半穿甲戰(zhàn)斗部對不同結構形式板架侵徹效應

賀一軒,李彩芳,梁灝鴻,邵志豪,張 珂

(1. 西安機電信息技術研究所, 陜西 西安 710065; 2.機電動態(tài)控制重點實驗室, 陜西 西安 710065)

0 引言

半穿甲侵徹戰(zhàn)斗部可以對航母及大型艦船內(nèi)部高價值目標實現(xiàn)打擊和毀傷的效果。反艦彈藥在侵徹入艦船內(nèi)部合適位置甚至指定甲板處作用,戰(zhàn)斗部的高速侵徹能力和引信的計時計層起爆是實現(xiàn)對海上目標有效打擊和高效毀傷的主要因素。而實際作戰(zhàn)中艦船目標由鋼板和縱橫交錯的加強筋組合構成,加強筋由于良好的力學性能,在艦船結構中得到廣泛的應用。因此,開展加強筋對彈體侵徹效應的影響研究具有重要意義。

對于彈體侵徹均質(zhì)鋼板問題,開展了大量的理論和試驗研究,已取得豐富成果[1-8];目前關于侵徹加筋板架問題,特別是引信過載信號的研究相對較少。文獻[9]進行了尖卵形半穿甲戰(zhàn)斗部對加強筋與復合材料層組合板架結構的侵徹效應分析,證明了聚乙烯層可以減小低速彈體剩余速度,而加強筋對彈體的侵徹能力影響有限。文獻[10]研究了半穿甲戰(zhàn)斗部侵徹加筋板架不同位置的結構響應、毀傷變形和彈體的剩余速度,認為加強筋對穿甲效果的影響取決于彈頭著靶點。文獻[11]開展了圓柱形彈體侵徹單層加筋和三層加筋板架試驗研究,結合數(shù)值模擬得到了不同彈體初始工況和加筋結構形式下侵徹過程規(guī)律,發(fā)現(xiàn)非對稱侵徹彈體姿態(tài)產(chǎn)生明顯變化,加強筋相對位置在一定范圍內(nèi)對彈體運動影響較小。文獻[12]分析了不同彈體速度區(qū)間加強筋板架的抗侵徹性能、吸能模式和加筋形式對彈道軌跡的影響,給出了彈體剩余速度預報公式、各結構的吸能情況,認為T型材對飛行姿態(tài)影響較大。

然而,不同結構形式加強筋板架對彈體侵徹能力和引信過載信號特征有何影響尚未有研究。針對上述問題,本文研究半穿甲戰(zhàn)斗部對艦船板架的侵徹效應和毀傷機理問題,分析加強筋及加強筋結構形式對彈體穿甲能力和引信過載特征的影響,可以為航母及大型艦船的防護設計、半穿甲戰(zhàn)斗部的侵徹能力和毀傷效應提供技術支撐。

1 戰(zhàn)斗部侵徹板架概述

戰(zhàn)斗部對鋼板的侵徹效應可以通過以下方法進行分類：按彈體和靶板的結構、材料特性分類;按彈體的速度區(qū)間分類;按彈體的著角和攻角分類等。這些都是影響侵徹效應的重要物理參量,其中：彈體形狀與侵徹過程中的沖擊載荷、主要破壞機制以及大部分能量吸收有著密不可分的關系,尖頭彈容易產(chǎn)生韌性擴孔或花瓣撕裂,鈍頭彈則通常導致沖塞、凹陷、崩裂和破碎等;靶材強度在侵徹深度和彈道極限研究中占有較大比重,且與靶板厚度相關聯(lián);靶板厚度影響靶板的局部響應和整體結構響應;侵徹速度將導致不同的毀傷失效機制。而艦船板架結構是由正交加筋板組合而成的封閉式結構,布置有橫梁和縱骨加強筋,相比于均質(zhì)薄板更為復雜且毀傷破壞模式也有所不同。本文的研究問題是尖卵型戰(zhàn)斗部高速正侵徹艦船板架。

2 戰(zhàn)斗部對不同結構形式板架侵徹效應

戰(zhàn)斗部高速侵徹艦船加筋板架過程屬于瞬態(tài)沖擊動力學范疇,涉及材料的強非線性、高應變率,以及信號間的耦合傳遞等問題,給此類問題的理論研究造成極大的阻礙。實彈試驗是研究高速侵徹問題最為直接的手段,但由于試驗成本過高、測量困難等原因,一般采用等效縮比試驗。而等效縮比的相似準則難以全部滿足,并且縮尺比與試驗成本以及結果精度之間的矛盾格外顯著。而隨著計算機技術的飛速發(fā)展,高速侵徹問題的研究進入數(shù)字化時代,其中LS-DYNA軟件能夠較好地解決這類問題,具有簡單快速、成本低廉、可重復性等優(yōu)點,因而在爆炸與沖擊領域內(nèi)廣泛應用。

