高速破片撞击充液容器时容器壁面的损伤

马丽英; 李向东; 周兰伟; 蓝肖颖; 宫小泽; 姚志军

doi:10.11883/bzycj-2018-0009

高速破片撞击充液容器时容器壁面的损伤

doi: 10.11883/bzycj-2018-0009

1.
南京理工大学机械工程学院, 江苏南京 210094
2.
中国白城兵器试验中心, 吉林白城 137001

基金项目:

国家自然科学基金面上项目 11572159

详细信息

作者简介:
马丽英(1990-), 女, 硕士, maliying10102013@163.com

通讯作者:
李向东(1969-), 男, 博士, 教授, lixiangd@njust.edu.cn

中图分类号: O385
计量
- 文章访问数: 6689
- HTML全文浏览量: 2336
- PDF下载量: 83
- 被引次数: 4
出版历程
- 收稿日期: 2018-01-08
- 修回日期: 2018-04-13
- 刊出日期: 2019-02-05

Study on wall damage of vessel in high-speed fragment impact liquid-filled vessel

1.
School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, Jiangsu, China
2.
Weapons Experimental Center, Baicheng 137001, Jilin, China

摘要

摘要: 为研究高速破片（钨球）撞击充液容器（贯穿前后壁面）时容器壁面的毁伤情况，利用ANSYS/LS-DYNA对该过程进行了数值模拟，分析了破片撞击动能对充液容器前后壁面毁伤程度的影响，并进行实验验证。结果表明：高速破片撞击充液容器形成的液压水锤对充液容器前后壁面的破坏程度可分为3个等级，即前后壁面均未出现裂纹、前壁面没有出现裂纹后壁面出现裂纹和前后壁面均出现裂纹且后壁面呈花瓣式开裂；破片撞击充液容器过程中，前后壁面的最大变形量和前后壁面的裂纹总数随破片撞击动能的增加而增大。
- 兵器科学与技术 /
- 高速破片 /
- 充液容器 /
- 液压水锤 /
- 壁面破坏 /
- 撞击 /
- 损伤
Abstract: We analyzed the influence of the impact energy on the damage degree of the front and rear walls and verified it by experiments. The results show that the hydrodynamic ram formed by a high-speed fragment impacting the liquid-filled vessel affects the vessel's front and rear walls and that the degree of the damage can be divided into three levels:the cracks are not observed on the front and rear walls; cracks are observed on the rear wall surface but on the front wall surface; cracks are observe on both front and rear walls and the rear wall is petal-type cracked. The maximum deformation of the front and rear walls and the total number of cracks in the front and rear walls increase with the increase of the impact energy of the fragments during the fragment impact process of the liquid-filled vessel.
- ordnance science and technology /
- high speed fragment /
- liquid-filled vessel /
- hydrodynamic ram /
- wall damage /
- impact /
- damage

HTML全文

泡沫金属材料的率相关性能研究主要采用分离式霍普金森压杆(SHPB)动态压缩实验技术。由于泡沫铝复杂的微结构以及低阻抗、低波速、大变形等特点, 使其动态性能测试难度较大, 实验结果的离散性很大。同时, 由于泡沫铝材料制备方法多样, 泡沫铝的力学性能差异很大。迄今为止, 对泡沫铝应变率效应的研究尚没有得出一致的结论^[1-2]。

