【摘要】针对地雷等简易在车辆底部非接触爆炸问题，引入任意拉格朗日-欧拉（ALE ）算法，对某型越野汽车
驾驶室底板结构的响应进行模拟。在整车环境中仿真分析了当量、材料厚度、材料参数等引起的驾驶室底板结构响应的变化。研究结果表明：随材料厚度的减小和当量的增加，驾驶室底板的应力和加速度响应增大；响应目标函数对底板材料的弹性模量和泊松比的灵敏度较高。同时，出了响应敏感点，可为驾驶室底板结构抗爆炸优化设计提供参考。
主题词：越野汽车驾驶室底板爆炸冲击结构响应
中图分类号：U463.83文献标识码：A
DOI:10.19620/jki.1000-3703.20170280
Research on the Response of Off-road Vehicle Cab Bottom Plate
under Explosive Blast Wave
Shi Bingliang 1,2,Wang Xianhui 3,Pan Chaofeng 1,Zhang Ming 3,Zhang Yuanzheng 2
（1.Jiangsu University,Zhenjiang 212013;2.Automobile Proving Ground of Army,Nanjing 210028;3.Nan Jing University of Science and Technology,Nanjing 210094）
【Abstract 】In order to explore the response of off-road vehicle cab bottom plate under the non-contact blast wave of improvised explosive devices like mine,etc.,Arbitrary Lagrange Euler (ALE)algorithm was employed.The change of the response caused by the mass of explosive,thickness of bottom plate,parameters of materials have been analyzed under the vehicle environment.The research results show that the stress and acceleration response of vehicle cab bottom plate under the blast wave will enhance with the increasing of the mass of explosive and the reducing of the thickness of bottom plate,and elasticity modulus and poisson ’s ratio of cab bottom plate material are the key parameters,and sensitive area of cab
bottom plate has been identified,which provides reference to the optimization design of anti-explosion bottom structure of vehicle cab.
Key words:Off-road vehicle,Cab bottom plate,Explosive blast,Structural response
石秉良1,2丰田柯斯达改装
王显会3
盘朝奉1张明3
张元正2
（1.江苏大学，镇江212013；2.陆军汽车试验场，南京210028；3.南京理工大学，南京210094）
越野汽车驾驶室底板对爆炸冲击的响应研究
汽车技术·Automobile Technology
1前言
越野汽车由于具备优越的机动能力，在各国军队中得以广泛应用，随着战争形态的发展变化，其受到来自底部的爆炸袭击威胁日显突出。地雷等简易在驾驶室底部爆炸引起的损伤，是非对称战争中车辆及其乘员受到的主要损伤模式之一[1]。车辆应对爆炸冲击的能力越来越受到人们重视，驾驶室底板是车辆受到爆炸冲击时对乘员形成保护的第一道防线，对爆炸冲击波作用下越野汽车驾驶室底板结构的响应进行分析与研究是开展车辆底部防护能力研究的基础[2]。