2.1 數(shù)值仿真計算方法

在LS-DYNA中主要采用拉格朗日方法(Lagrangian)描述戰(zhàn)斗部侵徹板架結構過程。該方法材料屬性賦予單元上,網(wǎng)格隨著物質(zhì)本身變形,因此有利于物質(zhì)追蹤,可以清晰捕捉材料界面,對不同材料采用相應的本構模型。高速侵徹問題的難點在于如何模擬不同結構之間的相互作用,現(xiàn)階段主要存在以下幾種方法進行處理：運動約束法、分配法和對稱罰函數(shù)法。罰函數(shù)法憑借原理簡單、適應性強等優(yōu)點廣泛使用。在計算過程中,在不同物質(zhì)界面處,構建無質(zhì)量彈簧,若沒穿透就不做任何處理,一旦發(fā)生穿透則施加懲罰力。該算法雖然邏輯清晰,降低沙漏效應,但為保證運算的進行需對存在初始穿透區(qū)域進行調(diào)整,因此必須選擇合理的算法參數(shù)和材料本構模型。

2.2 有限元模型

根據(jù)本文的研究內(nèi)容,確定工況為300 kg尖卵形戰(zhàn)斗部以750 m/s正侵徹四層三種不同結構形式板架。彈長1.2 m,彈體直徑為0.25 m,裝藥質(zhì)量36 kg,引信質(zhì)量5 kg,戰(zhàn)斗部有限元模型如圖1所示。

圖1 300 kg戰(zhàn)斗部有限元模型Fig.1 300 kg warhead finite element model

為研究加筋結構形式對戰(zhàn)斗部侵徹作用的影響,設計靶板結構時,應保證靶板的總質(zhì)量、材料和靶面尺寸均保持一致。表1、圖2分別給出了不同結構形式板架尺寸和有限元模型。

表1 不同結構形式板架尺寸參數(shù)Tab.1 Different forms of grillage structures geometric parameters

圖2 不同結構形式板架有限元模型Fig.2 Different forms of grillage structures finite element models

彈體材料為高強度鋼30CrMnSiNi2A,引信殼體是TC4鈦合金材料,鋼板和加強筋為國產(chǎn)船用高強度鋼921A;金屬材料采用計及應變率效應的塑性隨動硬化模型,該模型主要用來研究金屬材料的力學響應,在塑性加工、高速碰撞、非線性屈曲中廣泛應用。計算公式為

(1)

表2 彈體材料參數(shù)[14]Tab.2 Material parameters of projectile

表3 引信材料參數(shù)[15]Tab.3 Material parameters of fuze

表4 921A材料參數(shù)[16]Tab.4 Material parameters of 921A

裝藥為HMX,由于本文研究工況下的裝藥不會受到?jīng)_擊起爆,且炸藥在彈體中占有較大空間及重要位置,因此對載荷傳遞有著重要影響,為了精確地模擬應力波的傳播過程,其相關參數(shù)如表5所示。

表5 裝藥材料參數(shù)[17]Tab.5 Material parameters of charge

2.3 彈體侵徹不同板架結構形式力學響應分析

圖3給出了戰(zhàn)斗部侵徹四層等效靶板首層不同時刻應力云圖。彈體撞擊首層靶板時,首先鋼板中心發(fā)生彈性變形,彈性應力波以球面波的形式向外傳播;緊接著出現(xiàn)塑性變形,隨之塑性應力波開始形成,如圖3(a)～(c)所示。對于金屬鋼材料,彈性波傳播速度遠大于塑性波,彈性波快速到達靶板剛固邊界發(fā)生反射,如圖3(d)所示。如果靶板尺寸較小,彈性波短時間內(nèi)與原塑性波相互作用耦合,則會產(chǎn)生更加強烈的塑性效應,如圖4所示。因此靶板尺寸應該設置地足夠大,在彈性波反射與塑性波相遇之前,塑性波已經(jīng)卸載,如圖3(e)、(f)所示。本文中的板架結構尺寸為3 m×3 m,遠大于彈體的直徑0.25 m,所以靶板剛固邊界條件對該問題的研究影響較小。

圖3 不同時刻等效靶板首層應力云圖(3 m×3 m)Fig.3 Effective stress cloud images of the first equivalent plate at different time(3 m×3 m)

