椭圆截面侵彻弹体爆炸特性试验研究*

戴湘晖，王可慧，周 刚，李 明，沈子楷，段 建，李鹏杰，杨 慧，吴海军

（西北核技术研究所，陕西 西安 710024）

椭圆截面侵彻弹体因具有较好的平台适应性，能够显著提高平台的空间利用率和有效毁伤载荷而受到广泛关注。近些年，学者们对椭圆截面侵彻弹体的侵彻机理进行了初步探索，并取得了一系列研究成果[1-11]。然而，由于椭圆截面侵彻弹体的非轴对称结构和非均匀壁厚，可能会改变爆炸过程中的能量释放机制，影响爆炸能量场的结构分布，其火球演化规律、破片散布和冲击波超压特性相对常规轴对称等壁厚圆截面侵彻弹体更加复杂，目前还未见相关研究报道，对其毁伤机理及效应仍缺乏系统认识和定量评价。

虽然目前关于椭圆截面侵彻弹体爆炸特性的研究还很少，但对常规圆截面弹体的爆炸特性研究已非常充分，这也为椭圆截面侵彻弹体爆炸特性的研究奠定了坚实的基础。

在爆炸火球特性研究方面。何志光[12]收集、整理了多种爆炸火球的理论模型，分析了这些模型的适用范围，并研究了火球的形成及传播机理。李天刚等[13]通过高速摄像系统对3 种刻槽装药弹体的爆炸火球成长过程、最大半径和初始细节进行了研究，分析了不同刻槽数目下火球成长的响应规律，得到了中心分散装药的爆轰能量及壳体结构破裂和诱导燃料爆轰之间的能量耦合关系。裴明敬等[14]采用高速摄影获得了温压炸药爆炸火球的生长及传播过程，并对含硼、铝、镁等金属粉末温压燃料的爆炸作用过程和破坏效能进行了初步探索。Wang 等[15]基于几何光学和红外辐射理论，分析了距离和气象条件对爆炸火球温度测量精度的影响原理，并引入图像灰度作为中间变量，提出采用温度补偿公式消除环境对辐射能量的测试误差，提高了火球温度的测量精度。另外，一些学者还采用红外热成像仪和热通量传感器，对爆炸火球的温度场及热辐射情况进行了精确测量[16-21]。

在爆炸破片特性研究方面。Zhu 等[22-23]开展了圆柱形装药弹体爆炸威力试验及理论研究，重点分析了破片的形态特征、质量特性及散布规律，并建立了平均破片质量简化模型。安振涛等[24]对常规弹药爆炸破片的运动规律进行了理论研究，并建立了计算破片初速及飞行余速的理论模型。尹峰等[25]对常规武器爆炸破片试验与理论方面的研究成果进行了深入分析，确定了常规弹头爆炸破片的数量与质量分布、运动衰减规律及空间分布，给出了破片对结构破坏效应的实用计算方法。马永忠等[26]在对弹丸破片空间分布规律进行理论分析的基础上，结合球形靶试验和弹丸破片初速试验，得到了弹丸空炸时破片初速和破片密度随落速变化的曲线图。李伟等[27]通过试验研究了典型战斗部舱内爆炸环境下高速破片的飞散特性及穿甲性能，对破片的毁伤能力进行了等级划分，有效指导了舰船的轻型装甲防护结构设计。此外，一些学者还采用数值模拟获取了爆炸破片的空间分布及质量和速度特性[28-33]。

在冲击波超压特性研究方面。金朋刚等[34]开展了不同壳体厚度及装药量战斗部静爆试验，研究了非理想炸药的爆炸冲击波超压特性。刑存震等[35]为了探索实战条件下冲击波超压对水面舰艇舱室内人员的杀伤效果，采用侵爆试验对封闭空间内的爆炸冲击波宏观特性进行了研究，揭示了爆炸冲击波在舰船内部的载荷分布情况，并初步分析了装药运动、起爆位置对冲击波超压分布的影响。赵传等[36]基于理论分析和缩比试验结果，建立了“捕鲸叉”反舰导弹战斗部的空爆威力场模型，获得了爆炸冲击波对舰艇结构、舰载固定翼飞机、舰面技术装备以及舰员的毁伤威胁距离，为“捕鲸叉”反舰导弹近距空爆毁伤研究提供了技术支撑。蒋海燕等[37]利用AUTODYN 软件对运动装药空中爆炸冲击波场进行了数值计算，分析了动爆与静爆冲击波场的关联特性，建立了动爆冲击波超压工程计算模型。

