戴湘暉，王可慧，周 剛，李 明，沈子楷，段 建，李鵬杰，楊 慧，吳海軍

（西北核技術(shù)研究所，陜西 西安 710024）

橢圓截面侵徹彈體因具有較好的平臺(tái)適應(yīng)性，能夠顯著提高平臺(tái)的空間利用率和有效毀傷載荷而受到廣泛關(guān)注。近些年，學(xué)者們對(duì)橢圓截面侵徹彈體的侵徹機(jī)理進(jìn)行了初步探索，并取得了一系列研究成果[1-11]。然而，由于橢圓截面侵徹彈體的非軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)和非均勻壁厚，可能會(huì)改變爆炸過(guò)程中的能量釋放機(jī)制，影響爆炸能量場(chǎng)的結(jié)構(gòu)分布，其火球演化規(guī)律、破片散布和沖擊波超壓特性相對(duì)常規(guī)軸對(duì)稱等壁厚圓截面侵徹彈體更加復(fù)雜，目前還未見(jiàn)相關(guān)研究報(bào)道，對(duì)其毀傷機(jī)理及效應(yīng)仍缺乏系統(tǒng)認(rèn)識(shí)和定量評(píng)價(jià)。

雖然目前關(guān)于橢圓截面侵徹彈體爆炸特性的研究還很少，但對(duì)常規(guī)圓截面彈體的爆炸特性研究已非常充分，這也為橢圓截面侵徹彈體爆炸特性的研究奠定了堅(jiān)實(shí)的基礎(chǔ)。

在爆炸火球特性研究方面。何志光[12]收集、整理了多種爆炸火球的理論模型，分析了這些模型的適用范圍，并研究了火球的形成及傳播機(jī)理。李天剛等[13]通過(guò)高速攝像系統(tǒng)對(duì)3 種刻槽裝藥彈體的爆炸火球成長(zhǎng)過(guò)程、最大半徑和初始細(xì)節(jié)進(jìn)行了研究，分析了不同刻槽數(shù)目下火球成長(zhǎng)的響應(yīng)規(guī)律，得到了中心分散裝藥的爆轟能量及殼體結(jié)構(gòu)破裂和誘導(dǎo)燃料爆轟之間的能量耦合關(guān)系。裴明敬等[14]采用高速攝影獲得了溫壓炸藥爆炸火球的生長(zhǎng)及傳播過(guò)程，并對(duì)含硼、鋁、鎂等金屬粉末溫壓燃料的爆炸作用過(guò)程和破壞效能進(jìn)行了初步探索。Wang 等[15]基于幾何光學(xué)和紅外輻射理論，分析了距離和氣象條件對(duì)爆炸火球溫度測(cè)量精度的影響原理，并引入圖像灰度作為中間變量，提出采用溫度補(bǔ)償公式消除環(huán)境對(duì)輻射能量的測(cè)試誤差，提高了火球溫度的測(cè)量精度。另外，一些學(xué)者還采用紅外熱成像儀和熱通量傳感器，對(duì)爆炸火球的溫度場(chǎng)及熱輻射情況進(jìn)行了精確測(cè)量[16-21]。

在爆炸破片特性研究方面。Zhu 等[22-23]開(kāi)展了圓柱形裝藥彈體爆炸威力試驗(yàn)及理論研究，重點(diǎn)分析了破片的形態(tài)特征、質(zhì)量特性及散布規(guī)律，并建立了平均破片質(zhì)量簡(jiǎn)化模型。安振濤等[24]對(duì)常規(guī)彈藥爆炸破片的運(yùn)動(dòng)規(guī)律進(jìn)行了理論研究，并建立了計(jì)算破片初速及飛行余速的理論模型。尹峰等[25]對(duì)常規(guī)武器爆炸破片試驗(yàn)與理論方面的研究成果進(jìn)行了深入分析，確定了常規(guī)彈頭爆炸破片的數(shù)量與質(zhì)量分布、運(yùn)動(dòng)衰減規(guī)律及空間分布，給出了破片對(duì)結(jié)構(gòu)破壞效應(yīng)的實(shí)用計(jì)算方法。馬永忠等[26]在對(duì)彈丸破片空間分布規(guī)律進(jìn)行理論分析的基礎(chǔ)上，結(jié)合球形靶試驗(yàn)和彈丸破片初速試驗(yàn)，得到了彈丸空炸時(shí)破片初速和破片密度隨落速變化的曲線圖。李偉等[27]通過(guò)試驗(yàn)研究了典型戰(zhàn)斗部艙內(nèi)爆炸環(huán)境下高速破片的飛散特性及穿甲性能，對(duì)破片的毀傷能力進(jìn)行了等級(jí)劃分，有效指導(dǎo)了艦船的輕型裝甲防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。此外，一些學(xué)者還采用數(shù)值模擬獲取了爆炸破片的空間分布及質(zhì)量和速度特性[28-33]。