V.S.Deshpande等^[3]进行了0.001~5 000 s^-1应变率范围内Alulight泡沫和Duocel泡沫的动、静态压缩实验, 得到闭孔泡沫铝和开孔泡沫铝均对应变率不敏感的结论。郭伟国等^[4]对相对密度8.4%和4.5%的Duocel泡沫在0.001~500 s^-1应变率下的形变和力学性能进行了系统的实验研究, 同样得出该材料对应变率不敏感的结论。K.A.Dannemann等^[5]在Alporas泡沫和6101铝合金开孔泡沫(Duocel)的动、静态压缩实验中则发现, 400~2 500 s^-1的应变率范围内闭孔泡沫铝具有明显的应变率效应, 开孔泡沫的应变率效应不明显。T.Mukai等^[6-7]同样也得出了闭孔泡沫铝对应变率敏感的结论。程和法等^[8-9]分别对相对密度0.363~0.419的开孔泡沫Al-Mg合金以及相对密度0.341~0.419的通孔泡沫铝, 在0.001~1 600 s^-1和0.001~2 000 s^-1应变率范围内的动、静态压缩力学性能进行了实验研究, 指出两种开孔泡沫材料均具有明显的应变率效应。田杰等^[10]开展了4种不同基体材料泡沫铝的准静态和动态压缩实验, 得到的压缩应力应变曲线显示, 无论基体材料对应变率是否敏感性, 泡沫材料都表现出明显的应变率效应。张健等^[11]对孔隙率60%~79%的闭孔泡沫铝在0.001~2 500 s^-1应变率范围内的实验研究结果表明, 闭孔泡沫铝的应变率敏感性受孔隙率大小影响, 随着孔隙率的降低, 闭孔泡沫铝表现出明显的应变率效应, 高孔隙率闭孔泡沫铝对应变率基本不敏感。

尽管有很多泡沫铝对应变率敏感的结论, 但对于敏感性产生原因的解释不尽相同。K.A.Dannemann等^[5]将其归结为泡孔内气体的黏性流动。胡时胜等^[12]认为泡孔内气体的黏性流动引起的应力增加可忽略不计, 不可能是泡沫材料应变率敏感的根本原因, 敏感性主要是由泡孔结构的变形特性产生, 基体材料的应变率效应及泡孔的形状大小并不能对泡沫材料应变率的敏感性起主导作用。张健等^[11]认为基体材料的应变率敏感性是泡沫材料应变率敏感性的决定性因素, 但影响程度受孔隙率大小影响, 随着孔隙率的增大敏感性降低; 微惯性、波效应和孔内气体压力对泡沫铝的平台应力不产生明显影响。

总体来说, 倾向于泡沫铝对应变率敏感的研究通常将敏感性产生原因归结为基体材料率相关性能、微结构惯性以及孔穴内部气体压力变化。而根据L.J.Gibson等^[13]的研究结论, 可以认为, 孔穴气体压力变化对泡沫铝材料力学性能的影响很小, 不是引起泡沫铝材料应变率敏感的主要原因。此外, 尽管相对密度、应变率等参数不是泡沫铝材料是否存在应变率效应的决定因素, 但相对密度的变化可能会影响泡沫铝对应变率的敏感程度; 应变率(或加载速率)的变化可能会改变泡沫铝的变形机制, 进而影响泡沫铝材料应变率敏感性的产生原因。为此, 本文中, 研究基体材料率相关性能、微结构惯性对泡沫铝率相关性的影响, 分析相对密度与泡沫铝应变率敏感程度的关系, 以及应变率变化对泡沫铝动态压缩力学性能的影响。

1. 模型

1.1 三维随机球形泡孔模型

泡沫铝材料通常为无序开、闭孔混合结构。本文中采用Matlab和Abaqus软件生成了三维随机分布球形泡孔模型模拟泡沫铝材料的微细观结构, 模型几何边界呈周期性排列, 并采用代表性体积单元边长与泡孔孔径的比描述三维随机模型中泡孔的规模大小, 即:

$\delta = l/(2r)$

(1)

式中:δ为模型的泡孔规模大小, l为模型的边长, r为球形泡孔的半径。

图 1为泡孔规模δ=4, 孔隙率分别为65%、50%和35%的泡沫材料三维球形泡孔模型。模型采用四面体单元离散, 单元数量分别为218 032、306 139和377 064。

图 1 泡沫材料三维随机有限元模型

Figure 1. Three-dimensional finite element models of aluminum foams

下载: 全尺寸图片幻灯片

1.2 基体材料本构模型

采用Cowper-Symonds模型描述铝合金基体材料的应变率效应^[11]:

