基于典型艦船結構特征的陸地靶標設計方案

吳子奇，徐振桓，王志凱，王治，姚熊亮

哈爾濱工程大學船舶工程學院，黑龍江哈爾濱150001

0 引 言

水面艦船通常受到來自頂空攻擊和掠海飛行反艦導彈的威脅［1］。以往，是以侵徹鋼質均厚板架的厚度來標定反艦導彈的侵徹打擊能力［2］，然而，實際的艦船結構均為布置有縱桁和橫梁的正交薄板板架結構［3］，并無目標厚度均厚的鋼板結構，因此，目標厚度均厚鋼板結構靶板無法完全反應出艦船結構的實際毀傷特征以及導彈在多層板架間彈道偏轉和飛行的姿態特征［4］。

本文擬以典型設計參數和工況的反艦導彈為輸入條件，基于典型水面艦船板架結構形式及材料機械力學性能［5］，依據彈道與空間各層靶板彈著點的位置關系，并適當考慮靶標固定端的邊界條件以及材料的影響［6］，初步設計符合艦船結構特征的多層陸地靶標，考慮試驗場地等客觀限制條件，提出可用于考核反艦導彈對典型水面艦船實際侵徹打擊能力的多層艦船陸地靶標系統［7］設計方法。

1 艦船實際板架與等效均厚板架特性分析

1.1 反艦導彈輸入條件及侵徹能力分析

典型的彈—靶侵徹模型如圖1所示。其中，導彈速度v方向與板架法線的夾角α為導彈著角，主要影響導彈彈道；而導彈軸線與速度方向的夾角β為導彈攻角，主要影響導彈自身翻轉。本文選取典型反艦導彈重量為200 kg，長徑比為6，可侵徹穿透50 mm均厚鋼板，攻角3°，著角40°，以750 m/s的速度斜侵徹的典型工況為輸入條件進行研究。

通過LS-DYNA有限元軟件，采用拉格朗日算法，對上述彈—靶侵徹模型進行數值計算。如圖2所示，板架尺寸為8 m×8 m，選取剛性固定邊界條件，板架采用船用高強度鋼，其中材料密度ρ=7 850 kg/m3，彈性模量E=2.1×1011N/m2，泊松比μ=0.3，硬化模量Et=1.448×109N/m2，屈服應力σst=440 MPa。依據以往文獻資料，侵徹板架時，導彈自身不發生明顯的變形及損失，因此將導彈材料進行理想化處理，設置為無限強。為了提高計算精度并盡量節約計算資源，將板架被彈體侵徹區域的網格進行細化，其他區域網格尺寸保持恒定。

圖3為導彈侵徹過程示意圖。由圖可知，該厚度板架除侵徹破口區域以外，板架塑性區域面積較小。

在上述工況下，導彈侵徹50 mm均厚鋼板，其速度、著角和攻角變化如圖4和圖5所示。導彈剩余速度約為728.6 m/s，且攻角和著角幾乎無變化，后續研究將以該剩余速度作為導彈侵徹能力的判定條件。

1.2 艦船實際板架與等效均厚板架毀傷模式分析

以導彈攻角為理想彈道，根據彈道幾何特征及板架毀傷范圍，初步確定各層板架尺寸（4.5 m×4.5 m）及其位置關系。由船舶結構力學可知，板架在強力構件處的邊界條件可近似為剛性固定邊界，所以板架四周設置為剛性固定［8］。艦船板架為布置有橫向和縱向T型材及球扁鋼等加強筋結構的正交各向異性板，依據質量等效原則，將艦船實際板架結構轉化為等效均厚板，并和實際板架侵徹毀傷模式進行對比。板架材料和導彈參數與典型的彈—靶侵徹模型一致，每層板架的間距為2.5 m，具體參數如表1所示。

表1 實際板架結構與等效厚度板架參數Table 1 The parameters of actual panel structure and equivalent thickness plate

導彈侵徹全部板架的情況如圖6所示。

導彈侵徹多層艦船板架的速度變化如圖7所示。在侵徹過程中，導彈速度呈階梯式下降，各層平臺速度即為穿透板架后在抵達下一層板架前的飛行速度。導彈侵徹艦船等效均厚板架時，其速度損失相近，速度呈線性下降規律。導彈侵徹艦船實際板架時，前3層艦船實際板架的速度損失量相近，而侵徹第4層實際板架的速度損失量明顯大于其他板架。以50 mm均厚鋼板侵徹剩余速度為判定條件，導彈可侵徹穿透7層等效均厚板架，但僅可侵徹穿透4層實際板架，因此，單獨以導彈剩余速度作為導彈侵徹能力的判據不夠充分。

導彈侵徹多層艦船板架的著角與攻角變化如圖8所示。由圖可見，導彈侵徹艦船實際板架的著角略大于侵徹等效均厚板架的著角，由此導致一定程度的彈道偏移。如圖9所示，導彈侵徹艦船實際板架和等效均厚板架時，較理想彈道均產生一定的偏移；而與侵徹實際板架產生的彈道偏移相比，侵徹等效均厚板架產生的彈道偏移幾乎可以忽略，由此說明板架加強筋結構對導彈彈道有一定的影響。