在沖擊波超壓特性研究方面。金朋剛等[34]開(kāi)展了不同殼體厚度及裝藥量戰(zhàn)斗部靜爆試驗(yàn)，研究了非理想炸藥的爆炸沖擊波超壓特性。刑存震等[35]為了探索實(shí)戰(zhàn)條件下沖擊波超壓對(duì)水面艦艇艙室內(nèi)人員的殺傷效果，采用侵爆試驗(yàn)對(duì)封閉空間內(nèi)的爆炸沖擊波宏觀特性進(jìn)行了研究，揭示了爆炸沖擊波在艦船內(nèi)部的載荷分布情況，并初步分析了裝藥運(yùn)動(dòng)、起爆位置對(duì)沖擊波超壓分布的影響。趙傳等[36]基于理論分析和縮比試驗(yàn)結(jié)果，建立了“捕鯨叉”反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部的空爆威力場(chǎng)模型，獲得了爆炸沖擊波對(duì)艦艇結(jié)構(gòu)、艦載固定翼飛機(jī)、艦面技術(shù)裝備以及艦員的毀傷威脅距離，為“捕鯨叉”反艦導(dǎo)彈近距空爆毀傷研究提供了技術(shù)支撐。蔣海燕等[37]利用AUTODYN 軟件對(duì)運(yùn)動(dòng)裝藥空中爆炸沖擊波場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，分析了動(dòng)爆與靜爆沖擊波場(chǎng)的關(guān)聯(lián)特性，建立了動(dòng)爆沖擊波超壓工程計(jì)算模型。

上述文獻(xiàn)通過(guò)理論、試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法系統(tǒng)研究了圓截面彈體的爆炸特性。由于橢圓截面侵徹彈體是在平臺(tái)發(fā)展到一定程度后才誕生的，且其爆炸特性相對(duì)常規(guī)圓截面彈體更加復(fù)雜，相關(guān)研究尚未見(jiàn)到公開(kāi)報(bào)道。因此，本文中通過(guò)試驗(yàn)及理論方法對(duì)橢圓截面侵徹彈體的爆炸特性進(jìn)行初步探索，以期為橢圓截面侵徹彈體的工程化設(shè)計(jì)及毀傷效應(yīng)評(píng)估提供理論指導(dǎo)與技術(shù)支持。

1 試 驗(yàn)

1.1 彈體設(shè)計(jì)

試驗(yàn)彈體為橢圓截面、卵形頭部、錐裙擴(kuò)尾外形，主要由殼體、裝藥和引信組成，如圖1 所示。彈體采用等徑厚比設(shè)計(jì)[3]，即2a/(a-a′)=2b/(b-b′)，其中a為外形橢圓長(zhǎng)半軸，b為外形橢圓短半軸，a′為內(nèi)腔橢圓長(zhǎng)半軸，b′為內(nèi)腔橢圓短半軸。殼體材料為30CrMnSiNi2MoVE 高強(qiáng)鋼；主裝藥為GOL-961 型炸藥（一種以HMX 為基的富金屬燃料型抗過(guò)載澆注溫壓炸藥）。彈體總質(zhì)量為255 kg，裝藥量為42.2 kg，裝藥TNT 當(dāng)量為80.18 kg。炸藥澆注于殼體內(nèi)腔中，引信通過(guò)螺紋安裝于殼體尾部。起爆藥為40 g JH-14，放置于引信最前端，并通過(guò)引信內(nèi)部電雷管起爆，起爆方式為尾部中心起爆。

圖1 彈體結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 1 Schematic diagram of the penetrator structure

