軸向脈沖磁場(chǎng)增強(qiáng)金屬射流侵徹穿深能力的因素*

孟學(xué)平，雷 彬，向紅軍，呂慶敖，黃 旭

(軍械工程學(xué)院彈藥工程系，河北 石家莊 050003)

破甲彈(high-explosive anti-tank, HEAT)是一種有效的反坦克反裝甲彈藥，它利用成型裝藥的聚能效應(yīng)來(lái)完成任務(wù)，在軍事作戰(zhàn)中發(fā)揮著重要作用。聚能裝藥爆炸產(chǎn)生爆轟波，金屬藥型罩在爆轟波作用下被壓垮，導(dǎo)致其微元相繼互相碰撞，從而形成細(xì)束的高速金屬射流，射流尾部速度為2 km/s，頭部速度可達(dá)10 km/s，高速金屬射流可以有效摧毀敵方軍事目標(biāo)[1-4]。為了有效完成任務(wù)，科研人員通過(guò)改變藥型罩、聚能裝藥、彈丸及戰(zhàn)斗部的結(jié)構(gòu)等來(lái)增強(qiáng)破甲彈的破甲作用[5-6]。然而，隨著裝甲防護(hù)技術(shù)的不斷提升，需要在原有破甲彈基礎(chǔ)上進(jìn)一步增強(qiáng)其侵徹穿深能力。

磁場(chǎng)與金屬射流間有強(qiáng)烈的相互作用，歐洲和美國(guó)專家對(duì)此進(jìn)行了探究。Shvetsov等[7-9]建立了被動(dòng)電磁裝甲對(duì)金屬射流侵徹效果影響的定性物理模型，并通過(guò)數(shù)值計(jì)算和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了被動(dòng)電磁裝甲對(duì)金屬射流侵徹效果的減弱作用。2007年，F(xiàn)edorov等[10]通過(guò)數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)分析了破甲彈藥型罩內(nèi)預(yù)置磁場(chǎng)對(duì)金屬射流的影響，發(fā)現(xiàn)金屬射流在磁場(chǎng)作用下產(chǎn)生變形，金屬射流的侵徹穿深能力降低。2010年，F(xiàn)edorov等[11]研究了金屬射流拉伸過(guò)程中的磁場(chǎng)穩(wěn)定性，建立了金屬射流在軸向脈沖磁場(chǎng)作用下的拉伸物理模型，分析了線圈脈沖磁場(chǎng)對(duì)金屬射流變形過(guò)程的影響，對(duì)金屬射流在軸向脈沖磁場(chǎng)作用下的延長(zhǎng)進(jìn)行了預(yù)測(cè)，最后探討了金屬射流不同部位在軸向脈沖磁場(chǎng)作用下有效長(zhǎng)度的增加程度。2013年，F(xiàn)edorov等[12]分析了被動(dòng)電磁裝甲對(duì)金屬射流侵徹效果的影響，證明了被動(dòng)電磁裝甲可對(duì)金屬射流進(jìn)行有效箍縮，加速金屬射流斷裂，進(jìn)而減弱破甲彈的破甲作用效果。2014年，F(xiàn)red等[13]采用在藥型罩中加載脈沖電流產(chǎn)生脈沖磁場(chǎng)作用于金屬射流的方法，研究了電磁能對(duì)金屬射流的作用效果，驗(yàn)證了當(dāng)脈沖電流峰值達(dá)到兆安級(jí)時(shí)，可以產(chǎn)生高質(zhì)量金屬射流。

1 試驗(yàn)原理、系統(tǒng)構(gòu)成及時(shí)序匹配設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)原理

