爆炸冲击下悬挂系统性能验证及参数分析.pdf

第 35 卷 第 1 期 2018 年 3 月 爆 破 BLASTING Vol. 35 No. 1 ▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂ Mar. 2018 doi 10. 3963/ j. issn. 1001 -487X. 2018. 01. 028 爆炸冲击下悬挂系统性能验证及参数分析* 王景景 1， 李大禹2， 鲁 超2， 周云波1， 李 昊1 （1. 南京理工大学， 南京 210094; 2. 中国第一汽车股份有限公司 技术中心， 长春 130011 摘 要 基于地雷爆炸冲击环境下悬挂系统抗爆炸冲击性能的研究日益受到关注。针对某特种车辆在爆 炸冲击环境下悬架系统的缓冲吸能性能进行研究， 通过模态分析与模态试验对比验证有限元模型的准确性； 建立整车爆炸环境， 利用有限元仿真的方法对比分析防雷板加速度、 车身底板加速度、 假人小腿受力峰值， 验 证悬挂系统对车辆防护性能的作用。通过改变钢板弹簧刚度和弹簧阻尼系数进行悬挂系统参数分析。研究 发现 无悬挂系统和有悬挂系统相对比， 假人小腿受力峰值增加了 57. 3； 钢板弹簧片数为 3 时， 假人小腿 受力分别比 2、 4 片时减少 5. 4、 6. 4。仿真结果表明了悬挂系统在地雷爆炸冲击环境下具有吸能缓冲的 作用， 且悬挂系统刚度影响整车的抗爆炸冲击能力。 关键词 地雷爆炸；建模；模态分析；钢板弹簧；参数分析 中图分类号 TJ811. 92 文献标识码 A 文章编号 1001 -487X 2018 01 -0175 -05 Perance Test and Parameter Analysis of Suspension System under Explosion Shock WANG Jing-jing1， LI Da-yu2， LU Chao2， ZHOU Yun-bo2， LI Hao1 （1. Nanjing University of Science and Technology， Nanjing 210094， China; 2. China FAW group corporation R finite element;modal analysis;steel plate spring;parameter analyse 收稿日期 2017 -10 -11 作者简介 王景景 （1992 - ， 女， 硕士研究生， 主要研究领域为车辆 结构安全技术，（E-mail dawjjda163. com。 通讯作者 周云波 （1980 - ， 男， 博士、 副教授， 主要研究领域为车辆 结构安全技术，（E-mail yunbo31983163. com。 基金项目 国家自然科学基金资助项目 （51405232 随着地雷或简易爆炸装置在各种非对称战争中 的频繁使用， 以及由此造成的人员伤亡逐年上升， 地 雷防护显得越来越重要。在爆炸冲击环境下， 即使 车体本身并未受到严重损坏， 但爆炸产生的冲击波 万方数据 也会对车内乘员造成致命的伤害， 比如撞伤头部、 损 伤脊柱、 颈椎和胫骨等 [1]。 悬架是汽车车架与车桥之间一切传力、 连接装 置的总称 [2]， 一般由弹性元件、 导向机构以及减震 器三部分组成， 分别负责减振、 缓冲以及受力传递作 用 [3]。在车辆遭受地雷爆炸所产生的爆炸冲击载 荷时， 轮下爆炸冲击的一种主要传递路线为 通过土 壤传递到轮胎再通过悬挂传递到车身上来。悬挂系 统中的减震器、 弹性元件是很好的吸能装置 [4]， 但 是悬挂对于地雷爆炸冲击波的缓冲作用， 从国内外 公开出版的文献来看几乎没有人做过这方面的研 究， 因此利用有限元仿真技术分析地雷爆炸环境下 悬挂系统的响应， 对研究爆炸冲击波防护方面具有 十分重要的作用。 1 爆炸冲击理论和算法 1. 1 岩土介质中的爆炸波与爆炸效应 大量试验研究表明， 岩土介质中炸药爆炸产生 的球面冲击波在传播过程中也服从于爆炸相似 律 [5]。