馬彬，于憲鋒，黃正祥，賈鑫，祖旭東，肖強(qiáng)強(qiáng)

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094；2.63961部隊(duì)，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(xì)長(zhǎng)且呈軸對(duì)稱(chēng)的結(jié)構(gòu)特性[1]。同時(shí)，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(duì)付裝甲目標(biāo)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(guò)程中不斷拉伸變長(zhǎng)，拉伸到一定程度會(huì)斷裂為一系列聚能射流顆粒。在大炸高下，聚能射流的失穩(wěn)主要包括兩個(gè)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(zhuǎn)和漂移。根據(jù)國(guó)內(nèi)外學(xué)者的相關(guān)研究，強(qiáng)磁場(chǎng)的耦合作用可以有效提高聚能射流在大炸高工況下的穩(wěn)定性[4-10]。Held[11]研究了聚能射流形態(tài)參數(shù)與侵徹孔形之間的相互關(guān)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(wěn)定性特性。

Littlefield[5]通過(guò)磁流體動(dòng)力學(xué)方法揭示了磁場(chǎng)作用對(duì)聚能射流的致穩(wěn)機(jī)制；Fedorov等[6-7]基于探索性的工作，分析磁場(chǎng)致穩(wěn)聚能射流的可能性，并通過(guò)理論對(duì)該致穩(wěn)機(jī)制進(jìn)行初步解釋?zhuān)诤罄m(xù)也進(jìn)行了相關(guān)的實(shí)驗(yàn)研究，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)磁感應(yīng)強(qiáng)度在1～10 T范圍內(nèi)變化時(shí)，聚能射流侵徹能力最大可提高10%；Xiang等[9-10]通過(guò)數(shù)值模擬以及實(shí)驗(yàn)分析時(shí)序?qū)Υ艌?chǎng)耦合聚能射流過(guò)程的影響，根據(jù)分析獲得了磁場(chǎng)與聚能射流的最佳耦合時(shí)序。Ma等[4,12-13]和馬彬等[14-15]通過(guò)理論、數(shù)值模擬等手段，探索強(qiáng)磁場(chǎng)延緩聚能射流斷裂時(shí)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(yīng)，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)對(duì)理論及數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行了相關(guān)驗(yàn)證。

先前的相關(guān)研究?jī)H針對(duì)特定工況、在一定時(shí)序控制范圍內(nèi)進(jìn)行了相關(guān)探索，并未開(kāi)展針對(duì)聚能射流成型不同時(shí)期與強(qiáng)磁場(chǎng)耦合作用工況的對(duì)比分析。本文進(jìn)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(qiáng)磁場(chǎng)的實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)比分析了在聚能射流成型的這兩個(gè)時(shí)期耦合強(qiáng)磁場(chǎng)后聚能射流對(duì)靶板的侵徹形態(tài)，從而根據(jù)聚能射流形態(tài)與侵徹孔形之間的內(nèi)在關(guān)系，更為清晰地認(rèn)識(shí)在聚能射流成型過(guò)程中的慣性拉伸階段初期和后期與強(qiáng)磁場(chǎng)耦合對(duì)聚能射流穩(wěn)定性的影響機(jī)制。

1 磁耦合聚能裝藥實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

聚能射流在成型的不同階段與強(qiáng)磁場(chǎng)發(fā)生耦合作用，通過(guò)強(qiáng)磁場(chǎng)與聚能射流二者之間的相互耦合而產(chǎn)生電磁力，耦合產(chǎn)生的電磁力可有效增加聚能射流的穩(wěn)定性。圖1為強(qiáng)磁場(chǎng)與聚能射流的耦合作用示意圖。

圖1 強(qiáng)磁場(chǎng)與聚能射流耦合作用示意圖

強(qiáng)磁場(chǎng)與聚能射流耦合過(guò)程中，在相同炸高下可以通過(guò)改變聚能裝藥口部到螺線管入口之間的距離Ls，同時(shí)結(jié)合起爆過(guò)程中的時(shí)序差，來(lái)控制聚能射流在成型不同階段進(jìn)入螺線管，實(shí)現(xiàn)聚能射流與螺線管產(chǎn)生的強(qiáng)磁場(chǎng)發(fā)生耦合作用。為研究不同工況下強(qiáng)磁場(chǎng)對(duì)聚能射流穩(wěn)定性的影響，本文進(jìn)行了相關(guān)的實(shí)驗(yàn)研究。在實(shí)驗(yàn)研究過(guò)程中，使用的聚能裝藥為φ56 mm口徑基準(zhǔn)聚能裝藥，圖2所示為該口徑聚能裝藥實(shí)物圖。

