一二三工程火力系统

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# 一二三工程火力系统（全书）

> 本书为 OCR 原文提取，保留原书结构。全书八篇：总体；火炮；穿甲弹；破甲弹；杀伤爆破弹；发射装药与内弹道；改进与发展；125mm杀伤爆破弹反坦克系统。已校对第一轮（2026-08-06）。

HUO LI XI TONG
一二三工程火力系统
一二三工程总设计师办公室
YI ER SAN GONG
國防工业出版社

一二三工程火力系统
一二三工程总设计师办公室　编
國防掌出版社
·北京·

内容简介
本书系统、全面地总结了一二三工程火力系统的研制成果、关键技术，以及研制中的
经验与教训；提出了对系统改进和与发展的建议；论述了一二三工程的杀伤爆破弹反坦克
系统。
全书共分八篇：总体；火炮；穿甲弹；破甲弹；杀伤爆破弹；发射装药与内弹道；改进与
发展；125mm杀伤爆破弹反坦克系统。全书内容丰富，它涉及到装甲武器火力系统的各相
关技术领域，反映了我国在这些领域的技术水平及现状，为今后我国装甲装备火力系统的
发展打下了坚实的技术基础。
该书对从事兵器科研、管理、教学、生产的科技工作者具有很好的参考价值。
一二三工程火力系统
二三工程总设计师办公室编
国防业点版社出版
国防工业出版社印刷厂印刷
内部发行
开本787×10921/16印张43插页41020千字
2000年12月第1版．2000年12月北京第1次印刷
印数：1—1000册
定价：100.00元
统一书号：15118·47

编辑组
主编
祝榆生
副主编
孟慎非
李国俊
邱沛蓉
编辑
(以姓氏笔划为序）
冯思艳
杨敏涛
孙远孝
郑泽义
赵申
罗淑兰
赵国志
倪庆杰
施勇
徐复铭

前言
一二三工程是国家重点科研项目，火力系统是其重要组成部分。一二三工程火力系：
统的研制工作从1985年正式开展，经十多年努力，全面完成了两个阶段、两步指标的研制
任务。一步指标研制于1989年10月完成了技术鉴定试验，兵器工业总公司以此为基础
开发了外贸型产品进行了外贸，实现了营运上“边投人，边收回”良性循环的目标，取得了
系统设计定型试验，实现了技术上螺旋上升的目标，全面达到了指标要求。火力系统是一
二三工程中最早定型的系统。定型评审确认：该系统所包括的火炮、穿甲弹（含双功能底
火）、破甲弹（含机电引信）、杀伤爆破弹（含隔爆型机械引信），均达到了当前国际最新装备
的先进水平，部分达到领先水平。火力系统的成果不仅直接强化了我军装备，而且有的已
被其他产品采用，提高了有关武器的战斗能力。
一二三工程火力系统的研制成功使我国的装甲装备能力跃上了一个新的台阶，跨人
了国际装甲武器的先进行列。
为完成一二三工程火力系统的高战技指标要求，有关各方为此付出了极大努力，在大
量采用成熟的先进技术的同时，并且充分挖掘了各项相关技术的潜力。可以说一二三工
程火力系统是当前我国火力各相关先进技术的综合集成。通过一二三工程火力系统的研
制，有关各方都积累了丰富的经验，其中也有教训，这些都是极其宝贵的财富。为对火力
系统的研制工作进行系统的技术总结，以利于今后的进一步发展，特编辑出版本书。此项
工作得到广大科技人员的热情支持，共收到稿件176篇，限于篇幅选用了127篇。借此机
会，向支持帮助此项工作的人员表示衷心感谢！
欢迎读者对本书的不足之处批评指正。
编者
2000年12月

125mm坦克炮

一步穿甲弹

二步穿甲弹

破甲弹弹丸及引信
破甲弹和杀爆弹发射装药

杀伤爆破弹及其引信

穿甲弹出炮口后的脱壳情况

125mm坦克炮射击状态

总体
第一篇
孟慎非
崔十暹(2)
二三工程火力系统研制的成绩、经验与教训
李国俊(8)
火力系统全面实现预定目标及工作中的几点体会
庞继芳(14)
对一二三工程火力系统的看法
高树滋（18）
论一二三工程火力系统设计软件
：韩子鹏(22)
125mm坦克炮三弹的射表编制
·陈文仲(27.)
发挥标准化工作系统的作用提高武器装备标准化工作水平
第二篇火炮
ZPT98式125mm坦克炮总体设计孟慎非申宝明张廷珊黄荣季冰丁贤荣.于云运（31）
季冰王殿荣(39)
125mm坦克炮反后坐装置的特点及对火炮性能影响的分析
龚育宁
尹晓春张俊峰(43)
冯思艳
125mm坦克炮身管动态强度计算
孟慎非(54)
ZPT98式125mm坦克炮身管研制的思考与实践
季冰(61)
王殿荣
125mm坦克炮前抽式结构对射击精度影响的分析
于纪川(66)
坦克炮前抽身管结构与非前抽身管结构对射击密集度影响的分析
丁贤荣(69)
125mm坦克炮身管断隔螺纹连接部位的设计
于纪川
于运法(73)
125mm坦克炮击发机构浅析.
于运法(76)
抛壳机的研制
付世光(80)
对坦克炮两种半自动机构的剖析
黄毓秀(84)
自紧毛坯结构形状与身管强度
钱林方
125mm坦克炮炮尾裂纹生成寿命计算分析
侯保林
顾克秋（88）
钱林方(93)
顾克秋
炮尾动态有限元分析
杨凤轩
徐懋(96)
125mm坦克炮镀铬身管射击过程中的破坏特征
任安峰
黄健文(103)
火炮身管疲劳特性的模拟研究
黄健文(108)
任安峰
李贵才
125mm火炮身管疲劳寿命研究
李贵才
任安峰
黄健文
张福长(111)
火炮身管的疲劳裂纹扩展规律研究
张玉诚
张福长
赵振龙
钱学梅
郝妹(118)
自紧活动身管炮身的强度计算及实验验证
魏传礼
侯健
熙(127)
125mm坦克炮前抽式身管动态强度发射模拟试验.·韩育礼
袁人枢
王换玉
才鸿年
钱学梅
妹(135)
张玉诚
自紧身管受端部效应影响时的变形规律
张玉诚
才鸿年
钱学梅
妹(141)
王换玉
身管自紧主测试截面的选取原则
马毓馨
雷丙旺“闻孝瑜
胡永平(144)
吴春生
125mm坦克炮用高强度高韧性炮钢的研制
雷丙旺
张奇志153）
马毓馨
125mm坦克炮身管毛坯热处理工艺研究

PCrNi3MoV钢镁处理的效果…..·孙文山丁桂荣罗铭蔚王智慧傅杰于月光王安陈伯平161)）
35CrNi3MoVA钢断裂韧度的估算
张永信马德林（165)
穿甲弹
第三篇
杨惠忠
张福德
晋(174)
赵申
DTW式125mm穿甲弹研制过程的回顾
林(180)
125mmI型钨穿甲弹的研制
王艳丽(186)
125mm穿甲弹总体参数优化设计
童力(192)
穿甲弹弹托结构设计
温庆魁(200)
125mm坦克炮三弹内包装试制
125mm脱壳穿甲弹气动力特性研究
张可忠（203）
125mm脱壳穿甲弹转速特性研究
张可忠（209）
郭锡福(216)
125mm尾翼稳定脱壳穿甲弹立靶密集度分析
DTW式125mm穿甲弹可靠性分析
崔丽莉(222)
沈培辉
潘正伟
王晓鸣(231)
穿甲弹侵彻体的威力设计·
赵国志
王晓鸣
沈培辉(237)
i25mm穿甲弹的前推弹托结构
潘正伟
潘正伟
赵国志(242)
杆式穿甲弹最大威力估算·
赵国志
全向阳
钨合金弹芯的强度分布设定
王九春(246)
杨正才
石文科
刘玉仙
罗朝栋(251)
3号电一撞两用底火研究
史洪刚(254)
125mm穿甲弹用钨合金材料研制
黄新年(262)
减小大中口径钨合金弹芯烧结变形的研究.·
王运华(267)
脱壳穿甲弹整体塑料弹带材料及其工艺研究
张高宏(274)
狭缝高速摄影机在穿甲弹脱壳状态研究中的应用….
尹绍辉(277)
郭益民
孟海龙
狭缝式高速摄影机快门参数的测试
破甲弹
第四篇
罗淑兰
禄(281)
DIP式125mm破甲弹总体结构设计
邵树进(287)
DIP式125mm破甲弹装药结构优化设计
朱鹤荣(292)
炸药装药发射安全性问题的综述·
罗淑兰
黄晓杰
渊凡华(298)
采用8701炸药的发射安全性论证
王玉祥(305)
邵树进
DTP式125mm破甲弹压装8701炸药工艺研究
少雄（309)
破甲弹机电引信设计原理：
康军
鄱少雄(315)
阁华丽
破甲弹引信传爆序列的优化设计…·
常书惠
王润秦(321)
高速破甲弹引信的头部设计
王淑贤(324)
磁后坐发电机在破甲弹引信中的应用
张敏(327)
贮能式机电引信弹道炸故障分析及对策
周箭隆
朱鹤荣(332)
对125mm破甲弹一步方案的技术分析
黄晓杰(335)
硅橡胶在破甲弹上的应用·
马宏伟
崔艳丽
朱鹤荣(338)
125mm破甲弹炸药装药发射安全性模拟试验..
周箭隆（343)
125mm破甲弹发射过程中炸药应力应变分布的有限元计算分析
姜沐
：朱鹤荣
陈继森(346)
高云
张全孝
贾万明
125mm破甲弹的高性能铜药形罩材料技术
尤长峰(349)
药形罩数控加工工艺研究
董殿文

