水下爆炸对不同壳体的变形响应数值模拟

利用AUTODYN仿真程序,仿真了20 g TNT水下爆炸对不同距离的不同壳体的变形响应,得到了2种材料的壳体响应规律。仿真结果表明：在进行小药量炸药水下爆炸对相邻壳体变形影响分析时,同种材料情况下,距离越远变形越小;不同材料相同距离时,壳体材料决定变形情况的结果。该研究对工程实践有一定指导意义。     

洞库内爆炸冲击波流场的数值模拟

运用LS—DYNA动力有限元软件,采用ALE方法及多物质流固耦合方法,对弹药洞库内部爆炸冲击波流场进行研究,得到洞库内爆炸时整个爆炸流场初始发展、反射环流情况及整个传播过程,分析空气冲击波的压力时程规律．     

球形爆炸容器动力响应的实验研究

对一真实结构的球形爆炸容器在内部爆轰加载下的动力响应进行了实验研究,通过监测容器6个特征点的动态应变波形,分析了容器壳体的振动特性和动力学强度。研究结果表明,容器的强度设计是合理的,其动静转换的工程设计方法得到了实验的检验。     

管道中瓦斯爆炸特性的数值模拟

应用计算流体动力学软件AutoreaGas定量研究了管道中瓦斯爆炸特性。分析了不同初始压力、初始温度、障碍物形状、尺寸及空间位置等条件对管道中瓦斯爆炸超压及火焰速度的影响。研究结果表明:初始温度和初始压力对爆炸峰值超压有一定影响,初始压力越高超压越大,而初始温度越高超压越小,并且变化呈近似线性关系;火焰速度变化不大;障碍物对爆炸过程有显著影响,障碍物在管道中间比在两侧影响大,平板障碍物比长方体和圆柱体障碍物影响大,长障碍物比短障碍物影响要大。     

爆炸冲击荷载作用下拱结构的弹塑性动力响应研究

采用数值模拟方法,研究拱结构在爆炸冲击荷载作用下的弹塑性动力响应。结构动力屈曲临界荷载由B-R 准则判定。研究结果表明:拱结构的动力响应过程可划分为4 个典型阶段,即弹性振动阶段、弹塑性稳定振动阶段、反直观动力响应阶段和压溃破坏阶段,拱结构反直观动力响应是其发生动力屈曲以后处于不稳定平衡状态中的一种动力响应模式;爆炸冲击持续时间越长,拱结构动力屈曲临界荷载越小;当冲击持续时间在某一范围内时,结构发生动力屈曲以后会出现反直观动力响应;爆炸冲击持续时间太长或太短,结构发生动力屈曲以后将不会出现反直观动力响应,即结构一旦发生屈曲就会出现毫无征兆的突然破坏,动力屈曲临界荷载就是动力失效荷载。     

机库内爆炸效应的数值模拟研究

利用自编程序MMIC3D建立了机库的三维数值模型,采用三维Youngs界面技术对战斗部侵彻机库后发生爆炸情况下的流场分布进行了三维数值模拟。采用后处理软件Visc3D分析了冲击波在机库内的分布情况,在与实验结果对比的基础上,给出了不同关键点的压力曲线和一些规律性的仿真结果,并且通过计算结果的动画处理,清晰地看到战斗部在机库内部爆炸后所形成冲击波的传播规律。这些结果与规律基本符合物理现象和理论分析,对爆炸场近、远场的物理过程及其效应有了深刻的认识和理解,这对于如何高效毁伤机库内的飞机、人员以及相关设施具有重要的参考价值。     

爆炸载荷作用下夹层玻璃动态响应的数值模拟

为研究爆炸载荷作用下夹层玻璃的动态响应，利用有限元软件LS-DYNA对爆炸载荷作用下夹层玻璃的动态响应进行了数值模拟。通过改变外层玻璃与内层玻璃的厚度，系统地研究不同组合下夹层玻璃的动态响应规律，描述爆炸产物与结构相互作用过程，分析夹层玻璃不同部分的能量吸收效率，观察夹层玻璃的裂纹扩展过程。结果表明：玻璃厚度的改变对结构动态响应有明显影响，随着爆炸距离增加，影响程度逐渐减小；爆炸产物先于空气冲击波对玻璃的冲击有损伤破坏作用；结构外层玻璃的能量吸收效率最大，聚乙烯醇缩丁醛胶层次之，内层玻璃吸收效率最小；爆炸载荷下夹层玻璃的裂纹以环向裂纹为主，径向裂纹相对较少。     

壳体性质对爆炸成形弹丸性能的影响

利用LS—DYNA有限元程序对带壳EFP结构的成形过程进行数值模拟．研究了壳体的材料以及厚度对EFP性能的影响规律。研究表明，壳体材料的密度和厚度的增加将有利于提高EFP的速度和密实度；对于某一特定的EFP装药结构。可确定一个壳体临界厚度，使形成的弹丸长度达到最大。研究结果可应用于EFP战斗部结构优化设计。     

爆炸成型模拟弹丸对水介质侵彻的数值仿真

应用大型有限元分析软件ANSYS／LS-DYNA,对爆炸成型模拟钢弹丸侵彻水介质进行了数值仿真计算,分析了形状和人水速度对弹丸侵彻性能的影响。给出了弹丸水中运动速度衰减规律,为下一步设计能形成较好水下弹道特性和侵彻效果的鱼雷战斗部装药结构提供参考。     

