某型抗冲击波车身结构响应分析及疲劳强度校核

方海涛，周云波，王显会，陈晓雅

(南京理工大学 机械工程学院， 南京 210094)

我国车载榴弹炮[1]技术已经研究多年，车辆与火炮的相互作用是设计过程中的重点内容。在火炮发射时，火炮身管内部高温高压的燃气迅速冲出炮管，形成炮口冲击波，对车身产生剧烈冲击[2]。大口径榴弹炮发射过程中的炮口冲击波会对车身产生严重的冲击作用，可能会引起车身结构变形和破坏，威胁乘员生命安全。因此，研究和分析炮口冲击波下的车身响应情况在车载炮的设计过程中显得尤为重要。

国内外很多学者对火炮膛口流场进行了研究和分析。国内李鸿志在20世纪70年代就分析研究了膛口流场的形成机理以及分布情况[3]；马大为完善了研究，计算了考虑弹丸移动情况下膛口流场的分布[4]；乐贵高则采取Osher格式对三维可压缩流动欧拉方程进行求解，计算了膛口流场分布，得到了火炮身管内高温高压燃气的排空过程[5]。国外Hugoniot、L.Kazincky等更早对膛口冲击波进行了一系列的分析研究[6,7]。国内外对于车辆在各种工况下的结构响应分析以及相关的学术论文则更加常见[8-10]。

分析车辆车身结构抗冲击波性能的文献较少。本研究以某型122 mm车载榴弹炮作为研究对象，分析了发射角为高低角15°、方向角0°工况下炮口冲击波流场，并将流场计算结果压力，加载至车身，计算了车身的结构响应以及分析车身疲劳。根据计算流体力学和结构有限元联合仿真计算结果，对车身结构的薄弱区域进行改进，对比了改进前后的车身响应。

1 炮口冲击波流场建模及仿真

为了得到精确的边界条件，为后续的车辆结构响应分析提供输入载荷，需要对炮口冲击波流场进行准确建模，并按照车载榴弹炮的设计参数设置边界条件，进行流场仿真分析。

1.1 流场建模

从车载炮的设计指标出发考虑，本文针对一种极限工况，即高低角15°，方向角0°进行建模仿真分析。如图1所示，建立了车载榴弹炮的流场计算模型。火炮口径为122 mm，34倍口径，发射身管长4 148 mm。流场计算区域长10 m，宽8 m。在炮口制退器以及车身附近等重点研究区域采用结构性网格划分，最小网格尺寸为10 mm。外流场区域采用非结构性网格，在远离膛口的区域采用大尺寸网格划分，缩短计算时间，提高计算效率。由于是在有限的空间区域内进行流场数值计算，故必须设定合适的边界条件。

根据车载炮的设计参数：炮口处等效应力P=70.8 MPa；弹丸在炮口处瞬时速度V=713 m/s；温度为1 834 K；大气压力为101 325 Pa，大气温度为288 K，将这些初始参数在fluent软件中进行转化和设置。

计算采用无粘三维Euler方程描述气体流动，忽略气固多相性和多组分的影响，用有限体积法一阶迎风格式对方程进行离散迭代求解。计算时长为15 ms。

1.2 流场计算结果及分析

计算结果显示，在0.5 ms前，高压气流从炮口射出后迅速膨胀发展，产生一系列激波，随时间的增长气流影响区域不断扩展，在t=0.6 ms左右到达驾驶室顶盖，在t=3.5 ms时顶盖处的最大等效应力达229 826.75 Pa。此后最大等效应力点不断从驾驶室顶盖的中后端向两侧移动，而且等效应力也不断增大，到t=7.2 ms时达到最大值427 921.06 Pa，位于驾驶室顶盖和驾驶室后围的交汇处，随后等效应力开始下降，车身周围的等效应力也逐渐下降并恢复至大气压。图2为冲击波的传递云图。图3～图6为不同时刻的对称面上的等效应力等值线图。

计算中设置了两个主要监测面的平均等效应力，分别是车辆受冲击最为严重的顶面和后围，两个面的平均等效应力随计算时间的变化曲线如图6、图7所示。

从相关的试验数据和文献[11-12]，本文炮口冲击波流场模型以及流场仿真结果较为可靠。故以流场计算得到的顶面和后围的面等效应力曲线作为动态载荷输入到车身有限元模型中，计算车辆车身响应。

2 车身有限元建模及计算

2.1 车身有限元建模

本文研究的某型车载炮车身为非承载式，采用平头车设计。如图8所示，车身主体为钢材骨架，外表覆盖大面积的薄壁金属板件。乘员门以及观察窗处采用厚度为2.4 mm的新型高强度装甲钢板焊接而成，其余部分钢板厚度为2 mm。

车身材料参数定义的正确与否对于车身有限元分析准确性至关重要。车身的外部蒙皮采用防弹钢板，骨架采用普通钢材，前挡玻璃和车门玻璃均采用防弹玻璃。相关材料参数见表1。

表1 车身材料参数

建立车身模型时，采用了8节点的高精度板单元和3节点的高精度梁单元结合，极大地减少了仿真计算的误差，如图9所示，整个模型共有节点440 382个，单元总数为411 419，其中三角形单元有4842个，四边形单元有396 703个，三角形单元个数占总单元个数的1.22%，整个网格划分，能够满足计算需求。

