舷側防護結構抗導彈動能穿甲防護性能數值仿真

葉帆，劉見華，王?；?/p>

中國船舶及海洋工程設計研究院，上海200011

0 引 言

現代戰爭中，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構破損進水并最終沉沒；水上攻擊武器主要包括反艦導彈、制導炸彈和炮彈等，可能造成艦船水線以上的船體結構及設備損傷。因此，如何設計艦船防護結構以有效降低武器攻擊造成的損傷，一直是各國海軍致力于解決的重要問題。

國外大型水面戰艦非常重視自身防護設計。二戰期間，各國航母、戰列艦就已經開始采用舷側多艙室防護結構來防御魚雷和水雷的攻擊，還在水線以上主要部位設置了數百毫米厚的裝甲用以防御大口徑艦炮的攻擊。自20世紀60年代末，艦船水線上防護結構的主要防御目標逐漸由炮彈、航空炸彈轉變為具有高突防能力的反艦導彈。反艦導彈具有高動能和強穿透性的特點，對艦船水線以上內部艙室的威脅較大，因此很多學者和研究機構開展了反艦導彈穿艙爆炸后的毀傷效能分析［1-5］和不同舷側結構形式的防護性能研究［6-10］。舷側防護結構通常會占用較大的空間和重量，一般適用于航母等大型艦艇。隨著驅護艦、兩棲攻擊艦的大型化發展，也逐漸具備了應用局部舷側防護結構的條件。

本文將以艏部重要艙室的舷側防護結構設計為研究對象，采用數值仿真來對比不同的舷側防護結構阻攔中型亞音速半穿甲反艦導彈的效果，用以為我國大型水面艦船艏部舷側防護設計提供參考。

1 防御對象與防護目標

目前，反艦導彈正朝著超音速、超視距攻擊、混合裝藥、復合智能制導等方向發展，但現階段各國海軍列裝的主要還是亞音速反艦導彈，例如法國的“飛魚”導彈，美國的“魚叉”、“戰斧”導彈，以色列的“迦伯列”導彈，以及我國臺灣地區的“雄風II”導彈等。此類反艦導彈通常掠海飛行打擊艦船，并裝備了半穿甲型戰斗部。一般反艦導彈的彈體結構并不堅固，面對舷側裝甲防護結構，導彈主要依靠戰斗部動能穿甲進入船體內部，然后引爆毀傷艦船。如圖1所示，某典型亞音速反艦導彈戰斗部直徑約300 mm，長約600 mm，彈頭殼體厚約20 mm，柱殼體厚約12～15 mm，戰斗部總重約170 kg，其彈體頭部設計了防跳爪結構。本文將以該亞音速反艦導彈戰斗部來作為舷側防護結構的防御對象。

水面戰斗艦船一般在艏部主甲板裝備艦炮或導彈發射裝置，并在武器發射裝置下方布置彈藥庫。彈藥庫一般在船體內部，與舷側外板有一定的間隔，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彈擊中該區域的可能性較高，反艦導彈有可能從舷側穿入彈藥庫等重要艙室附近爆炸，進而引起彈藥庫殉爆。本文擬在艦船艏部重要艙室的舷側區域設置防護結構（圖2），以盡可能減小導彈戰斗部穿透舷側結構后的剩余速度，從而減小戰斗部的侵深或使戰斗部的飛行軌跡發生偏轉，最終將導彈阻擋于防護結構附近。通過控制戰斗部爆點與內部重要艙室的距離，可以減小內部重要艙室艙壁受到的沖擊波載荷，同時可以阻擋部分破片或降低部分破片的速度，從而降低反艦導彈對內部重要艙室的毀傷作用。

2 單層均質鋼裝甲的抗戰斗部動能穿甲分析

對于反艦導彈戰斗部動能穿甲，單層均質鋼裝甲結構是最簡單的防護結構。本文將分析不同材料、不同厚度的單層均質鋼裝甲在反艦導彈戰斗部動能穿甲作用下的防護效果。仿真模型將選用船用高強度結構鋼E36和某高強度鋼作為防護結構材料，用以分別研究這2種材料對戰斗部的抗侵徹性能。本文采用LS-DYNA軟件建立三維有限元模型，計算模型如圖3所示，其中艏部舷側外板與水線面夾角設為45°，反艦導彈戰斗部初速度約為316 m/s。

戰斗部殼體材料和某高強度鋼的應變率效應可采用Cowper-Symonds本構模型進行描述：

式中：σd為動態屈服強度，MPa；σ0為靜態屈服強度，MPa；E為彈性模量，MPa；Eh為應變硬化模量，MPa；εp為有效塑性應變率；為等效塑性應變率；D和n為材料參數。

對于圖1所示的典型亞音速反艦導彈戰斗部殼體材料，其最大失效應變為0.9，σ0=1 275 MPa，E=2 100 MPa，Eh=1 050 MPa，D=40，n=5；對于某高強度鋼，其最大失效應變為0.3，σ0=600 MPa，E=2 100 MPa，Eh=1 180 MPa，D=4.5×106，n=5。

船用高強度鋼E36的應變率效應可采用Johnson-Cook本構模型進行描述：

式中：a，b，n0，c均為材料參數為參考塑性應變率。

對于 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，初始狀態Q=0，當Q=1時材料失效；Δεp為一個時間步長的塑性應變增量；εf為當前時間步長的破壞應變。

其中，

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

對于船用高強度結構鋼E36和某高強度鋼這2種材料，分別選取不同厚度的靶板進行數值仿真計算，結果如表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為時間。由數值仿真計算結果可知，對反艦導彈戰斗部而言，當其斜侵徹的舷側裝甲材料為E36鋼時，至少需90 mm以上的厚度才可抵御其動能穿甲作用；當舷側裝甲材料為某高強度鋼時，至少需50 mm以上的厚度才可抵御其動能穿甲作用，而增厚至55 mm時可以將戰斗部阻擋在舷側外部。

