基于LS―DYNA的自然破片战斗部数值模拟方法研究-图文

万方数据26于江等:基于LS-DYNA的自然破片战斗部数值模拟方法研究2009年第1期斗部的试验和数值模拟研究,但对自然破片破碎行为的数值方法研究并不多见。本文以LS-DYNA为研究工具,针对某破片战斗部,采用不同的数值方法对战斗部壳体的破片形成进行研究,分析比较LS—DYNA中不同数值方法模拟自然破片形成的区别和有效性。图2有限元计算模型1战斗部结构本文所研究的破片战斗部结构如图1所示。4(10图1破片战斗部简化结构瑰.1Configurationoffragmentwarhead该战斗部采用常规的圆柱形装药结构,总长400mm,直径270.3mm,可以简化为由外壳和端盖两部分构成。装药为B炸药,端盖和壳体均采用20钢,厚度为2mm,起爆方式为中心单点起爆。2计算方法和有限元模型2.1建模方法和算法选择该破片战斗部具有平面对称特点,因此可以简化为1,4模型进行计算。模型均采用实体单元进行划分,并在对称边界处施加对称约束条件。为准确描述装药的爆轰过程以及爆轰波和壳体的相互作用,选择流固耦合方法进行描述。在模型中,战斗部周围空气介质和装药划分为欧拉单元,壳体和端盖划分为拉格朗日单元,然后将欧拉单元和拉格朗日单元耦合在一起,该方法可以准确地描述爆轰波的传播过程和爆轰波对壳体冲击作用。此外,由于采用耦合算法,可以有效地避免纯拉格朗日算法中接触搜索所产生的网格畸变等问题。在该模型中,空气和炸药网格共划分为411648个单元。对于壳体破碎后破片之间的相互挤压碰撞作用,采用侵蚀自动接触算法ERODING_SINGLE—SURFACE进行控制,流固耦合计算模型如图2所示。r'ig.2FEcomputationalmodel计算过程中数值模型做如下简化和设置:忽略重力作用和空气粘性;空气网格边界初始化为latin(0.9678ks/cm2,防止空气质量逸散;流固耦合进行渗漏控制,保持能量守恒。2.2壳体破碎方式的描述在LS—DYNA中,描述破片战斗部壳体破碎可以采用以下几种方法:(1单元失效法。采用该方法时,可以采用材料模型内建失效方式或者自定义失效准则,当单元相关应力应变数据达到阈值时,单元立即失效,从程序中删除,不再参与计算。由于单元删除并相互贯通,所以形成裂纹。LS—DYNA中提供了有效塑性应变、压力、最大主应力、等效应力、主应变、剪应变和Tule卜Butther模型等失效判据,可以单独或组合使用。这种方法从宏观唯象的角度表征了自然破片战斗部的破裂现象,要求单元网格划分较为细密。(2壳单元节点分离法。该方法将战斗部壳体简化为4节点壳单元,采用节点绑定方法建模。当单元达到失效应变时,相关单元节点分离,从而模拟破片的形成和飞散。由于仅是节点分离,单元并不失效,因此可以提取破片单元的速度、飞散方向角等特征参量。在LS-DYNA程序中,该节点分离方法通过关键字CONSTRAINED_TIEDNODES_FAILURE实现。(3实体单元节点分离法。该方法与节点分离壳单元法类似,采用8节点实体单元对战斗部壳体进行划分。对于较厚的战斗部壳体,应采用实体单元进行划分。该方法中单元节点的绑定和分离同样使用关键字CONSTRAINED_TIED_NODES_FAILURE实现,该关键字可以通过编程或者LS—PREPOS'114完成相关设置。(4自定义材料模型。破片战斗部壳体膨胀过万方数据程中,通过绝热剪切带的相互交割形成破片,对绝热剪切带的成核、长大及聚集、形成微观裂纹及破碎,I.S-DYNA中现有的材料模型如JOHNSXN_COOKtS等并不能有效模拟。为较为准确地表征战斗部壳体的动态裂纹扩展及断裂破碎过程,可以自定义高级的材料本构模型嵌入[S-DYNA中进行模拟,图3是圆柱形壳体膨胀破碎的自定义本构模型模拟结果。在计算中,将三维各向异性破碎模型MARFRAC同Steinberg--Guinan模型耦合在一起,嵌入到L%DYNA3D中。计算模型单元数量接近1×107,可以有效模拟绝热剪切带的产生、发展以及相互交割,直至破碎的全过程。受计算规模限制,本文对战斗部壳体采用前3种方法建立有限元计算模型,对不同模型的计算结果进行了比较,初步分析不同计算模型的差异。需要指出的是,真实的破片战斗部壳体材料存在缺陷和损伤,因而形成的自然破片的数量和质量呈现一定的分布特征,如通常采用的Mort分布。而文中所采用的3种方法都基于将壳体材料假设为均匀连续和各向同性材料,无法在数值模型中引入材料的初始固有缺陷,因此所模拟的破片形成过程和真实过程有一定差距。