趙振宇，周貽來，任建偉，盧天健

（1. 南京航空航天大學機械結構力學與控制國家重點實驗室，江蘇 南京 210016；2. 南京航空航天大學多功能輕量化材料和結構工信部重點實驗室，江蘇 南京 210016）

伊拉克和阿富汗戰(zhàn)爭中，以地雷和簡易爆炸裝置為主的典型非對稱作戰(zhàn)方式對美軍造成了嚴重的威脅。此外，據日內瓦國際人道主義排雷中心的報告，2018 年全球共發(fā)生199 起反裝甲車地雷事件，導致343 人受傷、226 人死亡。1999 年以來，全世界有近10 萬人死于地雷、簡易爆炸裝置和戰(zhàn)爭遺留爆炸物，因此迫切需要研發(fā)新型防護結構，充分保護人員和設施免受或減輕淺埋爆炸帶來的巨大危害。但是，淺埋爆炸會在防護結構上引起一系列復雜的加載現象，例如，爆炸發(fā)生在土壤中時，由于土壤是一種由固體、液體和氣體組成的混合物，與在空氣中爆炸相比，相關的沖擊載荷傳遞過程更加復雜。因此，準確描述淺埋炸藥爆炸的載荷特性，成為地雷防護結構設計的關鍵問題。

作為載荷輸入，充分了解淺埋爆炸載荷的特性是設計合理防護結構的必要前提。一般而言，爆炸呈現2 種極限情況：其一，爆炸發(fā)生于地下深處，能量完全被土壤/巖石吸收，地面空氣中無爆炸產物和土壤的噴射，也無沖擊波的傳播；其二，爆炸發(fā)生在空氣中，向地面?zhèn)鬟f的能量較少，僅有爆轟產物和沖擊波在空氣中傳播。本文中重點關注的淺埋砂爆介于上述兩種極限之間，即爆炸發(fā)生時，空氣中既有土壤的噴射，又有爆轟產物和沖擊波的傳播。目前，針對淺埋砂爆載荷特性的研究在試驗方面取得了一些進展。Westine 等基于試驗數據，給出了淺埋爆炸載荷沖量的經驗公式，這是目前應用最廣泛的淺埋爆炸載荷沖量計算手段；在該經驗公式中，靶板迎爆面上的沖量分布主要取決于以下3 方面：炸藥材料參數、砂土材料參數及炸藥與靶板的布設位置。隨后，在已有試驗數據及模型的基礎上，Grujicic 等采用量綱分析法，修正了考慮炸藥、砂土材料特性及炸藥與靶板布設位置的爆轟沖量計算方法；雖然該方法未考慮爆炸沖擊波在傳遞過程中的衰減現象，但仍可為砂爆沖量的定量分析提供有力幫助。上述計算模型均為基于試驗數據的經驗模型，因此僅適用于特定的炸藥、砂土類型和布設條件，一旦炸藥、砂土類型等發(fā)生變化，就只能借助新的淺埋爆炸試驗以探究其載荷特性的變化。Grujicic 等組裝了一套豎向沖量測量裝置，即在靶板上方放置固定的沖量捕捉檢測裝置，通過垂直導軌連接檢測裝置和靶板：淺埋炸藥爆炸時，爆轟載荷作用于靶板，后者產生垂直向上的位移，該位移被檢測裝置捕捉，進而由該位移反推出本次砂爆載荷產生的沖量；但是，該裝置僅能測量淺埋爆炸產生的整體沖量，無法得出沖量在靶板上的空間分布。在此基礎上，Denefeld 等提出了一種測量淺埋爆炸載荷沖量空間分布的新型裝置，即多環(huán)套嵌裝置，通過測量不同時刻各圓環(huán)的上升速度，求得該圓環(huán)區(qū)域上分布的沖量，由此可估計爆炸產生的沖量在空間中的分布情況。此外，作為沖擊動力學的常見測量設備，Hopkinson 壓桿（又稱Kolsky桿）被廣泛應用于測定固體材料在沖壓載荷下的力學行為。Rigby 等和Clarke 等將Hopkinson 壓桿陣列排布，分別測定各桿在淺埋爆炸載荷下的應力變化，相鄰桿之間采用插值法進行計算，由此可獲得淺埋爆炸載荷的沖量在靶板表面上的空間及時間分布規(guī)律。

