鄧 海，全嘉林，梁爭峰

（西安近代化學研究所，陜西 西安 710065）

破片殺傷戰(zhàn)斗部是防空反導、對付空中目標彈藥的主要毀傷載荷。早期受制導精度、引信技術的制約，防空反導戰(zhàn)斗部多為具有軸對稱結構，并采用中心起爆的大飛散角戰(zhàn)斗部。戰(zhàn)斗部裝藥爆轟后，破片沿徑向均勻飛散，然而目標僅處于殺傷區(qū)域內(nèi)很小的一個錐角范圍內(nèi)，因而裝藥能量和破片利用率極低。據(jù)統(tǒng)計，分布于目標方向的破片數(shù)僅為總破片數(shù)的1/12～1/8。隨著制導和引戰(zhàn)水平的日益發(fā)展，定向戰(zhàn)斗部技術成為各軍事大國的研究熱點。目前，研究最為活躍、技術最為成熟的定向戰(zhàn)斗部為偏心起爆戰(zhàn)斗部。它利用爆炸邏輯網(wǎng)絡實現(xiàn)多分位的可控起爆，在裝藥中形成定向匯聚爆轟波，產(chǎn)生馬赫波超壓載荷，使破片在定向方向上的速度大大提高，并使破片集中飛向目標方向，增大目標飛散方向上的破片密度，達到高效毀傷目標的目的。

偏心起爆定向戰(zhàn)斗部由于易于實現(xiàn)，研究最為活躍，目前是防空反導戰(zhàn)斗部發(fā)展的主方向。Resnyansky 等采用數(shù)值模擬方法研究了偏心多線起爆條件下破片戰(zhàn)斗部的破片速度和密度分布，并進行了實驗驗證，發(fā)現(xiàn)平面波起爆可使破片戰(zhàn)斗部殺傷效率最高。Kennedy研究發(fā)現(xiàn)，采用偏心起爆方式可使破片戰(zhàn)斗部速度增益1.32 倍，破片密度增益1.4 倍。Held在偏心起爆戰(zhàn)斗部中運用Taylor 公式，給出了可以應用在雙線性偏心起爆模型中，計算彈體截面內(nèi)徑向破片速度的Gurney 修正方程。黃靜等比較了3 種不同夾角的偏心線起爆方式下破片速度增益情況，發(fā)現(xiàn)夾角45°的雙線起爆方式對破片初速提高最顯著，增益超過30%。王樹山等通過實驗研究了預制桿狀破片戰(zhàn)斗部側面四點偏心起爆下破片徑向飛散規(guī)律，發(fā)現(xiàn)偏心起爆能顯著提高定向方向的破片初速及破片數(shù)量。

以上研究主要驗證了偏心起爆對破片速度及破片密度增益的效果，對于不同形式的起爆方式對裝藥能量增益的區(qū)別研究較少。本文中，以典型破片殺傷戰(zhàn)斗部結構為研究對象，建立偏心起爆定向戰(zhàn)斗部的數(shù)值模型，對不同六分位偏心起爆方式下戰(zhàn)斗部爆轟驅(qū)動破片的過程開展數(shù)值模擬，分析預制破片的速度增益，以及偏心起爆條件下主裝藥對不同角度范圍內(nèi)的能量增益和分配規(guī)律，并設計戰(zhàn)斗部樣彈進行試驗驗證，以期為戰(zhàn)斗部的優(yōu)化設計提供參考。

1 偏心起爆的能量增益

偏心起爆由于起爆過程存在爆轟波的相互作用，在局部區(qū)域產(chǎn)生了馬赫波超壓，提高了原有裝藥在定向區(qū)域的能量分配比例及利用率，從而使得定向區(qū)域破片速度產(chǎn)生增益。當偏心的多個起爆點同時起爆后，從起爆點同時發(fā)出多個球面爆轟波，并以相同的爆速向炸藥內(nèi)傳播，當多個爆轟波陣面相遇時，將發(fā)生爆轟波的碰撞、疊加，在碰撞面附近產(chǎn)生相對于CJ 爆轟很強的局部超壓。這種局部超壓隨著爆轟波碰撞過程的繼續(xù)將會持續(xù)維持，在碰撞點附近出現(xiàn)一個非均勻的過渡區(qū)，從而造成碰撞點附近物質(zhì)的堆積，迫使反射沖擊波上移，與入射爆轟波交于距離起爆點對稱平面的一定距離處，形成馬赫爆轟波，構成非正規(guī)斜反射。圖1 為間位60°的兩點偏心起爆后爆轟波相互作用的示意圖，和為位于裝藥端面的2 個起爆點。