图3自定义材料模型计算绝热剪切破坏和裂纹扩展rig.3Thedevelopmentofshearbandsandfracturesusinguserdefinedmaterialmodel2.3材料模型和状态方程数值计算中,炸药材料采用高能炸药燃烧材料MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型和删L状态方程进行描述。IWL方程能精确地描述爆炸驱动过程中爆轰产物的压力、体积和能量特性。计算模型中采用的主装药为B炸药,密度为1.7加m3,爆速为7900m/s,CJ压力为29GPa。外壳和端盖材料密度为7.89/cm3,弹性模量为210GPa,泊松比为0.3,屈服强度为245MPa,均采用MA7r_PI.ASrnC_KENEMATIC模型进行描述。考虑到在爆炸载荷下的材料的动态性能的变化,该模型考虑了应变率效应的影响。3数值模拟结果分析3.1破片飞散形态图4是3种有限元模型在40txs、1001山s、200斗s的计笪结果.单元失效法壳单元节点分离法卖f{淖元.节点分离法fa40m单元失效法壳单元节点分离法实f{蝉元节.躬漓法(b100¨s单元失效法壳单元节点分离法卖啦!#元节点分离法(c笈|0"s图4破片飞散形态n—Fragmentscattertag从图4中可以看出,3种计算模型在破片形成和飞散形态上有一定区别。在40“s时,单元失效法模型由于部分单元已经达到失效应变,被程序删除,壳体宏观裂纹已经出现。而壳单元节点分离法模型和实体单元节点分离法模型由于未采用单元失效,在相同时刻并未出现宏观裂纹,而是部分单元出现了节点分离现象,以表示微裂纹的扩展。在此之后,受到爆轰产物的持续作用,壳体进一步扩展。在100“s时,单元失效法模型由于单元相继达到失效应变,单元继续被删除,壳体破碎形成许多碎片。壳单元节点分离法模型和实体单元节点分离法模型由于分离应变达到阈值,相关绑定单元开始分离,表征了裂纹的扩展和碎片的形成。在100“s以后,裂纹进一步扩展,壳体继续破碎成更小的碎片。在200p。s时,3种计算模型的破片飞散形态有较万方数据为明显的差异。单元失效法模型由于单元逐渐从程序中删除,因此破片数量越来越少,这与实际情况显然不符。壳单元节点分离法和实体单元节点分离法由于仅仅是达到失效应变,从而被绑定的单元节点逐渐分离,可以宏观表征壳体破裂成较大碎片,然后再次破碎的过程,和实际破碎过程相似。图5为200斗s时战斗部破片所形成的外部轮廓图。器莲嚣器A——实体单元节点分离法B_——壳单元节点分离法AC——单元失效法图5破片轮廓分离法离法ⅣUS图6壳体半径膨胀曲线F毡.6Radiusa叩删衄alm由图5可以看出,3种模型所计算出的破片外部轮廓在中部区域基本重合,而在端部出现明显区别。由于侧向稀疏波效应,壳体端部破片速度比中部破片较小,实体单元节点分离法模型计算出的破片分布轮廓和实际较为吻合。壳单元节点分离法模型所计算出的端部破片轮廓内凹,并不符合实际情况。而单元失效法模型由于失效单元逐渐删除,在端部并没有破片分布,和实际情况也不一致。战斗部壳体赤道面半径变化如图6所示,可以看出,在18M-s时,爆轰波到达壳体,壳体开始逐渐膨胀直至破碎。此后,在爆轰产物的推动作用下,半径一直增大。从计算结果来看,3种模型的计算曲线基本吻合,说明采用3种方法计算壳体膨胀时,壳体中部的膨胀趋势比较一致。3.2破片飞散速度比较破片的飞散速度是破片战斗部的主要设计指标。根据圆柱形战VO2的Gumey公趟:式(1中:厣为装药质量和壳体质量之比,对该‘战斗部结构,取为5.665;√2E为炸药Gumey比能,B炸药为2682m/s。采用该Gumey公式计算破片速度为3260m/￥。图7为战斗部壳体中部破片的速度曲线。从图7中可以看到,3种计算模型的差异并不很大。实fla0-元节点分离法模型的破片速度为3312m/s,壳单元节点分离法模型的破片速度为3136ads,单元失效法模型的破片速度为3166rds。壳单元节点分离法模型和单元失效法模型的破片速度曲线基本一致,而实体单元节点分离法模型计算出的破片速度稍高。在壳体膨胀初始阶段(15~55斗s,3种模型的速度曲线基本一致。∞0一n25呈020;0.15誓0.10086Ⅳ雌图7破片飞散速度n酊VaStyoffragment3.3破片数量对比在LS—DYNA中,程序无法自动统计破片速度、数量、质量、破片大小和飞散方向的分布情况,人工后处理统计也非常困难。从定性角度来看,单元失效法模型在计算后期,单