強磁場對聚能射流穩定性作用機制

馬彬，于憲鋒，黃正祥，賈鑫，祖旭東，肖強強

(1.南京理工大學 機械工程學院，江蘇 南京 210094；2.63961部隊，北京 100012)

0 引言

聚能射流由聚能裝藥爆炸壓垮藥型罩而形成，具有細長且呈軸對稱的結構特性[1]。同時，由于聚能射流具有較高的侵徹能力，因此以聚能裝藥為核心部件的破甲彈是對付裝甲目標最重要的彈種之一。由于聚能射流存在軸向速度梯度，在飛行過程中不斷拉伸變長，拉伸到一定程度會斷裂為一系列聚能射流顆粒。在大炸高下，聚能射流的失穩主要包括兩個方面[2-3]：1)聚能射流的斷裂；2)斷裂后聚能射流顆粒的偏轉和漂移。根據國內外學者的相關研究，強磁場的耦合作用可以有效提高聚能射流在大炸高工況下的穩定性[4-10]。Held[11]研究了聚能射流形態參數與侵徹孔形之間的相互關系，基于聚能射流的侵徹孔形，可有效判斷聚能射流在不同工況下的穩定性特性。

Littlefield[5]通過磁流體動力學方法揭示了磁場作用對聚能射流的致穩機制；Fedorov等[6-7]基于探索性的工作，分析磁場致穩聚能射流的可能性，并通過理論對該致穩機制進行初步解釋，在后續也進行了相關的實驗研究，實驗結果表明，當磁感應強度在1～10 T范圍內變化時，聚能射流侵徹能力最大可提高10%；Xiang等[9-10]通過數值模擬以及實驗分析時序對磁場耦合聚能射流過程的影響，根據分析獲得了磁場與聚能射流的最佳耦合時序。Ma等[4,12-13]和馬彬等[14-15]通過理論、數值模擬等手段，探索強磁場延緩聚能射流斷裂時間、抑制斷裂射流顆粒斷裂以及增加聚能射流軸向速度等綜合效應，并通過實驗對理論及數值模擬結果進行了相關驗證。

先前的相關研究僅針對特定工況、在一定時序控制范圍內進行了相關探索，并未開展針對聚能射流成型不同時期與強磁場耦合作用工況的對比分析。本文進行了在聚能射流成型慣性拉伸階段初期和后期分別耦合強磁場的實驗研究，對比分析了在聚能射流成型的這兩個時期耦合強磁場后聚能射流對靶板的侵徹形態，從而根據聚能射流形態與侵徹孔形之間的內在關系，更為清晰地認識在聚能射流成型過程中的慣性拉伸階段初期和后期與強磁場耦合對聚能射流穩定性的影響機制。

1 磁耦合聚能裝藥實驗設計

聚能射流在成型的不同階段與強磁場發生耦合作用，通過強磁場與聚能射流二者之間的相互耦合而產生電磁力，耦合產生的電磁力可有效增加聚能射流的穩定性。圖1為強磁場與聚能射流的耦合作用示意圖。

圖1 強磁場與聚能射流耦合作用示意圖

強磁場與聚能射流耦合過程中，在相同炸高下可以通過改變聚能裝藥口部到螺線管入口之間的距離Ls，同時結合起爆過程中的時序差，來控制聚能射流在成型不同階段進入螺線管，實現聚能射流與螺線管產生的強磁場發生耦合作用。為研究不同工況下強磁場對聚能射流穩定性的影響，本文進行了相關的實驗研究。在實驗研究過程中，使用的聚能裝藥為φ56 mm口徑基準聚能裝藥，圖2所示為該口徑聚能裝藥實物圖。

圖2 φ56 mm聚能裝藥實物圖

實驗過程中，通過所設計的螺線管產生用于與聚能射流發生耦合作用的強磁場，螺線管的結構如圖3所示。螺線管設計過程中，所使用的內部繞組線圈為矩形截面15 mm2(2.5 mm×6.0 mm)的銅線，繞制過程中，雙層并聯繞制。需要說明的是，在本研究中所使用的螺線管是有限長螺線管，其所產生的磁場磁感應強度存在軸向和徑向兩個方向的分量。而對于強磁場致穩聚能射流的作用效應，所關注的是強磁場與聚能射流耦合所產生的徑向電磁力對連續聚能射流斷裂以及對斷裂射流顆粒翻轉的抑制作用。基于問題分析可知，耦合作用所產生的徑向電磁力是由軸線磁感應強度分量所致，因此，在研究過程中為了簡化分析模型，對于螺線管產生的強磁場僅考慮其沿軸線方向的磁感強度分量。

