劉雨佳，侯海量，李 茂，金 鍵，戴文喜

（1海軍工程大學(xué)船舶與海洋學(xué)院，湖北 武漢 430033；2海軍研究院，北京 100161；3中國艦船研究與設(shè)計(jì)中心，湖北 武漢 430064）

半穿甲導(dǎo)彈是在穿甲彈基礎(chǔ)上發(fā)展起來的用于攻擊艦船目標(biāo)的武器，兼具穿甲和爆破毀傷能力，是艦船防護(hù)領(lǐng)域的重點(diǎn)設(shè)防對象[1]。前艙物作為半穿甲導(dǎo)彈的重要組成部分，在導(dǎo)彈的制導(dǎo)和控制方面起著至關(guān)重要的作用。半穿甲導(dǎo)彈侵徹靶板的過程中，前艙物先于戰(zhàn)斗部接觸靶板，對靶板產(chǎn)生影響。因此，研究前艙物對戰(zhàn)斗部侵徹靶板的影響具有實(shí)際意義。迄今為止，對于半穿甲導(dǎo)彈侵徹艦船結(jié)構(gòu)等問題，研究人員通常忽略前艙物的影響，即只考慮戰(zhàn)斗部的動(dòng)能穿甲作用，將其抽象為低速大質(zhì)量彈體的穿甲問題。陳斌等[2]利用忽略前艙物的半穿甲模擬彈，開展了侵徹陶瓷/鋼復(fù)合裝甲試驗(yàn)，明確了彈著角對半穿甲彈侵徹效能有明顯影響；朱錫等[3]采用與實(shí)際半穿甲導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部幾何形狀相似的彈丸，開展了侵徹多種裝甲結(jié)構(gòu)試驗(yàn)，得到了不同裝甲結(jié)構(gòu)形式抗半穿甲導(dǎo)彈動(dòng)能穿甲的特性。目前，針對前艙物對半穿甲導(dǎo)彈侵徹靶板影響的研究相對較少，這是由于前艙物的組成部件復(fù)雜，無法完全模擬所有器件，因此，通常對前艙物進(jìn)行力學(xué)等效。

對前艙物的等效主要有兩種方法。第一種方法為采用質(zhì)量塊對前艙物進(jìn)行等效。樓建鋒等[4]通過有限元方法，分別使用金屬材料和脆性材料質(zhì)量塊等效模擬前艙物，得到了高速（675 m/s）和低速（250 m/s）兩種速度條件下前艙物對戰(zhàn)斗部侵徹過程的影響。陳剛[5]利用質(zhì)量塊模擬前艙物，對比分析了前艙物對戰(zhàn)斗部高速撞擊靶板的影響，得到了前艙物改進(jìn)戰(zhàn)斗部彈體在斜穿甲過程中的荷載環(huán)境條件。Chen等[6]考慮前艙物作用導(dǎo)致的靶板結(jié)構(gòu)預(yù)響應(yīng)，將前艙物剩余部分等效為附著在戰(zhàn)斗部前部的質(zhì)量塊，并對剪切沖塞模型進(jìn)行修正，得到了與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合的終點(diǎn)彈道公式。該等效方法的關(guān)鍵是質(zhì)量塊材料的選取，只有選擇與前艙物名義力學(xué)特性相近的材料，才能正確表征前艙物對導(dǎo)彈彈體動(dòng)能穿甲的影響。第二種方法為采用薄壁圓筒結(jié)構(gòu)對前艙物進(jìn)行等效。徐鈺巍等[7]采用硬鋁圓筒結(jié)構(gòu)對前艙物進(jìn)行等效，建立了變截面剛度/含缺陷的自由梁模型，并結(jié)合模型試驗(yàn)得到了前艙物在彈體侵徹靶板初期對彈體姿態(tài)變化的影響規(guī)律。該等效方法忽略了前艙物內(nèi)部儀器設(shè)備強(qiáng)度的影響，僅考慮前艙段外殼在侵徹過程中所起的作用，在研究半穿甲導(dǎo)彈正侵徹時(shí)，與實(shí)際情況的差異較大。對于正侵徹而言，將前艙物等效為質(zhì)量塊的方法是可行的，但現(xiàn)有的等效方法為了體現(xiàn)前艙物稀松多孔、中空易碎的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，所選取的等效材料模型和前艙物在撞擊過程中所表現(xiàn)出的力學(xué)特性存在不相符的情況。