艾启章(351)
125mm破甲弹药形罩镀锡工艺研究
孙丽君
刘锦春
125mm破甲弹电泳涂漆工艺研究
孙丽君
刘锦春(354)
毕露田(357)
125mm破甲弹威力的试验论证
康”军‧范安乐
破甲弹用机电引信研制中的测试工作·张敏
阎华丽
胡建民
郗少雄
雷勇(360)
刘绍良(365)
125mm破甲弹机电引信研制工作概况，
第五篇
杀伤爆破弹
倪庆杰
125mm坦克炮杀爆弹研制
赵丽新(369)
段梅
孙甲忠(373)
由125mm杀爆弹压装高能炸药看杀爆弹装药技术发展途径倪庆杰
李春雨
张涛(378)
125mm杀爆弹应用新型高强度弹钢的研究
梁栋殷涛阎建国(383)
弹体材料对DTB式125mm杀爆弹威力的影响
孙永满
吴亚明(386)
滑膛炮杀爆弹引信关键技术设计…
徐立文
张彦(391)
引信设计可靠性分配途径..
李作华
吴亚明(396)
实测机械引信延期解除保险距离真值的一种方法·
徐立文
孙永满
孙文举
李庄林(400)
125mm杀爆弹立靶密集度影响因素分析
贺连梁
新型高强度杀爆弹弹体材料823钢·
阎建国殷涛梁栋(403)
殷涛
梁栋阎建国(414)
热处理工艺对823钢破碎性的影响
李斩
梅（418)
125mm杀爆弹威力设计及杀爆弹发展趋势
第六篇
发射装药与内弹道
田书春(421)
125mm坦克炮穿甲弹装药结构设计特点与分析.
郑泽义
杨敏涛429)
二三工程穿甲弹内弹道特点及解法·
125mm破甲弹、杀伤爆破弹的装药设计与研究
戴青(433)
穿甲弹装药发射安全性试验研究概况·
李国俊（438）
…邱沛蓉汤瑞峰施勇王浩崔东明
装药发射安全性模拟检测方法研究…
董健年(448)
张晋盛(455)
提高ZT-2发射药低温抗冲击性能研究·
赵大箐
张普盛（459)
ZT-12A发射药加工过程中的弹性效应与工艺对策
高氮量单基药用于穿甲弹(二步)的装药设计与研究
王建政(464)
装药结构点传火对内弹道性能的影响·
燕云飞(471)
邵振华（475）
卷制可燃药筒燃烧完全性研究
硝化纤维素纸配方的研究·
李青(481)
CPVC型消焰药的性能、试制与应用
郑泽义(485)
梁西瑶
葛朝晖
刘若涛
白若华(489)
125mm坦克炮用高效新型缓蚀剂的研究...
....
125mm坦克炮半可燃药筒用钢底座闭气性探讨
顾文娟(494)
高膛压火炮用焊接钢质筒底座的研究·
崔连生(498)
提高大口径火炮穿甲弹初速的有效途径
郭德惠(504)
杨敏涛李启明
装药结构对穿甲弹挤进过程中的阻力及药床挤压应力影响的试验研究
月李兵(508)
王浩
邱沛蓉
施勇(513)
125mm坦克炮装药结构安全性研究
装药点火期间杆式穿甲弹弹尾受力试验研究
李启明
刘千里
王升晨
张明安(518)
尹晓春
超常膛压下火炮身管和模拟弹变形的弹塑性分析
冯思艳(521)
龚育宁
刘千里
管、粒混合装药的两相流内弹道模型在一二三工程上的应用
王升晨
魏建国(527)

刘千里(534)
周彦煌
火药低温冷脆与火炮胀膛事故
翁春生(538)
伴随火药破碎的多相流内弹道数值模拟
张述男（546)
导压介质对DZ1000型压力传感器精度的影响
杨敏涛(550)
BS310在穿甲弹研制中的作用
改进与发展
第七篇
下一代坦克火力系统的发展
孟慎非(555)
孟慎非(560)
对一二三工程改进型125mm坦克炮研制的建议
张培兰（567)
未来坦克弹药的需求与发展
刘心和(570)
楔式半自动闭气炮在125mm坦克炮上应用的论证·
韩育礼(581)
125mm坦克炮口径扩大为140mm及采用前抽身管方案研究
关克(589)
对穿甲弹未来研制工作的建议：
杨正才
姜春荣
石文科（592)
高膛压底火未来的发展
倪庆杰
陈俊武
陶宝正(594)
125mm杀爆弹在反坦克系统中的地位及进一步改进设想
黄昆(600)
刘荣忠
关于125mm坦克炮增配制导炮弹的一点设想
赵国志(602)
李向东
张运法
125mm杀伤爆破弹对直升机的毁伤研究
潘公权(612)
坦克炮对空通用无线电近炸引信的初步技术方案
王泽山(616)
一种低温感发射装药的内弹道特征
李兵(628)
高装填密度装药技术在一二三工程上的应用前景.·
朱明武(632)
动标铜柱在一二三工程火力系统的应用研究
李国俊（639)
论我国坦克炮及其弹药系统的发展
第八篇
125mm杀伤爆破弹反坦克系统
祝榆生
王哲荣(656)
论"125mm杀伤爆破弹（榴瘤弹）反坦克系统”
125mm杀伤爆破弹反坦克系统效能仿真评定
郭裕成(663)
李蕴学(674)
对125mm杀伤爆破弹反坦克系统的思考
张运法
赵国志（678）
李向东
125mm杀爆弹对坦克目标毁伤的计算分析
郭锡福(685)
125mm杀伤爆破弹直接瞄准射击反坦克的可行性分析…·
XVI

第一篇　总　体

一二三工程火力系统研制的成绩、经验与教训
孟慎非崔十暹
（国营第447厂）
摘要本文通过简单回顾一二三工程火力系统的研制经过，评价了火力系统研制成果的意义，总
结了火力系统研制的经验与教训。
关键词坦克火力系统
1 引言
一二三工程是我国“八五”、“九五”期间国防重点型号研制项自之一。火力系统是其中最大
的-一个分系统。火力系统研制取得了重大的成绩和可贵的经验，也有挫折与教训。经验、教
提供借鉴，给予启迪。
2火力系统研制历史的简单回顾
1984年6月，国防科工委正式宣布了研制一二三工程的重大决策。
1985年10月在包头447广召开了第一次火力系统工作会议，并部署了火力系统的研制
工作。原报批的49项战技指标是火力系统研制的原始依据。
1987年，装甲兵部根据世界装甲武器的发展趋势，提出修改火力系统研制指标的建议。
总师根据当时的实际情况，决策火力系统研制工作分两步进行：第一步达到已批复的49项
战技指标，满足对火力系统的基本要求；第二步在第一步的基础上进一步提高威力、扩展功
能，实现在21世纪初能与世界装备的新型主战坦克火力相抗衡的目标。
1989年，在南京召开火力系统工作会议，研讨了《火力系统第一步研制工作任务书》，
部署了第一步研制工厂鉴定试验事宜，并且预测了21世纪初世界装甲武器的发展，规划了
第二步研制工作的目标。这次会议成为第二步研制起步工作的前奏。
1989年兵器工业总公司下发《关于明确一二三工程火力系统第一步研制任务战技指标
要求》，这是正式考核之依据。1989年10月，在包头447厂靶场进行了火力系统第一步指
标研制联合工厂鉴定试验。125mm坦克炮、穿甲弹、杀爆弹分别通过试验考核。1990年通
过部级鉴定。此后，一步研制成果逐步转化为外贸产品，成为北方公司对外合作一揽子计划
（85-II坦克、90-II坦克）的主要技术支柱。
二步指标实施方案工作布置会议纪要》。第二步研制指标在一步研制的基础上，大幅度提高
威力，火炮在既定的总体约束条件下实现身管前抽。
-2-

