侵徹戰(zhàn)斗部引信前后置過載的影響因素

張丁山，呂永柱，周 濤，谷鴻平，張立建

(西安近代化學研究所，陜西 西安 710065)

侵徹戰(zhàn)斗部引信前后置過載的影響因素

張丁山，呂永柱，周 濤，谷鴻平，張立建

(西安近代化學研究所，陜西 西安 710065)

針對侵徹戰(zhàn)斗部采用前置或后置引信存在的差異問題，研究了侵徹戰(zhàn)斗部引信前后置過載的影響因素。應用ANSYS/LS-DYNA程序建立了戰(zhàn)斗部侵徹鋼筋混凝土靶仿真模型，計算了侵徹戰(zhàn)斗部采用引信前置或后置時引信軸向過載峰值隨戰(zhàn)斗部結構、侵徹狀態(tài)、靶標狀態(tài)等的變化情況，得出引信前置軸向過載峰值大于引信后置軸向過載峰值，且兩者比值隨著戰(zhàn)斗部長徑比的增加、侵徹速度和侵徹著角的降低、靶標強度的增加而增大的結論，并推斷出同一戰(zhàn)斗部中前置引信的軸向抗過載能力需達到后置引信的2倍及以上時可滿足實際使用要求。

侵徹；過載；數值仿真；前置引信

0 引言

侵徹戰(zhàn)斗部已成為打擊具備較強防御措施目標的主要武器，該類武器作戰(zhàn)時的共同特點是侵徹進入目標內部后爆炸，進而毀傷目標內部結構、設施及人員等，其主要由戰(zhàn)斗部殼體、裝藥、引信及其余配件組成。侵徹戰(zhàn)斗部引信裝配多為后置，即引信裝配于戰(zhàn)斗部尾端，但隨著引信自身抗過載能力和戰(zhàn)斗部結構設計技術的提升，侵徹鋼筋混凝土等防御措施的鉆地戰(zhàn)斗部已開始應用引信前置結構，即引信裝配于戰(zhàn)斗部頭部。目前，戰(zhàn)斗部研究者對侵徹過程中的侵徹深度[1]、摩擦阻力[2]、靶標破壞[3]等開展了大量的研究工作，引信研究者則對引信延時時間[4]、信號處理[5-6]、引信結構及抗過載性能[7]等開展了大量的研究，取得顯著成果,但對引信前置與引信后置時的過載情況存在何區(qū)別開展的研究較少，為此，本文研究了侵徹戰(zhàn)斗部引信前后置過載的影響因素。

1 仿真模型建立

應用ANSYS/LS-DYNA程序建立仿真模型，戰(zhàn)斗部殼體及引信采用與應變率相關的塑性隨動硬化模型，考慮失效；混凝土材料采用JHC累計損傷本構模型，鋼筋采用beam梁單元，鋼筋與混凝土設置耦合關系，戰(zhàn)斗部與靶板之間采用面面侵蝕接觸算法。計算采用cm-g-μs單位制，每20 μs輸出一次結果文件。

侵徹模型中，戰(zhàn)斗部殼體材料選用G50高強度鋼，引信殼體材料選用鈦合金，戰(zhàn)斗部殼體材料與引信殼體材料參數見表1。戰(zhàn)斗部進行裝藥配重處理，主裝藥選用線彈性材料模型，其材料特性參數ρ取1.85 g/cm3，E取3.05 GPa，μ取0.28?；炷罦HC本構模型材料參數見表2。表中ρ為密度，E為彈性模量，μ為泊松比，σ為動態(tài)屈服應力，Et為塑性剪切模量，β為各向同性硬化系數，fs為失效應變系數。表2中G為剪切模量，FC為靶標抗壓強度，其余為模型特定參數。

戰(zhàn)斗部及靶標網格均采用拉格朗日網格算法，利用TRUEGRID前處理軟件完成有限元模型建立，模型結構形狀對稱，建立1/2計算模型，如圖1所示。為了計算的準確度和對比方便，建模時將前置引信和后置引信裝配于同一戰(zhàn)斗部中。

表1 戰(zhàn)斗部殼體材料與引信殼體材料特性參數Tab.1 Material parameters of warhead shell and fuze shell

表2 混凝土JHC本構模型材料特性參數Tab.2 Material parameters of concrete JHC constitutive model

圖1 戰(zhàn)斗部侵徹鋼筋混凝土靶數值仿真模型Fig.1 Numerical simulation model of warhead penetrating reinforced concrete target

2 模型校核

結合1 200 kg戰(zhàn)斗部(直徑420 mm，長度2 000 mm)分別裝配前置引信和后置引信侵徹2.5 m厚C40鋼筋混凝土靶試驗過程中獲取的過載測試結果，并應用建立的仿真模型對戰(zhàn)斗部侵徹靶標過程中前置引信和后置引信軸向過載情況進行了計算，將仿真計算結果與試驗測試結果進行對比，如圖2、圖3所示。仿真計算條件與試驗條件相同，即侵徹速度為700 m/s、著角為30°。計算時間為戰(zhàn)斗部頭部撞擊靶標瞬間開始至戰(zhàn)斗部尾端完全出靶標結束。