本研究采用輕質(zhì)泡沫鋁材料模擬半穿甲導(dǎo)彈前艙物，建立變截面剛度彈體侵徹金屬薄板的有限元模型，分析帶前艙物平頭彈侵徹金屬薄板的動(dòng)態(tài)力學(xué)過程，研究不同靶板厚度、彈速條件下前艙物對平頭戰(zhàn)斗部侵徹金屬薄板的影響。

1 計(jì)算模型與材料參數(shù)

1.1 前艙物特性

前艙物主要由雷達(dá)導(dǎo)引頭、導(dǎo)航系統(tǒng)、電源系統(tǒng)、高度表等儀器設(shè)備組成，其特點(diǎn)是質(zhì)量較大（約為戰(zhàn)斗部總質(zhì)量的1/4～1/3）且分布均勻，整體結(jié)構(gòu)中空、易碎、延展性差，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度遠(yuǎn)低于戰(zhàn)斗部。前艙物由高分子聚合物、鋁合金、單晶硅等多種材料構(gòu)成，平均密度低（小于1 g/cm3）。前艙物在撞擊靶板時(shí)，會(huì)經(jīng)歷“接觸—屈服—壓實(shí)—破碎飛散”的破壞過程，其中屈服階段持續(xù)時(shí)間長，名義應(yīng)力基本保持不變，即存在較長的平臺應(yīng)力，隨后前艙物被壓實(shí)，名義應(yīng)力大幅增加，前艙段整體長度大幅減小，這與泡沫鋁材料在沖擊荷載作用下的位移變化曲線類似[8-10]，如圖1所示。因此，本研究中前艙物材料模型采用低強(qiáng)度、低密度、有長應(yīng)力平臺的泡沫鋁材料進(jìn)行等效。

圖1 泡沫鋁材料載荷-位移曲線Fig.1 Loading-displacement curve for aluminum foam material

圖2 帶前艙物戰(zhàn)斗部等效計(jì)算模型Fig.2 Equivalent calculation model of projectile with nose cabin

1.2 帶前艙物戰(zhàn)斗部等效計(jì)算模型

半穿甲反艦導(dǎo)彈通常由前艙物、戰(zhàn)斗部和推進(jìn)系統(tǒng)3部分組成。戰(zhàn)斗部是彈體中強(qiáng)度最高、剛度最大的部分，有較大的藥室，裝填炸藥量較多，大多為鈍頭[1]。本研究建立的前艙物戰(zhàn)斗部等效計(jì)算模型如圖2所示。戰(zhàn)斗部殼體模型外徑為428.40 mm，內(nèi)徑為384.79 mm，內(nèi)置裝藥模型直徑為384.79 mm，前艙物等效為與戰(zhàn)斗部截面尺寸相等的圓柱體。

采用有限元軟件LS-DYNA模擬不同工況下帶前艙物戰(zhàn)斗部侵徹靶板的過程。計(jì)算中，結(jié)構(gòu)采用拉格朗日實(shí)體單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，時(shí)間積分采用顯式中心差分法。靶板平面尺寸為3 000 mm×3 000 mm，邊界條件設(shè)置為固支約束。計(jì)算模型設(shè)置為沿中軸面對稱，建立1/2模型，戰(zhàn)斗部與前艙物采用六面體網(wǎng)格劃分。靶板自中心采用過渡網(wǎng)格，中心區(qū)域網(wǎng)格尺寸為2.5 mm×2.5 mm，距離撞擊區(qū)域越遠(yuǎn)，網(wǎng)格尺寸越大。

1.3 本構(gòu)方程與材料參數(shù)

數(shù)值仿真中主要涉及兩種材料模型。戰(zhàn)斗部殼體和金屬靶板采用金屬材料常用的Johnson-Cook材料模型，戰(zhàn)斗部內(nèi)置裝藥和前艙物等效材料采用彈塑性材料常用的彈塑性硬化模型。

Johnson-Cook材料模型考慮了塑性強(qiáng)化、應(yīng)變率強(qiáng)化、溫升軟化效應(yīng)，能夠反映材料在高溫、高應(yīng)變率下力學(xué)特性的變化，其具體形式為

