7 km/s 以上超高速发射技术研究进展*

罗斌强，张旭平，郝 龙，莫建军，王桂吉，宋振飞，谭福利，王 翔，赵剑衡

（1. 中国工程物理研究院流体物理研究所 四川 绵阳 621999；2. 中国工程物理研究院应用电子学研究所 四川 绵阳 621999）

在近地空间环境中，存在大量的天然微陨石以及人类探索宇宙和太空留下的数以百万计的人造空间碎片。这些碎片的平均速度超过7.5 km/s，如果发生对撞，其碰撞速度可高达15 km/s，空间碎片的存在对在轨航天器和人类的航天活动构成了巨大威胁。为提高在轨航天器的空间生存率，确保具有高风险、高投入等特点的航天活动顺利进行，通过开展地面超高速撞击实验来验证航天器防护结构的可靠性成为必然的选择。火炮、一级轻气炮和二级轻气炮等加载手段可以较容易地实现毫克至百克弹丸几百米/秒至几公里/秒的发射速度，但7 km/s 以上弹丸的稳定发射却面临较大的技术困难，主要原因是速度超过7 km/s 时炮管容易造成严重烧蚀。

为了实现毫克至克量级弹丸以7 km/s 以上超高速发射，研究人员发展了多种驱动技术，如三级轻气炮技术、定向聚能加速技术以及多级爆轰驱动技术等。Piekutowski 等[1-2]在二级炮发射管末端附加一段高压段和发射管,将原二级炮发射管作为二级泵管,从而组成传统意义上的三级轻气炮，成功实现了将直径2.38 mm 的铝球以9.1 km/s 的速度发射；林俊德等[3]采用类似的三级炮结构，将直径10 mm 的飞片以8 km/s 的速度成功发射；Walker 等[4]受聚能射流启发，发展了基于锥形装药的定向聚能加速技术（inhibited shaped charge launcher），将0.5～1.0 g 铝弹丸的发射速度提升至11.2 km/s。文尚刚等[5]、赵士操等[6]等分别提出了针对超高速撞击的多级爆轰驱动技术，可使克量级飞片和球形弹丸的驱动速度达到10 km/s。此外，针对武器物理研究中超高压加载需求，美国劳伦斯·利弗莫尔国家实验室（LLNL）[7-8]发展了金属箔电爆炸驱动超高速飞片技术，用100 kV 的电炮装置驱动将9.5 mm×9.5 mm×0.3 mm 的Kapton飞片驱动至18 km/s；美国圣地亚国家实验室(SNL)发展了基于阻抗梯度飞片的三级轻气炮加载技术和基于电磁驱动的超高速飞片发射技术，其三级炮装置将 ∅6mm×0.56 mm 的钛飞片的发射速度提升至15.6 km/s[9]，ZR 机器驱动初始尺寸为25 mm×13 mm×1.0 mm 的铝飞片，在几毫米的距离上将速度提升至45 km/s[10]。

国内对航天器的防护研究起步相对较晚，主要发展了一级轻气炮、二级轻气炮和电炮技术，开展了柱形、球形弹丸以及飞片弹丸撞击单层铝板和Whipple 防护结构的破坏特性研究[11-16]。空气动力研究与发展中心超高速空气动力研究所通过优化装填参数，利用二级轻气炮将球形弹丸以8 km/s 的速度进行了稳定发射[17]。总体而言，目前开展的超高速撞击实验尚无法满足防护结构在7 km/s 以上的高速弹丸撞击下的设计验证和考核需求；而且需要发展具备异形弹丸超高速发射能力的新型驱动技术，以实现对空间碎片形状多样性的真实情况模拟。

本文中将介绍7 km/s 以上超高速发射技术的研究进展，重点介绍国内在磁驱动超高速飞片发射、金属箔电爆炸驱动超高速飞片以及三级炮驱动超高速飞片方面的研究进展，展示相关技术应用于航天器防护结构超高速撞击特性研究的部分成果。这些超高速发射技术的进步，将对航天器防护结构设计与性能优化提供重要的参考。