綜上，目前已開發(fā)的試驗裝置大多僅適用于小當量的淺埋爆炸試驗，且試驗裝置結構復雜，加工制造精度要求嚴格，成本較高。結合前人研究基礎，本文中將設計一套簡單易行且方便實施的試驗裝置，對淺埋炸藥爆炸形貌及其沖擊作用效應開展系統研究。依托本套新型試驗裝置，開展不同的淺埋爆炸試驗，通過對比分析揭示淺埋爆炸的基本特性，為優(yōu)質防護結構的設計提供參考。

1 淺埋砂爆試驗設置

采用不同的砂土類型和炸藥埋深，開展了2 次淺埋爆炸試驗：試驗1 與試驗2。

1.1 試驗工裝

為研究淺埋炸藥爆炸形貌及其沖擊作用效應，設計了一套易加工且搭建方便的工裝，由底座、立柱、橫梁、配重、基板、斜撐、壓板以及高速攝像機組成，如圖1 所示。為防止工裝在爆炸過程中發(fā)生移動，在基板上放置4 塊由混凝土塊制成的配重，配重總質量為6 t。為增加工裝的穩(wěn)定性，在橫梁與立柱之間設置斜撐。工裝材料為Q345 鋼。為獲得淺埋爆炸載荷產生的沖量在空間中的分布情況，在工裝基板上分散布置9 根完全相同的矩形梁作為試驗靶板，按照順序為每塊靶板設置編號，如圖1(b)所示。與一整塊靶板相比，本文中提出的分布式靶板可更準確地顯示淺埋爆炸沖量在空間中的分布。靶板的厚度為10 mm，平面尺寸如圖2 所示。試驗中，在工裝正前方設置高速攝像機（幀率20000 s），拍攝整個淺埋爆炸過程。此外，在面向高攝方向的立柱與橫梁上涂上具有特定長度和寬度、紅白相間的標尺，爆炸完成后對其進行圖像處理，可定量得出噴射產物形貌的幾何參數。

圖1 試驗工裝示意圖Fig. 1 Schematic of test set-up

圖2 靶板平面尺寸Fig. 2 In-plane geometric dimensions of target plate

1.2 靶板材料

靶板材料選用鋁合金AL6063-T6，采購自易邁鋁業(yè)（江蘇）集團有限公司。為獲得靶板的物理材料參數，參考標準GB-T228.1-2010，在MTS 拉伸試驗機上對靶材進行單軸拉伸試驗，速度為0.5 mm/min。圖3 為拉伸應力-應變曲線，由此得到彈性模量=68.9 GPa ，屈服強度 σ= 2 51 MPa 。

圖3 AL6063 的真實應力-應變曲線Fig. 3 True stress-strain curve of AL6063

1.3 試驗工況

1.3.1 砂層的鋪設與砂土參數

2 次試驗采用的砂土類型不同，試驗1 采用按北約標準AEP-55 配做的砂土，試驗2 采用普通河砂。對于北約標準砂，按照AEP-55 的要求，鋪設的地層范圍是2 m×2 m，深度約1.5 m。鋪設地層時，采取分層鋪設的方法，即每鋪設400 mm 厚的砂土夯實一次；夯實過程中，采用特定容器不斷取樣，測量密度，確保其滿足AEP-55 的密度要求。上一層砂土滿足密度要求后，再次填入400 mm厚的砂土，繼續(xù)夯實，測量密度。如此循環(huán)，直到整個砂坑被填滿，確保其密度誤差在可控范圍。對于普通河砂，地層鋪設范圍與北約標準砂一致，且同樣采取分層鋪設的方法，但鋪設過程中未特意控制密實度，僅把砂層夯實，不至于松散。圖4 中比較了2 次試驗中砂土的形貌，由圖可以看出，北約標準砂土的粒徑較大，現場測量其密度約2261 kg/m，而普通河砂的粒徑較小，現場測量其密度約1387 kg/m。圖5 中給出了2 種類型砂土的級配，可見在試驗1 砂土中，5 mm 以下粒徑質量占比51%，滿足北約標準AEP-55，而在試驗2 砂土中，5 mm 以下粒徑質量占比100%，兩者粒徑分布呈現明顯差異。

