強電磁脈沖對火箭彈發射性能危害及評估方法研究

馬 駿，商青包，張志巍，金建峰

(中國華陰兵器試驗中心，陜西華陰 714200)

0 引言

現代戰爭中電磁脈沖武器的使用，對彈藥的電磁環境安全性提出了更高的要求。電磁脈沖武器是一種通過向目標方向定向輻射高強度的電磁脈沖，具有破壞和殺傷作用，利用產生的強電磁脈沖對電子設備造成擾亂、損傷甚至毀滅性打擊的武器。

某型122 mm火箭彈是使用較為廣泛的一類彈藥，其貯存、運輸狀態下僅是在包裝筒內，無屏蔽措施；在武器平臺待發射狀態下其點火兩極也無短路保護，也就是說該類火箭彈全壽命周期的電磁安全性都得不到保障。文中以該型火箭彈作為研究對象，通過分析強電磁脈沖傳播特性，采用精準物理建模、場路協同仿真的方法，完成對該彈藥在強電磁脈沖下的電磁效應分析以及電磁安全性評估。

1 強電磁脈沖特性及影響機理分析

1.1 高空核爆電磁脈沖(HEMP)

目前，有關電磁脈沖武器的電磁脈沖波形是雙指數函數形式。在GJB151B—2013中的RS105給出了HEMP波形特征，如圖1所示。

圖1 HEMP標準波形

HEMP在地面附近可視為均勻平面波，是一個沒有能量損耗的無衰減等幅波。HEMP具有脈沖幅度高、頻譜范圍寬、頻率成分豐富、上升速度快、持續時間短等特點。由圖2可以看出，HEMP的能量99.9%均分布在200 MHz以下，因此HEMP空間輻射場對彈藥及其部件影響的上限頻率fmax為200 MHz，電場強度在50 kV/m。HEMP環境選取RS105瞬態電磁場波形，試驗時采取在GTEM室中模擬HEMP環境。

1.2 超寬帶電磁脈沖(UWB)

UWB電磁脈沖泛指峰值功率大于100 MW，上升時間在納秒或亞納秒級，脈沖持續時間在納秒或者亞納秒量級，電場強度大約在104～106V/m，頻譜寬度為10～104MHz的單極性或者雙極性非調制的瞬態電磁波，所含頻譜極其豐富，可以覆蓋多種目標系統的響應頻率，對火箭彈點火系統等具有很大的威脅[1]。

通常的HEPM-UWB波形是雙極性脈沖，如圖3所示。

圖3 雙極性UWB的測試曲線圖

UWB波形數學模型，是對高斯脈沖進行微分：

(1)

式中:A為峰值修正系數；t0為相應時延；τ為脈沖有效寬度。

UWB可采用以三角脈沖、矩形脈沖作為激勵，對其輻射傳播特性作理論分析與仿真模擬。

1.3 電磁脈沖影響機理分析

電磁能量耦合分為“前門”和“后門”耦合[2]。對于該型火箭彈模型，電磁脈沖耦合主要通過兩道門檻，一是火箭彈噴管，二是連接火工品的導線。電磁波以“后門”耦合方式通過火箭彈噴管進入發動機內部，再以“前門”耦合方式在連接火工品的導線上產生感應電流，即導線充當了接收天線。

火箭彈點火線路因受電磁脈沖作用而發火的機理有兩種[3]：一是熱累積效應，點火線路中電火工品的橋絲受電磁能量作用，產生熱積累而引起發火或失效瞎火。二是擊穿效應，電火工品由于高電位放電產生介質擊穿，導致電火工品局部出現過熱而意外點火或瞎火。當連續波頻率高于1 GHz時，還可能出現電弧起爆等現象，具有不可預測性。強電磁脈沖對火箭彈點火系統影響需綜合考慮上述兩種因素，多次重復加載可能產生疊加效應。

2 仿真模型的建立

2.1 傳輸線矩陣法

傳輸線矩陣法(TLM)算法主要優點是網絡可以將電磁場和邊界及其材料介電特性結合在一起，不需要作為新的結構重新列式，邊界損耗、電導率、磁導率和場的激勵參數可以簡單的進入到程序中，即使很復雜的結構也可以簡單處理[4]。

采用TLM方法進行計算主要是基于以下幾點：一是TLM方法可以通過計算脈沖在網格中的傳播獲得導波結構的時域響應，同時還可以獲得導波結構電場和磁場分布；二是CST軟件中提供的TLM方法適用于高頻頻段和任意復雜結構，其采用的八叉樹子網技術，可以大大地降低網格數量，降低內存占用率，網格壓縮率高達90%，可以有效提高計算速度[5]。