1 磁驱动飞片发射技术

磁驱动高速度飞片发射的原理如图1 所示。脉冲大电流流经由两个临近的导电平板构成的回路时，将在两个电极板之间的间隙中感生脉冲强磁场。受趋肤效应影响，电流集中在电极板内表面流过，带电极板在感生强磁场中承受的洛伦兹力集中在载流面附近，近似为面积力，即磁压力。磁压力波在电极板内传播至镗孔自由面反射并使其加速形成高速飞片。当磁压力幅值达到数百吉帕甚至太帕时，可将宏观金属飞片发射至数十千米/秒的超高速度。图2 给出了美国圣地亚实验室ZR 装置驱动超高速金属飞片的典型实验结果，磁驱动加载技术可将初始尺寸为25 mm×13 mm×1.0 mm 的铝飞片在数百纳秒内和几毫米的距离上加速至45 km/s[10]。

图1 磁驱动高速飞片发射示意图Fig. 1 Schematic diagram of a magnetically driven high-velocity flyer

图2 ZR 装置驱动超高速铝飞片速度曲线[10]Fig. 2 Velocity profiles of aluminum flyers driven by the ZR machine[10]

磁驱动超高速飞片的发射能力（通过飞片质量和速度体现）主要依赖于负载电极上的加载磁压力，而磁压力又正比于流经金属飞片的线电流密度（电流幅值与电极宽度之比）的平方。对线电流密度较小的情形，磁驱动飞片主要是磁压力波的作用；对线电流密度较大的情形，磁驱动飞片是磁压力波和烧蚀等离子体反推的共同作用。磁驱动飞片的长度可在十几毫米至几十毫米范围内自由调节，但飞片宽度可调节范围相对较小，一般在几毫米至十几毫米，过大的飞片宽度将导致流经飞片的线电流密度减小。磁驱动飞片的厚度选取一般要求磁压力波能在飞片厚度方向多次反射来加速飞片并避免飞片层裂破坏，因此飞片厚度一般在1 mm 左右。用于磁驱动加载实验的负载电流一般在数兆安培至几十兆安培范围内，电流脉冲上升前沿为数百纳秒。负载电流的大小取决于脉冲功率装置的输出能力，一般情况下，装置规模越大驱动能力越强，但相应的工程造价以及系统复杂性越高。美国圣地亚的ZR 装置直径约60 m，造价上亿美元，驱动高速飞片负载时电流上升前沿约400 ns，幅值16 MA。

针对磁驱动准等熵压缩下材料的高压物性研究需求，国内先后建立了放电电流峰值1.5、4.0、7.0 MA 的磁驱动加载装置CQ-1.5、CQ-4 和CQ-7，并开展了磁驱动超高速飞片发射实验技术研究[18-22]。针对聚变能源研究建立的聚龙一号装置，对其负载区进行改造后也可以开展磁驱动高速飞片研究[23]。CQ-4 装置磁驱动高飞片速度曲线如图3～4 所示。对较厚的飞片，磁压力光滑加速后期，飞片基本保持恒定的速度；对较薄的飞片，磁压力加速后期，烧蚀等离子体反喷对飞片加速明显。CQ-4 装置可将初始尺寸为10 mm×6 mm×0.33 mm 的铝飞片驱动至18 km/s 的超高速度，加载能力更强的CQ-7 装置有望将大尺寸飞片驱动至超过20 km/s 的速度。图5～6为CQ-4 装置的照片和磁驱动铜飞片的实验电极照片。

图3 CQ-4 装置驱动飞片速度曲线Fig. 3 Velocity curves of metallic flyer driven by the CQ-4

图4 CQ-4 装置驱动薄铝飞片速度曲线Fig. 4 Ultra-high velocity curves of aluminum flyer driven by the CQ-4 device

