半穿甲战斗部侵彻过程中温升的数值模拟

2019-03-28陈智刚李世纪张孝中印立魁付建平

兵器装备工程学报 2019年2期

赵庚,陈智刚,李世纪,张孝中,印立魁,付建平

(1.中北大学地下目标毁伤技术国防重点学科实验室，太原 030051；2.中国船舶集团公司第七一三研究所，郑州 450015； 3.山西北方晋东化工有限公司，山西阳泉 045000)

反舰导弹多采用半穿甲战斗部，侵彻时须穿透一定厚度的装甲后爆炸才能达到其毁伤效能。弹体侵彻装甲时，塑性变形和摩擦引起的热效应会影响弹体强度和弹内装药的安定性。随着钝感浇注高聚物粘结炸药(PBX)等的广泛使用，目前国内外学者对半穿甲战斗部侵彻过程中的应力、应变研究较多[1—5]，对钝感装药的半穿甲战斗部侵彻过程的热效应研究较少[6]。基于LS-DYNA的热固耦合算法，研究了某型半穿甲战斗部在不同着靶条件下的侵彻过程，分析了着靶速度和着角两个着靶参数对半穿甲战斗部侵彻过程中温升的影响。

1 物理模型

导弹对航母结构的破坏主要在飞行甲板、上层建筑和水线以上的舷侧部分结构[7]。将美军“尼米兹”级航母的飞行甲板作为侵彻目标，靶板结构为50mm厚的HY-80钢板，其材料性能与国产船用921钢相当。采用的某型半穿甲战斗部弹径为340 mm，结构简化为壳体和钝感装药，壳体材料为35CrMnSiA，钝感装药材料为PBX9404。

利用德马耳经验公式[8]对弹丸击穿靶板时所需的侵彻极限速度vb进行估算。公式假设弹丸只作直线运动，不旋转，在碰撞靶板时不变形，所有动能都消耗于击穿靶板。在垂直侵彻靶板时，德马耳经验公式如下：

(1)

式中:K是经验系数，由靶板性质而定，工程中一般取2 400，d是弹丸口径，h是靶板厚度，ms是弹丸质量。采用的单位制为[vb]=m/s，[d]=[h]=dm(分米)，[ms]=kg。经过以上计算可得出：该弹的极限侵彻速度vb为216 m/s。

分析着靶速度和着角两个着靶参数对于半穿甲战斗部侵彻过程中温升的影响。假设半穿甲战斗部的速度V的方向与弹轴EO重合，大小分别为400 m/s、600 m/s、800 m/s。速度方向和靶板法线方向OD的夹角为着角θ，大小分别为0°、15°、30°、45°、60°。侵彻示意图如图1。

图1 侵彻示意图

2 有限元模型

模型基于以下假设而建立：战斗部侵彻过程为绝热过程，不计重力和空气阻力，也不考虑靶板的运动和侧边效应，战斗部和靶板的初始应力为零且它们均为连续介质[7]。战斗部高速侵彻靶板的过程中，金属在大变形、高应变率下发生塑性变形，塑性变形做功转化为热能，从而引起温度变化的热效应，即热的波动，而不是热传递、辐射、对流，侵彻过程时间短，不考虑材料与周围空气的热交换。同时，战斗部侵彻过程存在高速摩擦，摩擦做功转化为热，也会引起战斗部温度的升高[10]。

战斗部和靶板的网格划分通过TrueGrid软件来完成，采用六面体实体单元，单位制为cm-g-μs，建立1/2的有限元模型，靶板四周加无反射边界条件，靶板尺寸为1 000 mm×500 mm×38 mm。计算模型采用拉格朗日算法。在LS_DYNA971中，设定与热固耦合分析相关的关键字：利用 CONTROL_SOLUTION激活热固耦合分析；利用CONTROL_THERMAL_SOLVER定义瞬态非线性分析，其中参数FWORK设置为1，表示塑性变形能全部转化为热能；利用CONTROL_THERMAL_NONLINEAR定义温度的收敛容限等参数；利用CONTROL_ THERMAL_TIMESTEP控制热分析中的时间步长；利用CONTROL_CONTACT改变接触表面计算的默认设置，其中卡片4中的参数FRCENG用于摩擦滑移能的计算控制；利用INITIAL_TEMPERATURE_SET设置战斗部和靶板的初始温度为293 K；利CONTACT_ERODING_SURFACE_TO_SURFACE接触算法考虑塑性变形引起的温升，而CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_ SURFACE接触算法还可以考虑由摩擦生热引起的温升，其中静摩擦系数为0.15，动摩擦系数为0.10[11—14]。有限元模型如图2所示，A、B、C、D、E、F点为装药上设置的六个观测点。