殼體熱處理過(guò)程中，將標(biāo)準(zhǔn)試件分別綁在殼體頭部、身段和尾部不同位置，與殼體隨爐進(jìn)行熱處理，并通過(guò)電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)、沖擊試驗(yàn)機(jī)、三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)機(jī)，分別對(duì)拉伸試件、沖擊試件、斷裂韌性試件進(jìn)行力學(xué)性能檢測(cè)，以獲取熱處理后殼體的力學(xué)性能，如圖2～3 所示。

圖2 拉伸試件力學(xué)性能檢測(cè)Fig. 2 Mechanical property obtained from tensile tests

圖3 沖擊和斷裂韌性試件力學(xué)性能檢測(cè)Fig. 3 Specimens for mechanical property testing of impact and fracture toughness

表1 為隨爐熱處理試件的力學(xué)性能檢測(cè)結(jié)果。從表中可以看出，隨爐試件的力學(xué)性能檢測(cè)結(jié)果一致性較好，說(shuō)明殼體熱處理比較均勻。殼體屈服強(qiáng)度平均值為1 251.5 MPa，沖擊功平均值為78.4 J，斷裂韌性平均值為103.0 MPa·m1/2，強(qiáng)韌性較好。

表1 隨爐熱處理試件的力學(xué)性能檢測(cè)結(jié)果Table 1 Mechanical properties of heat treated specimens

1.2 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)選擇在地面平坦且空曠的野外，試驗(yàn)系統(tǒng)由彈體、壁面超壓傳感器、自由場(chǎng)超壓傳感器、航拍無(wú)人機(jī)、扇形效應(yīng)鋼板等組成，如圖4 所示。彈體豎立于木質(zhì)托彈架上，頭部朝下垂直于地面，質(zhì)心距地面高度為2 m。壁面超壓傳感器選用YD-205 型壓電式壓力傳感器，通過(guò)加固裝置安裝于地面，敏感面與地面齊平。自由場(chǎng)超壓傳感器選用PCB 137B21A 型筆式探頭壓力傳感器，通過(guò)空心方鋼支架水平安裝于空中，高度與彈體質(zhì)心齊平，尖頭對(duì)準(zhǔn)彈軸。航拍無(wú)人機(jī)選用大疆御Mavic2 型號(hào)，搭載4 K 超清攝像頭，拍攝速度為125 s-1，試驗(yàn)時(shí)懸停于彈體正上方約80 m，攝像頭正對(duì)彈體尾部俯拍整個(gè)爆炸過(guò)程。

圖4 靜爆試驗(yàn)布局圖Fig. 4 Layout of the explosion experiment

以橢圓截面侵徹彈體在地面的垂直投影中心為圓心，在半徑7、10、12 m 的圓周上各布置3 路壁面超壓傳感器，在半徑7、10 m 的圓周上各布置4 路自由場(chǎng)超壓傳感器，在半徑12 m 的圓周上布置2 路自由場(chǎng)超壓傳感器，以獲取不同圓周半徑的沖擊波超壓數(shù)據(jù)。在彈體長(zhǎng)軸及短軸方向，且距離爆心12 m 的圓周上各豎立1 塊扇形效應(yīng)鋼板，尺寸為4.5 m × 2 m × 6 mm（寬×高×厚），由3 塊1.5 m × 2 m × 6 mm（寬×高×厚）的Q235 鋼板拼接而成，以獲取破片數(shù)量及穿孔情況。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 爆炸宏觀景象分析