上述文献通过理论、试验和数值模拟方法系统研究了圆截面弹体的爆炸特性。由于椭圆截面侵彻弹体是在平台发展到一定程度后才诞生的，且其爆炸特性相对常规圆截面弹体更加复杂，相关研究尚未见到公开报道。因此，本文中通过试验及理论方法对椭圆截面侵彻弹体的爆炸特性进行初步探索，以期为椭圆截面侵彻弹体的工程化设计及毁伤效应评估提供理论指导与技术支持。

1 试 验

1.1 弹体设计

试验弹体为椭圆截面、卵形头部、锥裙扩尾外形，主要由壳体、装药和引信组成，如图1 所示。弹体采用等径厚比设计[3]，即2a/(a-a′)=2b/(b-b′)，其中a为外形椭圆长半轴，b为外形椭圆短半轴，a′为内腔椭圆长半轴，b′为内腔椭圆短半轴。壳体材料为30CrMnSiNi2MoVE 高强钢；主装药为GOL-961 型炸药（一种以HMX 为基的富金属燃料型抗过载浇注温压炸药）。弹体总质量为255 kg，装药量为42.2 kg，装药TNT 当量为80.18 kg。炸药浇注于壳体内腔中，引信通过螺纹安装于壳体尾部。起爆药为40 g JH-14，放置于引信最前端，并通过引信内部电雷管起爆，起爆方式为尾部中心起爆。

图1 弹体结构示意图Fig. 1 Schematic diagram of the penetrator structure

壳体热处理过程中，将标准试件分别绑在壳体头部、身段和尾部不同位置，与壳体随炉进行热处理，并通过电子万能试验机、冲击试验机、三点弯曲试验机，分别对拉伸试件、冲击试件、断裂韧性试件进行力学性能检测，以获取热处理后壳体的力学性能，如图2～3 所示。

图2 拉伸试件力学性能检测Fig. 2 Mechanical property obtained from tensile tests

图3 冲击和断裂韧性试件力学性能检测Fig. 3 Specimens for mechanical property testing of impact and fracture toughness

表1 为随炉热处理试件的力学性能检测结果。从表中可以看出，随炉试件的力学性能检测结果一致性较好，说明壳体热处理比较均匀。壳体屈服强度平均值为1 251.5 MPa，冲击功平均值为78.4 J，断裂韧性平均值为103.0 MPa·m1/2，强韧性较好。

表1 随炉热处理试件的力学性能检测结果Table 1 Mechanical properties of heat treated specimens

1.2 试验方案设计

试验现场选择在地面平坦且空旷的野外，试验系统由弹体、壁面超压传感器、自由场超压传感器、航拍无人机、扇形效应钢板等组成，如图4 所示。弹体竖立于木质托弹架上，头部朝下垂直于地面，质心距地面高度为2 m。壁面超压传感器选用YD-205 型压电式压力传感器，通过加固装置安装于地面，敏感面与地面齐平。自由场超压传感器选用PCB 137B21A 型笔式探头压力传感器，通过空心方钢支架水平安装于空中，高度与弹体质心齐平，尖头对准弹轴。航拍无人机选用大疆御Mavic2 型号，搭载4 K 超清摄像头，拍摄速度为125 s-1，试验时悬停于弹体正上方约80 m，摄像头正对弹体尾部俯拍整个爆炸过程。

图4 静爆试验布局图Fig. 4 Layout of the explosion experiment

以椭圆截面侵彻弹体在地面的垂直投影中心为圆心，在半径7、10、12 m 的圆周上各布置3 路壁面超压传感器，在半径7、10 m 的圆周上各布置4 路自由场超压传感器，在半径12 m 的圆周上布置2 路自由场超压传感器，以获取不同圆周半径的冲击波超压数据。在弹体长轴及短轴方向，且距离爆心12 m 的圆周上各竖立1 块扇形效应钢板，尺寸为4.5 m × 2 m × 6 mm（宽×高×厚），由3 块1.5 m × 2 m × 6 mm（宽×高×厚）的Q235 钢板拼接而成，以获取破片数量及穿孔情况。

