船體加筋板與均質板結構對反艦導彈戰斗部穿甲性能影響的對比分析

于輝 徐峰

摘? ? 要：提高反艦導彈對艦船打擊效果的有效途徑，是使反艦導彈侵徹多層甲板后在艦船內部重要艙室爆炸。船體結構為由板材及型材組成的加筋板結構，是一種典型的非均勻結構。本文從反艦導彈戰斗部飛行姿態、剩余速度和加速度等方面，開展了船體加筋板和均質板結構對戰斗部穿甲性能影響的對比分析。研究表明：船體結構加強筋的存在，使反艦導彈戰斗部處于一個復雜的運動狀態中，而均質板結構對戰斗部的飛行姿態幾乎沒有影響;戰斗部受到加強筋腹板側向擠壓力沖量的作用，產生側向速度，而均質板結構幾乎沒有側向速度;戰斗部的沖擊加速度脈寬基本相同，但均質板結構對戰斗部的沖擊加速度峰值明顯小于加強板結構。因此，均質板結構不能真實反映船體加筋板結構對戰斗部飛行姿態、剩余穿甲能力和沖擊特性的影響。

關鍵詞：加筋板;均質板;戰斗部;攻角;層間距

中圖分類號：U663.6? ??? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻標識碼：A

Abstract： The effective way to improve the attack effect of anti-ship missiles on ships is to make anti-ship missiles explode in important cabins of ships after penetrating multi-deck. The hull structure is a stiffened plate structure composed of plates and profiles， which is a typical non-uniform structure. From the aspects of warhead flight attitude， residual velocity and acceleration， this paper carries out a comparative analysis on the performances of warhead armor piercing by ship hull stiffened plate structure and homogeneous plate structure. The results show that the existence of stiffeners in the hull structure makes the warhead in a complex state of motion， and the homogeneous plate structure has little effect on the flight attitude of the warhead; the warhead is affected by the lateral extrusion impulse of the stiffener web， and generates lateral velocity， while the homogeneous plate structure has almost no lateral velocity; the pulse width of the impact acceleration of the warhead is basically the same， but the impact acceleration peak value of homogeneous plate structure on warhead is obviously smaller than that of stiffened plate structure. Therefore， the homogeneous plate structure can not truly reflect the influence of ship hull stiffening structure on warhead flight attitude， residual armor piercing capability and impact characteristics.

Key words： Stiffened plate; Homogeneous plate; Warhead; Attack angle; Layer spacing

1? ?引言

反艦導彈對艦船的攻擊模式，多為動能穿甲后在艙內爆炸。提高反艦導彈對目標打擊效果的有效途徑，是使反艦導彈侵徹多層甲板后在艦船內部重要艙室爆炸[1]。船體結構為由板材及型材組成的加筋板結構[2]，是一種典型的非均勻結構，一般通過彈道終點參數來建立加筋板與均質靶之間的等效關系[3]，而艦船的加筋板結構對戰斗部的彈道特性有明顯影響[4-6]，它會使彈體在穿靶過程中發生偏轉和側移[5]。因此，有必要開展船體加筋板結構對戰斗部的影響研究，使反艦導彈戰斗部對目標的毀傷達到最佳效果[7]。本文通過開展反艦導彈戰斗部對加筋板和均質板結構的穿甲仿真分析，從戰斗部飛行姿態、剩余速度和加速度等方面獲得了船體加筋板結構和均質板結構對戰斗部穿甲性能的對比結果，表明均質板結構不能真實反映加筋板結構對戰斗部穿甲性能的影響。

2? ?計算方案及材料模型

2.1? 計算方案

圖1為彈靶穿甲系統結構圖：共3層靶板，第1層和第2層靶板外形尺寸為2 000 mm×2 000 mm，第3層為4 000 mm×4 000 mm。靶板共考慮3種方案：（1）原型方案。各層靶板均為加筋板結構，包括靶板板、橫梁和縱骨。各層靶板板厚均為14 mm;橫梁布置在靶板中心線上，規格為? ? ? ? ? ? ? ;縱骨以中心線為界對稱布置，間距為500 mm，規格為? ? ? ? ? ? ?;（2）均質板結構方案。在原型方案基礎上只保留靶板，不考慮加強筋，各層靶板的板厚均為14 mm;（3）均質板結構方案。將原型方案的加強筋按照質量等效的原則均攤到相應的各層靶板，均攤后第1和第2層靶板板厚為18 mm，第3層靶板板厚為17 mm。