图2 有限元模型

有限元模型中，壳体材料为35CrMnSiA，装药材料为PBX9404，靶板材料为船用921钢。壳体、装药、靶板均采用塑性随动材料PLASTIC_KINEMATIC模型，其中ρ为密度，E为弹性模量，v为泊松比，σy为屈服强度，利用MAT_THERMAL_ISOTROPIC来定义材料的热学属性，其中Cv为比定容热容，λ为热导率，计算弹体的温升变化时假设各材料的物性参数为常数，主要材料参数[15]如表1所示。

表1 壳体、装药、靶板的主要材料参数

3 仿真结果及分析

3.1 半穿甲战斗部侵彻靶板过程中的温升

以半穿甲战斗部与靶板着角θ为15°，着靶速度V为800 m/s的工况为代表，分析半穿甲战斗部侵彻靶板过程中的温升。

图3为半穿甲战斗部侵彻靶板过程中整体模型的温度云图，图4为壳体的温度云图，图5为装药的温度云图。壳体和靶板的温升相对较大，壳体的与靶板发生侵蚀接触，着角为15°，壳体左侧近靶端先接触靶板，侵彻过程中壳体受力不均匀，由于塑性变形产热和摩擦生热，壳体头部发生变形和磨损的区域温升明显。400 μs时壳体外表面温度达到最高温度790.7 K，弹头几乎穿透靶板，此后温度基本不变。如图5所示，1 300 μs时战斗部尾部左侧与靶板碰撞，塑性变形较大，温升明显，2 000 μs时战斗部穿透靶板完成侵彻，装药温度到达最高点304.0 K。靶板向后产生花瓣形破坏，塑性变形较大，且靶板背面有崩落的破片。

图3 整体模型的温度云图

图4 壳体的温度云图

如图1所示在装药上取A、B、C、D、E、F共6个观测点，得到各点的温度时程曲线，如图6所示。从图3到图6可以看出，装药的温升相对较小，侵彻初期600 μs时刻，装药头部前端(A点)及左侧边缘(D点)温升最大，500～1 000 μs期间，装药尾部与壳体底部存在间隙，700 μs时刻间隙最大，壳体底部变形明显，先凹陷后凸出，装药各观测点的温升上下波动，大小趋势基本不变。1 100 μs开始，A点、D点温度逐渐降低，C点、F点温升较快，侵彻末期战斗部尾部与靶板碰撞，相应出现高应力，1 200 μs开始，装药前端与壳体出现间隙，侵彻结束后间隙才逐渐消失，1 300 μs时刻，C点、F点温度最高。1 500 μs开始，装药前段中心(B点)温升最快，2 000 μs时刻到达装药温度最高点304.0 K。

3.2 不同着靶条件下战斗部侵彻过程中温升的对比分析

改变着靶速度V(V=400 m/s、V=600 m/s、V=800 m/s)和着角θ(θ=0°、θ=15°、θ=30°、θ=45°、θ=60°)着靶条件，进行数值模拟比较。

侵彻过程中装药和壳体的最大温升如图7、图8所示，在图中所示工况下战斗部均侵彻穿透靶板，由图可以看出，战斗部侵彻靶板过程中的温升与着角和着靶速度都有关系。为了分析着角对于半穿甲战斗部侵彻过程中温升的影响，着靶速度V为800 m/s不变的情况下，改变战斗部与靶板的着角θ(θ=0°、θ=15°、θ=30°、θ=45°、θ=60°)，壳体的最高温度分别提高了494.8 K、497.7 K、518.5 K、546.5 K、698.9 K，装药的最高温度分别提高了10.1 K、11 K、14.2 K、21.1 K、37.6 K。战斗部侵彻穿透靶板的过程中，壳体的温升比装药大得多，随着着角的增大，战斗部侵彻靶板的时间变长，弹丸与靶板之间的碰撞摩擦及弹丸各部分之间的塑性变形导致壳体和装药温升增加。着靶速度V为其他值的情况下，壳体和装药的温升也都随着着角的增大而增大。为了分析着靶速度对于半穿甲战斗部侵彻过程中温升的影响，着角θ为15°不变的情况下，改变战斗部侵彻的着靶速度V(V=400 m/s、V=600 m/s、V=800 m/s、)，壳体的最高温度分别提高了459.6 K、494.4 K、497.7 K，装药的最高温度分别提高了6.4 K、9.7 K、11 K。壳体的温升比装药大得多，随着着靶速度的增大，侵彻过程中战斗部的过载峰值变大，战斗部塑性变形导致壳体和装药的温升增加。着角θ为其他值的情况下，壳体和装药的温升也都随着着靶速度的增大而增大。