0 引　言

航空母舰以舰载机为主要作战武器，为海军飞机的起降提供浮动的海上机场，在现代战争中起到了海上霸主的作用。因此，作为对立的另一方，如何有效抵制敌方航母的作战效能对未来战争的胜负至关重要。半穿甲战斗部是目前普遍采用的反舰导弹战斗部。作为研究航母侵彻毁伤效能的主要手段之一，数值仿真计算方法已经获得了重要的应用。作者在之前对半穿甲战斗部侵彻航母单层靶板的数值建模、模型选取、参数确定以及侵彻毁伤等问题进行研究^{[1 – 3]}，本文在这些研究的基础上，对半穿甲战斗部侵彻航母双层靶板从而打击其内部机库里飞机的侵彻过程进行研究。

1 有限元模型的建立 1.1 有限元网络模型

如图1所示，以美国“尼米兹”级航母的具体结构为基本依据^[4]，建立了航母双层靶板的有限元网格模型。模型中，第1层靶板为飞行甲板，第二甲板为吊舱甲板，吊舱甲板下面通常为飞机机库。2层甲板间距为3 m。考虑到计算的对称性，采用1/2模型，其中第1层靶板长2 500 mm，宽1 250 mm，厚50 mm。第2层靶板长2 500 mm，宽1 250 mm，厚14 mm。为了模拟实际的实验条件，对有限元模型中靶板的相应3个侧面施加了固定边界条件，靶板的表面和背面为自由边界面。考虑到弹丸穿过第1层靶板后的飞行轨迹的变化，根据弹丸穿过第1层靶板后的计算结果，调整第2层靶板的位置，使得弹丸能够在第二靶板的中间位置着靶，节省计算资源。

如图2所示，模型中应用过渡技术改变网格在靶板上的分布，使得靠近弹丸侵彻的区域网格的密度较大，远离弹丸侵彻的区域网格的密度较小。

如图3所示，弹丸由壳体、装药和引信3部分组成，质量约16 kg，弹体长370 mm，弹径105 mm，弹丸头部为截卵形，截头直径20 mm，弹体弧部半径180 mm。

1.2 材料模型

弹丸材料采用30CrMnSi，靶板材料采用与美航母用材HY-80力学性能相当的国产921A型钢。计算中，采用塑性动态硬化材料模型来描述弹丸及靶板材料的应力应变关系^{[5, 6]}。

如图4所示，塑性动态硬化材料模型考虑应变率的效应，采用Cowper and Symonds模型，即通过关于应变率的系数缩放屈服应力：

$Y = \left[ {1 + {{\left( {\frac{\varepsilon }{C}} \right)}^{1/p}}} \right]\left( {{\sigma _0} + \beta E_{eff}^p} \right)\text{，}$

(1)

式中，ε为应变率；ε_eff^p；σ₀为静态时的屈服应力；E_p为塑性硬化模量；C和p均为材料常数，表征材料率敏感特征；β为强化模型，0≤β≤1。当β=0时，随动强化；当β=1时各向同性强化。

参考相关文献^{[7 – 9]}，弹丸及靶板的模型参数取值分别见表1。

弹丸中的炸药和引信均按弹性材料处理。其中，装药密度取1.7 g/cm³，引信密度取3.8 g/cm³。

1.3 有限元模型的验证

以上有限元模型，作者已在相关研究中进行了验证^[1]。数据模拟的计算结果与相关文献的实验数据基本一致，验证了该有限元模型及相关材料模型的正确性，可以用于半穿甲弹战斗部侵彻毁伤效应的研究。

2 计算结果及分析

基于以上建立的有限元模型，计算了半穿甲战斗部分别以0°，5°，10°，15°，20°和25°六种不同攻角侵彻航母双层靶时的三维动态侵彻过程。战斗部的初始速度为600 m/s，初始着角为0°。

2.1 侵彻能力

从图5中可以看出，在6种不同攻角的情况下，战斗部均能穿透第1层靶板，然而攻角对战斗部的侵彻能力有显著影响。当攻角分别为5°，10°，15°，20°和25°时，战斗部侵彻第1层靶板的剩余速度相对于零攻角的情况分别下降了1.7%，7.4%，17.8%，34.6%和54.5%。当战斗部侵彻第2层靶板时，由于第1层靶板和第2层靶板间隔3 m，战斗部以一定的攻角穿透第1层靶板后以及在飞向第2层靶板的过程中，姿态发生了明显变化。除了零攻角之外，战斗部以其他5种不同攻角侵彻航母双层靶时，侵彻第2层靶板的攻角相对于侵彻第1层靶板的初始攻角均有所增加，初始攻角分别为5°，10°，15°，20°和25°时，战斗部侵彻第2层靶板的攻角相对于侵彻第1层靶板分别的提高了16%，294%，23%，94%和76%，攻角最大达到了44°。战斗部侵彻第2层靶板时，当初始攻角为0°，5°，10°和15°，战斗部能顺利穿透，穿透第2层靶的靶后剩余速度分别为383 m/s，371 m/s，234 m/s和254 m/s。相对于穿透第1层靶的靶后余速分别下降了9.2%，10.6%，40.5%和26.8%。第2层靶后余速相对于第1层靶后余速下降的幅度与相应攻角增加的幅度相一致，即攻角增加越大，靶后余速下降越大。详细的计算数据见表2。