$\sigma_{\mathrm{y}}^{\mathrm{d}}=\sigma_{\mathrm{y}}^{\mathrm{s}}\left(1+\left(\frac{\dot{\varepsilon}}{C}\right)^{1 / P}\right)$

(2)

式中: 为材料的动态屈服应力, 为材料的静态屈服应力, 为应变率, C、P为Cowper-Symonds应变率参数。

基体材料的弹塑性本构采用理想弹塑性模型。计算过程中, 应变率参数C和P分别为6 500 s^-1和4, 杨氏模量为69 GPa, 泊松比为0.33, 静态屈服应力为250 MPa, 密度为2.7 g/mm³。另外, 当应变率参数C和P取值为零时, 表示基体材料率无关。

1.3 泡孔规模影响分析

泡孔模型在理论上应包含尽可能多的泡孔结构, 但过多的微结构将会导致计算量过大而使模型不具有实际应用价值, 需要综合考虑模型泡孔规模与得到可信结论之间的关系。为此, 分别构建了泡孔规模δ=2、δ=3和δ=4, 孔隙率范围35%~65%的一系列三维随机泡孔模型, 并采用Abaqus有限元软件分析了泡沫杨氏模量随相对密度的分布规律, 见图 2。

图 2 泡沫模型初始弹性模量随相对密度的分布

Figure 2. Initial elastic modulus of foams versus foam relative densities

下载: 全尺寸图片幻灯片

可见, 泡孔规模δ=3时, 结果的离散性较小, 且模型没有明显尺度效应。所以采用泡孔规模δ=3的代表性体积单元模型用于后续分析。因此, 以下泡沫模型的动态力学性能模拟中, 采用的代表性体积单元模型尺寸为6 mm×6 mm×6 mm, 泡孔半径为1 mm。为便于施加压缩载荷, 在模型两端各添加一块刚性平板, 并对其中一块平板施加固支约束, 对另一块刚性平板施加恒定速率为v的位移载荷。刚性平板与泡孔模型接触, 泡孔模型自接触。泡沫材料的应变率可以表示为:

$\dot{\varepsilon}=\frac{v}{l}$

(3)

式中:v为加载速率, l为代表性体积单元模型沿加载方向的尺寸。

以下计算采用Ansys/Ls-dyna有限元程序, 不考虑压缩过程中气体压力变化的影响。本文中应力、应变均指工程应力和工程应变。

2. 计算结果

2.1 应变率敏感因素

图 3为有限元计算的相对密度50%泡沫模型动态压缩应力应变曲线, 应变率为10~10⁴ s^-1。可见, 泡沫模型的压缩应力应变曲线显示出了典型的三阶段变形特征, 即线弹性段、塑性屈服平台段以及致密段; 且随着应变率的增加, 应力应变曲线的平台段逐渐抬高, 泡沫模型的屈服应力与应变率大小相关, 泡沫模型表现出明显的应变率敏感效应。

图 3 基体材料率相关泡沫模型动态压缩应力应变曲线

Figure 3. Dynamic compressive stress-strain curves of foam models with rate-dependent cell material

下载: 全尺寸图片幻灯片

由此可以得到初步结论, 若基体材料对应变率敏感, 则泡沫铝材料也存在应变率敏感效应。至于泡沫铝应变率敏感效应是由基体材料的率相关性能引起的还是微结构惯性导致的, 还需要进一步分析。

当基体材料率无关时, 相对密度50%泡沫模型的动态压缩应力应变曲线见图 4。可见, 泡沫模型的压缩应力应变曲线同样表现出三阶段变形特征; 在中、低应变率(10~1 000 s^-1)下, 随着应变率的增加, 应力应变曲线的平台段变化不大, 泡沫模型的压缩力学性能对应变率不敏感(见图 4(a)); 在高应变率(2 500~10 000 s^-1)下, 随着应变率的增加, 应力应变曲线的平台段逐渐抬高, 泡沫模型表现出一定的应变率敏感特征(见图 4(b))。与图 3相比, 图 4(b)中平台应力随应变率的变化幅度小, 可见在高应变率下, 基体材料的率相关效应对泡沫模型的率相关性能仍具有重要影响。

