電磁脈沖武器對軍機座艙后門耦合效應及軟殺傷分析

黃 雋，費奇志，張浩然，，胡云安，金 焱

（1.海軍航空工程學院 a.研究生管理大隊；b.控制工程系，山東 煙臺 264001；2.海軍裝備部，北京 100071）

電磁脈沖武器是一種利用定向發射的高功率在與物體或系統相互作用所產生的電效應、熱效應和生物效應能對目標造成軟殺傷破壞的新型武器，包括低頻電磁脈沖武器和高功率微波武器（高功率微波彈與高功率微波炮）。目前尚無確切的軟殺傷概念，本文所研究的軟殺傷起源于軟毀傷學科[1]，來源于新概念武器作戰理論，形成于裝備戰傷理論[2]，指一切在廣義戰場上發生的裝備設施的外部機體結構未曾或難以看出遭到破壞，而電子設備、武器系統暫時或永久出現功能降低、紊亂、故障、失效等現象的事件；人員的生理結構未曾或難以看出遭到殺傷，而暫時或永久降低、喪失某種能力的事件，俗稱“內傷”。軟殺傷概念既可以從造成殺傷的主動角度，亦可以從遭到殺傷的被動角度提出。

國外非常重視飛機的電磁脈沖軟殺傷分析研究，但定量分析的結果難以獲取。美國國防部曾經用高功率微波武器對陸軍的眼鏡蛇直升機進行了試驗[3]，并確定了適用于飛機的HPM 輻射效應評估流程；美國空軍建立了射頻效應實驗室，對F-16 進行HPM 效應測試；美國空軍大學評估了艦艇的高功率微波和超寬帶微波防空武器抵抗各種來襲飛機（包括戰術飛機、輕型機、超輕型機、直升機等）的有效性和可能性，并分析了打擊部位與策略[2]；瑞典開發了飛機的微波測試設備[4]。國內針對飛機的電磁脈沖軟殺傷研究較少，對電磁脈沖耦合效應的定量分析多以半導體器件、引信、集成電路和計算機設備等為研究對象。文獻[5]把軟損傷作為飛機戰傷的一種基本形式，并闡述了高功率微波武器對飛機的殺傷機理。文獻[6]通過集成電路器件微波損傷實驗分析頻率、電壓、重復頻率和脈寬對損傷功率閾值的影響；文獻[7]給出了利用人工神經網絡建立集成電路高功率微波易損性預測評估模型的基本步驟；文獻[8]利用電磁脈沖模擬器對計算機的干擾和損傷效應進行了實驗研究，并應用FDTD方法研究了金屬箱孔縫和導線耦合效應；文獻[9]通過FDTD方法模擬在不同頻率和入射角度的時諧平面電磁波作用下，計算機主板上耦合的電磁場分布，給出一種電磁輻射效應評估的基本方法。對飛機座艙耦合效應的研究據筆者所知未見報道。針對國內外強電磁脈沖對作戰飛機耦合效應及軟殺傷分析現狀，鑒于FDTD方法在處理電特大尺寸復雜物體電磁問題的優勢[10]，特別是網格劃分的要求比矩量法、多層快速多極子等方法更寬松的特點，本文基于FDTD方法提出了一種作戰飛機后門耦合效應建模和軟殺傷分析流程，以某作戰飛機為例，建立了在低頻（0～100 MHz）電磁脈沖武器作用下的耦合模型，并通過仿真分析，提出了一種軟殺傷防護方法。

1 后門耦合效應建模與軟殺傷分析流程及其實現方法

1.1 分析流程

通常的耦合類型有輻射與傳導耦合，兩者往往交織在一起。主要通過前門和后門耦合到目標。前門耦合模式通常指電磁脈沖武器所產生的電磁場能量，耦合進入雷達或通訊裝備系統的天線，并造成電子設備和人員的破壞和傷害。后門耦合模式指電磁脈沖武器產生的短暫電流或駐波，通過孔、縫、窗口和固定電線（纜）對連接的電子設備間接傷害。座艙耦合指電磁脈沖能量直接在座艙產生的高強度和高功率密度駐波，對人員和電子設備造成的破壞和傷害的方式，屬于后門耦合模式。文獻[4]介紹了通用裝備的HPM 輻射效應一般評估流程，本文提出基于FDTD方法的后門耦合效應建模仿真及軟殺傷分析流程如圖1所示。

圖1 分析流程圖

1.2 實現方法分析

1.2.1 飛機機體與飛行員幾何模型

以某作戰飛機為研究對象，該飛機采用雙座、雙發、雙垂尾、機腹進氣、頂部輔助進氣、帶邊條的中等展弦比后掠下單翼、翼身融合的正常氣動布局。參考資料數據圖片，獲取特征點數據，構建該飛機的三維幾何模型。文獻[11]采用1∶12 縮比模型，由于縮比模型不能改變激勵頻率和飛機尺寸對應關系，本文選擇了1∶1的建模方式。座艙內設置了顯示器、儀表板、控制面板等裝置。為了開展強電磁脈沖對人體的軟殺傷研究，還建立了兩個飛行員模型。建立直角坐標系如下，設飛機平飛狀態，機頭縱軸為Z方向，原點為機身縱向對稱面內座艙前端底部中心點，左機翼為X方向，機身垂直向上為Y軸。建立的幾何模型和坐標系如圖2所示。

