董三強，王國亮，余文力

(第二炮兵工程大學，陜西 西安710025)

0 引 言

航空母艦以艦載機為主要作戰(zhàn)武器，為海軍飛機的起降提供浮動的海上機場，在現(xiàn)代戰(zhàn)爭中起到了海上霸主的作用。因此，作為對立的另一方，如何有效抵制敵方航母的作戰(zhàn)效能對未來戰(zhàn)爭的勝負至關重要。半穿甲戰(zhàn)斗部是目前普遍采用的反艦導彈戰(zhàn)斗部。作為研究航母侵徹毀傷效能的主要手段之一，數(shù)值仿真計算方法已經(jīng)得到重要的應用。然而在具體的實例中，材料模型的選取及模型參數(shù)的確定是影響數(shù)值仿真計算結果的關鍵因素之一。本文采用數(shù)值仿真方法，建立航母甲板侵徹的有限元模型，通過文獻調研，確定材料模型及參數(shù)，并結合相關試驗數(shù)據(jù)對模型進行驗證，保證模型的有效性。

1 有限元模型的建立

1.1 有限元網(wǎng)絡模型

如圖1 所示，以美國“尼米茲”級航母的具體結構為基本依據(jù)，以俄羅斯“庫茲涅佐夫”航母的龍骨、肋骨等加強筋的分布情況為參考［1-4］，按幾何相似、剛度等效的原則，建立彈丸及靶板的有限元網(wǎng)格模型。

彈丸由殼體、裝藥和引信3 部分組成，質量約16 kg，彈體長370 mm，彈徑105 mm，彈丸頭部為截卵形，截頭直徑20 mm，彈體弧部半徑180 mm。靶板長1 400 mm，寬1 000 mm。底板厚15.2 mm;大筋高度68 mm，寬15.2 mm;小筋高度26 mm，寬7 mm。小筋間距125 mm，大筋間距600 mm。

模型中應用了過渡技術改變網(wǎng)格在靶板上的分布，使得靠近彈丸侵徹的區(qū)域網(wǎng)格的密度較大，遠離彈丸侵徹的區(qū)域網(wǎng)格的密度較小。為了模擬實際的實驗條件，對有限元模型中靶板的相應2 個側面施加了固定邊界條件，其他側面及靶板的表面和背面為自由邊界面。

1.2 材料模型

彈丸材料采用30 CrMnSi，靶板材料采用與美航母用材HY -80 力學性能相當?shù)膰a(chǎn)921 A 型鋼。計算中，采用塑性動態(tài)硬化材料模型來描述彈丸及靶板材料的應力應變關系［5-6］。

如圖2 所示，塑性動態(tài)硬化材料模型考慮應變率的效應，采用Cowper and Symonds 模型，即通過關于應變率的系數(shù)縮放屈服應力。

［2，7 -8］，彈丸及靶板的模型參數(shù)取值如表1 所示。

圖2 彈丸及靶板材料彈塑性行為Fig.2 Materials behaviors of the warhead and the targets

表1 彈丸殼體材料模型參數(shù)Tab.1 Model parameters of the warhead and the target

彈丸中的炸藥和引信均按彈性材料處理。其中，裝藥密度取1.7 g/cm3，引信密度取3.8 g/cm3。

2 有限元模型的驗證

基于本文建立的有限元模型，應用LS -DYNA非線性有限元分析軟件分別計算了彈丸正侵徹單層或多層間隔加筋靶的6 種工況及以不同角度、不同位置斜侵徹單層加筋靶的3 種工況，并與相關實驗結果［2］進行對比。工況設置及計算結果分別見表2和表3。

表2 正侵徹靶板設置及剩余速度計算結果與實驗結果對比Tab.2 Normal incidence cases and corresponding results

表3 斜侵徹靶板設置及剩余速度計算結果與實驗結果對比Tab.3 Oblique incidence cases and corresponding results