式中：s為應(yīng)力；A為靜態(tài)屈服強(qiáng)度；B、n通過擬合等效應(yīng)力-應(yīng)變曲線數(shù)據(jù)獲得；為有效塑性應(yīng)變；C為應(yīng)變率系數(shù)；為有效塑性應(yīng)變率；為參考塑性應(yīng)變率，一般取=1 s-1；T0為參考溫度（取室溫）；Tm為材料熔點(diǎn)；m為熱軟化指數(shù)。

戰(zhàn)斗部殼體和金屬靶板的材料參數(shù)根據(jù)文獻(xiàn)[11-12]并結(jié)合工程實(shí)踐調(diào)整得到，如表1所示，其中cp為定壓比熱容，ρ為密度，μ為泊松比。

表1 彈體和靶板的J-C模型參表Table 1 J-C model parameters of projectile body and target

彈塑性硬化模型考慮了材料應(yīng)變的等向或隨動(dòng)塑性強(qiáng)化。其應(yīng)變率效應(yīng)由Cowper-Symonds模型描述

式中：σy為屈服強(qiáng)度，為等效塑性應(yīng)變率；c、p、β為材料常數(shù)；σ0為靜態(tài)屈服強(qiáng)度，E為楊氏模量，Et為硬化模量，εeff為有效塑性應(yīng)變。內(nèi)置裝藥和前艙物等效泡沫材料的模型參數(shù)如表2所示，其中fs為失效應(yīng)變?？紤]到不同導(dǎo)彈的前艙物內(nèi)包含儀器設(shè)備的數(shù)量和種類不同，前艙物等效材料的屈服強(qiáng)度無法準(zhǔn)確給出，本研究只給出取值范圍。

表2 彈塑性硬化模型材料參數(shù)Table 2 Material parameters of the Elastoplastic hardening model

2 結(jié)果分析

2.1 帶前艙物戰(zhàn)斗部侵徹過程分析

圖3為帶前艙物戰(zhàn)斗部侵徹金屬薄板的過程。圖4為侵徹過程中典型時(shí)刻的靶板內(nèi)應(yīng)力分布。典型工況下，帶前艙物戰(zhàn)斗部與不計(jì)前艙物戰(zhàn)斗部侵徹金屬薄板的速度時(shí)程曲線如圖5所示。根據(jù)金屬薄板受力和變形的特點(diǎn)，可以將帶前艙物戰(zhàn)斗部侵徹金屬薄板的過程分為3個(gè)階段。

圖3 侵徹過程Fig.3 Progress of perforation

圖4 靶板應(yīng)力分布Fig.4 Stress distribution of target

圖5 速度時(shí)程曲線Fig.5 Velocity-time curve

（1）金屬薄板結(jié)構(gòu)預(yù)變形階段。從前艙物接觸靶板開始，接觸區(qū)域內(nèi)最大壓強(qiáng)遠(yuǎn)大于前艙物等效材料的極限強(qiáng)度和金屬薄板的屈服強(qiáng)度。因此，前艙物發(fā)生變形破壞，金屬薄板產(chǎn)生大范圍碟形塑性變形，并獲得一定的橫向速度，戰(zhàn)斗部與靶板之間的速度差減小，彈靶接觸區(qū)邊緣的應(yīng)力集中程度減輕。由圖4可知，在金屬薄板結(jié)構(gòu)預(yù)變形階段，前艙物與靶板接觸區(qū)域內(nèi)正應(yīng)力較大，且隨著與中心距離的增大而降低；剪應(yīng)力很小，且只存在于接觸區(qū)域及其附近區(qū)域。在此階段，戰(zhàn)斗部的速度變化可以分為兩個(gè)時(shí)期，如圖5所示。AB時(shí)期，由于前艙物與金屬薄板撞擊產(chǎn)生的壓縮應(yīng)力波尚未傳遞到戰(zhàn)斗部，戰(zhàn)斗部以初速度向前運(yùn)動(dòng)；BC時(shí)期，隨著前艙物與金屬薄板撞擊產(chǎn)生的壓縮應(yīng)力作用于戰(zhàn)斗部，戰(zhàn)斗部的速度開始下降，但由于作用于戰(zhàn)斗部的壓縮應(yīng)力強(qiáng)度較小，戰(zhàn)斗部速度下降較慢。

