彈丸侵徹運(yùn)動(dòng)鋼板的數(shù)值模擬

張學(xué)倫，劉宗偉，張團(tuán)，王昭明

(重慶紅宇精密工業(yè)有限責(zé)任公司，重慶 402760)

?

【裝備理論與裝備技術(shù)】

彈丸侵徹運(yùn)動(dòng)鋼板的數(shù)值模擬

張學(xué)倫，劉宗偉，張團(tuán)，王昭明

(重慶紅宇精密工業(yè)有限責(zé)任公司，重慶 402760)

針對(duì)反艦彈丸打擊運(yùn)動(dòng)目標(biāo)，運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA有限元軟件對(duì)反艦彈丸侵徹不同組合模式、運(yùn)動(dòng)狀態(tài)鋼板的過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了鋼板的單層厚度、總厚度、運(yùn)動(dòng)狀態(tài)對(duì)反艦彈丸侵徹過(guò)程的速度、姿態(tài)及受力狀態(tài)的影響特性。數(shù)值模擬結(jié)果表明，鋼板的總厚度是影響彈丸速度變化的主要因素，單層鋼板的厚度是影響彈丸姿態(tài)和殼體應(yīng)力狀態(tài)的主要因素，鋼板運(yùn)動(dòng)對(duì)彈丸速度變化和殼體應(yīng)力狀態(tài)的影響相對(duì)較小，但對(duì)彈丸的姿態(tài)影響較大。

反艦彈丸；鋼板；侵徹效應(yīng)；數(shù)值模擬

近年來(lái)發(fā)生的戰(zhàn)例表明，能否快速有效地摧毀敵方大中型水面艦艇是取得現(xiàn)代高技術(shù)局部戰(zhàn)爭(zhēng)勝利的關(guān)鍵之一。反艦彈丸作為水面艦艇的克星，提高其對(duì)目標(biāo)的毀傷威力已成為了該技術(shù)領(lǐng)域的重要研究熱點(diǎn)。彈丸對(duì)艦艇甲板或側(cè)舷的侵徹過(guò)程是一個(gè)十分復(fù)雜的沖擊動(dòng)力學(xué)問(wèn)題，對(duì)反艦彈丸侵徹靜態(tài)鋼板的理想狀態(tài)作用過(guò)程，國(guó)內(nèi)外諸多學(xué)者進(jìn)行了大量的理論分析、數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究。然而，實(shí)戰(zhàn)中目標(biāo)通常處于運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，彈丸與艦船目標(biāo)的作用過(guò)程為并非靜止的理想狀態(tài)[1-2]。少數(shù)學(xué)者對(duì)彈丸侵徹移動(dòng)靶板進(jìn)行了研究[3-10]，但未充分考慮靶板的運(yùn)動(dòng)方向及靶板組合模式對(duì)侵徹效應(yīng)的影響。本文利用動(dòng)力學(xué)分析軟件LS-DYNA對(duì)彈丸侵徹不同組合模式、運(yùn)動(dòng)狀態(tài)鋼板的過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，試圖獲得鋼板厚度、運(yùn)動(dòng)參數(shù)對(duì)反艦彈丸侵徹過(guò)程的影響特性，為反艦彈丸高效毀傷運(yùn)動(dòng)目標(biāo)提供參考。

1 模型建立

大量試驗(yàn)結(jié)果表明，LS-DYNA非線性有限元軟件是分析彈丸侵徹鋼靶問(wèn)題的有效手段[11]。

1.1 幾何模型

為了較好地描述彈丸與目標(biāo)靶板的復(fù)雜交匯狀態(tài)，對(duì)彈丸與靶板交匯的初始狀態(tài)建立了如圖1所示的幾何模型。X軸平行于彈丸初始狀態(tài)軸線，Y軸和Z軸垂直于彈丸軸線，Vd為彈丸著靶速度，Vbx、Vby、Vbz分布為鋼靶板沿其坐標(biāo)系X軸、Y軸、Z軸方向的運(yùn)動(dòng)速度，α角為彈丸著角，γ角為侵徹過(guò)程中彈丸軸線與水平方向之間的夾角，表征彈丸侵徹過(guò)程中姿態(tài)的變化情況，規(guī)定γ角逆時(shí)針為負(fù)，順時(shí)針為正。在數(shù)值模擬中，彈丸采用CRH=3的卵形頭部彈丸，彈體長(zhǎng)徑比為5，彈丸外形為φ260 mm×1 300 mm，彈重300 kg；靶板為2 500 mm×2 500 mm的方形靶板。