圖2 φ56 mm聚能裝藥實(shí)物圖

實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，通過(guò)所設(shè)計(jì)的螺線管產(chǎn)生用于與聚能射流發(fā)生耦合作用的強(qiáng)磁場(chǎng)，螺線管的結(jié)構(gòu)如圖3所示。螺線管設(shè)計(jì)過(guò)程中，所使用的內(nèi)部繞組線圈為矩形截面15 mm2(2.5 mm×6.0 mm)的銅線，繞制過(guò)程中，雙層并聯(lián)繞制。需要說(shuō)明的是，在本研究中所使用的螺線管是有限長(zhǎng)螺線管，其所產(chǎn)生的磁場(chǎng)磁感應(yīng)強(qiáng)度存在軸向和徑向兩個(gè)方向的分量。而對(duì)于強(qiáng)磁場(chǎng)致穩(wěn)聚能射流的作用效應(yīng)，所關(guān)注的是強(qiáng)磁場(chǎng)與聚能射流耦合所產(chǎn)生的徑向電磁力對(duì)連續(xù)聚能射流斷裂以及對(duì)斷裂射流顆粒翻轉(zhuǎn)的抑制作用?；趩?wèn)題分析可知，耦合作用所產(chǎn)生的徑向電磁力是由軸線磁感應(yīng)強(qiáng)度分量所致，因此，在研究過(guò)程中為了簡(jiǎn)化分析模型，對(duì)于螺線管產(chǎn)生的強(qiáng)磁場(chǎng)僅考慮其沿軸線方向的磁感強(qiáng)度分量。

圖3 螺線管結(jié)構(gòu)示意圖

在耦合電路中，各元器件電參數(shù)是理論計(jì)算電路中放電電流以及評(píng)估螺線管產(chǎn)生磁場(chǎng)磁感應(yīng)強(qiáng)度的基礎(chǔ)。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中對(duì)各元器件電參數(shù)進(jìn)行了測(cè)量，相關(guān)測(cè)量結(jié)果如表1所示。

表1 電路中電參數(shù)測(cè)量值

1.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)置

在研究過(guò)程中，進(jìn)行的實(shí)驗(yàn)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(qiáng)磁場(chǎng)發(fā)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(qiáng)磁場(chǎng)發(fā)生耦合，定義為工況2.兩種工況下所設(shè)定的炸高均為650 mm(11.6Dc，Dc為聚能裝藥口徑)，該炸高遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于φ56 mm基準(zhǔn)聚能裝藥的最佳炸高。經(jīng)過(guò)前期研究可知，在650 mm炸高下φ56 mm基準(zhǔn)聚能裝藥的侵徹能力急劇惡化，這就為研究強(qiáng)磁場(chǎng)耦合致穩(wěn)聚能射流提供了條件。圖4所示為兩種不同工況強(qiáng)磁場(chǎng)與聚能裝藥耦合作用實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)圖。在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，通過(guò)增加延時(shí)開(kāi)關(guān)中的炸藥與聚能裝藥二者之間的距離以及在二者之間設(shè)置隔爆沙袋，來(lái)避免延時(shí)開(kāi)關(guān)中的炸藥與聚能裝藥作用過(guò)程中的相互干擾。根據(jù)圖4可知，工況1和工況2分別采用增加距離方式和設(shè)置隔爆沙袋方式來(lái)避免干擾。

圖4 強(qiáng)磁場(chǎng)與聚能裝藥耦合實(shí)驗(yàn)布置圖

1.2 時(shí)序控制

為直觀反映兩種工況下強(qiáng)磁場(chǎng)與聚能射流的耦合過(guò)程，對(duì)這兩種工況下強(qiáng)磁場(chǎng)與聚能射流的耦合時(shí)序進(jìn)行了分析。如圖5所示為兩種工況下的時(shí)序分析圖，其中圖5(a)為工況1的時(shí)序分析圖，圖5(b)為工況2的時(shí)序分析圖。其中t為以裝藥起爆時(shí)刻為零點(diǎn)的聚能射流運(yùn)動(dòng)時(shí)間，z為聚能射流對(duì)應(yīng)時(shí)刻的位置坐標(biāo)。

