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)，科研人員通過改變藥型罩、聚能裝藥、彈丸及戰(zhàn)斗部的結(jié)構(gòu)等來增強破甲彈的破甲作用[5-6]。然而，隨著裝甲防護技術(shù)的不斷提升，需要在原有破甲彈基礎(chǔ)上進一步增強其侵徹穿深能力。

磁場與金屬射流間有強烈的相互作用，歐洲和美國專家對此進行了探究。Shvetsov等[7-9]建立了被動電磁裝甲對金屬射流侵徹效果影響的定性物理模型，并通過數(shù)值計算和實驗驗證了被動電磁裝甲對金屬射流侵徹效果的減弱作用。2007年，F(xiàn)edorov等[10]通過數(shù)值模擬和實驗分析了破甲彈藥型罩內(nèi)預(yù)置磁場對金屬射流的影響，發(fā)現(xiàn)金屬射流在磁場作用下產(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程中的磁場穩(wěn)定性，建立了金屬射流在軸向脈沖磁場作用下的拉伸物理模型，分析了線圈脈沖磁場對金屬射流變形過程的影響，對金屬射流在軸向脈沖磁場作用下的延長進行了預(yù)測，最后探討了金屬射流不同部位在軸向脈沖磁場作用下有效長度的增加程度。2013年，F(xiàn)edorov等[12]分析了被動電磁裝甲對金屬射流侵徹效果的影響，證明了被動電磁裝甲可對金屬射流進行有效箍縮，加速金屬射流斷裂，進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)生脈沖磁場作用于金屬射流的方法，研究了電磁能對金屬射流的作用效果，驗證了當(dāng)脈沖電流峰值達(dá)到兆安級時，可以產(chǎn)生高質(zhì)量金屬射流。

1 試驗原理、系統(tǒng)構(gòu)成及時序匹配設(shè)計

1.1 試驗原理

圖1為勵磁線圈磁場對破甲彈金屬射流的作用原理圖。雷管起爆聚能裝藥，進而壓垮藥型罩，產(chǎn)生長徑比很大、沿軸向高速飛行的金屬射流，由于存在軸向速度梯度，金屬射流在飛行過程中會發(fā)生局部變細(xì)甚至斷裂，一旦發(fā)生斷裂，其對裝甲目標(biāo)的侵徹穿深能力會大幅下降。在金屬射流發(fā)生局部變細(xì)但尚未斷裂的過程中，可以在金屬射流外部通過勵磁線圈施加軸向脈沖磁場。一方面，脈沖磁場能夠產(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，進而導(dǎo)致金屬射流材料軟化和等效流動極限降低；另一方面，脈沖磁場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，從而增長金屬射流均勻拉伸時間，延緩破甲彈金屬射流局部變細(xì)至斷裂的過程，維持金屬射流形成至著靶過程中的整體性和連續(xù)性，增強金屬射流的穿深破甲能力，最終實現(xiàn)有效增強破甲彈威力的目的。

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，B(r,t)為感應(yīng)電流引起的磁場，μ0為真空磁導(dǎo)率，R為金屬射流某處橫截面半徑。

當(dāng)軸向脈沖磁場頻率達(dá)到一定數(shù)值時，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極限σY，即滿足pm>σY。通過控制軸向脈沖磁場的幅值和脈寬，可實現(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，對頸縮發(fā)展進行有效延緩，最終增強金屬射流的侵徹穿深能力。

1.2 系統(tǒng)構(gòu)成

勵磁線圈對破甲彈金屬射流作用的試驗系統(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、儲能電容器、三電極開關(guān)、勵磁線圈及電流測量裝置構(gòu)成，可以產(chǎn)生脈沖電流，并通過勵磁線圈產(chǎn)生軸向脈沖磁場；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，通過總控開關(guān)及延時控制開關(guān)(包括電雷管和導(dǎo)爆索)調(diào)節(jié)三電極開關(guān)及火雷管起爆的時序，保證火雷管起爆前勵磁線圈內(nèi)部已經(jīng)建立足夠強的磁場，以滿足研究脈沖磁場對破甲彈金屬射流的作用規(guī)律的需要。

1.3 時序匹配設(shè)計及測試試驗

在該試驗中，如何控制金屬射流形成與放電電流產(chǎn)生之間的時序是一項關(guān)鍵技術(shù)，通過前期查閱資料和相關(guān)實驗可知，破甲彈本體從火雷管起爆到金屬射流形成的時間為幾微秒，而試驗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，這里擬采用延時控制裝置，延時控制裝置需滿足精確調(diào)配雷管起爆時間，從而使金屬射流產(chǎn)生時刻精確可控，便于試驗開展。