圖5 為橢圓截面侵徹彈體的爆炸過(guò)程錄像。在確定火球尺寸時(shí)，以錄像中效應(yīng)鋼板寬度作為參照，且錄像中單個(gè)像素代表的實(shí)際尺寸為0.08 m，遠(yuǎn)小于火球尺寸，由此帶來(lái)的測(cè)量誤差基本可以忽略。彈體起爆后8.3 ms，火球最大尺寸約14.8 m，為彈體長(zhǎng)軸的42 倍。由于高強(qiáng)鋼殼體一般在膨脹至2 倍初始尺寸時(shí)會(huì)發(fā)生破裂并形成破片，說(shuō)明此時(shí)殼體已破碎并形成破片向外飛散，但由于破片尺寸較小且火光強(qiáng)烈，因此未能從照片中清晰觀察到。在16.7 ms 時(shí)，可以看到短軸方向有一些破片從火球中竄出來(lái)并撞擊在地面上，揚(yáng)起的煙塵在火光照射下呈灰白色。在25.0 ms 時(shí)，更多破片逃離火球并撞擊地面，揚(yáng)起大量白色煙塵。在41.7 ms 時(shí)，火球尺寸達(dá)到最大，之后火球開(kāi)始萎縮并逐漸湮滅?？v觀整個(gè)爆炸過(guò)程：火球演化形貌及破片散布區(qū)域均關(guān)于長(zhǎng)軸和短軸呈對(duì)稱分布，與彈體的對(duì)稱關(guān)系相對(duì)應(yīng)；破片散布區(qū)域近似呈矩形，且對(duì)角線與短軸方向的夾角為38°，破片在對(duì)角線方向飛行距離最遠(yuǎn)；長(zhǎng)軸方向的火球尺寸發(fā)生了明顯的二次膨脹，即火球在41.7 ms 時(shí)首次膨脹至最大，208.3 ms 時(shí)首次萎縮至極小，312.0 ms 時(shí)逆勢(shì)反彈，544.0 ms 時(shí)再次達(dá)到極大值后逐漸萎縮。

圖5 橢圓截面侵徹彈體的爆炸過(guò)程Fig. 5 Explosion process of penetrator with elliptical cross-section

2.2 火球特性分析

圖6 為爆炸過(guò)程中火球尺寸隨時(shí)間的演化歷程，結(jié)合爆炸過(guò)程錄像，將火球演化過(guò)程分為3 個(gè)階段。階段Ⅰ：快速成長(zhǎng)階段。該過(guò)程在41.7 ms 內(nèi)完成，裝藥能量全部釋放，促使火球尺寸急劇擴(kuò)張，亮度逐漸增大，且短軸和長(zhǎng)軸方向的火球尺寸在該階段末均達(dá)到最大，分別為21.86 m 和19.29 m。階段Ⅱ：高溫穩(wěn)定階段。火球尺寸基本穩(wěn)定在最大值附近，且火球停止向外擴(kuò)張，并開(kāi)始緩慢萎縮，該階段持續(xù)時(shí)間約50.0 ms。同時(shí)，該階段火球亮度最高，與環(huán)境光色對(duì)比鮮明、邊界清晰。階段Ⅲ：自由擴(kuò)散階段?；鹎虺叽缰饾u減小、亮度變暗，最終湮滅于爆炸產(chǎn)物中，該階段持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)。

圖6 火球尺寸演化歷程Fig. 6 Evolution of fireball size

從圖6 還可以更加直觀地觀測(cè)到火球在長(zhǎng)軸方向的二次膨脹過(guò)程。這是因?yàn)殚L(zhǎng)軸方向殼體最厚，對(duì)爆炸產(chǎn)物的約束能力最強(qiáng)，在殼體破碎過(guò)程中需要消耗更多能量，因而限制了火球的首次生長(zhǎng)（基于長(zhǎng)軸方向火球的最大尺寸要小于短軸方向也可以佐證這一論斷）。當(dāng)長(zhǎng)軸方向的殼體被完全破碎后，殼體對(duì)爆炸產(chǎn)物的約束徹底解除，內(nèi)部爆炸能量得以二次釋放，促使火球再次擴(kuò)張，最終形成了火球在長(zhǎng)軸方向的二次膨脹現(xiàn)象。

火球演化過(guò)程主要通過(guò)尺寸和持續(xù)時(shí)間來(lái)表征。根據(jù)圖5～6，將穩(wěn)定火球持續(xù)時(shí)間、火球持續(xù)總時(shí)間、火球最大尺寸、火球與破片分離時(shí)刻等特征參數(shù)提取出來(lái)統(tǒng)計(jì)于表2。

表2 火球演化過(guò)程典型特征參數(shù)Table 2 Typical characteristic parameters of fireball evolution

針對(duì)彈藥、液燃及氣體的爆炸火球問(wèn)題已有大量研究工作，并根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果總結(jié)出了一系列預(yù)估火球直徑d及持續(xù)時(shí)間t′的經(jīng)驗(yàn)公式[12]：

式中：A、B、C、D均為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，ωbe為等效TNT 當(dāng)量，不同經(jīng)驗(yàn)公式取值及其適用條件如表3 所示。

表3 火球預(yù)估經(jīng)驗(yàn)公式及其適用條件Table 3 Empirical formulas of fireball prediction and applicable conditions