圖1為勵(lì)磁線圈磁場(chǎng)對(duì)破甲彈金屬射流的作用原理圖。雷管起爆聚能裝藥，進(jìn)而壓垮藥型罩，產(chǎn)生長(zhǎng)徑比很大、沿軸向高速飛行的金屬射流，由于存在軸向速度梯度，金屬射流在飛行過(guò)程中會(huì)發(fā)生局部變細(xì)甚至斷裂，一旦發(fā)生斷裂，其對(duì)裝甲目標(biāo)的侵徹穿深能力會(huì)大幅下降。在金屬射流發(fā)生局部變細(xì)但尚未斷裂的過(guò)程中，可以在金屬射流外部通過(guò)勵(lì)磁線圈施加軸向脈沖磁場(chǎng)。一方面，脈沖磁場(chǎng)能夠產(chǎn)生較大的感應(yīng)電流，感應(yīng)電流的歐姆熱效應(yīng)能夠引起金屬射流溫度升高，進(jìn)而導(dǎo)致金屬射流材料軟化和等效流動(dòng)極限降低；另一方面，脈沖磁場(chǎng)可以使得金屬射流的凸起部分產(chǎn)生較大的磁壓力，該磁壓力能夠使金屬射流凸起部分產(chǎn)生有效箍縮形變，減小金屬射流直徑差，從而增長(zhǎng)金屬射流均勻拉伸時(shí)間，延緩破甲彈金屬射流局部變細(xì)至斷裂的過(guò)程，維持金屬射流形成至著靶過(guò)程中的整體性和連續(xù)性，增強(qiáng)金屬射流的穿深破甲能力，最終實(shí)現(xiàn)有效增強(qiáng)破甲彈威力的目的。

金屬射流某處所受磁壓力可以表示為：

(1)

式中：pm為金屬射流表面磁壓力，Be為軸向脈沖磁場(chǎng)，B(r,t)為感應(yīng)電流引起的磁場(chǎng)，μ0為真空磁導(dǎo)率，R為金屬射流某處橫截面半徑。

當(dāng)軸向脈沖磁場(chǎng)頻率達(dá)到一定數(shù)值時(shí)，受趨膚效應(yīng)影響，金屬射流所受體電磁力主要集中在表層，而內(nèi)部電磁力很小，故體電磁力可等價(jià)于金屬射流表面的磁壓力。該磁壓力可表示為：

要使金屬射流發(fā)生變形，其所受磁壓力應(yīng)大于金屬射流材料流動(dòng)極限σY，即滿足pm>σY。通過(guò)控制軸向脈沖磁場(chǎng)的幅值和脈寬，可實(shí)現(xiàn)磁壓力調(diào)節(jié)，使金屬射流凸起部分和凹陷部分形成較大的磁壓力差，減小金屬射流表面擾動(dòng)，對(duì)頸縮發(fā)展進(jìn)行有效延緩，最終增強(qiáng)金屬射流的侵徹穿深能力。

1.2 系統(tǒng)構(gòu)成

勵(lì)磁線圈對(duì)破甲彈金屬射流作用的試驗(yàn)系統(tǒng)主要由充放電子系統(tǒng)、破甲彈本體子系統(tǒng)和控制子系統(tǒng)3部分組成，如圖2所示。充放電子系統(tǒng)主要由充電機(jī)、儲(chǔ)能電容器、三電極開關(guān)、勵(lì)磁線圈及電流測(cè)量裝置構(gòu)成，可以產(chǎn)生脈沖電流，并通過(guò)勵(lì)磁線圈產(chǎn)生軸向脈沖磁場(chǎng)；破甲彈本體子系統(tǒng)主要由火雷管、聚能裝藥金屬射流及鋼制靶板等部分構(gòu)成，主要用于產(chǎn)生金屬射流；控制子系統(tǒng)主要由控制電容器、總控開關(guān)、脈沖變壓器、電雷管及導(dǎo)爆索等構(gòu)成，可以用于控制主放電回路接通和雷管起爆，通過(guò)總控開關(guān)及延時(shí)控制開關(guān)(包括電雷管和導(dǎo)爆索)調(diào)節(jié)三電極開關(guān)及火雷管起爆的時(shí)序，保證火雷管起爆前勵(lì)磁線圈內(nèi)部已經(jīng)建立足夠強(qiáng)的磁場(chǎng)，以滿足研究脈沖磁場(chǎng)對(duì)破甲彈金屬射流的作用規(guī)律的需要。