（2）沖塞破壞階段。從戰(zhàn)斗部接觸金屬薄板開始，接觸區(qū)域由于速度差產(chǎn)生剪切變形，在拉應(yīng)力與剪應(yīng)力的聯(lián)合作用下，接觸區(qū)域周圍產(chǎn)生裂紋，裂紋直徑略大于戰(zhàn)斗部直徑。如圖4所示，此階段戰(zhàn)斗部與靶板接觸區(qū)域內(nèi)正應(yīng)力最大，且由于裂紋拓展釋放壓縮波，接觸區(qū)域內(nèi)出現(xiàn)拉伸應(yīng)力與壓縮應(yīng)力混合的情況；接觸區(qū)域內(nèi)剪應(yīng)力強(qiáng)度遠(yuǎn)大于結(jié)構(gòu)預(yù)變形階段，剪應(yīng)力在接觸邊緣附近達(dá)到峰值，并隨著與中心距離的增大迅速衰減。如圖5所示，在此階段，戰(zhàn)斗部直接侵徹金屬薄板，彈體受到的應(yīng)力強(qiáng)度大，速度下降明顯，可近似視為勻減速運(yùn)動(dòng)。

（3）彈體貫穿階段。隨著彈體的進(jìn)一步運(yùn)動(dòng)，裂紋貫穿整個(gè)金屬薄板厚度方向，形成與戰(zhàn)斗部直徑相似的帽形失效塊，同時(shí)，金屬薄板由于慣性作用繼續(xù)發(fā)生碟形變形。如圖4所示，該階段由于戰(zhàn)斗部與靶板接觸的區(qū)域形成失效塊與靶板脫離，接觸區(qū)域內(nèi)正應(yīng)力與剪應(yīng)力均為零。靶板動(dòng)能轉(zhuǎn)化為變形能，撓度增加，靶板仍有較大正應(yīng)力，由于接觸區(qū)域附近靶體材料存在速度差，因此靶板接觸區(qū)域附近存在一定的剪應(yīng)力。如圖5所示，在該階段，戰(zhàn)斗部的速度變化呈現(xiàn)兩個(gè)時(shí)期：DE階段，由于沖塞塊附著在戰(zhàn)斗部頭部，戰(zhàn)斗部推動(dòng)沖塞塊前進(jìn)，戰(zhàn)斗部的一部分動(dòng)能轉(zhuǎn)化為沖塞塊的動(dòng)能，導(dǎo)致戰(zhàn)斗部速度略有下降；EF階段，沖塞塊與戰(zhàn)斗部速度達(dá)到一致，戰(zhàn)斗部向前勻速運(yùn)動(dòng)。

由圖5中帶前艙物戰(zhàn)斗部與不計(jì)前艙物戰(zhàn)斗部的速度時(shí)程曲線對比可知，不計(jì)前艙物戰(zhàn)斗部侵徹靶板的貫穿時(shí)間為90 μs，帶前艙物戰(zhàn)斗部的侵徹貫穿時(shí)間為2 180 μs，侵徹作用時(shí)間大幅增加，但增加的侵徹時(shí)間主要是前艙物被壓潰破壞的時(shí)間。在金屬薄板預(yù)變形階段，金屬薄板與前艙物接觸區(qū)域獲得的速度較小，與戰(zhàn)斗部之間的速度差較大，因此，戰(zhàn)斗部侵徹貫穿金屬薄板所需要的時(shí)間并未明顯增加。此外，相比于不計(jì)前艙物戰(zhàn)斗部速度變化情況，前艙物的存在使得戰(zhàn)斗部在侵徹過程中的受力更加復(fù)雜，戰(zhàn)斗部速度變化的階段性和多樣性更加明顯。

從塑性變形范圍來看，通過有限元仿真軟件的計(jì)算結(jié)果可知，不計(jì)前艙物戰(zhàn)斗部侵徹靶板過程[13]中金屬薄板塑性變形的直徑為883.8 mm，帶前艙物戰(zhàn)斗部侵徹靶板過程中，由于存在金屬薄板預(yù)變形階段，金屬薄板迎彈面塑性變形范圍大幅增加，直徑達(dá)到2 629.7 mm。其原因在于：帶前艙物戰(zhàn)斗部侵徹金屬薄板的過靶時(shí)間長，彈靶接觸區(qū)域產(chǎn)生的塑性波傳播范圍遠(yuǎn)大于不計(jì)前艙物戰(zhàn)斗部。因此，前艙物的“緩沖墊”作用明顯，在大幅延長戰(zhàn)斗部過靶時(shí)間的同時(shí)大幅擴(kuò)大了金屬薄板塑性變形范圍。

