某小型强光爆震弹的结构设计与试验研究

马永忠，赵法栋

(武警工程大学 装备管理与保障学院, 西安 710086)

强光爆震弹是一种依靠弹体爆炸时产生强烈声响和炫目的闪光，使人暂时性致聋致盲从而失去抵抗能力的非致命弹种[1-2]，在武力突击、强行驱散等处突维稳任务中发挥着重要作用，因其作用威力大、驱散效果好[3]，在各国警宪部队都得到了大量配备和广泛使用。如何在保证其作用威力的前提下，进一步增强其便携性、安全性和非致命性一直是该类弹药研究的热点问题[4-5]。如美国的7290型爆震弹采用钢制金属外壳，爆炸时不会产生任何破片，不仅增强了其非致命性，而且弹体可回收再利用，但也增加了全弹质量，给携带、投掷带来不便；M84震撼弹同样采用钢制外壳，但是由于减小了全弹尺寸和质量，其闪光强度明显降低；法国的鲁日利241型致盲手榴弹的弹体虽然采用塑料材料，但也会产生杀伤性破片，其0446型声光弹则采用了预制破片的方法来控制破片的杀伤能力。

国内采用的强光爆震弹为圆柱形结构，弹体较大、不便携带、不利于隐蔽使用；爆炸会发生击发座整体激射，造成杀伤人员的不良后果；保险机构容易被拉脱，造成意外击发，从而导致伤亡事故。

为解决上述问题，本文采用卵形弹体结构、双延期管串联点传火方式设计了小型强光爆震弹；基于LS-DYNA仿真平台对其联接座分离过程进行数值模拟以验证其非致命性；最后通过试验验证所设计弹药的安全性和可靠性。

1 结构设计

为便于人手持握和投掷，小型强光爆震弹的弹体结构设计为卵形，并在弹体中部联接座部位采用凹凸结构设计，以增加持握摩擦力，防止滑脱，利于提高投掷距离和投掷精度。整体由引信、联接座和爆炸体三部分构成，其中爆炸体由二级延期点火体、下盖和闪光剂组成，如图1所示。

1.联接座; 2.二级延期点火体; 3.下盖; 4.引信;5.拉环锁定扣; 6.一级分离点火管; 7.闪光剂

1) 引信设计

目前，手投防暴弹均采用翻板击针式发火和保险机构[6]，为增强弹药零部件的通用性，降低生产成本，本文的发火机构与保险机构主要零部件均采用通用件。同时，为了提高弹药携行安全性，参照手榴弹引信结构，在原保险机构中设置了拉环锁定扣。平时状态下，保险拉环被拉环锁定扣锁住，使用时，需要首先旋转拉环脱离拉环锁定扣，才能拔出保险销，这样就确保了弹药在贮存、运输、携行时的勤务安全性。

本文的发火机构除具有发火、延期功能外，还设计有分离、点火功能。其上设计有一级分离点火管，其输出端装药为具有较大产气量的开仓药。该点火管被刺燃后，点火药燃烧产生高温高压气体，使联接座与爆炸体分离，同时点燃二级延期点火体。

2) 爆炸体设计

爆炸体是弹药的主体，它要有足够的强度，确保分离过程中结构完好，不得有明显变形，更不能出现殉爆现象；分离后要能正常发火，爆炸时要具有良好的声光效应，保证足够的威慑效果，同时在安全范围内爆炸产生的破片不会对人员造成伤害。

在各种塑料材料中ABS材料具有良好的强度[7]，可保证壳体的强度要求，确保爆炸时有足够的初始压力，以取得良好的声光效应。因此，本文所设计的爆炸体由ABS材料注塑成型。具体由壳体和装药两部分构成。壳体由二级延期点火体和下盖构成，其中二级延期点火体的中孔内压装延期药，下盖内散装闪光剂。

3) 联接座设计

联接座是击发座与爆炸体的联接部位，将其联接成一个整体。在保证弹药的使用勤务性要求基础上，要尽量降低联接座与爆炸体的联接强度和剪切破坏力，确保在高压火药气体作用下两者能够可靠分离，同时要避免从联接座与击发座的联接处分离或产生气体泄漏。

本文采用ABS塑料[7]为联接座材料，注塑加工成型，联接座与爆炸体、击发座采用螺纹联接。为达到上述联接强度要求，其上下螺纹采用相同螺距，但上螺纹与击发座的联接长度远大于下螺纹与爆炸体的联接长度，同时在上螺纹处涂环氧树脂胶以进一步增强其联接强度。

