葉帆，劉見華，王福花

中國(guó)船舶及海洋工程設(shè)計(jì)研究院，上海200011

0 引 言

現(xiàn)代戰(zhàn)爭(zhēng)中，艦船遭受的武器攻擊威脅分別來自水下和水上。水下攻擊武器包括水雷、魚雷等，可能造成船體水線以下的結(jié)構(gòu)破損進(jìn)水并最終沉沒；水上攻擊武器主要包括反艦導(dǎo)彈、制導(dǎo)炸彈和炮彈等，可能造成艦船水線以上的船體結(jié)構(gòu)及設(shè)備損傷。因此，如何設(shè)計(jì)艦船防護(hù)結(jié)構(gòu)以有效降低武器攻擊造成的損傷，一直是各國(guó)海軍致力于解決的重要問題。

國(guó)外大型水面戰(zhàn)艦非常重視自身防護(hù)設(shè)計(jì)。二戰(zhàn)期間，各國(guó)航母、戰(zhàn)列艦就已經(jīng)開始采用舷側(cè)多艙室防護(hù)結(jié)構(gòu)來防御魚雷和水雷的攻擊，還在水線以上主要部位設(shè)置了數(shù)百毫米厚的裝甲用以防御大口徑艦炮的攻擊。自20世紀(jì)60年代末，艦船水線上防護(hù)結(jié)構(gòu)的主要防御目標(biāo)逐漸由炮彈、航空炸彈轉(zhuǎn)變?yōu)榫哂懈咄环滥芰Φ姆磁瀸?dǎo)彈。反艦導(dǎo)彈具有高動(dòng)能和強(qiáng)穿透性的特點(diǎn)，對(duì)艦船水線以上內(nèi)部艙室的威脅較大，因此很多學(xué)者和研究機(jī)構(gòu)開展了反艦導(dǎo)彈穿艙爆炸后的毀傷效能分析［1-5］和不同舷側(cè)結(jié)構(gòu)形式的防護(hù)性能研究［6-10］。舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)通常會(huì)占用較大的空間和重量，一般適用于航母等大型艦艇。隨著驅(qū)護(hù)艦、兩棲攻擊艦的大型化發(fā)展，也逐漸具備了應(yīng)用局部舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)的條件。

本文將以艏部重要艙室的舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)為研究對(duì)象，采用數(shù)值仿真來對(duì)比不同的舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)阻攔中型亞音速半穿甲反艦導(dǎo)彈的效果，用以為我國(guó)大型水面艦船艏部舷側(cè)防護(hù)設(shè)計(jì)提供參考。

1 防御對(duì)象與防護(hù)目標(biāo)

目前，反艦導(dǎo)彈正朝著超音速、超視距攻擊、混合裝藥、復(fù)合智能制導(dǎo)等方向發(fā)展，但現(xiàn)階段各國(guó)海軍列裝的主要還是亞音速反艦導(dǎo)彈，例如法國(guó)的“飛魚”導(dǎo)彈，美國(guó)的“魚叉”、“戰(zhàn)斧”導(dǎo)彈，以色列的“迦伯列”導(dǎo)彈，以及我國(guó)臺(tái)灣地區(qū)的“雄風(fēng)II”導(dǎo)彈等。此類反艦導(dǎo)彈通常掠海飛行打擊艦船，并裝備了半穿甲型戰(zhàn)斗部。一般反艦導(dǎo)彈的彈體結(jié)構(gòu)并不堅(jiān)固，面對(duì)舷側(cè)裝甲防護(hù)結(jié)構(gòu)，導(dǎo)彈主要依靠戰(zhàn)斗部動(dòng)能穿甲進(jìn)入船體內(nèi)部，然后引爆毀傷艦船。如圖1所示，某典型亞音速反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部直徑約300 mm，長(zhǎng)約600 mm，彈頭殼體厚約20 mm，柱殼體厚約12～15 mm，戰(zhàn)斗部總重約170 kg，其彈體頭部設(shè)計(jì)了防跳爪結(jié)構(gòu)。本文將以該亞音速反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部來作為舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)的防御對(duì)象。

