Page 106 - 《爆炸与冲击》2026年第6期

第 46 卷 崔 莹，等： 基于统一强度理论的弹体侵彻天然气管道局部损伤塑性半径统一解 第 6 期

性行为；当等效应力达到等效屈服强度后，材料 600
510 MPa
进入塑性阶段，并采用线性强化假设描述屈服后 500 ·
的塑性演化过程。在塑性阶段，引入等效屈服强 · 415 MPa Plastic stage slope: 0.02E
400
度以表征材料在大塑性变形条件下的平均承载 Equivalent yield strength:
stable yield plateau strength
能力，从而体现材料屈服后刚度降低及塑性扩展 σ/MPa 300 Initial yield strength: lower yield point
特征。双线性模型中两段斜率分别对应弹性模 200
Elastic stage slope: E
量 E 与塑性阶段切线模量（0.02E），能够有效反 100
映材料在屈服前后力学响应的差异。管道材料 0
的双线性弹塑性本构参数见表 4。 1 2 3 4 5 6 7 8
ε/%
本文所采用弹体材料的屈服强度（900 MPa）
图 7 L415M 管道材料的拉伸实验应力-应变曲线
显著高于 L415M 管道钢（415 MPa），其强度水平
Fig. 7 Stress-strain curve of the L415M pipeline material
约为管道材料的 2 倍以上。在本研究的速度范 during the tensile test
围内，侵彻过程中弹体自身的塑性变形程度远小
于管道靶体的塑性响应，可忽略变形能量耗散对总体侵彻的塑性半径的影响。因此，弹体可被视为
刚体 [15] 。

表 4 L415M 管道双线性弹塑性本构参数
Table 4 Bilinear elastoplastic constitutive parameters of L415M pipe
材料 密度/(kg·m ) 弹性模量/GPa 泊松比υ 初始屈服强度/MPa 等效屈服强度 /MPa
−3
[28]
L415M 7 800 210 0.3 415 510

2.2 网格敏感性分析
为验证有限元模型中网格划分对高速弹体侵彻过程数值结果的影响，本文对模型进行了系统的网
格敏感性分析。考虑弹体侵彻过程中靶体局部区域应力梯度大、塑性变形高度集中，采用侵彻区局部加
密、远场区域相对粗化的分区网格划分策略，以兼顾计算精度与计算效率。
根据高速弹体侵彻与空腔膨胀理论相关研究成果 [15, 29-30] ，弹体侵彻引起的显著塑性变形通常集中分
布在以弹体撞击点为中心 10 倍弹体直径的局部区域内。因此，本文将该区域内网格进行重点加密，以
确保对侵彻过程中的应力集中、塑性区扩展及损伤演化特征的精细描述。
在弹体侵彻区域分别采用 2、4 和 6 mm 的单元尺寸进行数值模拟，通过对不同网格尺寸条件下管
道等效应力分布及塑性区范围进行对比分析发现（图 8），当侵彻区网格尺寸为 2 和 4 mm 时，塑性半径测
量结果的相对差异小于 5%，差异较小，说明数值结果已趋于收敛；而当网格尺寸增大至 6 mm 时，局部应
力集中被削弱，塑性区边界不够清晰，计算精度明显降低。
在 相 同 计 算 条 件 下 ， 对 不 同 侵 彻 区 网 格 尺 寸 的 计 算 效 率 进 行 了 对 比 。 结 果 表 明 ： 网 格 尺 寸 为
2 mm 时 ， 单 次 工 况 计 算 耗 时 约 19 h； 网 格 尺 寸 为 4 mm 时 ， 单 次 工 况 计 算 耗 时 约 9 h； 网 格 尺 寸 为
6 mm 时，单次工况计算耗时约 5 h。可以看出，随着网格尺寸的减小，计算精度提高，计算耗时显著增

Stress/MPa Stress/MPa Stress/MPa
369.400 333.920 367.930
328.360 296.820 327.050
287.310 259.720 286.170
246.270 222.610 245.290
205.220 185.510 204.410
164.180 148.410 163.530
123.130 111.310 122.640
082.090 074.205 081.763
041.045 037.102 040.881
0 0 0
(a) 2 mm grid (b) 2 mm grid (c) 4 mm grid
(1 ms after penetration) (2 ms after penetration) (1 ms after penetration)

061422-6