图5 CQ-4 装置照片Fig. 5 A photo of the CQ-4 device

图6 磁驱动飞片实验电极照片Fig. 6 Photo of flyer accelerating electrode on the CQ-4 device

2 电炮驱动高速飞片发射技术

电炮的工作原理如图7(a)所示,其电路结构是一个典型的RLC 回路：当开关导通后，储存在电容器里的能量瞬间释放，回路产生脉冲大电流。当大电流流经桥箔区（见图7(b)）时，桥区金属箔由于焦耳热的迅速沉积导致其状态在极短的时间内由固态转变为气态，桥区电阻急剧增大并导致桥区两端产生高电压，高电压击穿金属蒸汽后形成高温高压等离子体，推动覆盖其上的塑料薄膜（如Mylar 膜）沿加速腔镗孔切割飞出。1970～1990 年间，美国利弗莫尔国家实验室(LLNL)对电炮进行了深入研究，将飞片直径从数毫米发展到百毫米，并成功将9.5 mm×9.5 mm×0.3 mm 的Kapton 膜（约43 mg）以18 km/s 的超高速发射(见图8)，撞击压力接近太帕量级[7-8,24-26]。

图7 电炮加载原理图Fig. 7 Schematic diagram of an electrical gun

电炮驱动飞片的过程一般在数百纳秒至1 µs，此时绝缘砧板和加速腔在电爆炸应力波作用下尚未发生破坏，爆炸金属箔产生的高温高压（（1～3）×104K，1～10 GPa,）气体被约束在加速腔的中心空腔并沿厚度方向膨胀，因此电炮对塑料飞片的驱动过程类似高压气体膨胀驱动固体活塞的过程，飞片所能获得的最大速度不超过爆炸产物自由膨胀速度。对金属箔电爆炸而言，由电能转换的焦耳热沉积速率越快，电爆炸时刻金属箔的比内能就越大，相应的爆炸产物压力和温度越高，气体膨胀驱动飞片的速度也就越高。压缩电炮装置放电电流上升前沿、提升流过金属箔的电流面密度（电流与金属箔横截面之比）是此类实验必须控制的因素，一般要求脉冲大电流上升前沿不超过1 µs，流经金属箔的电流面密度大于1012A/m2。当脉冲电流足够大时，爆炸等离子体将在后续电流和感生磁场作用下受电磁力二次加速，使得飞片被二次加速，这一点在图8 中飞片加速后期有明显的体现。

图8 LLNL 实验室100 kV 电炮驱动飞片速度曲线Fig. 8 Velocity profile of Mylar flyer driven by the 100-kV electrical gun in LLNL

国内先后建立了14.4 kJ 电炮装置（电流约400 kA）、98 kJ 电炮装置（电流约1 MA）和200 kJ 电炮装置（电流约3 MA），开展了金属箔电爆炸驱动超高速飞片实验研究[16,27-29]，并发展了一套完善的金属箔电爆炸计算程序[30]。图9～10 中给出了14.4 kJ 电炮装置在不同充电电压下的放电电流曲线和驱动飞片速度曲线，图中还给出了电爆炸程序的计算结果。14.4 kJ 电炮装置可将 ∅10 mm×0.15 mm 的Mylar 飞片（16 mg）驱动至速度超过8 km/s，其对飞片的加速历程是典型的气体膨胀驱动。图11～12 是98 kJ 和200 kJ 电炮装置照片，图13～14 分别是98 kJ 电炮驱动 ∅10 mm×0.2 mm 的Mylar 飞片（22 mg）和200 kJ 的电炮驱动 ∅2 1 mm×0.5 mm 的Mylar 飞片（242 mg）的速度曲线，飞片的终态速度达到10 km/s。98 kJ 和200 kJ 电炮装置驱动飞片后期的速度走势和14.4 kJ 电炮实验有明显的差异，飞片的二次加速是脉冲大电流作用下的电磁力造成的。采用磁流体计算程序对桥箔区参数优化后，200 kJ 电炮装置有望将飞片驱动至速度超过14 km/s。

图9 14.4 kJ 电炮装置在不同电压下放电电流曲线Fig. 9 Current profiles of a 14.4 kJ electrical gun at different voltages