图 4 基体材料率无关泡沫模型动态压缩应力应变曲线

Figure 4. Dynamic compressive stress-strain curves of foam models with rate-independent cell material

下载: 全尺寸图片幻灯片

结合前面的分析可以得到以下结论:(1)在中、低应变率下, 泡沫铝应变率的敏感效应主要由基体材料的率相关性能引起, 微结构惯性的影响很小。(2)在高应变率下, 微结构惯性对泡沫铝应变率效应的影响逐渐增大, 此时泡沫铝率相关性能受基体材料的率相关性能和微结构惯性联合作用。

2.2 相对密度的影响

图 5为10~10 000 s^-1应变率范围动态压缩载荷条件下, 泡沫铝流动应力随相对密度的分布。其中, 流动应力为各模型应力应变曲线上与0.2压缩应变所对应的平台段应力^[9]。

图 5 动态压缩下泡沫铝流动应力与相对密度关系

Figure 5. Flow stresses of aluminum foams versus foam relative densities under dynamic compressive loadings

下载: 全尺寸图片幻灯片

L.J.Gibson等^[13]给出了静态压缩条件下泡沫材料的塑性坍塌强度与相对密度关系式:

$\frac{\sigma_{\mathrm{pl}}}{\sigma_{\mathrm{ys}}}=a \rho^{n}$

(4)

式中:σ_pl为泡沫材料的塑性坍塌强度, σ_ys为基体材料的屈服强度, a和n为材料常数, ρ为泡沫相对密度。

采用上式对图 5中计算结果进行拟合, 可以得到不同应变率下a和n的结果, 见表 1, 拟合曲线见图 5。由表 1中的拟合计算结果发现:(1)随着应变率的提高, 比例系数a逐渐增大, 泡沫模型表现出应变率强化效应。(2)在中、低应变率下, 随着应变率的提高, 指数n保持不变, 表明相对密度变化对泡沫模型的应变率敏感程度基本没有影响。(3)在高应变率下, 随着应变率的提高, 指数n逐渐减小, 表明泡沫模型的应变率敏感程度与相对密度相关。

表 1 拟合结果

Table 1. Fitting results of parameters

${\dot \varepsilon }$ /s^-1	a	n
10	0.698	1.72
100	0.784	1.72
1 000	0.942	1.72
2 500	1.03	1.68
5 000	1.13	1.66
10 000	1.27	1.64

下载: 导出CSV

| 显示表格

2.3 应变率的影响

由式(4)可以得到应变率由增加到时, 泡沫铝材料塑性坍塌强度的相对变化量为:

$\alpha_{\mathrm{f}}=\frac{\sigma_{\mathrm{pl}}\left(\dot{\varepsilon}_{2}\right)-\sigma_{\mathrm{pl}}\left(\dot{\varepsilon}_{1}\right)}{\sigma_{\mathrm{pl}}\left(\dot{\varepsilon}_{1}\right)}$

(5)

当变化前后的应变率和位于中、低应变率范围内时, 注意到此时式(4)中系数n保持不变, 式(5)变为:

$\alpha_{\mathrm{f}}=\frac{a\left(\dot{\varepsilon}_{2}\right)-a\left(\dot{\varepsilon}_{1}\right)}{a\left(\dot{\varepsilon}_{1}\right)}$

(6)

式中: 和为应变率分别为和时, 对应的式(4)中比例系数a。

同样, 由式(4)可以得到应变率从增加到时, 泡沫铝基体材料屈服强度的相对变化量:

$\alpha_{\mathrm{s}}=\frac{\sigma_{\mathrm{y}}^{\mathrm{d}}\left(\dot{\varepsilon}_{2}\right)-\sigma_{\mathrm{y}}^{\mathrm{d}}\left(\dot{\varepsilon}_{1}\right)}{\sigma_{\mathrm{y}}^{\mathrm{d}}\left(\dot{\varepsilon}_{1}\right)}=\frac{\left(\dot{\varepsilon}_{2}\right)^{1 / P}-\left(\dot{\varepsilon}_{1}\right)^{1 / P}}{C^{1 / P}+\left(\bar{\varepsilon}_{1}\right)^{1 / P}}$