當裝藥在和點同時起爆后，分別以、為中心發(fā)出2 個散心球面爆轟波，各自獨立地向炸藥內(nèi)傳播。當這2 個爆轟波波陣面?zhèn)髦羶善鸨c對稱平面時，將發(fā)生這2 個爆轟波的對心正碰撞，碰撞后分別向兩側爆轟產(chǎn)物中傳入沖擊波，并在碰撞點附近形成一個非均勻的過渡區(qū)，造成碰撞點附近物質(zhì)的堆積，構成非正規(guī)斜反射，形成馬赫爆轟波，從而在碰撞點附近產(chǎn)生相對于CJ 爆轟的很強的局部超壓，如圖1所示，i 為入射爆轟波，r 為反射爆轟波，M 為馬赫爆轟波。區(qū)(0)為未爆炸藥區(qū)，區(qū)(1)是高壓爆轟產(chǎn)物區(qū)，區(qū)(2)為反射沖擊波后區(qū)，區(qū)(3)為馬赫波后區(qū)。馬赫波傳遞的區(qū)域，即為定向區(qū)域。

圖1 鄰位兩點偏心起爆后爆轟波相互作用Fig. 1 Interaction between two detonation waves produced by two-point eccentric initiation with an interval of 60°

2 偏心起爆破片初速計算公式推導

由此，可以將裝藥中心點看作戰(zhàn)斗部裝藥的能量分配中心，該點與破片邊沿圍成的裝藥區(qū)域為對應的破片提供能量，可以將該破片處的局部裝填比 β代入Gurney 公式計算相應的破片速度。

對于偏心起爆，假定同樣存在一個能量分配點，如圖2 所示。假設偏心起爆的目標方位為點所在方向，由圓柱形裝藥的對稱性可知，點應位于目標方位所在直徑上，且在另一端的某個位置。假定能量分配點到戰(zhàn)斗部中心的距離為，=，為偏心系數(shù)。

圖2 偏心起爆彈軸中心截面示意圖Fig. 2 Schematic diagram of the eccentric detonator shaft center section

從式(6)可知，偏心起爆條件下，某一點的等效裝填比與能量分配中心的偏心比、方位角θ 有關。可以通過數(shù)值模擬或試驗提取，反推能量分配點的位置，只要確定了的值或的函數(shù)關系，就能夠確定偏心起爆破片速度隨周向方位角的變化規(guī)律，從而為其他戰(zhàn)斗部的設計與研發(fā)提供參考。

3 數(shù)值模擬

3.1 計算模型及材料參數(shù)

本文中采用LS-DYNA 有限元軟件進行計算，戰(zhàn)斗部模型由主裝藥、空氣域、預制破片、內(nèi)襯、端蓋5 部分組成，如圖3 所示。主裝藥尺寸為 ? 100 mm×150 mm；破片為單層立方體破片，破片質(zhì)量為3 g，材料為93W 合金；內(nèi)襯材料為鋁，厚度為1 mm；端蓋材料為鋼，厚度為5 mm。

圖3 戰(zhàn)斗部模型Fig. 3 The warhead model

計算過程中采用任意Lagrange-Euler(aribitrary Lagrange-Euler, ALE)算法，破片與殼體間的接觸為自動面對面接觸，破片之間的接觸為單面自動接觸；炸藥為HMX 基PBX 炸藥，該炸藥密度為1 818 kg/m，CJ 爆轟壓力為31.86 GPa，爆轟速度為8 336 m/s，對其采用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN 材料模型和Jones-Wilkins-Lee (JWL)狀態(tài)方程；破片和內(nèi)襯采用Johnson-Cook 本構模型和Grüneisen 狀態(tài)方程；空氣采用理想氣體狀態(tài)方程。

3.2 起爆方式

選取六分位作為起爆圓截面劃分的方式，研究鄰位雙線起爆、間位雙線起爆、偏心單線起爆、連位三線起爆4 種偏心起爆方式對裝藥能量分配的影響，起爆方式示意圖如圖4 所示。破片周向方位角定義為：目標方向方位角為0°，偏心單線起爆線的方位角為180°，圓周上任意一點的方位角為該點到目標方向間的圓心角。定義方位角-30°～30°間的區(qū)域為定向區(qū)。