圖4 不同時刻等效靶板尺寸首層應力云圖(1.5 m×1.5 m)Fig.4 Effective stress cloud images of the first equivalent plate at different time(1.5 m×1.5 m)

圖5為相同時刻戰(zhàn)斗部侵徹板架首層應力云圖。不同結構形式會對靶面應力波的傳播產(chǎn)生影響,加強筋將限制應力波的傳播區(qū)域,并且加強筋與靶板的連接處產(chǎn)生明顯的分層現(xiàn)象。應力波沿筋內(nèi)行進,在連接處不同截面發(fā)生反射和透射。但是由于高速侵徹是一個瞬態(tài)沖擊局部破壞的過程,因此有無加筋對靶板的整體變形影響不大。

圖5 相同時刻不同結構形式板架首層應力云圖(0.30 ms)Fig.5 Effective stress cloud images of the first different forms of grillage structures in the same moment(0.30 ms)

圖6給出了侵徹四層等效靶板首層戰(zhàn)斗部不同時刻應力云圖。可以看出彈體頭部碰靶瞬間,應力波迅速在彈體內(nèi)部傳播,經(jīng)由卵型部,沿著彈體側壁向后方傳遞,如圖6(a)所示;彈體繼續(xù)侵徹靶板,應力波沿著側壁經(jīng)過彈體中部并向彈尾方向前進,根據(jù)應力波傳播特性分析,在卵型部和裝藥連接處,應力波在不同介質(zhì)界面?zhèn)鬟f過程中,會產(chǎn)生反射和透射,由于裝藥的波阻抗相較于彈體金屬材料的小,因此應力波發(fā)生衰減,峰值顯著降低,并且在裝藥中的傳播速度減小,如圖6(b)所示;當侵徹時間達到0.5 ms,此時戰(zhàn)斗部殼體的應力波已經(jīng)傳遞到彈體尾部引信位置處,引信內(nèi)部傳感器接收加速度信號,而裝藥內(nèi)部的應力波才剛傳遞至彈體靠近中間位置處,時間上存在滯后性,如圖6(c)所示;當彈體卵型部全部穿透靶板時,經(jīng)由彈體-裝藥傳遞的應力波到達引信,與殼體應力波相互耦合作用,造成信號粘連,如圖6(d)所示。

圖6 不同時刻侵徹等效靶板首層彈體應力云圖Fig.6 Effective stress cloud images of projectile penetrating into the first equivalent plate at different time

圖7為戰(zhàn)斗部侵徹板架破口示意圖。不同結構形式板架薄板整體無明顯變形,破口周圍局部破壞、斷面整齊、無裂紋,表現(xiàn)為典型的韌性擴孔失效模式;不同結構形式破口大小大致相同,略大于彈體直徑;T型材腹板截面慣性矩較大,產(chǎn)生剪切破壞;面板與腹板連接處出現(xiàn)剪切撕裂,并在破口附近形成彎曲翻卷,產(chǎn)生較大的結構碎片,由于加筋板T型材的存在,生成的破片相較于等效靶板數(shù)量更多、尺寸更大。

圖7 不同結構形式板架破口示意圖Fig.7 Diagrams of breach under different forms of grillage structures at different time

圖8為侵徹不同結構形式彈體速度衰減時歷曲線。戰(zhàn)斗部侵徹單層靶板時,整個侵徹過程穿孔時間約為12.4 ms,其速度大致呈階梯式衰減,穿出四層靶板后剩余速度為733 m/s左右,下降幅度為2.27%,整體振蕩較小;侵徹單一加筋板后剩余速度約為704 m/s,速度降低6.13%,振蕩較大;而侵徹十字加筋板時,速度下降至686 m/s左右,總體速度下降8.53%,整體波動最大。因此,加強筋可以對彈體的侵徹產(chǎn)生一定影響,速度衰減作用效果影響較小。

圖8 不同結構形式彈體速度衰減時歷曲線Fig.8 Velocity attenuation curve of projectile under different forms of grillage structures

圖9為不同結構形式鋼板和加強筋能量吸收情況。由于等效靶板的速度降最小,因此吸收的能量最少,約為5.56×105J;單一加筋板架中鋼板吸收的能量是4.26×105J左右,而加強筋吸收能量大概為9.69×105J,其占比約為鋼板的2倍;十字加筋板架吸收的總能量是2.01×106J左右,而加強筋占比約為總能量的4/5。因此,加強筋對于提升板架結構的整體強度具有重要作用。

圖9 不同結構形式鋼板和加強筋能量吸收Fig.9 Energy time history curve of different structural forms of steel plates and stiffeners

