導引頭對射流破甲威力的影響研究

邵 彬，張國偉，韓文斌，曹 鵬

(中北大學 機電工程學院， 太原 030051)

無論何種結構的聚能裝藥戰斗部，在形成射流時都需要一定的成型空間，若成型空間內有其他的障礙物，則會對射流的成型造成巨大的影響。在制導彈藥系統設計中，新彈體結構通常會在導引頭中預留出射流通道，以降低導引頭對射流的影響，保證射流能得到充分的拉伸?，F實中，為減小時間和設計的成本，常利用現有制導裝置來裝配在彈體上，此時無射流通道的制導裝置對射流的干擾便無法忽視。

在對導引頭干擾射流的研究里，肖強強等[1]設計了一種新型結構的藥型罩，對比常規藥型罩可以有效減小制導艙對射流的干擾；劉建榮等[2-3]則分別研究總結了導引頭對射流影響的一般性規律。雖然國內外在逐漸增多導引頭對戰斗部影響的研究，但研究領域更多的是關注在戰斗裝藥結構、目標靶對射流性能的影響以及導引頭的制導方式和精度上。因此，本文分析并闡述了導引頭對射流的干擾原理，利用數值仿真手段，探討了導引頭與藥型罩之間的距離對射流的影響，以及不同錐角藥型罩所形成的射流對導引頭的敏感程度，以期為導引頭在聚能裝藥戰斗部的應用中提供參考。

1 理論分析

導引頭一般采取緊湊的組裝方式，內部由層層電路板構成，包含各類精密的電子部件、電氣元器件和機械部件。為了使導引頭搜索現場盡可能大，且不受彈體遮擋，其系統整體是放置在彈體的前端。此時，聚能裝藥戰斗部與導引頭的距離較近，聚能射流侵徹導引頭時難以經過充分的拉伸。導引頭各部件形狀不一且組裝緊湊，射流的侵徹界面并非規則平整，射流與導引頭之間的相對速度又較高，射流在侵徹導引頭時，能量的大量消耗導致射流頭部速度的降低，并且受到導引頭部件的縱向作用力，從而發生翻轉偏散的現象，致使射流的穩定性降低；又由于導引頭各部件材料不一，整體上材料的不均勻會導致射流侵徹導引頭時會產生稀疏波，并反射影響到射流造成射流的逸散，加劇了射流的失穩。射流的不穩定會造成射流速度的下降和質量的消耗，破甲威力也隨之下降。圖1給出了射流在穿過戰斗部前方一定厚度的制導艙、控制艙等保護材料后，在低碳鋼上的實際侵徹深度。由圖可見，當射流的成型空間內具有其他障礙物(如導引頭等)時，射流與障礙物互相侵蝕的時間越長，在低碳鋼上的侵徹深度也會越小。

圖1 實際侵徹深度與戰斗部頭部保護材料厚度的關系

聚能射流的頭部速度高且尾部速度低，射流在飛行和侵徹過程中會不斷的拉伸，經過一定時間后射流便會發生斷裂[4]。炸高在比較小時，斷裂之后的粒子射流會經過前段射流侵徹靶板形成的孔道到達孔底，進而繼續侵徹，增大侵徹的深度，而隨著炸高的增加，射流的侵徹深度也會增加[5]。射流侵徹導引頭的過程也可等效為在小炸高上侵徹一個多層間隔靶板，當適當增加導引頭到藥型罩的距離時，即可增加射流的侵徹威力。在射流還未完全成型時，射流對導引頭的侵徹過程較為復雜，難以從理論上推斷出射流的最佳成型空間，考慮整個彈體的穩定性，導引頭并不能距離藥型罩太遠,因此導引頭到藥型罩的距離必須要綜合考慮到彈體長徑比和射流破甲威力這兩個因素。