一二三工程火力系统研制的成绩、经验与教训
第二步指标的研制意味着向世界坦克火力最高性能水平的攻坚与冲刺。由于指标要求很
高，技术基础却相对薄弱，研制工作不得不在各专业领域中进行高难度的尝试与探索。方案
研制和技术攻关曾相当艰苦，各子系统研制进度不一，存在问题各异。
穿甲弹及其装药结构系统的研制，采用91-93钨复合棒材作弹芯，以大幅度增加飞行部
分长度、长细比，增加发射药能量为方案基点。1990年底，在弹道炮上对第二步装药结构
进行摸底试验时出现胀膛事故。为此，组织了火力系统强大的力量、耗费了近两年的时间对
事故进行分析，终于查明原因，最终将安全措施落实于研制方案中。后续研制又曾为达到威
力及密集度指标组织攻关，均获得满意结果。1994年5月，通过方案评审，1997年初具备
工厂鉴定试验条件。
杀伤爆破弹以采用新弹钢50SiMnVB代替58SiMn，以高能炸药（钝黑铝）代替TNT，
调整装药结构，改善压药工艺，同时提高触发引信瞬发度，实现系统合理匹配，达到了高精
度和高综合杀伤爆破威力效果。1995年10月达到工厂鉴定前技术状态。
破甲弹在总结-步研制未能通过鉴定的经验教训基础上，以高瞬发度机电引信取代原压
电引信，以高能炸药8701取代原H-T-50炸药，选取主副药柱加隔板、双锥(36°/62°)药形
罩，并以GPS-2硅胶作填充的优化装药结构。研制中，为首次使用8701炸药于后膛炮高速
破甲弹的发射安全性问题作了充分的基础研究，曾化大量精力攻克破甲威力稳定性、引信作
用可靠性等技术难关。1995年底达到工厂鉴定前技术状态。
火炮子系统二步研制要求在既定的总体约束条件下实现身管前抽，同时确保满足三弹提
高威力性能、发射安全性和发射精度要求。火炮研制以前抽身管结构火炮的发射强度和发射
精度为核心完成技术攻关，经过了总计8门初样炮研制，1995年1月通过设计评审，1995
年9月批准进入工厂鉴定试验状态。
1995年10月～12月，火炮、穿甲弹（高氮单基药装药方案）、杀爆弹、破甲弹工厂鉴
定试验在包头447厂靶场完成。1997年1月进一步完成穿甲弹太根药装药方案的工厂鉴定
试验。
1997年6月，总参兵种部批复一二三工程火力系统战术技术指标。
1997年6月至1998年10月，火力系统在31试验基地通过设计定型试验，同时参加全车行
驶使用及特殊环境地区适应性试验。
1998年11月至1999年1月，杀爆弹与破甲弹、穿甲弹、火炮分别通过设计定型审查。
3对火力系统研制工作的基本评价
火力系统研制，历时约13年。80年代初，即一二三工程火力系统研制开始之前，我国
现役装甲火力装备为59式坦克100mm坦克炮及69-3和80式坦克的105mm坦克炮，然而
西方已于70年代相继装备了代表世界第三代主战坦克的大口径坦克炮，并处于火力装备更
新的快速发展时代。欧美国家装备了Rh120坦克炮和DM-13，DM-23型钨合金脱壳穿甲弹，
在这种严峻形势下受命开始研制的一二三工程火力系统曾明确：产品性能应以在2000
年前后与世界装备的新型装甲火力相抗衡为目标。由于指标跨度较大，技术基础不足，研制
中不得不同时开展某些型号研制需求的基础应用研究及材料、工艺性试验研究。研制工作在

总体
探索中前进，难免走过弯路、受过挫折。值得自豪的是，火力系统在上级总师领导下终于依
靠自已的力量完成了全部研制工作，全面满足指标要求，通过定型审查，设计定型之后又很
快形成批生产能力，具备了大量装备的技术基础。
虽然，在这13年时间中，西方及俄罗斯等军事发达国家在装甲装备火力技术上又有了
新的发展，但毕竟目前我国装甲火力技术已身于世界第三代坦克火力的先进行列。
甲装备发展史上的重要里程碑。火力系统技术性能终于使我军具备能在21世纪初期与西方
现装备的新型装甲装备火力相抗衡的装备条件。125mm坦克火力技术的装备应用，必将为
我军装甲装备建设和装备改造开拓日臻现代化的美好前景。
火力系统走的是一条独立自主、自力更生的研制道路，无论从材料技术、结构设计、制
造工艺、乃至关键问题的技术处理上，都依靠着自已的力量，根据目前国内现状，遵循独立
展中国自己特色的装甲装备做了许多有益的开创性的工作。
火力系统研制为后继型主战坦克火力系统研制，在役坦克火力系统改造及下一代主战坦
克火力系统研制打下了良好的基础。13年的研制经历，摸清了我国装甲装备火力技术的现
状，曾经拥有的技术基础和面临的发展需求，积累了独立研制一代产品的经验，也记录了足
以警示和激励他人的挫折与教训。
火力系统的研制带动了各相关专业领域基础技术的发展和进步，揭示了基础应用技术的
发展方向，为后继型号研制又蕴藏了新的潜力。火力系统的应用还促进了坦克总体技术的深
化，促进了与之相关技术的发展。故一二三工程火力系统研制为装甲火力技术及火力装备开
创了一个前所未有的蓬勃发展的大好局面。
4火力系统研制的成功经验
4.1遵循正确的指导思想，瞄准世界坦克火力发展的最高水平
一二三工程总设计师祝榆生同志亲自指导了火力系统的研制工作，提出了一系列正确的
指导思想，并贯彻在火力系统研制的始终。
4.1.1为火力系统技术发展预留充分的潜力
方案论证时，选定火炮口径为125mm。此口径与西方120mm口径相比，推力面积增加
8%；药室容积13.4dm较西方120mm坦克炮药室9.8dm²增加36%。这种优势赋予了火力系
统最基本的，可以得到充分发展的潜力，并成为坦克火力对抗中一系列战略思想的基点。
4.1.2功能覆盖、系统取胜
功能覆盖、系统取胜的思想要求火力系统不仅在单项性能上达到世界先进水平，更追求
系统优化匹配的组合，使系统作战效能产生飞跃的结果。在这种思想指导下，火力系统研制
重视了弹、炮、药系统间的制约与互补，追求各专业之间的优化协调。各研制单位都能建立
起互为依存、突出群体的观念，顾全大局，服从总体。
4.1.3研制工作分两步走的部署
80年代中期，世界装甲火力技术突飞猛进。预测2000年前后发展水平，形势更加严峻。
-4一

一二三工程火力系统研制的成绩、经验与教训
为解决高难度指标要求与技术基础相对薄弱间的矛盾，提出了分两步走的研制部署。分两步
走的部署既可在第一步研制中赢得时间，为第二步研制完成必要的基础应用性预研，又可积
累经验，摸清第二步研制的技术难点，明确主攻方向，最终以充分把握实现第二步高性能研
制目标。
4.1.4始终瞄准世界装甲火力技术的“制高点”
以完成火力系统性能抗争为目标，始终瞄准世界装甲火力技术的“制高点”为指导思想。
不仅随时审视着技术方案的先进性、可行性，同时，在责任感和紧迫感的驱使下，敢于迎接
高难度的挑战。二步研制以大幅度性能跨越为目标，各子系统同时起步开始全新研制。据统
计，火力系统研制中全新研制技术项点占全部技术项点的50%，这远远超过常规工程研制通
常采用的新技术含量比例。瞄准制高点的思想，是火力系统全新研制取得最后成功的思想保
证。
4.1.5边投入，边收回
重视以研制的阶段成果不失时机地转化为商品，以便为国家回收型号研制的投资，同时
为工创造生产效益。鼓励利用火力系统研制成果去开拓国际军贸市场，在创造价值的同时
又努力获取新的技术信息。一步指标研制完成后，成果被开发转化为外贸产品。一步指标研
制成果的改进型坦克炮也先于一二三工程火力系统装备于我军96式坦克上。边投入、边收
回的思想，使火力系统研制成为型号研制及时创造经济效益的典范。
4.2独立自主、自力更生，扬长避短走自己发展的道路
一二三工程火力系统研制丢弃了单纯依靠引进，或按照国外发展模式仿研和抄袭，而是
在较高的技术起点基础上吸收国外经验的同时，注入了自已的技术，扬长避短，探索了一条
自我发展的道路，终于能以较快的速度，使产品性能达到甚至超过世界装备的同类口径产品
的先进水平。
125mmm坦克炮，除穿甲弹外，配备了杀爆弹和破甲弹，而未按西方模式发展多功能弹。
我国125mm杀爆弹的实弹威力已超过俄罗斯装备的杀爆弹水平。发展杀爆弹还充分发挥了
火炮口径优势，为在未来穿甲与装甲防护的激烈抗争中求了新的出路。
西方Rh120mm坦克炮采用长摇架、实现双驻退机对称式总体布置，以利于射击精度的
改善。俄2A46M型125mm坦克炮也在2A46型基础上改为双驻退机对称布置，同时加长摇
架对后坐部分的导向长度。俄声称2A46M型125mm炮几项精度改进措施，可提高发射精
度。我国125mm坦克炮研制时，不具备立即采纳几项有效改进的条件，但经分析认为：火
炮实际的发射精度不仅与火炮结构状态有关，从使用效果看，更与其在寿命期内维持火炮初
始时良好的发射状态的能力有关。考虑到工厂已有对大中口径身管内膛实施镀铬的工艺研究
基础，决定首先采纳提高身管抗烧蚀使用寿命技术，以期达到改善寿命期内火炮发射精度的
综合效果，待条件成熟后再对总体进行必要的改进。事实证明，身管良好的抗烧蚀能力使身
管在原定全寿命期内保持了初始的良好的弹道质量状态，此效果远远超出仅就总体上采用一
些结构措施来改善发射精度的效果。
4.3重视材料及其工艺技术的应用研究
高新技术产品发展离不开材料技术。火力系统研制从一开始就预测了对新材料技术的需
-5-

