馬彬， 黃正祥， 祖旭東， 肖強強， 賈鑫

(南京理工大學 機械工程學院, 江蘇 南京 210094)

時序控制對強磁場耦合聚能射流過程的影響

馬彬， 黃正祥， 祖旭東， 肖強強， 賈鑫

(南京理工大學 機械工程學院, 江蘇 南京 210094)

基于改變時序控制的相關侵徹深度實驗，對強磁場耦合聚能射流過程中的時序控制作用進行研究。采用兩種不同結構的強磁體(Ⅰ型和Ⅱ型)進行相關實驗研究，實驗研究過程中，在其他條件不變的情況下，改變實驗的時序控制，分析受強磁場作用后聚能射流的侵徹深度以及侵徹通道的孔形，研究相同電路結構、不同時序控制作用下強磁場對聚能射流穩(wěn)定性的影響。研究結果表明：時序控制是強磁場耦合聚能射流過程中的重要影響因素之一；由于聚能射流的主要侵徹能力集中在中前段，通過時序控制，使強磁場充分與聚能射流中前部發(fā)生作用，能有效地提高聚能射流侵徹效能；對于Ⅰ型強磁體，通過時序調整，φ56 mm聚能裝藥形成的射流侵徹能力由初始增加1.7%提高到增加32.8%；對于Ⅱ型強磁體，由初始增加1.6%提高到增加69.4%.

兵器科學與技術； 聚能射流； 磁場； 時序控制； 穩(wěn)定性

0 引言

隨著裝甲目標防護性能的不斷提升，間隙裝甲、復合裝甲以及柵格裝甲逐步投入戰(zhàn)場，這些裝甲的主要作用原理就是使聚能射流提早斷裂，同時增加聚能裝藥的炸高，利用其空隙使聚能射流出現斷裂失穩(wěn)，從而達到減小破甲戰(zhàn)斗部毀傷效果的目的[1]。為了有效對付這類新型裝甲，就需要增加大炸高下聚能射流的穩(wěn)定性，從而提高其侵徹能力。

提高聚能戰(zhàn)斗部的毀傷能力一直是國內外許多學者研究的重點。傳統(tǒng)提高聚能射流侵徹能力的研究主要集中在新結構藥型罩的設計、藥型罩新材料的應用、炸藥性能的提高、起爆方式的選擇、炸藥爆轟波傳播過程的控制以及加工方法的改進等方面。然而受到聚能裝藥本身特點、炸藥性能以及藥型罩材料特性的限制，導致炸藥能量利用率較低，在現有炸藥能量有限的情況下，僅靠改變聚能裝藥結構難以大幅度提高聚能射流的侵徹威力。然而強磁場耦合聚能射流技術突破了傳統(tǒng)增加聚能戰(zhàn)斗部毀傷能力的方式，利用預先產生的強磁場與聚能射流發(fā)生耦合作用，從而改善聚能射流的內部應力和應變狀態(tài)，增加聚能射流的穩(wěn)定性，使聚能射流的有效長度增加，由于聚能射流的侵徹能力正相關于其有效長度[2]，因此強磁場的施加可以有效提高聚能射流的侵徹能力。

根據公開文獻可知，俄羅斯鮑曼莫斯科國立大學以及美國陸軍彈道研究實驗室對強磁場耦合聚能射流課題進行了研究，并取得了一定的研究成果。1991年，Littlefield[2]結合線性擾動理論，理論分析了聚能射流經歷軸向強磁場作用后的穩(wěn)定性，結果表明，軸向磁場的存在，抑制了聚能射流擾動的增加，增強了其穩(wěn)定性，同時還得到材料的磁雷諾數會影響磁場對聚能射流擾動的抑制程度。1998年，Fedorov等[3]通過相關的實驗數據展現了磁場對聚能射流的致穩(wěn)作用，但是其公布的實驗數據跳動量較大，且與無磁場作用的實驗結果比較，聚能射流的侵徹威力無明顯增加。2001年，Fedorov等[4]又通過理論研究推導了聚能射流處于磁場中時，其內部的磁場變化，同時也研究了當聚能射流處于強磁場中時，其內部應力的變化情況。2010年，Fedorov[5]通過理論研究以及數值模擬，分析了不同磁場參數以及不同聚能裝藥參數相互組合情況下，強磁場對聚能射流穩(wěn)定性的影響，但這些理論均未得到實驗驗證。 2015年，馬彬等[6]通過數值模擬以及實驗研究的方法對強磁場抑制聚能射流顆粒的翻轉和偏移進行了相關研究，結果表明磁場對射流顆粒的翻轉具有抑制和修正作用。

