高速彈體多層靶板目標侵徹數值模擬研究

大嘴猴

2021年5月6日 21:09

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1. 計算模型及工況

本輪計算開展高速彈體多層靶板目標典型侵徹過程仿真研究，并針對高速戰斗部侵徹硬目標引信的響應規律進行分析。待開展的工況包括：

工況1：發射速度850m/s，目標為鋼制靶體，厚度分別為10mm，16mm，8mm，8mm的921A船用鋼板，層間距依次為3m、2m、2m；

工況2：發射速度及靶體厚度和材質條件與工況1類似，但層間距調整為1.5m、1m、1m；

工況3：發射速度850m/s，典型混凝土層式目標，層間距1.5m，第一層厚度為300mm，其他三層厚度為180mm，配筋率不小于0.3%，混凝土強度不低于40MPa；

工況4：條件與工況3相同，層間距調整為3.5m。

本報告的內容組織形式亦按照以上工況順序進行。在進入顯式非線性數值模擬前，首先進行了彈引系統結構模態分析，考察了彈引系統的基本振動特性；隨后分別對四組工況進行了仿真分析，對計算結果進行了處理和討論。

2. 彈引系統模態分析

以侵徹模型中搭建的主要基于六面體-三棱柱混合單元的彈體四分之一模型為基礎，搭建了全彈結構模態分析模型，如圖1所示：

圖1 全彈結構軸視圖

圖2給出了其內部的剖面結構。注意到模型中移除了彈體內部前端的填充物結構。根據此前的分析經驗，如果簡單的將填充物處理為六面體單元實體結構并與彈體結構進行直接耦合，會向結構中引入真實世界中不存在的軸向、抗彎及抗扭剛度，導致計算結果失真，帶來大量誤差。類似的處理方式還包括測試體前端的傳爆結構，亦在模型中進行了移除并被替換為均勻分布的集中質量單元。相關內容在3.2節工具誤差分析中有詳細討論。

圖2.jpg

圖2 全彈結構剖視圖 X-O-Z平面

模型共包括六面體-三棱柱混合單元143808個。彈體主要結構為鋼，測試體結構有兩種材料選型方案，分別為鋼和鋁合金。后續的模態分析計算中分別對這兩種選型方案進行了模態提取和結果匯總。

2.1 采用鋼制測試體彈體的模態分析結果

采用鋼制測試體的彈體結構模態分析結果如表1所示：

表1 鋼制測試體彈體模態分析結果

階數	固有頻率（赫茲）	振型描述
1-6階	/	剛體模態
7	1399.71	彈體自身坐標系X-O-Z平面內一階彎曲
8	1400.09	彈體自身坐標系X-O-Y平面內一階彎曲
9	2369.36	彈體自身坐標系繞X軸一階扭轉
10	2971.53	彈體結構包括引信結構在內的沿X軸向的往復振動

關注的關鍵階數為第十階，其振型圖如圖3所示，分別為彈體結構在相位角0°，90°，180°下的振型，其主要振型表現形式為引信結構及其周圍區域沿彈體軸向的往復振動。

2.2 采用鋁合金制測試體彈體的模態分析結果

采用類似的計算方式，僅將全部測試體結構替換為鋁合金材質并重新計算，模態提取結果如表2所示：

表2 鋼制測試體彈體模態分析結果

階數	固有頻率（赫茲）	振型描述
1-6階	/	剛體模態
7	1400.86	彈體自身坐標系X-O-Z平面內一階彎曲
8	1401.13	彈體自身坐標系X-O-Y平面內一階彎曲
9	2362.79	彈體自身坐標系繞X軸一階扭轉
10	3003.91	彈體結構包括引信結構在內的沿X軸向的往復振動

采用鋁合金結構測試體的彈體模態分析結果表明其比剛度輕微高于采用鋼制結構測試體的彈體；彈重方面采用鋁合金材料測試體的方案有輕微優勢。

2.3 誤差分析

本輪模態分析的主要潛在誤差來自測試體內部的模型形態誤差。如圖4所示，在填充物內部原留有兩組共8枚支撐物安裝孔，但在原侵徹模型中該結構并未體現，基于侵徹模型構建的模態分析模型中，也沒有包含支撐物解耦股。當前模型中移除了支撐物后，結構軸向的傳力路徑相當于內部的傳感器及測試體結構被前后的準圓柱形填充物夾持在其間。

后續計算中，可在本輪模型的基礎上，獲取原有測試體的三維數模，并根據數模在本輪模型基礎上增加8枚支撐物結構。預計該輪修改將一定程度上增大系統的軸向剛度，從而引起計算結果的輕度右移。

圖4 測試體結構剖視圖

2.4 模型中的工具誤差處理及規避

在保證較高離散單元質量和材料參數正確的前提下，裝配體模態分析中引入的工具誤差主要來自不當的零部件接觸關系的處理引入的真實世界不存在的額外剛度，以及模型的不當簡化引入的真實世界不存在的額外剛度兩類。模態分析作為典型的線性分析，會自動將所有零件之間的接觸關系做線性化處理，從而使模態分析結果整體右移（過剛）。以下對模型中的各組接觸關系及模型簡化情況進行逐一梳理：

1. 彈體與彈體底蓋：在模型處理中通過共節點連接，該部分不會引入額外剛度。

2. 壓螺部分通過外螺紋結構（模型中已省略）與彈體連接并作為限位器限制裝填于彈體內部的測試體結構沿彈體軸向的運動，因此將壓螺部分外螺紋區域與彈體結構進行固連接觸；壓螺底端與彈體后蓋部分不設置接觸。