圖2 座艙及飛行員幾何模型

1.2.2 激勵波源

核電磁脈沖有相關標準的模型進行模擬[8]，而強電磁脈沖武器的模型尚未有相關標準，文獻[9]用時諧平面波與高斯脈沖平面波模型模擬對計算機主板的電磁脈沖輻射源，文獻[11]用雙高斯脈沖仿真無載波雷達信號。

本文用高斯脈沖平面波模型，模擬未加載頻、輻射的峰值功率為10 GW、約300 m 處起爆的低頻電磁脈沖武器（文獻[12]分析了該武器的殺傷機理）波形，并通過試驗優化電磁參數。不考慮其在有效作用距離內傳輸的衰減，入射方向為迎著Z軸方向（飛機正前方），電場極化方向為沿著Y軸方向。脈沖持續時間τ 亦決定頻譜寬度，需要反復試驗權衡選擇，才能增強損傷的效果；選擇脈沖峰值時間 t0和τ相近，可使脈沖在起始時刻近似為零。本文取峰值振幅 E0=9.962 664 kV/m，t0=64.845 49 ns，τ=64.74 ns，其絕大部分功率分布在0～100 MHz范圍內。

1.2.3 計算區域的FDTD網格劃分

文獻[8-9]采用均勻網格劃分，為提高計算精度，利用亞網格技術[10]對包含飛機機體和空勤人體的計算空間進行FDTD 自適應劃分，對指定區域部分（薄層結構）采用比最大網格尺寸小1/2的尺寸，Δx×Δy×Δz為0.010 53 m×0.010 53 m×0.010 53 m。

在保證差分近似帶來的色散在允許的前提下，其穩定性條件較文獻[10]放寬為：

可得仿真時間步長 Δt為20.27×10-12s，最高頻率f為2.85×109Hz。

1.2.4 飛機和人體的電磁參數

[11，13]設定電磁參數，飛機機體：電導率σ為3.82×107S/m，相對介電常數rε為1；座艙玻璃：相對介電常數rε為3.8?0.002 85j；人腦：電導率σ為1.1 S/m，相對介電常數rε為49，ρ為1000 kg/m3；肌肉：電導率σ為1.21 S/m，相對介電常數rε為58，ρ為1 000 kg/m3。

1.2.5 吸收邊界條件

采用吸收邊界條件實現對FDTD計算區域的截斷，有效吸收截斷邊界處的外向行波，從而用有限FDTD 區域模擬開放空間的電磁耦合過程。文獻[9]采用的四階Liao 氏吸收邊界條件實現起來較為繁瑣，本文在保證吸收效果的前提下，為了減少內存占用、加快計算速度，采用了更簡潔的二階Liao 氏吸收邊界條件。

1.2.6 耦合電磁場求解

文獻[9]為了處理遠小于網格尺寸的金屬覆層，需要修正差分計算公式。本文避免了此類修正，將以上電磁參數、吸收邊界條件、激勵波源，應用于麥克斯韋有限差分方程組，即可按照式(3)、(4)對以上剖分的每一個網格中各個時刻的耦合電場 Ex和磁場分量Hx進行計算，選擇最大計算為10 000步，可保證電場和磁場強度基本趨近于零。式中：σ為電導率；ε為介電常數；mσ為導磁率；μ為磁導系數；Δt為時間步長；n表示時間步長的個數；Δx、Δy和Δz為網格尺寸；i、j、k為網格位置。

2 軟殺傷分析

2.1 基于功率密度的軟殺傷易損性分析

軟殺傷易損性主要研究目標遭受電磁脈沖武器軟殺傷后的損傷程度。文獻[6-7]給出的損傷功率閾值擬合分布曲線把損傷功率閾值近似成正態分布，易損性概率則近似為0-1分布，實際上損傷功率閾值曲線呈階梯形，是一種所謂“分段均勻分布”。因此，本文基于功率密度提出一種適宜工程操作的易損性概率P 定義：

式中：S指觀察點（波源）的功率密度峰值；Sthreshold指功率密度閾值。

電子設備、常見電子元器件和人體的損傷事件、損傷閾值[14]和仿真計算的易損性概率見表1。

表1 強電磁脈沖的功率密度損傷閾值和易損性概率

迎著Z方向來的高斯脈沖激勵下觀察點（設在座艙內駕駛員身前一個網格處，且在機身縱向對稱面內，該點達到座艙內能量密度的最值）時域、功率密度波形和第4 431時間步（該時間步能量密度幅值達到整個計算時間內的峰值4.449 MW/m2）Z方向能量密度幅值（包含觀察點的XZ 平面）分布，表明現有座艙蓋對高斯脈沖有一定衰減作用。