2 數值模擬

2.1 藥型罩結構的選擇

聚能裝藥中藥型罩的結構形式主要有簡單幾何形狀藥型罩(圓柱筒形罩、小錐角罩、半球罩和大錐角罩)、復雜幾何形罩(雙錐形、喇叭形等)、組合形狀藥型罩等(如錐形和球形組合)和變壁厚藥型罩。其中由于變壁厚藥型罩相對于等壁厚藥型罩穩定性較差，因此本文從前3種藥型罩中選出研究對象。由于射流破甲能力主要從侵徹深度、破孔直徑等因素考慮，因此本文選取了單錐形、雙錐形以及弧錐結合形三種藥型罩為研究目標，單錐罩結構簡單，制作容易，能保持相對穩定的侵徹能力；雙錐罩提高了藥型罩母線長度以及有效裝藥量，射流的速度梯度和長度都得到了有效增加，侵徹深度大幅提升；弧錐罩制作工藝要求簡單，且兼顧錐形罩和半球形罩的優點，射流侵徹深度和破孔直徑都較為可觀，可造成較大的開坑體積。三者都在各戰斗部中有著廣泛的運用。

2.2 模型的建立以及仿真方案

導引頭內部層層電路板在一定程度上相當于多層間隔靶板[6]，因此本文將導引頭等效為間隔靶，聚能裝藥戰斗部帶有殼體，長徑比為1.1.整個戰斗部與等效靶板的對應結構如圖2所示。

圖2 戰斗部及等效靶板結構示意圖

本文將設計3組仿真方案，其中各結構藥型罩戰斗部參數有：1#戰斗部為單錐罩形藥型罩，裝藥直徑40 mm，藥型罩錐角105°，罩壁厚1 mm，戰斗部長涇比1.05；2#戰斗部藥型罩為弧錐罩，圓弧段外圓曲率半徑為13.88 mm，內圓曲率半徑為12.88 mm；3#戰斗部藥型罩為雙錐形，頂錐錐角為60°，2#以及3#戰斗部其余結構參數皆與1#戰斗部相同。3種戰斗部藥型罩的結構如圖3所示。

圖3 藥型罩結構示意圖

第1組仿真方案，以1#戰斗部為基礎，在其他條件不變的情況下改變兩個變量，分別是戰斗部口徑與導引頭到藥型罩的距離，戰斗部口徑分別為40 mm、80 mm、120 mm；第2組方案，以1#戰斗部為基準，在其他條件不變的情況下，改變藥型罩錐角以及導引頭到藥型罩的距離；第3組方案，以圖3中3種不同形狀藥型罩的戰斗部為對象，改變導引頭到藥型罩的距離。3組方案最終都以射流對目標靶板的侵徹深度為參考量。

為方便的對比各方案中導引頭到藥型罩距離對射流侵徹深度的影響，將導引頭到藥型罩的距離轉換成導引頭等效靶板到藥型罩兩端的角度，即在同一平面里，導引頭等效靶板的頂端(導引頭面向藥型罩的那一面)中心點與藥型罩兩端點連線可形成夾角θ，以該θ角為自變量可更好的設置導引頭與藥型罩空間距離的對比梯度，圖4為θ角的示意圖。

圖4 θ角示意圖

2.3 材料模型

藥型罩的材料為紫銅,選擇Gruneisen狀態方程和Johnson-cook本構模型[7]來描述其在炸藥爆炸產生的爆轟波作用下動力響應行為。其中Johnson-Cook模型函數表達式為

(1)

(2)

式(2)中，Tr為參考溫度(一般取室溫)；Tm為常態下材料的熔化溫度。表1為紫銅的Johnson-cook參數[8]：

表1 紫銅的Johnson-cook參數

炸藥選用JH-2(8701)炸藥，采用JWL狀態方程來精確描述炸藥爆轟過程中的體積、壓力和能量特性。炸藥的狀態方程主要參數[9]有：ρ=1.717 g/cm3，D=7 980 m/s，E=8.5 kJ/ cm3，Pcj=29.5 GPa。導引頭等效靶板上下兩端靶板材料為鋁，中間靶板材料為環氧樹脂[10]，殼體及目標靶板材料分別為鋁和45#鋼。各材料參數如表2所示。

