雙層柱殼和單層柱殼戰(zhàn)斗部侵徹性能對比分析

吳世永，王偉力，黃雪峰

（海軍航空工程學(xué)院a.基礎(chǔ)部；b.兵器科學(xué)與技術(shù)系；c.研究生管理大隊(duì)，山東煙臺264001）

半穿甲爆破型戰(zhàn)斗部利用導(dǎo)彈自身動能來穿透艦船艙壁，在艦船內(nèi)部引爆主裝藥，利用爆炸產(chǎn)生的沖擊波和殼體破碎形成的破片來摧毀艦船[1]。為了提高戰(zhàn)斗部的侵徹能力，半穿甲爆破型戰(zhàn)斗部的殼體通常采用硬度大、強(qiáng)度高的金屬材料，外殼由卵形頭部和單層圓柱殼體組成。目前，國外部分反艦導(dǎo)彈的戰(zhàn)斗部開始采用雙層柱殼結(jié)構(gòu)。戰(zhàn)斗部采用雙層柱殼可以有效地增加戰(zhàn)斗部破片數(shù)量，提高戰(zhàn)斗部的殺傷力，還可以防止戰(zhàn)斗部穿甲過程中在外層殼體產(chǎn)生的裂紋擴(kuò)展到內(nèi)層殼體從而影響戰(zhàn)斗部的結(jié)構(gòu)完整。但是在侵徹過程中，采用雙層柱殼是否會對戰(zhàn)斗部的強(qiáng)度產(chǎn)生影響，這是需要認(rèn)真研究的。國內(nèi)對單層柱殼的半穿甲爆破型戰(zhàn)斗部的侵徹特性進(jìn)行了一系列的實(shí)驗(yàn)、理論和數(shù)值模擬研究[2-7]，但是對于雙層柱殼戰(zhàn)斗部的研究還很少。

本文使用LS-DYNA動力學(xué)有限元軟件對雙層柱殼和單層柱殼戰(zhàn)斗部在不同工況下的侵徹過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，對比分析了2類戰(zhàn)斗部殼體的形變、破壞和應(yīng)力分布情況及2類戰(zhàn)斗部的侵徹性能。

1 計算模型

戰(zhàn)斗部殼體由卵形頭部、圓柱外殼和底蓋組成，材料為30CrMNsiA，中間裝藥是TNT 炸藥，總質(zhì)量為93 kg，靶板是907#船用鋼。圓柱外殼和頭部及后蓋均為焊接結(jié)構(gòu)，在建模時，采用共節(jié)點(diǎn)方式處理，即認(rèn)為焊接強(qiáng)度與殼體材料強(qiáng)度一樣。圓柱外殼分別考慮雙層柱殼和單層柱殼，雙層柱殼的內(nèi)外殼體之間處于貼合狀態(tài)，兩層殼體之間、殼體與裝藥之間、戰(zhàn)斗部與靶板之間的計算采用帶失效的侵蝕接觸算法。計算采用二分之一模型，如圖1所示，在對稱面上施加對稱約束。為了節(jié)省計算時間，在不影響計算精度的前提下，在靶板的戰(zhàn)斗部侵徹區(qū)域采用加密網(wǎng)格，而在其余區(qū)域則采用大尺寸網(wǎng)格。

圖1 有限元計算模型Fig.1 Finite element models used in simulations

計算中，戰(zhàn)斗部殼體和靶板均采用帶失效應(yīng)變，且與應(yīng)變率相關(guān)的隨動塑性材料模型[8]。應(yīng)變率用Cowper-Symonds模型來考慮，屈服應(yīng)力與應(yīng)變率的關(guān)系為：

式（1）、（2）中：σY為屈服應(yīng)力；ε˙為應(yīng)變率；C、P為Cowper-Symonds應(yīng)變率參數(shù)；σ0為初始屈服應(yīng)力；β為硬化參數(shù)，在0 和1 之間取值，取0時表示僅隨動硬化，取1時表示僅各向同性硬化；是有效塑性應(yīng)變；EP是材料的塑性硬化模量；E是材料彈性模量；Etan是切線模量。