對(duì)于裝藥彈體，ωbe代表殼體破壞耗能后留給爆炸產(chǎn)物的等效裸露炸藥TNT 當(dāng)量：

式中：ω 為實(shí)際裝藥當(dāng)量；α 為裝填系數(shù)，即裝藥質(zhì)量與彈體質(zhì)量的比值；γ 為炸藥的多方指數(shù)，取3.16；r0為裝藥半徑，rm為破片達(dá)到最大速度時(shí)對(duì)應(yīng)的半徑，對(duì)于鋼殼可近似取rm=1.5r0。

根據(jù)表3 中的經(jīng)驗(yàn)公式可計(jì)算出彈體爆炸后的火球直徑和持續(xù)時(shí)間，如圖7～8 所示。從圖中可以看出，火球直徑及持續(xù)時(shí)間均隨裝藥當(dāng)量呈遞增趨勢(shì)。對(duì)于火球直徑，試驗(yàn)結(jié)果均大于經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果，TNO/CCPS 公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最為接近，最大偏差約24%，最小偏差約14%；對(duì)于火球持續(xù)時(shí)間，TNO/CCPS 公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果偏差僅為13%，計(jì)算精度較高。后續(xù)可采用TNO/CCPS 公式對(duì)該類橢圓截面侵徹彈體的火球直徑及持續(xù)時(shí)間進(jìn)行工程預(yù)估。分析認(rèn)為，經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算偏差主要來(lái)源于橢圓截面侵徹彈體的非軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)及非均勻壁厚，以及其參照試驗(yàn)與本試驗(yàn)在起爆方式、含能材料類型等方面的差異。

圖7 火球直徑隨裝藥當(dāng)量變化情況Fig. 7 Diameter of fireball varying with charge

圖8 火球持續(xù)時(shí)間隨裝藥當(dāng)量變化情況Fig. 8 Duration of fireball varying with charge

2.3 破片特性分析

彈體爆炸后，殼體在爆炸產(chǎn)物作用下快速膨脹至開(kāi)裂破碎，形成形狀、尺寸和速度各異的高速破片。圖9 為破片對(duì)效應(yīng)鋼板的毀傷情況，鋼板上可見(jiàn)大量撞擊凹坑及穿孔，形狀和尺寸不盡相同；短軸方向的穿孔尺寸明顯較小，但數(shù)量偏多。

圖9 破片對(duì)效應(yīng)鋼板的毀傷情況Fig. 9 Damages of effecting steel plates by fragmentation

以鋼板背面是否透光作為有效穿孔判據(jù)，將撞擊凹坑和穿孔進(jìn)行分類統(tǒng)計(jì)，并采用下式計(jì)算效應(yīng)鋼板上的有效破片密度和破片穿甲率[38]，結(jié)果匯總于表4。

表4 破片特征參數(shù)Table 4 Characteristic parameters of fragments

式中：ne為破片有效穿孔總數(shù)，nt為破片著靶總數(shù)，S為效應(yīng)鋼板面積，γe為有效破片密度，η 為破片穿甲率。

從表4 可以看出，長(zhǎng)軸方向的破片密度為3.4 m-2，破片穿甲率為62.0%，短軸方向的破片密度為9.0 m-2，破片穿甲率為81.8%。短軸方向破片密度約為長(zhǎng)軸方向的3 倍，破片穿甲率約為1.3 倍，說(shuō)明橢圓截面侵徹彈體在短軸方向的破片毀傷威力優(yōu)于長(zhǎng)軸方向。

綜上所述，短軸方向的破片尺寸小、數(shù)量多、穿甲能力強(qiáng)，而長(zhǎng)軸方向的破片特性恰好相反。推測(cè)沿短軸至長(zhǎng)軸，破片尺寸呈遞增趨勢(shì)，破片數(shù)量呈遞減趨勢(shì)。

2.4 沖擊波超壓特性分析

彈體爆炸產(chǎn)生的高溫高壓火球急劇向外膨脹，壓縮空氣形成沖擊波，并伴隨火球向外快速傳播。當(dāng)火球膨脹至某一特征半徑后，沖擊波與火球界面分離，以大于火球膨脹的速度向外運(yùn)動(dòng)，直至最后衰減為聲速。沖擊波毀傷威力主要通過(guò)超壓峰值、沖量、正壓時(shí)間來(lái)表征。