2.2 前艙物等效模型屈服強(qiáng)度的影響

由于不同導(dǎo)彈的前艙物內(nèi)包含儀器設(shè)備的種類和數(shù)量不同，因此，無法定量給出前艙物等效材料的屈服強(qiáng)度。本研究給定前艙物等效材料的屈服強(qiáng)度范圍為0.5～10.0 MPa，在此屈服強(qiáng)度范圍內(nèi)研究前艙物對平頭戰(zhàn)斗部侵徹金屬薄板的影響。

圖6給出了初速度為340 m/s的不同前艙物等效屈服強(qiáng)度戰(zhàn)斗部侵徹20 mm厚金屬薄板的應(yīng)變云圖。由圖6可知，前艙物等效屈服強(qiáng)度在0.5～10.0 MPa范圍內(nèi)時(shí)，金屬薄板的塑性應(yīng)變分布相似，戰(zhàn)斗部貫穿金屬薄板形成的帽形失效塊直徑相等。表3列出了不同前艙物等效屈服強(qiáng)度戰(zhàn)斗部侵徹靶板時(shí)金屬薄板的塑性變形范圍和戰(zhàn)斗部剩余速度。由表3可知，前艙段等效屈服強(qiáng)度增加時(shí)，金屬薄板塑性變形范圍并未出現(xiàn)明顯變化，而是在一定范圍內(nèi)波動(dòng)，最大波動(dòng)幅度為0.994%。其原因在于，模型計(jì)算結(jié)果的輸出時(shí)間間隔為20 μs，侵徹作用時(shí)間選取最接近戰(zhàn)斗部貫穿靶板的時(shí)間，時(shí)間選取存在不準(zhǔn)確的情況。隨著前艙物等效屈服強(qiáng)度的增加，戰(zhàn)斗部剩余速度增大，但增大幅度很小，僅為0.147%。因此，可以認(rèn)為前艙物等效屈服強(qiáng)度對帶前艙物平頭彈侵徹金屬薄板的影響很小，可以忽略。這是由于前艙物存在破壞強(qiáng)度低、延展性差的特點(diǎn)，變形破壞所耗散的變形能遠(yuǎn)小于帶前艙物戰(zhàn)斗部所具有的動(dòng)能，因此當(dāng)前艙物等效模型的屈服強(qiáng)度遠(yuǎn)小于靶板時(shí)，前艙物的慣性力起主要作用，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響可以忽略不計(jì)。

表3 不同等效屈服強(qiáng)度下侵徹結(jié)果的比較Table 3 Comparison of penetration results with different yield stress

圖6 靶板應(yīng)變云圖Fig.6 Strain distribution of the target

2.3 靶板厚度和侵徹速度的影響

為了分析不同靶板厚度時(shí)前艙物對戰(zhàn)斗部侵徹的影響，分別模擬了靶板厚度在10～40 mm范圍內(nèi)的7種工況。不同靶板厚度條件下，戰(zhàn)斗部剩余速度如圖7所示。由圖7可知：帶前艙物戰(zhàn)斗部剩余速度與不計(jì)前艙物戰(zhàn)斗部的剩余速度均隨靶板厚度的增大而減小，且變化規(guī)律一致，均近似呈線性變化；靶板厚度相同時(shí)，兩者的剩余速度相差很小，最大偏差為0.67%。因此，靶板厚度在10～40 mm范圍內(nèi)時(shí)，前艙物對戰(zhàn)斗部侵徹的影響很小。