不考慮內(nèi)部炸藥的沖擊起爆性質(zhì)，故采用Null流體動力模型與GRUNEISEN狀態(tài)方程來描述其行為。

2 數(shù)值計算結(jié)果及分析

為全面分析雙層柱殼戰(zhàn)斗部的侵徹性能，分別對雙層柱殼與單層柱殼戰(zhàn)斗部以0°、30°、45°和60°侵徹角，對厚度為20 mm 和25 mm的靶板的侵徹過程進(jìn)行數(shù)值模擬。戰(zhàn)斗部的初始侵徹速度均為800 m/s。

2.1 侵徹角度對雙層柱殼和單層柱殼戰(zhàn)斗部的侵徹性能影響

對雙層柱殼和單層柱殼這2類戰(zhàn)斗部以0°、30°、45°和60°角侵徹20 mm 厚的靶板進(jìn)行了數(shù)值計算。穿透靶板后，靶板呈現(xiàn)出花瓣型破壞[9-10]，而戰(zhàn)斗部殼體的變形情況如圖2所示，為了便于觀察，圖中沒有顯示裝藥部分。

從計算結(jié)果可以看出，垂直侵徹時，2類戰(zhàn)斗部的殼體形變均不大，當(dāng)有角度侵徹時，與靶板最先接觸的戰(zhàn)斗部頭部右側(cè)被壓縮變形，隨著侵徹的進(jìn)行，該處靶板產(chǎn)生失效破壞，戰(zhàn)斗部頭部左側(cè)殼體繼續(xù)與靶板作用，引起不同程度的變形，在接近卵形頭部與圓柱外殼連接處的形變最嚴(yán)重，最終戰(zhàn)斗部穿透靶板。各種角度侵徹時，2類殼體戰(zhàn)斗部的卵形頭部變形情況類似，而在圓柱外殼靠近卵形頭部連接處附近，雙層柱殼戰(zhàn)斗部的殼體變形比單層柱殼的變形要略為嚴(yán)重，嚴(yán)重的程度隨著侵徹角度的增大略有增加。當(dāng)侵徹角為60°時，2類戰(zhàn)斗部最先破壞位置均出現(xiàn)在卵形頭部同一位置。

因此，影響半穿甲爆破型戰(zhàn)斗部侵徹性能的主要因素是戰(zhàn)斗部卵形頭部的強(qiáng)度，而采用雙層柱殼不會對戰(zhàn)斗部整體的侵徹能力產(chǎn)生顯著影響。

圖2 戰(zhàn)斗部殼體的變形與破壞情況Fig.2 Distortion and damage of the warhead shell

圖3給出了2類戰(zhàn)斗部以30°角侵徹靶板時，在t=0.2 ms時刻戰(zhàn)斗部殼體上的應(yīng)力分布情況?？梢钥闯觯?類戰(zhàn)斗部的卵形頭部的應(yīng)力分布幾乎相同，而在圓柱殼體部分，應(yīng)力在雙層柱殼的內(nèi)外殼體傳播不是同時的，造成內(nèi)外殼體的應(yīng)力傳播略有不同，導(dǎo)致應(yīng)力在殼體的分布相比單層柱殼戰(zhàn)斗部更為復(fù)雜。對其他角度的侵徹過程，存在同樣的現(xiàn)象。

圖3 戰(zhàn)斗部30°侵徹時殼體的應(yīng)力分布情況Fig.3 Stress distribution in the warhead shell penetrating with 30° angle

