半穿甲戰(zhàn)斗部侵徹運(yùn)動加筋板數(shù)值模擬

熊飛，石全，朱艮春，張成，劉鋒

（1.解放軍78616部隊，成都610213；2.軍械工程學(xué)院，石家莊050003；3.解放軍77538部隊，拉薩850000）

半穿甲戰(zhàn)斗部侵徹運(yùn)動加筋板數(shù)值模擬

熊飛1，2，石全2，朱艮春3，張成2，劉鋒2

（1.解放軍78616部隊，成都610213；2.軍械工程學(xué)院，石家莊050003；3.解放軍77538部隊，拉薩850000）

為了研究加筋靶板的運(yùn)動對半穿甲戰(zhàn)斗部侵徹性能的影響，采用ANSYS/LS-DYNA有限元軟件對截卵形半穿甲戰(zhàn)斗部侵徹運(yùn)動加筋靶板全過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了在不同彈著點(diǎn)處加筋靶板的運(yùn)動對彈體偏轉(zhuǎn)、彈體剩余動能以及彈體過載的影響。研究結(jié)果表明：彈體侵徹運(yùn)動加筋靶板時發(fā)生明顯偏轉(zhuǎn)，侵徹性能降低，加速度變化曲線出現(xiàn)新的峰值且該峰值隨著靶板速度增大而增大。同時，不同彈著點(diǎn)處彈體偏轉(zhuǎn)角的變化過程，加速度變化規(guī)律與峰值大小以及靶板抗彈性能都有顯著區(qū)別。

加筋靶板，數(shù)值模擬，運(yùn)動，侵徹

0　引言

在反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部的研究中，半穿甲爆破型戰(zhàn)斗部對加筋靶板的侵徹機(jī)理成為研究熱點(diǎn)。目前國內(nèi)外的研究大部分集中于侵徹靜止加筋靶板機(jī)理的理論分析、試驗(yàn)研究與數(shù)值模擬。如文獻(xiàn)［1］對截卵形動能彈侵徹加筋板架和均質(zhì)靶板進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了靶板材料參數(shù)與厚度對彈體侵徹性能的影響。文獻(xiàn)［2］對半穿甲戰(zhàn)斗部侵徹加筋靶板和均質(zhì)靶板進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，得到了終點(diǎn)彈道參數(shù)以及靶板毀傷形式等實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象。文獻(xiàn)［3-5］對彈體侵徹單層與多層加筋板的剩余速度進(jìn)行了理論分析。但以上研究都是基于目標(biāo)靶板靜止條件下進(jìn)行的，然而在真實(shí)的作戰(zhàn)環(huán)境中目標(biāo)往往是處于運(yùn)動狀態(tài)，同時，考慮到半穿甲戰(zhàn)斗部入射速度小，導(dǎo)致侵徹艦船裝甲的全過程歷時相對較長，加筋靶板的運(yùn)動對半穿甲戰(zhàn)斗部侵徹性能和彈道穩(wěn)定性的影響就顯得尤為突出，因此，運(yùn)動加筋靶板對戰(zhàn)斗部侵徹性能的影響成為亟需解決的問題。

1　有限元模型的建立與材料參數(shù)的選取

1.1彈體與靶板有限元模型的建立

有限元模型建立如圖1所示。其中彈體總長950 mm，彈體頭部長350 mm，直徑為344 mm，其彈頭截頂直徑為80 mm，彈體總質(zhì)量為311 kg。靶板為典型艦船加筋靶架結(jié)構(gòu)，其面板厚度為25 mm，全長6 000 mm，寬4 000 mm。大筋為T型加強(qiáng)筋形式，面板寬160 mm，厚16 mm，腹板高240 mm。小筋腹板高180 mm，厚8 m。彈體與靶板運(yùn)動時，不考慮空氣阻力的作用。彈體與靶板之間利用關(guān)鍵字*CONTACT_ERODING_SURFACE_TO_SURFACE定義面-面侵蝕接觸，保證了模型的外部單元失效被刪除后，剩下的單元依然能考慮接觸。所有單元采用8節(jié)點(diǎn)Solid164實(shí)體單元，計算模型的網(wǎng)格劃分均采用Lagrange算法，單位制為cm-g-μs。

圖1　彈體與加筋靶板有限元模型

1.2材料模型的選取與參數(shù)的確定

靶板材料為艦船常用裝甲鋼921A鋼，彈體材料選用TC4合金，鋼靶板與彈體均采用Johnson-cook材料模型與Gruneisen狀態(tài)方程來描述其力學(xué)性能，該材料模型能很好地描述金屬材料在加工硬化效應(yīng)、應(yīng)變率效應(yīng)和熱軟化效應(yīng)共同影響下的力學(xué)行為特性。