1.3 時(shí)序匹配設(shè)計(jì)及測(cè)試試驗(yàn)

在該試驗(yàn)中，如何控制金屬射流形成與放電電流產(chǎn)生之間的時(shí)序是一項(xiàng)關(guān)鍵技術(shù)，通過(guò)前期查閱資料和相關(guān)實(shí)驗(yàn)可知，破甲彈本體從火雷管起爆到金屬射流形成的時(shí)間為幾微秒，而試驗(yàn)用脈沖電容器組放電半周期在百微秒以上，因此，必須合理控制二者的時(shí)序。由于金屬射流產(chǎn)生變形需要足夠的磁壓力，而電容器組的放電電流為脈沖電流，故理想情況是電容器放電一段時(shí)間后，再起爆破甲彈本體雷管產(chǎn)生金屬射流，這里擬采用延時(shí)控制裝置，延時(shí)控制裝置需滿足精確調(diào)配雷管起爆時(shí)間，從而使金屬射流產(chǎn)生時(shí)刻精確可控，便于試驗(yàn)開展。

如圖3所示，Td表示起爆火雷管時(shí)刻td所處的時(shí)間范圍，Tc表示勵(lì)磁線圈磁場(chǎng)可對(duì)金屬射流產(chǎn)生有效作用的時(shí)間范圍。在延時(shí)控制時(shí)序設(shè)計(jì)時(shí)，由于破甲彈金屬射流的形成時(shí)間較短，故應(yīng)該首先由電容器組經(jīng)過(guò)勵(lì)磁線圈放電，形成脈沖磁場(chǎng)，再起爆火雷管形成金屬射流，初步設(shè)計(jì)起爆火雷管時(shí)刻位于Td之間，這樣即可保證脈沖磁場(chǎng)對(duì)金屬射流的有效作用時(shí)間落在Tc內(nèi)。設(shè)電雷管的延時(shí)時(shí)間為ted，根據(jù)試驗(yàn)情況，確定電容器組放電和火雷管起爆合理時(shí)序應(yīng)為延時(shí)控制器的延時(shí)時(shí)間tc，即

(3)

式中：tswitch為三電極開關(guān)的延時(shí)時(shí)間。通過(guò)反復(fù)試驗(yàn)得知，主電路的導(dǎo)通時(shí)刻與電容器組的充電電壓密切相關(guān)，充電電壓越高，三電極開關(guān)兩個(gè)主電極間電壓越高，進(jìn)而使得三電極開關(guān)主電極間發(fā)生電場(chǎng)畸變可能性增大，主電路越容易導(dǎo)通，控制電路與主電路之間的時(shí)間差越小。為保證金屬射流發(fā)生可靠變形，對(duì)控制電路與主電路的放電時(shí)序進(jìn)行反復(fù)測(cè)試，進(jìn)而確定放電時(shí)序范圍，如表1所示。

表1 不同充電電壓下破甲彈起爆的延時(shí)時(shí)序Table 1 Delay time sequence of HEAT firing under different charge voltage

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

為驗(yàn)證勵(lì)磁線圈脈沖電流對(duì)破甲彈金屬射流的作用效果，共進(jìn)行了10次試驗(yàn)，如表2所示。其中：U為充電電壓，L為勵(lì)磁線圈長(zhǎng)度，C為電容器電容，B為數(shù)值模擬得到的磁感應(yīng)強(qiáng)度，d為靶板穿深。1～4號(hào)試驗(yàn)主要分析不加電情況下勵(lì)磁線圈對(duì)破甲彈金屬射流侵徹穿深能力的影響。從試驗(yàn)結(jié)果可以看出，在破甲彈與目標(biāo)靶板之間放置勵(lì)磁線圈能夠提高金屬射流的侵徹能力，但影響較小，隨著勵(lì)磁線圈長(zhǎng)度增加，金屬射流對(duì)目標(biāo)靶板的穿深減小。