本文在總結先前對強磁場與聚能射流耦合作用研究的基礎上進行了一系列的實驗研究，主要通過改變相互作用的時序關系，對比分析所得的實驗結果，研究了不同時序控制對強磁場耦合聚能射流作用效果的影響。

1 實驗條件

圖1為強磁場耦合聚能射流示意圖。實驗過程中，電容器組作為能量源為強磁體提供電能，通過強磁體的作用，產生耦合過程中所需的縱向強磁場，通過導爆索控制聚能裝藥和延時開關藥柱的起爆時序，使聚能射流在適宜的時間通過強磁體，從而在強磁場的作用下增加其穩(wěn)定性。

圖1 強磁場耦合聚能射流示意圖Fig.1 Interaction between magnetic field and jet

1.1 聚能裝藥

如圖2所示，實驗過程中所使用的φ56 mm無殼聚能裝藥，其炸藥為JH-2高能炸藥，裝藥密度1.713 g/cm3，其爆速為7 980 m/s.

圖2 φ56 mm聚能裝藥結構及實物圖Fig.2 Structure of φ56 mm shaped charge and its physical photo

為了對該聚能裝藥的性能有進一步認識，通過理論計算以及實驗驗證的方式，給出了該聚能裝藥侵徹能力隨炸高的變化曲線，如圖3所示，圖3中D為裝藥直徑。

圖3 φ56 mm聚能裝藥侵徹深度隨炸高的變化Fig.3 Depth of penetration of φ56 mm shaped charge at different standoffs

1.2 實驗電路結構

實驗過程中，所使用的電路為RLC振蕩電路，電路結構如圖4所示。

圖4 電路結構示意圖Fig.4 Schematic diagram of experimental circuit

通過所給的電路結構圖可知，電容器組給整個系統(tǒng)提供外加電源，當電容器兩端的電壓達到實驗設定值時，通過起爆器起爆聚能裝藥以及延時開關處的藥柱，延時開關閉合，電容器放電，放電電流加載到強磁體處，通過強磁體產生所需要的強磁場，用于耦合聚能射流，放電電流強度通過羅氏線圈測定，所測數據經過信號傳輸導線輸入存儲設備。

實驗研究中，整個系統(tǒng)的時序控制主要是通過導爆索延時，以及聚能裝藥與強磁體的相對位置進行調節(jié)。通過相關實驗，研究時序控制對強磁場耦合聚能射流過程的影響。

1.3 負載

強磁體作為電路系統(tǒng)中的負載，用于產生實驗研究過程中所需縱向強磁場。本文實驗研究過程中使用了兩種結構強磁體(Ⅰ型和Ⅱ型)，圖5為兩種磁體的結構和實物圖。

圖5 強磁體結構和實物Fig.5 Structure of high field magnet and its physical photos

實驗過程中，對電路中相關電參數進行了測量，測量結果如表1所示。Ⅰ型強磁體是由截面為矩形(2 mm×4 mm)的銅導線繞制，單層匝數為26匝，磁體中心孔直徑為40 mm，線圈繞制長度為150 mm. Ⅱ型強磁體是由截面亦為矩形(2.5 mm×6 mm)的銅導線繞制，單層匝數為16匝，磁體中心孔直徑為50 mm，線圈繞制長度仍為150 mm. 這兩種磁體都是雙層并聯(lián)繞制，由于繞線截面積、繞線匝數以及內徑尺寸的變化，導致強磁體的電參數發(fā)生相應變化。

表1 測量參數Tab.1 Measured parameters

本文中使用這兩種結構的強磁體進行相關的實驗研究，通過對比所得實驗結果，來分析時序控制對強磁場耦合聚能射流過程的影響。圖6所示為使用Ⅱ型強磁體時延時開關、強磁體以及聚能裝藥的相對位置設置。

