半穿甲战斗部对不同结构形式板架侵彻效应

贺一轩,李彩芳,梁灏鸿,邵志豪,张 珂

(1. 西安机电信息技术研究所, 陕西 西安 710065; 2.机电动态控制重点实验室, 陕西 西安 710065)

0 引言

半穿甲侵彻战斗部可以对航母及大型舰船内部高价值目标实现打击和毁伤的效果。反舰弹药在侵彻入舰船内部合适位置甚至指定甲板处作用,战斗部的高速侵彻能力和引信的计时计层起爆是实现对海上目标有效打击和高效毁伤的主要因素。而实际作战中舰船目标由钢板和纵横交错的加强筋组合构成,加强筋由于良好的力学性能,在舰船结构中得到广泛的应用。因此,开展加强筋对弹体侵彻效应的影响研究具有重要意义。

对于弹体侵彻均质钢板问题,开展了大量的理论和试验研究,已取得丰富成果[1-8];目前关于侵彻加筋板架问题,特别是引信过载信号的研究相对较少。文献[9]进行了尖卵形半穿甲战斗部对加强筋与复合材料层组合板架结构的侵彻效应分析,证明了聚乙烯层可以减小低速弹体剩余速度,而加强筋对弹体的侵彻能力影响有限。文献[10]研究了半穿甲战斗部侵彻加筋板架不同位置的结构响应、毁伤变形和弹体的剩余速度,认为加强筋对穿甲效果的影响取决于弹头着靶点。文献[11]开展了圆柱形弹体侵彻单层加筋和三层加筋板架试验研究,结合数值模拟得到了不同弹体初始工况和加筋结构形式下侵彻过程规律,发现非对称侵彻弹体姿态产生明显变化,加强筋相对位置在一定范围内对弹体运动影响较小。文献[12]分析了不同弹体速度区间加强筋板架的抗侵彻性能、吸能模式和加筋形式对弹道轨迹的影响,给出了弹体剩余速度预报公式、各结构的吸能情况,认为T型材对飞行姿态影响较大。

然而,不同结构形式加强筋板架对弹体侵彻能力和引信过载信号特征有何影响尚未有研究。针对上述问题,本文研究半穿甲战斗部对舰船板架的侵彻效应和毁伤机理问题,分析加强筋及加强筋结构形式对弹体穿甲能力和引信过载特征的影响,可以为航母及大型舰船的防护设计、半穿甲战斗部的侵彻能力和毁伤效应提供技术支撑。

1 战斗部侵彻板架概述

战斗部对钢板的侵彻效应可以通过以下方法进行分类：按弹体和靶板的结构、材料特性分类;按弹体的速度区间分类;按弹体的着角和攻角分类等。这些都是影响侵彻效应的重要物理参量,其中：弹体形状与侵彻过程中的冲击载荷、主要破坏机制以及大部分能量吸收有着密不可分的关系,尖头弹容易产生韧性扩孔或花瓣撕裂,钝头弹则通常导致冲塞、凹陷、崩裂和破碎等;靶材强度在侵彻深度和弹道极限研究中占有较大比重,且与靶板厚度相关联;靶板厚度影响靶板的局部响应和整体结构响应;侵彻速度将导致不同的毁伤失效机制。而舰船板架结构是由正交加筋板组合而成的封闭式结构,布置有横梁和纵骨加强筋,相比于均质薄板更为复杂且毁伤破坏模式也有所不同。本文的研究问题是尖卵型战斗部高速正侵彻舰船板架。

2 战斗部对不同结构形式板架侵彻效应

战斗部高速侵彻舰船加筋板架过程属于瞬态冲击动力学范畴,涉及材料的强非线性、高应变率,以及信号间的耦合传递等问题,给此类问题的理论研究造成极大的阻碍。实弹试验是研究高速侵彻问题最为直接的手段,但由于试验成本过高、测量困难等原因,一般采用等效缩比试验。而等效缩比的相似准则难以全部满足,并且缩尺比与试验成本以及结果精度之间的矛盾格外显著。而随着计算机技术的飞速发展,高速侵彻问题的研究进入数字化时代,其中LS-DYNA软件能够较好地解决这类问题,具有简单快速、成本低廉、可重复性等优点,因而在爆炸与冲击领域内广泛应用。