1.2 有限元計(jì)算模型

在ANSYS/LS-DYNA有限元軟件中，彈丸和鋼靶板按三維實(shí)體Solid164八節(jié)點(diǎn)六面體單位進(jìn)行劃分，采用Lagrange方法進(jìn)行計(jì)算。彈體與靶板之間的接觸界面采用面-面接觸的侵蝕算法。

1.3 彈、靶材料模型

彈丸和靶板均采用Johnson-Cook模型，對(duì)各向同性材料，該模型可以準(zhǔn)確描述金屬材料行為，能較好地描述金屬材料的加工硬化效應(yīng)，應(yīng)變率效應(yīng)和絕熱升溫引起的軟化效應(yīng)，適用于金屬由準(zhǔn)靜態(tài)到大應(yīng)變、高應(yīng)變率和高溫情況下的計(jì)算。Johnson-Cook模型[10]應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系見式(1)：

(1)

1.4 邊界條件

彈丸與靶板的初始速度方向分別如圖1所示，彈丸的速度Vd為750 m/s；靶板的速度Vb分別為0 m/s、±18 m/s(艦船的常規(guī)速度30節(jié))；著角α為45°。

表1 彈體材料模型參數(shù)

表2 靶板材料模型參數(shù)

2 計(jì)算結(jié)果及分析

利用上述模型，分別對(duì)反艦彈丸侵徹不同組合模式、運(yùn)動(dòng)狀態(tài)鋼靶板的過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，具體工況條件列于表3。表3中靶板運(yùn)動(dòng)坐標(biāo)系與圖1所示一致，即彈道方向?yàn)閄向，彈道的上下方向?yàn)閅向(向上方向?yàn)檎?，彈道的左右方向?yàn)閆向(正負(fù)向遵守右手定則)。

表3 計(jì)算工況

工況1～工況4中，鋼靶板的組合模式為單層靶(厚度32mm，傾斜角度45°)；工況5～工況8中，鋼靶板的組合模式為兩層組合靶(厚度60mm+20mm，垂直間距2m，傾斜角度45°)；工況9～工況12中，鋼靶板的組合模式為四層組合靶(厚度32mm+18mm+10mm+10mm，相鄰層垂直間距2m，總垂直間距6m，傾斜角度45°)。

2.1 靶板組合模式的影響

反艦彈丸侵徹不同組合模式靜止鋼靶板的速度變化曲線如圖2所示。工況1、工況5、工況9的剩余速度分別為736.2m/s、706.9m/s、717.9m/s。從圖2可以看出，工況5靶板累計(jì)厚度最大，工況5彈丸的剩余速度最小，因此，在靶板組合模式中，靶板的累計(jì)厚度是影響彈丸剩余速度的最主要原因。

圖2 工況1、5、9彈丸速度變化曲線

彈丸侵徹不同組合模式靜止鋼靶板的姿態(tài)變化情況如圖3所示。在工況1中，彈丸出單層靶時(shí)的γ角為0.4°；在工況5中，彈丸出第二層靶時(shí)的γ角為-1.85°；在工況9中，彈丸出第四層靶時(shí)的γ角為-3.1°。從圖3可以看出，工況1和工況9的γ角變化基本一致，這表明工況9中第二層至第四層靶板對(duì)γ角影響較?。还r5中，在侵徹第一層靶板后γ角為2.39°，出第四層靶時(shí)γ角分別為-3.1°，侵靶過(guò)程彈丸姿態(tài)變化相對(duì)較大。因此，當(dāng)單層靶板相對(duì)較薄時(shí)，對(duì)彈丸姿態(tài)影響較??；當(dāng)單層的靶板相對(duì)較厚時(shí)，對(duì)彈丸姿態(tài)影響較大。

圖3 工況1、5、9彈丸姿態(tài)變化曲線

彈丸侵徹不同組合模式靜止鋼靶板的殼體典型單元應(yīng)力狀態(tài)如圖4所示。工況1、工況5、工況9彈丸殼體典型單元應(yīng)力峰值分別為1 716 MPa、2 061 MPa、1 713 MPa。從圖4可以看出，在3種工況中，工況5殼體應(yīng)力峰值最大，工況1和工況9殼體應(yīng)力峰值基本相同，這說(shuō)明每層靶板的厚度是影響殼體應(yīng)力的主要因素。