2 试验结果与分析

2.1 爆炸宏观景象分析

图5 为椭圆截面侵彻弹体的爆炸过程录像。在确定火球尺寸时，以录像中效应钢板宽度作为参照，且录像中单个像素代表的实际尺寸为0.08 m，远小于火球尺寸，由此带来的测量误差基本可以忽略。弹体起爆后8.3 ms，火球最大尺寸约14.8 m，为弹体长轴的42 倍。由于高强钢壳体一般在膨胀至2 倍初始尺寸时会发生破裂并形成破片，说明此时壳体已破碎并形成破片向外飞散，但由于破片尺寸较小且火光强烈，因此未能从照片中清晰观察到。在16.7 ms 时，可以看到短轴方向有一些破片从火球中窜出来并撞击在地面上，扬起的烟尘在火光照射下呈灰白色。在25.0 ms 时，更多破片逃离火球并撞击地面，扬起大量白色烟尘。在41.7 ms 时，火球尺寸达到最大，之后火球开始萎缩并逐渐湮灭。纵观整个爆炸过程：火球演化形貌及破片散布区域均关于长轴和短轴呈对称分布，与弹体的对称关系相对应；破片散布区域近似呈矩形，且对角线与短轴方向的夹角为38°，破片在对角线方向飞行距离最远；长轴方向的火球尺寸发生了明显的二次膨胀，即火球在41.7 ms 时首次膨胀至最大，208.3 ms 时首次萎缩至极小，312.0 ms 时逆势反弹，544.0 ms 时再次达到极大值后逐渐萎缩。

图5 椭圆截面侵彻弹体的爆炸过程Fig. 5 Explosion process of penetrator with elliptical cross-section

2.2 火球特性分析

图6 为爆炸过程中火球尺寸随时间的演化历程，结合爆炸过程录像，将火球演化过程分为3 个阶段。阶段Ⅰ：快速成长阶段。该过程在41.7 ms 内完成，装药能量全部释放，促使火球尺寸急剧扩张，亮度逐渐增大，且短轴和长轴方向的火球尺寸在该阶段末均达到最大，分别为21.86 m 和19.29 m。阶段Ⅱ：高温稳定阶段。火球尺寸基本稳定在最大值附近，且火球停止向外扩张，并开始缓慢萎缩，该阶段持续时间约50.0 ms。同时，该阶段火球亮度最高，与环境光色对比鲜明、边界清晰。阶段Ⅲ：自由扩散阶段。火球尺寸逐渐减小、亮度变暗，最终湮灭于爆炸产物中，该阶段持续时间较长。

图6 火球尺寸演化历程Fig. 6 Evolution of fireball size

从图6 还可以更加直观地观测到火球在长轴方向的二次膨胀过程。这是因为长轴方向壳体最厚，对爆炸产物的约束能力最强，在壳体破碎过程中需要消耗更多能量，因而限制了火球的首次生长（基于长轴方向火球的最大尺寸要小于短轴方向也可以佐证这一论断）。当长轴方向的壳体被完全破碎后，壳体对爆炸产物的约束彻底解除，内部爆炸能量得以二次释放，促使火球再次扩张，最终形成了火球在长轴方向的二次膨胀现象。

火球演化过程主要通过尺寸和持续时间来表征。根据图5～6，将稳定火球持续时间、火球持续总时间、火球最大尺寸、火球与破片分离时刻等特征参数提取出来统计于表2。

表2 火球演化过程典型特征参数Table 2 Typical characteristic parameters of fireball evolution

针对弹药、液燃及气体的爆炸火球问题已有大量研究工作，并根据试验结果总结出了一系列预估火球直径d及持续时间t′的经验公式[12]：

式中：A、B、C、D均为经验常数，ωbe为等效TNT 当量，不同经验公式取值及其适用条件如表3 所示。

表3 火球预估经验公式及其适用条件Table 3 Empirical formulas of fireball prediction and applicable conditions