(7)

基于上式计算可以得到, 当应变率从10 s^-1增加到100和1 000s^-1时, 泡沫铝基体材料屈服强度分别增加12.87%和35.74%。将表 1中的数值拟合结果代入式(6)则可以得到, 当应变率从10 s^-1增加到100和1 000 s^-1时, 泡沫铝材料塑性坍塌强度分别增加12.32%和34.96%。可见, 在中、低应变率下, 泡沫铝与基体材料对应变率的敏感程度接近, 此时, 基体材料的率相关性是泡沫铝应变率效应的主要影响因素。

分别基于式(5)和(7)可以得到, 应变率从2 500 s^-1增加到5 000 s^-1和10 000 s^-1时, 相对密度分别为35%、50%和65%泡沫模型及其基体材料塑性坍塌强度的相对变化量, 见表 2。可见, 泡沫模型塑性坍塌强度的相对变化量比基体材料大; 随着相对密度升高, 泡沫模型塑性坍塌强度的相对变化量逐渐减小。(1)在高应变率下, 微结构惯性的影响逐渐增大, 使泡沫材料对应变率的敏感性进一步提高, 导致泡沫铝比铝合金材料具有更大的应变率敏感性。(2)在高应变率下, 随着相对密度的降低, 泡沫模型的应变率敏感程度提升。这表明相对密度较低泡沫铝的微结构惯性效应更加显著。

表 2 泡沫模型及其基体材料强度的变化

Table 2. Variation of flow stress for foams and its cell material

${{\dot \varepsilon }_2}$ /s^-1	α_f/%			α_s/%
${{\dot \varepsilon }_2}$ /s^-1	ρ=0.35	ρ=0.50	ρ=0.65	α_s/%
5 000	12.04	11.24	10.66	8.34
10 000	28.59	26.77	25.44	18.25

下载: 导出CSV

| 显示表格

3. 结论

基于三维随机球形泡孔模型, 采用有限元方法, 对35%~65%相对密度范围内泡沫铝在10~10 000 s^-1应变率下的动态压缩变形进行了数值模拟。计算结果表明:

(1) 在中、低应变率(10~1 000 s^-1)下, 基体材料的率相关性是泡沫铝应变率效应的主要影响因素; 在高应变率(2 500~10 000 s^-1)下, 泡沫铝应变率效应受基体材料率相关性能和微结构惯性共同作用。

(2) 在中、低应变率下, 泡孔结构的变形主要表现为准静态变形模式; 在高应变率下, 动态压缩变形机制逐渐起重要作用。

(3) 在中、低应变率下, 泡沫铝与基体材料对应变率的敏感程度接近; 在高应变率下, 泡沫铝比铝合金材料具有更大的应变率敏感性。

(4) 在高应变率下, 相对密度较低泡沫铝的微结构惯性效应更显著。

图 1 有限元模型

Figure 1. Finite element model

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 实验装置及布置示意图

Figure 2. Experiment device and layout diagram

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 充液容器实物图

Figure 3. Liquid-filled vessel

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 前后面板毁伤情况(实验和三维扫描)

Figure 4. Front and rear walls damage (experiment and three-dimensional scan)

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 前后面板毁伤情况(实验与仿真)

Figure 5. Front and rear walls damage (experiment and numerical simulation)

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 前后壁不同位置处峰值压力曲线

Figure 6. Front and rear wall pressure changes with distance

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 不同阶段压力变化曲线

Figure 7. Pressure change curve in different stages

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 前壁面不同位置处压力时间曲线

Figure 8. Pressure time curve at the different positions of the front wall

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 9 后壁面不同位置处压力时间曲线

Figure 9. Pressure time curve at the different positions of the rear wall

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 10 压力动能曲线

Figure 10. Pressure-kinetic energy curve

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 11 容器前后壁面的变形情况(单位：mm)

Figure 11. Deformation of the front and rear walls change with time (unit: mm)