圖4 試驗1 和試驗2 采用砂土的形貌Fig. 4 Morphologies of sand used in test 1 and test 2

圖5 試驗1 和試驗2 采用砂土的粒徑分布Fig. 5 Particle size distribution of sand used in test 1 and test 2

1.3.2 炸藥與靶板的布設

淺埋炸藥采用圓柱形TNT，其直徑與高度均為90 mm，質量為1 kg，如圖6 所示。采用引爆藥起爆TNT，引爆藥質量約2 g，引爆點位于TNT 的上表面（見圖6）。試驗時，TNT 被豎直埋設在砂土中，且位于靶板中心正下方，如圖7 所示。

圖6 試驗用TNT 及其起爆方式Fig. 6 TNT and its initiation charge

炸藥、砂土、靶板三者之間的位置關系是淺埋試驗的關鍵參數，直接影響爆轟產物的噴射和靶板的動態(tài)響應。炸藥的相對位置由2 個具體參數控制，即埋深與炸高，如圖7 所示：炸藥埋深代表炸藥中心到地面的距離，炸高代表地面到靶板下表面的距離。炸高對靶板接收到的沖量有顯著影響，炸高越大，直接作用于靶板的沖量越小，相應的靶板變形越小。為保證靶板在爆炸后有適當的變形，且更多地捕捉爆炸時砂土的噴射形貌，同時考慮高速攝像機的幀率，試驗的炸高固定不變（1000 mm）。炸藥的埋深不僅影響爆轟產物的噴射和靶板的變形，還影響爆炸后炸坑的大小：炸坑太大，會影響工裝的穩(wěn)定性。通過估算靶板的變形與爆炸后炸坑的大小，確定試驗1 炸藥埋深為100 mm，試驗2 炸藥埋深為145 mm。

圖7 炸藥、砂土、靶板的相對位置Fig. 7 Relative positions of explosive, sand and target plate

1.3.3 靶板邊界條件

所有靶板采用固支邊界條件，即采用壓板與8 顆螺栓將每根靶板固定于基板，如圖8 所示：螺栓限制靶板的平動，壓板限制靶板邊界處的轉動。壓板外框尺寸1500 mm×1500 mm，內框尺寸1200 mm×1200 mm，因此每根靶板的實際有效跨度為1200 mm。

圖8 靶板邊界條件Fig. 8 Boundary conditions of target plates

綜上所述，為方便查看與對比，將2 次試驗的相關參數列于表1 中。

表1 淺埋砂爆試驗參數Table 1 Parameters of shallow buried sand explosion

2 淺埋砂爆試驗結果

2.1 爆炸過程

圖9 中給出了高速攝像機捕捉到的爆炸過程。試驗1 中，一團火光首先從地面噴射而出，這是起爆后高溫高壓的爆炸產物，其沖破炸藥上層覆蓋的砂層后，向外噴射。在火光（即爆炸產物）底部圍繞著一層砂土，其向外噴射的動力有2 種：一是爆炸產物向外噴射時，攜帶了部分砂土；二是爆炸產生的沖擊波在砂層中傳播時不斷擠壓砂土，促使其向外噴射。由圖9 可見，淺埋TNT 起爆后，爆炸產物與砂土迅速向外噴射，其體積隨時間不斷膨脹，在接觸到靶板后受到工裝的阻礙，迅速向周圍擴散。與試驗1 顯著不同的是，在試驗2 中，首先從地面噴射而出的是被砂土包圍的爆炸產物；隨后，砂土與爆炸產物迅速向外噴射。高速攝像顯示，在噴射過程中，爆炸產物始終被砂土包圍，因此砂土首先接觸到靶板，受到靶板阻礙后迅速向四周擴散。已有研究表明，100 g C4 炸藥在北約標準砂中埋深30 mm 起爆后，砂土的噴射速度可達900 m/s。本次試驗中，通過圖中標尺計算得到，在0.1～0.4 ms，試驗1 爆炸產物和砂土上升約500 mm，其前沿平均拋射速度約1666.67 m/s。在0.4～1.0 ms，試驗2 爆炸產物和砂土上升約475.61 mm，其前沿平均拋射速度約792.68 m/s。

