航母甲板侵徹效應(yīng)的數(shù)值仿真模型研究

董三強(qiáng)，王國(guó)亮，余文力

(第二炮兵工程大學(xué)，陜西 西安710025)

0 引 言

航空母艦以艦載機(jī)為主要作戰(zhàn)武器，為海軍飛機(jī)的起降提供浮動(dòng)的海上機(jī)場(chǎng)，在現(xiàn)代戰(zhàn)爭(zhēng)中起到了海上霸主的作用。因此，作為對(duì)立的另一方，如何有效抵制敵方航母的作戰(zhàn)效能對(duì)未來(lái)戰(zhàn)爭(zhēng)的勝負(fù)至關(guān)重要。半穿甲戰(zhàn)斗部是目前普遍采用的反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部。作為研究航母侵徹毀傷效能的主要手段之一，數(shù)值仿真計(jì)算方法已經(jīng)得到重要的應(yīng)用。然而在具體的實(shí)例中，材料模型的選取及模型參數(shù)的確定是影響數(shù)值仿真計(jì)算結(jié)果的關(guān)鍵因素之一。本文采用數(shù)值仿真方法，建立航母甲板侵徹的有限元模型，通過(guò)文獻(xiàn)調(diào)研，確定材料模型及參數(shù)，并結(jié)合相關(guān)試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證，保證模型的有效性。

1 有限元模型的建立

1.1 有限元網(wǎng)絡(luò)模型

如圖1 所示，以美國(guó)“尼米茲”級(jí)航母的具體結(jié)構(gòu)為基本依據(jù)，以俄羅斯“庫(kù)茲涅佐夫”航母的龍骨、肋骨等加強(qiáng)筋的分布情況為參考［1-4］，按幾何相似、剛度等效的原則，建立彈丸及靶板的有限元網(wǎng)格模型。

彈丸由殼體、裝藥和引信3 部分組成，質(zhì)量約16 kg，彈體長(zhǎng)370 mm，彈徑105 mm，彈丸頭部為截卵形，截頭直徑20 mm，彈體弧部半徑180 mm。靶板長(zhǎng)1 400 mm，寬1 000 mm。底板厚15.2 mm;大筋高度68 mm，寬15.2 mm;小筋高度26 mm，寬7 mm。小筋間距125 mm，大筋間距600 mm。

模型中應(yīng)用了過(guò)渡技術(shù)改變網(wǎng)格在靶板上的分布，使得靠近彈丸侵徹的區(qū)域網(wǎng)格的密度較大，遠(yuǎn)離彈丸侵徹的區(qū)域網(wǎng)格的密度較小。為了模擬實(shí)際的實(shí)驗(yàn)條件，對(duì)有限元模型中靶板的相應(yīng)2 個(gè)側(cè)面施加了固定邊界條件，其他側(cè)面及靶板的表面和背面為自由邊界面。

1.2 材料模型

彈丸材料采用30 CrMnSi，靶板材料采用與美航母用材HY -80 力學(xué)性能相當(dāng)?shù)膰?guó)產(chǎn)921 A 型鋼。計(jì)算中，采用塑性動(dòng)態(tài)硬化材料模型來(lái)描述彈丸及靶板材料的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系［5-6］。

如圖2 所示，塑性動(dòng)態(tài)硬化材料模型考慮應(yīng)變率的效應(yīng)，采用Cowper and Symonds 模型，即通過(guò)關(guān)于應(yīng)變率的系數(shù)縮放屈服應(yīng)力。

［2，7 -8］，彈丸及靶板的模型參數(shù)取值如表1 所示。

圖2 彈丸及靶板材料彈塑性行為Fig.2 Materials behaviors of the warhead and the targets

表1 彈丸殼體材料模型參數(shù)Tab.1 Model parameters of the warhead and the target

彈丸中的炸藥和引信均按彈性材料處理。其中，裝藥密度取1.7 g/cm3，引信密度取3.8 g/cm3。

2 有限元模型的驗(yàn)證

基于本文建立的有限元模型，應(yīng)用LS -DYNA非線性有限元分析軟件分別計(jì)算了彈丸正侵徹單層或多層間隔加筋靶的6 種工況及以不同角度、不同位置斜侵徹單層加筋靶的3 種工況，并與相關(guān)實(shí)驗(yàn)結(jié)果［2］進(jìn)行對(duì)比。工況設(shè)置及計(jì)算結(jié)果分別見(jiàn)表2和表3。