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 12 前后壁面变形量时间曲线

Figure 12. Front and rear walls displacement time curve

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 13 前壁面变形量时间曲线

Figure 13. Front wall displacement time curves

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 14 后壁面变形量时间曲线

Figure 14. Rear wall displacement time curves

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 15 破片撞击动能与充液容器前后壁面变形量的关系图

Figure 15. Relationship between the kinetic energy of the fragment and the deformation of the front and rear wall

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 16 充液容器前后壁面的裂纹数量与破片撞击动能关系

Figure 16. Relationship between the kinetic energy of the fragment and the number of cracks in the front and rear walls

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 前后面板材料参数

Table 1. Material parameters of front and rear walls

材料	ρ/(kg·m^-3)	E/GPa	μ	A/MPa	B/MPa	C	n	m
铝2024-T4	2797	69.63	0.33	265	462	0.015	0.34	1.0
注：ρ-密度，E-弹性模量，μ-泊松比，A-屈服强度，B-应变硬化洗漱，C-应变率相关系数，n-应变硬化指数，m-温度相关系数.

下载: 导出CSV

表 2 Grüneisen状态方程参数

Table 2. Parameters of Grüneisen EOS

体积声速/(m·s^-1)	u_s-u_p曲线斜率	Grüneisen常数
5 286	1.4	2.0

下载: 导出CSV

表 3 破片材料参数

Table 3. Material parameters of fragment

材料	密度/(kg·m^-3)	弹性模量/GPa	泊松比
钨	17 600	350	0.284

下载: 导出CSV

表 4 水和空气的主要材料参数表

Table 4. Material parameters of water and air

材料	密度/(kg·m^-3)	体积声速/(m·s^-1)	u_s-u_p曲线斜率	C₄	C₅
水	1 000	1 480	1.979	-	-
空气	1.25	-	-	0.4	0.4

下载: 导出CSV

表 5 部分实验情况及结果表

Table 5. Part of the experimental situation and results

日期-发序	m/g	v₀/(m·s^-1)	v_r/(m·s^-1)	E₀/J	δ_f/cm	δ_r/cm
2016.12.23 -2	4.04	768	453	1 191.44	0.17	0.61
2016.12.23-3	4.03	1 049	699	2 217.31	0.48	0.98
2016.12.23-4	4.04	1 097	757	2 430.87	0.64	1.23
2016.12.23-5	4.01	1 399	933	3 924.19	0.68	2.87
2016.12.23-8	4.05	1 560	1 066	4 928.04	0.98	2.48
2017.03.26-1	8.10	1 028	755.8	4 279.98	0.69	2.69
2017.03.26-2	8.04	1 077.5	772.8	4 667.25	0.56	1.77
2017.03.26-3	8.14	1 026.7	740.1	4 290.24	0.59	21.9
2017.03.26-7	8.09	885.7	594.14	3 173.16	0.44	1.65
2017.03.26-8	8.08	1 130	808	5 158.68	0.70	3.14
2017.04.15-1	8.11	724.8	551.9	2 130.23	0.49	1.67
2017.04.15-2	8.06	1 238	948.1	6 176.56	1.19	4.12
2017.04.15-5	8.12	1 417	1 010	8 152.03	1.35	4.36
2017.04.15-6	8.11	1 554	1 082	9 792.48	1.31	4.07
注：m-破片质量，v₀-破片撞击速度，v_r-破片穿出容器后剩余速度，E₀-破片撞击动能，δ_f-前壁面最大变形量，δ_r-后壁面最大变形量

下载: 导出CSV

表 6 试验与数值仿真中破片剩余速度对比

Table 6. Comparison of residual velocities in experiment and numerical simulation

日期-发序	E₀/J	v_r/(m·s^-1)		误差/%	δ_f/cm		误差/%	δ_r/cm		误差/%
日期-发序	E₀/J	实验	计算	误差/%	实验	计算	误差/%	实验	计算	误差/%
2016.12.23-2	1 191	453	429	5.3	0.17	0.19	-11.76	0.61	0.66	-8.20
2017.03.26-2	4 667	772.8	761	1.4	0.56	0.63	-12.5	1.77	1.57	11.29
2017.04.15-6	9 792	1 082	1123.9	-3.9	1.31	1.29	1.5	4.07	3.49	14.25