圖4 工況1、5、9殼體單元應(yīng)力變化曲線

2.2 靶板運(yùn)動(dòng)的影響

1) 靶板運(yùn)動(dòng)對(duì)彈丸速度的影響

彈丸侵徹單層鋼靶的速度變化曲線如圖5所示，在工況1～工況4中，彈丸的剩余速度范圍為735.8～737 m/s；彈丸侵徹兩層組合鋼靶的速度變化曲線如圖5所示，在工況5～工況8中，彈丸的剩余速度范圍為705.9～707.9 m/s；彈丸侵徹四層組合鋼靶的速度變化曲線如圖6所示，在工況9～工況12中，彈丸剩余速度范圍為717.1～718.9 m/s。從圖5～圖7可以看出，在其他條件相同的情況下，靶板運(yùn)動(dòng)對(duì)彈丸剩余速度的影響不超過(guò)0.3%，因此可認(rèn)為靶板的運(yùn)動(dòng)對(duì)彈丸速度的影響較小。

圖5 工況1～工況4彈丸速度變化曲線

圖6 工況5～工況8彈丸速度變化曲線

2) 靶板運(yùn)動(dòng)對(duì)彈丸姿態(tài)的影響

反艦彈丸侵徹單層靶、兩層組合靶和四層組合靶的γ角變化曲線分別如圖8、圖9和圖10所示。從圖8～圖10可以看出，在其他工況條件相同的情況下，靶板運(yùn)動(dòng)方向?qū)椡璩霭凶藨B(tài)，尤其是靶后運(yùn)動(dòng)姿態(tài)變化趨勢(shì)有較大影響。

圖7 工況9～工況12彈丸速度變化曲線

圖8 工況1～工況4彈丸姿態(tài)變化曲線

圖9 工況5～工況8彈丸姿態(tài)變化曲線

圖10 工況9～工況12彈丸姿態(tài)變化曲線

3) 靶板運(yùn)動(dòng)對(duì)殼體應(yīng)力的影響

彈丸侵徹單層、兩層組合靶和四層組合鋼靶的殼體典型單元應(yīng)力變化曲線分別如圖11～圖13所示。從圖11～圖13可以看出，在其他條件相同的情況下，侵徹單層靶、四層組合靶殼體典型單元應(yīng)力峰值為1 590～1 778 MPa,侵徹兩層組合靶殼體典型單元應(yīng)力峰值為2 027～2 061 MPa,殼體典型單元應(yīng)力峰值最大相差11.8%。因此，靶板的運(yùn)動(dòng)對(duì)殼體應(yīng)力具有一定的影響。

從圖13還可以看出，工況9～工況12中侵徹第二、三、四層靶板時(shí)，殼體應(yīng)力峰值逐漸增大，這是由于彈丸著靶姿態(tài)變差導(dǎo)致的。因此，彈丸的著靶姿態(tài)也是影響殼體應(yīng)力峰值主要因素之一。

圖11 工況1～工況4殼體單元應(yīng)力變化曲線

圖12 工況5～工況8殼體單元應(yīng)力變化曲線

圖13 工況9～工況12殼體單元應(yīng)力變化曲線

3 結(jié)論

1) 鋼靶板的組合模式對(duì)彈丸的侵徹過(guò)程有重要影響：?jiǎn)螌影邪逑鄬?duì)較薄時(shí)，對(duì)彈丸姿態(tài)影響較小，單層靶板相對(duì)較厚時(shí)，對(duì)彈丸姿態(tài)影響較大；單層靶板的厚度是影響殼體應(yīng)力的主要因素。

2) 鋼靶板的運(yùn)動(dòng)對(duì)彈丸侵徹過(guò)程有重要影響：靶板的運(yùn)動(dòng)對(duì)彈丸速度的影響較小，但對(duì)彈丸出靶姿態(tài)有較大影響，尤其影響靶后運(yùn)動(dòng)姿態(tài)；靶板的運(yùn)動(dòng)對(duì)殼體應(yīng)力具有一定的影響，彈丸的著靶姿態(tài)是影響殼體應(yīng)力峰值主要因素之一。

[1] CORBETT G G，REID S R，JOHNSON W.Impact Loading of Plates and Shells by Free-flying Projectiles：A Review [J].Int J Impact Eng(0734—743X),1996,18(2):141-230.

[2] GOLDSIMTH W.REVIEW：Non-ideal Projectile Impact on Target[J].Int J Impact Eng(S0734—743X),1999，22(2)：95-395.