2.1 数值仿真计算方法

在LS-DYNA中主要采用拉格朗日方法(Lagrangian)描述战斗部侵彻板架结构过程。该方法材料属性赋予单元上,网格随着物质本身变形,因此有利于物质追踪,可以清晰捕捉材料界面,对不同材料采用相应的本构模型。高速侵彻问题的难点在于如何模拟不同结构之间的相互作用,现阶段主要存在以下几种方法进行处理：运动约束法、分配法和对称罚函数法。罚函数法凭借原理简单、适应性强等优点广泛使用。在计算过程中,在不同物质界面处,构建无质量弹簧,若没穿透就不做任何处理,一旦发生穿透则施加惩罚力。该算法虽然逻辑清晰,降低沙漏效应,但为保证运算的进行需对存在初始穿透区域进行调整,因此必须选择合理的算法参数和材料本构模型。

2.2 有限元模型

根据本文的研究内容,确定工况为300 kg尖卵形战斗部以750 m/s正侵彻四层三种不同结构形式板架。弹长1.2 m,弹体直径为0.25 m,装药质量36 kg,引信质量5 kg,战斗部有限元模型如图1所示。

图1 300 kg战斗部有限元模型Fig.1 300 kg warhead finite element model

为研究加筋结构形式对战斗部侵彻作用的影响,设计靶板结构时,应保证靶板的总质量、材料和靶面尺寸均保持一致。表1、图2分别给出了不同结构形式板架尺寸和有限元模型。

表1 不同结构形式板架尺寸参数Tab.1 Different forms of grillage structures geometric parameters

图2 不同结构形式板架有限元模型Fig.2 Different forms of grillage structures finite element models

弹体材料为高强度钢30CrMnSiNi2A,引信壳体是TC4钛合金材料,钢板和加强筋为国产船用高强度钢921A;金属材料采用计及应变率效应的塑性随动硬化模型,该模型主要用来研究金属材料的力学响应,在塑性加工、高速碰撞、非线性屈曲中广泛应用。计算公式为

(1)

表2 弹体材料参数[14]Tab.2 Material parameters of projectile

表3 引信材料参数[15]Tab.3 Material parameters of fuze

表4 921A材料参数[16]Tab.4 Material parameters of 921A

装药为HMX,由于本文研究工况下的装药不会受到冲击起爆,且炸药在弹体中占有较大空间及重要位置,因此对载荷传递有着重要影响,为了精确地模拟应力波的传播过程,其相关参数如表5所示。

表5 装药材料参数[17]Tab.5 Material parameters of charge

2.3 弹体侵彻不同板架结构形式力学响应分析

图3给出了战斗部侵彻四层等效靶板首层不同时刻应力云图。弹体撞击首层靶板时,首先钢板中心发生弹性变形,弹性应力波以球面波的形式向外传播;紧接着出现塑性变形,随之塑性应力波开始形成,如图3(a)～(c)所示。对于金属钢材料,弹性波传播速度远大于塑性波,弹性波快速到达靶板刚固边界发生反射,如图3(d)所示。如果靶板尺寸较小,弹性波短时间内与原塑性波相互作用耦合,则会产生更加强烈的塑性效应,如图4所示。因此靶板尺寸应该设置地足够大,在弹性波反射与塑性波相遇之前,塑性波已经卸载,如图3(e)、(f)所示。本文中的板架结构尺寸为3 m×3 m,远大于弹体的直径0.25 m,所以靶板刚固边界条件对该问题的研究影响较小。

图3 不同时刻等效靶板首层应力云图(3 m×3 m)Fig.3 Effective stress cloud images of the first equivalent plate at different time(3 m×3 m)

图4 不同时刻等效靶板尺寸首层应力云图(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)