表2 正侵徹靶板設(shè)置及剩余速度計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.2 Normal incidence cases and corresponding results

表3 斜侵徹靶板設(shè)置及剩余速度計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.3 Oblique incidence cases and corresponding results

從表2 和表3 中數(shù)據(jù)可看出，基于本文建立的有限元模型應(yīng)用LS-DYNA 軟件計(jì)算得到的彈丸穿靶后的剩余速度與文獻(xiàn)中的相應(yīng)實(shí)驗(yàn)測(cè)定值比較接近。正侵徹情況下，穿過(guò)第1 層靶后的剩余速度相對(duì)誤差控制在0.42% ～3.51%之間，平均相對(duì)誤差為2.43%。侵徹3 層間隔板時(shí)，穿透第2 層和第3 層靶后的剩余速度相對(duì)誤差較大，分別達(dá)到了5.35%和6.81%，且相對(duì)于穿透第1 層后的剩余速度相對(duì)誤差呈現(xiàn)逐級(jí)增大的趨勢(shì)，分析認(rèn)為是由于誤差累積而被放大的緣故。其次，穿板后剩余速度的計(jì)算結(jié)果值普遍比實(shí)測(cè)值偏小，分析原因可能是系統(tǒng)誤差導(dǎo)致的。斜侵徹情況下，3 個(gè)不同算例中，計(jì)算得到的彈丸穿過(guò)靶板后的剩余速度與相關(guān)參考文獻(xiàn)中的相應(yīng)實(shí)驗(yàn)測(cè)定值之間的相對(duì)誤差控制分別為0.75%，0.70%和0.44%，從一定程度上驗(yàn)證了本文所建立的有限元模型的正確性。

圖3 彈丸對(duì)加筋靶的侵徹破壞模式(算例3)Fig.3 Damage models of the warhead penetrating the target (Case 3)

從破壞模式上看，正侵徹情況下，彈丸對(duì)金屬薄靶的破壞為綜合破壞模式。如圖3 所示受到彈丸的動(dòng)能沖擊作用，侵徹點(diǎn)區(qū)域的金屬材料出現(xiàn)塑性變形及流動(dòng)，在金屬薄板的表面形成了碟狀的變形區(qū)域。從靶板背面看，靶板的破壞以花瓣式破壞為主，兼有沖塞破壞效應(yīng)，破壞模式與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相一致。斜侵徹條件下，裂縫的擴(kuò)展具有不對(duì)稱(chēng)性，從某種意義上抑制了沖塞式破壞模式的發(fā)生，主要表現(xiàn)為花瓣式破壞模式。

3 結(jié) 語(yǔ)

采用數(shù)值仿真方法，建立了半穿甲戰(zhàn)斗部對(duì)航母甲板侵徹效應(yīng)的數(shù)值仿真有限元模型，應(yīng)用LS -DYNA 非線性有限元分析軟件分別計(jì)算了彈丸正侵徹單層或多層間隔加筋靶的6 種工況以及彈丸以不同角度、不同侵徹點(diǎn)斜侵徹單層加筋靶的3 種工況。計(jì)算結(jié)果顯示，由正侵徹的6 個(gè)不同算例計(jì)算得到的彈丸穿靶后的剩余速度與相關(guān)參考文獻(xiàn)中的相應(yīng)實(shí)驗(yàn)測(cè)定值比較接近，穿過(guò)第1 層靶后的剩余速度相對(duì)誤差控制在0.42% ～3.51%之間;由斜侵徹的3 個(gè)不同算例計(jì)算得到的彈丸穿過(guò)靶板后的剩余速度相對(duì)誤差控制分別為0.75%，0.70%和0.44%;半穿甲彈對(duì)921 A 金屬薄靶的破壞為花瓣式破壞和沖塞破壞效應(yīng)的綜合破壞模式。數(shù)據(jù)模擬的計(jì)算結(jié)果與相關(guān)文獻(xiàn)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)基本一致，驗(yàn)證了該有限元模型及相關(guān)材料模型的正確性，可以用于半穿甲彈戰(zhàn)斗部侵徹毀傷效應(yīng)的研究。

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