動能彈對某型彈道導彈發動機的毀傷效應研究

杜茂華，薛　亮，張　超，龍小軍，李春榮

(1.海軍航空工程學院，山東 煙臺　264001； 2.海軍駐成飛軍代室，成都　610000；3.南海艦隊裝備部，廣東 湛江　524000； 4.空軍93501部隊，北京　100000)

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動能彈對某型彈道導彈發動機的毀傷效應研究

杜茂華1，薛亮2，張超3，龍小軍3，李春榮4

(1.海軍航空工程學院，山東 煙臺264001； 2.海軍駐成飛軍代室，成都610000；3.南海艦隊裝備部，廣東 湛江524000； 4.空軍93501部隊，北京100000)

為了研究動能攔截器對某型彈道導彈的攔截毀傷效應，采用ANSYSY/LS-DYNA有限元軟件模擬動能攔截器對彈道導彈發動機殼體的攔截，并對仿真結果進行分析。結果表明：發動機殼體材料的彈性模量、延伸率、強度越高，動能彈撞擊下產生的應力越大；動能彈的相對速度較高，容易穿透發動機殼體。

動能彈；彈道導彈；發動機；攔截；毀傷；有限元

本文引用格式：杜茂華，薛亮，張超，等.動能彈對某型彈道導彈發動機的毀傷效應研究[J].兵器裝備工程學報，2016(8):6-10.

動能攔截彈對彈道導彈的攔截所選取的反導攔截武器有別于常規的防空反導攔截武器，反導攔截的環境也不一樣，動能攔截主要在大氣層外，而常規的反導攔截武器是在大氣層內。在未來戰爭中，動能攔截武器以其命中精度高、殺傷力強、輕質小型、機動性好的特點，對彈道導彈構成了嚴重威脅。因此，如何有效地保證彈道導彈在受到反導武器攻擊條件下產生的破損或毀傷程度被控制在允許的狀態和范圍內，提高彈道導彈的生存能力和作戰能力，這些都是彈道導彈結構毀傷與防護所研究的對象。本文以某型彈道導彈為基礎，利用ANSYSY/LS-DYNA有限元軟件模擬動能攔截器對彈道導彈發動機殼體的攔截毀傷效應，并對仿真結果進行分析，本文研究結果可為彈道導彈結構抗毀設計及材料的選取提供參考，為導彈突防能力及防護提供依據。

1　導彈發動機殼體模型及材料

1.1發動機殼體結構及材料類型

發動機殼體1材料為D406A鋼，發動機殼體2材料為APMOC芳綸纖維復合材料。

發動機殼體1外徑為2 000 mm，長3 557 mm，當量厚度8 mm，其物理模型如圖1所示；發動機殼體2外徑為2 000 mm，長1 752 mm，當量厚度8 mm，其物理模型如圖2所示。

2.2發動機殼體材料模型及參數選取

本節以某型彈道導彈實體模型為例，利用ANSYSY/LS-DYNA有限元軟件按1∶1建立發動機殼體的物理模型。

1) 確定殼段參數的依據

(1)強度剛度要求，即在設計載荷作用之下，殼段不能因應力超過強度極限或結構喪失穩定性。

(2)當受力殼段的總體失穩或蒙皮局部失穩都可能導致殼段破壞時，應合理選擇加強筋形狀和尺寸等參數，使總體失穩應力和局部失穩應力都應大于某一指定值并大致相等。

(3)殼段承載時應力愈接近材料的強度極限，則材料利用愈充分，結構設計時其臨界應力不要低于材料的屈服極限。

2) 各部段材料及參數

某型彈道導彈發動機殼體材料及參數如表1所示[6]，材料的JOHNSON_COOK參數如表2所示，GRUNEISEN狀態方程參數如表3所示，材料的PLASTIC_KINEMATIC參數如表4所示[7]。

圖1　發動機殼體1物理模型

圖2　發動機殼體2物理模型

部段材料類型當量厚度/mm密度ρ/(g·cm-3)彈性模量E/GPa泊松比μ強度極限σb/MPa發動機殼體1D406A鋼87.822100.281620發動機殼體2APMOC芳綸纖維81.381820.36000

表2　材料的JOHNSON_COOK參數

表3　材料GRUNEISEN狀態方程參數

表4　材料的PLASTIC_KINEMATIC參數

2　動能攔截彈模型建立

對彈道導彈助推段攔截采用美國SM-3Block1型搭載輕型射彈(LEAP)動能彈頭的攔截彈，其第四級是LEAP動能彈頭。動能彈頭本身能自動調節方向和高度，做大機動飛行。LEAP動能彈頭高度模塊化，結構緊湊，已經進行了空間試驗，用于防御中遠程彈道導彈。