图10 14.4 kJ 电炮装置在不同电压下的飞片速度曲线Fig. 10 Velocity profiles of a 14.4 kJ electrical gun at different voltages

图11 98 kJ 电炮装置Fig. 11 A photo of the 98-kJ electrical gun in IFP

图12 200 kJ 电炮装置Fig. 12 A photo of the 200-kJ electrical gun in IFP

图13 98 kJ 电炮驱动飞片速度曲线Fig. 13 Velocity of a Mylar flyer driven by a 98-kJ electrical gun

图14 200 kJ 电炮驱动飞片速度曲线Fig. 14 Velocity of a Mylar flyer driven by a 200-kJ electrical gun

3 三级炮驱动超高速飞片技术

气炮发射弹丸的基本原理是高压气体膨胀驱动弹丸高速飞行，因此弹丸的最大速度不超过高压气体自由膨胀速度。理想情况下高压气体最大膨胀速度umax=2c0/(γ-1)，其中c0为高压气体初始声速，其值与气体压力和密度相关，γ 为气体材料常数。要获得更高的弹丸速度，就要选用密度小、气体常数小的驱动气体并尽量提高驱动压力。传统的三级轻气炮是在二级炮发射管末端附加一段高压段和发射管，将原二级炮发射管作为二级泵管，通过二级活塞对工质气体（如氢气）进行进一步压缩来获得更高的弹丸驱动气压。受炮管材料强度限制，传统三级炮驱动弹丸的速度一般在8～10 km/s 范围内，而且高压运行时三级炮管容易出现严重的烧蚀和塑性变形。

针对材料超高压状态方程研究需求，Chhabildas 等[31]发展了基于阻抗梯度飞片(graded density impactor，GDI)的三级轻气炮技术，将阻抗梯度飞片作为一级飞片，由二级轻气炮发射至较高的速度，然后利用GDI 撞击二级飞片并对其加速。阻抗梯度飞片是一种波阻抗沿其厚度方向按一定规律连续或准连续变化的多层组合飞片，在撞击二级飞片时可产生准等熵加载波，使得更多加载能量转化为二级飞片的动能，并降低二级飞片的温升。基于GDI 技术的三级炮结构有汇聚型和非汇聚型两种（见图15）：非汇聚型加速装置中，二级飞片直径与一级梯度飞片直径基本一致，在梯度飞片对二级飞片的加速过程中，不存在明显的能量向二级飞片中心区域汇聚的现象，二级飞片姿态保持较好；汇聚型加速装置中，二级飞片直径小于一级阻抗梯度飞片直径，在阻抗梯度飞片对二级飞片的加速过程中，存在明显的能量向二级飞片中心区域汇聚的现象。汇聚型结构可以实现更高的速度，但二级飞片的飞行姿态不易控制，二级飞片在加速过程中初始状态可能会发生较大变化，甚至出现严重变形乃至碎裂。圣地亚国家实验室经过近10 年的系统研究，解决了高质量阻抗梯度飞片的制备工艺问题，开展了大量的计算模拟和实验研究，利用这种超高速发射技术成功地将Al、TC4 等宏观飞片发射至15 km/s 以上的超高速度[9,31-32]。

图15 基于阻抗梯度飞片的三级炮结构示意图Fig. 15 Schematic diagrams of three-stage light gas guns based on GDI

国内自2003 年开始开展基于GDI 技术的三级轻气炮研究，掌握了阻抗梯度飞片的设计、制备以及三级炮驱动超高速飞片实验技术，成功将宏观Al、TC4 飞片发射至10～15 km/s 的超高速度，而且将克级钽飞片驱动到接近10 km/s 的速度[33-37]。图16 和图17 分别为非汇聚型三级炮驱动铝合金飞片和汇聚型三级炮驱动钛合金飞片实验的速度曲线。从图中可以看出，非汇聚型结构的速度增益稳定在1.6 左右，飞片最大速度接近12 km/s，汇聚型结构的速度增益可超过2.3，飞片最大速度超过15 km/s。