2.2 彈體結構分析及建模

火箭彈發動機和點火裝置主要由3部分組成，包括導電蓋、發動機、點火線路。經過精準測量后，以彈體的中心軸為x軸，建立直角坐標系，構建發動機模型，如圖4所示。

圖4 彈體模型

按照材料參數(表1)和尺寸構建物理模型。設置完全匹配層(PML)吸收邊界來模擬無限大的自由空間。采用場-路協同仿真的辦法，在彈體內部建立線纜模型，以一段橋絲火工品為對象，計算電磁場變化的同時，計算導線上的耦合電流。

表1 材料屬性

3 HEMP電磁效應分析

3.1 彈體內外部電磁場計算

電磁波的入射方向和極化方式不同，通過彈體縫隙耦合到內部的電磁能量大小也不同。在國家軍用標準中，要求利用最不利條件對被試品進行試驗，也就是被試品耦合電磁能量最大時的電磁波的入射方向和極化方向。分析可知，當電磁波入射方向與彈軸平行，極化方向沿水平徑向時電磁耦合能量最大，即為最不利試驗條件。

為了分析電磁脈沖在彈體內外表面產生的電磁效應，選擇了彈體表面和內部的兩個觀察點(0,52,0)和(0,60,0)，計算了彈體內外表面的耦合電流，計算結果如圖5和圖6所示。

圖5 彈體內表面(0,52,0)點的電流計算結果

圖6 彈體外表面(0,60,0)點的電流計算結果

采用膠木材料的火箭彈發動機的導電蓋基板是透波的，從而造成發動機點火裝置無任何屏蔽，內部的點火線路完全暴露在電磁環境之下。從圖5和圖6中可以看出，在彈體內外均有感應電流，殼體上電流的分布主要集中在穩定翼部分和噴管口部，在尖角的地方，電子繞過時做加速運動，從而產生電流；內表面電流遠小于外表面產生的電流，這說明電磁波進入彈體內部能量較弱，主要原因是HEMP脈沖能量主要集中在200 MHz以下，導致波長遠大于火箭彈噴管的孔徑。

6 ns時發動機電磁波分布如圖7所示，從圖中可以明顯的看出，電磁波沿入射方向穿透導電蓋基墊進入彈體內部，但是深度有限。在隨后的94 ns時間段內，隨著電磁脈沖幅值的衰減，耦合進入彈體內的電磁能量會變小，但是25 ns內數量級仍然在103V/m左右。因此，對內部點火線路仍有一定影響。

圖7 彈體中心截面的電場分布圖

3.2 彈體內導線耦合電流計算

根據電磁場在彈體內的電磁效應，可以初步分析電磁耦合作用使得點火電路產生耦合電流，會對點火具的發火性能產生影響。在彈體內部建立連接點火線路模型，導線線芯為銀，橋絲為鎳鉻橋絲，導線兩端分別連接殼體和導電蓋。

在鎳鉻橋絲片上設置電流探針，計算電磁耦合產生的電流，經過計算得出隨時間變化的電流值，如圖8所示。

圖8 橋絲片上感應電流

從圖8中可得，在40 ns時間內為電磁能量的積聚段，能量較大，產生的電流峰值為0.9 A，隨后開始衰減直至歸零。可見，電磁脈沖對這種沒有任何電磁防護措施的點火線路可能造成影響。

3.3 HEMP試驗驗證

為驗證仿真分析正確性，在GTEM室中開展了發動機點火線路在RS105瞬態電磁脈沖環境下的輻照試驗。利用電流環測試導線上感應電流，試驗布置如圖9所示。試驗測得的彈體內連接電火工品的導線上的電流如圖10所示。

圖9 試驗的場景圖

圖10 彈體內部導線上感應電流測試結果

感應電流峰值為300 mA，因測試系統存在傳輸的衰減，其傳輸系數在2～3之間，故感應電流的實際峰值約為600～900 mA。而仿真的結果最大值為900 mA，兩者數值接近，但是波形有所不同，主要是與線路阻抗匹配和測試條件有關。因此，從試驗結果與仿真結果數值的對比來看，在感應電流的數量級上是一致的，仿真結果具有一定價值和可信性。

4 UWB電磁效應分析

為了與HEMP電磁環境進行對比，UWB環境設置幅值為50 kV/m，頻率為0～2 GHz的高斯脈沖作為激勵，對彈體內火工品上的感應電流進行了計算，結果如圖11所示。