图5为相同时刻战斗部侵彻板架首层应力云图。不同结构形式会对靶面应力波的传播产生影响,加强筋将限制应力波的传播区域,并且加强筋与靶板的连接处产生明显的分层现象。应力波沿筋内行进,在连接处不同截面发生反射和透射。但是由于高速侵彻是一个瞬态冲击局部破坏的过程,因此有无加筋对靶板的整体变形影响不大。

图5 相同时刻不同结构形式板架首层应力云图(0.30 ms)Fig.5 Effective stress cloud images of the first different forms of grillage structures in the same moment(0.30 ms)

图6给出了侵彻四层等效靶板首层战斗部不同时刻应力云图。可以看出弹体头部碰靶瞬间,应力波迅速在弹体内部传播,经由卵型部,沿着弹体侧壁向后方传递,如图6(a)所示;弹体继续侵彻靶板,应力波沿着侧壁经过弹体中部并向弹尾方向前进,根据应力波传播特性分析,在卵型部和装药连接处,应力波在不同介质界面传递过程中,会产生反射和透射,由于装药的波阻抗相较于弹体金属材料的小,因此应力波发生衰减,峰值显著降低,并且在装药中的传播速度减小,如图6(b)所示;当侵彻时间达到0.5 ms,此时战斗部壳体的应力波已经传递到弹体尾部引信位置处,引信内部传感器接收加速度信号,而装药内部的应力波才刚传递至弹体靠近中间位置处,时间上存在滞后性,如图6(c)所示;当弹体卵型部全部穿透靶板时,经由弹体-装药传递的应力波到达引信,与壳体应力波相互耦合作用,造成信号粘连,如图6(d)所示。

图6 不同时刻侵彻等效靶板首层弹体应力云图Fig.6 Effective stress cloud images of projectile penetrating into the first equivalent plate at different time

图7为战斗部侵彻板架破口示意图。不同结构形式板架薄板整体无明显变形,破口周围局部破坏、断面整齐、无裂纹,表现为典型的韧性扩孔失效模式;不同结构形式破口大小大致相同,略大于弹体直径;T型材腹板截面惯性矩较大,产生剪切破坏;面板与腹板连接处出现剪切撕裂,并在破口附近形成弯曲翻卷,产生较大的结构碎片,由于加筋板T型材的存在,生成的破片相较于等效靶板数量更多、尺寸更大。

图7 不同结构形式板架破口示意图Fig.7 Diagrams of breach under different forms of grillage structures at different time

图8为侵彻不同结构形式弹体速度衰减时历曲线。战斗部侵彻单层靶板时,整个侵彻过程穿孔时间约为12.4 ms,其速度大致呈阶梯式衰减,穿出四层靶板后剩余速度为733 m/s左右,下降幅度为2.27%,整体振荡较小;侵彻单一加筋板后剩余速度约为704 m/s,速度降低6.13%,振荡较大;而侵彻十字加筋板时,速度下降至686 m/s左右,总体速度下降8.53%,整体波动最大。因此,加强筋可以对弹体的侵彻产生一定影响,速度衰减作用效果影响较小。

图8 不同结构形式弹体速度衰减时历曲线Fig.8 Velocity attenuation curve of projectile under different forms of grillage structures

图9为不同结构形式钢板和加强筋能量吸收情况。由于等效靶板的速度降最小,因此吸收的能量最少,约为5.56×105J;单一加筋板架中钢板吸收的能量是4.26×105J左右,而加强筋吸收能量大概为9.69×105J,其占比约为钢板的2倍;十字加筋板架吸收的总能量是2.01×106J左右,而加强筋占比约为总能量的4/5。因此,加强筋对于提升板架结构的整体强度具有重要作用。

图9 不同结构形式钢板和加强筋能量吸收Fig.9 Energy time history curve of different structural forms of steel plates and stiffeners