對彈道導彈中段攔截采用美國的外大氣層MKV動能攔截器，因為GBI和SM-3導彈目前均是攜帶單個動能攔截器，在無法有效解決識別目標問題的情況下，攔截一枚具有復雜突防裝置的導彈可能需要多枚攔截彈。為此，美國于2002年公布了微型殺傷攔截器(MKV)計劃，即利用微型化技術，使一枚攔截彈攜帶數十個攔截器，采用一種“多對多”的策略來有效彌補彈頭識別方面的不足，降低對來襲導彈發射前的情報需求和對導彈防御系統識別能力的需求。MKV體積小，質量輕，對運載工具的要求較低。

2.1建立動能攔截彈物理模型

LEAP動能攔截器其等效彈頭為半徑3.5 cm，長34 cm的動能桿，其物理模型如圖3所示。MKV動能攔截器其等效彈頭為半徑為2.3 cm，長17 cm的動能桿，其物理模型如圖4所示。

圖3　LEAP動能攔截彈物理模型

圖4　MKV動能攔截彈物理模型

2.2動能攔截器彈頭材料模型及參數選取

LEAP在10 kg量級，材料為45#鋼[10]。美國正在研制的MKV動能攔截器彈頭大約重5 kg，材料為鎢合金。材料的JOHNSON_COOK參數如表5所示，GRUNEISEN狀態方程參數如表6所示。

表5　動能攔截彈材料JOHNSON_COOK參數

表6　動能攔截彈材料GRUNEISEN狀態方程參數

3　仿真計算及結果分析

仿真計算模型中，單元類型為8節點六面體實體SOLID164單元，進行適當的切割和和簡化，并進行合理的網格劃分，動能攔截器及目標殼體仿真模型采用Lagrange方法進行網格劃分，動能攔截器及目標殼體接觸面采用Contact-eroding-surface-to-surface，同時多次試算確定相關的控制參數，對模型的對稱面約束設定為平移自由度為零，以此建立仿真計算模型。

簡化碰撞模型的選取過程中，設計估算采用逐次逼近的方法，這往往需要多次調整結構尺寸，反復計算，比較選優。為了在滿足一定精度的條件下，能夠較快地得到結果，對殼體作了較多簡化，主要有[3]：

(1)略去受力不大的局部加強筋和構件的影響，按典型標準的網格加筋殼計算。

(2)幾何形狀簡化，如截錐殼不考慮錐度效應，而按當量圓筒殼計算，殼體的中小艙口均略去，按圓開口考慮。

(3)受力特性的簡化，存軸外壓作用時，按無矩理論、邊界簡支考慮。在儀器艙承受軸壓、彎矩等多種載荷作用時，為便于計算，往往把彎矩載荷利用折合公式折合成軸向力，歸并為一種軸向載荷[3]。

(4)不考慮殼段端部與端框之間的焊接連接效應，即附加力矩，而在以后的計算中另外加以修正，如在安全系數設計法中將安全系數適當增大。

發動機殼體1與動能毀傷元仿真計算模型中，發動機殼體1與毀傷元仿真計算模型為實體模型的1/4，單元數為24 300，動能攔截桿單元數為1 440；發動機殼體2與毀傷元仿真計算模型為實體模型的1/4，單元數為22 400，動能攔截桿單元數為1 440，如圖5所示。

圖5　發動機殼體與動能桿仿真計算模型

3.1發動機殼體1仿真結果

取發動機殼體1速度中間值500 m/s，計算得動能彈頭相對速度為3 968 m/s。發動機殼體1正面應力，如圖6所示。動能彈頭應力如圖7所示，相對速度變化曲線，如圖8所示。

圖6　發動機殼體1正面應力圖

圖7　動能彈頭應力圖

圖8　動能彈頭相對速度曲線

3.2發動機殼體2仿真結果

取發動機殼體2速度值2 500 m/s，計算得動能彈頭相對速度為3 122 m/s。發動機殼體2正面應力，如圖9所示。動能彈頭應力如圖10所示，相對速度變化曲線，如圖11所示。

圖9　發動機殼體2正面應力

圖10　動能彈頭應力圖

圖11　動能彈頭相對速度曲線

3.3仿真結果分析

在發動機殼體侵徹仿真結果中，從發動機殼體所對應的應力分布如圖6、圖9可以得知發動機殼體1、發動機殼體2都被動能彈頭完全侵徹。在侵徹過程中，發動機殼體應力逐漸變大，應力從中心部分到四周逐漸減小，約在侵徹到一半時應力最大，之后逐漸減小，發動機殼體1和發動機殼體2材料不同，發動機殼體1材料為D406A鋼，發動機殼體2材料為APMOC芳綸纖維，兩種材料的彈性模量、延伸率、強度極限不同，因此出現的應力和形變大小不同，從圖6、圖9可以看出，采用高延伸率和強度極限APMOC芳綸纖維的發動機殼體2應力和形變更大。