表1　921A鋼［6］與TC4合金［7］材料參數(shù)

2　數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1靶板幾何模型及彈體偏轉(zhuǎn)角計算模型

為了描述方便將大筋中心點(diǎn)、大筋與小筋交點(diǎn)、無加強(qiáng)筋面板中心點(diǎn)、小筋中心點(diǎn)4個典型彈著點(diǎn)分別記為A、B、C、D點(diǎn)，靶板幾何模型如圖2所示。

2.2不同彈著點(diǎn)處靶板運(yùn)動對彈體偏轉(zhuǎn)角的影響

考慮到艦船實(shí)際運(yùn)動方向，在仿真模型中使靶板沿x負(fù)方向運(yùn)動，圖3為彈體以250 m/s垂直侵徹速度為35 m/s的加筋靶板D點(diǎn)處，彈體偏轉(zhuǎn)過程圖。由圖3可以看出，彈體垂直侵徹運(yùn)動加筋靶板時，彈體發(fā)生明顯偏轉(zhuǎn)。即加筋靶板的運(yùn)動會對彈體的彈道穩(wěn)定性能產(chǎn)生顯著影響。

圖2　靶板幾何模型示意圖

圖3　D彈著點(diǎn)處彈體偏轉(zhuǎn)示意圖

為了更清楚地了解在不同彈著點(diǎn)處，加筋靶板的運(yùn)動對彈體偏轉(zhuǎn)的影響，根據(jù)艦船實(shí)際運(yùn)動速度范圍，在有限元模型中分別改變靶板運(yùn)動速度為10 m/s、20 m/s、35 m/s，對彈體以250 m/s垂直侵徹不同運(yùn)動速度下的加筋靶板各彈著點(diǎn)進(jìn)行數(shù)值模擬。圖4～圖7為彈體侵徹不同運(yùn)動速度下的加筋靶板時，不同彈著點(diǎn)處彈體偏轉(zhuǎn)角（彈體軸線與靶板法線之間的夾角）隨時間變化曲線。

圖4　A彈著點(diǎn)處彈體偏轉(zhuǎn)示意圖

圖5　B彈著點(diǎn)處彈體偏轉(zhuǎn)示意圖

圖6　C彈著點(diǎn)處彈體偏轉(zhuǎn)示意圖

圖7　D彈著點(diǎn)處彈體偏轉(zhuǎn)示意圖

根據(jù)圖4～圖7可以看出，彈體侵徹運(yùn)動加筋靶板時，不同彈著點(diǎn)處彈體偏轉(zhuǎn)角大小及其變化規(guī)律是不同的，且當(dāng)彈體擊穿相同運(yùn)動速度的加筋靶板后，C、D兩彈著點(diǎn)處彈體最終偏轉(zhuǎn)角度明顯大于A、B兩彈著點(diǎn)。由圖4、圖5可以得到，在A、B兩彈著點(diǎn)處，彈體偏轉(zhuǎn)角呈先增大后減小趨勢，在侵徹中間過程中彈體會發(fā)生明顯偏轉(zhuǎn)，彈體擊穿靶板后最終偏轉(zhuǎn)角幾乎為0°，這是由于靶板加筋結(jié)構(gòu)形式，侵徹過程中彈體頭部變形與侵徹后期彈體尾部受力綜合作用的結(jié)果。同時，靶板運(yùn)動速度越大在侵徹過程中彈體產(chǎn)生的最大偏轉(zhuǎn)角越大。由圖6、圖7可以看出，在C、D兩彈著點(diǎn)處，彈體偏轉(zhuǎn)角隨時間呈先增大后小幅度減小趨勢，彈體擊穿靶板后仍具有較大的偏轉(zhuǎn)角，且靶板運(yùn)動速度越大彈體最終偏轉(zhuǎn)角越大。當(dāng)靶板運(yùn)動速度分別為10 m/s、20 m/s、30 m/s時，彈體擊穿靶板C彈著點(diǎn)后彈體最終偏轉(zhuǎn)角分別為7.4°、6.2°、10.8°，彈體擊穿D彈著點(diǎn)后彈體最終偏轉(zhuǎn)角分別為5.1°、5.7°、12.7°。根據(jù)以上分析可以說明，加筋靶板的運(yùn)動對彈體彈道穩(wěn)定性的影響非常顯著，且隨著靶板運(yùn)動速度的增加，彈體偏轉(zhuǎn)角越大彈道穩(wěn)定性越差，同時不同彈著點(diǎn)處，靶板的運(yùn)動對彈體的偏轉(zhuǎn)角的影響是不同的［8］。

