導(dǎo)引頭對(duì)射流破甲威力的影響研究

邵 彬，張國(guó)偉，韓文斌，曹 鵬

(中北大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院， 太原 030051)

無(wú)論何種結(jié)構(gòu)的聚能裝藥戰(zhàn)斗部，在形成射流時(shí)都需要一定的成型空間，若成型空間內(nèi)有其他的障礙物，則會(huì)對(duì)射流的成型造成巨大的影響。在制導(dǎo)彈藥系統(tǒng)設(shè)計(jì)中，新彈體結(jié)構(gòu)通常會(huì)在導(dǎo)引頭中預(yù)留出射流通道，以降低導(dǎo)引頭對(duì)射流的影響，保證射流能得到充分的拉伸?，F(xiàn)實(shí)中，為減小時(shí)間和設(shè)計(jì)的成本，常利用現(xiàn)有制導(dǎo)裝置來(lái)裝配在彈體上，此時(shí)無(wú)射流通道的制導(dǎo)裝置對(duì)射流的干擾便無(wú)法忽視。

在對(duì)導(dǎo)引頭干擾射流的研究里，肖強(qiáng)強(qiáng)等[1]設(shè)計(jì)了一種新型結(jié)構(gòu)的藥型罩，對(duì)比常規(guī)藥型罩可以有效減小制導(dǎo)艙對(duì)射流的干擾；劉建榮等[2-3]則分別研究總結(jié)了導(dǎo)引頭對(duì)射流影響的一般性規(guī)律。雖然國(guó)內(nèi)外在逐漸增多導(dǎo)引頭對(duì)戰(zhàn)斗部影響的研究，但研究領(lǐng)域更多的是關(guān)注在戰(zhàn)斗裝藥結(jié)構(gòu)、目標(biāo)靶對(duì)射流性能的影響以及導(dǎo)引頭的制導(dǎo)方式和精度上。因此，本文分析并闡述了導(dǎo)引頭對(duì)射流的干擾原理，利用數(shù)值仿真手段，探討了導(dǎo)引頭與藥型罩之間的距離對(duì)射流的影響，以及不同錐角藥型罩所形成的射流對(duì)導(dǎo)引頭的敏感程度，以期為導(dǎo)引頭在聚能裝藥戰(zhàn)斗部的應(yīng)用中提供參考。

1 理論分析

導(dǎo)引頭一般采取緊湊的組裝方式，內(nèi)部由層層電路板構(gòu)成，包含各類精密的電子部件、電氣元器件和機(jī)械部件。為了使導(dǎo)引頭搜索現(xiàn)場(chǎng)盡可能大，且不受彈體遮擋，其系統(tǒng)整體是放置在彈體的前端。此時(shí)，聚能裝藥戰(zhàn)斗部與導(dǎo)引頭的距離較近，聚能射流侵徹導(dǎo)引頭時(shí)難以經(jīng)過(guò)充分的拉伸。導(dǎo)引頭各部件形狀不一且組裝緊湊，射流的侵徹界面并非規(guī)則平整，射流與導(dǎo)引頭之間的相對(duì)速度又較高，射流在侵徹導(dǎo)引頭時(shí)，能量的大量消耗導(dǎo)致射流頭部速度的降低，并且受到導(dǎo)引頭部件的縱向作用力，從而發(fā)生翻轉(zhuǎn)偏散的現(xiàn)象，致使射流的穩(wěn)定性降低；又由于導(dǎo)引頭各部件材料不一，整體上材料的不均勻會(huì)導(dǎo)致射流侵徹導(dǎo)引頭時(shí)會(huì)產(chǎn)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(wěn)。射流的不穩(wěn)定會(huì)造成射流速度的下降和質(zhì)量的消耗，破甲威力也隨之下降。圖1給出了射流在穿過(guò)戰(zhàn)斗部前方一定厚度的制導(dǎo)艙、控制艙等保護(hù)材料后，在低碳鋼上的實(shí)際侵徹深度。由圖可見(jiàn)，當(dāng)射流的成型空間內(nèi)具有其他障礙物(如導(dǎo)引頭等)時(shí)，射流與障礙物互相侵蝕的時(shí)間越長(zhǎng)，在低碳鋼上的侵徹深度也會(huì)越小。