圖6 耦合系統(tǒng)裝配圖Fig.6 Assembly drawing of coupling system

1.4 時序控制

本文的實驗研究過程中，設定聚能裝藥的炸高為650 mm，在這個炸高下，聚能射流有足夠空間經歷成型、拉伸、斷裂以及斷裂后的偏移。在設定的炸高下，分別進行了靜態(tài)實驗以及強磁場與聚能射流的耦合實驗。在耦合作用實驗研究中，分別使用了圖5所示的兩種結構的強磁體，對于每種結構的強磁體耦合聚能裝藥實驗研究中，其他條件保持不變，只改變電路的時序控制，通過分析所得實驗結果，研究時序控制對強磁場耦合聚能射流過程的影響。

圖7給出了使用兩種強磁體時的時序分析圖。其中使用Ⅰ型磁體實驗過程中，主要通過改變炸高設置以及導爆索控制兩方面進行時序的優(yōu)化；使用Ⅱ型強磁體實驗過程中，炸高設置不變，只調改變導爆索控制，對整個系統(tǒng)的時序進行了調節(jié)。圖7中v為典型聚能射流單元的速度。

圖7 強磁場耦合聚能裝藥時序圖Fig.7 Timing sequence diagram of magnetic field coupled with the shaped charge jet

2 放電電流和磁場特性分析

2.1 放電電流特性

根據RLC電路相關理論[7]，首先對不同電路工況下的放電電流進行分析，如圖8所示，分別為使用Ⅰ型和Ⅱ型兩種磁體時，所得電路中的放電電流隨時間的變化曲線。

圖8 放電電流隨時間的變化 Fig.8 Discharge current vs. time

根據圖8中使用Ⅰ型強磁體時所得電流曲線可知，在前400 μs，通過理論計算所得放電電流信號與實驗所測信號十分吻合，然而隨著時間的推移，理論計算和實驗結果之間出現了一定的誤差。對于使用Ⅱ型強磁體所得電流曲線可知，理論計算與實驗結果在前300 μs幾乎一致，300 μs后同樣出現了一定的誤差。經過分析，出現誤差的主要原因為：首先，測量設備的精度較低；其次，由于電流熱效應的影響，理論計算中的電阻率不可能完全與實驗過程中導體的電阻率相同。通過圖8所示，使用兩種類型的強磁體時，理論計算所得電流以及實驗測得結果在1 000 μs以內誤差較小，能夠滿足本研究所需的精度要求。

2.2 磁感應強度變化

根據電路特性以及強磁體的磁場分布理論，可以通過理論計算獲得不同速度的聚能射流單元到達強磁體軸線任意位置時的磁感應強度。如圖9和圖10所示，為兩種實驗方案下時序調整前后典型速度的聚能射流單元通過強磁體時所經歷的磁感應強度變化曲線。

圖9 典型速度的聚能射流單元通過Ⅰ型強磁體時經歷的磁感應強度隨位置的變化曲線Fig.9 Evolution of magnetic induction intensity of shaped charge jet element with different velocities in the different positions of Ⅰ-type magnets

通過圖9中的時序調整可以看到，聚能射流通過Ⅰ型強磁體時的磁感應強度隨著時序的優(yōu)化逐漸趨于合理，時序的調整，使Ⅰ型強磁體內部的強磁場得到了更為合理的利用。從圖9中可以看出，速度小于2.0 mm/μs的射流段經歷的磁感應強度的變化仍較大且強度較小，但是該段的聚能射流對最終的侵徹貢獻相對較小，因此不會對最終的實驗結果產生太大影響。

圖10為使用Ⅱ型強磁體實驗過程中時序調整前、后聚能射流通過該結構的磁體時所經歷的磁感應強度變化情況。通過對比發(fā)現，時序優(yōu)化后聚能射流所經歷的磁感應強度總體上優(yōu)于未優(yōu)化的情況，同時所經歷的磁感應強度在一定程度上得到提高，這兩方面的改善都有利于強磁場增加聚能射流的穩(wěn)定性。

圖10 典型速度的聚能射流單元通過Ⅱ型強磁體時經歷的磁感應強度隨位置的變化曲線Fig.10 Evolution of magnetic induction intensity of element with different jet velocities in the different positions of Ⅱ-type magnets

為了更直觀地了解任意速度所經歷的磁感應強度，通過積分計算得到了任意速度的聚能射流單元通過強磁體時，所經歷的磁感應強度的平均值，如圖11所示。

圖11 任意速度的聚能射流單元通過強磁體時經歷的平均磁感應強度Fig.11 Average magnetic induction intensity of the element passing through themagnets at any velocity