2.3不同彈著點(diǎn)處靶板的運(yùn)動對彈體剩余動能的影響

為了分析加筋靶板運(yùn)動對彈體侵徹性能的影響，對彈體擊穿不同運(yùn)動速度下的加筋靶板剩余動能進(jìn)行詳細(xì)分析。表2為彈體以340 m/s垂直侵徹運(yùn)動速度分別為0 m/s、20 m/s、35 m/s的加筋靶板后，不同彈著點(diǎn)處彈體剩余動能。

表2　不同工況下彈體剩余動能

根據(jù)表中數(shù)據(jù)可以看出當(dāng)靶板運(yùn)動速度相同時，B點(diǎn)處彈體剩余動能最小，C點(diǎn)處彈體剩余動能最大，靶板運(yùn)動速度為0 m/s時，B點(diǎn)處彈體動能減小量為C點(diǎn)處彈體動能減小量的2.29倍。A點(diǎn)與B點(diǎn)、C點(diǎn)與D點(diǎn)處彈體剩余動能相當(dāng)，且A點(diǎn)與B點(diǎn)處彈體剩余動能遠(yuǎn)小于C點(diǎn)與D點(diǎn)處彈體剩余動能，這是由于加筋的結(jié)構(gòu)形式與尺寸造成的，在A、B兩彈著點(diǎn)處靶板有“T”型大筋的存在，C點(diǎn)無加強(qiáng)筋，D點(diǎn)加強(qiáng)筋為“一”字型。同時，隨著靶板運(yùn)動速度的增加各彈著點(diǎn)處彈體剩余動能均減小，這是因?yàn)榘邪暹\(yùn)動使彈體發(fā)生偏轉(zhuǎn)，彈體與靶板接觸面積變大，從而導(dǎo)致靶板變形增大吸收彈體動能增大。根據(jù)以上分析可以說明，加筋結(jié)構(gòu)形式與尺寸對靶板抗彈性能影響非常顯著，同時靶板的運(yùn)動對彈體的侵徹性能也有一定的影響。

采用文獻(xiàn)［5］中方法，對彈體以340 m/s垂直侵徹靜止加筋靶板，小筋D點(diǎn)處的剩余速度進(jìn)行理論求解，得到彈體剩余速度為301.2 m/s，數(shù)值模擬得出彈體剩余速度為291.9 m/s，理論計算值與仿真結(jié)果誤差為3.1%，這增加了仿真模型的可信性，基本可以說明仿真模型中參數(shù)的設(shè)置以及算法的選取等是合理的。

2.4不同彈著點(diǎn)處靶板運(yùn)動對彈體過載特性的影響

為了研究加筋靶板運(yùn)動對彈體過載特性的影響，對彈體以340 m/s垂直侵徹不同運(yùn)動速度下的加筋靶板數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行分析。圖8～圖11為靶板運(yùn)動速度分別為0 m/s、20 m/s、35 m/s時不同彈著點(diǎn)處彈體加速度變化曲線。

圖8　A彈著點(diǎn)處彈體加速度時程曲線

圖9　B彈著點(diǎn)處彈體加速度時程曲線

當(dāng)靶板靜止時，根據(jù)圖8～圖11中靶板速度為0 m/s的加速度變化曲線可以得出，不同彈著點(diǎn)處彈體加速度變化規(guī)律與峰值大小都有顯著區(qū)別。當(dāng)彈體入射速度為340 m/s時A、B、C、D 4個彈著點(diǎn)處彈體加速度峰值分別為1.053×104m/s2、1.286×104m/s2、5.679×103m/s2、7.748×103m/s2，B彈著點(diǎn)處彈體加速度峰值是C彈著點(diǎn)處彈體加速度峰值的2.27倍。由圖8、圖9可得，在A、B兩彈著點(diǎn)處，彈體加速曲線出現(xiàn)兩個峰值，第1個峰值是在侵徹初期，隨著侵徹深度的增加彈體與靶板接觸面積增大，導(dǎo)致彈體受力增大而產(chǎn)生的，第2個峰值由于彈體頭部接觸“T”形加強(qiáng)筋的面板時，彈體頭部受力面積增大而產(chǎn)生的，且第2個峰值大于小于第1個峰值。由圖10、圖11可得，在C、D兩彈著點(diǎn)處，彈體加速曲線僅在侵徹初期出現(xiàn)一個峰值。這說明加筋的存在與加強(qiáng)筋的結(jié)構(gòu)形式會對彈體過載產(chǎn)生顯著的影響。