圖4 六分圓起爆方式Fig. 4 Initiation modes of sextant circle

3.3 結果分析

對不同起爆方式下爆轟波的傳播、疊加及破片在爆轟驅(qū)動作用下的飛散情況進行了計算，以中心起爆作為比較基準，評價了不同起爆方式下破片的速度增益及定向區(qū)域的能量增益。計算得到的戰(zhàn)斗部裝藥內(nèi)部爆轟波傳播的壓力云圖如圖5 所示。

圖5 不同起爆方式下爆轟波的傳播過程Fig. 5 Propagation processes of detonation waves with different initiation modes

從計算結果可以得到，采用中心起爆時，經(jīng)過約13 μs 爆轟波傳播至裝藥邊緣，整個周向裝藥邊緣處的爆轟壓力相等，壓力為23.5 GPa。采用4 種偏心起爆時，多線起爆在爆轟波傳播過程中，從12 μs 后就發(fā)生爆轟的碰撞和匯聚，產(chǎn)生局部的高壓區(qū)域，大約經(jīng)過20 μs 爆轟波傳播至目標方位裝藥邊緣，隨后殼體膨脹破裂，在爆轟波和爆轟產(chǎn)物的作用下驅(qū)動破片飛行；可以看出在整個裝藥區(qū)域，方位角為0°的裝藥邊緣處壓力最高，方位角為180°裝藥邊緣處壓力最低，對比4 種起爆方式裝藥邊緣的最大爆轟壓力，鄰位雙線起爆方式壓力最大，可達36.2 GPa，其次是連位三線起爆，最高壓力為35.7 GPa，再次是間位雙線起爆，壓力為34.3 GPa，最次是偏心單線起爆，壓力最高為27.1 GPa。由于采用多線起爆后，爆轟波裝藥內(nèi)部傳播過程發(fā)生碰撞、匯聚、疊加，產(chǎn)生了較強的局部超壓，造成多線偏心起爆裝藥邊緣處最大壓力明顯大于偏心單線起爆。與中心起爆最大壓力23.5 GPa 相比，偏心起爆爆轟波傳播至目標方位裝藥邊緣，經(jīng)歷了更長的爆轟增長時間，并存在爆轟波碰撞疊加，4 種偏心起爆方式均能顯著提高目標方位處的爆轟波壓力。裝藥邊緣處爆轟壓力的提高，能夠使作用在破片上的動量增加，從而提高破片的加載速度。裝藥軸向中心截面處最大壓力隨方位角的分布曲線如圖6 所示；不同起爆方式下不同方位角處破片速度變化曲線如圖7 所示。

圖6 不同起爆方式下，爆轟波壓力峰值隨方位角分布曲線Fig. 6 Detonation wave pressure peak varying with azimuth angle under different initiation modes

圖7 不同起爆方式下破片速度隨方位角的分布Fig. 7 Fragment velocity varying with azimuth angle under different initiation modes

從圖6 可以看出，在方位角0～30°范圍內(nèi)，幾種偏心起爆方式下壓力均明顯高于其他方位角處的爆轟波壓力，在-30°～30°的定向毀傷區(qū)域內(nèi)，間位雙線起爆與連位三線起爆的壓力較為接近，鄰位雙線起爆爆轟波壓力明顯大于其他幾種起爆方式。

從圖7 可以看出，隨著方位角度的增大，破片速度值越來越小。方位角較大處的破片距離起爆點位置較近，起爆后，爆轟波成長時間較短，爆轟波未能達到最大能量就接觸到了這些破片，作用于破片的沖量較小，造成了其速度較低。方位角較小處，爆轟波進過較長時間的成長，能量達較大值，破片加載速率更高。分別采用中心起爆、偏心一線、間位兩線、連位三線、鄰位雙線5 種方式起爆時，在0°～30°定的向區(qū)域內(nèi)破片速度和裝藥邊緣處最高壓力都依次增大；鄰位雙線定向區(qū)域破片速度最大，這是由于鄰位雙線的起爆點距離定向區(qū)域更遠，能量分配中心也更遠離定向區(qū)域，因此破片獲得的速度也最高；而偏心單線與鄰位雙線相比，雖然起爆點離定向區(qū)更遠，但鄰位雙線起爆方式下，兩路爆轟波發(fā)生碰撞、匯聚、疊加，產(chǎn)生較強的局部超壓，因此增益相對于偏心單線起爆方式更高。取戰(zhàn)斗部中間截面一圈破片進行統(tǒng)計，定向區(qū)域不同方位破片速度統(tǒng)計如表1 所示。