常見反艦半穿甲導(dǎo)彈的飛行馬赫數(shù)Ma在 0.8～1.0之間[14]，為了分析不同侵徹速度下前艙物對平頭戰(zhàn)斗部侵徹金屬薄板的影響，分別模擬了侵徹速度在238～340 m/s范圍內(nèi)的7種情況。不同侵徹速度條件下，戰(zhàn)斗部的剩余速度如圖8所示。由圖8可知，隨著侵徹速度的增大，不計(jì)前艙物平頭戰(zhàn)斗部和帶前艙物平頭戰(zhàn)斗部的剩余速度均近似呈線性增長，且?guī)芭撐锲筋^戰(zhàn)斗部的剩余速度略大于不計(jì)前艙物平頭戰(zhàn)斗部（最大偏差為1.15%）。Chen等[6]提出的帶前艙物鈍頭彈侵徹金屬靶的計(jì)算公式可得到與本模型相似的結(jié)論：侵徹速度相同時(shí)，帶前艙物平頭戰(zhàn)斗部的剩余速度略大于不計(jì)前艙物平頭戰(zhàn)斗部。

圖7 不同靶板厚度時(shí)的剩余速度對比Fig.7 Comparison of residual velocity with different target thickness

圖8 不同侵徹速度下的剩余速度對比Fig.8 Comparison of residual velocity with different initial velocity

通過對不同靶板厚度和侵徹速度條件下戰(zhàn)斗部的剩余速度進(jìn)行分析可知，帶前艙物戰(zhàn)斗部的剩余速度均大于不計(jì)前艙物戰(zhàn)斗部，原因在于：與不計(jì)前艙物戰(zhàn)斗部相比，帶前艙物戰(zhàn)斗部的質(zhì)量更大，侵徹速度相同時(shí)動(dòng)能更大。前艙物變形破壞和金屬靶板結(jié)構(gòu)預(yù)變形消耗部分前艙物具有的動(dòng)能，使帶前艙物戰(zhàn)斗部以更大動(dòng)能侵徹靶板。帶前艙物戰(zhàn)斗部對靶板的侵徹破壞模式為沖塞破壞，與不帶前艙物戰(zhàn)斗部侵徹靶板的破壞模式相同，在侵徹過程中消耗的能量相差不大。因此，帶前艙物戰(zhàn)斗部的剩余速度略大于不計(jì)前艙物戰(zhàn)斗部。

3 結(jié) 論

本研究建立了變截面剛度彈體模型，對帶前艙物戰(zhàn)斗部侵徹金屬薄板進(jìn)行仿真分析。通過對比不同前艙物等效屈服強(qiáng)度戰(zhàn)斗部的侵徹性能，以及不同靶板厚度與初速度條件下帶前艙物戰(zhàn)斗部與不計(jì)前艙物戰(zhàn)斗部的剩余速度，得出如下主要結(jié)論。

（1）根據(jù)靶板的受力變形特征，帶前艙物平頭戰(zhàn)斗部侵徹金屬薄板可以分為3個(gè)階段，即靶板預(yù)變形階段、沖塞破壞階段和彈體貫穿階段。雖然帶前艙物平頭戰(zhàn)斗部與不計(jì)前艙物平頭戰(zhàn)斗部侵徹靶板的過程存在明顯差異，但靶板破壞模式均為剪切沖塞破壞。

（2）當(dāng)前艙物等效材料的強(qiáng)度遠(yuǎn)小于靶板的屈服強(qiáng)度時(shí)，前艙物等效泡沫鋁材料的屈服強(qiáng)度對戰(zhàn)斗部侵徹性能的影響可以忽略不計(jì)。

（3）在導(dǎo)彈侵徹目標(biāo)的過程中，一方面，前艙物的存在增大了彈體的總動(dòng)能，且先于戰(zhàn)斗部撞擊目標(biāo)，造成目標(biāo)結(jié)構(gòu)變形甚至破壞，對戰(zhàn)斗部侵徹靶板起到了積極作用；另一方面，由于前艙物的強(qiáng)度遠(yuǎn)小于戰(zhàn)斗部，前艙物的存在延長了彈體的過靶時(shí)間，降低了靶板過載，起到了“緩沖墊”的作用，不利于平頭戰(zhàn)斗部對目標(biāo)的侵徹。在這兩方面綜合影響下，當(dāng)飛行馬赫數(shù)Ma在 0.8～1.0之間，侵徹厚度為10～40 mm的靶板時(shí)，帶前艙物平頭戰(zhàn)斗部的剩余速度比不計(jì)前艙物平頭戰(zhàn)斗部均有所增加，但增加幅度小于2%。