总体
求，支持了新材料工艺技术在型号上的应用，以提高产品的使用性能。如火炮高强韧炮钢材
料及毛坯制造工艺研究；穿甲弹复合钨棒弹芯材料及提高力学性能研究；杀爆弹用
50SiMnVB弹体钢研究；高能炸药8701在后膛高速破甲弹装药中的应用研究；含稀有元素
氧化物的高效缓蚀添加剂配合身管内膛施镀软铬的抗烧蚀应用研究；硅橡胶作破甲弹装药结
构填充剂，改善发射安全性应用研究；火炮身管毛坯液压自紧工艺研究等。这些材料及其工
艺在型号研制产品上的成功应用是火力系统性能先进性的重要标志。
4.4相互结合的协作关系是火力系统研制成功的保证
火力系统是一个集弹、炮、药、引信、底火、装药元件、筒底壳以及金属、非金属特种
材料等多专业，先后参与工作达20余个研制单位的庞大系统。所有研制单位都以参加一二
三工程火力系统研制为荣，都将火力系统研制工作任务放在一切工作的首位。对召开的火力
系统会议，下发的纪要、文件、通知，各研制单位都能积极响应，遵照执行；遇到问题、困
难都能及时向火力办报告，能在总师办协调下相互谅解、承担责任，而较少计较本单位利害
得失。这样的研制集体，既鼓励了个体的积极性，又发挥了群体力量，保持了为型号研制忠
于职守的良好作风，因而是有战斗力的。
火力系统研制中重视了厂、所结合，产生了非常突出的作用。研制中，曾与院校、研究
所合作百余项，经费干万元以上。这些合作课题根据研制及技术攻关的需求立项，借助院校、
研究所的科研力量取得成果结论，又用于指导研制实践，最终使型号研制达到高性能水平的
境界。破甲弹装药结构优化方案研究曾由123厂与南京理工大学、北京理工大学合作，穿甲
弹装药试验事故分析曾由有关工厂与南京理士大学、202所组成联合攻关小组，火炮前抽身
管强度校核，破甲弹机电引信研制等，都是这种相结合的典范，不仅缩短了研制时间，并以
高水平的成果结论确保了型号研制的性能。
研制中，火力系统研制单位与使用方建立了良好的信赖关系，与装甲兵局科研处，装甲
兵技术研究所以及装甲兵驻厂（地区）军代表室相互尊重、相互信赖。研制单位能及时向军
方报告研制进展，技术攻关情况，倾听使用部门的意见，使用部门也竭尽全力支持了火力系
统研制工作，充分理解高难度型号研制中可能出现的种种挫折与困难，共同寻求解决措施，
这些都给火力系统研制以极大的支持与鼓舞。
正是这三种结合，火力系统才高质量地完成了全部研制工作，几乎无一遗留问题地通过
最终试验考核与鉴定审查。
4.5以科学的精神、求实的态度，依靠自已的力量解决系统疑难问题
高难度的研制中难免会出现一些技术疑难问题，有的甚至长时困扰、难以解决。火力系
统研制单位对待这些问题的态度是实事求是，正视现实，动员自已的力量积极寻求解决办法，
而不是掩盖问题，回避困难，试图侥幸成功。
当穿甲弹装药系统在弹道炮上进行摸底试验出现胀膛事故后，根据问题的性质认定应不
惜一切努力查明事故原因，动员了本系统工厂、院校、研究所相关的技术力量，完成了几十
份单项的或综合的、静态的或动态的、实测的或模拟的、理论计算的或实验研究的分析报告。
花了两年时间终于查明原因，较好地解释了全部事故现象，提出了完整的改进措施，并落实
于研制方案中。目前，火力系统对发射安全性的承诺既有依据又充满信心。
火炮研制中，为前抽身管式结构条件下火炮发射精度问题曾一度感到十分困惑。对发射
-6-

一二三工程火力系统研制的成绩、经验与教训
穿甲弹干米立靶密集度仅刚刚满足指标要求的结果并不认可，以原非前抽身管结构火炮的试
验水平衡量，毅然决定查明原因，放弃了曾以三年时间，经过2轮计5门样炮研制的方案，
提出了新的改进思路。以科学的精神，勇于承担责任的态度，完成了第3轮样炮研制，终于
实现与非前抽身管式结构火炮相当的精度水平，确保了全系统穿甲弹干米立靶密集度的最终
合格状态。
5教训
5.1方案研制阶段论证性起步工作不够充分以致在研制中有些问题走了弯路
（1）在穿甲弹弹丸与内弹道指标分配上，对装药结构设计期望过高，对弹道参数指标定
得也高，而对弹重的约束比较宽松。事实上，尽管装药设计潜力很大，但装药结构受制约的
因素较多，采用特殊装药技术也依赖装药元件的良好特性、装药结构的优化设计并需通过大
量试验完成，这是预先估计不足的。在研制单位积极努力下，优化弹丸飞行部分的结构设计
却达到了降低弹重和极限穿透速度的理想结果。但毕竟研制已经走了弯路。
(2）在穿甲弹选用已定型的发射药时，未及早关注装药发射安全性评定标准的研究。高
膛压火炮装药设计中，追求装药能量效果，这时装药安全条件逐渐恶化。国外高膛压火炮研
制不乏出现灾难性事故的报导。火力系统研制初始，对方案可能出现的问题缺乏足够的重视，
对可能出现的不安全性事故缺少思想准备。
(3）对前抽身管火炮方案可能造成的对射击精度的影响论证不足。初始方案评审中只强
调了身管发射安全性和前抽身管操作可行性，却忽视了身管状态对射击稳定性的影响，造成
研制中期修改方案的后果。如果初始方案论证充分，这些问题本应提早发现。
5.2火力系统研制中对接口关系重视不够
总结发现，研制后期及定型试验中出现的问题，大都是系统内外接口关系或多专业因素
组立靶密集度偏大问题；少数发射后出现零星飘落火星问题以及抛壳机抽接壳失误率偏高问
题。这些问题，或者研制初始指标界定不清、不够明确，或者研制中试验条件不足，综合性
试验考核不够充分；或者问题正出现于接口环节，而接口要求不甚清晰等，以致这些问题在
火力系统整体考核时成为新的波折。一旦出现未达指标情况，不便查明问题所在。
解决这一问题的途径是从研制开始即重视接口关系。总体应对部件提出清晰的约束要求
（包括试验环境），部件也应对总体提出正确安装使用的规范明确反约束要求，加强综
合性试验检验以尽早发现有关系统性问题。
6结束语
火力系统完成了一步指标一炮、三弹，及二步指标一炮、三弹、两个引信同时全新的研
制，历时13年，欲借廖廖几千字加以总结清楚是有困难的。但即使是粗略的归纳，也有利
于对已经完成的工作进行反思，希望它对今后火炮型号研制，尤其是第四代坦克火力系统的
研制有些参考意义。
一7一