圖1 實(shí)際侵徹深度與戰(zhàn)斗部頭部保護(hù)材料厚度的關(guān)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(guò)程中會(huì)不斷的拉伸，經(jīng)過(guò)一定時(shí)間后射流便會(huì)發(fā)生斷裂[4]。炸高在比較小時(shí)，斷裂之后的粒子射流會(huì)經(jīng)過(guò)前段射流侵徹靶板形成的孔道到達(dá)孔底，進(jìn)而繼續(xù)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(huì)增加[5]。射流侵徹導(dǎo)引頭的過(guò)程也可等效為在小炸高上侵徹一個(gè)多層間隔靶板，當(dāng)適當(dāng)增加導(dǎo)引頭到藥型罩的距離時(shí)，即可增加射流的侵徹威力。在射流還未完全成型時(shí)，射流對(duì)導(dǎo)引頭的侵徹過(guò)程較為復(fù)雜，難以從理論上推斷出射流的最佳成型空間，考慮整個(gè)彈體的穩(wěn)定性，導(dǎo)引頭并不能距離藥型罩太遠(yuǎn),因此導(dǎo)引頭到藥型罩的距離必須要綜合考慮到彈體長(zhǎng)徑比和射流破甲威力這兩個(gè)因素。

2 數(shù)值模擬

2.1 藥型罩結(jié)構(gòu)的選擇

聚能裝藥中藥型罩的結(jié)構(gòu)形式主要有簡(jiǎn)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(fù)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(duì)于等壁厚藥型罩穩(wěn)定性較差，因此本文從前3種藥型罩中選出研究對(duì)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(jié)合形三種藥型罩為研究目標(biāo)，單錐罩結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，制作容易，能保持相對(duì)穩(wěn)定的侵徹能力；雙錐罩提高了藥型罩母線長(zhǎng)度以及有效裝藥量，射流的速度梯度和長(zhǎng)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(jiǎn)單，且兼顧錐形罩和半球形罩的優(yōu)點(diǎn)，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(zhàn)斗部中有著廣泛的運(yùn)用。

2.2 模型的建立以及仿真方案

導(dǎo)引頭內(nèi)部層層電路板在一定程度上相當(dāng)于多層間隔靶板[6]，因此本文將導(dǎo)引頭等效為間隔靶，聚能裝藥戰(zhàn)斗部帶有殼體，長(zhǎng)徑比為1.1.整個(gè)戰(zhàn)斗部與等效靶板的對(duì)應(yīng)結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 戰(zhàn)斗部及等效靶板結(jié)構(gòu)示意圖

本文將設(shè)計(jì)3組仿真方案，其中各結(jié)構(gòu)藥型罩戰(zhàn)斗部參數(shù)有：1#戰(zhàn)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(zhàn)斗部長(zhǎng)涇比1.05；2#戰(zhàn)斗部藥型罩為弧錐罩，圓弧段外圓曲率半徑為13.88 mm，內(nèi)圓曲率半徑為12.88 mm；3#戰(zhàn)斗部藥型罩為雙錐形，頂錐錐角為60°，2#以及3#戰(zhàn)斗部其余結(jié)構(gòu)參數(shù)皆與1#戰(zhàn)斗部相同。3種戰(zhàn)斗部藥型罩的結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 藥型罩結(jié)構(gòu)示意圖

第1組仿真方案，以1#戰(zhàn)斗部為基礎(chǔ)，在其他條件不變的情況下改變兩個(gè)變量，分別是戰(zhàn)斗部口徑與導(dǎo)引頭到藥型罩的距離，戰(zhàn)斗部口徑分別為40 mm、80 mm、120 mm；第2組方案，以1#戰(zhàn)斗部為基準(zhǔn)，在其他條件不變的情況下，改變藥型罩錐角以及導(dǎo)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(zhàn)斗部為對(duì)象，改變導(dǎo)引頭到藥型罩的距離。3組方案最終都以射流對(duì)目標(biāo)靶板的侵徹深度為參考量。