由于流场计算得到的数据过于庞大，故通过加载面等效应力的方式将流场计算的结果分别加载至车身的顶面和侧围两个面。根据流场的计算结果，在15 ms以内，车身表面的等效应力恢复至大气压，因此，在计算车身响应时，设置计算为20 ms。计算时间步长设置足够小，确保车身的动态响应能够被完全捕捉。

2.2 车身在炮口冲击波作用下的动态响应

计算得到了车身结构所有部位的冲击响应，包括等效应力以及等效应变。这里选取车身顶盖以及后围在多个时刻的应力和应变云图，图10为车顶的等效应力以等效应变云图。

由图10可以看出，由于顶盖板件与板件之间主要通过焊接连接，容易产生应力集中，在这些连接处产生的等效应力较大，局部最大等效应力达到1 162 MPa。

顶盖的等效应变同样由后端向整个顶盖部分扩展，最终顶盖中部形成一个向下凹陷的凹坑，最大等效应变达到30.01 mm。

图11为后围的等效应力以及等效应变云图，图12为t=15 ms时刻车身应力响应云图。

可以看出，在炮口冲击波作用下，后围板件的边缘焊接处的等效应力。前期逐步增大，在15 ms左右等效应力达到最大，随后逐渐降低。最大等效应力点在后围板中下部位置处，等效应力值为1 064 MPa。

虽然车顶和后围薄弱区域的最大等效应力均未达到材料的屈服强度(1 600 MPa)，但是极大影响了安全系数。

2.3 结构改进

从车身结构响应云图可以看出，车顶的中部出现的等效应变达到了30 mm，后围的左右两侧下方板件边缘也发生了较大的等效应变，最大等效应变达到27 mm。针对车身计算结果，对车身原模型进行了结构改进。

如图13、图14所示，在顶盖和后围应力集中的地方增设了加强梁，将各个梁之间紧密的连接，增加了整个框架的刚强度，另外增设的加强梁对整车的质量没有太大影响。

2.4 改进后车身在冲击波作用下的动态响应

改进前后的顶盖和后围的等效应力云图和等效应变云图如图15～图18所示。

改进前后顶盖以及后围的分析结果如表2所示。

如表2所示，改进后的车身应力值下降明显，最大等效应力值出现在顶盖555.3 MPa，低于选用材料的屈服极限690 MPa，并且最大等效应力出现在边角处，可以通过局部加强改善零件刚度，满足防冲击波的性能要求。

项目位置改进前改进后最大等效应力/MPa顶盖1182555.3后围1064297.8最大等效应变/mm顶盖30.0120.23后围27.0117.91

3 车身架构在炮口冲击波作用下的疲劳损伤分析

在某点或者某些点承受扰动应力，并且在多次循环扰动充分作用以后产生裂纹或者完全断裂的材料中所发生的局部的、永久结构变化的发展过程，称为疲劳。

利用瞬态动力学计算结果中提取的驾驶室的载荷-载荷步历程作为疲劳分析的输入估算驾驶室寿命，如图19所示。

因为本次计算采用的是局部应力应变法分析，需要应用材料的ε-N曲线，在ncod软件中拟合的方式得到材料的ε-N曲线，部分材料ε-N曲线如图20所示。

本次计算所采用的疲劳计算软件是nCode DesignLife，在其中建立疲劳分析框图，如图21所示。

流程框图中每一个框图对应一个分析模块，在对应的模块分别倒入计算模型、材料曲线等，运行分析流程。

计算得到的车身整体损伤云图如图22所示。

从云图中可以看出，驾驶室整体的最大损伤值为3.431×10-5，损伤较大的位置区域主要集中在驾驶室顶盖与顶盖梁的连接位置。顶盖采用防弹钢板材料，屈服强度较高，而顶盖梁和焊缝采用普通钢板，屈服强度相对较低，疲劳损伤严重区域出现在与顶盖的连接位置，结果较为合理。

顶盖的疲劳损伤如图23所示，顶盖的最大损伤值为3.431×10-5。

后围的疲劳损伤如图24所示，后围的最大损伤值为1.294×10-5，较顶盖而言，损伤值较低，考虑炮口位置，炮口冲击波对顶盖的冲击比对后围的冲击更大，顶盖结构的应力比后围更高，在材料相同的条件下，顶盖更容易发生疲劳破坏。

驾驶室整体的最大损伤值为3.813×10-5，疲劳寿命为29 146次，远远超过设计发射目标3 000发，满足该驾驶室结构满足服役期间抗炮口冲击波冲击疲劳指标。

4 结论

1) 从车身结构响应计算结果看来，车身整体结构的设计基本是合理的。原模型中的局部位置，如车身顶盖中部以及车身后围的中下部应力和应变较大，虽未达到材料的屈服极限，但是极大地降低了车辆的安全系数。

2) 在改进结构后，应力以及应变大幅下降，车身强度有明显的提高。

3) 从相关实验数据以及文献[11-12]来看，本文的流体建模仿真以及车身结构有限元仿真结果是较为合理可靠的。

4) 通过本次仿真计算分析可以看出，使用计算流体力学和结构有限元联合仿真，可以在车载榴弹炮设计初期对车身的抗冲击波性能充分评估，使设计人员充分认识和评估车身结构在炮口冲击波作用下的等效应力和等效应变情况，对结构的薄弱之处进行优化改进，大大减少车辆的研发时间，节约试验费用。