炸药跌落响应数值模拟分析

炸药跌落中可能出现起爆、点火和破碎三种响应,对炸药响应状态计算分析,能够为炸药安全性分析和评价提供依据,为炸药的安全防护提供指导.本研究建立了炸药spigot跌落试验的计算模型,分别对高感度的JO-9159炸药和低感度的PBXC(0)3炸药的跌落过程进行了数值模拟分析,采用点火增长反应速率方程描述炸药起爆过程,采用炸药热力耦合和自热反应模型计算炸药点火温度,网格分离方法描述炸药破碎.计算得到了与试验结果相符的炸药反应临界跌落速度阈值范围,并给出了炸药内部温度变化和变形破碎情况.     

基于动网格技术的膛口流场数值模拟

膛口冲击流场作用时间短,且有炮口焰和炮口烟的存在而对记录仪器有一定的不可见性.因此要通过试验手段获得该流场的发展规律较为困难.数值模拟是获得流场发展规律的有效途径.采用二维轴对称Navier-Stokes方程结合标准k-ε湍流模型建立了膛口流场模型.应用分层动网格技术对弹丸运动情况进行描述.通过数值仿真得到了清晰的膛口初始流场和膛口流场的数值分布,并对初始膛口流场和膛口流场的变化规律进行了讨论和分析,对膛口气流流动研究具有指导意义.     

基于ALE方程及嵌入网格法的膛ロ流场数值模拟

采用基于ALE( Arbitary Lagrangian-Eulerian)方程的动网格和嵌入网格法及二阶精度Roe方法，对膛口流场进行了数值模拟。根据数值结果，详细讨论了初始流场、火药燃气流场的形成与发展以及与弹丸的耦合和相互作用过程，并与膛口流场的实验阴影照片进行了对照，两者在定性上是吻合的。     

基于动网格的炮口制退器两相流场数值模拟

为较准确地研究火炮发射时高温高压高速的燃气射流经由炮口制退器的流场,对基于动网格的炮口制退 器两相流场进行数值模拟。利用FLUENT 软件,采用光顺和重构的非结构动网格更新方法,使用结构非结构混合网 格技术,建立炮口制退器的流场模型,对弹丸飞出炮口制退器过程中的膛口流场进行数值模拟,并对比分析了燃气 射流中的固相颗粒与气相耦合的两相流场和单纯气相流场对炮口制退器的影响。计算结果表明：考虑了两相的流场 与单纯气相流场在压强分布上存在明显的区别,可为后续炮口制退器的结构设计与优化研究提供一定的参考。     

气体发生器支撑结构冲击响应数值仿真

了解气体发生器支撑结构的冲击环境对于其结构动态响应分析和参数设计至关重要。采用LS-DYNA程序对支撑结构冲击实验进行了数值仿真,对其材料动态性能参数进行了标定。利用实测结果,对载荷特性参数进行了数值验证计算,获得了压力峰值。对3种支撑结构在该压力载荷作用下的）中击变形特性进行了数值预测,获得了能正常工作的改进方案,为支撑结构参数设计和实际试验提供了参考依据。     

基于ALE算法的爆破战斗部爆炸效应数值模拟研究

采用Arib itrary Lagrange-Eu ler(ALE)算法对爆破战斗部在空气中的爆炸效应进行了数值模拟研究。在建模过程中,炸药采用ALE单元,壳体采用Lagrange单元,空气采用Eu ler单元,同时建立炸药产物在其中流动的ALE初始空间网格,炸药和初始空间网格之间采用共用节点连接,炸药、壳体与空气网格之间定义耦合。计算得到了爆炸产物的飞散特性、压力场的分布规律和距爆心不同距离处的爆炸超压值。进行了地面试验验证,通过对比分析表明,模拟结果与试验结果之间的相对误差小于10%。     

弹体斜侵彻混凝土过程中炸药的动态响应

采用AUTODYN计算软件对弹体侵彻混凝土过程进行了数值模拟,分析了弹体内部不同位置处炸药的受力情况及炸药与壳体的相互作用;结果表明：斜侵彻时装药的前端和后端是两个受力较明显的区域;前端主要受压缩作用,炸药产生明显的塑性应变;后端装药受到拉伸和压缩作用,装药和壳体尾部之间发生强烈碰撞;斜侵彻过程中,装药前端的受力中心位于靠近靶板一侧的边缘处,而装药后端的受力中心仍然是端面中心;根据计算结果,侵彻弹药装药的防护不仅要从装药的前端面和后端面进行考虑,还要考虑装药的侧面。     

Numerical Simulation on New Perforator

To study a new shaped charge of perforator, the jet formation and penetration processes in concrete targets are simulated numerically by using LS-DYNA finite element analysis software. The results show that the cylindrical liner can form jet and most materials on top of liner form the tip of jet, while the others form the tail of jet. The jet has a better continuity, and the ratio of cumulative jet length to the liner diameter can reach to 7.56. Furthermore, the ratio of bore diameter to the liner diameter is from 0.36 and 1, and the ratio of penetration depth to the liner diameter can be up to 5.5.