[3] HOU XIOFAN.GOLDSIMTH WERNER.Projectile Perforation of Moving Plates:Experimentel Investigation [J].Int J Impact Eng(S0734—743X),1996，18(7)：859-8755.

[4] DEY S，BOVIK T，HOPPERSTAD O S，et al.The Effect of Target Strength on the Perforation of Steel Plates Using Three Different Proiectile Nose Shapes [J].Int J Impact Eng(S0734—743X),2004，30(8)：1005-1038.

[5] 趙汝巖，盧洪義，曹亮.桿式動(dòng)能體侵徹移動(dòng)靶板數(shù)值仿真研究[J].彈箭與制導(dǎo)學(xué)報(bào)，2013,33(4):94-98.

[6] 薛鴻艷，王鳳英，李長(zhǎng)順.動(dòng)能彈斜侵徹運(yùn)動(dòng)裝甲目標(biāo)的數(shù)值模擬[J].彈箭與制導(dǎo)學(xué)報(bào)，2010,30(2):149-151.

[7] 陳振華，張國(guó)偉等.仿真分析三種射流形態(tài)對(duì)移動(dòng)靶板的侵徹[J].彈箭與制導(dǎo)學(xué)報(bào)，2015,35(4):70-72.

[8] 吳廣，陳贊，馮順山等.鋼靶運(yùn)動(dòng)對(duì)彈丸侵徹效應(yīng)影響的仿真研究[J].系統(tǒng)仿真學(xué)報(bào)，2012，24(2)：198-503.

[9] 鄒運(yùn)，劉天生，劉敏娜.桿式動(dòng)能彈斜侵徹橫向運(yùn)動(dòng)靶板影響因索的數(shù)值模擬[J].彈箭與制導(dǎo)學(xué)報(bào)，201l，3l(6)：13l-134.

[10]史忠鵬，李惠元，孫立志.長(zhǎng)桿彈垂直侵徹橫向運(yùn)動(dòng)板的數(shù)值分析[J]裝甲兵工程學(xué)院學(xué)報(bào)，2010，24(2)：4l-44.

[11]張晉紅，劉天生.多層靶不同運(yùn)動(dòng)狀態(tài)對(duì)高速球形彈侵徹的影響 [J].彈箭與制導(dǎo)學(xué)報(bào)，2013,33(5):91-94.

[12]BORVIK T,LANGSETH M.Ballistic penetration of steel plates[J].International Journal of Impact Engineering，1999，22(9/10)：855-866.

[13]史梁，沈培輝，薛建鋒.彈體高速侵徹半無(wú)限鋼靶的研究[J].兵工自動(dòng)化，2016(1)：34-36.

(責(zé)任編輯 周江川)

Numerical Simulation of Anti-Warship ProjectilePerforating Moving Steel Plate Target

ZHANG Xue-lun，LIU Zong-wei，ZHANG Tuan，WANG Zhao-ming

(Chongqing Hongyu Precision Industrial Co., Ltd., Chongqing 402760, China)

Aiming to that anti-warship projectiles destroy moving targets, the process of anti-warship projectiles penetrating various compounding styles and moving state steel plates was simulated using nonlinear dynamic code LS-DYNA. The influence characteristics of single thickness, total thickness, moving state of steel plates on velocity change, attitude change and stress state of anti-warship projectile were analyzed. The numerical simulation results show that the total thickness of steel plates is the primary affect factor of velocity change, and single thickness of steel plates is the primary affect factor of velocity change and stress state, and the moving state of steel plates hardly affects velocity change and stress state, but markedly affects attitude change of anti-warship projectile.

anti-warship projectile; steel plate target; perforating effect; numerical simulation

2016-11-11；

2016-12-15 作者簡(jiǎn)介：張學(xué)倫 (1966—)，男，研究員級(jí)高級(jí)工程師，主要從事彈藥工程的研究。

10.11809/scbgxb2017.04.007

張學(xué)倫，劉宗偉，張團(tuán)，等.彈丸侵徹運(yùn)動(dòng)鋼板的數(shù)值模擬[J].兵器裝備工程學(xué)報(bào)，2017(4):32-36.

format:ZHANG Xue-lun，LIU Zong-wei，ZHANG Tuan，et al.Numerical Simulation of Anti-Warship Projectile Perforating Moving Steel Plate Target[J].Journal of Ordnance Equipment Engineering,2017(4):32-36.

TJ55

A

2096-2304(2017)04-0032-05