对爆炸冲击作用下车辆驾驶室底板结构的塑性动力响应进行仿真分析，能获得较好的虚拟试验结果，可
为车辆驾驶室底部防护结构设计提供参考依据[3]。1953年，Bruce 等[4]模拟了一维气相不稳定径向和线形流，数值仿真技术诞生；J.O.Hallquist 博士[5]在1976年主持并完成了LS-DYNA 软件的开发，较好地解决了非弹性材料结构在高速碰撞和爆炸冲击载荷下的塑性大变形动力学响应的三维求解问题。K.Willianms 等[6]通过数字仿真对预埋的7.5kg C-4地雷替代品在底部加装防护组件的M113MTVL 底部爆炸时的作用效果进行了系统的仿真分析研究，利用LS-DYNA 软件将车体分为9部分划分有限元单元格，并用Westine 经验公式计算节点速度。Craig Barker 等[7]同样利用Westine 爆炸冲击经验公式对车辆底部受到爆炸冲击时车辆底板的速度响应进行了分析，为进一步研究直接与底板接触的乘员下肢
运动提供了理论依据。
此方面的研究工作，近年来国内才得以重视，采用任意拉格朗日-欧拉（Arbitary Lagrange Euler ，ALE ）算法，利用LS-DYNA 软件对爆炸冲击作用下典型越野汽车驾驶室底板结构响应的影响因素和不同当量爆炸作用下的响应进行分析研究，可对车辆底部结构的防护能力进行预测和优化分析。
2仿真计算理论模型
2.1
简化系统几何模型
车辆底板结构通常较为复杂，本文将车辆底部板结构简化为四边约束的标准靶板，地雷等简易的爆炸产物对车辆底部板壳结构的作用简化为爆炸冲击波对靶板的作用，作用系统简化为-靶板系统几何模型[8]，如图1所示。
图1-靶板系统几何模型
-靶板系统几何模型中，靶板为边长500mm 、厚2mm 的方形结构，靶板材料选择Q235号钢，密度ρ=7.8g/cm 3，弹性模量E =210GPa ，切线模量E t =466MPa ，泊松比v =0.30，屈服应力σs =235MPa ；为裸装圆柱形TNT 药柱，药量为700g ，长径比为1∶1，
采用中心引爆的方式。靶板采用四边约束的方式固定在距中心点470mm 的位置，中心正对。
-靶板系统几何模型中，爆轰采用高能燃烧模型，产物状态方程采用JWL [9-10]方程：
p =A æèçöø÷1-ωR 1V e -R 1
V +B æè
çöø÷1-ωR 2V e
-R 2
V +ωE 0V （1）
式中，A 、B 、R 1、R 2、ω为材料参数；p 为高能材料内压力；V 为相对体积；
E 0为初始比内能。的材料参数和状态方程参数如表1所示。2.2
ALE 算法-靶板系统基本模型
在仿真计算中，利用法向约束的方法在模型的对称
面中设置对称约束，建立1/4有限元模型，如图2所示。ALE 算法需要模拟爆炸冲击波，计算时将流固耦合方法用于冲击波对靶板作用的响应[11-14]，为了提高计算效
率，模型中仅建了局部的空气域，并在空气网格表面设置无反射边界条件以模拟无限空气域。物质与空气介质为欧拉单元，靶板为拉格朗日单元，且与空气网格的节点融合，空气单元覆盖靶板，的初始引爆点设在中心位置处。如图2所示，-靶板爆炸仿真有限元模型网格单元数为309796，节点数为317542。
表1材料参数及状态方程参数
图2ALE 算法-靶板系统1/4基本模型
2.3地雷-空气-车辆系统仿真模型
为较准确地分析爆炸冲击作用下某型越野汽车驾
驶室底板的响应，应在整车环境中进行研究，本文建立了地雷-空气-车辆系统仿真模型，如图3所示。
图3地雷-空气-车辆系统仿真模型
建模时将整车三维建模软件中的CAD 模型导入有限元前处理软件Hypermesh 中。车身结构件模型中包含了大量倒角与内、外饰安装孔，由于显式计算中网格
尺寸直接影响了计算的时间步长，为了避免一些不重要的细微几何信息造成网格划分困难，导致计算无法收敛，在进行网格划分之前，对CAD 模型进行一定的简化
500mm
500mm
470mm
2mm 靶板
约束
柱状TNT 参数
参数
JWL 方程参数
密度ρ/g·cm -3
爆速D /cm·s -1爆压C jp /GPa
爆热V q /kJ·g -1
A /GPa R 1
R 2ωE 0/J B /GPa 数值1.600.6721.04.52371
4.150.950.307.23×10-2
3.33
空气网格
1/4
1/4靶板
整车模型
空气
地雷