圖9 爆炸過程Fig. 9 Explosion process

2.2 沖擊波的傳播

淺埋于砂土中的炸藥被引爆后產生沖擊波，沖擊波先以壓縮波的形式在砂土中傳播，到達砂土與空氣交界處，大部分以拉伸波的方式返回砂土，少量透射進入空氣。與此同時，爆轟產物向周圍空氣中膨脹時也會形成沖擊波。沖擊波是一種強壓縮波，在波陣面前后伴隨有很大的密度差，光的傳播受到影響和改變，因此可采用高速攝像捕捉沖擊波。以試驗1 為例，由于爆炸產物和砂土的干擾，首次看到沖擊波波陣面的時間是炸藥起爆后的0.60 ms，波陣面隨后向外傳播，如圖10 所示，為清晰標識沖擊波位置，圖中用虛線標注波陣面位置。通過圖像處理，可得沖擊波波陣面與砂土的橫向(與地面平行方向)傳播速度，結果見圖11?？梢?，隨著傳播距離增大，由于空氣的阻礙，波陣面橫向速度不斷衰減，砂土的橫向噴射速度也逐漸減??；在同一時刻，波陣面的橫向傳播速度明顯大于砂土的橫向噴射速度，且兩者之間的差異逐漸增大。此后，沖擊波繼續(xù)向外傳播，遇到工裝的立柱后，部分在立柱表面發(fā)生反射，產生反射沖擊波，其余部分穿過立柱，繼續(xù)向外傳播。

圖10 沖擊波橫向傳播過程Fig. 10 Transverse propagation process of shock wave

圖11 沖擊波與砂土的速度時程曲線Fig. 11 Velocity versus time curves for both shock wave and sand

2.3 靶板變形

圖12 中給出了2 次試驗后靶板的變形情況。由圖12 可見，所有靶板均發(fā)生整體彎曲變形，但未斷裂。在向靶板兩端，由于壓板與螺栓的約束作用，靶板未發(fā)生變形。為進一步分析靶板的變形，圖13中給出了靶板從夾具上拆下后的變形輪廓圖，其中圖13(a)～(b)是三維輪廓圖，圖13(c)～(d)是二維輪廓圖。

圖12 靶板變形Fig. 12 Deformation of target plates

圖13 靶板變形輪廓Fig. 13 Deformed profiles of target plates

由圖13 可見，沿方向，每根靶板變形呈拱形，即中間最大，向兩端逐漸減小，且撓度基本呈對稱分布。在靶板兩端（?75 cm＜＜?60 cm 和60 cm＜＜75 cm），由于壓板與螺栓的約束作用，靶板變形撓度本應為零，但由于靶板從夾具上拆下后，發(fā)生回彈，導致靶板在邊界處產生了變形撓度。沿方向，靶板變形并未以5 號靶板為中心呈對稱分布，原因可能有3 種：（1）埋設時未將炸藥置于5 號靶板中心正下方，有一定的位置誤差；（2）埋設時未將炸藥豎直放置，與靶板迎爆面之間呈一個夾角；（3）未將不同粒徑的砂土均勻分布于炸藥四周。

拆下靶板后，測量出每個靶板跨度中點的最終撓度，結果如圖14 所示。靶板的最終變形沿方向基本呈拱形分布，中間位置處的撓度最大，向兩邊逐漸降低，對比試驗1 與試驗2 靶板變形發(fā)現，前者更向中部位置集中，后者更為均勻。在試驗1 中，靶板從基板上拆卸后發(fā)生回彈，導致未拆卸時靶板的撓度大于拆卸后的最終撓度。鑒于此，在試驗2 中既測量了靶板的最終撓度，也測量了其未拆卸時的撓度，后者如圖1 4中藍色三角線所示。可見，靶板未拆卸時的撓度明顯大于拆卸后的最終撓度，表明靶板未拆卸時，其內儲存了一定的彈性變形能。

圖14 靶板的變形撓度Fig. 14 Deformations of target plates

綜上，沿、兩個方向，試驗1 與試驗2 中靶板的整體變形均呈拱形分布，由此表明，淺埋砂爆載荷產生的沖量在空間中呈非均勻分布，即中心區(qū)域大，向四周逐漸降低。

2.4 炸坑形貌

圖15 對比了2 次淺埋爆炸試驗產生的炸坑，可見2 個炸坑的形狀均呈倒錐形，炸坑頂部近似圓形，且炸坑頂部均高于地面。試驗現場發(fā)現，炸坑周圍高于地面的這部分砂土很松軟，間隙大，因此可確定這部分砂土是爆炸初始向四周噴射的砂土回落而形成。同時發(fā)現，2 次試驗中形成的炸坑的顏色明顯不同，我們認為這是砂子的類型不同造成的。試驗1 中的砂子采用粒徑不同的石子和土壤配做而成，顏色較深，因此爆炸后炸坑的顏色也較深。試驗2 中的砂子為普通河砂，粒徑較小，爆炸后，被蒸干水分的淺色砂子回落炸坑；此外，由于高溫高壓的爆炸產物的擠壓，部分砂子變成粉末狀后回落炸坑。因此，試驗2 形成了淺色炸坑。