火力系统全面实现预定目标及工作中的几点体会
李国俊
（一二三工程总师办公室）
摘要本文叙述了火力系统通过两个研制阶段全面实现预定目标的情况，并通过工作中的体
会阐述了型号项目研制中几个值得注意的问题。
关键词坦克炮弹药·管理
1 引言
一二三工程火力系统主要指125mm火炮及主用弹药一一穿甲弹、破甲弹、杀伤爆破弹
（榴弹）。火力系统研制工作从1985年正式开始，至1998年8月完成第二步指标的定型试
验，共经历约13年时间，先后完成了两个阶段、两步指标的研制任务，全面实现了预定目
标。第一步指标于1989年完成技术鉴定试验，在此基础上进行了外贸出口，实现了一二三
工程总师提出的“边投入，边收回”的目标。第二步指标研制工作进一步体现了总师“系统
取胜”、“占领制高点”的指导思想，攻克了不少技术难点，使系统和部件性能又有大幅度提
高，经定型评审确认：各主要部件及系统性能均满足二步指标要求，达到国际先进水平。火
力系统作为一二三工程的重要组成部分，具有与敌先进坦克抗衡的能力。此外，以一二三工
程的一步火炮与二步弹药作为96式坦克的火力系统已定型生产装备部队，使一二三工程火
力系统在威力和精度方面的优越性能在96式坦克上提前体现，并很快形成了战斗力。今后，
125mm火炮及弹药系统还具有进一步改进、发展的潜力，其生命力还可延长。
经过多年努力，火力系统不仅全面实现了预定自标，而且是一二三工程中最早定型的分
系统。参与有关工作的人们从不同角度谈一下亲身体验是很有意义的事。
2全面实现了预定的研制工作自标
2.1火炮口径的选择和两步性能指标、两个研制阶段的工作部署
在1985年正式开展研制工作之前，就对火力系统的有关问题进行了系统的论证。对国
内外坦克和反坦克武器状况、矛（火力）和盾（防护）的发展趋势进行了深入分析，根据火
力系统的性能指标及国内技术基础和发展前景等情况，选定了火炮口径为125mm，制定了
系统研制工作分两个阶段、实现两步性能指标的工作部署。
2.1.1火炮口径的选择
80年代初，西方新型坦克火炮口径为120mm，配有动能穿甲弹和多用途弹（实质为聚
能破甲弹）。俄罗斯最新坦克火炮口径为125mm，配有动能穿甲弹、破甲弹和杀伤爆破弹（榴
弹）。当时，我国的坦克炮和反坦克炮口径除已有100mm（含线膛和滑膛）和105mm以外，
新研制的120mm高压滑膛反坦克炮系统已经成功。1983年复，我们用自行研制的120mm
-8-

火力系统全面实现预定目标及工作中的几点体会
火炮穿甲弹与俄125mm火炮的BM12穿甲弹进行了对比试验，结果说明我们穿甲弹性能远
优于BM12穿甲弹。如果把我们的有关技术用于125mm火炮，其综合性能会有很大提高。
经过上下结合、全面论证，选定火炮口径为125mm，药室尺寸暂与俄125mm火炮相同，原
因如下：
(1）125mm火炮是当前世界上现装备坦克中口径最大的火炮，炮膛断面积比120mm火
炮大8.5%，125mm火炮的药室容积和身管长度也比西方120mm火炮大得多，故其作为穿
甲弹威力基础的炮口动能肯定可大于西方120mm火炮。与俄125mm火炮药室相同，可为
弹药出口创造有利条件；同时便于采用自动装弹系统，以缩短研制周期。今后如有必要还可
对药室尺寸和身管长度进行调整。
(2）火炮口径相对较大也有利于其他弹种的威力提高，特别是125mm火炮杀伤爆破弹
的炸药装药量可比120mm杀爆弹大很多，这不仅有利于该弹的杀伤爆破威力，而且具有摧
2.1.2分两个研制阶段实现两步性能指标的工作布署
第一阶段：火炮、弹药、引信等基本立足已有的技术基础，进行系统优化，在较短时间
内研制出比国内外现装备性能先进的产品。同时，对第二步工作开始系统论证和某些技术难
点的攻关。
第二阶段：与一二三工程整体的研制周期相适应，通过技术攻关使系统性能在定型装备
时达到国际先进水平，并在一定时期内具有与敌先进坦克抗衡的能力。
2.2在较短时间内完成了第一阶段研制任务
1984年1月，国防科工委任命一二三工程总师、副总师，2月成立总师办公室，标志着
一二三工程研制工作的开始。于1985年10月开了火力系统工作会议，会后系统工作全面展
开。在研制过程中，明确了第一阶段需要达到的具体性能指标。1985年底至1986年，首先
设计试制5门125mm弹道炮，为弹药研制试验提供了条件，1986年10月三种弹药的初步
方案在弹道炮上进行了首次试验。火炮和穿甲弹、杀伤爆破弹通过方案研制和试验，在较短
时间内实现了一步指标，于1989年10月完成技术鉴定试验。破甲弹因威力不稳定，决定研
制工作与二步指标合并进行。
2.2.1火炮
结构、重量、外形尺寸等方面均满足总体及其他性能要求，充分利用并发展了我国已有
的技术基础，如高强度高韧性炮钢、液压自紧、身管内镀铬、重量小效率高的身管隔热护
套等，使火炮的炮口动能、身管寿命、首发命中率等重要性能达到了国际先进水平。
2.2.2穿甲弹
在总体及装弹机构对其结构尺寸多项限制条件下优化了弹丸结构，弹身采用变密度钨合
金材料，长径比为19.82，采用高能太根发射药，主副装药均为管粒状混合和管状药传火。
穿甲威力：指标要求在使用温度（一40~50℃）下2000m穿透460mm（220mm/61.45°）均质
装甲，穿透率90%，实际水平超过上述要求。1000m立靶密集度：指标要求E，×E，≤0.30m
X0.30m，实际水平约为0.15m×0.15m。综合性能在90年代初属国际先进水平。西方120mm
火炮DM23型穿甲弹在1300m穿150mm/71.5°均质装甲。1992年俄国外销的BM42型穿
-9-

总体
甲弹，常温（15°C）2000m穿220mm/60°均质装甲，穿透率80%。
2.2.3杀伤爆破弹
采用58SiMn弹钢，螺装TNT炸药，采用已在120mm滑膛炮榴弹上应用的DRH02A引
信和已在100mm高膛压滑膛炮上应用的高氮量单基发射药。试验证明，该弹综合性能优于
俄罗斯125mm火炮的0Φ19型杀伤爆破弹。
2.2.4破甲弹
弹丸结构设计做了不少工作，注装HT50炸药，采用我国其他产品已用的电-4压电引信。
经动破甲试验，不能稳定穿透180mm/68°均质装甲，经分析认为这与引信瞬发度低且不稳
定等因素有关，决定破甲弹威力攻关结合第二步指标进行。
在一步研制工作基础上，利用火炮、穿甲弹和杀伤爆破弹的一步成果进行了外贸出口，
两弹出口数量可观，火炮装85-IIAP和90-II坦克也进行了相当数量的外贸出口，真正实现
了“边投入，边收回”的目标，所创价值超过为火力系统投入的许多倍，取得了可观的经济
效益。同时，在国外进行同类产品对比试验中，显示了我穿甲弹的优良性能，受到了好评。
后来又用一步火炮结构装于96式坦克定型生产，装备了部队。
在进行一步工作的同时，也为二步研制工作做了许多准备。
2.3第二步指标的研制简况
第二步指标比第一步又有全面、大幅度提高，工作难度很大。1990年召开的火力系统
力，于1995~1996年先后完成全系统各部分的工厂鉴定试验。1997年5月提供了全部定型
试验器材，1998年8月完成定型试验。
2.3.1火炮
在保留一步火炮优点的前提下，最大改进是从结构上实现身管前抽、使之具备快速更
换身管的功能。身管不能前抽则更换身管需在具备吊装炮塔等条件下作业很长时间，二步
指标要求实现身管前抽，在使用修理工程车及专用工具条件下，一次更换身管时间2h。
从1991年至1995年，先后通过三轮样炮方案的试制试验，最后确定的方案为：身管直接
与炮尾以断隔螺连接，身管导向圆柱部由两段直径改为Φ306mm的同一直径并增加了导向
长度，既实现了身管快速更换又有利于射击精度。此外，进一步提高身管、炮尾、闫体所
用炮钢的强度、韧性和纯净度，调整了身管自紧参数，使之在威力上具备更大的潜力。通
过结构改进进一步提高了抽气装置和身管热护套的效率以及击发机构的可靠性等。身管内
膛镀铬除保留一步火炮的半膛镀铬状态外，还用部分身管进行了全膛镀铬的试制试验。
2.3.2穿甲弹
二步穿甲弹的威力指标要求：常温（15℃）2000m穿透均质装甲600mm（220mm/68.5°），
穿透率90%。对立靶密集度要求也有所提高。同时结构尺寸仍受多种限制，如带副药筒的弹
丸长度≤680mm、头部伸出前定心部长度≤190mm等等。实现二步指标极其困难，研制初
期一度出现挫折，由于研制人员奋发努力、密切协作，终于很好地完成了任务。弹丸采用大
长径比(～25)钨合金弹芯和合理的头部结构，大幅度降低了极限穿透速度；采用改进型马鞍
形弹托结构，保证了弹丸膛内运动平稳和出炮口后的顺利脱壳；用新的防烧蚀涂料解决铝合
金风帽和尾翼在高速飞行中的烧蚀问题，保证了远距离(3000m左右)的射击精度和穿甲能力。
-10-

