船體加筋板與均質(zhì)板結(jié)構(gòu)對反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部穿甲性能影響的對比分析

于輝 徐峰

摘? ? 要：提高反艦導(dǎo)彈對艦船打擊效果的有效途徑，是使反艦導(dǎo)彈侵徹多層甲板后在艦船內(nèi)部重要艙室爆炸。船體結(jié)構(gòu)為由板材及型材組成的加筋板結(jié)構(gòu)，是一種典型的非均勻結(jié)構(gòu)。本文從反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部飛行姿態(tài)、剩余速度和加速度等方面，開展了船體加筋板和均質(zhì)板結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部穿甲性能影響的對比分析。研究表明：船體結(jié)構(gòu)加強(qiáng)筋的存在，使反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部處于一個復(fù)雜的運動狀態(tài)中，而均質(zhì)板結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部的飛行姿態(tài)幾乎沒有影響;戰(zhàn)斗部受到加強(qiáng)筋腹板側(cè)向擠壓力沖量的作用，產(chǎn)生側(cè)向速度，而均質(zhì)板結(jié)構(gòu)幾乎沒有側(cè)向速度;戰(zhàn)斗部的沖擊加速度脈寬基本相同，但均質(zhì)板結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部的沖擊加速度峰值明顯小于加強(qiáng)板結(jié)構(gòu)。因此，均質(zhì)板結(jié)構(gòu)不能真實反映船體加筋板結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部飛行姿態(tài)、剩余穿甲能力和沖擊特性的影響。

關(guān)鍵詞：加筋板;均質(zhì)板;戰(zhàn)斗部;攻角;層間距

中圖分類號：U663.6? ??? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A

Abstract： The effective way to improve the attack effect of anti-ship missiles on ships is to make anti-ship missiles explode in important cabins of ships after penetrating multi-deck. The hull structure is a stiffened plate structure composed of plates and profiles， which is a typical non-uniform structure. From the aspects of warhead flight attitude， residual velocity and acceleration， this paper carries out a comparative analysis on the performances of warhead armor piercing by ship hull stiffened plate structure and homogeneous plate structure. The results show that the existence of stiffeners in the hull structure makes the warhead in a complex state of motion， and the homogeneous plate structure has little effect on the flight attitude of the warhead; the warhead is affected by the lateral extrusion impulse of the stiffener web， and generates lateral velocity， while the homogeneous plate structure has almost no lateral velocity; the pulse width of the impact acceleration of the warhead is basically the same， but the impact acceleration peak value of homogeneous plate structure on warhead is obviously smaller than that of stiffened plate structure. Therefore， the homogeneous plate structure can not truly reflect the influence of ship hull stiffening structure on warhead flight attitude， residual armor piercing capability and impact characteristics.

Key words： Stiffened plate; Homogeneous plate; Warhead; Attack angle; Layer spacing

1? ?引言

反艦導(dǎo)彈對艦船的攻擊模式，多為動能穿甲后在艙內(nèi)爆炸。提高反艦導(dǎo)彈對目標(biāo)打擊效果的有效途徑，是使反艦導(dǎo)彈侵徹多層甲板后在艦船內(nèi)部重要艙室爆炸[1]。船體結(jié)構(gòu)為由板材及型材組成的加筋板結(jié)構(gòu)[2]，是一種典型的非均勻結(jié)構(gòu)，一般通過彈道終點參數(shù)來建立加筋板與均質(zhì)靶之間的等效關(guān)系[3]，而艦船的加筋板結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部的彈道特性有明顯影響[4-6]，它會使彈體在穿靶過程中發(fā)生偏轉(zhuǎn)和側(cè)移[5]。因此，有必要開展船體加筋板結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部的影響研究，使反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部對目標(biāo)的毀傷達(dá)到最佳效果[7]。本文通過開展反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部對加筋板和均質(zhì)板結(jié)構(gòu)的穿甲仿真分析，從戰(zhàn)斗部飛行姿態(tài)、剩余速度和加速度等方面獲得了船體加筋板結(jié)構(gòu)和均質(zhì)板結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部穿甲性能的對比結(jié)果，表明均質(zhì)板結(jié)構(gòu)不能真實反映加筋板結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部穿甲性能的影響。

