不同固連結構彈引系統侵徹多層硬目標動態特性研究

張錦明,張 合,蔚 達,楊本強,陳志鵬

(南京理工大學 智能彈藥技術國防重點學科實驗室， 南京 210094)

1 引言

在現代化戰爭中，隨著武器庫、導彈發射場所、指揮中心等高價值目標防護能力越來越強，侵徹戰斗部在戰場上發揮的作用也越來越大。作為侵徹戰斗部的起爆控制核心，侵徹引信通常利用壓螺壓緊固連結構或者體螺紋固連結構，安裝于彈體底部，并依靠內部加速度傳感器感知侵徹過程中的加速度信號，實現對侵徹目標識別與精確起爆打擊。

國內外學者針傳感器在侵徹過程中獲得的加速度信號進行了大量研究。他們在研究彈引之間的加速度信號傳遞關系時，通常會對引信結構進行簡化處理，很少會考慮固連結構對信號傳遞的影響。然而，彈引系統之間的不同固連結構不僅影響兩者之間的等效連接剛度，而且會因為接觸方式的差異，影響侵徹過程中應力波的傳遞路徑和傳遞效果，導致引信內部加速度傳感器獲得的加速度信號產生差異。張冬梅等利用YAMATOTO推導了螺紋結構的接觸剛度并分析了沖擊載荷作用下彈引螺紋連接結構的過載傳遞特性，證明了螺紋連接對加速度信號具有一定的影響。陳玟、宋英燕等針對螺紋連接仿真的簡化問題進行了研究，發現彈體-引信之間螺紋結構的簡化并不會影響傳感器加速度信號的整體變化趨勢，但是會增大信號的振蕩幅值。

本文中針對不同固連結構彈引系統內部傳感器加速度信號在多次沖擊過程中的動態響應問題，建立了2種不同固連結構彈引系統侵徹多層硬目標的有限元模型。利用ANSYS/LS-DYNA開展了侵徹過程的數值模擬，揭示了不同固連結構內部傳感器在侵徹過程中的動態響應特性，為侵徹引信結構設計提供參考和技術支持。

2 建模與仿真

2.1 數值仿真模型

為了研究固連結構對彈引系統響應加速度的影響，利用三維建模軟件PROE，分別對壓螺固連結構和體螺紋固連結構彈引系統試驗彈進行建模，如圖1和圖2所示。彈體的長度為425 mm，直徑為125 mm，長徑比為3.4。試驗彈內部結構主要由模擬裝藥和引信等2個部分組成，分別以壓螺和體螺紋等2種不同的固連結構安裝在彈體底部。由于本文中的引信不需要考慮安全與解保功能，只需要完成侵徹過程中加速度信號的記錄，因此對引信內部結構進行簡化。經過功能、結構簡化過的引信主要由引信殼體、聚氨酯灌封料、電路板、加速度傳感器和引信蓋組成。

圖1 壓螺固連結構彈引系統幾何模型示意圖Fig.1 Geometric model of the missile-fuze system with ring-screw connection structure

圖2 體螺紋固連結構彈引系統幾何模型示意圖Fig.2 Geometric model of the missile-fuze system with body thread connection structure

考慮到彈體和靶板均為軸對稱結構，并且彈引系統是沿彈軸方向垂直侵徹混凝土靶板，為了減少計算時間以及節約計算成本，本文中2種固連結構彈引系統及靶板模型僅保留1/4三維幾何模型，并導入HYPERMESH中進行前處理與網格劃分。本文中主要采用8節點六面體網格對實體模型進行離散，在經過仔細分析試算后，根據計算結果的收斂性，將網格基本尺寸定為0.2 cm。由于模型中的模擬裝藥主要是為了模擬內部的結構及配重，不需要重點分析裝藥部分在侵徹過載中的受力情況，因此這里對裝藥部位的網格劃分比較粗，如圖3—圖6所示。

圖3 壓螺固連結構彈引系統有限元模型示意圖Fig.3 Finite element model of the missile-fuze system with ring-screw connection structure

圖4 體螺紋固連結構彈引系統有限元模型示意圖Fig.4 Finite element model of the missile-fuze system with body thread connection structure

圖5 體螺紋固連結構示意圖Fig.5 Enlarged partial view of body thread connection structure

圖6 彈引系統侵徹三層混凝土靶板有限元模型示意圖Fig.6 Finite element model of the missile-fuze system penetrating into three-layer concrete targets

2.2 材料本構模型與參數

彈體材料模型

彈體材料、壓螺固連結構所用的底部壓蓋均為高強度合金鋼30CrMnSiNi2A，這里假設彈體、壓蓋均為剛體，采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC(塑性隨動硬化模型)材料模型。該模型為各向同性、隨動硬化或各向同性和隨動硬化的混合模型，與材料的應變率相關。應變率效應通過Cowper-Symonds模型來描述，*MAT_PLASTIC_ KINEMATIC中的屈服應力與塑性變形、應變率的關系為：