隨著導彈侵徹過程的不斷深入，攻角不斷增大，即導彈自身發生翻轉。研究表明，當導彈自身與板架的法向夾角大于60°時，可能會發生跳彈現象，或者導彈自身發生折斷［9］。當侵徹至對應板架時，導彈侵徹艦船實際板架的攻角明顯大于侵徹等效均厚板架的攻角，即板架加強筋結構加劇了導彈自身的旋轉程度。以極限侵徹角度作為判定條件，導彈可侵徹穿透6層等效均厚板架，而對于實際板架，僅可侵徹穿透4層。

經綜合比較，板架加強筋結構對導彈侵徹后剩余速度和侵徹角度有顯著影響，在研究導彈侵徹的過程中，不能將艦船加筋板結構等效為均質板架。因此，用于考核反艦導彈侵徹打擊能力的靶標需要設計為多層結構，并且每層靶板均為正交異性薄板結構。

2 基于艦船結構特征的陸地靶標設計

由于彈靶系統的復雜性，在設計靶標的過程中，需要對其結構進行模型化處理，以使靶標模型的材料屬性、結構形式、動力學性能與艦船實際相近，同時還要具備可加工性、安裝性以及經濟性，因此提出如下假設。假設各層靶板侵徹破口附近的塑性變形區域在彈徑的3倍以內，據此確定各層靶板的最小尺寸特征［10］。當導彈質量遠遠小于靶標質量時，可以忽略侵徹過程中靶標的整體運動。由于材料的溫度不敏感性及侵徹過程的瞬時性，忽略靶標系統的一切熱效應［11］。

2.1 艦船靶標系統設計方案

基于第1節的研究，初步確定各層靶板層數、尺寸及破壞形式。依據典型的輸入條件和工況，確定彈道與彈著點位置關系，由此確定靶標系統的結構形式。設計方案與艦船結構特征對應，即各層靶板均為布置橫梁、縱桁（縱骨）的正交異性板，且板與板之間不相互獨立，而是由型材圍合而成，由此設計的艦船靶標應該為一個完整、統一且形成閉環的系統。選取水面艦船的船中位置，考核最嚴酷條件，即使彈著點落在各層靶板中心縱骨與橫梁交會處附近，適當調整各層靶板高度，靶板上布置有不同型號的T型材。具體參數如表2所示，每層靶板的大小為3.5 m×3.5 m，靶板材料采用上述特種鋼，靶板間距為2.5 m。

表2 靶標系統各層板架參數Table 2 The frame parameters of target system

各層靶板均固定在框架結構上，各層框架結構頂端與底端采用T型材構件連接，兩側采用與框架垂直的扁鋼連接，扁鋼通過與框架平行的縱骨固定，以確保扁鋼結構的穩定性。通過這種連結形式，使靶標的每一部分形成一個整體，從而與實際艦船結構更接近。根據船舶結構力學，板架在強力構件處的邊界條件可以近似等效為固定邊界條件。將靶標系統與地面固定，后端支架對靶標系統固定，形成一個強框架系統，以此模擬各層靶板邊界條件。整個靶標系統如圖10所示。

2.2 艦船靶標系統數值預報

以上述典型工況為輸入條件，基于典型艦船結構特征的靶標系統侵徹毀傷模式如圖11所示。由圖可知，導彈穿透了4層。

計算得到導彈侵徹各層靶板的速度、角度及彈道偏移如表3所示。

表3 導彈侵徹各層靶板的速度、角度及彈道偏移Table 3 Velocity，angle and trajectory deviation for missile penetration through target plates

設計之初，由于導彈自身的偏轉，彈道會發生偏移。通過調整每層靶板在垂直方向上的高度，使得戰斗部均打擊在靶板的中心處、著彈點位于強橫梁處，特別是第1，3，4層這3塊靶板的著彈點位于橫梁和縱桁交會處。通過數值預報，靶標毀傷模式以及導彈運動規律與實際情況相近（圖12）。

各層靶板破口尺寸隨侵徹角度的增大呈現增大的趨勢。第1層靶板破口位于靶板中心橫梁與縱桁交會處，由于侵徹第1層靶板時戰斗部速度最快，侵徹角最小，所以破口較小，對橫梁和縱桁的撕裂較小；隨著侵徹角度的增大以及導彈自身的翻轉，第2層靶板的破口明顯大于第1層，并且加強筋有明顯的撕裂現象；第3層和第4層靶板破口位于靶板中心橫梁與縱桁交會處，破口附近有碟形彎曲塑性變形，同時伴隨有加強筋拉伸斷裂破壞現象。受導彈輸入條件及板架結構的限制，破口形狀呈葫蘆型。各層靶板破口尺寸對比結果如圖13所示。

3 結 論

本文通過導彈侵徹艦船板架結構的數值仿真，得出導彈侵徹正交加筋板與等效均厚板的差異，基于仿真結果初步設計了符合艦船實際結構特征的陸地靶標系統，并對陸地靶標系統進行數值預報，得出如下結論：

1）板架加強筋結構嚴重影響導彈侵徹的剩余速度、彈道特性以及導彈姿態。

2）多層等效均厚薄靶均不足以反應導彈實際侵徹打擊能力以及對艦船結構的實際毀傷效果。

3）本文靶標設計方案中，靶標毀傷模式以及導彈運動規律與實際情況相近，因此陸地靶標可用于評估艦船結構毀傷模式和導彈運動規律，從而反映導彈對水面艦船的實際打擊能力以及毀傷效果。

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