水面戰(zhàn)斗艦船一般在艏部主甲板裝備艦炮或?qū)棸l(fā)射裝置，并在武器發(fā)射裝置下方布置彈藥庫。彈藥庫一般在船體內(nèi)部，與舷側(cè)外板有一定的間隔，但由于艏部線型較瘦，故該間隔距離通常較小。而掠海飛行的反艦導(dǎo)彈擊中該區(qū)域的可能性較高，反艦導(dǎo)彈有可能從舷側(cè)穿入彈藥庫等重要艙室附近爆炸，進(jìn)而引起彈藥庫殉爆。本文擬在艦船艏部重要艙室的舷側(cè)區(qū)域設(shè)置防護(hù)結(jié)構(gòu)（圖2），以盡可能減小導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部穿透舷側(cè)結(jié)構(gòu)后的剩余速度，從而減小戰(zhàn)斗部的侵深或使戰(zhàn)斗部的飛行軌跡發(fā)生偏轉(zhuǎn)，最終將導(dǎo)彈阻擋于防護(hù)結(jié)構(gòu)附近。通過控制戰(zhàn)斗部爆點(diǎn)與內(nèi)部重要艙室的距離，可以減小內(nèi)部重要艙室艙壁受到的沖擊波載荷，同時(shí)可以阻擋部分破片或降低部分破片的速度，從而降低反艦導(dǎo)彈對(duì)內(nèi)部重要艙室的毀傷作用。

2 單層均質(zhì)鋼裝甲的抗戰(zhàn)斗部動(dòng)能穿甲分析

對(duì)于反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部動(dòng)能穿甲，單層均質(zhì)鋼裝甲結(jié)構(gòu)是最簡(jiǎn)單的防護(hù)結(jié)構(gòu)。本文將分析不同材料、不同厚度的單層均質(zhì)鋼裝甲在反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部動(dòng)能穿甲作用下的防護(hù)效果。仿真模型將選用船用高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼E36和某高強(qiáng)度鋼作為防護(hù)結(jié)構(gòu)材料，用以分別研究這2種材料對(duì)戰(zhàn)斗部的抗侵徹性能。本文采用LS-DYNA軟件建立三維有限元模型，計(jì)算模型如圖3所示，其中艏部舷側(cè)外板與水線面夾角設(shè)為45°，反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部初速度約為316 m/s。

戰(zhàn)斗部殼體材料和某高強(qiáng)度鋼的應(yīng)變率效應(yīng)可采用Cowper-Symonds本構(gòu)模型進(jìn)行描述：

式中：σd為動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度，MPa；σ0為靜態(tài)屈服強(qiáng)度，MPa；E為彈性模量，MPa；Eh為應(yīng)變硬化模量，MPa；εp為有效塑性應(yīng)變率；為等效塑性應(yīng)變率；D和n為材料參數(shù)。

對(duì)于圖1所示的典型亞音速反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部殼體材料，其最大失效應(yīng)變?yōu)?.9，σ0=1 275 MPa，E=2 100 MPa，Eh=1 050 MPa，D=40，n=5；對(duì)于某高強(qiáng)度鋼，其最大失效應(yīng)變?yōu)?.3，σ0=600 MPa，E=2 100 MPa，Eh=1 180 MPa，D=4.5×106，n=5。

船用高強(qiáng)度鋼E36的應(yīng)變率效應(yīng)可采用Johnson-Cook本構(gòu)模型進(jìn)行描述：

式中：a，b，n0，c均為材料參數(shù)為參考塑性應(yīng)變率。

對(duì)于 E36鋼，a=355 MPa，b=623.8 MPa，n0=1.202，c=0.027，?0=0.002 s-1。

E36鋼材料的損傷定義如下：

式中：Q為損傷參數(shù)，初始狀態(tài)Q=0，當(dāng)Q=1時(shí)材料失效；Δεp為一個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)的塑性應(yīng)變?cè)隽?；εf為當(dāng)前時(shí)間步長(zhǎng)的破壞應(yīng)變。

其中，

式中：D1～D4為材料參數(shù)，其中E36鋼取D1=0.3，D2=0.9，D3=2.8，D4=0.005；σeff為 Mises等效應(yīng)力，MPa；P為壓力，MPa。

對(duì)于船用高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼E36和某高強(qiáng)度鋼這2種材料，分別選取不同厚度的靶板進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算，結(jié)果如表1、圖4和圖5所示。其中：VX為水平速度；VY為垂向速度；VR為合成速度；t為時(shí)間。由數(shù)值仿真計(jì)算結(jié)果可知，對(duì)反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部而言，當(dāng)其斜侵徹的舷側(cè)裝甲材料為E36鋼時(shí)，至少需90 mm以上的厚度才可抵御其動(dòng)能穿甲作用；當(dāng)舷側(cè)裝甲材料為某高強(qiáng)度鋼時(shí)，至少需50 mm以上的厚度才可抵御其動(dòng)能穿甲作用，而增厚至55 mm時(shí)可以將戰(zhàn)斗部阻擋在舷側(cè)外部。