火力系统全面实现预定目标及工作中的几点体会
在装药结构上采取了多项合理措施，下大功夫提高了太根药的低温力学性能，确保了装药发
射安全。在研制过程中，用低温力学性能良好的高氮量单基药完成了全弹的工厂鉴定，弹丸
重7.44kg，初速1725m/s，全弹满足各项指标要求。以后文用改进后的太根药完成了全弹的
工厂鉴定和设计定型，初速达1740m/s，使穿甲能力有了较大余量：穿透600mm(220mm/68.5
。）均质装甲的距离为2750.8m，穿透650mm(220mm/70.2°）均质装甲的距离约为1714m。
二步穿甲弹采用经结构改进提高了可靠性和工艺性的电一撞两用底火（三弹通用）。可
燃药筒（含金属底座）、变密度钨合金材料、尼龙弹带材料、高效护膛衬里等性能均有提高，
满足二步弹要求。
2.3.3破甲弹
在一步弹基础上采用了多项技术措施，最突出的一项是首次在国内高膛压后膛炮上成功
采用8701高能炸药，另一项是首次在国内研制采用了在高过载条件下的具有双环境力保险
机构的高瞬发度机电引信，从而保证了破甲威力稳定达到180mm/68°均质装甲+3×
10mm/68°后效板的水平，该弹还具有对付反应装甲的能力。采用高氮量单基药和高效缓蚀
衬里，有良好的内弹道和防烧蚀性能。研制过程中，对弹带的结构和工艺进行了改进，保证
了膛内可靠闭气。弹丸采用杆式头螺与前张式尾翼结合，有良好的射击精度。
2.3.4杀伤爆破弹
采用机械性能和工艺性更好的新弹钢(50SiMnVB)，并与压装钝黑铝-1高能炸药相匹配，
采用有双环境力保险机构、炮口保险距离远、瞬发度高的DRHO5型机械引信。该弹炸药重
3.5kg，TNT当量5.15kg，不仅杀伤爆破威力超过指标要求，而且经试验证明能有效毁伤现
代坦克，使其丧失战斗力。此外，对配用近炸引信问题也进行了初步论证和试验，今后条件
成熟时应尽快配用。
2.3.5其他
(1）三弹内外包装满足各项指标要求。外包装均用铁包装箱；主装药及药筒、带副药筒
及装药的穿甲弹丸均用玻璃钢简无油密封包装；装配机电引信的破甲弹丸用密封软包装。
(2）编制了三种弹的射表，为全武器系统各种射击试验提供了条件。’
(3）一步火炮结构结合二步弹药在96式坦克上定型并批生产装备部队。
(4）在二步研制过程中，一些理论课题研究试验也取得了不少成果，如火炮主要零件动
态强度及疲劳寿命、火炸药装药发射安全性等。有些项目已在其他产品上采用，今后火力系
统也可考虑采用，如发射药的包覆技术、半自动闭气炮门等。有的课题也取得很大进展，今
后有条件时可继续研究，如穿甲弹前推方案等。高膛压测试的动态标定已具备使用条件，但
尚未正式应用。
根据火力系统已具备的优越性能，与其他系统（火控、装弹机等）相结合，可在2015
年前后仍有与敌先进坦克相抗衡的生命力。125mm火炮及弹药系统如能在总体及其他系统
配合下抓紧改进，其综合性能还会有大的提高，生命力还可延长。
2.4锻炼培养了一大批技术骨干和管理人才
许多人自始至终参加了研制工作的全过程，更有一大批中青年人员通过火力系统的工作
磨练，已成为各单位的技术和领导骨干。出成果、出人才，在一二三工程火力系统工作中得
到了很好体现。
-11-

总体
3工作中的几点体会
火力系统工作之所以取得较好成绩，个人有如下几点体会：
(1）一二三工程总师组和有关方面对火力系统工作给予了特别重视和支持帮助
“火力第一”的观点已为国内外同行普遍认同，只有消灭敌人才能最好地保护自已。俄
罗斯一位将军最近说“武器的历史发展使人有理由宣布：盾永远弱于矛”。在总师和有关方
面重视下，根据“系统取胜”的思想，通过共同努力，一二三工程在相当长时间内已具备克
敌制胜的有效手段。
(2）研制工作中自始至终贯穿正确的主导思想
首先主要立足于自已的力量和创造性，同时又尽可能借鉴吸收国外先进技术为我所用。
(3）统一的协调指挥系统
兵器科研长期以来缺少大型项目的技术抓总部门，由于一二三工程采取措施弥补了上述
不足，在研制工作中体现了技术、进度、经费管理的协调统一。在火力系统工作中，
一二三工程总师办和火力系统总师办有关人员，在一二三工程总师组具体领导下，组成了精
干的工作班子，他们对工作认真负责、深入实际，对系统内的技术、进度等问题及时协调解
决，提高了工作成效。避免了多头领导、各自为政、相互掣肘、瞎乱指挥等弊端。
(4）与使用部门密切合作
对使用部门提出的问题均尽最大努力解决。在研制全过程中，及时通报情况，出现问题
共同研究，建立相互理解、相互帮助、密切合作的工作关系。使用方人员的大力支持和帮助，
是火力系统工作取得成效的重要原因。
（5）研制单位通力合作
火力系统工作涉及多项专业，先后参加研制的单位达20余个，含厂、所、院校，他们
既各自发挥所长、又密切配合，建立了良好的协作关系。对个别不利于协作配合的言行，及
时采用正确的方式进行工作，避免对工作造成危害。担任总体协调职责的人员一切从工作出
发、客观公正处理问题，排除单位归属、个人好恶等因素的于扰，至关重要。
(6）建立一支专业齐全、作风优良、相对稳定的科研队伍
具有一支专业齐全、相对稳定、不怕困难、善于攻关、作风优良的科研队伍是完成任务
最基本的条件。
(7）进行系统分析论证，制订切实可行的工作步骤和措施
研制工作开始时，应根据总的要求经过系统分析论证，确定具体奋斗目标以及实现目标
的步骤和措施。研制工作既要分阶段，又要不断发展。在研制过程中，对某些具体问题和工
作内容，可根据实际情况适当调整，但不能动摇实现重要性能指标的决心和信心，要千方百
计，全力以赴，实现各项重要的预定目标。
(8）创新要建立在科学分析和严格试验验证的基础上
既要从实际出发尽量采用成熟技术，文要从科学分析出发敢于创新、敢为人先。
创新要建立在科学分析和严格试验的基础上，追求性能先进要建立在确保安全的前提
下。例如，8701炸药首次应用于坦克炮破甲弹，有人非常担心使用安全性。在经过对炸药
本身的性能分析、对以往“底层应力”设计方法进行科学分析等工作基础上，从结构设计、
制造工艺、装配检测等方面采取了一系列有效措施，经过严格试验考核，既可大幅度提高威
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火力系统全面实现预定目标及工作中的几点体会
力，又可以确保安全。
(9）处理好总体和部分、系统和部件以及部件之间的关系
首先是车辆总体和火力系统及其部件之间的关系，后者应在前者的限制条件下开展工
作，必要时前者也应为后者进一步发展提供条件。例如，车辆总体和装弹机构严格限制了弹
药特别是穿甲弹的结构尺寸，穿甲弹子系统克服重重困难实现了二步指标。反之，今后进一
步提高弹药性能，总体和装弹机就应采取改进措施，以适应弹药进一步发展的需要。
其次，也要协调好火力系统内各部件之间的关系，例如，实践证明二步穿甲弹最初提出
的内弹道指标在当时条件下难以实现，甚至可能引起安全问题。此后适当调整了子系统内的
指标分配，根据实际可能进一步提高了对弹丸部分的要求，在确保安全前提下，实现了预定
的威力指标。
(10）严格要求，精益求精，全力保证总体和使用性能
在研制过程中不仅全面实现了对火力系统的指标要求，而且对原先没有明确要求的问
题，只要对总体性能和作战使用有利，就千方百计、全力实现。例如，对穿甲弹的威力和精
度指标考核距离为常温条件下1000m至2000m，但在高温(50℃）强装药条件下摸底试验中，
发现因弹丸风帽和尾翼烧蚀而在3000m距离上飞行姿态不正常，尽管此现象发生在特殊极
限条件、且其他同类产品都可能存在这种情况，但为保证全武器系统远距离首发命中率这一
重要性能在极限条件下不受影响，还是下大功夫使问题得到彻底解决。又如，弹药的高温、
高湿条件下的循环试验，也是原来没有要求、其他产品从未进行的项目，但在设计定型阶段
才提出后，还是认真创造条件进行了高温、高湿循环试验以及循环后的射击试验，得出了令
人放心的结论。再如，对定型试验中个别发弹药射击开门时出现的零星火星现象，虽不影响
产品定型，仍然抓紧在定型前查明了原因，加以解决。
一13一