圖3 螺線管結構示意圖

在耦合電路中，各元器件電參數是理論計算電路中放電電流以及評估螺線管產生磁場磁感應強度的基礎。實驗過程中對各元器件電參數進行了測量，相關測量結果如表1所示。

表1 電路中電參數測量值

1.1 實驗設置

在研究過程中，進行的實驗研究包括兩種工況：一種是聚能射流在慣性拉伸階段初期與強磁場發生耦合，定義為工況1；另一種是聚能射流慣性拉伸階段后期與強磁場發生耦合，定義為工況2.兩種工況下所設定的炸高均為650 mm(11.6Dc，Dc為聚能裝藥口徑)，該炸高遠遠大于φ56 mm基準聚能裝藥的最佳炸高。經過前期研究可知，在650 mm炸高下φ56 mm基準聚能裝藥的侵徹能力急劇惡化，這就為研究強磁場耦合致穩聚能射流提供了條件。圖4所示為兩種不同工況強磁場與聚能裝藥耦合作用實驗現場圖。在實驗過程中，通過增加延時開關中的炸藥與聚能裝藥二者之間的距離以及在二者之間設置隔爆沙袋，來避免延時開關中的炸藥與聚能裝藥作用過程中的相互干擾。根據圖4可知，工況1和工況2分別采用增加距離方式和設置隔爆沙袋方式來避免干擾。

圖4 強磁場與聚能裝藥耦合實驗布置圖

1.2 時序控制

為直觀反映兩種工況下強磁場與聚能射流的耦合過程，對這兩種工況下強磁場與聚能射流的耦合時序進行了分析。如圖5所示為兩種工況下的時序分析圖，其中圖5(a)為工況1的時序分析圖，圖5(b)為工況2的時序分析圖。其中t為以裝藥起爆時刻為零點的聚能射流運動時間，z為聚能射流對應時刻的位置坐標。

圖5 強磁場耦合聚能射流時序分析圖

對于錐形藥型罩，所形成聚能射流的有效長度約等于藥型罩的母線長度，因此：對于工況1，Ls=60 mm，該距離約為聚能射流的初始長度，工況1的設置可以有效保證聚能射流在形成初期及時進入螺線管，并與螺線管產生的強磁場發生耦合作用；對于工況2，Ls=360 mm，該距離可以保證聚能射流在經過一定程度的拉伸后與強磁場發生耦合。根據圖5所示的時序分析圖，可以計算不同速度聚能射流通過螺線管時的時間歷程，結果如表2所示。

表2 不同工況下聚能射流進入和離開螺線管的時間

2 理論及實驗結果分析

2.1 聚能射流慣性拉伸階段初期耦合強磁場(工況1)

2.1.1 磁感應強度分析

強磁場耦合聚能裝藥的整體結構以及系統時序確定后，對整個系統進行能量輸入，強電流通過螺線管后即可產生用于耦合聚能裝藥的強磁場。根據實驗過程中測量的電流信號結合磁感應強度計算模型，可獲得不同工況下不同速度的聚能射流單元穿過螺線管時在其軸線不同位置上經歷的磁感應強度。如圖6所示為工況1中典型速度聚能射流單元通過螺線管時在軸線不同位置處經歷的磁感應強度。

由圖6磁感應強度變化曲線可知，不同速度的聚能射流單元通過強磁場時經歷的磁感應強度呈現先增加、后減少的趨勢，在整個耦合歷程中，聚能射流單元所經歷的磁感應強度幾乎都處于1 T以上，磁感應強度的變化曲線表明該系統中螺線管產生的強磁場得到了合理、充分利用。

圖6 工況1下典型速度聚能射流單元通過螺線管時在其軸線上經歷磁感應強度變化曲線

2.1.2 靜態穿深實驗結果分析

通過對時序控制以及聚能射流單元穿過螺線管時所經歷的磁感應強度變化曲線的分析，對兩種工況下聚能射流通過強磁場時的整體情況有了較為全面的認識，基于這個前提，本文分別在兩種工況下進行靜態穿深(DOP)侵徹實驗研究，并獲得了不同工況下聚能射流侵徹的靶板。圖7所示為工況1兩組實驗聚能射流侵徹靶板表面如圖7所示。