表2 材料參數

聚能射流侵徹靶板的數值仿真包括炸藥的爆轟、藥型罩的壓垮、射流的形成、拉伸及其對靶板的侵徹過程。聚能射流的成型是一個高應變、高應變率的過程，所以成型過程采用Euler網格進行計算，靶板及導引頭采用Lagrange網格，聚能射流對靶板以及導引頭的侵徹采用Euler/Lagrange耦合算法進行求解。為了減小整個數值仿真過程的計算量，采用四分之一模型。

3 仿真結果分析

為清楚的對比導引頭對射流侵徹的影響，在沒有導引頭的情況下，以聚能射流侵徹45號鋼靶板得到的侵徹深度為基準D1。加上導引頭后，將射流侵徹45號鋼靶板得到的侵徹深度D2與基準侵徹深度進行對比，得到射流侵徹威力耗損率，即：

(3)

3組仿真方案中各結構藥型罩成型射流的初始參數如表3所示?，F以射流侵徹威力耗損率為因變量，θ角為自變量，3組方案仿真結果如圖5所示。

表3 3組方案中各結構成型射流初始參數

圖5 3組仿真方案的破甲威力損耗曲線

從圖5可以看出在θ角小于90°時，聚能戰斗部的射流侵徹深威力耗損率較小，表明θ角在90°時，射流在穿過導引頭的等效靶板時已具備了一定的成型度，射流的抗干擾程度在此時較大；在θ角超過90°之后，射流侵徹威力耗損率急劇增大，射流在受到導引頭的干擾下成型度較低。將90°的θ角換算成藥型罩與導引頭之間的距離后，可以得到該距離為藥型罩口徑的0.5倍。第1組方案結果表明在戰斗部幾何結構一致時，射流的威力耗損曲線變化不大。由于射流的侵徹相似律也可應用在數值模擬手段上[11]，表明導引頭對射流的影響也是滿足射流侵徹的幾何相似律。

圖6為第2組仿真方案中，隨導引頭的距離變化時，射流穿過導引頭后抵達目標靶板時的形態(藥型罩錐角為90°)?？梢钥闯霎攲б^距離藥型罩越近，射流穿過導引頭后損失的能量和質量就越多；而當θ角小于90°后，射流穿過導引頭等效靶板時的形態基本變化不大，側面反映出在θ角為90°，即導引頭與藥型罩罩底的距離為藥型罩口徑的0.5倍時，在導引頭與罩底的空間中，藥型罩可以形成具備一定成型度的射流。從圖5(b)、圖5(c)中還能發現在θ角為90°時，射流的威力損耗率都在20%左右或以下，可以滿足工程要求的威力指標。

圖6 射流的形態變化

表4為第2組仿真方案中射流破甲深度的仿真結果，結合圖5(b)和表4可以看出，在導引頭存在時，隨著藥型罩錐角的增大，射流的威力損耗在逐漸的減??；射流破甲深度的整體變化趨勢則是先增大后減小的，其中80°左右錐角的藥型罩所形成的的射流破甲深度最大。

表4 第2組仿真結果破甲深度 mm

第3組仿真方案中，在結構不一致的條件下，射流侵徹威力損耗曲線依然滿足第一組仿真方案所得出的規律，證明了此規律具有一定程度的泛用性。

4 結論

對于常規幾何形狀藥型罩的聚能裝藥戰斗部，導引頭與藥型罩罩底的最佳距離為藥型罩口徑的0.5倍，此時兩者之間的空間可具備基本的射流成型空間條件，保證射流有足夠的破甲威力。

同一口徑的戰斗部，藥型罩錐角越小，射流對導引頭的抗干擾能力就越差，侵徹能力也顯著降低。在導引頭的存在下，較大錐角藥型罩(80°左右)的戰斗部破甲威力更強。