导引头对射流破甲威力的影响研究

邵 彬，张国伟，韩文斌，曹 鹏

(中北大学 机电工程学院， 太原 030051)

无论何种结构的聚能装药战斗部，在形成射流时都需要一定的成型空间，若成型空间内有其他的障碍物，则会对射流的成型造成巨大的影响。在制导弹药系统设计中，新弹体结构通常会在导引头中预留出射流通道，以降低导引头对射流的影响，保证射流能得到充分的拉伸。现实中，为减小时间和设计的成本，常利用现有制导装置来装配在弹体上，此时无射流通道的制导装置对射流的干扰便无法忽视。

在对导引头干扰射流的研究里，肖强强等[1]设计了一种新型结构的药型罩，对比常规药型罩可以有效减小制导舱对射流的干扰；刘建荣等[2-3]则分别研究总结了导引头对射流影响的一般性规律。虽然国内外在逐渐增多导引头对战斗部影响的研究，但研究领域更多的是关注在战斗装药结构、目标靶对射流性能的影响以及导引头的制导方式和精度上。因此，本文分析并阐述了导引头对射流的干扰原理，利用数值仿真手段，探讨了导引头与药型罩之间的距离对射流的影响，以及不同锥角药型罩所形成的射流对导引头的敏感程度，以期为导引头在聚能装药战斗部的应用中提供参考。

1 理论分析

导引头一般采取紧凑的组装方式，内部由层层电路板构成，包含各类精密的电子部件、电气元器件和机械部件。为了使导引头搜索现场尽可能大，且不受弹体遮挡，其系统整体是放置在弹体的前端。此时，聚能装药战斗部与导引头的距离较近，聚能射流侵彻导引头时难以经过充分的拉伸。导引头各部件形状不一且组装紧凑，射流的侵彻界面并非规则平整，射流与导引头之间的相对速度又较高，射流在侵彻导引头时，能量的大量消耗导致射流头部速度的降低，并且受到导引头部件的纵向作用力，从而发生翻转偏散的现象，致使射流的稳定性降低；又由于导引头各部件材料不一，整体上材料的不均匀会导致射流侵彻导引头时会产生稀疏波，并反射影响到射流造成射流的逸散，加剧了射流的失稳。射流的不稳定会造成射流速度的下降和质量的消耗，破甲威力也随之下降。图1给出了射流在穿过战斗部前方一定厚度的制导舱、控制舱等保护材料后，在低碳钢上的实际侵彻深度。由图可见，当射流的成型空间内具有其他障碍物(如导引头等)时，射流与障碍物互相侵蚀的时间越长，在低碳钢上的侵彻深度也会越小。

图1 实际侵彻深度与战斗部头部保护材料厚度的关系

聚能射流的头部速度高且尾部速度低，射流在飞行和侵彻过程中会不断的拉伸，经过一定时间后射流便会发生断裂[4]。炸高在比较小时，断裂之后的粒子射流会经过前段射流侵彻靶板形成的孔道到达孔底，进而继续侵彻，增大侵彻的深度，而随着炸高的增加，射流的侵彻深度也会增加[5]。射流侵彻导引头的过程也可等效为在小炸高上侵彻一个多层间隔靶板，当适当增加导引头到药型罩的距离时，即可增加射流的侵彻威力。在射流还未完全成型时，射流对导引头的侵彻过程较为复杂，难以从理论上推断出射流的最佳成型空间，考虑整个弹体的稳定性，导引头并不能距离药型罩太远,因此导引头到药型罩的距离必须要综合考虑到弹体长径比和射流破甲威力这两个因素。

2 数值模拟

2.1 药型罩结构的选择

聚能装药中药型罩的结构形式主要有简单几何形状药型罩(圆柱筒形罩、小锥角罩、半球罩和大锥角罩)、复杂几何形罩(双锥形、喇叭形等)、组合形状药型罩等(如锥形和球形组合)和变壁厚药型罩。其中由于变壁厚药型罩相对于等壁厚药型罩稳定性较差，因此本文从前3种药型罩中选出研究对象。由于射流破甲能力主要从侵彻深度、破孔直径等因素考虑，因此本文选取了单锥形、双锥形以及弧锥结合形三种药型罩为研究目标，单锥罩结构简单，制作容易，能保持相对稳定的侵彻能力；双锥罩提高了药型罩母线长度以及有效装药量，射流的速度梯度和长度都得到了有效增加，侵彻深度大幅提升；弧锥罩制作工艺要求简单，且兼顾锥形罩和半球形罩的优点，射流侵彻深度和破孔直径都较为可观，可造成较大的开坑体积。三者都在各战斗部中有着广泛的运用。

2.2 模型的建立以及仿真方案

导引头内部层层电路板在一定程度上相当于多层间隔靶板[6]，因此本文将导引头等效为间隔靶，聚能装药战斗部带有壳体，长径比为1.1.整个战斗部与等效靶板的对应结构如图2所示。

图2 战斗部及等效靶板结构示意图

本文将设计3组仿真方案，其中各结构药型罩战斗部参数有：1#战斗部为单锥罩形药型罩，装药直径40 mm，药型罩锥角105°，罩壁厚1 mm，战斗部长泾比1.05；2#战斗部药型罩为弧锥罩，圆弧段外圆曲率半径为13.88 mm，内圆曲率半径为12.88 mm；3#战斗部药型罩为双锥形，顶锥锥角为60°，2#以及3#战斗部其余结构参数皆与1#战斗部相同。3种战斗部药型罩的结构如图3所示。