图16 三级炮发射的LY-12 铝合金飞片速度曲线（非汇聚型）Fig. 16 Velocity curves of an LY-12 Al flyer driven by a nonconvergent configuration three-stage gas gun based on GDI

图17 三级炮发射的TC4 钛合金飞片速度曲线（汇聚型）Fig. 17 Velocity curves of TC4 titanium flyers driven by a convergent configuration three-stage gas gun based on GDI

4 应用情况

在超过7 km/s 的高速撞击过程中，由于弹丸和靶板材料状态的变化（冲击熔化、冲击气化），防护结构的弹道极限特性与中低速的弹道极限存在显著的差异，因此开展速度7 km/s 以上撞击下防护结构的破坏特性研究十分重要。图18 是速度9 km/s 的Mylar 飞片撞击厚度5 mm 的单层铝板的破坏情况。当飞片速度足够高时， ∅ 6 mm×0.15 mm（6 mg）的塑料飞片直接击穿了5 mm 厚的防护铝板。图19 是速度9 km/s的Mylar 飞片撞击Whipple 铝板的破坏情况。 ∅ 11 mm×0.25 mm 的Mylar 飞片（33 mg）造成了Whipple防护结构的失效。图20 中给出了三级炮驱动∅25 mm×1.0 mm 的铝飞片以10.6 km/s 的速度撞击铝Whipple 结构时的高速摄影结果。尽管在测试光路中增添了多个窄带宽滤光片来抑制撞击强发光对测试的影响，但在10.6 km/s 的速度撞击下，铝板冲击气化过程的强发光超出了预料。从不同时刻碎片云前端位置判断其移动速度为13 km/s，超过了飞片撞击速度。从Whipple 后板的破坏来看，∅25mm 的铝片以10.6 km/s 的速度撞击Whipple 前板产生的碎片云，有超过10 mm 宽度的高动能区域并造成了后板的破坏。

图18 单层铝板被速度9 km/s 的Mylar 飞片正撞击后的破坏情况Fig. 18 Failure characteristics of a single aluminum plate impacted by a 9-km/s Mylar flyer

图19 ∅ 11 mm×0.25 mm 的Mylar 飞片以9 km/s 的速度撞击铝Whipple 结构时后板的破坏情况Fig. 19 Failure characteristics of an aluminum Whipple impacted by a ∅ 11 mm×0.25 mm Mylar flyer at 9 km/s

图20 速度10.6 km/s 的铝片撞击铝Whipple 的破坏过程Fig. 20 Failure progress of an aluminum Whipple impacted by a 10.6-km/s aluminum flyer

5 展 望

目前已发展了多种实验技术来实现毫克至克量级弹丸超过7 km/s 的超高速发射，表1 中给出了不同驱动技术的加载能力和技术特点之间的比较，但利用这些技术开展航天器防护结构的超高速撞击特性研究仍面临着现实的困难。

表1 超过7 km/s 的超高速发射技术比较Table 1 Comparison of ultrahigh-velocity launch technologies above 7 km/s

从安全性和经济性角度考虑，目前适合在实验室开展超高速撞击实验的技术途径主要有基于小型脉冲功率装置的磁驱动飞片（大装置运行成本太高）、电炮驱动超高速飞片以及基于阻抗梯度飞片的三级炮技术。将上述技术应用于超高速撞击时，最重要的是要解决撞靶前飞片或弹丸状态的准确描述。具体来讲，在磁驱动金属飞片撞击实验中应实现撞靶时刻飞片质量和尺寸的定量描述，弄清楚焦耳热烧蚀对飞片状态的影响；在电炮驱动超高速飞片实验中，需发展新的技术措施，避免飞片后续高压高速等离子体对靶板的二次破坏；在基于阻抗梯度飞片的三级轻气炮实验技术中，需进一步发展弹丸脱靶技术，以获得干净的弹丸撞击防护结构。