表1 導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部侵徹單層均質(zhì)鋼板的數(shù)值計(jì)算結(jié)果Table 1 Numerical simulation results of single-layer homogeneous steel armor structures subjected to semi-armor-piercing missile warhead

采用貝爾金公式［11］可以對(duì)均質(zhì)鋼裝甲的極限穿透速度Vc進(jìn)行理論估算：

式中：σs為均質(zhì)鋼裝甲的屈服強(qiáng)度，MPa；D0為彈體直徑，m；H為均質(zhì)鋼裝甲厚度，m；M為彈體質(zhì) 量 ，kg；?=6 160Ce/Cm，其 中Ce=H/D0，Cm=M/D03；α為入射角，rad；k為效力系數(shù)，

當(dāng)n1=1，為彈體頭部曲率半徑與彈體半徑之比；n2≈0，為彈體頭部鈍化直徑與彈體直徑之比。

根據(jù)估算結(jié)果，需采用約97 mm厚的E36鋼均質(zhì)裝甲或約61 mm厚的某高強(qiáng)度鋼均質(zhì)裝甲才可有效抵御反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部，其與數(shù)值仿真結(jié)果間相差8%～10%，基本吻合。

綜上所述，若采用E36級(jí)別的鋼材作為舷側(cè)裝甲材料，其厚度至少需90 mm以上，這將占用大量的總體重量資源；采用某高強(qiáng)度鋼作為舷側(cè)裝甲材料，則其厚度至少需50 mm以上，也將占用一定的重量資源。

3 雙層格柵舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)的抗戰(zhàn)斗部動(dòng)能穿甲分析

根據(jù)上文分析，若將舷側(cè)外板直接增厚作為單層舷側(cè)防護(hù)裝甲，則需采用至少50 mm以上的某高強(qiáng)度鋼。然而，對(duì)于一般水面艦船而言，除舷頂列板之外，其水線以上舷側(cè)外板厚度不會(huì)超過15 mm。同時(shí)，厚、薄板之間的施工工藝較為復(fù)雜，還需考慮不同鋼材之間的焊接和電位差腐蝕等問題?；诖耍竟?jié)將研究雙層舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)，其舷側(cè)外板材料與主船體一致，內(nèi)層板則采用某高強(qiáng)度鋼，同時(shí)在內(nèi)、外層板之間設(shè)置格柵板結(jié)構(gòu)，如圖6所示。

3.1 著靶位置對(duì)雙層格柵結(jié)構(gòu)抗戰(zhàn)斗部動(dòng)能穿甲性能的影響

針對(duì)典型雙層格柵結(jié)構(gòu)，將選取3個(gè)著靶位置作為考察點(diǎn)，用以分析著靶位置對(duì)雙層格柵結(jié)構(gòu)的抗侵徹性能影響，進(jìn)而明確最危險(xiǎn)的著靶位置，并將以此著靶位置作為后續(xù)雙層格柵結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)的計(jì)算工況。

典型雙層格柵結(jié)構(gòu)的數(shù)值計(jì)算模型如圖7所示。其中：d=1 000 mm，為格柵板間距（材料為某高強(qiáng)度鋼）；T1=12 mm，為外板厚度（材料為E36鋼）；T2=35 mm，為內(nèi)板厚度（材料為某高強(qiáng)度鋼）；Hc=1 000 mm，為內(nèi)、外板間間距；Tc=15 mm，為格柵肋板厚度（材料為某高強(qiáng)度鋼）。

選取的3個(gè)著靶位置如圖8所示，其中P1位于格柵肋板與前板交接處，且P1，P2，P3的間距均為d/3。著靶位置對(duì)典型格柵結(jié)構(gòu)的抗侵徹性能影響的數(shù)值計(jì)算結(jié)果如表2和圖9所示。

表2 著靶位置對(duì)典型格柵結(jié)構(gòu)的抗侵徹性能影響Table 2 The influence of target location on the anti-penetration performance of typical double grid protection structure

由表2可知，3個(gè)不同著靶位置的戰(zhàn)斗部均穿透了內(nèi)板。在P1工況下，彈體的剩余速度為99.4 m/s；在P2和P3工況下，彈體基本停止運(yùn)動(dòng)。由此可知，導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部命中位置不同時(shí)，雙層格柵結(jié)構(gòu)的防護(hù)能力也有所不同，其中戰(zhàn)斗部在P1位置著靶時(shí)的侵徹能力最強(qiáng)。