根據圖11可知，通過時序調整，不同速度的射流單元經歷的平均磁感應強度發(fā)生了一定程度的變化。對于使用Ⅰ型強磁體的實驗中，時序未經過優(yōu)化時，具有較高侵徹能力的射流段(大于2.0 mm/μs)，其所經歷的平均磁感應強度較低，系統(tǒng)中所產生的強磁場未能得到合理利用；經過時序的調整，從圖中相應曲線可以看出，從速度約為2.0 mm/μs的射流單元開始，隨著速度的增加，所經歷的平均磁感應強度也逐漸增加，速度低于2.0 mm/μs的聚能射流單元所經歷的平均磁感應強度仍不是十分穩(wěn)定，但是該射流段基本對聚能射流的侵徹能力無貢獻，因此，對最終的侵徹威力將無明顯影響。

對于使用Ⅱ型強磁體的實驗中，通過時序的調整，可以看到速度范圍約為2.0～4.7 mm/μs的聚能射流速度單元所經歷的平均磁感應強度得到了改善，這個速度段的聚能射流單元在聚能射流的侵徹過程中將發(fā)揮重要作用。Held[8]研究表明，聚能射流斷裂后的漂移速度隨著其軸向速度的增加逐漸減小，因此與頭部相比該速度段的射流單元較容易出現失穩(wěn)。通過時序的調整，能夠將系統(tǒng)所產生的強磁場合理地用于該段對侵徹貢獻較大且又較容易出現失穩(wěn)的速度段，將對聚能射流侵徹能力的增加產生重要的作用。

3 實驗結果分析

為了研究時序控制對強磁場耦合聚能射流的影響，進行了相關的實驗研究。按圖7中的相對位置進行不同時序下的實驗設置，實驗設置完成后并通過導爆索進行另外的時序控制。表2給出了相關的實驗設置以及實驗測量結果。同時，圖12～圖14為實驗所得侵徹靶板的剖面圖。

圖12為不存在外加磁場作用的聚能射流侵徹的靶板，主要為了得到該聚能裝藥在此炸高下侵徹靶板的特性，并與有磁場作用的聚能射流侵徹威力進行對比分析。通過圖12所示的1號和2號兩組自然裝藥下聚能射流侵徹靶板結果分析可知，其侵徹孔徑較大，表明聚能射流在成型過程中出現斷裂失穩(wěn)過早，聚能射流未經歷充分拉伸。由于受到不對稱力以及外界擾動，斷裂后的聚能射流顆粒并不是沿射流軸線飛行，而是會發(fā)生翻轉和偏移[9-11]，這兩方面的影響大大減少了聚能射流的有效長度。由于聚能射流的侵徹能力與其有效長度呈正相關，因此，聚能射流的過早斷裂以及斷裂后的翻轉和偏移使其侵徹能力受到一定程度的限制。

表2 實驗結果Tab.2 Experimental results

圖12 φ56mm聚能裝藥產生的射流在自然狀態(tài)下侵徹的靶板Fig.12 Target penetrated by the jet produced by φ56mm shaped charge under the natural condition

圖13為在Ⅰ型強磁體所產生的磁場作用下，聚能射流侵徹靶板結果，其中3號靶板為時序未經優(yōu)化的實驗過程中所得侵徹結果，4號和5號為優(yōu)化時序后的實驗過程中所得的靶板侵徹結果。時序未優(yōu)化情況下，通過對典型速度的聚能射流單元通過強磁體時所經歷的磁場變化以及任意速度的射流單元通過強磁體時所經歷的平均磁感應強度的分析，系統(tǒng)的時序控制未能使系統(tǒng)產生的強磁場得到合理利用。因此，由3號靶板的剖分結果可知，聚能射流的侵徹能力沒有得到明顯的改善，侵徹孔徑仍相對較大，近似自然情況下的侵徹結果。為了研究時序控制對該耦合過程的影響，對系統(tǒng)的時序控制進行了優(yōu)化，通過分析聚能射流單元所經歷的磁感應強度變化，以及任意速度的射流單元所經歷的平均磁感應強度可知，系統(tǒng)所產生的強磁場較時序未優(yōu)化前的情況得到了很大的改善。4號和5號侵徹實驗結果表明，聚能射流侵徹通道的孔徑趨于細長且侵徹深度得到了很大提高，侵徹能力從時序未優(yōu)化前增加1.7%提高到32.8%. 通過使用Ⅰ型強磁體的實驗結果表明，時序的優(yōu)化使系統(tǒng)強磁場更有效的與聚能射流發(fā)生耦合，從而延緩了聚能射流的斷裂失穩(wěn)，增加了其有效長度，最終提高了其侵徹性能。為了進一步驗證所得結論，使用Ⅱ型強磁體進行了進一步的實驗驗證。