圖7 工況1下聚能射流侵徹靶板表面

由圖7中1號和2號靶板表面可以看出，靶板表面均出現了由偏移聚能射流顆粒碰撞造成的侵徹坑洞，尤其是2號靶板表面侵蝕程度更為嚴重，這說明在飛行過程中斷裂聚能射流顆粒出現了偏移，未能進入聚能射流侵徹的主通道，從而在靶板表面形成由偏轉聚能射流顆粒撞擊而成的坑洞。

Held[11]相關研究表明聚能射流形態與侵徹通道形貌之間存在緊密的聯系。為了通過侵徹靶板反映聚能射流的形態，對侵徹后的靶板進行了剖分處理。工況1聚能射流侵徹靶板剖面如圖8所示。

圖8 工況1下聚能射流侵徹靶板剖面圖

在分析過程中，對靶板上聚能射流侵徹通道所出現的斷裂侵徹平均長度進行了測量統計，結果如表3所示。

表3 工況1下聚能射流侵徹通道相關參數測量統計

經過對工況1下聚能射流侵徹靶板剖分處理并進行相關測量可知：1號靶板上斷裂聚能射流侵徹通道平均段長為16.4 mm，2號靶板上的侵徹通道無明顯斷裂侵徹現象出現，聚能射流侵徹平均深度為223.9 mm；無磁場作用情況下，該口徑的聚能裝藥在650 mm炸高下的侵徹深度為125.9 mm[10]，磁場耦合作用下，在650 mm炸高下，聚能射流的侵徹能力提高了77.8%.

根據一維流動動力學侵徹理論可知[16]，在一定條件下，聚能射流的有效長度與其侵徹能力呈線性關系。在已知侵徹深度P的情況下，即可求得聚能射流的長度：

(1)

式中：l為聚能射流的有效長度；ρj為聚能射流的材料密度；ρt為靶板密度。

基于上述分析，即可得到在工況1下，1號實驗靶板上斷裂侵徹的平均段長為16.4 mm，根據(1)式計算得到，聚能射流顆粒的平均有效長度為15.4 mm.

2.1.3 閃光X光攝像實驗結果分析

通過DOP實驗，獲得了強磁場作用下聚能射流侵徹靶板的相關參數，為強磁場耦合作用致穩聚能射流的機理研究提供了依據。

在DOP實驗的基礎上，進一步開展了閃光X光攝像實驗，獲得了工況1磁場耦合作用下2號實驗3個曝光時刻聚能射流的閃光X光攝像，如圖9所示。

圖9 工況1下聚能射流的X光攝像照片

為更為直觀地獲取聚能射流的形態特性數據，根據X光實驗照片對相關數據進行了統計，結果如表4所示。通過表4所示工況1下X光實驗所得聚能射流的相關參數可知，聚能射流顆粒的平均有效長度為15.0 mm，相比于DOP實驗所得聚能射流顆粒的有效平均長度15.4 mm，其相對誤差為2.7%，從而驗證了根據靶板侵徹通道相關參數來分析聚能射流形態的方法是可行的。

表4 工況1下X光照片所測得聚能射流相關參數

2.2 聚能射流慣性拉伸階段后期耦合強磁場(工況2)

2.2.1 磁感應強度分析

為了對比研究在聚能射流成型的不同階段施加強磁場后對聚能射流穩定性的影響，基于工況1下聚能射流初期與強磁場耦合作用的相關分析，結合實驗過程中所測電流信號和磁感應強度理論模型，計算得到了工況2下不同速度聚能射流單元通過螺線管時在其軸線不同位置處所經歷的磁感應強度。圖10所示為工況2下典型速度聚能射流單元通過螺線管時在螺線管軸線不同位置處經歷的磁感應強度。

圖10 工況2下典型速度聚能射流單元通過螺線管時在其軸線上所經歷的磁感應強度變化曲線

2.2.2 DOP實驗結果分析

工況1通過DOP實驗以及X光實驗驗證了基于侵徹通道分析聚能射流相關參數的可行性。在掌握工況2中強磁場與聚能射流的時序關系以及聚能射流經歷的磁感應強度情況后，只進行了工況2下的DOP實驗。