表1 定向區(qū)不同方位破片速度Table 1 Fragment velocity in different directions of orientation area

從表1 可以發(fā)現(xiàn)，相對于中心起爆破片速度2 113.0 m/s，偏心起爆戰(zhàn)斗部可以獲得顯著的破片速度增益。鄰位雙線起爆，破片速度最高可達2 651.3 m/s，目標方向速度增益達25.47%，定向區(qū)域內(nèi)破片平均速度增益21.53%；連位三線起爆，破片速度最高可達2 583.3 m/s，目標方向速度增益達22.26%，定向區(qū)域內(nèi)破片平均速度增益15.52%；間位雙線起爆，破片速度最高可達2 572.2 m/s，目標方向破片速度增益達21.72%，定向區(qū)域內(nèi)破片平均速度增益14.71%；偏心單線起爆，破片速度最高可達2 487.6 m/s，目標方向速度增益達17.71%，定向區(qū)域內(nèi)破片平均速度增益13.45%。定向方位的破片速度增益最大，隨著方位角增大破片速度增益迅速下降，到方位角為90°附近時，破片速度近似于中心起爆破片速度相同。

根據(jù)不同方位角處的破片速度，可以計算出戰(zhàn)斗部周向破片動能分布情況。假設所有破片質(zhì)量相等，且在爆轟加載過程中不發(fā)生質(zhì)量損失，則方位角θ 處的破片動能為：

將統(tǒng)計得到的破片速度代入公式(11)，計算得到不同起爆方式下動能分配比隨破片方位角的變化規(guī)律，如圖8 所示。

從圖8 可以看出，偏心起爆能量分配比與方位角間的關系曲線成上凸形狀，即方位角較小的部分能量更多，更為集中，占比更大，通過調(diào)節(jié)能量分配比使得能量向目標方位集中。

圖8 不同起爆方式下動能分配比隨破片方位角的變化Fig. 8 Kinetic energy distribution ratio varying with azimuth angle under different initiation modes

選取戰(zhàn)斗部中間截面速度最快的一圈破片，對不同區(qū)域破片總動能分布統(tǒng)計如表2 所示，不同起爆方式下破片總動能近似相等，相對中心起爆定向區(qū)能量占比為16.67%，鄰位雙線起爆定向區(qū)域能量占比最高可達24.57%，該區(qū)域內(nèi)能量增益最高達47.42%；其次是連位三線起爆，能量增益38.84%，間位雙線起爆定向區(qū)內(nèi)能量增益36.98%；偏心單線起爆定向區(qū)能量增益32.72%。

表2 不同區(qū)域內(nèi)破片總動能的分布情況Table 2 Total kinetic energy distribution of fragments in different regions

從以上分析可以看出，偏心起爆通過改變起爆點的位置，調(diào)整爆轟波的波形與能量分配，從而改變了破片的殺傷能量在環(huán)向均勻分布的現(xiàn)象。裝藥分配給破片的能量與破片到起爆點之間的距離有關，定向區(qū)與起爆點間的距離越遠，分配給定向區(qū)內(nèi)破片的等效裝藥量更多，獲得的能量較高。

根據(jù)不同方位角處的破片速度反推出各方位角的局部裝填比 β，根據(jù)公式(6)的形式擬合出不同起爆方式局部裝填比隨方位角的變化關系如表3 所示，從而可得到預測偏心起爆戰(zhàn)斗部破片速度的經(jīng)驗計算公式。

表3 局部裝填比隨方位角的擬合關系式Table 3 Fitting relationship between local loading ratio and azimuth angle

4 偏心起爆周向動能分配試驗研究

4.1 試驗樣彈設計

傳統(tǒng)的殺傷戰(zhàn)斗部靜爆試驗由于破片離散分布，測速靶不能攔截所有破片，并存在爆炸殘渣誤觸發(fā)測速靶等現(xiàn)象，因此不能測量出所有破片的速度，無法完整地反映在不同區(qū)域內(nèi)裝藥的能量分配情況。為驗證六分位起爆網(wǎng)絡條件下，不同偏心起爆方式不同區(qū)域內(nèi)的能量增益，參照六分位起爆圓劃分模式，設計了戰(zhàn)斗部試驗樣彈，通過預刻槽的方式將殼體由軸向均勻分為6 個整體。具體結構如圖9 所示，由殼體、主裝藥與端蓋3 部分組成，主裝藥采用某HMX 基含鋁炸藥，裝藥尺寸為 ? 100 mm×150 mm；殼體和端蓋的材料為塑性較好的20 鋼，殼體厚度為36 mm，端蓋厚度為5 mm；保證在爆轟加載過程中不發(fā)生碎裂，試驗時忽略爆轟加載過程中因殼體變形等因素導致的能量損失，每塊殼體的動能即可近似為該起爆方式下戰(zhàn)斗部裝藥在該方向區(qū)域的輸出能量。