圖2為假定的反艦導彈戰斗部有限元模型，彈體長600 mm、彈徑300 mm、彈速255 m/s，材料選用30CrMnSiNi2A鋼，用實體單元建模。

圖3為第1種方案第1層靶板結構圖，靶板板和加強筋材料選用高強度鋼，用殼單元模擬，靶板四周采用固支約束，第2和第3層靶板材料和邊界條件與第1層靶板相同。

圖4為反艦導彈戰斗部垂直侵徹3層靶板結構的有限元模型，戰斗部著靶角為0°，著靶點為第1層靶板中心，即橫梁與縱骨的交點處。定義戰斗部軸線方向上尾端節點為A點，首端節點為B點，戰斗部重心為o。以戰斗部軸線尾端節點為坐標原點o1。軸向為x軸，建立如圖4所示的右手直角坐標系。

2.2? 材料模型

在低速沖擊的數值分析中，材料模型采用塑性動態硬化模型，該塑性動態硬化模型Cowper-Symmonds方程為[8]：

式中：σ0和σy分別為靜態和動態屈服應力;C、P為Cowper-Symmonds應變率參數，表征材料敏感特征;E為彈性模量;ET為塑性硬化模量;ε·為材料應變率;εp為材料的等效塑性應變。材料參數如表1所示，表中fs為失效應變。

3? ?戰斗部飛行姿態對比

圖5為反艦導彈戰斗部侵徹加筋板不同時刻飛行姿態。從圖5可以看出：戰斗部侵徹第1層靶板后，其彈道軌跡基本上為直線，略微偏移，導致第2層靶板著靶點略微偏離橫梁與縱骨的交叉點;在侵徹第2層靶板的過程中，由于戰斗部受到縱骨腹板和橫梁腹板側向擠壓力的影響，其彈道軌跡開始向y軸負方向和z軸正方向偏移，彈體在xz平面內翻轉;在侵徹第3層靶板后，由于戰斗部頭部先側向著靶，第3層靶板對戰斗部的作用力產生一個翻轉力矩，使戰斗部在xz平面內加速翻轉。

圖6為戰斗部侵徹均質板不同時刻飛行姿態。從圖6可以看出：戰斗部在穿透3層靶板的過程中，其彈道軌跡基本上為直線。由此可見，船體結構加強筋的存在，使戰斗部處于一個復雜的運動狀態中，故均質板結構不能反映真實的船體結構對戰斗部飛行姿態的影響。

定義戰斗部軸線方向在xz平面的投影與x軸的夾角為戰斗部的翻轉角，圖7為戰斗部的翻轉角θ隨時間變化的對比曲線。

計算表明：對于第（1）種方案，戰斗部撞擊第1層靶板后，由于著靶點為橫梁與縱骨的交叉點，靶板對戰斗部的沖擊力基本上沿戰斗部軸線，翻轉角很小（約2°）;戰斗部在侵徹第2層靶板的的過程中，由于戰斗部受到縱骨腹板側向擠壓力的影響，其彈道軌跡開始向y軸負方向偏移，同時戰斗部受到橫梁腹板側向擠壓力的影響，戰斗部翻轉加速，在侵徹第3層靶板前，戰斗部翻轉角為60°;由于戰斗部頭部先著靶，第3層靶板對戰斗部頭部的作用力產生一個正向翻轉力矩，使戰斗部翻轉再加速，在計算時間內戰斗部翻轉角為266°。而對于第（2）和第（3）種方案，戰斗部在xz平面內幾乎不翻轉。由此說明，船體結構的加強筋對戰斗部的飛行姿態影響非常大，橫梁和縱骨的存在將改變戰斗部的飛行姿態，且橫梁的存在將使戰斗部產生垂直橫梁腹板平面內的翻轉，而均質板結構不會使戰斗部產生翻轉，戰斗部彈道曲線幾乎不改變。

4? ?戰斗部剩余速度對比

圖8為戰斗部速度隨時間的變化曲線。對于加筋板方案1，由于加強筋的存在，戰斗部受到加強筋腹板側向擠壓力沖量的作用，在y向和z向均具有一定的速度，但明顯小于主撞擊方向速度，側向速度導致戰斗部彈道軌跡發生改變;而對于均質板方案2，由于沒有側向力的沖量作用，y向和z向的速度幾乎為0。因此，定義戰斗部主撞擊方向的剩余速度用于描述戰斗部的剩余侵徹能力。