2.4 侵徹不同板架結構形式過載特征分析

圖10為侵徹不同結構形式板架彈體加速度時歷曲線。戰(zhàn)斗部侵徹等效靶板時,頭部剛碰靶時過載瞬間增大到達峰值,隨著彈體卵型部穿出靶板過載值迅速降低,整體形狀大致呈“尖峰”,最后趨于穩(wěn)定,應力波在彈體內(nèi)部傳播產(chǎn)生振蕩;而侵徹單一、十字加筋板時,彈體的過載會出現(xiàn)“雙峰”形態(tài),這是由于T型材面板的存在,相當于一定厚度的等效靶板,彈體頭部先后撞擊產(chǎn)生峰值。由表6可知,侵徹等效靶板彈體產(chǎn)生的加速度平均值為2.17×104m/s2,侵徹單一加筋板的加速度峰值是2.54×104m/s2,侵徹十字加筋板為3.62×104m/s2,因此不同結構形式板架影響彈體過載峰值的主要因素是加強筋。

表6 不同結構形式板架彈體加速度峰值對比Tab.6 The peak acceleration values of projectile under different forms of grillage structures

圖10 不同結構形式板架彈體過載時歷曲線Fig.10 Overload curve of projectile under different forms of grillage structures

圖11為侵徹不同結構形式板架引信加速度時歷曲線。戰(zhàn)斗部高速撞擊靶板時,在接觸界面將產(chǎn)生應力波并在彈體內(nèi)傳播,在各個連接界面處應力波將同時發(fā)生反射和透射,引起復雜的結構響應,從而引起引信加速度信號的混疊,出現(xiàn)過載粘連現(xiàn)象。由表7可知,傳感器測得的等效靶板工況下穿透各層板架的引信加速度峰值平均值為1.66×105m/s2,單一加筋板是1.63×105m/s2,十字加筋板為1.53×105m/s2。由于引信過載特征不明顯,所以需要進一步對信號開展分析。

表7 不同結構形式板架引信加速度峰值對比Tab.7 The peak acceleration values of fuze under different forms of grillage structures

圖11 不同結構形式板架引信過載時歷曲線Fig.11 Overload curve of fuze under different forms of grillage structures

由文獻[18]可知,戰(zhàn)斗部在碰靶瞬間引信相對彈體位移突然增大,此時加速度信號振動頻率與位移變化頻率接近;在彈體韌性擴孔期間,侵徹阻力基本穩(wěn)定,此時引信相對運動幅度明顯減小,加速度信號呈現(xiàn)出高頻振動特征;彈體侵徹等效靶板時,當卵型部穿出靶板后,破口大小基本不再變化,此時擴孔階段結束,進入貫穿階段,直到彈體尾部飛出靶板然后在靶間飛行;侵徹單一、十字加筋板時,由于加強筋的存在,擴孔階段的持續(xù)時間相較于等效靶板延長,侵徹單一加筋板該階段結束時間在彈體中后部穿出靶板時,其尾部區(qū)域還未貫穿,而侵徹十字加筋板則在彈尾穿出靶板后階段結束,因此該工況下的擴孔和貫穿階段區(qū)分并不明顯;隨著擴孔階段結束,進入貫穿和飛行階段,彈體動能降低,侵徹阻力顯著變化,相對位移再次增大并出現(xiàn)往復運動的趨勢,加速度信號振動頻率也隨之降低,如圖12所示。

圖12 引信過載時歷曲線對應彈體侵徹首層板架過程Fig.12 Overload curve of fuze corresponding to projectile penetrating into the first grillage structures process

文獻[19]提出一種多層過載信號目標特征中干擾疊加程度的評價指標,分別為層系數(shù)和層間系數(shù),其表達式如下：

(2)

(3)

其中,ai,i∈[1,L];aci,i+1,i∈[1,L-1];L為侵徹層數(shù),Ni為采樣點數(shù),Ti為持續(xù)時間;數(shù)據(jù)分段：a1(n)=a(n),n∈[1,N1];a2(n-N1)=a(n),n∈[N1+1,N1+N2];…

表8 不同結構形式板架引信過載信號層系數(shù)和層間系數(shù)對比Tab.8 The overload signal layer and inter-layer coefficients of fuze under different forms of grillage structures

3 仿真驗證

為驗證本文所用方法模擬高速侵徹鋼板問題的準確性,依據(jù)文獻[20—21]中開展的截卵形戰(zhàn)斗部正侵徹均質(zhì)和加筋板架實驗研究,結合實測數(shù)據(jù)進行對比。