圖13 Ⅰ 型強磁體產生的磁場作用下聚能射流侵徹的靶板Fig.13 Target penetrated by the jet affected by the magnetic field produced by Ⅰ-type magnet

圖14 Ⅱ 型強磁體產生的磁場作用下聚能射流侵徹的靶板Fig.14 Target penetrated by the jet affected by the magnetic field produced by Ⅱ-type magnet

如圖14所示，為使用Ⅱ型強磁體的實驗中所得侵徹靶板結果，其中6號和7號靶板為未經時序優(yōu)化所得的聚能射流侵徹靶板的剖分結果。為了分析時序對強磁場耦合聚能射流過程的影響，經過時序優(yōu)化，得到了8號和9號侵徹靶板的剖分結果。圖10和圖11為該種實驗方案下，時序未優(yōu)化和優(yōu)化兩種情況下聚能射流單元所經歷的磁感應強度以及平均磁感應強度的變化曲線。計算結果表明，時序的優(yōu)化，使系統(tǒng)產生的強磁場合理作用在聚能射流具有較高侵徹能力且容易發(fā)生失穩(wěn)的速度段(2.0～4.7 mm/μs)。因此，在強磁場作用下，聚能射流的慣性拉伸階段得到增加，能夠使聚能射流變得更加細長，從而提高其侵徹能力。實驗結果表明，時序的優(yōu)化，使聚能射流由未優(yōu)化前的侵徹能力提高1.6%增加到69.4%.

通過使用Ⅰ型和Ⅱ型強磁體的實驗研究結果表明，時序優(yōu)化后得到的射流侵徹靶板，其侵徹通道變得更加細長，侵徹深度有了大幅度的提高。通過分析，說明時序的優(yōu)化，使系統(tǒng)產生的強磁場得到了更為充分的利用，從而延緩了聚能射流的斷裂失穩(wěn)。同時，孔徑變得更加細長表明，外加強磁場的作用使聚能射流的同軸性得到改善。

通過上述實驗研究結果表明，外加強磁場改善了聚能射流的斷裂失穩(wěn)以及聚能射流顆粒的同軸性，提高了聚能射流的穩(wěn)定性，增加了最終的侵徹能力。

4 結論

本文使用Ⅰ型和Ⅱ型強磁體進行了不同時序控制情況下的相關實驗研究，分析了不同時序控制下不同速度的聚能射流單元通過強磁場時所經歷的磁感應強度，以及任意速度的射流單元通過強磁體時所經歷的平均磁感應強度。通過對比本文的實驗研究結果，可以得到如下結論：

1) 時序控制是強磁場耦合聚能射流過程的重要影響因素之一；

2) 聚能射流通過強磁體時所經歷的磁感應強度受耦合過程時序的重要影響，只有合理設計耦合過程的時序才能使系統(tǒng)產生的強磁場得到合理利用；

3) 合理的時序設置下，強磁場能夠有效增加聚能射流的穩(wěn)定性，從而提高聚能射流的侵徹能力；

4) 對于Ⅰ型磁體，通過時序調整，φ56 mm聚能裝藥形成的射流侵徹能力由初始增加1.7%提高到增加32.8%；Ⅱ型磁體，由初始增加1.6%提高到增加69.4%.

References)

[1] 朱緒強, 成一, 李德才, 等. 大炸高下破甲彈的侵徹性能研究[J]. 爆破器材, 2013(1): 47-50. ZHU Xu-qiang, CHENG Yi, LI De-cai, et al. Penetration of shaped charge jets under large standoff distance[J]. Explosive Materials, 2013 (1): 47-50.(in Chinese)

[2] Littlefield D L. Enhancement of stability in uniformly elongating plastic jets with electromagnetic fields [J]. Physics of Fluids A: Fluid Dynamics (1989-1993), 1991, 3(12): 2927-2935.

[3] Fedorov S V, Babkin A V, Ladov S V, et al. Features of metal shaped charge jet deformation in longitudinal low-frequency magnetic field[C]∥Megagauss Magnetic Field Generation, Its Application to Science and Ultra-High Pulsed-Power Technology. Florida, US: World Scientific Pub Co Inc, 2004: 353-356.