為了更直觀地表示勵(lì)磁線圈脈沖電流對(duì)金屬射流的作用效果，引入靶板穿深增量η，其表達(dá)式為：

(4)

式中：d為靶板穿深，d0參考試驗(yàn)的靶板穿深。

對(duì)比2、6、8號(hào)試驗(yàn)結(jié)果，以2號(hào)試驗(yàn)為參考試驗(yàn)，6號(hào)和8號(hào)試驗(yàn)的靶板穿深增量分別為0.2%和37.4%；對(duì)比3、5、7號(hào)試驗(yàn)，以3號(hào)試驗(yàn)為參考試驗(yàn)，5號(hào)和7號(hào)試驗(yàn)的靶板穿深增量分別為0.3%和44.4%；對(duì)比4、10號(hào)試驗(yàn)，以4號(hào)試驗(yàn)為參考試驗(yàn)，10號(hào)試驗(yàn)的靶板穿深增量為12.3%。由以上分析可得：勵(lì)磁線圈脈沖電流對(duì)金屬射流起整形作用；隨著電容器組電壓的增大，金屬射流對(duì)目標(biāo)靶板的穿深逐漸提高。當(dāng)電容器電壓為3 kV時(shí)，對(duì)應(yīng)的勵(lì)磁線圈脈沖電流為39.42 kA，此時(shí)勵(lì)磁線圈脈沖電流對(duì)金屬射流的靶板穿深的提高作用不明顯。當(dāng)電容器電壓升至5 kV時(shí)，對(duì)應(yīng)的勵(lì)磁線圈脈沖電流為68.39 kA，此時(shí)靶板穿深提高明顯。當(dāng)電容器電壓為6 kV時(shí)，對(duì)應(yīng)的勵(lì)磁線圈脈沖電流為118.67 kA，此時(shí)靶板穿深增量介于3 kV和5 kV對(duì)應(yīng)的增量之間。這是由于雖然電壓較高，但是勵(lì)磁線圈長(zhǎng)度較大，引起放電回路電感和電阻增加，使磁感應(yīng)強(qiáng)度變化率減小，從而減弱了金屬射流的侵徹穿深。

表2 試驗(yàn)原始數(shù)據(jù)Table 2 Experiment data

基于試驗(yàn)設(shè)計(jì)開展了數(shù)值模擬研究，勵(lì)磁線圈加載脈沖電流峰值為30～70 kA。圖4和圖5分別給出了不同脈沖電流幅值(充電電壓)下金屬射流磁感應(yīng)強(qiáng)度和有效應(yīng)變的變化規(guī)律。根據(jù)數(shù)值模擬和試驗(yàn)結(jié)果分析可知，當(dāng)磁感應(yīng)強(qiáng)度大于12 T時(shí)，脈沖電流峰值大于50 kA時(shí)，金屬射流有效應(yīng)變較明顯。當(dāng)勵(lì)磁線圈脈沖電流頻率足夠大時(shí)，磁感應(yīng)強(qiáng)度對(duì)金屬射流侵徹穿深能力的影響可從兩方面進(jìn)行分析：一方面，磁感應(yīng)強(qiáng)度幅值主要反映金屬射流所受磁壓力大小，磁感應(yīng)強(qiáng)度幅值越大，金屬射流所受磁壓力越大，金屬射流凸起部分所受磁壓力總和大于凹陷部分所受磁壓力總和，故金屬射流材料在該磁壓力差作用下由凸起部分流向凹陷部分，減小金屬射流直徑差，進(jìn)而延緩其局部變細(xì)至斷裂的過(guò)程；另一方面，當(dāng)脈沖電流峰值為70 kA時(shí)，對(duì)應(yīng)的勵(lì)磁線圈電壓大于5 kV，此時(shí)不僅磁感應(yīng)強(qiáng)度幅值達(dá)到最大值，對(duì)應(yīng)的磁感應(yīng)強(qiáng)度變化率也最大，金屬射流中磁感應(yīng)強(qiáng)度變化率直接反映勵(lì)磁線圈磁場(chǎng)變化率，金屬射流中磁感應(yīng)強(qiáng)度變化率越大，證明勵(lì)磁線圈脈沖電流變化率越大，金屬射流中產(chǎn)生的感應(yīng)電流越大，根據(jù)dF=j×BdV可知，對(duì)應(yīng)的金屬射流所受電磁力越大，進(jìn)而更容易發(fā)生變形，最終使得破甲彈金屬射流對(duì)目標(biāo)的侵徹穿深增加更大。