下载: 导出CSV

参考文献(19)

[1]	D'ALESSANDRO V. Modeling of tank vehicle dynamics by fluid sloshing coupled simulation[D]. Italy, 2012. https://www.politesi.polimi.it/handle/10589/56762
[2]	LINGENFELTER A J, LIU D, REEDER M F. Time resolved flow field measurements of orifice entrainment during a hydrodynamic ram event[J]. Journal of Visualization, 2017, 20(1):63-74. DOI: 10.1007/s12650-016-0378-2.
[3]	FOUREST T, LAURENS J M, DELETOMBE E, et al. Confined Rayleigh-Plesset equation for hydrodynamic ram analysis in thin-walled containers under ballistic impacts[J]. Thin-Walled Structures, 2015, 86:67-72. DOI: 10.1016/j.tws.2014.10.003.
[4]	MOUSSA N A. The potential for fuel tank fire and hydrodynamic ram from uncontained aircraft engine debris: DOT/FAA/AR-96/95[R]. Springfield: National Technical Information Service, 1997.
[5]	BALL R E, POWER H L, FUHS A E. Fuel tank wall response to hydraulic ram during the shock phase[J]. Journal of Aircraft, 1973, 10(9):571-572. DOI: 10.2514/3.44393.
[6]	DISIMILE P J, DAVIS J, TOY N. Mitigation of shock waves within a liquid filled tank[J]. International Journal of Impact Engineering, 2011, 38(2):61-72. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2010.10.006.
[7]	CHARLES A, DELETOMBE E, DUPAS J. A numerical study on cavity expansion in water:hydraulic ram under ballistic impacts[J]. Structures Under Shock and Impact Ⅻ, 2013, 126:203. DOI: 10.2495/SU120181.
[8]	VARAS D, LÓPEZ-PUENTE J, ZAERA R. Numerical analysis of the hydrodynamic ram phenomenon in aircraft fuel tanks[J]. AIAA journal, 2012, 50(7):1621-1630. DOI: 10.2514/1.J051613.
[9]	VARAS D, LÓPEZ-PUENTE J, ZAERA R. Experimental analysis of fluid-filled aluminium tubes subjected to high-velocity impact[J]. International Journal of Impact Engineering, 2009, 36(1):81-91. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2008.04.006.
[10]	VARAS D, ZAERA R, LÓPEZ-PUENTE J. Numerical modelling of partially filled aircraft fuel tanks submitted to hydrodynamic ram[J]. Aerospace Science and technology, 2012, 16(1):19-28. DOI: 10.1016/j.ast.2011.02.003.
[11]	VARAS D, ZAERA R, LÓPEZ-PUENTE J. Numerical modelling of the hydrodynamic ram phenomenon[J]. International Journal of Impact Engineering, 2009, 36(3):363-374. DOI:10.1016/j.ijimpeng. 2008.07.020.
[12]	NISHIDA M, TANAKA K. Experimental study of perforation and cracking of water-filled aluminum tubes impacted by steel spheres[J]. International Journal of Impact Engineering, 2006, 32(12):2000-2016. DOI:10.1016/j.ijimpeng. 2005.06.010.
[13]	KWON Y W, YANG K, ADAMS C. Modeling and simulation of high-velocity projectile impact on storage tank[J]. Journal of Pressure Vessel Technology, 2016, 138(4):041303. DOI: 10.1115/1.4032447.
[14]	KWON Y, YUN K. Numerical parametric study of hydrodynamic ram[J]. International Journal of Multiphysics, 2017, 11(1):15-47. DOI: 10.21152/1750-9548.11.1.15.
[15]	蒋运华, 徐胜利, 周杰.运动体小扰动下入水空泡试验研究[J].弹道学报, 2016, 28(1):81-86. DOI:10.3969/j.issn.1004-499X. 2016.01.015. JIANG Yunhua, XU Shengli, ZHOU Jie. Experimental study on water entry cavity for vehicle with small perturbation[J]. Journal of Ballistics, 2016, 28(1):81-86. DOI:10.3969/j.issn.1004-499X. 2016.01.015.issn. 1004-499X. 2016.01.015.
[16]	张伟, 郭子涛, 肖新科, 等.弹体高速入水特性实验研究[J].爆炸与冲击, 2011, 31(6):579-584. doi: 10.11883/1001-1455(2011)06-0579-06 ZHANG Wei, GUO Zitao, XIAO Xinke, et al. Experiment investigation on behaviors of projectile high-speed water entry[J]. Explosion and Shock Waves, 2011, 31(6):579-584. doi: 10.11883/1001-1455(2011)06-0579-06
[17]	郭子涛.弹体入水特性及不同介质中金属靶的抗侵彻性能研究[D].哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2012. http://www.wanfangdata.com.cn/details/detail.do?_type=degree&id=D241209
[18]	李典, 朱锡, 侯海量, 等.高速杆式弹体侵彻下蓄液结构载荷特性的有限元分析[J].爆炸与冲击, 2016, 36(1):1-8. DOI: 10.11883/1001-1455(2016)01-0001-08. LI Dian, ZHU Xi, HOU Hailiang, et al. Finite element analysis of load characteristic of liquid-filed structure subjected to high velocity long-rod projectile penetration[J]. Explosion and Shock Waves, 2016, 36(1):1-8. DOI: 10.11883/1001-1455(2016)01-0001-08.
[19]	仲强, 侯海量, 朱锡, 等.陶瓷/液舱复合结构抗侵彻数值分析[J].爆炸与冲击, 2017, 37(3):510-519. DOI: 10.11883/1001-1455(2017)03-0510-10. ZHONG Qiang, HOU Hailiang, ZHU Xi, et al. Numerical analysis of penetration resistance of ceramic/fluid cabin composite structure[J]. Explosion and Shock Waves, 2017, 37(3):510-519. DOI: 10.11883/1001-1455(2017)03-0510-10.