2? ?計算方案及材料模型

2.1? 計算方案

圖1為彈靶穿甲系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖：共3層靶板，第1層和第2層靶板外形尺寸為2 000 mm×2 000 mm，第3層為4 000 mm×4 000 mm。靶板共考慮3種方案：（1）原型方案。各層靶板均為加筋板結(jié)構(gòu)，包括靶板板、橫梁和縱骨。各層靶板板厚均為14 mm;橫梁布置在靶板中心線上，規(guī)格為? ? ? ? ? ? ? ;縱骨以中心線為界對稱布置，間距為500 mm，規(guī)格為? ? ? ? ? ? ?;（2）均質(zhì)板結(jié)構(gòu)方案。在原型方案基礎(chǔ)上只保留靶板，不考慮加強(qiáng)筋，各層靶板的板厚均為14 mm;（3）均質(zhì)板結(jié)構(gòu)方案。將原型方案的加強(qiáng)筋按照質(zhì)量等效的原則均攤到相應(yīng)的各層靶板，均攤后第1和第2層靶板板厚為18 mm，第3層靶板板厚為17 mm。

圖2為假定的反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部有限元模型，彈體長600 mm、彈徑300 mm、彈速255 m/s，材料選用30CrMnSiNi2A鋼，用實體單元建模。

圖3為第1種方案第1層靶板結(jié)構(gòu)圖，靶板板和加強(qiáng)筋材料選用高強(qiáng)度鋼，用殼單元模擬，靶板四周采用固支約束，第2和第3層靶板材料和邊界條件與第1層靶板相同。

圖4為反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部垂直侵徹3層靶板結(jié)構(gòu)的有限元模型，戰(zhàn)斗部著靶角為0°，著靶點為第1層靶板中心，即橫梁與縱骨的交點處。定義戰(zhàn)斗部軸線方向上尾端節(jié)點為A點，首端節(jié)點為B點，戰(zhàn)斗部重心為o。以戰(zhàn)斗部軸線尾端節(jié)點為坐標(biāo)原點o1。軸向為x軸，建立如圖4所示的右手直角坐標(biāo)系。

2.2? 材料模型

在低速沖擊的數(shù)值分析中，材料模型采用塑性動態(tài)硬化模型，該塑性動態(tài)硬化模型Cowper-Symmonds方程為[8]：

式中：σ0和σy分別為靜態(tài)和動態(tài)屈服應(yīng)力;C、P為Cowper-Symmonds應(yīng)變率參數(shù)，表征材料敏感特征;E為彈性模量;ET為塑性硬化模量;ε·為材料應(yīng)變率;εp為材料的等效塑性應(yīng)變。材料參數(shù)如表1所示，表中fs為失效應(yīng)變。

3? ?戰(zhàn)斗部飛行姿態(tài)對比

圖5為反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部侵徹加筋板不同時刻飛行姿態(tài)。從圖5可以看出：戰(zhàn)斗部侵徹第1層靶板后，其彈道軌跡基本上為直線，略微偏移，導(dǎo)致第2層靶板著靶點略微偏離橫梁與縱骨的交叉點;在侵徹第2層靶板的過程中，由于戰(zhàn)斗部受到縱骨腹板和橫梁腹板側(cè)向擠壓力的影響，其彈道軌跡開始向y軸負(fù)方向和z軸正方向偏移，彈體在xz平面內(nèi)翻轉(zhuǎn);在侵徹第3層靶板后，由于戰(zhàn)斗部頭部先側(cè)向著靶，第3層靶板對戰(zhàn)斗部的作用力產(chǎn)生一個翻轉(zhuǎn)力矩，使戰(zhàn)斗部在xz平面內(nèi)加速翻轉(zhuǎn)。

圖6為戰(zhàn)斗部侵徹均質(zhì)板不同時刻飛行姿態(tài)。從圖6可以看出：戰(zhàn)斗部在穿透3層靶板的過程中，其彈道軌跡基本上為直線。由此可見，船體結(jié)構(gòu)加強(qiáng)筋的存在，使戰(zhàn)斗部處于一個復(fù)雜的運動狀態(tài)中，故均質(zhì)板結(jié)構(gòu)不能反映真實的船體結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部飛行姿態(tài)的影響。

定義戰(zhàn)斗部軸線方向在xz平面的投影與x軸的夾角為戰(zhàn)斗部的翻轉(zhuǎn)角，圖7為戰(zhàn)斗部的翻轉(zhuǎn)角θ隨時間變化的對比曲線。