根据量纲分析可以得到离爆炸中心 r 处岩土 中爆炸冲击波阵面最大压力 Pm， 比冲量 i 和冲击波 作用时间 τ 的关系式为 Pm k 3 √ω r α （1 i 3 √ω l 3 √ω r r （2 τ 3 √ω b r 3 √ω （3 式中 ω 为装药质量; r 为离爆炸中心的距离; k、 α、 β、 l、 a、 b 为 TNT 炸药的试验常数。 1. 2 ALE 算法 爆炸与冲击问题是一个多物质在高应变率、 高 温及高压条件下的强非线性的瞬态动力学问题 [6]。 目前， 对于结构大变形问题常采用的有限元仿真分 析算法 Lagrange 算法、 Euler 算法、 ALE 算法、 SPH 算 法， 等等 [7]。 根据 Lagrange 法和 Euler 法在处理不同问题时 表现出不同的优缺点， 因此， 兼具 Lagrange 法和 Eul- er 法两者优点的任意拉格朗日-欧拉 （ALE 算法得 以广泛应用 [8]。 ALE 描述下的基本方程 质量守恒方程 ∂ρ ∂x ξ ci ∂ρ ∂x i ρ ∂v i ∂x i 0（4 动量守恒方程 ρ ∂v i ∂x iξ ρcj ∂v i ∂x j ∂σij ∂x j ρf1（5 能量守恒方程 ρ ∂e ∂t ξ ρcj ∂e ∂x i σij ∂v i ∂x j - ∂q i ∂x i （6 式中 ρ 为密度; fi为单位质量的体力; Qij为柯 西张量; e 为单位质量的内能; vi为空间某点的速 度; qi为热通量。 2 驾驶室模块模态试验验证 该装甲运输车为某公司的中、 重型高机动性战 术车辆， 使用非承载式车身布局， 驾驶室与车架及防 护组件分离， 通过悬置结构实现连接， 从而更好地减 少爆炸冲击的作用力传递到驾驶室。见图 1。 图 1 某装甲运输车 Fig. 1 An armored vehicle 2. 1 仿真模型建立 将整车模型分成三个模块进行建模， 分别为 驾 驶室模块、 防护组件与车架建模和成员约束系统模 块。模型基本网格单元尺寸为 10 mm; 车身底板和 防雷组件等零部件距离炸点较近， 采用 8 mm 网格 单元进行离散化; 驾驶室顶部和逃生窗等距离地雷 爆炸中心较远， 采用网格单元尺寸为 20 mm 左右的 网格单元进行离散化。各分模块建模完成后， 将各 分模块进行装配与连接整车实物图及有限元模型如 图 2 所示。 图 2 装甲车有限元模型 Fig. 2 Finite element model of armored vehicle 671爆 破 2018 年 3 月 万方数据 钢板弹簧采用抽中面分段法来实现其变截面厚 度。阻尼元件结构为双向作用筒式减震器， 结构复 杂， 若采用实体建立模型会大大增加计算时间， 因此 使用 LS-DYNA 软件中特有的一维阻尼单元模拟。 见图 3。 图 3 悬挂系统有限元模型 Fig. 3 Finite element model of suspension system 2. 2 驾驶室模块模态试验验证 对整车驾驶室白车身模块进行模态仿真与试验 对比分析研究， 从而对后续整车抗爆炸冲击防护的 研究与优化验证了模型建立的准确性。 2. 2. 1 试验方法及结果 模态试验采用力锤敲击的方法如图 4 所示， 通 过对驾驶室白车身总成在自由状态下敲击点和测量 点之间传递函数的测量， 采用 PolyLSCF 算法对驾驶 室白车身总成的自由模态参数进行识别和处理， 参 考国家标准 GBT 11349. 32006， 对驾驶室白车身 总成的振动特性进行评价。 图 4 驾驶室白车身总成模态试验现场图 Fig. 4 The diagram of the cab cab body assembly 2. 2. 2 仿真及结果对比分析 根据建立的驾驶室白车身总成模块有限元模 型， 将有限元模型导入 NASTRAN 仿真软件进行模 态仿真分析。将仿真计算模态结果与试验模态结果 进行对比， 其结果如表 1 所示。 分析对比结果可知， 试验结果与仿真结果误差 范围最大为 2. 35， 从而验证了有限元模型建立的 准确性。 表 1 白车身试验模态与仿真模态对比 Table 1 Comparison of test model and simulation model 阶次试验结果/ Hz仿真结果/ Hz相对误差/ 124. 96925. 240. 27 231. 43630. 491. 