(1)

表1 30CrMnSiNi2A材料參數(cm-g-μs)Table 1 Material parameters of 30CrMnSiNi2A(cm-g-μs)

模擬裝藥材料模型

在彈體侵徹混凝土靶板過程中，為了模擬真實彈重，且不考慮內部裝藥模型在強度方面的失效問題，因此裝藥材料模型采用線彈性材料模型*MAT_ELASIC，主要材料參數如表2所示。

表2 模擬裝藥材料參數(cm-g-μs)Table 2 Material parameters of simulation ammunition(cm-g-μs)

引信及內部零件材料模型

本文中引信外殼材料為45鋼，材料模型采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC(塑性隨動硬化模型)材料模型，主要參數如表3所示。

表3 45鋼材料參數(cm-g-μs)Table 3 Material parameters of 45 steel(cm-g-μs)

引信內部的加速度傳感器通常由金屬殼體包裝，其內部結構被環氧樹脂灌封成整體，由于本文中不考慮傳感器的具體結構，因此這里將傳感器當作一個均勻的質量塊?？紤]到傳感器、電路板的體積小，且不關注材料強度方面的失效問題，本文中傳感器、電路板采用線彈性材料模型*MAT_ELASIC，其主要材料參數如表4所示。

表4 部分零件材料參數(cm-g-μs)Table 4 Material parameters of other parts(cm-g-μs)

聚氨酯泡沫材料作為電子元器件的灌封材料，具有較高的屈服強度，可在高沖擊、高過載條件下對內部電子元器件起到防護減振的作用。本文中的聚氨酯材料模型選用*MAT_CLOSED_ CELL_FOAM模型，主要參數如表5所示。密度為0.58 g/cm聚氨酯在不同應變率下的應力-應變曲線如圖7所示。

表5 聚氨酯材料參數(cm-g-μs)Table 5 Material parameters of polyurethane(cm-g-μs)

圖7 密度為0.58 g/cm3聚氨酯在不同應變率下的應力-應變曲線Fig.7 Stress-strain curves of 0.58 g/cm3polyurethane at different strain rates

混凝土靶板材料模型及參數

為了描述混凝土材料的斷裂特性和非線性變形，考慮其在大應變、高應變率、高壓強條件下的特性以及材料的拉伸脆斷行為，這里采用J-H-C損傷本構模型，具體對應材料模型為*MAT_JOHNSON_ HOLMQUIST_CONCRETE。J-H-C模型是一種專門針對混凝土受沖擊載荷作用而開發的動態材料模型，計算了材料壓潰后的體積壓縮量與壓力的函數關系，其應力-應變關系可表示為：

(2)

本文在仿真過程中采用的混凝土靶板共有3層，每層靶板的厚度均為0.15 m，尺寸為2 m×2 m，靶板之間距離為0.9 m，靶板強度標號為C40(抗壓強度為40 MPa)，具體仿真參數如表6所示。

表6 混凝土靶板參數(cm-g-μs)Table 6 Material parameters of concrete target plate (cm-g-μs)

2.3 邊界條件及接觸設置

由于仿真過程中采用四分之一模型進行計算，因此在有限元模型計算中需要對模型的2個對稱面進行約束(*BOUNDARY_SPC_NODE)。同時，為了消除靶板尺寸對靶體內部應力波傳播的影響，對靶板邊緣界面設置無反射邊界(*BOUNDARY_NON_REFLECTING)。由于本文中的侵徹初速為760 m/s，因此對試驗彈上所有單元節點均施加760 m/s的初速度(*INITIAL_ VELOCITY_NODE)。

接觸控制主要涉及彈體和靶板的侵蝕以及彈體內部各部分之間的接觸，主要用到面與面自動接觸(*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_ SURFACE)、面與面固連接觸(*CONTACT_TIED_SURFACE_TO_SURFACE)以及面與面侵蝕接觸(*CONTACT_ ERODING_SURFACE_TO_SURFACE)這3種接觸方式，下面就本文仿真中涉及到的接觸設置進行詳細說明。

彈體與混凝土靶板之間的接觸為侵蝕接觸，接觸剛度為1.2；模擬裝藥和彈體之間設置為面與面自動接觸；考慮到灌封材料的作用效果，存儲測試裝置內部的聚氨酯、電路板、傳感器、殼體等結構之間的接觸方式均為面與面固連接觸。對于壓螺固連結構彈引系統而言，引信與彈體、后蓋之間的接觸設置均為面與面自動接觸，后蓋與彈體之間設置為面與面固連接觸。而對于體螺紋固連結構彈引系統而言，引信與彈體非螺紋區域設置為面與面自動接觸，引信圓柱體和外螺紋之間設置為面與面固連接觸，彈體內壁與內螺紋之間設置為面與面固連接觸，引信外螺紋與彈體內螺紋之間的接觸為面與面自動接觸。