圖4給出了2類戰(zhàn)斗部不同工況下侵徹靶板的速度時程曲線。從曲線看出，侵徹開始階段，侵徹角為45°時，戰(zhàn)斗部速度下降得最快，0°和30°次之，60°下降得最慢。隨著侵徹的進(jìn)行，0°角侵徹最先穿透靶板，剩余速度最大。而在斜侵徹時，由于戰(zhàn)斗部與靶板的作用時間變長，戰(zhàn)斗部的剩余速度隨著侵徹角度的增加而減小。雖然2類戰(zhàn)斗部在同角度侵徹過程中速度數(shù)值大小略有差異，此差異隨著侵徹角度的增加而增大，但是戰(zhàn)斗部的速度變化趨勢相同。

圖4 戰(zhàn)斗部侵徹過程中的速度時程曲線Fig.4 Velocity-time curves of the warhead in the process of penetration

2.2 靶板厚度對雙層柱殼和單層柱殼戰(zhàn)斗部侵徹性能的影響

從圖2可以看出，雙層柱殼與單層柱殼戰(zhàn)斗部以45°角侵徹20 mm 靶板時，在圓柱外殼靠近卵形頭部連接處會出現(xiàn)比較大的形變，如果增大靶板的厚度，2類戰(zhàn)斗部就有可能在連接處出現(xiàn)不同的破壞。

從圖5給出了雙層柱殼與單層柱殼戰(zhàn)斗部以45°角侵徹25 mm 靶板時不同時刻的形變。

侵徹0.6 ms時，在2類戰(zhàn)斗部的位置A 處開始出現(xiàn)單元破壞，隨著侵徹的進(jìn)行，A 處殼體破壞增大，B處殼體的變形越來越嚴(yán)重，逐漸在連接處出現(xiàn)破壞，而且雙層柱殼戰(zhàn)斗部的變形明顯比單層柱殼要嚴(yán)重，出現(xiàn)了褶曲現(xiàn)象。

侵徹完成后，雙層柱殼戰(zhàn)斗部連接處完全斷開，而單層柱殼戰(zhàn)斗部的雖然有部分破壞，但是殼體還是連接在一起。

這說明雙層柱殼戰(zhàn)斗部的卵形頭部和圓柱殼體連接處的強(qiáng)度相比單層柱殼戰(zhàn)斗部稍弱，但只有在戰(zhàn)斗部大角度侵徹較厚靶板時，單層柱殼戰(zhàn)斗部才會體現(xiàn)出明顯較好的侵徹性能。

2.3 焊接強(qiáng)度對雙層柱殼和單層柱殼戰(zhàn)斗部侵徹性能的影響

通過前面的計算發(fā)現(xiàn)，戰(zhàn)斗部的卵形頭部和底蓋與圓柱殼體之間采用共節(jié)點(diǎn)方式連接，此時認(rèn)為焊接強(qiáng)度達(dá)到或者超過戰(zhàn)斗部殼體的強(qiáng)度，在侵徹一般厚度靶板時，雙層柱殼不會明顯降低戰(zhàn)斗部侵徹性能。但是在實(shí)際應(yīng)用中，由于焊渣、氣孔、殘余應(yīng)力的影響，在焊接區(qū)域結(jié)構(gòu)強(qiáng)度可能會降低。為了分析焊接強(qiáng)度對雙層柱殼和單層柱殼戰(zhàn)斗部的侵徹性能的影響，用固連失效接觸代替共節(jié)點(diǎn)方式來模擬焊接面。固連失效接觸通過定義拉伸失效應(yīng)力σn,fail和剪切失效應(yīng)力σs,fail作為固連接觸失效的判據(jù)[11]，即當(dāng)接觸面的拉伸應(yīng)力σn和剪切應(yīng)力σs滿足

時，就判定固連接觸失效，焊接處斷開。通過調(diào)整拉伸失效應(yīng)力σn,fail和剪切失效應(yīng)力σs,fail可以模擬不同焊接強(qiáng)度對戰(zhàn)斗部殼體侵徹性能的影響。