圖9為戰斗部的剩余速度隨時間變化的對比曲線。計算表明：（1）對于方案1，戰斗部以255 m/s的速度侵徹第1層靶板后，速度損失為32 m/s;侵徹第2層靶板后，速度損失為30 m/s;侵徹第3層靶板后，速度損失為36 m/s;（2）對于方案2，戰斗部以255m/s的速度侵徹第1層靶板后，速度損失為11m/s;侵徹第2層靶板后，速度損失為14 m/s;侵徹第3層靶板后，速度損失為15 m/s;（3）對于方案3，戰斗部以255 m/s的速度侵徹第1層靶板后，速度損失為18 m/s;侵徹第2層靶板后，速度損失為19 m/s;侵徹第3層靶板后，速度損失為20 m/s。由此說明，同等重量的均質板的抗穿甲能力明顯弱于加筋板，均質板結構不能真實反映船體加筋板結構對戰斗部剩余穿甲能力的影響。

5? ?戰斗部加速度對比

圖10為戰斗部的加速度隨時間變化的對比曲線。計算表明：（1）對于方案1，戰斗部侵徹第1層靶板時，戰斗部加速度峰值為19 537 m/s2、脈寬5 ms;侵徹第2層靶板時，加速度峰值為16 550 m/s2、脈寬7 ms;侵徹第3層靶板時，加速度峰值為20 680 m/s2、脈寬6 ms;（2）對于方案2，戰斗部侵徹第1層靶板時，戰斗部加速度峰值為7 148 m/s2、脈寬5 ms;侵徹第2層靶板時，加速度峰值為6 380 m/s2、脈寬7 ms;侵徹第3層靶板時，加速度峰值為5 947 m/s2、脈寬7 ms;（3）對于方案3，戰斗部侵徹第1層靶板時，加速度峰值為9681m/s2、脈寬5 ms;侵徹第2層靶板時，加速度峰值為8649m/s2、脈寬7 ms;侵徹第3層靶板時，加速度峰值為8799m/s2、脈寬7 ms。

由此可知，對于3種方案戰斗部加速度脈寬基本相同，但加速度峰值差異明顯，均質板結構對戰斗部的沖擊能力遠遠弱于加筋板結構，均質板結構不能真實反映船體加筋板結構對戰斗部的沖擊特性的影響。

6? ?結論

本文利用LS-DYNA，從反艦導彈戰斗部飛行姿態、剩余速度和加速度等方面開展了船體加筋板和均質板結構對戰斗部穿甲性能的對比分析，主要結論如下：

（1）船體結構加強筋的存在，縱骨和橫梁腹板對戰斗部產生的側向擠壓力，對戰斗部的飛行姿態產生嚴重影響，戰斗部在垂直橫梁腹板平面內翻轉，處于一個復雜的運動狀態中，其彈道軌跡發生明顯改變;而均質板結構對戰斗部的飛行姿態幾乎沒有影響;

（2）戰斗部受到加強筋腹板側向擠壓力沖量的作用，在y向和z向均具有一定的速度，但明顯小于主撞擊方向速度，而均質板結構幾乎沒有側向速度;均質板的抗穿甲能力明顯弱于加筋板，均質板結構不能真實反映船體加筋板結構對戰斗部剩余穿甲能力的影響;

（3）加筋板結構和均質板結構對戰斗部的沖擊加速度脈寬基本相同，但均質板結構對戰斗部的沖擊加速度峰值明顯小于加筋板結構，均質板結構不能真實反映船體加筋板結構對戰斗部的沖擊特性的影響。

參考文獻

[1] 牛公杰，余春祥等.尖頭單深層穿甲仿真分析研究[C].第十五屆全國戰斗部與毀傷技術學術交流論文集，2015.

[2]張寧.均質靶板和加筋板抗彈性能的數值模擬研究[J].兵器裝備工程學報，2016，37（2）.

[3] 周巖，唐平等.艦舷結構與均質靶板等效關系的基本方法[J].彈道學報，2008，20（1）.

[4] 張中國，黃風雷等.半穿甲反艦戰斗部侵徹帶加強筋結構靶的數值?模擬[J].北京理工大學學報，2003.23（增刊）.

[5] 吳暉，徐峰.船體裝甲外板抗穿甲數值仿真研究[J].廣東造船，2017（6）.

[6] 吳子奇，徐振桓等. 基于典型艦船結構特征的陸地靶標設計方案[J].?中國艦船研究， 2018. 13（3）.

[7] 段卓平，張中國等.半穿甲戰斗部對加筋板和均質裝甲外板垂直侵徹的試驗研究[J].彈箭和制導學報，2005.25（5）.

[8] N，J.Structure Impact.Cambrige：Cambridge University Press.1989.

[9] 劉曉明. 防護結構在穿甲與爆炸作用下的機理與仿真研究[D].上海交通大學，2007.