表1 導彈戰斗部侵徹單層均質鋼板的數值計算結果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］可以對均質鋼裝甲的極限穿透速度Vc進行理論估算：

式中：σs為均質鋼裝甲的屈服強度，MPa；D0為彈體直徑，m；H為均質鋼裝甲厚度，m；M為彈體質 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，

當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。

根據估算結果，需采用約97 mm厚的E36鋼均質裝甲或約61 mm厚的某高強度鋼均質裝甲才可有效抵御反艦導彈戰斗部，其與數值仿真結果間相差8%～10%，基本吻合。

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

3 雙層格柵舷側防護結構的抗戰斗部動能穿甲分析

根據上文分析，若將舷側外板直接增厚作為單層舷側防護裝甲，則需采用至少50 mm以上的某高強度鋼。然而，對于一般水面艦船而言，除舷頂列板之外，其水線以上舷側外板厚度不會超過15 mm。同時，厚、薄板之間的施工工藝較為復雜，還需考慮不同鋼材之間的焊接和電位差腐蝕等問題?；诖?，本節將研究雙層舷側防護結構，其舷側外板材料與主船體一致，內層板則采用某高強度鋼，同時在內、外層板之間設置格柵板結構，如圖6所示。

3.1 著靶位置對雙層格柵結構抗戰斗部動能穿甲性能的影響

針對典型雙層格柵結構，將選取3個著靶位置作為考察點，用以分析著靶位置對雙層格柵結構的抗侵徹性能影響，進而明確最危險的著靶位置，并將以此著靶位置作為后續雙層格柵結構優化設計的計算工況。

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

選取的3個著靶位置如圖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。著靶位置對典型格柵結構的抗侵徹性能影響的數值計算結果如表2和圖9所示。

表2 著靶位置對典型格柵結構的抗侵徹性能影響Table 2 The influence of target location on the anti-penetration performance of typical double grid protection structure

由表2可知，3個不同著靶位置的戰斗部均穿透了內板。在P1工況下，彈體的剩余速度為99.4 m/s；在P2和P3工況下，彈體基本停止運動。由此可知，導彈戰斗部命中位置不同時，雙層格柵結構的防護能力也有所不同，其中戰斗部在P1位置著靶時的侵徹能力最強。

3.2 不同雙層格柵結構方案的抗戰斗部動能穿甲性能

保持舷側外板厚度及內、外板間距不變，改變格柵板厚度、格柵板間距和內板厚度，用以研究綜合性能較優的格柵結構。其中，外板厚度T1=12 mm，材料為E36鋼；內、外板間距Hc=1 000 mm。按照格柵板與內板的等效厚度約為50 mm且材料均為某高強度鋼的標準，改變格柵板厚度、格柵板間距和內板厚度，共設計了12種格柵結構，尺寸如表3所示。以3.1節中P1點作為導彈戰斗部的著靶位置，進行反艦導彈戰斗部動能穿甲作用下的防護效果數值計算，結果如表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 不同雙層舷側格柵結構方案及防護性能數值計算結果Table 3 Scheme of differentdoublegrid protection structures and numerical simulation results of the protective performance

由計算結果可知：格柵板具有一定的阻攔效果，但同時對戰斗部有“扶正”的作用，即有可能使其侵徹內板的能力變強，因此格柵板并不是越密越好；在保持格柵板間距及結構總等效厚度基本不變的前提下，格柵板厚度越小，內板厚度越大，則雙層格柵結構的整體防護能力越強；在格柵板與內板均采用某高強度鋼且總等效厚度約為50 mm的條件下，內板厚度需達到至少40 mm才能抵御來襲的導彈戰斗部。

4 結 論

本文開展了船艏內部重要艙室的舷側防護結構設計，采用數值仿真方法分析比較了不同舷側防護結構阻攔中型亞音速半穿甲反艦導彈的效果，得到如下結論：

1）采用單層均質鋼裝甲作為舷側防護結構時，其結構形式簡單，但裝甲材料不宜采用E36級別的鋼材，而應采用某高強度鋼（屈服極限約600 MPa）或更高級別的高強度鋼，且厚度至少需50 mm；若將重要艙室所處區域的舷側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）采用雙層格柵結構作為舷側防護結構時，其外層板材料與主船體一致，內層板及格柵板宜采用更高級別的鋼材。但導彈戰斗部命中不同位置時，雙層格柵結構的防護能力不同，應選取侵徹作用最大的著靶點作為設計分析工況。

3）雙層格柵舷側防護結構的格柵板和內層板需要匹配設計，在保持內、外層板間距及結構總等效厚度基本不變的條件下，宜將重量資源分配給內層板，即增大內層板厚度，以提高雙層格柵結構的整體防護能力；在格柵板與內層板均采用某高強度鋼且總等效厚度約為50 mm的條件下，內層板厚度需達到至少40 mm才能有效抵御導彈戰斗部（直徑約300mm，重約170kg，初速度約316m/s）。

4）為保護內部重要艙室，需采用舷側防護結構以盡可能減小導彈戰斗部的剩余速度并將其阻攔，從而降低對內部重要艙室的近炸毀傷作用。但由于反艦導彈的穿透力強，故防護結構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彈戰斗部為例，需要至少等效50 mm厚的某高強度鋼（約400 kg/m2），故普通中小型艦船一般無法采用該方案，大型艦船也需要統籌協調總體資源。對船艏內部重要艙室防護而言，總體設計還需考慮因設置防護結構而引起的重心前移等問題。

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