為了對比兩種工況下聚能射流的形態特征，獲得工況2下聚能射流對靶板的侵徹整體侵徹形態，同時也對工況2下聚能射流侵徹的靶板進行了相關測量和分析。

如圖11所示為工況2下聚能射流侵徹靶板的表面圖。由圖11所示兩組實驗后靶板表面圖可以看出，靶板表面比較光滑，相比于工況1，無明顯散落顆粒撞擊造成的坑洞，同時聚能射流侵徹通道入口比較規整，這表明聚能射流在拉伸到極限發生斷裂后，由于磁場的作用致使斷裂聚能射流顆粒始終較大程度地保持在同一軸線上，而不發生翻轉和偏移，最終進入聚能射流侵徹的靶板主通道，為聚能射流侵徹深度的增加作出貢獻。

圖11 工況2下聚能射流侵徹靶板表面圖

為了對工況2聚能射流侵徹靶板通道的形態有更為清晰的認識，在結果分析過程中，對侵徹后的靶板亦進行了剖分處理，結果如圖12所示。經過對侵徹通道的測量分析，在工況2強磁場耦合作用下，斷裂聚能射流侵徹通道的平均段長為11.85 mm，平均侵徹深度為213.4 mm，較無磁場作用的侵徹深度增加了69.5%.

圖12 工況2下聚能射流侵徹靶板剖面圖

經過對比分析可知：在聚能射流慣性拉伸階段初期施加強磁場(工況1)，聚能射流顆粒侵徹的段長有了明顯增加，這說明在此工況下的磁場耦合作用有效地延緩了聚能射流的斷裂，致使聚能射流拉伸得更加細長；而在聚能射流慣性拉伸階段后期施加強磁場(工況2)，在炸高較大工況下，大部分聚能射流在進入強磁場前已經發生斷裂，由于外加強磁場對斷裂聚能射流翻轉的抑制作用，致使斷裂后的聚能射流顆粒仍然能夠保持在同一軸線上，為侵徹深度的增加作出貢獻。在工況1磁場耦合作用下，2號實驗靶板在650 mm炸高下，φ56 mm聚能裝藥近似呈現連續侵徹，而1號實驗靶板斷裂侵徹通道的平均段長為16.4 mm，相比工況2平均段長11.85 mm，長度增加38.4%.

經過上述分析發現，在聚能射流慣性拉伸階段初期和后期施加強磁場，由于強磁場與聚能射流的耦合作用，在大炸高下均能大幅度地提高聚能射流的侵徹威力。但是經過對斷裂射流侵徹通道的段長進行對比分析可知：在慣性拉伸階段初期施加強磁場，是通過延緩聚能射流的斷裂增加聚能射流的有效長度，從而有效提高了聚能射流的侵徹能力；而在慣性拉伸階段后期施加強磁場，有效地抑制了斷裂聚能射流顆粒的翻轉，亦增加了聚能射流的有效長度，最終提高了聚能射流的侵徹能力。

3 結論

本文對聚能射流成型過程中耦合外部強磁場的兩種不同工況結合實驗進行了研究。經過相關數據對比和分析，主要得出以下結論：

1)在聚能射流慣性拉伸階段初期和后期適時施加強磁場，均可有效提高聚能射流在大炸高下的侵徹威力。

2)兩種不同工況下，雖然都能大幅度提高聚能射流在大炸高下的侵徹深度，但是二者對聚能射流的致穩機制不同。在聚能射流慣性拉伸初期耦合強磁場，是通過延緩聚能射流的斷裂來增加了聚能射流的有效長度，從而提高其侵徹能力；在慣性拉伸階段后期耦合強磁場，是通過抑制斷裂射流顆粒的翻轉和偏移，從而增加聚能射流的有效長度，最終大幅度提高其侵徹深度。

3)在慣性拉伸階段初期耦合強磁場，靶板斷裂侵徹通道的平均段長為16.4 mm，慣性拉伸階段后期耦合強磁場，斷裂侵徹通道的平均段長11.85 mm，兩種工況相比，慣性拉伸階段初期耦合強磁場，平均斷裂侵徹段長增加了38.4%.