圖15 試驗1 和試驗2 產生的炸坑形貌Fig. 15 Morphologies of bomb-craters in Test 1 and Test 2

經現場測量，試驗1 炸坑最大直徑1300 mm、最大深度345 mm，試驗2 炸坑最大直徑2100 mm、最大深度430 mm。試驗2 炸坑的最大直徑與最大深度均比試驗1 炸坑的相應值大，因為前者的炸藥埋深更大，使得砂層吸收更多的爆炸能量，促使更多的砂土被拋射而出。

3 分析與討論

3.1 靶板迎爆面形貌

爆炸后的靶板迎爆面形貌如圖16 所示。試驗1 中，由于高溫高壓的爆炸產物直接與靶板相互作用，靶板迎爆面被嚴重燒灼，留下大量黑色印記。試驗2 中，雖然靶板的迎爆面也出現了黑色的燒灼印記，但明顯沒有試驗1 中靶板的燒灼嚴重。同時發(fā)現，靶板的中心區(qū)域覆蓋了一層白色物質，仔細觀察后發(fā)現是直徑非常小的粉末狀砂土黏附于靶板迎爆面。試驗1 與試驗2 靶板的迎爆面形貌明顯不同，主要原因是二者的炸藥埋深和砂土類型不同。試驗1 中的炸藥埋深較淺，爆炸產物沖破砂層的覆蓋后直接作用于靶板，在靶板上形成黑色的燒灼印記。試驗2 中的炸藥埋深較深，爆炸后，覆蓋在爆炸產物之上的砂土層首先作用于靶板，爆炸產物未與靶板直接接觸，砂土層的存在減弱了爆炸產物對靶板的燒灼，因此靶板迎爆面的燒灼印記較弱，且在中心區(qū)域的迎爆面上留下了粉末狀砂土。

圖16 靶板變形形貌對比Fig. 16 Comparison of deformation morphologies of target plates

3.2 爆炸產物與砂土的噴射形貌

對比試驗1 和試驗2 的淺埋爆炸過程時序圖，發(fā)現二者在噴射初始階段呈現顯著差異。試驗1 中，爆炸產物率先沖破炸藥表面覆蓋的砂層，之后帶動周圍的砂土向外噴射：在整個噴射過程中，爆炸產物未被砂土包圍（覆蓋）。但是，在試驗2 中，爆炸產物始終未沖破砂層，爆炸產物被砂層包裹著向外噴射，直至撞擊到靶板。圖17 中對比了采用圖像處理方法得到的爆炸產物和砂土隨時間變化的噴射軌跡，可見試驗2 中爆炸產物噴射到相同空間位置時對應的時間明顯遲于試驗1，這種現象也源自于炸藥埋深和砂土類型的不同，也與砂子內部的孔隙分布及連通情況有關。Clarke 等的研究表明，土壤的孔隙分布及連通情況是影響靶板變形的主要因素之一，這主要是因為土壤的孔隙分布及連通情況不同，對爆炸產物的限制作用也不同。對于無黏性的土壤，孔隙越小意味著可壓縮性越小，對爆炸產物的限制就越大，荷載也就更加集中。由于本文試驗條件的限制，其詳細影響機理將在后續(xù)研究工作中討論。

圖17 試驗1 和試驗2 中爆炸產物和砂土的噴射軌跡對比Fig. 17 Comparison of ejection trajectories of explosive products and sands between test 1 and test 2