3 仿真結果分析

3.1 侵徹加速度信號整體趨勢分析

為分析硬目標侵徹多層目標過程中不同固連結構彈引系統內部加速度傳感器的信號響應情況，分別提取了壓螺固連結構和體螺紋固連結構彈引系統在侵徹3層混凝土靶板過程中彈體、傳感器的加速度隨時間變化曲線，如圖8和圖9所示。

圖8 壓螺固連結構彈引系統侵徹過程加速度信號曲線Fig.8 Acceleration signal curves of the missile-fuze system with ring-screw connection structure

圖9 體螺紋固連結構彈引系統侵徹過程加速度信號曲線Fig.9 Acceleration signal curves of the missile-fuze system with body thread connection structure

由圖8、圖9中彈體侵徹多層混凝土靶板加速度信號可知，彈體在碰靶及穿靶過程中，由于靶板對彈體的阻力作用，彈體會產生一個突變的減加速度，加速度峰值可達到數萬。而當彈體的卵型部穿過靶板后，彈體進行勻速飛行，加速度變化非常小，持續到彈頭下一次著靶。而將內部傳感器的加速度信號和彈體自身信號比較可知，兩者加速度信號有較大的差異，尤其是在層間運動過程中，傳感器的加速度信號出現了劇烈的振蕩現象。對于侵徹多層目標過程而言，不僅需要關注彈引系統在侵徹靶板過程中的過載情況，還需關注彈引系統在靶板層間運動期間傳感器信號的響應情況(影響對下一層入靶時間的判斷)，因此這里將彈體和傳感器的加速度信號分為彈體卵型部侵徹貫穿靶板階段(即從彈體頭部著靶到卵型部完全貫穿靶板)和彈體在靶板層間運動階段(即從彈體卵型部完全貫穿靶板到彈頭下一次著靶)2個階段來分別分析。

3.2 彈體卵型部侵徹貫穿靶板階段分析

從圖8和圖9中可以看到，在每一次侵徹靶板過程中，傳感器響應加速度相對于彈體響應加速度在時間軸上呈現一定的滯后性，主要原因是傳感器隨引信安裝在彈體的尾部，位置相對靠后，應力從戰斗部頭部傳遞到尾部并最終到達傳感器位置需要花費一定的時間，符合沖擊載荷由外而內的傳遞路徑。同時，在未經濾波處理的情況下，不管是壓螺固連結構還是體螺紋固連結構彈引系統，傳感器在侵徹過程中的響應加速度信號峰值與彈體本身的加速度峰值相比更大，表明內部結構對加速度信號具有一定的放大作用。因此，在侵徹過程中引信承受的過載都要遠大于彈體本身的過載，即引信在侵徹過程中經歷的沖擊環境更為惡劣。本文中，在侵徹貫穿階段主要關注的信號特征為最大峰值加速度，為了評價固連結構對彈體峰值加速度的放大能力，這里提出峰值放大系數，用于表示傳感器峰值加速度相對于彈體峰值加速度的放大倍數。

(3)

式(3)中：為傳感器的峰值加速度；為彈體的峰值加速度。

為了濾除一些高頻干擾信號，這里根據彈引系統振動特性分析結果，選擇截止頻率=10 kHz對彈體、傳感器的加速度信號進行二階巴特沃斯低通濾波處理，濾波后的曲線如圖10和圖11。分別提取了壓螺固連結構和體螺紋固連結構彈引系統中彈體、傳感器在侵徹每層靶板過程中的峰值加速度，并進行對比，對比結果如表7和表8所示。

圖10 壓螺固連結構彈引系統侵徹過程加速度信號曲線(10 kHz低通濾波處理)Fig.10 Acceleration signal curves of the missile-fuze system with ring-screw connection structure(10 kHz low-pass filtering)

圖11 體螺紋固連結構彈引系統侵徹過程加速度信號曲線(10 kHz低通濾波處理)Fig.11 Acceleration signal curves of the missilefuze system with body thread connection structure (10 kHz low-pass filtering)

從表7、表8中可以看到，在相同工況下，2種固連結構彈引系統傳感器的加速度信號相差較大，主要原因在于2種固連結構接觸剛度不同，對應力波的傳遞路徑和影響也不同，最終導致傳感器的輸出加速度產生了差異。與壓螺固連結構相比，體螺紋固連結構內部傳感器在侵徹貫穿階段峰值加速度更大。壓螺固連結構彈引系統在侵徹3層混凝土靶板過程中，傳感器的峰值放大系數分別為1.94、1.97和2.0，平均放大系數為1.99；體螺紋固連結構彈引系統在侵徹3層混凝土靶板過程中，傳感器的峰值放大系數分別為2.32、2.34和2.40倍，平均放大系數為2.36，大于對應層數情況下壓螺固連結構彈引系統的峰值平均放大系數。以上結果表明：與壓螺固連結構相比，利用體螺紋固連結構與彈體進行裝配時，引信在相同工況下中將會承受更大的過載沖擊，生存條件更為惡劣。