圖3為第4 431時間步功率密度幅值（仿真觀察圖片用紅橙黃綠青藍紫七色和機體顏色表示功率密度幅值的分貝值?70～0 dB，其中 0 dB=4.449 MW/m2，本文用灰度片表示）分布表明：座艙內屏蔽效果很強（耦合電場幅值低于?70 dB），前部是圓弧風擋的固定段，中間是前固定段，后部是后設備艙口蓋。空勤身前方幾乎沒有屏蔽，空勤身后方有鋁框架的座椅屏蔽。

圖3 第4431時間步功率密度幅值分布

圖4顯示在89.798 54 ns時刻電場強度達到峰值?5.826 63 kV/m，在89.798 54 ns時刻功率密度達到峰值198.549 52 kW/m2，耦合電場強度和功率密度波形與入射波形方向相反，說明耦合進入座艙的電磁脈沖對外輻射很強，輻射的電場強度和功率密度大大超過了入射電場。

圖4 觀察點耦合電場時域波形和功率密度波形

仿真結果如表1所示，現有座艙蓋對人員和設備的屏蔽效能有限。電磁脈沖彈對飛機座艙耦合過程中，對人體的燒傷概率100%，燒死概率24.819%。對電子設備的損壞概率較小，干擾、拒止和削弱概率達到100%。

2.2 基于座艙玻璃導電膜的軟殺傷防護分析

軟殺傷防護分析主要研究某種防護手段在各種參數電磁脈沖武器攻擊下的效果與影響。本文提出用座艙玻璃導電膜防護電磁脈沖軟殺傷。透明導電膜（Transparent Conductive Oxide，TCO）是在平板玻璃表面通過物理或者化學鍍膜的方法均勻地鍍上一層透明的導電氧化物薄膜。TCO 有兩個主要指標：一是對可見光的高透過率（Tavg＞80%）；另一個是高的電導率（σ≥ 105S/m）。本文選取導電膜電導率σ為105S/m，相對介電常數為3.8。[11]

第4 441時間步（該時間步功率密度幅值達到整個計算時間內的峰值2.137 MW/m2）功率密度幅值分布圖（0 dB=2.137 M W/m2）如圖5所示，導電膜對能量集中在100 MHz以下的高斯脈沖防護效果很好，對電子設備和人體的易損性概率降至0。

圖5 第4 441時間步功率密度幅值分布圖

迎著Z方向來的高斯脈沖激勵下觀察點的時域和功率密度波形見圖6，在85.683 62 ns時刻電場強度達到峰值?3.138 542×10-2V/m，在85.683 62 ns時刻功率密度達到峰值7×10-4W/m2，雖然耦合電場強度和功率密度都震蕩得比較厲害，但幅值已經衰減到很小的范圍內。

圖6 觀察點耦合電場時域波形和功率密度波形

3 結論

本文首先建立了一套座艙電磁脈沖耦合效應建模仿真及軟殺傷分析流程，然后針對某作戰飛機開展了低頻電磁武器的座艙耦合效應仿真，對具體實現方法上進行了深入分析，提出了一種適宜工程操作的軟殺傷易損性定義，計算了易損性概率，最后對導電膜的防護效果進行了評估。

通過仿真優化電磁參數可作為電磁脈沖武器研制和升級的參考依據，其上升沿越陡峭，峰值越高，脈寬越寬對目標的毀傷效果越好。

參考文獻：

[1]甄濤,邱成龍.軟毀傷[M].北京∶國防工業出版社,2002∶1-5.

[2]石全,米雙山,王廣彥,等.裝備戰傷理論與技術[M].北京∶國防工業出版社,2007∶44-46.

[3]PHILIP E NIELSEN.Effects of directed-energy weapons[R].ADA476195,1994∶32-45.

[4]焦曉靜.飛機的高功率微波易損性評估[J].抗核加固,2007,24(1)∶66-73.

[5]姚武文.飛機戰傷模式與機理[M].北京∶航空工業出版社,2006∶68-69.

[6]方進勇,申菊愛,楊志強,等.集成電路器件微波損傷效應實驗研究[J].強激光與粒子束,2003,15(6)∶591-594.

[7]方進勇,張志強,黃文華,等.集成電路高功率微波易損性預測評估模型[J].強激光與粒子束,2009,21(4)∶565-568.

[8]周璧華,陳彬,石立華.電磁脈沖及其工程防護[M].北京∶國防工業出版社,2003∶78-129.

[9]劉長軍,黃卡瑪,閻麗萍,等.電磁輻射作用于計算機主板的模擬及其效應評估[J].強激光與粒子束,2006,18(5)∶847-851.

[10]葛德彪,閻玉波.電磁波時域有限差分方法[M].西安∶西安電子科技大學出版社,2002∶35-39,173-204.

[11]李毅,梁步閣,張光甫,等.強電磁脈沖信號激勵下復雜目標的散射[J].強激光與粒子束,2006,18(7)∶1149-1153.

[12]田錦昌,袁健全,陳旭情.電磁炸彈——一種大規模電磁毀傷武器[J].飛航導彈,2007(3)∶23-30.

[13]齊紅星.電磁脈沖對人體的作用和數值方法研究[D].上海∶華東師范大學,2004∶103-108.

[14]王聰敏,張博.高功率微波對電子設備的影響分析[J].航天電子對抗,2007,23(5)∶26-28.