圖5 強(qiáng)磁場(chǎng)耦合聚能射流時(shí)序分析圖

對(duì)于錐形藥型罩，所形成聚能射流的有效長(zhǎng)度約等于藥型罩的母線長(zhǎng)度，因此：對(duì)于工況1，Ls=60 mm，該距離約為聚能射流的初始長(zhǎng)度，工況1的設(shè)置可以有效保證聚能射流在形成初期及時(shí)進(jìn)入螺線管，并與螺線管產(chǎn)生的強(qiáng)磁場(chǎng)發(fā)生耦合作用；對(duì)于工況2，Ls=360 mm，該距離可以保證聚能射流在經(jīng)過(guò)一定程度的拉伸后與強(qiáng)磁場(chǎng)發(fā)生耦合。根據(jù)圖5所示的時(shí)序分析圖，可以計(jì)算不同速度聚能射流通過(guò)螺線管時(shí)的時(shí)間歷程，結(jié)果如表2所示。

表2 不同工況下聚能射流進(jìn)入和離開(kāi)螺線管的時(shí)間

2 理論及實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 聚能射流慣性拉伸階段初期耦合強(qiáng)磁場(chǎng)(工況1)

2.1.1 磁感應(yīng)強(qiáng)度分析

強(qiáng)磁場(chǎng)耦合聚能裝藥的整體結(jié)構(gòu)以及系統(tǒng)時(shí)序確定后，對(duì)整個(gè)系統(tǒng)進(jìn)行能量輸入，強(qiáng)電流通過(guò)螺線管后即可產(chǎn)生用于耦合聚能裝藥的強(qiáng)磁場(chǎng)。根據(jù)實(shí)驗(yàn)過(guò)程中測(cè)量的電流信號(hào)結(jié)合磁感應(yīng)強(qiáng)度計(jì)算模型，可獲得不同工況下不同速度的聚能射流單元穿過(guò)螺線管時(shí)在其軸線不同位置上經(jīng)歷的磁感應(yīng)強(qiáng)度。如圖6所示為工況1中典型速度聚能射流單元通過(guò)螺線管時(shí)在軸線不同位置處經(jīng)歷的磁感應(yīng)強(qiáng)度。

由圖6磁感應(yīng)強(qiáng)度變化曲線可知，不同速度的聚能射流單元通過(guò)強(qiáng)磁場(chǎng)時(shí)經(jīng)歷的磁感應(yīng)強(qiáng)度呈現(xiàn)先增加、后減少的趨勢(shì)，在整個(gè)耦合歷程中，聚能射流單元所經(jīng)歷的磁感應(yīng)強(qiáng)度幾乎都處于1 T以上，磁感應(yīng)強(qiáng)度的變化曲線表明該系統(tǒng)中螺線管產(chǎn)生的強(qiáng)磁場(chǎng)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(guò)螺線管時(shí)在其軸線上經(jīng)歷磁感應(yīng)強(qiáng)度變化曲線

2.1.2 靜態(tài)穿深實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

通過(guò)對(duì)時(shí)序控制以及聚能射流單元穿過(guò)螺線管時(shí)所經(jīng)歷的磁感應(yīng)強(qiáng)度變化曲線的分析，對(duì)兩種工況下聚能射流通過(guò)強(qiáng)磁場(chǎng)時(shí)的整體情況有了較為全面的認(rèn)識(shí)，基于這個(gè)前提，本文分別在兩種工況下進(jìn)行靜態(tài)穿深(DOP)侵徹實(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)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(hào)和2號(hào)靶板表面可以看出，靶板表面均出現(xiàn)了由偏移聚能射流顆粒碰撞造成的侵徹坑洞，尤其是2號(hào)靶板表面侵蝕程度更為嚴(yán)重，這說(shuō)明在飛行過(guò)程中斷裂聚能射流顆粒出現(xiàn)了偏移，未能進(jìn)入聚能射流侵徹的主通道，從而在靶板表面形成由偏轉(zhuǎn)聚能射流顆粒撞擊而成的坑洞。

Held[11]相關(guān)研究表明聚能射流形態(tài)與侵徹通道形貌之間存在緊密的聯(lián)系。為了通過(guò)侵徹靶板反映聚能射流的形態(tài)，對(duì)侵徹后的靶板進(jìn)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(guò)程中，對(duì)靶板上聚能射流侵徹通道所出現(xiàn)的斷裂侵徹平均長(zhǎng)度進(jìn)行了測(cè)量統(tǒng)計(jì)，結(jié)果如表3所示。