如图6所示，当战斗部以20°和25°的攻角侵彻时，由于侵彻第1层靶板时的速度下降较大，而且侵彻第2层靶板时攻角增加较大，所以未能穿透第2层靶板进入理想的爆炸位置。由此可以看出，攻角对战斗部侵彻航母双层靶的能力影响较大，在战斗部的设计中应考虑其侵彻双层靶时的姿态稳定问题，减小其在侵彻第2层靶板时的攻角。

2.2 破坏模式

平头的战斗部头部形状设计可以提高战斗部以一定着角和攻角侵彻目标时的稳定性，有助于解决战斗部着靶时的跳飞问题，但是也增加了战斗部侵彻目标过程中的阻力。图7和图8给出了战斗部以不同攻角侵彻飞行靶板和吊舱靶板时某个时刻的动态响应。

从图7和图8中可以看出，战斗部在侵彻第1层靶板的过程中，由于第1层靶板较厚、材料强度高，战斗部侵彻的初速大，因此战斗部侵彻过程中的阻力大，战斗部头部受到了严重的侵蚀作用。此外，在战斗部头部的冲击作用下，靶板由于受到剪切破坏的作用，形成了大小不等的塞块，战斗部对目标的侵彻破坏模式均属于延性扩孔和冲塞破坏模式。战斗部在侵彻第2层靶板时，虽然靶板虽薄，但是战斗部经过第1层靶板的侵彻后着靶速度降低、攻角明显增大、而且战斗部头部变钝，所以对第2层靶板的冲塞效应依然明显。尤其是初始攻角为10°时，由于战斗部侵彻第2层靶板的攻角很大（达到了39.4°），战斗部着靶的面积比较大，对靶板形成了大面积撕裂。

2.3 功能稳定性

半穿甲战斗部为侵爆类战斗部，需要侵彻到目标内部一定位置或时机时引爆战斗部。在侵彻的过程中不能提前起爆。如图9所示，当战斗部侵彻航母双层靶时，过载较大，最大达到了87 683 g（攻角为25°）。尤其是战斗部以攻角侵彻第1层靶板时，高过载的持续时间比较长，侵彻过程中的高过载及作用时间必将对战斗部的结构完整性和装药安定性提出严峻挑战。

当攻角大于10°时，战斗部在侵彻第1层靶板时，战斗部受到较大的横向过载的作用，而且横向过载呈现了正向负向的摆动，导致战斗部结构出现可见的弯曲变形，而且弯曲变形的程度随着攻角的增大而增大。图10给出了战斗部以25°攻角侵彻第1层靶板的动态响应过程，在该过程中其横向过载的最大正向过载达到了12 411 g，最大负向过载达到了59 005 g，给战斗部的结构完整性、装药稳定性和引信可靠性带来严峻挑战。由此可见，战斗部结构弯曲变形主要由战斗部侵彻过程中的横向过载产生，与弹体的着靶攻角、靶板的厚度和材料强度，以及战斗部的着靶速度等因素都有关系。

3 结　语

采用数值仿真方法，建立了半穿甲战斗部对航母双层靶板侵彻效应的数值仿真有限元模型，应用LS-DYNA非线性有限元分析软件计算了战斗部以6种不同攻角侵彻航母双层靶的动态响应过程。计算结果显示，

1）攻角对战斗部侵彻航母双层靶的能力有显著影响。随着攻角增加，战斗部的靶后余速下降，当初始攻角为20°和25°时，战斗部未能穿透航母的吊舱甲板。

2）除零攻角之外，战斗部穿透飞行甲板后姿态均发生了明显变化，导致其撞击吊舱甲板的攻角相对于初始攻角均有所增加，最大达到44°，严重影响了战斗部对吊舱甲板的侵彻能力。

3）战斗部对目标的侵彻破坏模式均属于延性扩孔和冲塞破坏模式，侵彻吊舱甲板时，由于战斗部头部变钝、着靶速度降低、攻角明显增大，所以对第2层靶板的冲塞效应比较明显。

4）战斗部侵彻航母双层靶的过载较大且高过载持续时间长，最大过载达到了87 683 g（攻角为25°时）。此外，当攻角大于10°时，战斗部在侵彻第1层靶板时，横向过载比较明显且正负过载交替出现，最大正向过载和最大负向过载分别达到了12 411 g和59 005 g（攻角为25°时），导致战斗部结构出现不同程度的弯曲变形，而且弯曲变形的程度随着攻角的增大而增大，这些因素给战斗部的结构完整性、装药稳定性和引信可靠性带来严峻挑战，需要在战斗部的设计中加以考虑。