[4] Fedorov S V, Babkin A V, Ladov S V. Salient features of inertial stretching of a high-gradient conducting rod in a longitudinal low-frequency magnetic field[J]. Journal of Engineering Physics and Thermophysics, 2001, 74(2):364-374.

[5] Fedorov S V. Magnetic stabilization of elongation of metal shaped charge jets[C]∥ Proceedings of the 25th International Symposium on Ballistics. Beijing, China: Science and Technology Press, 2010: 967-975.

[6] 馬彬,黃正祥,祖旭東,等.磁場抑制斷裂聚能射流顆粒翻轉試驗研究與數值模擬[J]. 彈道學報, 2015, 27(4): 77-83. MA Bin, HUANG Zheng-xiang, ZU Xu-dong, et al.Experimental investigation and numerical simulation on magnetic field inhibiting rotation of shaped charge jet particle [J]. Journal of Ballistics, 2015, 27(4): 77-83. (in Chinese)

[7] 夏明, 黃正祥, 顧曉輝, 等. 磁爆加載薄壁金屬管的沖擊變形實驗研究[J]. 兵工學報, 2013, 34(3): 257-262. XIA Ming, HUANG Zheng-xiang, GU Xiao-hui, et al. Experimental research on shock-produced deformation of thin-walled metal tubes subjected to the magnetic dynamic load and electrical explosion[J]. Acta Armamentarii, 2013, 34(3): 257-262.(in Chinese)

[8] Held M. Characterizing shaped charge performance by stand-off behavior[C]∥Proceedings of the 7th International Symposium on Ballistics. Hague, Holland：International Ballistic Committee, 1983: 331-339.

[9] 黃正祥, 陳惠武, 官程. 大炸高條件下藥型罩結構設計[J]. 彈箭與制導學報, 2009, 29(3): 51-53. HUANG Zheng-xiang, CHEN Hui-wu, GUAN Cheng. Thedesign of liner under large standoff distance condition[J]. Journal of Projectiles, Rockets, Missiles and Guidance, 2009,29(3): 51-53.(in Chinese)

[10] Mayseless M, Kaufmann H, Misiuk L, et al. Very long standoff penetration of shaped-charge jets[C]∥ Proceedings of the 28th International Symposium on Ballistics. Atlanta, US: DEStech Publications Inc, 2014: 195-206.

[11] Rottenkolber E, Arnold W. Rotation rates and lateral velocities of shaped charge jet particles caused by breakup[C]∥Proceedings of the 21st International Symposium on Ballistics. Adelaide, Australia; Australian Government Department of Defence, 2004: 845-852.

Effect of Time-sequence Control on Coupling of Strong Magnetic Field and Shaped Charge Jet

MA Bin, HUANG Zheng-xiang, ZU Xu-dong, XIAO Qiang-qiang, JIA Xin

(School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094,Jiangsu, China

Effect of time-sequence control on the coupling of strong magnetic field and shaped charge jet is analyzed based on the relevant depth of penetration (DOP) tests. Two kinds of magnets with different structures (Ⅰ-type andⅡ-type) are used in the experiments. The depth of penetration and the crater form, which is penetrated by the jet impacted by the magnetic field in different time-sequence, are measured and analyzed. Meanwhile, the effect of magnetic field under different time-sequence control on the stability of shaped charge jet is researched. The research results show that time-sequence control is one of the important influence factors. The major penetration ability of jet focuses on its front and middle parts. Its penetration ability is increased effectively if those parts are coupled with the magnetic field by improving the time-sequence control of the system. The penetration ability of jet produced byφ56 mm shaped charge is increased from 1.7% to 32.8% under the effect of magnetic field generated by Ⅰ-type magnets, and the penetration ability is improved from 1.6% to 69.4% for Ⅱ-type magnets.

ordnance science and technology; shaped charge jet; magnetic field; time-sequence control; stability

2016-03-23

國家自然科學基金項目(11272157);高等學校博士學科點專項科研基金項目(20123219120052)

馬彬(1988—)，男，博士研究生。E-mail: dashu.000@163.com； 黃正祥(1967—)，男，教授，博士生導師。E-mail: huangyu@mail.njust.edu.cn.

TJ413+.2

A

1000-1093(2016)12-2177-08

10.3969/j.issn.1000-1093.2016.12.001