对一二三工程火力系统的看法
庞继芳
(总装装甲兵装备技术研究所)
摘要本文对一二三工程火力系统的性能、结构特点及今后的发展问题作简要的评述。
关键词坦克火力坦克炮坦克炮弹药
1引言
一二三工程火力系统经过了许多人十多年的努力获得了巨大的成功，顺利地通过了设计
定型，并投入批量生产。在国庆50周年的大阅兵中，它给国人以鼓舞，对敌人起到了震撼
和威慢作用。
现在，火力系统的研制工作已经基本结束，回顾所走过的历程，给它一个实事求是的评
价是很有意义的。
2性能特点
评价一种坦克武器的性能优劣，其威力和射击精度是最主要的议题。
2.1威力
ZPT98式125mm坦克炮的威力，达到了预期的目标。在当今世界现装备的坦克武器中，
它处于领先地位。西方120mm坦克炮与我国125mm坦克炮两者能承受的膛压在同一个数
量级，穿甲弹使用的火药能量也相当，而我国125mm坦克炮口径较大，身管长了650mm，
药室容积较大，发射穿甲弹多装了近2kg的发射药。在弹重及弹径基本相当的情况下，我国
125mm坦克炮穿甲弹的初速约高100m/s。也就是说，如果对某一目标，我国125mm坦克炮
对它的穿透距离为2000m，则西方的120mm坦克炮，只能在较之近200m距离上击穿它。
因此，西方的120mm坦克炮除非在原理上有重大突破，如发展成电热炮，否则，在双方采
用的技术措施都相当的情况下，它的威力很难超越我国的125mm坦克炮。但要发展成电热
炮，也是二三十年后的事情了。至于俄罗斯的125mm坦克炮，考虑到火炮及弹药制造等综
合因素，它的威力也比不上我国坦克炮的威力。
2.2射击精度
ZPT98式125mm坦克的射击精度是高的。
人们把射击准确度与射击密集度总称为射击精度。要考察一种火炮的射击密集度如何，
-14-

对一二三工程火力系统的看法
最好的方法是看它进行大量密集度试验的统计结果。一二三工程125mm坦克炮发射穿甲弹
时，从几十组密集度试验的数据统计，高低公算偏差×方向公算偏差不超过0.22m×0.22m。
这些统计结果充分体现了该武器系统射击密集度的实际水平。
2.3配备的弹药都具反坦克能力
整个火力系统另一突出的特点是三种弹药都具有反坦克能力，这对弹药基数有限的坦克
来说也是非常重要的。
2.4可靠性
人们所关注的另一问题是它的可靠性。虽然在定型试验中，由于试验计划的调整，对可
靠性未下结论，但在整个定型试验中，没有出现什么大的问题。在定型试验中出现的个别异
常现象都找到了原因并已采取有效的改进措施。再从该产品的整个研制过程中所进行的大量
试验看，火炮的机构动作是正常的。因此，对火炮、弹药的可靠性问题，没有太多的忧虑。
火炮身管的寿命也是可靠性方面的重要内容。对于大口径、高膛压火炮身管的寿命问题，
也一直是人们所担心的问题。一二三工程火力系统由于采取了强有力的防护措施，即使火炮
在超过寿命指标的发数后射击，火炮初速、射击密集度均无明显变化，身管寿命远未终止。
以上是笔者总结的一二三工程火力性能的一些特点。遥想60年代末和70年代初，我军
中型坦克穿甲弹，对炮口200m远100mm/60°的甲板都难以穿透，那是何等的心情。经过
20年来的不懈奋斗，再看今日，一二三工程的火力达到了如此水平，居然走到了世界现装
备坦克火力的最前沿，又是何等振奋。这中间所走过的艰难历程，是值得所有参与研制工作
的人们引为骄傲和自豪，是永远值得回忆的。
3关于结构方面的特点
3.1可快速更换坦克炮身管
125mm坦克炮除了内膛结构能通用国际上125mm坦克炮的弹药外，其余结构均是我国
科研人员自行设计的。其身管能迅速从防盾口抽出的结构，这是火炮设计的最大特点。也可
以说是我国坦克炮设计的一项重大突破。能快速更换坦克炮身管的性能，是现代坦克炮为解
决野战维修问题的一项重大措施。西方的105mm坦克炮及120mm坦克炮，均具有这一功
能。前苏联2A46M型125mm坦克炮也改成了身管能前抽的结构。身管与炮尾采用定起点
断隔螺纹连接，是前抽身管坦克炮的典型连接方式，我国125mm坦克炮也不例外。但笔者
认为，在具体的结构设计中，我国坦克炮的设计具有创新性。如身管与炮尾之间的定位问题，
西方的105mm坦克炮等，均只有断隔螺前面的身管最大圆柱部约25mm长度作为定位部，
因此定位并不确切。表现在射击后，药筒底火往往出现两个击针印痕的情况。而我们的
125mm坦克炮，在断隔螺的前后各有一定位部与炮尾相连，身管与炮尾之间的定位更加可
靠，射击后筒底从未出现两个击针印痕的情况。
-15-

对一二三工程火力系统的看法
3.2制转机构的设计
125mm坦克炮另-一个结构创新点是身管转动到位的限制机构的设计。虽然它也和西方
的坦克炮一样，采用了制转销结构，但制转销槽开设位置，却有很大的差别。西方的火炮，
在身管尾部开了个“厂”型的制转销槽，当制转销进入该槽，与槽底相接触时，身管再转不
且影响到身管的疲劳寿命，疲劳试验证明，首先出现疲劳裂纹的地方就是该槽处。而125mm
坦克炮，把制转销槽开在靠近断隔螺纹的身管最大圆柱部处，并且槽深不超过断隔螺纹前的
圆柱部表面。这样既可限制身管的转动，又使身管的强度、疲劳寿命等得到改善。设计巧妙
的地方还有炮尾定位的设计。身管从防盾口抽出后，炮尾就会发生变位，再复装身管时就难
以对准，如何解决炮尾不变位问题？设计者用了简单的附具，在身管未抽出前，拧紧几个螺
栓把炮尾固定。使用证明，这种设计是成功的。
3.3便于火炮的改型及发展
值得特别提出的是：火炮的总体设计上，给火炮的变型发展留下了接口和空间。这样，
如果需要就可以通过更换身管，使它变成另一种口径的、威力更大的火炮。这是很有远见的
设计。近年西方的坦克设计也考虑到这一点，如M1坦克，安装的是105mm坦克炮，但它
很容易地改装120mm.坦克炮而变成M1A2坦克，而在其140mm坦克炮的设计时，也考虑
到了与.120mm坦克炮互换安装的问题。不过他们考虑的是整炮的互换安装，..而我们只需更
换身管，这种设计思想似更为合理。
3.4弹药设计特点
在弹药的设计方面，也有许多特点。如穿甲弹的设计，由于受到自动装填机构的严格约
束，为确保弹丸在膛内运动的正确性，采用三个定位部设计；装药结构采用高能火药，使初
速得到进一步的提高；杀伤爆破弹设计，采用了新的弹钢和能量更高的炸药，提高了威力；
破甲弹设计，采用了高能炸药及新的电力储能引信，使其破甲威力达到了当今坦克炮破甲弹
的最高水平。
综上所述，一二三工程火力系统已经出色地完成了能与敌主战坦克相抗衡的设计使命。
完全达到了既定的目标。
4对125mm坦克炮火力今后发展的看法
为了保持我国125mm坦克炮威力在世界坦克炮中的领先地位，在今后应进一步地改进
发展。
4.1发展炮射导弹
炮射导弹，可延伸坦克的作战距离，作为现有火力的完善和补充，是应该发展和配备的。
因此，为125mm坦克炮研制炮射导弹势在必行。
-16-