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

(3)

式中：tswitch為三電極開關(guān)的延時時間。通過反復(fù)試驗得知，主電路的導(dǎo)通時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)兩個主電極間電壓越高，進而使得三電極開關(guān)主電極間發(fā)生電場畸變可能性增大，主電路越容易導(dǎo)通，控制電路與主電路之間的時間差越小。為保證金屬射流發(fā)生可靠變形，對控制電路與主電路的放電時序進行反復(fù)測試，進而確定放電時序范圍，如表1所示。

表1 不同充電電壓下破甲彈起爆的延時時序Table 1 Delay time sequence of HEAT firing under different charge voltage

2 試驗結(jié)果及分析

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

為了更直觀地表示勵磁線圈脈沖電流對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，d0參考試驗的靶板穿深。

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

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

基于試驗設(shè)計開展了數(shù)值模擬研究，勵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)強度和有效應(yīng)變的變化規(guī)律。根據(jù)數(shù)值模擬和試驗結(jié)果分析可知，當(dāng)磁感應(yīng)強度大于12 T時，脈沖電流峰值大于50 kA時，金屬射流有效應(yīng)變較明顯。當(dāng)勵磁線圈脈沖電流頻率足夠大時，磁感應(yīng)強度對金屬射流侵徹穿深能力的影響可從兩方面進行分析：一方面，磁感應(yīng)強度幅值主要反映金屬射流所受磁壓力大小，磁感應(yīng)強度幅值越大，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，進而延緩其局部變細(xì)至斷裂的過程；另一方面，當(dāng)脈沖電流峰值為70 kA時，對應(yīng)的勵磁線圈電壓大于5 kV，此時不僅磁感應(yīng)強度幅值達(dá)到最大值，對應(yīng)的磁感應(yīng)強度變化率也最大，金屬射流中磁感應(yīng)強度變化率直接反映勵磁線圈磁場變化率，金屬射流中磁感應(yīng)強度變化率越大，證明勵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，對應(yīng)的金屬射流所受電磁力越大，進而更容易發(fā)生變形，最終使得破甲彈金屬射流對目標(biāo)的侵徹穿深增加更大。

為了進一步掌握充電電壓、線圈長度及電容器組電容3個參數(shù)對破甲彈金屬射流侵徹穿深能力的影響，運用正交試驗法設(shè)計了3因素2水平正交試驗(見表3)。按照正交試驗的設(shè)計規(guī)則，共設(shè)計了4次試驗，并記錄試驗結(jié)果，如表2中5～8號試驗所示。

表3 正交試驗因素水平表Table 3 Orthogonal factor level table

正交試驗結(jié)果可以通過表4進行分析。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時進行試驗所得結(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指標(biāo)的影響程度，極差值越大，表明該因素的水平變化對試驗指標(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、線圈長度。根據(jù)正交試驗的結(jié)果可以推出，最佳參數(shù)組合為5 kV、50 mm、1 200 μF。因此，需對該組參數(shù)組合重新進行一次試驗，試驗結(jié)果如表2中第9號所示，得到金屬射流對目標(biāo)靶板的穿深為97.80 mm，以2號試驗為參考試驗，該組參數(shù)的靶板穿深增量為74.4%，驗證了正交試驗所得結(jié)論。

表4 極差分析Table 4 Range analysis

3 結(jié) 論

(1) 軸向脈沖磁場對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，增加金屬射流對后效靶板目標(biāo)的侵徹穿深。

(2) 軸向脈沖磁場對破甲彈金屬射流侵徹穿深能力影響大小與電容器電壓、電容器電容及勵磁線圈長度等參數(shù)密切相關(guān)。根據(jù)正交試驗結(jié)果可得，各因素對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、線圈長度。

(3) 通過總控制開關(guān)同時控制破甲彈火雷管起爆和控制回路三電極開關(guān)觸發(fā)，運用電雷管和導(dǎo)爆索延時控制火雷管起爆，保證金屬射流進入勵磁線圈之前，線圈內(nèi)部已建立足夠強的軸向脈沖磁場，脈沖磁場產(chǎn)生的歐姆熱效應(yīng)使金屬射流材料發(fā)生軟化，磁壓力對金屬射流進行有效壓縮，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程，增強其對裝甲等目標(biāo)的侵徹穿深能力。

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