综上，该弹的作用原理是：投掷时，旋转拉环脱离拉环锁定扣，拔出保险销投掷后，在扭转弹簧作用下，保险柄脱落、击针板翻转击发刺燃针刺延期点火管，经过延期后，一级分离点火管发火，产生高温高压气体，联接座与爆炸体分离抛出，火药气体同时引燃二级延期点火体中的点火药，再次延期后，二级延期点火体发火，激励闪光剂爆炸，爆炸体壳体破碎，产生巨大声响和强闪光。

2 基于LS-DYNA的联接座剪切分离过程分析

实现弹体爆炸前联接座的可靠分离，消除击发座整体激射现象，进一步确保弹药的非致命性是本文结构设计的重点。为深入论证所设计结构的可行性，本文采用有限元分析的方法对其剪切分离过程进行研究。

联接座与爆炸体的分离问题属于爆炸与冲击问题，其实质是多物质流体弹塑性动力学问题。在各种有限元分析平台中，LS-DYNA在分析各种爆炸、结构撞击、冲击等动态非线性问题方面具有独特的优势[8]，本文就以该软件为仿真平台。

2.1 物理模型的建立

由于不需要考虑二级延期点火体的爆炸问题，为简化计算，本文只建立了一级分离点火管腔室及开仓药模型。

建立平面模型。按照所设计结构，绘制的平面模型如图2所示，该模型由开仓药、联接座和空气三部分构成。其中，螺纹部分按照国标规定的螺纹规格建模，联接长度为6 mm，螺距为1.5 mm。

沿Y轴旋转生成1/4三维模型。

图2 平面模型

该弹结构对称，采用四边形网格有利于快速建立网格模型，提高精度。此外，采用映射网格划分，对于炸药部位，为了保证计算的精度，将网格划分的更加细密。网格划分如图3所示。

图3 网格划分

2.2 边界条件和接触类型

螺纹接触类型采用面面接触，为了使螺纹的变形更加精确，采用双向接触的接触搜索方式。不仅搜索从节点的穿透，还对主节点进行搜索。

设置对称边界条件，即在建立的坐标系中选择YZ面施加UX约束，选择XY面施加UZ约束(相当于施加了YZ、XY对称边界条件)。

联接座剪切分离过程涉及开仓药、空气和联接座3种材料。

1) 开仓药。采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN的材料模型，状态方程采用*EOS_JWL。JWL状态方程能够精准地描述爆炸驱动过程中爆轰气体产物的能量特性、压力和体积。其状态方程参数如表1所示[9]。

2) 空气。空气部分材料采用*MAT_NULL，状态方程采用*EOS_LINEAR_ POLYNOMIAL，参数如表2所示。

表1 开仓药状态方程参数

3) 联接座。联接座采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC，随动硬化的塑性材料模型，参数如表3所示。极限塑性应变取0.06。

表2 空气材料模型参数

表3 联接座材料模型参数

2.3 生成K文件求解

由于联接座螺纹连接处为ABS材料注塑而成，弹性模量高、机械性能好、流动性差，因此，当一级延期药爆炸产生的火药气体在联接座内快速膨胀时对螺纹连接处产生较大冲击应力，其垂直于螺纹接触面方向的分力强度达到屈服极限既可使联接座“拔脱”，而不会发生较大塑性变形。

由屈服准则公式：

f(∂ij)=c

(1)

其中，c只与材料性质有关。

当

(2)

高温高压火药气体冲开联接座，完成分离。其中，F为火药冲力，α为螺纹坡度，S0为螺纹受力面积。

考虑爆炸过程时间非常短，设置求解时间为0.4 ms，求解步数设置为400步，并将炸药的起爆点设置在炸药轴线上侧。

2.4 结果分析

1) 联接座分离过程分析。图4为联接座分离过程的Mises应力云图。可以看出，在分离过程中，联接座、弹体有明显变形，但均未破坏，联接座和爆炸体连接螺纹发生了完全拔脱。

由于腔室内火药气体对联接座和爆炸体有一个来回的冲击作用，联接座顶部和爆炸体底部均有一个明显的振动效应，其速度变化曲线如图5和图6。

由于腔室内部冲击波对击发座和弹体持续的一个冲击效应，爆炸体振动频率较为缓慢，但振幅更大，正负方向速度差可达40 m/s，而击发座振动频率较高，振幅较小，正负方向速度差约为17.5 m/s。