表3 工況1下聚能射流侵徹通道相關(guān)參數(shù)測(cè)量統(tǒng)計(jì)

經(jīng)過(guò)對(duì)工況1下聚能射流侵徹靶板剖分處理并進(jìn)行相關(guān)測(cè)量可知：1號(hào)靶板上斷裂聚能射流侵徹通道平均段長(zhǎng)為16.4 mm，2號(hào)靶板上的侵徹通道無(wú)明顯斷裂侵徹現(xiàn)象出現(xiàn)，聚能射流侵徹平均深度為223.9 mm；無(wú)磁場(chǎng)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(chǎng)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(jù)一維流動(dòng)動(dòng)力學(xué)侵徹理論可知[16]，在一定條件下，聚能射流的有效長(zhǎng)度與其侵徹能力呈線性關(guān)系。在已知侵徹深度P的情況下，即可求得聚能射流的長(zhǎng)度：

(1)

式中：l為聚能射流的有效長(zhǎng)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(hào)實(shí)驗(yàn)靶板上斷裂侵徹的平均段長(zhǎng)為16.4 mm，根據(jù)(1)式計(jì)算得到，聚能射流顆粒的平均有效長(zhǎng)度為15.4 mm.

2.1.3 閃光X光攝像實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

通過(guò)DOP實(shí)驗(yàn)，獲得了強(qiáng)磁場(chǎng)作用下聚能射流侵徹靶板的相關(guān)參數(shù)，為強(qiáng)磁場(chǎng)耦合作用致穩(wěn)聚能射流的機(jī)理研究提供了依據(jù)。

在DOP實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步開(kāi)展了閃光X光攝像實(shí)驗(yàn)，獲得了工況1磁場(chǎng)耦合作用下2號(hào)實(shí)驗(yàn)3個(gè)曝光時(shí)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(tài)特性數(shù)據(jù)，根據(jù)X光實(shí)驗(yàn)照片對(duì)相關(guān)數(shù)據(jù)進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)，結(jié)果如表4所示。通過(guò)表4所示工況1下X光實(shí)驗(yàn)所得聚能射流的相關(guān)參數(shù)可知，聚能射流顆粒的平均有效長(zhǎng)度為15.0 mm，相比于DOP實(shí)驗(yàn)所得聚能射流顆粒的有效平均長(zhǎng)度15.4 mm，其相對(duì)誤差為2.7%，從而驗(yàn)證了根據(jù)靶板侵徹通道相關(guān)參數(shù)來(lái)分析聚能射流形態(tài)的方法是可行的。

表4 工況1下X光照片所測(cè)得聚能射流相關(guān)參數(shù)

2.2 聚能射流慣性拉伸階段后期耦合強(qiáng)磁場(chǎng)(工況2)

2.2.1 磁感應(yīng)強(qiáng)度分析

為了對(duì)比研究在聚能射流成型的不同階段施加強(qiáng)磁場(chǎng)后對(duì)聚能射流穩(wěn)定性的影響，基于工況1下聚能射流初期與強(qiáng)磁場(chǎng)耦合作用的相關(guān)分析，結(jié)合實(shí)驗(yàn)過(guò)程中所測(cè)電流信號(hào)和磁感應(yīng)強(qiáng)度理論模型，計(jì)算得到了工況2下不同速度聚能射流單元通過(guò)螺線管時(shí)在其軸線不同位置處所經(jīng)歷的磁感應(yīng)強(qiáng)度。圖10所示為工況2下典型速度聚能射流單元通過(guò)螺線管時(shí)在螺線管軸線不同位置處經(jīng)歷的磁感應(yīng)強(qiáng)度。

圖10 工況2下典型速度聚能射流單元通過(guò)螺線管時(shí)在其軸線上所經(jīng)歷的磁感應(yīng)強(qiáng)度變化曲線

2.2.2 DOP實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

工況1通過(guò)DOP實(shí)驗(yàn)以及X光實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了基于侵徹通道分析聚能射流相關(guān)參數(shù)的可行性。在掌握工況2中強(qiáng)磁場(chǎng)與聚能射流的時(shí)序關(guān)系以及聚能射流經(jīng)歷的磁感應(yīng)強(qiáng)度情況后，只進(jìn)行了工況2下的DOP實(shí)驗(yàn)。