從表2 和表3 中數(shù)據(jù)可看出，基于本文建立的有限元模型應用LS-DYNA 軟件計算得到的彈丸穿靶后的剩余速度與文獻中的相應實驗測定值比較接近。正侵徹情況下，穿過第1 層靶后的剩余速度相對誤差控制在0.42% ～3.51%之間，平均相對誤差為2.43%。侵徹3 層間隔板時，穿透第2 層和第3 層靶后的剩余速度相對誤差較大，分別達到了5.35%和6.81%，且相對于穿透第1 層后的剩余速度相對誤差呈現(xiàn)逐級增大的趨勢，分析認為是由于誤差累積而被放大的緣故。其次，穿板后剩余速度的計算結果值普遍比實測值偏小，分析原因可能是系統(tǒng)誤差導致的。斜侵徹情況下，3 個不同算例中，計算得到的彈丸穿過靶板后的剩余速度與相關參考文獻中的相應實驗測定值之間的相對誤差控制分別為0.75%，0.70%和0.44%，從一定程度上驗證了本文所建立的有限元模型的正確性。

圖3 彈丸對加筋靶的侵徹破壞模式(算例3)Fig.3 Damage models of the warhead penetrating the target (Case 3)

從破壞模式上看，正侵徹情況下，彈丸對金屬薄靶的破壞為綜合破壞模式。如圖3 所示受到彈丸的動能沖擊作用，侵徹點區(qū)域的金屬材料出現(xiàn)塑性變形及流動，在金屬薄板的表面形成了碟狀的變形區(qū)域。從靶板背面看，靶板的破壞以花瓣式破壞為主，兼有沖塞破壞效應，破壞模式與實驗結果相一致。斜侵徹條件下，裂縫的擴展具有不對稱性，從某種意義上抑制了沖塞式破壞模式的發(fā)生，主要表現(xiàn)為花瓣式破壞模式。

3 結 語

采用數(shù)值仿真方法，建立了半穿甲戰(zhàn)斗部對航母甲板侵徹效應的數(shù)值仿真有限元模型，應用LS -DYNA 非線性有限元分析軟件分別計算了彈丸正侵徹單層或多層間隔加筋靶的6 種工況以及彈丸以不同角度、不同侵徹點斜侵徹單層加筋靶的3 種工況。計算結果顯示，由正侵徹的6 個不同算例計算得到的彈丸穿靶后的剩余速度與相關參考文獻中的相應實驗測定值比較接近，穿過第1 層靶后的剩余速度相對誤差控制在0.42% ～3.51%之間;由斜侵徹的3 個不同算例計算得到的彈丸穿過靶板后的剩余速度相對誤差控制分別為0.75%，0.70%和0.44%;半穿甲彈對921 A 金屬薄靶的破壞為花瓣式破壞和沖塞破壞效應的綜合破壞模式。數(shù)據(jù)模擬的計算結果與相關文獻的實驗數(shù)據(jù)基本一致，驗證了該有限元模型及相關材料模型的正確性，可以用于半穿甲彈戰(zhàn)斗部侵徹毀傷效應的研究。

參考文獻:

［1］藍嶺.“尼米茲”級航母抗毀傷能力深化研究［J］. 魚雷技術，2002，10(3):8 -13.

［2］段卓平.半穿甲彈丸對加筋靶板侵徹的終點彈道的實驗和理論研究［J］.爆炸與沖擊，2005，25(6):547 -552.

［3］段卓平，張中國，李金柱，等.半穿甲戰(zhàn)斗部對加筋靶板和均質靶板垂直侵徹的實驗研究［J］. 彈箭與制導學報，2005，25(2):148 -150.

［4］宋衛(wèi)東，寧建國，張中國，等.多層加筋靶板的侵徹模型與等效方法［J］.彈道學報，2004，16(3):49 -54.

［5］JONES N. Structural Impact［M］. (1st Edition，1989).Paperback Edition Cambridge， Cambridge University Press，1977:403 -405.

［6］LS-DYNA KEYWORD USER′S MANUAL［CP］. March 2003 Version 970.

［7］張林，張祖根，秦曉云，等.D6A、921 和45 鋼的動態(tài)破壞與低壓沖擊特性［J］.高壓物理學報，2003，17(4):305-310.

［8］劉心德.F175 和30CrMnSi 鋼的三種對比試驗［J］.宇航材料工藝，1985(5):29 -33.