為方便的對(duì)比各方案中導(dǎo)引頭到藥型罩距離對(duì)射流侵徹深度的影響，將導(dǎo)引頭到藥型罩的距離轉(zhuǎn)換成導(dǎo)引頭等效靶板到藥型罩兩端的角度，即在同一平面里，導(dǎo)引頭等效靶板的頂端(導(dǎo)引頭面向藥型罩的那一面)中心點(diǎn)與藥型罩兩端點(diǎn)連線可形成夾角θ，以該θ角為自變量可更好的設(shè)置導(dǎo)引頭與藥型罩空間距離的對(duì)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(tài)方程和Johnson-cook本構(gòu)模型[7]來(lái)描述其在炸藥爆炸產(chǎn)生的爆轟波作用下動(dòng)力響應(yīng)行為。其中Johnson-Cook模型函數(shù)表達(dá)式為

(1)

(2)

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

表1 紫銅的Johnson-cook參數(shù)

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

表2 材料參數(shù)

聚能射流侵徹靶板的數(shù)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(duì)靶板的侵徹過(guò)程。聚能射流的成型是一個(gè)高應(yīng)變、高應(yīng)變率的過(guò)程，所以成型過(guò)程采用Euler網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算，靶板及導(dǎo)引頭采用Lagrange網(wǎng)格，聚能射流對(duì)靶板以及導(dǎo)引頭的侵徹采用Euler/Lagrange耦合算法進(jìn)行求解。為了減小整個(gè)數(shù)值仿真過(guò)程的計(jì)算量，采用四分之一模型。

3 仿真結(jié)果分析

為清楚的對(duì)比導(dǎo)引頭對(duì)射流侵徹的影響，在沒(méi)有導(dǎo)引頭的情況下，以聚能射流侵徹45號(hào)鋼靶板得到的侵徹深度為基準(zhǔn)D1。加上導(dǎo)引頭后，將射流侵徹45號(hào)鋼靶板得到的侵徹深度D2與基準(zhǔn)侵徹深度進(jìn)行對(duì)比，得到射流侵徹威力耗損率，即：

(3)

3組仿真方案中各結(jié)構(gòu)藥型罩成型射流的初始參數(shù)如表3所示?，F(xiàn)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(jié)果如圖5所示。

表3 3組方案中各結(jié)構(gòu)成型射流初始參數(shù)

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(shí)，聚能戰(zhàn)斗部的射流侵徹深威力耗損率較小，表明θ角在90°時(shí)，射流在穿過(guò)導(dǎo)引頭的等效靶板時(shí)已具備了一定的成型度，射流的抗干擾程度在此時(shí)較大；在θ角超過(guò)90°之后，射流侵徹威力耗損率急劇增大，射流在受到導(dǎo)引頭的干擾下成型度較低。將90°的θ角換算成藥型罩與導(dǎo)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(jié)果表明在戰(zhàn)斗部幾何結(jié)構(gòu)一致時(shí)，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(yīng)用在數(shù)值模擬手段上[11]，表明導(dǎo)引頭對(duì)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(dǎo)引頭的距離變化時(shí)，射流穿過(guò)導(dǎo)引頭后抵達(dá)目標(biāo)靶板時(shí)的形態(tài)(藥型罩錐角為90°)?？梢钥闯霎?dāng)導(dǎo)引頭距離藥型罩越近，射流穿過(guò)導(dǎo)引頭后損失的能量和質(zhì)量就越多；而當(dāng)θ角小于90°后，射流穿過(guò)導(dǎo)引頭等效靶板時(shí)的形態(tài)基本變化不大，側(cè)面反映出在θ角為90°，即導(dǎo)引頭與藥型罩罩底的距離為藥型罩口徑的0.5倍時(shí)，在導(dǎo)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(fā)現(xiàn)在θ角為90°時(shí)，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(biāo)。

圖6 射流的形態(tài)變化

表4為第2組仿真方案中射流破甲深度的仿真結(jié)果，結(jié)合圖5(b)和表4可以看出，在導(dǎo)引頭存在時(shí)，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(shì)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(jié)果破甲深度 mm

第3組仿真方案中，在結(jié)構(gòu)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(guī)律，證明了此規(guī)律具有一定程度的泛用性。

4 結(jié)論

對(duì)于常規(guī)幾何形狀藥型罩的聚能裝藥戰(zhàn)斗部，導(dǎo)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(shí)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(zhàn)斗部，藥型罩錐角越小，射流對(duì)導(dǎo)引頭的抗干擾能力就越差，侵徹能力也顯著降低。在導(dǎo)引頭的存在下，較大錐角藥型罩(80°左右)的戰(zhàn)斗部破甲威力更強(qiáng)。