2.4 侵彻不同板架结构形式过载特征分析

图10为侵彻不同结构形式板架弹体加速度时历曲线。战斗部侵彻等效靶板时,头部刚碰靶时过载瞬间增大到达峰值,随着弹体卵型部穿出靶板过载值迅速降低,整体形状大致呈“尖峰”,最后趋于稳定,应力波在弹体内部传播产生振荡;而侵彻单一、十字加筋板时,弹体的过载会出现“双峰”形态,这是由于T型材面板的存在,相当于一定厚度的等效靶板,弹体头部先后撞击产生峰值。由表6可知,侵彻等效靶板弹体产生的加速度平均值为2.17×104m/s2,侵彻单一加筋板的加速度峰值是2.54×104m/s2,侵彻十字加筋板为3.62×104m/s2,因此不同结构形式板架影响弹体过载峰值的主要因素是加强筋。

表6 不同结构形式板架弹体加速度峰值对比Tab.6 The peak acceleration values of projectile under different forms of grillage structures

图10 不同结构形式板架弹体过载时历曲线Fig.10 Overload curve of projectile under different forms of grillage structures

图11为侵彻不同结构形式板架引信加速度时历曲线。战斗部高速撞击靶板时,在接触界面将产生应力波并在弹体内传播,在各个连接界面处应力波将同时发生反射和透射,引起复杂的结构响应,从而引起引信加速度信号的混叠,出现过载粘连现象。由表7可知,传感器测得的等效靶板工况下穿透各层板架的引信加速度峰值平均值为1.66×105m/s2,单一加筋板是1.63×105m/s2,十字加筋板为1.53×105m/s2。由于引信过载特征不明显,所以需要进一步对信号开展分析。

表7 不同结构形式板架引信加速度峰值对比Tab.7 The peak acceleration values of fuze under different forms of grillage structures

图11 不同结构形式板架引信过载时历曲线Fig.11 Overload curve of fuze under different forms of grillage structures

由文献[18]可知,战斗部在碰靶瞬间引信相对弹体位移突然增大,此时加速度信号振动频率与位移变化频率接近;在弹体韧性扩孔期间,侵彻阻力基本稳定,此时引信相对运动幅度明显减小,加速度信号呈现出高频振动特征;弹体侵彻等效靶板时,当卵型部穿出靶板后,破口大小基本不再变化,此时扩孔阶段结束,进入贯穿阶段,直到弹体尾部飞出靶板然后在靶间飞行;侵彻单一、十字加筋板时,由于加强筋的存在,扩孔阶段的持续时间相较于等效靶板延长,侵彻单一加筋板该阶段结束时间在弹体中后部穿出靶板时,其尾部区域还未贯穿,而侵彻十字加筋板则在弹尾穿出靶板后阶段结束,因此该工况下的扩孔和贯穿阶段区分并不明显;随着扩孔阶段结束,进入贯穿和飞行阶段,弹体动能降低,侵彻阻力显著变化,相对位移再次增大并出现往复运动的趋势,加速度信号振动频率也随之降低,如图12所示。

图12 引信过载时历曲线对应弹体侵彻首层板架过程Fig.12 Overload curve of fuze corresponding to projectile penetrating into the first grillage structures process

文献[19]提出一种多层过载信号目标特征中干扰叠加程度的评价指标,分别为层系数和层间系数,其表达式如下：

(2)

(3)

其中,ai,i∈[1,L];aci,i+1,i∈[1,L-1];L为侵彻层数,Ni为采样点数,Ti为持续时间;数据分段：a1(n)=a(n),n∈[1,N1];a2(n-N1)=a(n),n∈[N1+1,N1+N2];…

表8 不同结构形式板架引信过载信号层系数和层间系数对比Tab.8 The overload signal layer and inter-layer coefficients of fuze under different forms of grillage structures