通過圖2、圖3可得：1)數值仿真計算過載曲線與試驗測試結果整體趨勢相近；2)數值仿真計算過載峰值與試驗測試結果相近(前置引信軸向過載峰值仿真計算結果為17 970g，試驗測試結果為16 980g；后置引信軸向過載峰值仿真計算結果為12 577g，試驗測試結果為14 220g)，平均誤差約為9%。

因此，建立的數值仿真模型合理，計算精度較高，可以應用該模型對不同工況下(不同戰(zhàn)斗部結構、侵徹狀態(tài)、靶標狀態(tài)等)戰(zhàn)斗部侵徹靶標過程中引信前置、后置的軸向過載情況進行計算，并依據計算結果可以對引信前置、后置的不同過載情況進行定性和一定程度的定量分析。

圖2 前置引信過載仿真計算結果與試驗結果Fig.2 Simulation result and test resule of front fuze overload

圖3 后置引信過載仿真計算結果與試驗結果Fig.3 Simulation result and test resule of rear end fuze overload

3 仿真計算結果

應用校核后的數值仿真模型，對不同戰(zhàn)斗部結構、侵徹狀態(tài)、靶標狀態(tài)等條件下戰(zhàn)斗部侵徹靶標過程中引信前置、后置的軸向過載情況進行了計算。

3.1 戰(zhàn)斗部長徑比變化對前置或后置引信過載的影響

侵徹速度為700 m/s，著角為30°，靶標為2.5 m厚C40鋼筋混凝土靶。

1)戰(zhàn)斗部長度變化

戰(zhàn)斗部直徑固定為420 mm，長度分別為2 000 mm、1 500 mm、1 200 mm時引信前置、后置軸向過載情況計算結果如圖4—圖6所示，計算結果統(tǒng)計見表3。

圖4 過載仿真計算結果(2 000 mm)Fig.4 Simulation result of overload(2 000 mm)

圖5 過載仿真計算結果(1 500 mm)Fig.5 Simulation result of overload(1 500 mm)

圖6 過載仿真計算結果(1 200 mm)Fig.6 Simulation result of overload(1 200 mm)

戰(zhàn)斗部長度/mm前置引信軸向過載峰值/g后置引信軸向過載峰值/g前峰值/后峰值200017970125771431500163211209013512001558812256127

2)戰(zhàn)斗部直徑變化

戰(zhàn)斗部長度固定為2 000 mm，直徑分別為420 mm、360 mm、300 mm時引信前置、后置軸向過載情況計算結果如圖4、圖7、圖8所示,計算結果統(tǒng)計見表4。

圖7 過載仿真計算結果(直徑360 mm)Fig.7 Simulation result of overload(360 mm diameter)

圖8 過載仿真計算結果(直徑300 mm)Fig.8 Simulation result of overload(300 mm diameter)

戰(zhàn)斗部直徑/mm前置引信軸向過載峰值/g后置引信軸向過載峰值/g前峰值/后峰值4201797012577143360195759691202300223837138314

通過表3、表4可得：1)前置引信軸向過載峰值均大于后置引信軸向過載峰值；2)前置引信軸向過載峰值與后置引信軸向過載峰值的比值(以下簡稱前后過載比值)隨著戰(zhàn)斗部長徑比的增加而增大；3)前后過載比值的變化幅度隨戰(zhàn)斗部直徑變化較長度變化更為顯著，即戰(zhàn)斗部直徑變化對前后過載比值影響更大。

3.2 侵徹狀態(tài)變化對前置或后置引信過載的影響

戰(zhàn)斗部直徑為420 mm，長度為2 000 mm，靶標為2.5 m厚C40鋼筋混凝土靶。

1)侵徹速度變化

侵徹著角固定為30°，戰(zhàn)斗部分別以700 m/s、550 m/s、400 m/s的速度侵徹靶標時引信前置、后置軸向過載情況計算結果如圖4、圖9、圖10所示，計算結果統(tǒng)計見表5。

圖9 過載仿真計算結果(550 m/s)Fig.9 Simulation result of overload(550 m/s)

圖10 過載仿真計算結果(400 m/s)Fig.10 Simulation result of overload(400 m/s)

侵徹速度/(m/s)前置引信軸向過載峰值/g后置引信軸向過載峰值/g前峰值/后峰值7001797012577143550148916958214400135225121264

2)侵徹著角變化

侵徹速度固定為700 m/s，戰(zhàn)斗部分別以30°、20°、10°的著角侵徹靶標時引信前置、后置軸向過載情況計算結果如圖4、圖11、圖12所示,計算結果統(tǒng)計見表6。