71 342. 98944. 072. 35 449. 53849. 410. 28 567. 13867. 250. 01 674. 72875. 631. 16 784. 20383. 960. 36 896. 45897. 370. 87 3 悬挂系统抗冲击能力的验证与参数 分析 3. 1 悬挂系统抗冲击能力验证 参考北约相关防护评价标准 [9]， 在进行整车爆 炸冲击仿真时， 设置炸药当量为 6 kg， 炸药位于对左 侧轮下， 且浅埋地下 100 mm。空气、 炸药和土壤材 料参数如表 2、 表 3 和表 4 所示 [10]。 炸药材料采用 * MAT HIGH EXPLOSIVE BURN 高速燃烧材料模型和*EOS JWL 状态方程 来综合描述压力、 体积和内能之间的关系如式 （7 P A 1 - ω R1 V exp-R1V B 1 - ω R2 V exp-R2V ωE 0 V （7 式中 P 为压力; V 为相对体积; E 为初始内能; A、 B、 R1、 R2、 ω 为常数。具体参数设置见表2 和表3。 表 2 TNT 的材料参数 Table 2 Material parameters of TNT 密度 ρ/ （gcm -3 爆速 D/ （ms -1 爆压 PCJ/ MPa 爆热 Vq/ （Jg -1 1. 60673021 0004520. 0 表 3 TNT 炸药的 JWL 方程参数 Table 3 Parameters of JWL equation of TNT explosive A/ MPaB/ MPaR1R2ωE/ MPa 371 00033304. 150. 950. 307230 土壤模型采*MAT SOIL AND FOAM FAIL- URE 本构模型， 具体材料参数见表 4。 表 4 土壤材料参数 Table 4 Soil material parameters ROGBULKA0A1A2PC 1.8 6.385E -40.33.4E -13 7.033E -7 0.3 -6.9E -8 771第 35 卷 第 1 期 王景景， 李大禹， 鲁 超， 等 爆炸冲击下悬挂系统性能验证及参数分析 万方数据 由于轮下爆炸时网格变形较大， 容易导致网格 畸变或负体积， 所以在有限元建模的过程中对网格 尺寸大小和网格域的大小做出适当的调整。空气网 格模型为长 宽 高为4. 0 m 2. 4 m 1. 7 m 的立 方体， 能够容纳整个驾驶室底部左侧和右侧局部， 上 端包裹到防雷板上方。单元尺寸为长宽高约 40 mm 的六面体实体单元。土壤网格模型为长 宽 高为 4. 0 m 2. 4 m 0. 4 m 的立方体， 网格尺寸与空气 单元相同。整车爆炸有限元模型如图 5 所示。 图 5 整车爆炸有限元模型 Fig. 5 Finite element model of vehicle explosion 依据上述理论， 进行两次爆炸仿真来分析悬挂 系统的抗地雷爆炸冲击能力， 分为以下两种情况分 别进行仿真分析 （1 原有整车模型， 含有悬挂系统。 （2 悬挂系统去除， 直接将车桥与驾驶室防雷 板刚柔耦合。 仿真计算取假人小腿胫骨受力、 车身底板 （假 人下方 加速度进行对比分析， 对比结果如图6、 图7 所示。 图 6 假人小腿胫骨受力对比 Fig. 6 Dummy leg tibial stress contrast 图 6 为驾驶室假人小腿受力对比图， 去除悬挂 系统后的模型， 驾驶室假人小腿受力由 3528 N 增加 到 5548 N， 增加了 57. 3， 并且超过了 AEP55 规定 的底部爆炸情况下假人小腿胫骨的耐受度为 5400 N。图 7 为车身底板 （假人下方 加速度对比 图， 可以看出无悬挂系统时， 车身底板 （假人下方 加速 度 从 2040 m/ s2增 大 到 3143 m/ s2，增 加 54. 0。 数据表明悬挂系统能有有效提升整车抗爆 炸冲击的能力。 图 7 车身底板加速度对比 Fig. 7 Comparison of acceleration of car body floor 3. 2 悬挂系统参数分析 本节将探讨悬挂系统参数对车辆底部防护性能 的影响， 主要从悬挂系统刚度和阻尼器阻尼系数两 个参数进行分析。 