表7 壓螺固連結構彈引系統侵徹多層混凝土峰值加速度Table 7 Peak accelerations of the missile-fuze system with ring-screw connection structure during penetrating multiple layers of concrete

表8 體螺紋固連結構彈引系統侵徹多層混凝土峰值加速度Table 8 Peak accelerations of the missile-fuze system with body thread connection structure during penetrating multiple layers of concrete

3.3 彈體在靶板層間運動階段分析

由圖10和圖11可知，2種固連結構彈引系統在侵徹3層混凝土靶板過程中，傳感器在層間運動期間輸出的加速度信號均出現了不同程度的振蕩。為了衡量彈引系統在靶板層間運動階段傳感器響應加速度信號振動擾動程度，避免僅用主觀判斷給出定性結果，本文在馬孟新等研究基礎上提出層間運動振動系數,+1，用來表示彈體在層間運動時間段內加速度信號整體振動情況，,+1越大，則表示在層間運動過程中整體振蕩程度越大。為保證該系數評價的有效性，其針對層間整體振動的衡量結果應與物理含義一致。

層間運動振動系數的輸入包括：傳感器加速度信號的幅值、信號采集頻率、侵徹層數、每層碰靶時刻、卵型部貫穿靶板時刻。這里，設()為傳感器的加速度信號，幅值單位為g；為彈體在第層靶板著靶時刻，為彈體卵型部貫穿第層靶板時刻，為層數，=1，2；加速度信號的采樣時間間隔為，單位為μs。那么第層和第+1層之間的層間振動系數,+1，定義為：

(4)

那么，層間運動平均振動系數定義為：

(5)

根據后處理軟件LS-PREPOST，查看2個模型侵徹過程中彈體頭部著靶與卵型部貫穿靶板的時刻，并根據該時刻截取傳感器加速度信號中相應時間段的數據代入式(4)進行計算，可得2種固連結構彈引系統在侵徹過程中的的層間運動振動系數,+1，并代入式(5)中，計算可得層間運動平均振動系數，具體計算結果如表9所示。

從表9中可以看到，未經濾波處理以及經20 kHz、10 kHz巴特沃斯低通濾波處理后，壓螺固連結構彈引系統在層間運動過程中的平均振動系數分別為1 152、7395和4945；體螺紋固連結構彈引系統在層間運動過程中的平均振動系數分別為9335、6055和401?？梢姡S著低通濾波截止頻率降低，平均振動系數也隨之下降，說明加速度信號整體振動幅度下降，與主觀觀察結果一致，驗證了層間擾動系數定義,+1的可靠性。同時，將2種固連結構彈引系統在層間運動過程中的平均擾動系數進行對比可知，不管是原始信號還是經過不同截至頻率低通濾波處理后的信號，壓螺固連結構層間運動平均振動系數均大于體螺紋固連結構，說明壓螺固連結構在層間運動過程中整體振蕩擾動程度大于體螺紋固連結構，與圖10和圖11中主觀觀察結果一致(圖中黑色虛線框內部分)，低通濾波處理方式對定性結論沒有影響。另外由圖11可知，體螺紋固連結構彈引系統在層間運動過程中的加速度信號振蕩幅值有逐漸收窄的趨勢，主要歸結于螺紋對沖擊的阻尼吸收能力。

表9 傳感器信號在侵徹過程中的層間運動振動系數Table 9 The vibration coefficient of interlayer motion of sensor signal during penetration

4 結論

1) 在侵徹過程中，引信內部傳感器加速度信號與彈體加速度信號相比,呈現放大現象。而在靶板層間運動過程中，彈體的加速度信號振蕩程度較小，傳感器加速度信號則出現了劇烈的振蕩現象。

2) 在彈體卵型部侵徹靶板過程中，體螺紋固連結構內部傳感器的峰值平均放大系數為2.36，大于壓螺固連結構的峰值平均放大系數1.99，說明利用體螺紋固連結構與彈體進行裝配時引信在相同工況下中將會承受更大的過載沖擊，生存條件更為惡劣。

3) 彈體系統在靶板層間運動期間，壓螺固連結構經過10 kHz低通濾波處理后的層間運動平均振動系數為494.5，大于對應情況下體螺紋固連結構的平均振動系數401，說明壓螺固連結構彈引系統在層間運動期間振蕩擾動程度更大，對計層起爆策略干擾更大。