為了進(jìn)一步掌握充電電壓、線圈長(zhǎng)度及電容器組電容3個(gè)參數(shù)對(duì)破甲彈金屬射流侵徹穿深能力的影響，運(yùn)用正交試驗(yàn)法設(shè)計(jì)了3因素2水平正交試驗(yàn)(見表3)。按照正交試驗(yàn)的設(shè)計(jì)規(guī)則，共設(shè)計(jì)了4次試驗(yàn)，并記錄試驗(yàn)結(jié)果，如表2中5～8號(hào)試驗(yàn)所示。

表3 正交試驗(yàn)因素水平表Table 3 Orthogonal factor level table

正交試驗(yàn)結(jié)果可以通過(guò)表4進(jìn)行分析。其中K1,ave和K2,ave分別表示第j列因素取表3中水平1和水平2時(shí)進(jìn)行試驗(yàn)所得結(jié)果(侵徹穿深)的平均值，由此可得第j列因素的極差R為：

(5)

極差反映了各因素水平對(duì)指標(biāo)的影響程度，極差值越大，表明該因素的水平變化對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響越大，該因素越重要。由表4可以看出，RU>RC>RL。由此可知，對(duì)破甲彈金屬射流侵徹穿深能力影響程度由大到小是電容器組充電電壓、電容器組電容、線圈長(zhǎng)度。根據(jù)正交試驗(yàn)的結(jié)果可以推出，最佳參數(shù)組合為5 kV、50 mm、1 200 μF。因此，需對(duì)該組參數(shù)組合重新進(jìn)行一次試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如表2中第9號(hào)所示，得到金屬射流對(duì)目標(biāo)靶板的穿深為97.80 mm，以2號(hào)試驗(yàn)為參考試驗(yàn)，該組參數(shù)的靶板穿深增量為74.4%，驗(yàn)證了正交試驗(yàn)所得結(jié)論。

表4 極差分析Table 4 Range analysis

3 結(jié) 論

(1) 軸向脈沖磁場(chǎng)對(duì)破甲彈金屬射流作用效果顯著，可有效控制破甲彈金屬射流變形，增加金屬射流對(duì)后效靶板目標(biāo)的侵徹穿深。

(2) 軸向脈沖磁場(chǎng)對(duì)破甲彈金屬射流侵徹穿深能力影響大小與電容器電壓、電容器電容及勵(lì)磁線圈長(zhǎng)度等參數(shù)密切相關(guān)。根據(jù)正交試驗(yàn)結(jié)果可得，各因素對(duì)破甲彈金屬射流侵徹穿深能力影響程度從大到小依次是電容器組充電電壓、電容器組電容、線圈長(zhǎng)度。