3.3 砂土對靶板的侵徹

試驗1 中的靶板在迎爆面產生了諸多大小不一的凹坑，如圖18 所示，這是因為爆炸過程中高速噴射的砂土直接撞擊靶板，在靶板上形成了侵徹的效果。但是，在試驗2 靶板的迎爆面未發(fā)現明顯的凹坑，這是因為2 次試驗采用的砂土類型不同。試驗1 采用按北約標準AEP-55 配做的砂土，大直徑的砂粒占比較多，而試驗2 采用普通河砂，小直徑的砂粒占比較多。在砂粒噴射過程中，大直徑砂粒攜帶的動能更大，因而在靶板上產生侵徹效果并形成凹坑，而小直徑砂粒的動能小，無法在靶板上形成凹坑。經統計，試驗1 靶板迎爆面上不同直徑凹坑的數量分布結果如圖19(a)所示，由于直徑小于1 mm 的凹坑過于密集，不易統計，因此圖中僅統計了直徑在1～17 mm 之間凹坑的數量分布?？梢?，3～5 mm 直徑的凹坑數量最多，而直徑大于11 mm 的凹坑僅占很小比例。圖19(b)給出了試驗1 中每個靶板的迎爆面上不同直徑凹坑的數量分布，可見靶板1～6 擁有最多的1～5 mm 直徑的凹坑，靶板7～9 則擁有最多的5～9 mm 直徑的凹坑。此外，靶板6 擁有的9～13 mm 和13～17 mm 直徑的凹坑數量明顯多于其他靶板，說明其受到更多的含有較大動能的大直徑砂粒的撞擊，這也解釋了圖14(a)中靶板6 的最終撓度大于其他靶板的原因。

圖18 砂土對靶板的侵徹作用Fig. 18 Penetrations of sand particles into target plates

圖19 試驗1 靶板上凹坑數量統計Fig. 19 Statistics of pits formed on target plates after shallow-buried explosion

基于圖19(a)中的數據，取每個直徑范圍內的中點直徑作為代表，得到不同直徑凹坑所占的比例。同時，從圖5 中計算得到不同直徑的砂子所占的比例，將2 組數據繪制到圖20 中?？梢?，兩者的分布趨勢基本一致，即中等直徑的砂子和凹坑占比較大，小直徑與大直徑的砂子和凹坑占比較小。但兩者也有一定區(qū)別：靶板上占比最大的凹坑直徑為4 mm，而占比最大的砂子粒徑為7 mm，即相對于砂子粒徑，靶板上的凹坑直徑偏小。造成該現象的原因為：砂粒撞擊靶板時會產生碎裂，且因為砂子并未穿透靶板，故砂子粒徑略大于靶板上凹坑的直徑。因此，7～9 mm 粒徑的砂子可能僅產生4～5 mm 直徑的凹坑，導致凹坑的直徑占比曲線向左偏移（見圖20 黑色曲線）。

圖20 不同直徑凹坑與砂子所占比例Fig. 20 Proportion of holes and sand particles having different diameters

4 結 論

依托新型試驗裝置，通過2 次淺埋砂爆試驗，研究了淺埋爆炸時沖擊波的傳播、爆炸產物與砂土的噴射軌跡、靶板的變形形貌以及淺埋爆炸產生的沖量在空間中的分布情況，得到以下結論。

（1）淺埋爆炸在空氣中產生沖擊波，其傳播速度大于爆炸產物與砂土的噴射速度。

（2）淺埋炸藥起爆后，高溫高壓的爆炸產物及其周圍的砂土向外噴射，接觸靶板后受到靶板和工裝的阻礙，迅速向四周擴散；爆炸后在地面形成倒錐形炸坑，部分拋射而出的爆炸產物及砂土回落地面，聚集在炸坑口。

（3）炸藥埋深影響爆炸產物和砂土噴射時的相對位置：埋深較小時，爆炸產物沖破覆蓋的砂層，直接作用于靶板；埋深較大時，爆炸產物基本被砂層包覆，隨砂土一起作用于靶板，且炸藥埋深較大時會延緩爆炸產物與砂土的噴射時間。

（4）砂土類型影響靶板的變形形貌：采用北約標準配制的砂土，不僅使靶板產生整體彎曲變形，還在靶板上形成大量凹坑，產生侵徹的效果（即砂土與爆炸產物形成一種聯合載荷），采用普通河砂，僅使靶板產生整體的彎曲變形，未產生明顯的侵徹效果。

（5）通過特殊設計的試驗工裝與靶板，定性得出淺埋砂爆載荷產生的沖量在空間中呈非均勻分布，在靶板中央區(qū)域最大，向四周逐漸減小。