由于彈體爆炸產(chǎn)生了大量破片，將部分超壓傳感器預(yù)埋線路切斷，如圖10 所示，導(dǎo)致自由場(chǎng)超壓數(shù)據(jù)未能成功獲取，且第3 路反射超壓數(shù)據(jù)也未能獲取。這也從側(cè)面反映了一個(gè)問(wèn)題，從7 m 圓周往外，破片早于沖擊波到達(dá)，提前將傳感器預(yù)埋線路切斷，導(dǎo)致超壓數(shù)據(jù)未能成功傳輸至數(shù)據(jù)采集器。

圖10 自由場(chǎng)沖擊波超壓傳感器支架破壞情況Fig. 10 Damage of free field shock wave overpressure sensor bracket

第1～2 路反射沖擊波超壓數(shù)據(jù)成功獲取，如圖11 所示。從圖中可以看出，這2 路有效數(shù)據(jù)的波形一致性非常好，沖擊波在躍升至峰值后緩慢下降，并持續(xù)了較長(zhǎng)時(shí)間的負(fù)壓，完全符合典型沖擊波的形狀特性。

圖11 反射沖擊波超壓曲線Fig. 11 Overpressure curves of reflection shock wave

對(duì)反射沖擊波超壓數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，并將典型特征參數(shù)提取后匯總于表5。距彈軸7、10 和12 m 處的反射沖擊波超壓峰值均值分別為313.5、180.0 和112.0 kPa，正壓時(shí)間均值分別為2.28、5.05 和6.70 ms，沖量均值分別為300.5、190.5 和195.0 kPa·ms。

考慮到彈體的質(zhì)心高度，爆心距7、10 和12 m 處傳感器的實(shí)際距離（即沖擊波的實(shí)際傳播距離）為7.28、10.20 和12.17 m。圖12～13 為超壓峰值Δp、正壓時(shí)間t+及沖量I+隨實(shí)際傳播距離的變化情況，沖擊波超壓峰值隨傳播距離R呈下降趨勢(shì)，隨正壓時(shí)間呈上升趨勢(shì)，沖量總體上也呈下降趨勢(shì)，說(shuō)明沖擊波毀傷威力隨傳播距離不斷衰減。

圖12 超壓峰值、正壓時(shí)間隨距離變化趨勢(shì)Fig. 12 Overpressure peak and positive pressure time varying with distance

圖13 沖量隨距離變化趨勢(shì)Fig. 13 Impulse varying with distance

從圖11 還可以看出，沖擊波經(jīng)過(guò)7 和10 m 處傳感器的時(shí)間差Δt1分別為3.957（第1 路）和4.220 ms（第2 路），經(jīng)過(guò)10 和12 m 處傳感器的時(shí)間差Δt2分別為3.413（第1 路）和2.896 ms（第2 路）。根據(jù)時(shí)間差求得沖擊波在7.28～10.20 m 和10.20～12.17 m 兩個(gè)區(qū)間的平均傳播速度分別為714.9 和628.7 m/s，說(shuō)明沖擊波的傳播速度隨著距離的增大在逐漸衰減，并且衰減速率較快。

2.5 爆炸機(jī)理分析

通過(guò)對(duì)橢圓截面侵徹彈體爆炸后的宏觀景象，以及火球、破片和沖擊波超壓特性的分析，結(jié)合圖14將橢圓截面侵徹彈體的爆炸機(jī)理總結(jié)如下。（1）彈體爆炸后，爆炸產(chǎn)物迅速膨脹，并驅(qū)動(dòng)殼體也開(kāi)始膨脹，當(dāng)爆炸產(chǎn)物壓力達(dá)到殼體承載極限時(shí)，殼體發(fā)生破裂并形成破片，爆炸產(chǎn)物以射流方式高速噴出形成火球并持續(xù)加速破片，直到爆炸產(chǎn)物膨脹速度相對(duì)破片運(yùn)動(dòng)可以忽略為止。由于空氣對(duì)破片速度的衰減遠(yuǎn)小于對(duì)爆炸產(chǎn)物速度的衰減，破片速度在某個(gè)時(shí)刻將超過(guò)爆炸產(chǎn)物，并不斷從火球中逃逸出來(lái)。（2）由于橢圓截面侵徹彈體短軸邊界距離彈軸最近，爆轟波最先到達(dá)短軸邊界并將殼體破碎，同時(shí)由于短軸方向殼體最薄，承載能力最弱，殼體破碎耗能也最少，這兩方面原因造成爆炸產(chǎn)物首先從短軸方向噴射而出形成火球，且短軸方向火球尺寸在首次膨脹過(guò)程中要大于長(zhǎng)軸方向。（3）由于橢圓截面侵徹彈體的非軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)和非均勻壁厚，從短軸至長(zhǎng)軸，殼體厚度與裝藥量均呈增大趨勢(shì)，殼體厚度增大對(duì)爆炸能量的耗散與裝藥量增大對(duì)爆炸能量的貢獻(xiàn)相互制約。在與短軸成38°方向，破片被爆炸產(chǎn)物加速至最高，飛行距離最遠(yuǎn)，如圖5 所示，而往短軸和長(zhǎng)軸方向靠近時(shí)破片飛行距離逐漸減小，且短軸方向的飛行距離要大于長(zhǎng)軸方向。

