拟合结果

      Table 2.  JC failure model constants

    • 仿真计算依据本课题前期开展的弹体穿甲Q345B钢靶板试验,包括大质量尖头弹体穿甲8 mm、15 mm厚Q345B钢金属板、钝头弹体穿甲15 mm厚Q345B钢金属板,战斗部壳体材料为高强度、高硬度30CrMnSi,炸药和引信材料采用PPS塑料替代。尖头战斗部弹径92 mm,弹长276 mm,壳体质量3.21 kg,填充物质量1.45 kg,总质量4.66 kg;钝头战斗部弹径92 mm,弹长242 mm,壳体质量2.86 kg,填充物质量1.66 kg,总质量4.52 kg。Q345B钢靶板尺寸为1000 mm×1000 mm,四周边界通过M24螺栓与工装架连接,螺栓间距为150 mm,靶板实际有效面积为700 mm×700 mm。详细情况参见文献[18]。

      图8是尖头战斗部、钝头战斗部穿甲金属板的有限元模型,模型尺寸与试验模型一致,弹靶之间采用面面侵蚀设置,内部装药采用弹性塑性模型,根据质量计算结果取密度为1400 kg/m3。碰撞区域靶板的网格尺寸为2 mm,战斗部壳体和装药的网格尺寸为2 mm。单元的网格尺寸对失效应变的选取具有很大的影响,一般而言,网格尺寸越大,失效应变越小[16]。依据文献[13]的研究结果,当弹径范围内划分50个单元左右时,失效应变需减为一半,即D1D2分别乘以系数0.5。计算过程中壳体材料参数保持一致,炸药弹性模量取为60 GPa,屈服强度为30 MPa,失效应变为0.6。

      图  8  战斗部穿甲有限元计算模型

      Figure 8.  Finite element model of warhead penetrating metal targets

      表3表4表5依次是尖头战斗部穿甲8 mm和15 mm厚Q345B钢靶板、钝头战斗部穿甲15 mm厚Q345B钢靶板后剩余速度试验值与仿真计算值对比,可见:对于同一失效模型,采用高应变率作为参考应变率拟合的JC参数比采用低应变率作为参考应变率拟合的JC参数所得战斗部剩余速度偏大,这主要是由于采用低应变率作为参考应变率进行拟合时,对材料高应变率下的应力-应变曲线进行了放大,导致战斗部剩余速度计算偏小;对于同一JC本构模型,采用平均应力三轴度拟合的JC失效模型较采用初始应力三轴度拟合的JC失效模型所得战斗部剩余速度计算结果偏小,仅采用拉伸试件结果拟合的JC失效模型较采用扭转、拉伸试件结果拟合的JC失效模型所得战斗部剩余速度计算结果偏小。

      Material model Impact velocity/(m·s–1) Residual velocity/(m·s–1)
      Strength model Failure model Experiment Simulation
      Low reference strain rate JC-F-1 208 185 180
      Low reference strain rate JC-F-2 208 185 177
      High reference strain rate JC-F-1 208 185 184
      High reference strain rate JC-F-2 208 185 183
      Low reference strain rate JC-F-3 208 185 180
      Low reference strain rate JC-F-4 208 185 174
      High reference strain rate JC-F-3 208 185 182
      High reference strain rate JC-F-4 208 185 178

      表 3  尖头战斗部穿甲8 mm厚Q345B钢金属板仿真计算结果与试验结果对比

      Table 3.  Comparison between experimental results and simulation results for sharp nosed warhead penetrating 8 mm thick Q345B steel targets

      Material model Impact velocity/(m·s–1) Residual velocity/(m·s–1)
      Strength model Failure model Experiment Simulation
      Low reference strain rate JC-F-1 273 216 204
      Low reference strain rate JC-F-2 273 216 202
      High reference strain rate JC-F-1 273 216 212
      High reference strain rate JC-F-2 273 216 212
      Low reference strain rate JC-F-3 273 216 194
      Low reference strain rate JC-F-4 273 216 181
      High reference strain rate JC-F-3 273 216 201
      High reference strain rate JC-F-4 273 216 194