对于装药弹体，ωbe代表壳体破坏耗能后留给爆炸产物的等效裸露炸药TNT 当量：

式中：ω 为实际装药当量；α 为装填系数，即装药质量与弹体质量的比值；γ 为炸药的多方指数，取3.16；r0为装药半径，rm为破片达到最大速度时对应的半径，对于钢壳可近似取rm=1.5r0。

根据表3 中的经验公式可计算出弹体爆炸后的火球直径和持续时间，如图7～8 所示。从图中可以看出，火球直径及持续时间均随装药当量呈递增趋势。对于火球直径，试验结果均大于经验公式计算结果，TNO/CCPS 公式计算结果与试验结果最为接近，最大偏差约24%，最小偏差约14%；对于火球持续时间，TNO/CCPS 公式计算结果与试验结果偏差仅为13%，计算精度较高。后续可采用TNO/CCPS 公式对该类椭圆截面侵彻弹体的火球直径及持续时间进行工程预估。分析认为，经验公式计算偏差主要来源于椭圆截面侵彻弹体的非轴对称结构及非均匀壁厚，以及其参照试验与本试验在起爆方式、含能材料类型等方面的差异。

图7 火球直径随装药当量变化情况Fig. 7 Diameter of fireball varying with charge

图8 火球持续时间随装药当量变化情况Fig. 8 Duration of fireball varying with charge

2.3 破片特性分析

弹体爆炸后，壳体在爆炸产物作用下快速膨胀至开裂破碎，形成形状、尺寸和速度各异的高速破片。图9 为破片对效应钢板的毁伤情况，钢板上可见大量撞击凹坑及穿孔，形状和尺寸不尽相同；短轴方向的穿孔尺寸明显较小，但数量偏多。

图9 破片对效应钢板的毁伤情况Fig. 9 Damages of effecting steel plates by fragmentation

以钢板背面是否透光作为有效穿孔判据，将撞击凹坑和穿孔进行分类统计，并采用下式计算效应钢板上的有效破片密度和破片穿甲率[38]，结果汇总于表4。

表4 破片特征参数Table 4 Characteristic parameters of fragments

式中：ne为破片有效穿孔总数，nt为破片着靶总数，S为效应钢板面积，γe为有效破片密度，η 为破片穿甲率。

从表4 可以看出，长轴方向的破片密度为3.4 m-2，破片穿甲率为62.0%，短轴方向的破片密度为9.0 m-2，破片穿甲率为81.8%。短轴方向破片密度约为长轴方向的3 倍，破片穿甲率约为1.3 倍，说明椭圆截面侵彻弹体在短轴方向的破片毁伤威力优于长轴方向。

综上所述，短轴方向的破片尺寸小、数量多、穿甲能力强，而长轴方向的破片特性恰好相反。推测沿短轴至长轴，破片尺寸呈递增趋势，破片数量呈递减趋势。

2.4 冲击波超压特性分析

弹体爆炸产生的高温高压火球急剧向外膨胀，压缩空气形成冲击波，并伴随火球向外快速传播。当火球膨胀至某一特征半径后，冲击波与火球界面分离，以大于火球膨胀的速度向外运动，直至最后衰减为声速。冲击波毁伤威力主要通过超压峰值、冲量、正压时间来表征。

由于弹体爆炸产生了大量破片，将部分超压传感器预埋线路切断，如图10 所示，导致自由场超压数据未能成功获取，且第3 路反射超压数据也未能获取。这也从侧面反映了一个问题，从7 m 圆周往外，破片早于冲击波到达，提前将传感器预埋线路切断，导致超压数据未能成功传输至数据采集器。

图10 自由场冲击波超压传感器支架破坏情况Fig. 10 Damage of free field shock wave overpressure sensor bracket

第1～2 路反射冲击波超压数据成功获取，如图11 所示。从图中可以看出，这2 路有效数据的波形一致性非常好，冲击波在跃升至峰值后缓慢下降，并持续了较长时间的负压，完全符合典型冲击波的形状特性。