圖5 戰(zhàn)斗部侵徹25 mm 靶板后殼體的變形和破壞情況Fig.5 Distortion and damage of the warhead shell after penetrating the target with 25 mm thickness

取焊接強(qiáng)度略小于戰(zhàn)斗部殼體材料強(qiáng)度，對雙層柱殼和單層柱殼戰(zhàn)斗部侵徹20 mm 靶板的過程進(jìn)行數(shù)值模擬計算。通過計算發(fā)現(xiàn)，當(dāng)0°角和30°角侵徹時，2類戰(zhàn)斗部的殼體變形相似，焊接處均不會出現(xiàn)斷裂。但是當(dāng)侵徹角度增加到45°時，雙層柱殼戰(zhàn)斗部左側(cè)的連接處出現(xiàn)斷裂，卵形頭部與圓柱殼體出現(xiàn)分離，而單層柱殼戰(zhàn)斗部的殼體連接沒有失效，如圖6所示。而當(dāng)侵徹角度增加到60°時，雙層柱殼戰(zhàn)斗部的卵形頭部遭到破壞，與圓柱殼體完全分離，而單層柱殼戰(zhàn)斗部僅在卵形頭部出現(xiàn)破壞，連接處沒有失效。這說明當(dāng)焊接強(qiáng)度較小的戰(zhàn)斗部大角度侵徹靶板時，雙層柱殼戰(zhàn)斗部的焊接處相對單層柱殼戰(zhàn)斗部來說更容易失效，而在小角度侵徹時，2類戰(zhàn)斗部的侵徹性能沒有明顯區(qū)別。因此，采用較好的焊接工藝來提高焊接區(qū)域的強(qiáng)度和沖擊韌性，對提高雙層柱殼戰(zhàn)斗部的侵徹性能具有重要作用。

圖6 焊接結(jié)構(gòu)戰(zhàn)斗部侵徹靶板后殼體的變形與破壞情況Fig.6 Distortion and damage of the welded warhead shell after penetrating the target

3 結(jié)論

1）戰(zhàn)斗部對20 mm 靶板進(jìn)行斜侵徹時，雙層柱殼和單層柱殼戰(zhàn)斗部的變形相似，沒有明顯區(qū)別。當(dāng)侵徹角為60°時，2類戰(zhàn)斗部最先破壞的位置均為其卵形頭部。

2）戰(zhàn)斗部對25 mm 靶板進(jìn)行大角度斜侵徹時，在圓柱外殼與卵形頭部連接處附近，雙層柱殼戰(zhàn)斗部殼體的變形比單層柱殼的變形更嚴(yán)重，出現(xiàn)嚴(yán)重破壞。

3）焊接強(qiáng)度較小的戰(zhàn)斗部對20 mm 靶板進(jìn)行斜侵徹時，若侵徹角度較小，2類戰(zhàn)斗部的侵徹性能沒有明顯不同；但是大角度侵徹時，雙層柱殼戰(zhàn)斗部的焊接處相對單層柱殼戰(zhàn)斗部來說更容易出現(xiàn)斷裂。

雙層柱殼戰(zhàn)斗部具有前文所述的增加破片數(shù)量等優(yōu)點(diǎn)，而且在侵徹20 mm 靶板時，采用雙層柱殼不會對其侵徹性能產(chǎn)生明顯影響，所以反艦導(dǎo)彈采用雙層柱殼半穿甲爆破型戰(zhàn)斗部來打擊一般水面艦艇具有一定的優(yōu)越性。本文僅從侵徹過程殼體破壞方面分析了雙層柱殼戰(zhàn)斗部侵徹性能，可是戰(zhàn)斗部的殼體結(jié)構(gòu)還會對炸藥爆炸空氣沖擊波能量[12]和裝藥的安定性[13]等產(chǎn)生影響，因而雙層柱殼對半穿甲爆破型戰(zhàn)斗部其他作戰(zhàn)性能的影響尚需進(jìn)一步的研究。

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