      表 4  尖头战斗部穿甲15 mm厚Q345B钢金属板仿真计算结果与试验结果对比

      Table 4.  Comparison between experimental results and simulation results for sharp nosed warhead penetrating 15 mm thick Q345B steel targets

      Material model Impact velocity/(m·s–1) Residual velocity/(m·s–1)
      Strength model Failure model Experiment Simulation
      Low reference strain rate JC-F-1 273 163 75
      Low reference strain rate JC-F-2 273 163 50
      High reference strain rate JC-F-1 273 163 174
      High reference strain rate JC-F-2 273 163 172
      Low reference strain rate JC-F-3 273 163 55
      Low reference strain rate JC-F-4 273 163 0
      High reference strain rate JC-F-3 273 163 171
      High reference strain rate JC-F-4 273 163 156

      表 5  钝头战斗部穿甲15 mm厚Q345B钢金属板仿真计算结果与试验结果对比

      Table 5.  Comparison between experimental results and simulation results for blunt warhead penetrating 15 mm thick Q345B steel targets

      对于尖头战斗部穿甲8 mm厚Q345B钢靶板,仿真计算结果中战斗部穿出靶板后的最小速度为174 m/s,最大速度为184 m/s,最大偏差为5.7%;对于尖头战斗部穿甲15 mm厚Q345B钢靶板,仿真计算结果中战斗部穿出靶板后最小速度为181 m/s,最大速度为212 m/s,最大偏差为17.1%;对于钝头战斗部穿甲15 mm厚Q345B钢靶板,仿真计算结果中战斗部穿出靶板后的最小速度为零,最大速度为174 m/s。

      对于尖头战斗部穿甲8 mm、15 mm厚Q345B钢靶板,由不同JC本构参数拟合方法所带来的战斗部剩余速度计算偏差与JC失效参数拟合方法基本相当;对于钝头战斗部穿甲15 mm厚Q345B钢靶板,不同JC本构参数拟合方法对战斗部剩余速度的影响明显高于JC失效参数拟合方法。

      总体来看,对于同一材料力学性能试验结果,采用不同参数拟合方法获取的JC本构及JC失效参数会对战斗部侵彻靶板的数值仿真结果造成一定影响。根据本研究的计算结果,采用高应变率作为参考应变率拟合得到的JC本构参数,和采用扭转、拉伸试件试验结果共同拟合的JC失效参数更适用于大质量弹体穿甲仿真计算,其中JC失效参数的拟合既可采用初始应力三轴度,也可采用平均应力三轴度。

    • 以前期开展的Q345B钢靶板材料动态力学性能试验、材料断裂试验为依据,通过采用不同拟合方法分别得到了不同的JC本构模型及JC失效模型参数,将数值计算结果与弹体穿甲试验进行对比,得出如下结论。

      (1)由于JC本构模型为“积”形式,采用低应变率作为参考应变率进行拟合时,拟合曲线在高应变率下的应力-应变曲线较试验值偏差较大,采用高应变率作为参考应变率进行拟合能更加准确地表征材料在高应变率下的应力-应变关系,更加适用于弹靶侵彻强瞬态、高应变率作用过程仿真。

      (2)材料在高应变率下的应力-应变曲线实际包含了应变率效应、温度软化效应耦合作用的效果,采用高应变率拟合得到的JC本构参数在不考虑温度软化项的前提下能得到较好的计算精度,可用于后续弹体穿甲工程评估。

      (3)对于同一JC本构模型,采用平均应力三轴度拟合的JC失效模型较采用初始应力三轴度拟合的JC失效模型所得战斗部剩余速度计算结果偏小,仅采用拉伸试件结果拟合的JC失效模型较采用扭转、拉伸试件结果拟合的JC失效模型所得战斗部剩余速度计算结果偏小。

      (4)对于同一材料力学性能试验结果,采用不同的参数拟合方法获得的JC本构、JC失效参数会对战斗部侵彻靶板的数值仿真结果造成一定的影响,对于战斗部穿甲数值仿真计算,应采用高应变率作为参考应变率拟合得到的JC本构参数和采用扭转、拉伸试件试验结果共同拟合的JC失效参数,其中JC失效参数的拟合既可采用初始应力三轴度,也可采用平均应力三轴度。

参考文献 (18)

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