图3 药型罩结构示意图

第1组仿真方案，以1#战斗部为基础，在其他条件不变的情况下改变两个变量，分别是战斗部口径与导引头到药型罩的距离，战斗部口径分别为40 mm、80 mm、120 mm；第2组方案，以1#战斗部为基准，在其他条件不变的情况下，改变药型罩锥角以及导引头到药型罩的距离；第3组方案，以图3中3种不同形状药型罩的战斗部为对象，改变导引头到药型罩的距离。3组方案最终都以射流对目标靶板的侵彻深度为参考量。

为方便的对比各方案中导引头到药型罩距离对射流侵彻深度的影响，将导引头到药型罩的距离转换成导引头等效靶板到药型罩两端的角度，即在同一平面里，导引头等效靶板的顶端(导引头面向药型罩的那一面)中心点与药型罩两端点连线可形成夹角θ，以该θ角为自变量可更好的设置导引头与药型罩空间距离的对比梯度，图4为θ角的示意图。

图4 θ角示意图

2.3 材料模型

药型罩的材料为紫铜,选择Gruneisen状态方程和Johnson-cook本构模型[7]来描述其在炸药爆炸产生的爆轰波作用下动力响应行为。其中Johnson-Cook模型函数表达式为

(1)

(2)

式(2)中，Tr为参考温度(一般取室温)；Tm为常态下材料的熔化温度。表1为紫铜的Johnson-cook参数[8]：

表1 紫铜的Johnson-cook参数

炸药选用JH-2(8701)炸药，采用JWL状态方程来精确描述炸药爆轰过程中的体积、压力和能量特性。炸药的状态方程主要参数[9]有：ρ=1.717 g/cm3，D=7 980 m/s，E=8.5 kJ/ cm3，Pcj=29.5 GPa。导引头等效靶板上下两端靶板材料为铝，中间靶板材料为环氧树脂[10]，壳体及目标靶板材料分别为铝和45#钢。各材料参数如表2所示。

表2 材料参数

聚能射流侵彻靶板的数值仿真包括炸药的爆轰、药型罩的压垮、射流的形成、拉伸及其对靶板的侵彻过程。聚能射流的成型是一个高应变、高应变率的过程，所以成型过程采用Euler网格进行计算，靶板及导引头采用Lagrange网格，聚能射流对靶板以及导引头的侵彻采用Euler/Lagrange耦合算法进行求解。为了减小整个数值仿真过程的计算量，采用四分之一模型。

3 仿真结果分析

为清楚的对比导引头对射流侵彻的影响，在没有导引头的情况下，以聚能射流侵彻45号钢靶板得到的侵彻深度为基准D1。加上导引头后，将射流侵彻45号钢靶板得到的侵彻深度D2与基准侵彻深度进行对比，得到射流侵彻威力耗损率，即：

(3)

3组仿真方案中各结构药型罩成型射流的初始参数如表3所示。现以射流侵彻威力耗损率为因变量，θ角为自变量，3组方案仿真结果如图5所示。

表3 3组方案中各结构成型射流初始参数

图5 3组仿真方案的破甲威力损耗曲线

从图5可以看出在θ角小于90°时，聚能战斗部的射流侵彻深威力耗损率较小，表明θ角在90°时，射流在穿过导引头的等效靶板时已具备了一定的成型度，射流的抗干扰程度在此时较大；在θ角超过90°之后，射流侵彻威力耗损率急剧增大，射流在受到导引头的干扰下成型度较低。将90°的θ角换算成药型罩与导引头之间的距离后，可以得到该距离为药型罩口径的0.5倍。第1组方案结果表明在战斗部几何结构一致时，射流的威力耗损曲线变化不大。由于射流的侵彻相似律也可应用在数值模拟手段上[11]，表明导引头对射流的影响也是满足射流侵彻的几何相似律。

图6为第2组仿真方案中，随导引头的距离变化时，射流穿过导引头后抵达目标靶板时的形态(药型罩锥角为90°)。可以看出当导引头距离药型罩越近，射流穿过导引头后损失的能量和质量就越多；而当θ角小于90°后，射流穿过导引头等效靶板时的形态基本变化不大，侧面反映出在θ角为90°，即导引头与药型罩罩底的距离为药型罩口径的0.5倍时，在导引头与罩底的空间中，药型罩可以形成具备一定成型度的射流。从图5(b)、图5(c)中还能发现在θ角为90°时，射流的威力损耗率都在20%左右或以下，可以满足工程要求的威力指标。

图6 射流的形态变化

表4为第2组仿真方案中射流破甲深度的仿真结果，结合图5(b)和表4可以看出，在导引头存在时，随着药型罩锥角的增大，射流的威力损耗在逐渐的减小；射流破甲深度的整体变化趋势则是先增大后减小的，其中80°左右锥角的药型罩所形成的的射流破甲深度最大。

表4 第2组仿真结果破甲深度 mm

第3组仿真方案中，在结构不一致的条件下，射流侵彻威力损耗曲线依然满足第一组仿真方案所得出的规律，证明了此规律具有一定程度的泛用性。

4 结论

对于常规几何形状药型罩的聚能装药战斗部，导引头与药型罩罩底的最佳距离为药型罩口径的0.5倍，此时两者之间的空间可具备基本的射流成型空间条件，保证射流有足够的破甲威力。

同一口径的战斗部，药型罩锥角越小，射流对导引头的抗干扰能力就越差，侵彻能力也显著降低。在导引头的存在下，较大锥角药型罩(80°左右)的战斗部破甲威力更强。