图11 反射冲击波超压曲线Fig. 11 Overpressure curves of reflection shock wave

对反射冲击波超压数据进行分析，并将典型特征参数提取后汇总于表5。距弹轴7、10 和12 m 处的反射冲击波超压峰值均值分别为313.5、180.0 和112.0 kPa，正压时间均值分别为2.28、5.05 和6.70 ms，冲量均值分别为300.5、190.5 和195.0 kPa·ms。

考虑到弹体的质心高度，爆心距7、10 和12 m 处传感器的实际距离（即冲击波的实际传播距离）为7.28、10.20 和12.17 m。图12～13 为超压峰值Δp、正压时间t+及冲量I+随实际传播距离的变化情况，冲击波超压峰值随传播距离R呈下降趋势，随正压时间呈上升趋势，冲量总体上也呈下降趋势，说明冲击波毁伤威力随传播距离不断衰减。

图12 超压峰值、正压时间随距离变化趋势Fig. 12 Overpressure peak and positive pressure time varying with distance

图13 冲量随距离变化趋势Fig. 13 Impulse varying with distance

从图11 还可以看出，冲击波经过7 和10 m 处传感器的时间差Δt1分别为3.957（第1 路）和4.220 ms（第2 路），经过10 和12 m 处传感器的时间差Δt2分别为3.413（第1 路）和2.896 ms（第2 路）。根据时间差求得冲击波在7.28～10.20 m 和10.20～12.17 m 两个区间的平均传播速度分别为714.9 和628.7 m/s，说明冲击波的传播速度随着距离的增大在逐渐衰减，并且衰减速率较快。

2.5 爆炸机理分析

通过对椭圆截面侵彻弹体爆炸后的宏观景象，以及火球、破片和冲击波超压特性的分析，结合图14将椭圆截面侵彻弹体的爆炸机理总结如下。（1）弹体爆炸后，爆炸产物迅速膨胀，并驱动壳体也开始膨胀，当爆炸产物压力达到壳体承载极限时，壳体发生破裂并形成破片，爆炸产物以射流方式高速喷出形成火球并持续加速破片，直到爆炸产物膨胀速度相对破片运动可以忽略为止。由于空气对破片速度的衰减远小于对爆炸产物速度的衰减，破片速度在某个时刻将超过爆炸产物，并不断从火球中逃逸出来。（2）由于椭圆截面侵彻弹体短轴边界距离弹轴最近，爆轰波最先到达短轴边界并将壳体破碎，同时由于短轴方向壳体最薄，承载能力最弱，壳体破碎耗能也最少，这两方面原因造成爆炸产物首先从短轴方向喷射而出形成火球，且短轴方向火球尺寸在首次膨胀过程中要大于长轴方向。（3）由于椭圆截面侵彻弹体的非轴对称结构和非均匀壁厚，从短轴至长轴，壳体厚度与装药量均呈增大趋势，壳体厚度增大对爆炸能量的耗散与装药量增大对爆炸能量的贡献相互制约。在与短轴成38°方向，破片被爆炸产物加速至最高，飞行距离最远，如图5 所示，而往短轴和长轴方向靠近时破片飞行距离逐渐减小，且短轴方向的飞行距离要大于长轴方向。

图14 壳体碎裂过程示意图Fig. 14 Shell fragmentation process

3 讨 论

3.1 椭圆截面侵彻弹体爆炸特点

本试验中，由于椭圆截面侵彻弹体为非轴对称结构和非均匀壁厚，所表现出的爆炸特性与常规圆截面侵彻弹体明显不同，主要体现在以下几方面：（1）对于常规圆截面侵彻弹体，爆炸火球呈圆形（俯视）往外膨胀，而椭圆截面侵彻弹体的爆炸火球呈椭圆形状，并关于长轴和短轴对称；（2）爆炸初期，短轴方向的火球尺寸大于长轴方向，而在长轴方向有明显的二次膨胀，会逐渐超越短轴方向；（3）椭圆截面侵彻弹体短轴方向的破片尺寸小、数量多、穿甲能力强，长轴方向的破片特性恰好相反，而圆截面侵彻弹体由于几何轴对称，破片尺寸、数量和速度也几乎呈轴对称分布；（4）基于椭圆截面侵彻弹体的火球演化规律，可以推测其冲击波超压同样会表现出非轴对称性，但由于本次试验方案设计略有不足，未能获得冲击波超压在整个周向上的分布规律，后期还将结合试验和数值模拟进行更加深入细致的研究，获得更加明确的结论。