圖9 試驗樣彈的結構設計Fig. 9 Structure design of test sample projectile

為了對比不同起爆方式下戰(zhàn)斗部裝藥在不同區(qū)域內(nèi)的能量分配規(guī)律和能量增益，并與計算結果進行對比，共設計了5 發(fā)樣彈試驗，樣彈編號及起爆方式如表4 所示。

表4 樣彈起爆方式Table 4 Initiation modes of test bombs

4.2 試驗布置

靶場布置根據(jù)扇形靶試驗的原理，以試驗樣彈爆心為圓心，在距離爆心半徑3 m 處，周向均勻布置6 塊6 mm 厚的Q235 鋼靶，靶板高2 m，弧長1.25 m。靶場具體示意圖如圖10 所示。以樣彈目標方向正對的靶板為靶板1，對應方位角0°方向。從靶板1 起，順時針每隔60°分別布置靶板2～6。采用斷通靶和高速攝影2 種方法同時對破片速度進行測量。

圖10 靶場布局Fig. 10 Shooting range layout

4.3 實驗結果及分析

高速攝影記錄得到樣彈1 戰(zhàn)斗部起爆、殼體飛散過程如圖11 所示。

圖11 樣彈1 爆轟過程的高速攝影Fig. 11 High-speed photography of detonation process of test bomb 1

從高速攝影照片可得：3.79 ms 時刻，樣彈1 命中正前方靶板；4.60 ms 時刻，樣彈1 命中前側方靶板。結合梳狀靶測速結果，得到每塊靶板對應殼體的速度。戰(zhàn)斗部沿起爆側與目標側所在的直徑軸對稱，因此將靶板2 和6、靶板3 和5 的數(shù)據(jù)合并取平均值。對于中心起爆，取6 塊靶板速度的平均值。

采用擬合得到的局部裝填比關系式和偏心起爆初速計算公式對目標方位的樣彈殼體速度進行計算，試驗結果與理論計算結果如表5 所示，可以得到，鄰為雙線起爆定向方位殼體速度最大，相對于中心起爆，速度增益為18.4%（表5 中沒有具體的值），偏心單線起爆殼體速度最低，速度增益為11.9%。目標方向的殼體速度，理論計算值比試驗值大，最大存在12%的偏差。鑒于試驗樣彈與傳統(tǒng)破片戰(zhàn)斗部形式存在差異；靶板1 對應殼體的方位角為-30°～30°，計算時采用的方位角為0°；高速攝影采用的拍攝頻率為10 000 s，存在0.10 ms 的時間誤差，導致速度存在約20.0 m/s 的速度誤差；從試驗后靶板穿孔情況得出，殼體存在少量破裂現(xiàn)象，變形帶來了一定能量損失等原因，對于定向區(qū)域破片的速度預估，偏心起爆初速計算公式有著較高的適配性。

表5 不同周向起爆方式下樣彈殼體速度分布Table 5 Velocity distributions of tested bomb shells under different initiation modes

根據(jù)各方位殼體速度計算得到不同方向的動能分配，試驗值和數(shù)值模擬值統(tǒng)計如表6 所示。

表6 不同起爆方式不同方位區(qū)域動能分配對比Table 6 Total kinetic energy distribution in different regions under different initiation modes

從表6 可以看出，試驗獲得的6 塊大破片在對應區(qū)域獲得的動能分配占比與數(shù)值模擬得到的小破片在各區(qū)域獲得的動能占比吻合很好，說明以大破片樣彈試驗去驗證不同偏心起爆方式下，定向區(qū)域的動能分配和動能增益規(guī)律是可行性的。