圖14 殼體碎裂過(guò)程示意圖Fig. 14 Shell fragmentation process

3 討 論

3.1 橢圓截面侵徹彈體爆炸特點(diǎn)

本試驗(yàn)中，由于橢圓截面侵徹彈體為非軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)和非均勻壁厚，所表現(xiàn)出的爆炸特性與常規(guī)圓截面侵徹彈體明顯不同，主要體現(xiàn)在以下幾方面：（1）對(duì)于常規(guī)圓截面侵徹彈體，爆炸火球呈圓形（俯視）往外膨脹，而橢圓截面侵徹彈體的爆炸火球呈橢圓形狀，并關(guān)于長(zhǎng)軸和短軸對(duì)稱；（2）爆炸初期，短軸方向的火球尺寸大于長(zhǎng)軸方向，而在長(zhǎng)軸方向有明顯的二次膨脹，會(huì)逐漸超越短軸方向；（3）橢圓截面侵徹彈體短軸方向的破片尺寸小、數(shù)量多、穿甲能力強(qiáng)，長(zhǎng)軸方向的破片特性恰好相反，而圓截面侵徹彈體由于幾何軸對(duì)稱，破片尺寸、數(shù)量和速度也幾乎呈軸對(duì)稱分布；（4）基于橢圓截面侵徹彈體的火球演化規(guī)律，可以推測(cè)其沖擊波超壓同樣會(huì)表現(xiàn)出非軸對(duì)稱性，但由于本次試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)略有不足，未能獲得沖擊波超壓在整個(gè)周向上的分布規(guī)律，后期還將結(jié)合試驗(yàn)和數(shù)值模擬進(jìn)行更加深入細(xì)致的研究，獲得更加明確的結(jié)論。

3.2 試驗(yàn)方案優(yōu)化

主要通過(guò)試驗(yàn)對(duì)橢圓截面侵徹彈體的爆炸特性進(jìn)行了初步探索，雖然獲得了一些有價(jià)值的試驗(yàn)數(shù)據(jù)和結(jié)論，但試驗(yàn)設(shè)計(jì)還存在以下幾方面不足。（1）航拍無(wú)人機(jī)攜帶的攝像頭拍攝速度太低（125 s-1），對(duì)于爆炸過(guò)程的拍攝稍顯不足，可能會(huì)遺漏一些重要信息，影響對(duì)爆炸特性的精確分析。（2）試驗(yàn)僅從空中俯拍獲得了垂直于地面視角的爆炸過(guò)程景象，而水平視角的爆炸過(guò)程景象卻未能獲取，嚴(yán)重制約了對(duì)爆炸過(guò)程全方位信息的分析與爆炸火球的三維重構(gòu)。（3）由于破片早于沖擊波到達(dá)傳感器布設(shè)位置，且數(shù)據(jù)傳輸線纜未采取有效防護(hù)措施，致使多路線纜被破片提前切斷，沖擊波超壓數(shù)據(jù)未能成功獲取。（4）試驗(yàn)未布置測(cè)量爆炸火球溫度場(chǎng)信息的儀器設(shè)備，對(duì)彈體熱輻射效應(yīng)的研究缺少數(shù)據(jù)支撐。（5）試驗(yàn)重點(diǎn)測(cè)量了短軸方向的沖擊波超壓數(shù)據(jù)，其他方向未布置傳感器或未能有效獲取到超壓數(shù)據(jù)，影響非軸對(duì)稱橢圓截面侵徹彈體的爆炸沖擊波特性表征與分析。（6）試驗(yàn)設(shè)計(jì)未考慮破片回收，只能通過(guò)效應(yīng)鋼板上的撞擊凹坑及穿孔情況來(lái)間接判斷長(zhǎng)軸及短軸方向的破片特性。（7）試驗(yàn)未設(shè)計(jì)測(cè)速裝置來(lái)測(cè)量破片速度，對(duì)破片速度的分析缺少數(shù)據(jù)支持。