計算表明：對于第（1）種方案，戰(zhàn)斗部撞擊第1層靶板后，由于著靶點為橫梁與縱骨的交叉點，靶板對戰(zhàn)斗部的沖擊力基本上沿戰(zhàn)斗部軸線，翻轉(zhuǎn)角很小（約2°）;戰(zhàn)斗部在侵徹第2層靶板的的過程中，由于戰(zhàn)斗部受到縱骨腹板側(cè)向擠壓力的影響，其彈道軌跡開始向y軸負(fù)方向偏移，同時戰(zhàn)斗部受到橫梁腹板側(cè)向擠壓力的影響，戰(zhàn)斗部翻轉(zhuǎn)加速，在侵徹第3層靶板前，戰(zhàn)斗部翻轉(zhuǎn)角為60°;由于戰(zhàn)斗部頭部先著靶，第3層靶板對戰(zhàn)斗部頭部的作用力產(chǎn)生一個正向翻轉(zhuǎn)力矩，使戰(zhàn)斗部翻轉(zhuǎn)再加速，在計算時間內(nèi)戰(zhàn)斗部翻轉(zhuǎn)角為266°。而對于第（2）和第（3）種方案，戰(zhàn)斗部在xz平面內(nèi)幾乎不翻轉(zhuǎn)。由此說明，船體結(jié)構(gòu)的加強(qiáng)筋對戰(zhàn)斗部的飛行姿態(tài)影響非常大，橫梁和縱骨的存在將改變戰(zhàn)斗部的飛行姿態(tài)，且橫梁的存在將使戰(zhàn)斗部產(chǎn)生垂直橫梁腹板平面內(nèi)的翻轉(zhuǎn)，而均質(zhì)板結(jié)構(gòu)不會使戰(zhàn)斗部產(chǎn)生翻轉(zhuǎn)，戰(zhàn)斗部彈道曲線幾乎不改變。

4? ?戰(zhàn)斗部剩余速度對比

圖8為戰(zhàn)斗部速度隨時間的變化曲線。對于加筋板方案1，由于加強(qiáng)筋的存在，戰(zhàn)斗部受到加強(qiáng)筋腹板側(cè)向擠壓力沖量的作用，在y向和z向均具有一定的速度，但明顯小于主撞擊方向速度，側(cè)向速度導(dǎo)致戰(zhàn)斗部彈道軌跡發(fā)生改變;而對于均質(zhì)板方案2，由于沒有側(cè)向力的沖量作用，y向和z向的速度幾乎為0。因此，定義戰(zhàn)斗部主撞擊方向的剩余速度用于描述戰(zhàn)斗部的剩余侵徹能力。

圖9為戰(zhàn)斗部的剩余速度隨時間變化的對比曲線。計算表明：（1）對于方案1，戰(zhàn)斗部以255 m/s的速度侵徹第1層靶板后，速度損失為32 m/s;侵徹第2層靶板后，速度損失為30 m/s;侵徹第3層靶板后，速度損失為36 m/s;（2）對于方案2，戰(zhàn)斗部以255m/s的速度侵徹第1層靶板后，速度損失為11m/s;侵徹第2層靶板后，速度損失為14 m/s;侵徹第3層靶板后，速度損失為15 m/s;（3）對于方案3，戰(zhàn)斗部以255 m/s的速度侵徹第1層靶板后，速度損失為18 m/s;侵徹第2層靶板后，速度損失為19 m/s;侵徹第3層靶板后，速度損失為20 m/s。由此說明，同等重量的均質(zhì)板的抗穿甲能力明顯弱于加筋板，均質(zhì)板結(jié)構(gòu)不能真實反映船體加筋板結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部剩余穿甲能力的影響。