施引文献

期刊类型引用(1)
1. 陈安然，李向东，周兰伟，纪杨子燚. 液压水锤效应引起液体喷溅特性及其影响因素试验研究. 国防科技大学学报. 2021(05): 144-152 . 百度学术
其他类型引用(3)

资源附件(0)

访问统计

图(16) / 表(6)

计量

文章访问数: 6689
HTML全文浏览量: 2336
PDF下载量: 83
被引次数: 4

1. 模型
1.1 三维随机球形泡孔模型
1.2 基体材料本构模型
1.3 泡孔规模影响分析
2. 计算结果
2.1 应变率敏感因素
2.2 相对密度的影响
2.3 应变率的影响
3. 结论

高速破片撞击充液容器时容器壁面的损伤

doi: 10.11883/bzycj-2018-0009

作者简介: 马丽英(1990-), 女, 硕士, maliying10102013@163.com

通讯作者: 李向东(1969-), 男, 博士, 教授, lixiangd@njust.edu.cn

计量

出版历程

Study on wall damage of vessel in high-speed fragment impact liquid-filled vessel

1. 模型

1.1 三维随机球形泡孔模型

1.2 基体材料本构模型

1.3 泡孔规模影响分析

2. 计算结果

2.1 应变率敏感因素

2.2 相对密度的影响

2.3 应变率的影响

3. 结论

期刊类型引用(1)

其他类型引用(3)

计量

出版历程

目录

1. 模型

1.1 三维随机球形泡孔模型

1.2 基体材料本构模型

1.3 泡孔规模影响分析

2. 计算结果

2.1 应变率敏感因素

2.2 相对密度的影响

2.3 应变率的影响

3. 结论

作者简介:
马丽英(1990-), 女, 硕士, maliying10102013@163.com

通讯作者:
李向东(1969-), 男, 博士, 教授, lixiangd@njust.edu.cn