截卵形戰(zhàn)斗部彈長0.37 m,直徑為0.105 m,質(zhì)量是16.185 kg,具體尺寸參數(shù)如圖13所示;均質(zhì)鋼板尺寸為1 400 mm×1 000 mm,厚度是15.2 mm;水平矩形大筋高68 mm,寬15.2 mm,間距600 mm,垂直矩形小筋高26 mm,寬7 mm,間距125 mm。彈體材料為30CrMnSiNi2A,靶板是921A,二者材料參數(shù)見表2和表4。

圖13 截卵形戰(zhàn)斗部有限元模型Fig.13 The truncated oval-nosed projectile finite element models

該實驗獲得了侵徹后靶板典型毀傷效果和高速攝像機采集的彈體速度等信息。圖14給出了戰(zhàn)斗部穿透均質(zhì)和加筋板架的典型毀傷效果,與仿真結果進行對比,可以看出彈體侵徹均質(zhì)金屬薄板的主要失效形式為剪切沖塞,整體產(chǎn)生微小變形,彈體與靶板碰撞區(qū)域形成隆起變形,在彈體頭部截頂邊緣處,靶板發(fā)生剪切撕裂,產(chǎn)生花瓣形破壞,隨著侵徹繼續(xù)進行,花瓣在根部脫落,形成略大于彈體直徑的破口;水平矩形大筋與靶板連接處出現(xiàn)剪切撕裂,并形成彎曲翻卷。可以看出試驗和仿真得到的最終侵徹毀傷效果基本一致,主要區(qū)別在于試驗破口右側大筋已經(jīng)部分崩落,而數(shù)值模擬兩側的大筋發(fā)生彎曲翻卷但尚未脫離,原因可能是實際加工過程中存在焊接缺陷。

圖14 截卵形戰(zhàn)斗部侵徹靶板試驗圖像與仿真結果對比Fig.14 Comparison between experimental images and numerical results of truncated oval-nosed projectile penetrating into steel plate

圖15和表9給出了仿真計算與試驗結果的對比情況,可以看出各項數(shù)據(jù)差異在5%以內(nèi),結果較為準確,驗證表明該數(shù)值仿真方法可以在一定程度上反映高速侵徹基本物理過程。

表9 試驗數(shù)據(jù)與仿真結果對比Tab.9 Comparison between experimental and numerical simulation results

圖15 仿真結果速度衰減時歷曲線Fig.15 Velocity attenuation curve of numerical result

由于實彈試驗特別是高速侵徹加筋板架相關試驗,公開發(fā)表的文獻較少,因此本文利用火箭撬侵徹試驗得到的引信過載特征數(shù)據(jù)進一步校核數(shù)值仿真方法的有效性和準確性。

試驗中戰(zhàn)斗部著靶速度為750 m/s,著角約為40°,攻角大致為2°～3°,第二層為921A鋼,其余是907A鋼,如圖16所示。圖17給出了試驗測得的引信過載信號峰值和脈寬與仿真計算結果對比曲線,可以看出二者整體誤差較小。

圖16 火箭撬侵徹試驗Fig.16 Experimental study on penetration of rocket sled

圖17 火箭撬試驗引信過載信號特征參數(shù)與仿真結果對比Fig.17 Comparison between rocket sled test and numerical results of fuze overload signal characteristic parameters

綜合上述分析,數(shù)值仿真計算得到的戰(zhàn)斗部及引信的動力學響應、鋼板整體產(chǎn)生的塑性變形、侵徹中心形成的撕裂破口等,與試驗結果吻合良好,因此可以充分說明數(shù)值仿真方法在模擬戰(zhàn)斗部高速侵徹艦船加筋板架問題的有效性和準確性。

4 結論

本文對半穿甲戰(zhàn)斗部對不同結構形式艦船板架侵徹過程中力學響應和過載特征規(guī)律進行了數(shù)值模擬研究。結果表明：1) 有無加筋和加筋形式對靶板的整體變形影響不大,加筋板架會產(chǎn)生數(shù)量更多、尺寸更大的結構碎片;2) 該速度下加強筋對彈體侵徹速度的衰減作用影響較小,不同結構形式對速度的下降幅度比值約為1∶2.5∶3.5(等效∶單一∶十字);3) 該速度下加強筋可以吸收更多的能量,單一加強筋吸收的能量占比約為鋼板的2倍,十字加強筋大致是4倍;4) 不同結構形式影響彈體過載峰值的主要因素是加強筋,T型材面板相當于一定厚度的鋼板,彈體過載信號產(chǎn)生“雙峰”形態(tài);5)加強筋可以延長侵徹擴孔階段的持續(xù)時間,影響引信過載信號特征,十字加筋板的信號振蕩加劇,粘連程度提高。