(3) 通過(guò)總控制開關(guān)同時(shí)控制破甲彈火雷管起爆和控制回路三電極開關(guān)觸發(fā)，運(yùn)用電雷管和導(dǎo)爆索延時(shí)控制火雷管起爆，保證金屬射流進(jìn)入勵(lì)磁線圈之前，線圈內(nèi)部已建立足夠強(qiáng)的軸向脈沖磁場(chǎng)，脈沖磁場(chǎng)產(chǎn)生的歐姆熱效應(yīng)使金屬射流材料發(fā)生軟化，磁壓力對(duì)金屬射流進(jìn)行有效壓縮，以減小金屬射流由于速度梯度引起的直徑差，延緩金屬射流的斷裂過(guò)程，增強(qiáng)其對(duì)裝甲等目標(biāo)的侵徹穿深能力。

參考文獻(xiàn):

[1] 陳少輝,李治源,雷彬,等.大氣/鋼靶板交界處對(duì)平行入射聚能射流干擾的數(shù)值模擬[J].爆炸與沖擊,2011,31(6):630-634.

CHEN Shaohui, LI Zhiyuan, LEI Bin, et al. Numerical simulation of air/steel target interface effects on parallel injecting shaped charge jet[J]. Explosion and Shock Waves, 2011,31(6):630-634.

[2] 孫承緯.爆炸物理學(xué)[M].北京:科學(xué)出版社,2011:1048-1061.

[3] 武雙章,顧文彬,李旭鋒.楔形罩線型聚能裝藥侵徹鋼錠[J].爆炸與沖擊,2016,36(3):353-358.

WU Shuangzhang, GU Wenbin, LI Xufeng. Penetration of steel ingot by linear shaped charge with cuniform cove[J]. Explosion and Shock Waves, 2016,36(3):353-358.

[4] 祖旭東,黃正祥,賈鑫.橡膠復(fù)合靶板抗射流侵徹的理論和實(shí)驗(yàn)研究[J].爆炸與沖擊,2012,32(4):376-383.

ZU Xudong, HUANG Zhengxiang, JIA Xin. Theoretical and experimental study on rubber composite armor anti-shaped charge jet penetration[J]. Explosion and Shock Waves, 2012,32(4):376-383.

[5] KARLSSON H. Computer simulation of shaped charge jet fragmentation[C]∥The 19th International Symposium on Ballistics. Interlaken, Switzerland, 2001:819-826.

[6] HORSFALL I, PETROU E, CHAMPION S M. Shaped charge attack of spaced and composite armour[C]∥The 23th International Symposium on Ballistics. Tarragona, Spain, 2007:1281-1288.

[7] SHVETSOV G A, MATROSOV A D, FEDOROV S V, et al. Electromagnetic control of the shaped-charge effect[C]∥The 19th International Symposium of Ballistics. Interlaken, Switzerland, 2001:851-857.

[8] SHVETSOV G A, MATROSOV A D. Qualitative physical model for the disruption of shaped-charge jets by a current pulse[C]∥The 20th International Symposium on Ballistics. Orlando, Florida, 2002:613-619.

[9] SHVETSOV G A, MATROSOV A D, FEDOROV S V, et al. Effect of external magnetic fields on shaped-charge operation[J]. International Journal of Impact Engineering, 2011:521-526.

[10] FEDOROV S V, BABKIN A V, LADOV S V, et al. Magnetic armor as a method of anti-terror protection of objects against shaped-charge action[C]∥The 23th International Symposium on Ballistics. Tarragona, Spain, 2007:1091-1098.

[11] FEDOROV S V. Magnetic stabilization of elongation of metal shaped charge jets[C]∥The 25th International Symposium on Ballistics. Beijing, China, 2010:967-975.

[12] FEDOROV S V, LADOV S V. Powerful electric discharge as method of anti-shaped-charge protection[C]∥The 27th International Symposium on Ballistics. Freiburg, Germany, 2013:1723-1734.

[13] FRED G, JAMES D, CHRIS R, et al. Shaped charge jets driven by electromagnetic energy[C]∥The 28th International Symposium on Ballistics. Atlanta, Georgia, 2014:15-26.