從動能彈頭的應力分布圖中的最大應力數據可以得知侵徹發動機殼體2的動能彈頭所受應力最大，這和發動機殼體2材料為高強度APMOC芳綸纖維有關；從動能彈頭的應變分布圖可以看出，圖7的動能彈頭較寬，圖10較窄，動能彈頭形變和入射速度、殼體半徑和殼體材料有關。

分析圖8動能彈頭的速度曲線，可以得知發動機殼體1被侵徹過程中，動能彈頭動能下降2.0%，初始相對速度為3 968 m/s，剩余速度為3 926.6 m/s；分析圖10動能彈頭的速度曲線，可以得知發動機殼體2被侵徹過程中，動能彈頭動能下降1.2%，初始相對速度為3 122 m/s，剩余速度為3 101.4 m/s。

4　結論

通過利用ANSYSY/LS-DYNA有限元軟件仿真模擬動能攔截器對彈道導彈發動機殼體的攔截，并對仿真結果分析，得到如下結論：

1) 在侵徹過程中，各部段殼體應力逐漸變大，應力從中心部分到四周逐漸減小，約在侵徹到一半時應力最大，之后逐漸減小。

2) 發動機殼體材料類型不同，產生的應力大小不同，極限強度越高的材料，殼體產生應力越高，都達到了所對應材料的極限強度。當達到材料的極限強度時，材料斷裂，被動能彈頭侵徹。

3) 發動機殼體的形變與材料屬性有關，即與材料的彈性模量、延伸率、強度有關，一般來說，材料的彈性模量、延伸率、強度越高，產生的應力越大。

4) 在動能彈頭侵徹導彈過程中，LEAP動能攔截器動能下降幅度在1.0%～5%，MKV鎢合金動能攔截器動能下降幅度在20%左右，兩種動能攔截器相對速度下降幅度在10～200 m/s，動能彈頭能夠輕易穿透導彈發動機殼體。

[1]姜穎姿，王偉力，黃雪峰,等.帶殼炸藥在高速運動炸藥作用下殉爆效應研究[J].工程爆破，2014，20(3):16-20.

[2]王偉力,李永勝.固體力學基礎與本構和狀態方程[M].煙臺:海軍航空工程學院,2009.

[3]慈明森.金屬在大變形、高應變率和高溫條件下的本構模型和數據[J].彈箭技術,1998(3):32-44.

[4]杜茂華,王偉力,黃勇,等.艦載超近程反導智能彈藥沖擊引爆反艦導彈戰斗部的分析研究[J].工程爆破,2012,18(2):17-21.

[5]杜茂華,王偉力,盧明章.EFP對反艦導彈發動機艙的侵徹毀傷機理研究[J].工程爆破,2011,17(4):9-13.

[6]陳剛,陳小偉,陳忠富,等.A3鋼鈍頭彈撞擊45號鋼板破壞模式的數值分析[J].爆炸與沖擊,2007,27(5):390-397.

(責任編輯楊繼森)

Research on the Damage Effect of Kinetic Enegry Pill to Penetrate the Ballistic Missile Engine Sheel

DU Mao-hua1, XUE Liang2, ZHANG Chao2, LONG Xiao-jun3, LI Chun-rong4

(1.Naval Aeronautical and Engineering Institute, Yantai 264001, China;2.The Naval military Department Stationed in Chengdu Aircraft Factory, Chengdu 610000, China;3.The Equipment Department of South Fleets, Zhanjiang 524000, China;4.The 91515thTroop of Air Force, Beijing 100000, China)

To investigate the damage effect of kinetic energy pill to intercept and penetrate the ballistic missile engine shell, the finite element soft ANSYSY/LS-DYNA was used to simulate the process of kinetic energy pill to penetrate the ballistic missile engine shell, and the simulation results were analyzed. The results indicated that the engine shell’s stess is larger with the raise of the engine shell’s modulus of elasticity, extensibility and intensity, and the kinetic energy pill could pierce through the engine shell because of the kinetic enery pill’s high relative velocity.

kinetic energy pill; ballistic missile; engine; interception; damage; finite element

2016-05-04；

2016-05-25

杜茂華(1980—)，男，博士，講師，主要從事武器系統作戰效能和毀傷技術的研究。

10.11809/scbgxb2016.08.002

format:DU Mao-hua, XUE Liang, ZHANG Chao, et al.Research on the Damage Effect of Kinetic Enegry Pill to Penetrate the Ballistic Missile Engine Sheel[J].Journal of Ordnance Equipment Engineering,2016(8):6-10.

TJ450.2

A

2096-2304(2016)08-0006-05

【裝備理論與裝備技術】