相對于中心起爆，不同方位動能增益試驗值和數(shù)值模擬結果統(tǒng)計如表7 所示。從表7 可以看出：定向區(qū)域動能增益最高的起爆方式為鄰位雙線起爆，相對于中心起爆，動能增益可達40.2%；其次是連位三線，動能增益達35.9%；連位三線與間位雙線差距不大，間位雙線起爆動能增益為32.4%；偏心單線定向區(qū)總動能增益相對最低，動能增益最高可達25.4%；在定向區(qū)和定向區(qū)相鄰的區(qū)域內(nèi)動能增益試驗結果與模擬結果符合較好，4 種起爆方式模擬結果與試驗結果偏差均在10%以內(nèi)；起爆側區(qū)域內(nèi)動能增益相對模擬結果明顯偏低。這是由于在數(shù)值模型中，起爆點僅為一理想點，對樣彈殼體驅(qū)動速度無影響，試驗樣彈中為了放置起爆點，需要預先在殼體上穿孔，起爆后由于起爆點附近的殼體提前被破壞，爆轟產(chǎn)物氣體提前泄露，導致起爆側區(qū)域內(nèi)破片速度偏低。

表7 不同起爆方式下不同方位區(qū)域的動能增益Table 7 Kinetic energy gain in different regions under different initiation modes

4.4 試驗合理性的數(shù)值模擬驗證

為驗證試驗設計的合理性，建立了偏心起爆能量周向分配試驗樣彈的數(shù)值模型，模型尺寸與試驗樣彈保持一致，模型殼體采用Lagrange 網(wǎng)格，裝藥采用Euler 網(wǎng)格。殼體材料為20 鋼，采用*MAT_ELASTIC模型描述，殼體材料初始密度為7.8 g/cm，楊氏模量為206.7 GPa， 泊松比為0.31，屈服強度為0.65 GPa。模型裝藥與樣彈裝藥類型相同，采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN 模型和JWL 狀態(tài)方程。

分別數(shù)值計算了不同偏心起爆方式下殼體的飛散速度，數(shù)值計算得到的各方向的殼體速度與試驗測得的殼體速度如表8 所示，鄰位雙線起爆條件下殼體的飛散狀態(tài)如圖12 所示。從圖12 可以看出，鄰位雙線起爆，傳爆過程兩路爆轟波碰撞、匯聚，形成了局部高壓區(qū)，定向區(qū)域1#殼體受到了更高壓力的作用，獲得了更快的速度，與3.3 節(jié)數(shù)值模擬結果的裝藥邊緣壓力結果一致。

表8 殼體速度Table 8 Shell velocity

圖12 鄰位雙線起爆過程的狀態(tài)Fig. 12 The states of the initiation process of two wires in adjacent positions

從表8 可以看出，數(shù)值模擬得到的殼體速度偏高，各方向的殼體速度偏差都在10%以內(nèi)，考慮到試驗樣彈爆轟過程，兩端稀疏波效應影響更強，裝藥一部分能量被浪費，造成試驗值偏低。因此，可以認為試驗結果與數(shù)值模擬結果所揭示的規(guī)律吻合較好，試驗樣彈設計合理，可以相互佐證。

5 結 論

(1)從中心起爆戰(zhàn)斗部破片速度的計算公式中，引出能量分配中心的概念，通過引入局部裝填比這一變量，給出了偏心起爆戰(zhàn)斗部破片的初速計算公式，結合仿真結果，通過數(shù)據(jù)擬合，得到了能夠體現(xiàn)不同周向偏心起爆方式的破片速度計算公式，通過試驗驗證，偏心起爆初速公式能較好的預測不同偏心起爆方式目標方位的破片速度。

(2)相同彈結構下，不同偏心起爆方式之間，鄰位雙線、連位三線、間位雙線、偏心單線、中心起爆定向區(qū)域破片速度依次降低。相對于中心起爆，鄰位雙線起爆破片速度增益25.47%；連位三線起爆速度增益達22.25%；間位雙線起爆速度增益21.73%；偏心單線起爆目標方向速度增益達17.72%。定向方向上破片速度增益最大，隨方位角增大破片速度增益迅速下降，到方位角為90°附近時，破片速度近似于中心起爆的破片速度。

(3)根據(jù)破片速度分布，統(tǒng)計了不同起爆方式下破片能量分配隨方位角區(qū)間的變化規(guī)律，不同起爆方式下破片總能量差距不大，偏心起爆改變不同區(qū)域內(nèi)裝藥能量分配情況，通過試驗驗證，能量分配特性與模擬結果吻合較好，鄰位雙線起爆定向區(qū)域能量增益最高，能量增益超過40%。