針對(duì)本次試驗(yàn)存在的以上不足，提出以下建議供后續(xù)類似試驗(yàn)參考。（1）提高無(wú)人機(jī)俯拍相機(jī)的拍攝速度，為火球演化規(guī)律分析提供更加精準(zhǔn)的數(shù)據(jù)支持。（2）在長(zhǎng)軸與短軸方向各布置一臺(tái)高速相機(jī)，拍攝速度設(shè)置為4 000～8 000 s-1量級(jí)，與起爆雷管同步觸發(fā)，拍攝長(zhǎng)軸與短軸方向視角的爆炸過(guò)程景象，并配合俯拍錄像，給出爆炸過(guò)程的全方位物理圖像。（3）在自由場(chǎng)超壓傳感器前端徑向1 m 的位置豎立空心鋼管，鋼管高度應(yīng)略高于自由場(chǎng)超壓傳感器的布設(shè)高度，用于阻擋破片，且地表預(yù)埋線纜上也必須鋪設(shè)角鋼進(jìn)行破片防護(hù)。（4）在長(zhǎng)軸與短軸方向各布置一臺(tái)紅外熱像儀，用于火球溫度場(chǎng)測(cè)量，支撐對(duì)橢圓截面侵徹彈體爆炸熱效應(yīng)分析。（5）在多個(gè)典型位置補(bǔ)充沖擊波超壓傳感器，獲取全方位的沖擊波超壓數(shù)據(jù)，便于對(duì)爆炸沖擊波特性進(jìn)行更加全面系統(tǒng)的分析。（6）在長(zhǎng)軸、短軸及中間方位布置測(cè)速網(wǎng)靶、扇形效應(yīng)鋼板及沙箱（用于破片軟回收，厚度不小于0.5 m），獲取破片在典型方位的速度、形狀、尺寸及數(shù)量特征，支持對(duì)破片特性的分析。

4 結(jié) 論

(1)橢圓截面彈體爆炸火球演化形貌及破片散布區(qū)域關(guān)于長(zhǎng)軸和短軸呈對(duì)稱分布，與彈體的幾何對(duì)稱關(guān)系相對(duì)應(yīng)。

(2) 火球演化過(guò)程分為3 個(gè)階段：快速成長(zhǎng)階段、高溫穩(wěn)定階段和自由擴(kuò)散階段，整個(gè)過(guò)程歷時(shí)1 512 ms；火球在短軸方向快速膨脹后逐漸萎縮，但在長(zhǎng)軸方向發(fā)生了明顯的二次膨脹；火球在短軸和長(zhǎng)軸方向的最大尺寸分別為21.86 和19.29 m，約為彈體短軸和長(zhǎng)軸的91 倍和54 倍。

(3)試驗(yàn)彈體爆炸破片呈矩形散布，對(duì)角線與短軸夾角為38°，且破片在對(duì)角線方向飛行距離最遠(yuǎn)；短軸方向破片密度約為長(zhǎng)軸方向的3 倍，穿甲率約為長(zhǎng)軸方向的1.3 倍。

(4)短軸方向沖擊波超壓峰值、沖量及速度均隨傳播距離增大而減小，沖擊波毀傷威力逐漸降低；由于試驗(yàn)未能獲得全方位的沖擊波超壓數(shù)據(jù)，無(wú)法對(duì)其分布規(guī)律展開(kāi)深入分析與討論，有待后續(xù)研究跟進(jìn)。

感謝湖南云箭集團(tuán)有限公司的黃民榮和潘琴高級(jí)工程師在試驗(yàn)裝置加工及沖擊波測(cè)量過(guò)程中提供的技術(shù)支持。