圖11 過載仿真計算結果(20°)Fig.11 Simulation result of overload(20°)

圖12 過載仿真計算結果(10°)Fig.12 Simulation result of overload(10°)

戰(zhàn)斗部著角/(°)前置引信軸向過載峰值/g后置引信軸向過載峰值/g前峰值/后峰值301797012577143201921911807163102663712432214

通過表5、表6可得：1)前后過載比值隨著戰(zhàn)斗部侵徹速度的降低而增加；2)前后過載比值隨著戰(zhàn)斗部侵徹著角的減小而增加。

3.3 靶標狀態(tài)變化對前置或后置引信過載的影響

戰(zhàn)斗部直徑為420 mm，長度為2 000 mm，侵徹速度為700 m/s，著角為30°。

1)靶標厚度變化

靶標強度固定為C40，戰(zhàn)斗部分別侵徹2.5 m、3.5 m、1.5 m厚靶標時引信前置、后置軸向過載情況計算結果如圖4、圖13、圖14所示，計算結果統(tǒng)計見表7。

圖13 引信過載仿真計算結果(3.5 m)Fig.13 Simulation result of overload(3.5 m)

圖14 引信過載仿真計算結果(1.5 m)Fig.14 Simulation result of overload(1.5 m)

侵徹靶標厚度/m前置引信軸向過載峰值/g后置引信軸向過載峰值/g前峰值/后峰值351826012408147251797012577143151780812433143

2)靶標強度變化

靶標厚度固定為2.5 m，戰(zhàn)斗部分別侵徹C40、C50、C30靶標時引信前置、后置軸向過載情況計算結果如圖4、圖15、圖16所示,計算結果統(tǒng)計見表8。

圖15 過載仿真計算結果(C50)Fig.15 Simulation result of overload(C50)

圖16 過載仿真計算結果(C30)Fig.16 Simulation result of overload(C30)

靶標前置引信軸向過載峰值/g后置引信軸向過載峰值/g前峰值/后峰值C50191621276815C401797012577143C301650113548122

通過表7、表8可得：1)前后過載比值基本不隨靶標厚度的變化而變化，即前后過載比值與靶標厚度無直接關系；2)前后過載比值隨著靶標強度的增加而增大。

4 結論

本文研究了侵徹戰(zhàn)斗部引信前后置過載的影響因素，結合侵徹試驗測試結果，校核了數值仿真計算模型，應用校核后的數值仿真計算模型計算了引信前置與后置軸向過載隨戰(zhàn)斗部結構、侵徹狀態(tài)、靶標狀態(tài)等的變化情況，依據計算結果得出，侵徹戰(zhàn)斗部引信前置軸向過載峰值大于引信后置軸向過載峰值，且兩者比值隨著戰(zhàn)斗部長徑比的增加、侵徹速度和侵徹著角的降低、靶標強度的增加而增大，尤其戰(zhàn)斗部直徑、侵徹速度及著角的變化對前后過載比值影響顯著。為此，進行侵徹戰(zhàn)斗部結構設計時，應依據引信自身的抗過載能力及侵徹條件確定引信采用前置或后置方案，若采用前置方案，前置引信的軸向抗過載能力達到后置引信的2倍及以上，可滿足使用要求。

目前，結合試驗測試結果，應用建立的仿真模型對侵徹過程中引信的軸向過載進行了計算對比，但由于缺少侵徹過程中引信橫向過載測試數據，未對前置或后置引信橫向過載隨戰(zhàn)斗部結構、侵徹狀態(tài)、靶標狀態(tài)等的變化情況進行計算分析，需在后續(xù)工作中進一步完善。

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The Overload Influence Factors of Front or Rear End Penetration Fuze

ZHANG Dingshan, Lü Yongzhu, ZHOU Tao, GU Hongping, ZHANG Lijian

(Xi’an Modern Chemistry Research Institute, Xi’an 710065, China)

The overload influence factors of front or rear end fuze in the penetrating warhead was researched, the simulation model of warhead penetration into reinforced concrete target was set up by ANSYS/LS-DYNA, the axial overload change situation of front or rear end fuze in the penetrating warhead with warhead structure and penetration state and target state was calculated using the simulation model. It was concluded that the axial overload peak value of front fuze was bigger than the rear end fuze, the overload peak ratio between front fuze and rear end fuze rised with the increase of ratio of length to diameter or target strength, and the front fuze could meet the actual use requirements when the bearing overload ability of the front fuze was as two times above as rear end fuze.

penetration; overload; numerical simulation; front fuze

2016-05-24

張丁山(1984—),男，山西忻州人，博士，研究方向：戰(zhàn)斗部結構設計及毀傷研究。E-mail: dingshan19840103@sohu.com。

TJ43

A

1008-1194(2016)06-0041-05