与几何清理，清理后驾驶室底板模型如图4所示。
图4某型越野汽车驾驶室底板CAD 模型
3驾驶室底板响应研究
在车辆底部爆炸时，驾驶室底板是车辆底部直接对乘员形成保护的关键部件，乘员座椅通常直接安装在底板上，脚部也通常直接放置在底板上。爆炸冲击的巨大能量通过驾驶室底板、座椅等间接作用于车内乘员，从而造成伤害。不同爆炸后，驾驶室底板的冯米斯应力（von Mises Stress ）云图和位移云图如图5所示。
（a ）冯米斯应力云图
（b ）位移云图图5
驾驶室底板仿真云图
从图5中可以看出，在规格为326g 地雷替代品的爆炸冲击波作用下，驾驶室底板已经出现了较多的塑性变形区域。从应力云图可知：驾驶室底板在结构的边缘、接合处、加强筋布置处均出现了超过450MPa 的应力区域；随着当量的增加，驾驶室底板的变形增加明显，在规格为755g 地雷替代品的爆炸冲击波作用下，驾驶室底部中心变形最大，底板在爆炸冲击波作用下最大变形挠度接近90mm 。但驾驶室没有出现结构贯穿的损伤。
为进一步分析爆炸冲击对驾驶室底板的影响，在驾驶室底板上设置了5个测量点，如图6所示。仿真过程中采集位置1、2、3、5的加速度时间历程和应力时间历程进行分析。755g 爆炸时反应较为剧烈的位置2的加速度时间历程见图7，各测量点应力时间历程见图8。
图6
驾驶室底板仿真测量点布置
图7
位置2加速度时间历程
图8驾驶室底板关键位置应力时间历程
通过对驾驶室底板的4个测量点的加速度和应力时间历程进行分析可知，地雷爆炸冲击时驾驶室底板中心（位置1）具有最大的应力峰值，此处容易产生结构变形；驾驶室中间后端（位置2）处，出现了较大的加速度响应，且该位置在爆炸冲击作用下加速度具有明显跃升趋势，此处容易给车内乘员相关部位直接或间接造成较大的冲击。
4爆炸冲击对驾驶室底板影响分析
根据初步分析，对车辆驾驶室底板受到爆炸冲击后的响应影响较大的因素主要有爆炸物当量、驾驶室底板厚度和底板材料。本文主要从不同当量、不同材料厚度方面分析爆炸冲击对驾驶室底板影响，同时对驾驶室底板响应特性对不同材料特性参数的灵敏度进行分析。在驾驶室底板模型上选取A
（480948）、B （483538）、C （487878）、D （498628）等4个测量点，如图9所示。仿真分析中，重点分析驾驶室底板整体应力情况和不同测点的变形情况。4.1
爆炸物当量
为了分析爆炸物当量对驾驶室底板响应的影响，
326g 552g 755g
冯米斯应力/MPa
45036027018090
326g 552g 755g
位移/mm
70
635649423528211470
位置1位置2
位置5
位置4位置30
5
10
1520
时间/ms
0.60.50.40.30.20.1加速度/×106m ·s -2
5
101520
时间/ms
1.51.00.50应力/G P a 位置1位置2位置3位置5
研究中选择了材料厚度为5mm 的钢板，分别以552g 、998g 、1500g 、2029g 等4种不同当量的进行仿真。不同当量爆炸时驾驶室底板应力情况如图10
所示；4个测量点变形情况如图11所示。
图9
驾驶室变形测量点示意
（a ）552g （b ）998g
（c ）1500g （d ）2029g
图10
不同当量情况下驾驶室底板冯米斯应力云图
从图10可以看出，当当量超过998g 时，驾驶室底板边缘处已经出现了局部撕裂，驾驶室中后部也出
现了贯穿性损伤，这说明采用5mm 钢板的该型驾驶室底板，在不采取任何底部防护措施的条件下，将无法抵御超过998g 当量的爆炸冲击。
通过分析4种不同当量条件下4个测量点的位移变化情况进行比较可知：不同当量爆炸时，驾驶室底板关键测量点的变形时间历程曲线的形态相似，随着地雷当量的增加，测量点位移幅度逐渐变大，例如测量点A 在不同条件下均是在9ms 时刻达到最大变形。
对4个测量点在不同条件下的变形最大幅值进行统计分析，结果如图12所示。在552g 、998g 、1500g 当量的爆炸作用下，测量点变形幅值变化趋势基本相同（斜率近似）。但当量从1500g 增加到2029g 时，测量点的位移幅值出现了两种情况：测量点C 的位移变化斜率突然增加，说明该点的变形幅值变化对当量较为敏感，在车辆底部防爆炸冲击结构优化设计中，可考虑对此处的结构进行适当加强；测量点
A 和
B 变形变化斜率随着当量的增加而减小，说明测量点A 和B 的位移幅值变化对当量变化敏感度较小，在车辆底部防爆炸冲击结构优化设计中，可考虑适当减小此处材料厚度。