3. 傳爆序列的形態簡化。如圖5所示，傳爆序列位于彈體內部測試體前端，并通過預制于彈體結構的孔洞與前端的裝填物連接。較之典型的傳爆結構，該結構的形態明顯經過簡化，如果直接將其處理為金屬（鋁/鋼）團塊，并通過固連接觸分別與彈體和引信直接連接，會導致局部結構剛度的異常升高，并改變彈體結構傳力路徑。在本輪模型調試中，在模型處理時將其移除，并替換為一組總質量為384.1g的集中質量單元，均勻分布于原金屬團塊的占位孔四周。

圖5 傳爆結構占位

4. 引信基座、引信殼體及引信內部的接觸關系處理原則

對參與模型內部軸向傳載的不可分離接觸面，使用綁定接觸進行處理，以保證彈體結構軸向剛度的準確性；對不參與軸向傳載，且可進行切向滑移的接觸面，不作額外的接觸處理，以防止引入不存在的扭轉及抗彎剛度。

1. 工況1仿真結果

工況1的計算模型如圖6所示。

圖6 工況1-多層金屬靶板侵徹計算模型

圖7-1，圖7-2，圖7-3及圖7-3分別給出了彈體結構在各個時刻擊穿鋼制靶板的瞬間形態。圖8則給出了彈體結構在擊穿第一層鋼靶板時刻的局部放大視圖。

圖7-1 侵徹歷程

圖7-2 侵徹歷程

圖7-3 侵徹歷程

圖7-4 侵徹歷程

圖7-5 侵徹歷程

圖8 彈體-鋼靶板侵徹過程局部放大視圖

提取引信位置的過載曲線，如圖9所示。可以檢測到非常明顯的過載峰值信號。信號幅值最大約為22000g，常規狀態下四組過靶信號的幅值亦超過了17500g。可以以該g值，作為穿層計數的依據。

圖9 工況1引信過載信號

圖10 工況2引信過載信號 2000Hz閾值低通濾波

2. 工況2仿真結果

工況2與工況1的計算模型較為相似，其區別主要在于鋼制靶板的靶板間距發生了變化。在建模過程中預設的總計算時間亦與工況1有所不同。縮短的鋼制靶板間距將極大地影響彈體內引信結構處的結構過載響應。相關內容將在下文進行詳細討論。

如圖11所示，為在HyperMesh中構建的工況2計算模型。

圖11 工況2計算模型

采用類似的處理方式，將工況2模型遞交LS-DYNA進行顯式非線性求解。如圖12-1，圖12-2，圖12-3及圖12-4所示，為工況2彈體侵徹各層靶板的瞬間形態。

圖12-1 工況2 侵徹過程

圖12-2 工況2侵徹過程

圖12-3 工況2侵徹過程

圖12-4 工況2侵徹過程

在LS-PrePost中對計算獲得的過載信號進行后處理。與此前進行的工況1的仿真計算結果類似，工況2的計算結果中，引信位置檢測到的過載響應信號，其從形態上看可以顯著的分為兩種類型，即沖擊各層靶板瞬間引入的尖峰過載信號，以及彈體結構在各層靶板之間自由飛行時，其內部由應力波振蕩引起的引信位置的結構響應過載信號，且檢測過載信號可以發現，沖擊靶板尖峰時刻的過載信號幅值，其各組最大值均明顯大于振蕩期間檢測到的過載信號幅值。

圖13 工況2引信位置過載信號監測結果

在未經濾波的情況下，遍歷時間歷程數據結果可知，其最大過載約為244000 m/s²，約為24900g左右。注意到過載數據與此前的工況1中的過載數據有一定的區別，這一峰值過載數據的差異的主要來源是過載信號中疊加了引信體結構響應造成的。

若以未經濾波的過載信號作為穿層過靶計數的依據，查看時間歷程結果可知，可以以10000g作為是否擊中鋼制靶板的計層依據。

對圖13中的過載信號，參考此前的引信模態分析結果，以2000Hz作為低通濾波閾值，濾波后的曲線如圖14所示。可以看到濾波后的曲線仍能近似表征出穿靶時刻高過載峰值的特性。在硬件電路實時信號處理有保障的前提下，也可以選擇濾波后的過載信號作為穿層計數的依據。

圖14 工況2引信位置過載信號監測結果 2000Hz閾值低通濾波

3. 工況3仿真結果

工況3考察了同一實驗彈體對鋼筋混凝土靶板的侵徹過程。如圖15所示，為在HyperMesh中構建的計算模型。靶板間距為1.5m，其中第一層靶板略厚，為300mm，其他三層靶板較薄，為180mm。

圖 15 工況3計算模型

如圖16-1，圖16-2，圖16-3及圖16-4所示，分別為實驗彈體擊穿各層靶板的過靶瞬間。約7000微秒左右，彈體完成對整個靶板系統的侵徹。

圖16-1 工況3靶板侵徹

圖16-2 工況3靶板侵徹

圖16-3 工況3靶板侵徹

圖16-4 工況3靶板侵徹

在LS-PrePost中對過載信號進行后處理。如圖17所示，為侵徹過程中檢測到的引信位置過載信號。經內部灌封及結構剛度特性優化設計的引信，其可以清晰地捕捉到穿層過載信息。在鋼筋混凝土靶板侵徹過程中，以20000g作為臨界點，當侵徹過載幅值在約500微秒的時間范圍內連續多次觸及20000g，并逼近30000g峰值時，即可判定彈體結構擊穿了靶板結構，進行一次計數。

圖17 工況3引信位置過載信號