3.2 不同雙層格柵結(jié)構(gòu)方案的抗戰(zhàn)斗部動(dòng)能穿甲性能

保持舷側(cè)外板厚度及內(nèi)、外板間距不變，改變格柵板厚度、格柵板間距和內(nèi)板厚度，用以研究綜合性能較優(yōu)的格柵結(jié)構(gòu)。其中，外板厚度T1=12 mm，材料為E36鋼；內(nèi)、外板間距Hc=1 000 mm。按照格柵板與內(nèi)板的等效厚度約為50 mm且材料均為某高強(qiáng)度鋼的標(biāo)準(zhǔn)，改變格柵板厚度、格柵板間距和內(nèi)板厚度，共設(shè)計(jì)了12種格柵結(jié)構(gòu)，尺寸如表3所示。以3.1節(jié)中P1點(diǎn)作為導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部的著靶位置，進(jìn)行反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部動(dòng)能穿甲作用下的防護(hù)效果數(shù)值計(jì)算，結(jié)果如表3和圖10（各分圖的左圖為t=5 ms情況下，右圖為t=10 ms情況下）所示。

表3 不同雙層舷側(cè)格柵結(jié)構(gòu)方案及防護(hù)性能數(shù)值計(jì)算結(jié)果Table 3 Scheme of differentdoublegrid protection structures and numerical simulation results of the protective performance

由計(jì)算結(jié)果可知：格柵板具有一定的阻攔效果，但同時(shí)對(duì)戰(zhàn)斗部有“扶正”的作用，即有可能使其侵徹內(nèi)板的能力變強(qiáng)，因此格柵板并不是越密越好；在保持格柵板間距及結(jié)構(gòu)總等效厚度基本不變的前提下，格柵板厚度越小，內(nèi)板厚度越大，則雙層格柵結(jié)構(gòu)的整體防護(hù)能力越強(qiáng)；在格柵板與內(nèi)板均采用某高強(qiáng)度鋼且總等效厚度約為50 mm的條件下，內(nèi)板厚度需達(dá)到至少40 mm才能抵御來襲的導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部。

4 結(jié) 論

本文開展了船艏內(nèi)部重要艙室的舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，采用數(shù)值仿真方法分析比較了不同舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)阻攔中型亞音速半穿甲反艦導(dǎo)彈的效果，得到如下結(jié)論：

1）采用單層均質(zhì)鋼裝甲作為舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)時(shí)，其結(jié)構(gòu)形式簡(jiǎn)單，但裝甲材料不宜采用E36級(jí)別的鋼材，而應(yīng)采用某高強(qiáng)度鋼（屈服極限約600 MPa）或更高級(jí)別的高強(qiáng)度鋼，且厚度至少需50 mm；若將重要艙室所處區(qū)域的舷側(cè)外板直接作為鋼裝甲，則需考慮厚、薄板間的施工工藝以及不同種鋼材間的焊接與電位差腐蝕等問題。

2）采用雙層格柵結(jié)構(gòu)作為舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)時(shí)，其外層板材料與主船體一致，內(nèi)層板及格柵板宜采用更高級(jí)別的鋼材。但導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部命中不同位置時(shí)，雙層格柵結(jié)構(gòu)的防護(hù)能力不同，應(yīng)選取侵徹作用最大的著靶點(diǎn)作為設(shè)計(jì)分析工況。

3）雙層格柵舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)的格柵板和內(nèi)層板需要匹配設(shè)計(jì)，在保持內(nèi)、外層板間距及結(jié)構(gòu)總等效厚度基本不變的條件下，宜將重量資源分配給內(nèi)層板，即增大內(nèi)層板厚度，以提高雙層格柵結(jié)構(gòu)的整體防護(hù)能力；在格柵板與內(nèi)層板均采用某高強(qiáng)度鋼且總等效厚度約為50 mm的條件下，內(nèi)層板厚度需達(dá)到至少40 mm才能有效抵御導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部（直徑約300mm，重約170kg，初速度約316m/s）。

4）為保護(hù)內(nèi)部重要艙室，需采用舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)以盡可能減小導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部的剩余速度并將其阻攔，從而降低對(duì)內(nèi)部重要艙室的近炸毀傷作用。但由于反艦導(dǎo)彈的穿透力強(qiáng)，故防護(hù)結(jié)構(gòu)需要占用較多的總體重量資源。以本文研究的中型亞音速導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部為例，需要至少等效50 mm厚的某高強(qiáng)度鋼（約400 kg/m2），故普通中小型艦船一般無法采用該方案，大型艦船也需要統(tǒng)籌協(xié)調(diào)總體資源。對(duì)船艏內(nèi)部重要艙室防護(hù)而言，總體設(shè)計(jì)還需考慮因設(shè)置防護(hù)結(jié)構(gòu)而引起的重心前移等問題。

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