3 仿真验证

为验证本文所用方法模拟高速侵彻钢板问题的准确性,依据文献[20—21]中开展的截卵形战斗部正侵彻均质和加筋板架实验研究,结合实测数据进行对比。

截卵形战斗部弹长0.37 m,直径为0.105 m,质量是16.185 kg,具体尺寸参数如图13所示;均质钢板尺寸为1 400 mm×1 000 mm,厚度是15.2 mm;水平矩形大筋高68 mm,宽15.2 mm,间距600 mm,垂直矩形小筋高26 mm,宽7 mm,间距125 mm。弹体材料为30CrMnSiNi2A,靶板是921A,二者材料参数见表2和表4。

图13 截卵形战斗部有限元模型Fig.13 The truncated oval-nosed projectile finite element models

该实验获得了侵彻后靶板典型毁伤效果和高速摄像机采集的弹体速度等信息。图14给出了战斗部穿透均质和加筋板架的典型毁伤效果,与仿真结果进行对比,可以看出弹体侵彻均质金属薄板的主要失效形式为剪切冲塞,整体产生微小变形,弹体与靶板碰撞区域形成隆起变形,在弹体头部截顶边缘处,靶板发生剪切撕裂,产生花瓣形破坏,随着侵彻继续进行,花瓣在根部脱落,形成略大于弹体直径的破口;水平矩形大筋与靶板连接处出现剪切撕裂,并形成弯曲翻卷。可以看出试验和仿真得到的最终侵彻毁伤效果基本一致,主要区别在于试验破口右侧大筋已经部分崩落,而数值模拟两侧的大筋发生弯曲翻卷但尚未脱离,原因可能是实际加工过程中存在焊接缺陷。

图14 截卵形战斗部侵彻靶板试验图像与仿真结果对比Fig.14 Comparison between experimental images and numerical results of truncated oval-nosed projectile penetrating into steel plate

图15和表9给出了仿真计算与试验结果的对比情况,可以看出各项数据差异在5%以内,结果较为准确,验证表明该数值仿真方法可以在一定程度上反映高速侵彻基本物理过程。

表9 试验数据与仿真结果对比Tab.9 Comparison between experimental and numerical simulation results

图15 仿真结果速度衰减时历曲线Fig.15 Velocity attenuation curve of numerical result

由于实弹试验特别是高速侵彻加筋板架相关试验,公开发表的文献较少,因此本文利用火箭撬侵彻试验得到的引信过载特征数据进一步校核数值仿真方法的有效性和准确性。

试验中战斗部着靶速度为750 m/s,着角约为40°,攻角大致为2°～3°,第二层为921A钢,其余是907A钢,如图16所示。图17给出了试验测得的引信过载信号峰值和脉宽与仿真计算结果对比曲线,可以看出二者整体误差较小。

图16 火箭撬侵彻试验Fig.16 Experimental study on penetration of rocket sled

图17 火箭撬试验引信过载信号特征参数与仿真结果对比Fig.17 Comparison between rocket sled test and numerical results of fuze overload signal characteristic parameters

综合上述分析,数值仿真计算得到的战斗部及引信的动力学响应、钢板整体产生的塑性变形、侵彻中心形成的撕裂破口等,与试验结果吻合良好,因此可以充分说明数值仿真方法在模拟战斗部高速侵彻舰船加筋板架问题的有效性和准确性。

4 结论

本文对半穿甲战斗部对不同结构形式舰船板架侵彻过程中力学响应和过载特征规律进行了数值模拟研究。结果表明：1) 有无加筋和加筋形式对靶板的整体变形影响不大,加筋板架会产生数量更多、尺寸更大的结构碎片;2) 该速度下加强筋对弹体侵彻速度的衰减作用影响较小,不同结构形式对速度的下降幅度比值约为1∶2.5∶3.5(等效∶单一∶十字);3) 该速度下加强筋可以吸收更多的能量,单一加强筋吸收的能量占比约为钢板的2倍,十字加强筋大致是4倍;4) 不同结构形式影响弹体过载峰值的主要因素是加强筋,T型材面板相当于一定厚度的钢板,弹体过载信号产生“双峰”形态;5)加强筋可以延长侵彻扩孔阶段的持续时间,影响引信过载信号特征,十字加筋板的信号振荡加剧,粘连程度提高。