（a ）552g
（b ）998g
（c ）1500g
（d ）2029g
图11
不同当量情况下节点位移变化时间历程
图12地雷当量与不同测量点的位移对比
4.2
材料厚度
为了研究驾驶室底板材料厚度对其底部防护能力
B
A
D
C
2502252001751501251007550250
冯米斯应力
/MPa
5
10
15
时间/ms
403020100Z -位移/m m 点A
点B
点C
点D
5
10
15
时间/ms
6040200Z -位移/m m 点A
点B
点C
点D
5
10
15
时间/ms
806040200Z -位移/m m
点A
点B
点C
点D
5
10
速卡迪15
时间/ms
100806040200Z -位移/m m
点A
点B
点C 点D
500
10001500
2000
时间/ms
100806040200
变形/m m
A B C D
的影响，以998g 当量爆炸冲击作为仿真输入，分析
材料厚度分别为1mm 、3mm 、5mm 、7mm 时驾驶室底板的应力与变形情况。4种不同厚度时驾驶室底板的冯米斯应力云图如图13所示。从仿真分析结果可知，随着底板材料厚度不断增加，底板产生的最大应力不断减小，但图中这一现象并不明显，这是因为在4种不同厚度的爆炸分析中底板边缘的约束部分均出现了较大的应力集中，而驾驶室底板中心位置在998g 当量的爆炸冲击下均没有出现贯穿损伤，也没有出现超过强度极限的位置。
（a ）1mm （b ）3mm
（c ）5mm
（d ）7mm
图13
不同厚度底板冯米斯应力云图
材料厚度分别为1mm 、3mm 、7mm 时驾驶室底板变形测量点的位移时间历程曲线如图14所示。4个测量点在998g 当量的爆炸冲击作用下，变形结果有较大区别。其中，测量点B 由于更靠近爆炸中心，变形最大，随着底板材料厚度不断增加，测量点的变形减小，节点位移历程曲线变化趋势符合预期。
（a ）1mm
（b ）3mm
（c ）7mm
图14
不同底板材料厚度节点位移时间历程
将不同材料厚度情况下4个测量点的位移峰值进行统计，如图15所示，对于测量点B 、C 、D ，在1mm 与3mm 的不同料厚情况下，其位移变化衰减明显。其中，测量点C 的位移变化对料厚最为敏感，但不同
材料厚度条件下的测量点A 处的位移变化不明显，这说明在后期优化设计中，在测量点B 、C 、D 对应的位置应适当增加材料厚度，才能有效提升驾驶室底部防护能力，而对于测量点A 对应的位置可适当考虑相应的轻量化措施。
图15材料厚度与不同测量点的位移对比
4.3材料特性参数
材料特性参数影响着材料的各项性能，同样对材料
的抗爆炸冲击能力有着较大的影响，但各种参数影响程度不同。研究材料不同特性参数变化对驾驶室底板对爆炸冲击波响应的影响时，选择当量为998g 的，将驾驶室底板材料的弹性模量E 、切线模量E t 、泊松比μ及屈服强度σ作为设计变量，以驾驶室底板的变形响应作为目标函数，进行参数灵敏度分析。驾驶室底板
材料参数初始值及变化范围如表2所示。
丰田质量门由于整车爆炸仿真试验计算量大、耗时较长，仿真试验设计时应尽量缩减试验中水平值，从而减少试验设计中爆炸仿真的计算成本。本文使用多变量二水平筛选的Plackett-Burman 试验建立参数筛选样本空间，各变量的水平差值不能过大（高水平为低水平的1.5倍以内），不考虑因子之间的交互效应，
通过Plackett-Burman 采样结合方差分析（Analysis of Variance ，ANOVA ）能高效地对多因子空间的结构变量进行一阶灵敏度分析，从而有效地判断各个变量对响应函数的贡献，缩减变量的
2502252001751501251007550250
冯米斯应力
/MPa
5
10
15
时间/ms
即将上市的suv100806040200Z -位移/m m
点A
点B
点C 点D 0
5
10
15
时间/ms
80604020
0Z -位移/m m
点A
点B 点C
点D
5
富康多少钱
10
15
时间/ms
中国汽车改装6040200
Z -位移/m m
点A
点B
点C
点D
1
2
3
45
6
7
厚度/mm
100806040200变形/m m
A B C D
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