图4 联接座分离过程Mises应力云图

图5 联接座顶部速度-时间曲线

图6 爆炸体底部速度-时间曲线

2) 螺纹变化分析。图7、图8分别是内外螺纹径向位移-时间曲线。

图7 内螺纹径向位移-时间曲线

图8 外螺纹径向位移-时间曲线

由图8可知，在腔室内气体膨胀时，联接座螺纹连接处也发生一定程度的膨胀，致使联接座被拔脱。与此过程相对应，内、外螺纹也会伴随气体膨胀发生径向位移。由此可知，联接座拔脱过程并不是完全克服螺纹剪切力而破坏螺纹，而是伴随着径向位移，拔脱过程中所需克服的实际剪切力应小于螺纹屈服极限。

图9表示了t=0.24 ms时内外螺纹的变形。

图9 内外螺纹的变形(t=0.24 ms)

可以看出：内、外螺纹面均因为径向位移而发生一定程度的塑性变形，外螺纹的变形更加明显，但没有严重畸形破坏，依旧可以二次使用。分别选取内螺纹和外螺纹单元，绘制Mises应力变化曲线(图10、图11)。

图10 内螺纹Mises应力-时间曲线

图11 外螺纹Mises应力-时间曲线

内、外螺纹Mises应力随时间变化趋势差不多，但外螺纹最大Mises应力值为21.8 MPa，比内螺纹大，说明在整个拔脱过程外螺纹受力更大，这也进一步证实：外螺纹表面塑性变形比内螺纹更大。

3) 压强变化规律。选取腔室中间部位单元绘制压强变化曲线(图12)。可以看出：由于炸药的爆炸，腔室内压强迅速增大到1.35 MPa，然后在冲击过程中由于能量的损耗，腔室压强迅速减小直至成0，此时，联接座和弹体完全拔脱。

图12 腔室压强时间变化曲线

3 试验测试

3.1 联接座分离试验

为进一步验证联接座分离的可靠性，本文用经配重的填砂弹作为爆炸体进行整弹装配，依靠两个固定杆分别固定在水泥地面与泥土地面上进行联接座分离试验(试验布置如图13所示)，测试分离情况及分离距离(分离效果如图14所示)，结果见表4。

图13 联接座分离试验布置

图14 联接座分离效果

试验地面测试弹数/枚分离情况联接座分离距离/m最大距离最小距离平均距离水泥地面10全部分离1.360.420.66泥土地面10全部分离1.120.390.52

结果表明：分离率达100%，无论在水泥地面还是在泥土地面上，平均分离距离均小于1 m。

3.2 弹体破碎性试验

弹体破片是影响弹药非致命性的另一个重要因素，因此本文采用静爆法(其试验布置如图15所示)在封闭空间内将实弹固定在中央固定台上进行拉发引爆。收集分析弹体破片数质量分布规律，并与某型手投强光爆震弹进行对比。破片如图16、试验统计结果如表5所示。

图15 弹体破碎性/破片安全性试验布置

图16 某型手投强光爆震弹弹体破片(左)与小型强光爆震弹弹体破片(右)对比

破片质量区间/g某型手投强光爆震弹数量平均质量百分比/%小型强光爆震弹数量平均质量百分比/%<0.3480.1644.4390.1843.30.3～0.7150.510.14330.4936.70.7～1270.810.25180.83201～2151.560.139000>236.520.03000百分比(%):指某质量区间上的破片数占总破片数的比例

结果表明：某型手投强光爆震弹的击发座没有被炸碎，仍保持完整，其余破片的质量都小于2 g；小型手投强光爆震弹的破片质量都小于1 g。

为进一步考核破片的杀伤性，本文参照GJB3287—1998《防暴弹药定型试验规程》[10]，采用能否穿透25 mm厚红松木靶板法作为致伤判据，对10枚爆炸体进行静爆安全性测试。其中红松木靶板以扇形布设，距爆心1 m。试验结果表明，爆炸体产生的破片均未能穿透距爆心1 m处的25 mm厚红松木靶板，因而不会对半径1 m处人员造成杀伤，达到了安全半径1 m的战技指标要求。

4 结论

本文采用卵形弹体结构、双延期管串联点传火方式设计的小型强光爆震弹，有效解决了现有强光爆震弹弹体较大，携行不便，不利于隐蔽使用的问题。小型强光爆震弹采用的双延期管串联结构，与采用单个针刺延期管结构相比，大幅度降低了弹药出现瞬发(无延期时间)的概率，确保了投掷安全性，这是该弹结构设计上的突出优点。小型强光爆震弹的爆炸壳体产生的最大破片重量不超过1 g。静爆试验表明：爆炸破片未穿透距爆心1 m处25 mm厚红松木板，达到了安全半径1 m的战技指标要求。