3. 2. 1 钢板弹簧刚度对底部防护的影响 依据车身空间布局及整车安全的要求， 初步取 板簧数量为研究对象， 其他数值均采用原车模型数 值。分别取 2、 3、 4 片钢板弹簧进行仿真计算， 本次 仿真主要目的是分析悬挂系统整体刚度对抗地雷爆 炸冲击的影响。分析得出不同板簧片数时假人小腿 受力曲线和驾驶室车身底板 （假人下方 加速度如 图 8、 图 9 所示。 图 8 假人小腿受力 Fig. 8 Dummy leg force 871爆 破 2018 年 3 月 万方数据 图 9 驾驶室车身底板加速度 Fig. 9 Cab floor acceleration 根据图 8 和图 9 得出 2、 3、 4 片钢板弹簧时， 假 人小腿受力最大值分别为 3. 728 kN、 3. 528 kN、 3. 771 kN; 车身底板 （假人下方 加速度峰值分别为 2.298 103 m/ s2、 2.041 103 m/ s2、 2. 193 103 m/ s2。 分析原因为悬挂系统钢板弹簧片数发生变化， 从而 使得悬挂系统的整体刚度发生变化， 导致悬挂系统 的抗冲击能力发生改变。由图 10 和图 11 还可以看 出当钢板片数为三片时缓冲能力最佳。 图 10 不同板簧片数假人小腿受力 Fig. 10 Different number of dummy leg plate spring force 图 11 不同板簧片数底板加速度对比 Fig. 11 Plate spring number plate acceleration contrast 3. 2. 2 减震器阻尼系数对底部防护的影响 在分析减震器阻尼系数对底部防护的影响时， 只改变阻尼器系数， 其余数据均采用原车数值。原 车阻尼系数为 0. 22， 以该数据为中间值， 取 5 组数 据对该参数进行影响分析。取样范围为 0. 1 0. 34， 分别取阻尼系数为 0. 10、 0. 16、 0. 22、 0. 28、 0. 34， 并进行仿真计算， 得出假人小腿受力、 驾驶室 底板 （假人下方 加速度变化如表 5 所示。由表可 以看出阻尼系数在 0. 1 0. 34 范围内假人小腿受力 呈波动状态， 车身底板 （假人下方 加速度峰值逐渐 减小， 但变化范围极小。这一参数对防地雷爆炸冲 击作用基本无影响。 表 5 阻尼系数对假人小腿受力及地板加速度的影响 Table 5 Influence of damping force and floor acceleration on the dummy leg 阻尼系数假人小腿受力/ N车身底板加速度/ （ms-2 0. 1035372122 0. 1635402102 0. 2235282041 0. 2835422099 0. 3435502093 4 结论 根据以上对悬挂系统抗地雷爆炸冲击性能的研 究， 可以得出以下结论 （1 无悬挂系统和有悬挂系统相对比， 假人小腿 受力增加了57.3， 身底板 （假人下方 加速度54.0。 验证了悬挂系统具有抗地雷爆炸冲击的能力。 （2 通过 2、 3、 4 片钢板弹簧爆炸冲击计算， 得 出假人小腿在 4 片钢板时达到最大值， 比三片时增 加了 6. 9; 车身底板 （假人下方 加速度峰值在 2 片刚板弹簧时最大， 比三片时增加了 12. 6。表明 钢板弹簧悬架的刚度对整车抗爆炸冲击能力有重要 影响。 （3 通过阻尼器阻尼系数这一参数分析的计算 结果可以看出阻尼系数对整车防爆炸冲击作用极小。 以上分析结果为后续的基于底部防护的悬挂系 统的优化设计提供了参数依据。 参考文献 References [1] 李补莲， 原树兴. 现代军用车辆的防护措施 [J] . 国外 坦克， 2011 （5 39-41. 下转第 185 页 971第 35 卷 第 1 期 王景景， 李大禹， 鲁 超， 等 爆炸冲击下悬挂系统性能验证及参数分析 万方数据 Chinese [2] 刘 欢. 泡沫铝材料的吸能与防爆特性研究 [D] . 辽 宁 东北大学， 2014. 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