3.2 试验方案优化

主要通过试验对椭圆截面侵彻弹体的爆炸特性进行了初步探索，虽然获得了一些有价值的试验数据和结论，但试验设计还存在以下几方面不足。（1）航拍无人机携带的摄像头拍摄速度太低（125 s-1），对于爆炸过程的拍摄稍显不足，可能会遗漏一些重要信息，影响对爆炸特性的精确分析。（2）试验仅从空中俯拍获得了垂直于地面视角的爆炸过程景象，而水平视角的爆炸过程景象却未能获取，严重制约了对爆炸过程全方位信息的分析与爆炸火球的三维重构。（3）由于破片早于冲击波到达传感器布设位置，且数据传输线缆未采取有效防护措施，致使多路线缆被破片提前切断，冲击波超压数据未能成功获取。（4）试验未布置测量爆炸火球温度场信息的仪器设备，对弹体热辐射效应的研究缺少数据支撑。（5）试验重点测量了短轴方向的冲击波超压数据，其他方向未布置传感器或未能有效获取到超压数据，影响非轴对称椭圆截面侵彻弹体的爆炸冲击波特性表征与分析。（6）试验设计未考虑破片回收，只能通过效应钢板上的撞击凹坑及穿孔情况来间接判断长轴及短轴方向的破片特性。（7）试验未设计测速装置来测量破片速度，对破片速度的分析缺少数据支持。

针对本次试验存在的以上不足，提出以下建议供后续类似试验参考。（1）提高无人机俯拍相机的拍摄速度，为火球演化规律分析提供更加精准的数据支持。（2）在长轴与短轴方向各布置一台高速相机，拍摄速度设置为4 000～8 000 s-1量级，与起爆雷管同步触发，拍摄长轴与短轴方向视角的爆炸过程景象，并配合俯拍录像，给出爆炸过程的全方位物理图像。（3）在自由场超压传感器前端径向1 m 的位置竖立空心钢管，钢管高度应略高于自由场超压传感器的布设高度，用于阻挡破片，且地表预埋线缆上也必须铺设角钢进行破片防护。（4）在长轴与短轴方向各布置一台红外热像仪，用于火球温度场测量，支撑对椭圆截面侵彻弹体爆炸热效应分析。（5）在多个典型位置补充冲击波超压传感器，获取全方位的冲击波超压数据，便于对爆炸冲击波特性进行更加全面系统的分析。（6）在长轴、短轴及中间方位布置测速网靶、扇形效应钢板及沙箱（用于破片软回收，厚度不小于0.5 m），获取破片在典型方位的速度、形状、尺寸及数量特征，支持对破片特性的分析。

4 结 论

(1)椭圆截面弹体爆炸火球演化形貌及破片散布区域关于长轴和短轴呈对称分布，与弹体的几何对称关系相对应。

(2) 火球演化过程分为3 个阶段：快速成长阶段、高温稳定阶段和自由扩散阶段，整个过程历时1 512 ms；火球在短轴方向快速膨胀后逐渐萎缩，但在长轴方向发生了明显的二次膨胀；火球在短轴和长轴方向的最大尺寸分别为21.86 和19.29 m，约为弹体短轴和长轴的91 倍和54 倍。

(3)试验弹体爆炸破片呈矩形散布，对角线与短轴夹角为38°，且破片在对角线方向飞行距离最远；短轴方向破片密度约为长轴方向的3 倍，穿甲率约为长轴方向的1.3 倍。

(4)短轴方向冲击波超压峰值、冲量及速度均随传播距离增大而减小，冲击波毁伤威力逐渐降低；由于试验未能获得全方位的冲击波超压数据，无法对其分布规律展开深入分析与讨论，有待后续研究跟进。

感谢湖南云箭集团有限公司的黄民荣和潘琴高级工程师在试验装置加工及冲击波测量过程中提供的技术支持。