圖11 橋絲上感應電流

從圖11中可得，在100 ns時間內電磁耦合產生的電流在持續震蕩，幅值衰減緩慢，最大感應電流值為5.8 A。可見，UWB與HEMP相比較耦合產生的電流峰值更大。這兩者不同之處在于頻率的范圍，HEMP能量基本集中在100 MHz以下，對于火箭彈發動機這樣的金屬圓筒結構就相當于圓形波導，而波導對于電磁波的傳播是有頻率限制的，計算得出其截止頻率為1.4 GHz，在該頻率以下的電磁波是不能傳播的，因此，電磁脈沖的低頻信號就被限制，從而在彈體內部的耦合就會變小。

5 電磁安全性評估分析

5.1 國家軍用標準中的規定

GJB1389A—2005作為系統級的標準，給出電起爆裝置的安全裕度；GJB786—1989給出了電爆裝置的電磁危害和性能降低的容限，二者基本一致。GJB151B—2013作為設備級的標準，其中RS105對限值的規定：被試設備(EUT)不應出現任何故障、性能降低或者偏離規定的指標值，或者超出單個設備和分系統規范中給出的指標允差。

鑒于以上對試驗結果判定的規定，可以得出：

1)被試對象是否符合電磁安全性要求有兩個判定方法，一是利用統計學的辦法，經過多次試驗得到臨界數據作為基準；二是被試設備經過電磁環境試驗后沒有出現問題并且還能夠正常工作作為判斷依據；

2)國家軍用標準中規定的判定依據沒有設定完整電磁環境的背景，最大不發火激勵選取只是規定直流和射頻感度其中最高者，而沒有對強電磁脈沖環境給出判斷依據；

3)對配裝在彈體內的電爆裝置最大不發火激勵和電子器件的臨界破壞數據，不能簡單以最大不發火電流IMNF或者最大不發火電壓VMNF來表征，原因是在工程實際中測試存在困難，可以選擇最大允許電磁環境來表征。

5.2 電磁脈沖環境安全性評估分析

某型122 mm火箭彈配用某點火具，其基本電性能參數為安全電流≤150 mA，發火電流≥2 A。

根據GJB786—1989對最大不發火刺激量的規定，可以將指標中給出的安全電流理解為最大不發火電流IMNF，因此，以安全電流作為衡量標準，采用幅值遞減的方法進行仿真計算，得到對應的最大不發火激勵對應的電場強度值。

將該點火系統的IMNF除以感應電流It即為安全裕度值，以分貝計算即為20lg(IMNF/It)。如果It≤0.5IMNF則滿足GJB1389A—2005規定的6 dB安全裕度要求；如果It≤0.15IMNF，則滿足GJB786—89規定的危害容限；如果It≤0.45IMNF，則滿足GJB786—89規定的性能降低容限。

顯然在HEMP幅值為50 kV/m的條件下，It>150 mA，超出了0.15IMNF的危害容限，因此，采用幅值遞減的方法計算，計算結果如表2所示。

表2 感應電流隨HEMP幅值變化

在電場幅值8 kV/m時，電流在安全電流的范圍內，在此不需要增加安全裕度。主要是基于兩點：一是HEMP環境下最大感應電流不是一直持續時，在230 ns時已經衰減為零，在下一個脈沖到來之前電流能量在火工品上產生的熱量會散失；二是安全電流已經是增加安全裕度。因此，可以認為在HEMP幅值8 kV/m條件下，該型火箭彈點火系統是安全的。

UWB產生的感應電流較大，同樣利用幅值遞減的方法進行仿真計算，結果如表3所示。

表3 感應電流隨UWB幅值變化

從計算結果可得，當UWB幅值降低到1.5 kV/m時，電流在安全電流范圍內，考慮到感應電流為瞬時電流，可以認為在1.5 kV/m，頻率范圍0～2 GHz條件下，該型火箭彈點火線路是安全的。

6 結論

1)火箭彈發動機結構對強電磁脈沖在頻率上有截止作用，但是在HEMP和UWB環境下點火線路上產生的耦合電流遠超過電火工品安全電流，可能對火箭彈發射性能構成危害。

2)電磁仿真與試驗結果存在差距，但在數量級上是接近的，可以用仿真的手段開展電磁效應規律的研究。

3)電磁安全性評估可以采用確定最大允許電磁環境方法來表征，便于實際應用，也能保證安全。

HEMP和UWB環境下該型火箭彈是否會導致意外發火或瞎火，其電磁安全性閾值有待進一步試驗研究。