為了對(duì)比兩種工況下聚能射流的形態(tài)特征，獲得工況2下聚能射流對(duì)靶板的侵徹整體侵徹形態(tài)，同時(shí)也對(duì)工況2下聚能射流侵徹的靶板進(jìn)行了相關(guān)測(cè)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(shí)驗(yàn)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(wú)明顯散落顆粒撞擊造成的坑洞，同時(shí)聚能射流侵徹通道入口比較規(guī)整，這表明聚能射流在拉伸到極限發(fā)生斷裂后，由于磁場(chǎng)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(fā)生翻轉(zhuǎn)和偏移，最終進(jìn)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(xiàn)。

圖11 工況2下聚能射流侵徹靶板表面圖

為了對(duì)工況2聚能射流侵徹靶板通道的形態(tài)有更為清晰的認(rèn)識(shí)，在結(jié)果分析過(guò)程中，對(duì)侵徹后的靶板亦進(jìn)行了剖分處理，結(jié)果如圖12所示。經(jīng)過(guò)對(duì)侵徹通道的測(cè)量分析，在工況2強(qiáng)磁場(chǎng)耦合作用下，斷裂聚能射流侵徹通道的平均段長(zhǎng)為11.85 mm，平均侵徹深度為213.4 mm，較無(wú)磁場(chǎng)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(jīng)過(guò)對(duì)比分析可知：在聚能射流慣性拉伸階段初期施加強(qiáng)磁場(chǎng)(工況1)，聚能射流顆粒侵徹的段長(zhǎng)有了明顯增加，這說(shuō)明在此工況下的磁場(chǎng)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(xì)長(zhǎng)；而在聚能射流慣性拉伸階段后期施加強(qiáng)磁場(chǎng)(工況2)，在炸高較大工況下，大部分聚能射流在進(jìn)入強(qiáng)磁場(chǎng)前已經(jīng)發(fā)生斷裂，由于外加強(qiáng)磁場(chǎng)對(duì)斷裂聚能射流翻轉(zhuǎn)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(xiàn)。在工況1磁場(chǎng)耦合作用下，2號(hào)實(shí)驗(yàn)靶板在650 mm炸高下，φ56 mm聚能裝藥近似呈現(xiàn)連續(xù)侵徹，而1號(hào)實(shí)驗(yàn)靶板斷裂侵徹通道的平均段長(zhǎng)為16.4 mm，相比工況2平均段長(zhǎng)11.85 mm，長(zhǎng)度增加38.4%.

經(jīng)過(guò)上述分析發(fā)現(xiàn)，在聚能射流慣性拉伸階段初期和后期施加強(qiáng)磁場(chǎng)，由于強(qiáng)磁場(chǎng)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(jīng)過(guò)對(duì)斷裂射流侵徹通道的段長(zhǎng)進(jìn)行對(duì)比分析可知：在慣性拉伸階段初期施加強(qiáng)磁場(chǎng)，是通過(guò)延緩聚能射流的斷裂增加聚能射流的有效長(zhǎng)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(qiáng)磁場(chǎng)，有效地抑制了斷裂聚能射流顆粒的翻轉(zhuǎn)，亦增加了聚能射流的有效長(zhǎng)度，最終提高了聚能射流的侵徹能力。

3 結(jié)論

本文對(duì)聚能射流成型過(guò)程中耦合外部強(qiáng)磁場(chǎng)的兩種不同工況結(jié)合實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了研究。經(jīng)過(guò)相關(guān)數(shù)據(jù)對(duì)比和分析，主要得出以下結(jié)論：

1)在聚能射流慣性拉伸階段初期和后期適時(shí)施加強(qiáng)磁場(chǎng)，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(duì)聚能射流的致穩(wěn)機(jī)制不同。在聚能射流慣性拉伸初期耦合強(qiáng)磁場(chǎng)，是通過(guò)延緩聚能射流的斷裂來(lái)增加了聚能射流的有效長(zhǎng)度，從而提高其侵徹能力；在慣性拉伸階段后期耦合強(qiáng)磁場(chǎng)，是通過(guò)抑制斷裂射流顆粒的翻轉(zhuǎn)和偏移，從而增加聚能射流的有效長(zhǎng)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(qiáng)磁場(chǎng)，靶板斷裂侵徹通道的平均段長(zhǎng)為16.4 mm，慣性拉伸階段后期耦合強(qiáng)磁場(chǎng)，斷裂侵徹通道的平均段長(zhǎng)11.85 mm，兩種工況相比，慣性拉伸階段初期耦合強(qiáng)磁場(chǎng)，平均斷裂侵徹段長(zhǎng)增加了38.4%.