圖10　C彈著點(diǎn)處彈體加速度時程曲線

圖11　D彈著點(diǎn)處彈體加速度時程曲線

根據(jù)圖8～圖11可以看出，當(dāng)靶板運(yùn)動時，彈體加速度曲線會增加一個新的峰值，且靶板的運(yùn)動速度越大，新增加的峰值越大。且靶板運(yùn)動速度大小僅會對新增加的加速度峰值大小產(chǎn)生影響，這是由于靶板運(yùn)動使彈體受到靶板水平方向上的力，從而導(dǎo)致彈體產(chǎn)生x方向的加速度。因此，在研究反艦導(dǎo)彈過載閥值的設(shè)定，以及彈體侵徹多層加筋靶板計層起爆時防止誤判侵徹層數(shù)，必須考慮艦船防護(hù)裝甲的加筋結(jié)構(gòu)形式與靶板運(yùn)動對彈體過載的影響。

3　結(jié)束語

本文通過數(shù)值仿真的方法對半穿甲戰(zhàn)斗部侵徹運(yùn)動加筋靶板進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了不同彈著點(diǎn)處靶板的運(yùn)動對彈體偏轉(zhuǎn)、剩余動能以及過載的影響。得出了以下結(jié)論：

1）侵徹運(yùn)動加筋靶板時彈體發(fā)生明顯偏轉(zhuǎn)，且在侵徹過程中，不同彈著點(diǎn)彈體偏轉(zhuǎn)角變化大小以及變化規(guī)律是不同的，A、B兩彈著點(diǎn)處彈體偏轉(zhuǎn)角呈先增加后減小趨勢，最終彈體偏轉(zhuǎn)角幾乎為0，C、D兩彈著點(diǎn)處彈體偏轉(zhuǎn)角呈先增加后小幅減小趨勢，當(dāng)彈體擊穿C、D兩彈著點(diǎn)后，彈體仍存在較大偏轉(zhuǎn)角。同時，隨著靶板運(yùn)動速度增加，彈體偏轉(zhuǎn)角越大彈道穩(wěn)定性越差。

2）加筋的結(jié)構(gòu)與形式對靶板抗彈性能影響非常顯著，加筋靶板B點(diǎn)處抗彈性能遠(yuǎn)大于A點(diǎn)。靶板運(yùn)動速度會對彈體侵徹性能產(chǎn)生一定影響，靶板運(yùn)動速度越大彈體剩余動能越小。

3）彈體侵徹靜止加筋靶板時，在A、B兩彈著點(diǎn)處過加速度曲線出現(xiàn)兩個峰值，C、D兩彈著點(diǎn)處加速度曲線數(shù)僅有一個峰值，且B彈著點(diǎn)處彈體加速度峰值遠(yuǎn)大于C彈著點(diǎn)。當(dāng)彈體侵徹運(yùn)動加筋靶板時加速度曲線會增加一個新的峰值，且隨著靶板運(yùn)動速度的增大，新增加的加速度峰值越大。

通過以上分析可以說明，半穿甲彈侵徹靜止加筋靶板與侵徹運(yùn)動加筋靶板有明顯區(qū)別。靶板的運(yùn)動會對彈體彈道穩(wěn)定性、彈體侵徹性能以及彈體過載均會產(chǎn)生顯著影響，且不同彈著點(diǎn)處的影響規(guī)律是不同的。因此，在考核彈體侵徹性能、炸藥安定性以及引信設(shè)計時加筋的結(jié)構(gòu)形式與靶板運(yùn)動的影響是不容忽視的。

［1］劉曉明，張世聯(lián)，吳迪，等.加筋板架和均質(zhì)靶板抗截卵形速度彈穿甲數(shù)值模擬研究［J］.振動與沖擊，2007，26（8）：117-121.

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Numerical Simulation on Semi-Armor-Piercing Warheads Penetrate into Moving Stiffened Plate

XIONG Fei1，2，SHI Quan2，ZHU Gen-chun3，ZHANG Cheng2，LIU Feng2
（1.78616 Troops of PLA，Chengdu 610213，China；2.Ordnance Engineering College，Shijiazhuang 050003，China；3.77538 Troops of PLA，Lasa 850000，China）

In order to research the effect of target movement on the penetration performance of the Semi-Armor-Piercing Warhead，the process that truncated Oval-Nosed Semi-Armor-Piercing Warheads penetrate into moving stiffened plate are analyzed with the ANSYS/LS-DYNA software.And the effect of stiffened plate movement on projectile's deflection，remaining kinetic energy and overload are studied in detail.It is demonstrated thattheprojectile deflects sharply，penetration performance degrades，besides projectile acceleration curve produces a new peak，and the new peak value increases with the target velocity.Theprojectile deflection angle，acceleration variation process and stiffened plate anti-penetration performance are different at each impact point.

stiffened plate，numerical simulation，movement，penetration

O347；TJ414+.2

A

1002-0640（2015）08-0074-04

2014-07-05

2014-08-10

熊飛（1989-），男，四川樂山人，在讀碩士研究生。研究方向：裝備戰(zhàn)場搶修。