5? ?戰(zhàn)斗部加速度對比

圖10為戰(zhàn)斗部的加速度隨時間變化的對比曲線。計算表明：（1）對于方案1，戰(zhàn)斗部侵徹第1層靶板時，戰(zhàn)斗部加速度峰值為19 537 m/s2、脈寬5 ms;侵徹第2層靶板時，加速度峰值為16 550 m/s2、脈寬7 ms;侵徹第3層靶板時，加速度峰值為20 680 m/s2、脈寬6 ms;（2）對于方案2，戰(zhàn)斗部侵徹第1層靶板時，戰(zhàn)斗部加速度峰值為7 148 m/s2、脈寬5 ms;侵徹第2層靶板時，加速度峰值為6 380 m/s2、脈寬7 ms;侵徹第3層靶板時，加速度峰值為5 947 m/s2、脈寬7 ms;（3）對于方案3，戰(zhàn)斗部侵徹第1層靶板時，加速度峰值為9681m/s2、脈寬5 ms;侵徹第2層靶板時，加速度峰值為8649m/s2、脈寬7 ms;侵徹第3層靶板時，加速度峰值為8799m/s2、脈寬7 ms。

由此可知，對于3種方案戰(zhàn)斗部加速度脈寬基本相同，但加速度峰值差異明顯，均質(zhì)板結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部的沖擊能力遠(yuǎn)遠(yuǎn)弱于加筋板結(jié)構(gòu)，均質(zhì)板結(jié)構(gòu)不能真實反映船體加筋板結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部的沖擊特性的影響。

6? ?結(jié)論

本文利用LS-DYNA，從反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部飛行姿態(tài)、剩余速度和加速度等方面開展了船體加筋板和均質(zhì)板結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部穿甲性能的對比分析，主要結(jié)論如下：

（1）船體結(jié)構(gòu)加強(qiáng)筋的存在，縱骨和橫梁腹板對戰(zhàn)斗部產(chǎn)生的側(cè)向擠壓力，對戰(zhàn)斗部的飛行姿態(tài)產(chǎn)生嚴(yán)重影響，戰(zhàn)斗部在垂直橫梁腹板平面內(nèi)翻轉(zhuǎn)，處于一個復(fù)雜的運動狀態(tài)中，其彈道軌跡發(fā)生明顯改變;而均質(zhì)板結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部的飛行姿態(tài)幾乎沒有影響;

（2）戰(zhàn)斗部受到加強(qiáng)筋腹板側(cè)向擠壓力沖量的作用，在y向和z向均具有一定的速度，但明顯小于主撞擊方向速度，而均質(zhì)板結(jié)構(gòu)幾乎沒有側(cè)向速度;均質(zhì)板的抗穿甲能力明顯弱于加筋板，均質(zhì)板結(jié)構(gòu)不能真實反映船體加筋板結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部剩余穿甲能力的影響;

（3）加筋板結(jié)構(gòu)和均質(zhì)板結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部的沖擊加速度脈寬基本相同，但均質(zhì)板結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部的沖擊加速度峰值明顯小于加筋板結(jié)構(gòu)，均質(zhì)板結(jié)構(gòu)不能真實反映船體加筋板結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部的沖擊特性的影響。

參考文獻(xiàn)

[1] 牛公杰，余春祥等.尖頭單深層穿甲仿真分析研究[C].第十五屆全國戰(zhàn)斗部與毀傷技術(shù)學(xué)術(shù)交流論文集，2015.

[2]張寧.均質(zhì)靶板和加筋板抗彈性能的數(shù)值模擬研究[J].兵器裝備工程學(xué)報，2016，37（2）.

[3] 周巖，唐平等.艦舷結(jié)構(gòu)與均質(zhì)靶板等效關(guān)系的基本方法[J].彈道學(xué)報，2008，20（1）.

[4] 張中國，黃風(fēng)雷等.半穿甲反艦戰(zhàn)斗部侵徹帶加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)靶的數(shù)值?模擬[J].北京理工大學(xué)學(xué)報，2003.23（增刊）.

[5] 吳暉，徐峰.船體裝甲外板抗穿甲數(shù)值仿真研究[J].廣東造船，2017（6）.

[6] 吳子奇，徐振桓等. 基于典型艦船結(jié)構(gòu)特征的陸地靶標(biāo)設(shè)計方案[J].?中國艦船研究， 2018. 13（3）.

[7] 段卓平，張中國等.半穿甲戰(zhàn)斗部對加筋板和均質(zhì)裝甲外板垂直侵徹的試驗研究[J].彈箭和制導(dǎo)學(xué)報，2005.25（5）.

[8] N，J.Structure Impact.Cambrige：Cambridge University Press.1989.

[9] 劉曉明. 防護(hù)結(jié)構(gòu)在穿甲與爆炸作用下的機(jī)理與仿真研究[D].上海交通大學(xué)，2007.