对一二三工程火力系统的看法
4.2着手发展新一代的穿甲弹
根据这几十年来对国外坦克武器发展的观察和分析，对于一种坦克武器，几乎每在5~10
年内就装备新一代的弹药，否则它就会落后。
定型的一二三工程坦克火力系统是应用了我国90年代的新技术、新材料、新工艺以及
技术储备研制而成的产品。随着时间的推移，时代的进步，新技术层出不穷。在穿甲弹的研
究方面，完全可以利用现有的更轻的合金做弹托，可以使用能量更高的发射药和应用低温度
系数装药技术等新技术，研制一代性能更高的穿甲弹。
4.3改进自动装填机构
：目前自动装填机构对弹药的约束，使分装弹的长度不能超过680mm，穿甲弹头部到卡
瓣前定心部的长度不能小于190mm。由于穿甲深度与弹芯长度有密切关系，弹道密集又与
弹托长短相关，因此，从穿甲弹发展的角度出发，上述的尺寸限制，对穿甲弹是不利的。因
而建议改进自动装填机构，以放宽弹药尺寸。
4.4关于提高射击精度的问题
笔者认为，目前对125mm坦克炮射击精度存在不利影响主要有三方面：
(1）动力偶臂e值太大。膛底合力与e的乘积就是动力偶，它使后坐部分和起落部分产
生振动，造成射弹散布加大。减少e值的办法是采用双驻退机斜角对称布置结构，使炮尾质
量重新布置，使后坐部分重心尽量靠近炮膛轴线。
(2）坦克炮摇架的定位部距离较短
我国125mm一步炮定位距离900mm，二步炮加长到1100mm，而前苏联T-80的摇架定
位长1510mm，德国120mm坦克炮的摇架定位长1640mm。摇架定位部距离长，对提高坦
克行进间射击命中率是有益的。
(3）炮与火控的配合问题
这一问题并不是火炮或火控本身的问题，但它对射击精度影响最大。实践证明，校正好
的火炮，射击一发以后，就会产生零位走动，走动量是随机的，其值一般不超过0.3mil。现
在的问题是没有自动校正装置。要恢复自动校炮装置，对于火炮来说，要改进抽气装置外简，
使安装了炮口校正装置后，外简仍能从炮口取出进行保养。
以上是笔者对一二三工程火力系统的一些看法。总之，笔者对一二三工程火力系统所取
得的成果是满意的，对它今后的发展充满信心。

论一二三工程火力系统设计软件
高树滋
（南京理工大学）
摘要本文从《一二三工程火力系统基础设计程序库》的开发到《一二三工程火炮系统驻退机参
数化CAD软件包》研制，论述了一二三工程火力系统CAD软件的普及和提高过程，以及技术
措施和特点，进而提出了型号研制中软件开发的策略。并对目前武器系统分析和总体设计急需的
CAD软件在技术上进行了必要的论证。
关键词软件CAD发展策略CASD
1引言
1998～1991年，由南京理工大学负责开展了《一二三工程火力系统基础设计程序库研
制》工作，历时两年半完成了除底火和钢底以外，火力系统所有硬件的设计程序，程序库规
模共有67个模块；共计83650条语句。
2一二三工程火力系统基础设计软件的普及与提高
2.1程序库为火力系统设计软件的普及打下坚实基础
程序库主控程序结构如图1所示。
系统功能选单
外弹道与
内弹道与
火力系统
弹丸与引
火炮子系
有限元分
火力系统
气动力子
装药子系
信子系统
统功能选
示性系数
析功能选
方案估算
计算
系统功能
统功能选
功能选单
功能选单
选单
计算功能
计算功能
设计计算
设计计算
部件设计
部件设计
选单
计算选单
选单
功能选单
功能选单
计算选单
图1多级选单控制结构
-18-

论一二三工程火力系统设计软件
在程序库研究过程中，在分析国内外兵器设计软件的基础上，选择了先进而实用的模型。
部分模块克服了建模困难，首次建模成功，保证了系统的完整性。因此程序体现了实用性、
先进性和系统性。
程序库的主控程序体现了火力系统设计数据的流向。主控程序用MS-C语言编写，实现
多级选单的相互调用。为了便于普及和应用，程序库采用可解耦为多个子系统的集成结构，
使火力系统各单位都能装机相应的子系统，以支持日常的设计工作；为基层单位计算机辅助
设计上水平，打下牢固的技术基础。
程序库对第一步指标进行试算，验证了第一步指标设计的正确性，同时也检验了程序库
的可靠性。
程序库研制过程中编写了可
驻退机参数化设计
靠性研究报告、设计说明和使用
操作说明、试算报告等文档，总
字数约为150万字。为程序库的
普及和进一步改进
提供了全
套技术资料。
图线处理模块
参数化设计与绘图
计算模块
2.2火力系统设计软件的提高
图2
一二三工程驻退机参数化CAD主选单
限于当时计算机软硬件资
源，《一二三工程火
开始
力系统基础设计程序
库研制》的设计指导
ADS应用已
绘制零件图
将ADS调
思想首先是解决有无
调人内存？
入内存
手工标注尺寸？
设计软件问题。因此
找到相关尺
程序库偏重于设计计
标注尺寸及公差
寸文件？
算。随着计算机和绘
技术说明
从数据
图软件的发展，在程
文件读
参数计算或
建立轮廓层及
人参数
人工输入
序库分析计算和优化
相关尺寸文件
设计的支持下，利用
中问参数确定及
恢复绘图环境
AutoCAD软件在微
其它尺寸计算
机平台上，很容易开
结束
设置绘
发出以绘制工程图为
图环境
目的CAD软件。例
计算各
如，一二三工程火炮
点坐标
驻退机参数化CAD
软件包，其结构如图
2所示。
图3一般零件参数化设计程序框图
计算模块是在
《一二三工程火力系统基础设计程序库》相应模块的基础上发展起来的，可完成后坐和复进
正反面问题计算，以及结构优化设计。
图线处理模块，是在GRAPHER支持下的多功能图线处理系统。它将后坐复进正反面
19-

总体
计算结果，用曲线形象地表示出来。
参数化设计与绘图模块，是利用尺寸驱动的参数化技术，用AutoLISP和ADS开发的，
在AutoCAD中调用完成零件图和装配图的绘制。一般零件的参数化设计与绘图的框图，如
图3所示。装配图自动生成的框图见图4。
3一二三工程火力系统软件开发的策略
型号研制的直接结果是得到满足战技指标，且
开始
综合性能优良的产品，为支持产品设计与制造而开
发的CAD、CAM等软件是型号研制的间接结果。
设置绘图环境
西方发达国家早已将支持产品设计与制造而开
发的CAD、CAM软件作为产品看待，其开发策略
调人最底层零件图的装配视图
同产品硬件一样贯彻P'I（pre-plannedproduct
Improvement）一预规化产品改进策略。
调入次底层零件图的装配视图
PI的基本思是将产品设计、开发、生产、改进
对前一层零件图的装配视图进行裁剪
看成是一个系统工程。其作法是用成熟的技术尽快
提供一个初始系统产品，满足用户当前需求，同时
对装配图进行必要的标注和技术说明
规划下一个目标的系统产品，以满足用户未来的需
求。用后续不断成熟的新技术，对初始产品进行不
自动生成明细表
断的改进升级，用不同的成熟技术，组成不同层次，
恢复绘图环境
重构不同功能和性能的系统产品以适应不同的成熟
技术的需求。为了使产品能够实现可升级、可重构，
结束
总体设计应使之具有尽可能大的结构柔性，使系统
图4装配图主动生成的框图
结构开放化，单元结构模块化，接口标准化。
P"I不仅是工业部门产品开发的战略，同时也是
军方有效的采办战略。一二三工程火力系统设计软件应按PI策略进行开发，使一二三工程
火力系统基础设计程序库不断改进升级。作为产品也可走出国门，为国家创造外汇，形成以
“软件养软件”的良性循环。
4对进一步开发火力系统的系统分析和总体设计软件的建议
武器系统分析和总体设计是我国兵器行业的薄弱环节。多年来院校专业设置面窄，以
产品设置的专业忽视总体设计的教学。工业部门不重视武器的系统分析，总体设计思想落
后，造成常规兵器某些方面的落后局面。目前的武器系统已不再是单一机械的简单系统，
而是集机、电、液、气、控制、计算机等多学科为一体的复杂系统。这给分析和设计新武
器系统带来一定难度。同时，衡量武器系统优劣的指标，也不仅仅是威力和机动性，而是
包括可靠性和维修性在内的系统可用性和可信赖性，以及包括战斗准备时间和系统反应时
间在内的系统作战能力，甚至包括达到此效能投入的经费等。由于武器系统效能衡量标准
和方法的进步，必然带来总体设计思想和方法的改进。
-20—

论一二三工程火力系统设计软件
4.1工业部门常用的系统分析方法一ADC法
武器系统分析在国外发展已有几十年。军方和工业部门都对产品进行系统分析。军方一
般采用战斗仿真的动态方法进行武器效能分析，而工业部门则关心一种技术观点评价武器系
统性能优劣的公认方法。西方工业部门推荐ADC方法。
ADC方法抓住影响武器系统效能的三大要素（可用性、可信赖性和能力）来评价武器
系统。构造如下模型：
E=[A]1×n[D]n×n[CInx]
式中：E为效能(标量)；[A]为可用性行向量；[D]为可信赖性矩阵；[C]=（c1,C2,""）T为能
力列向量。
设武器系统存在着n个明显差别的状态，则：[A]=（a1，a2，"，an)，其中a;（i=1，2，
n）是系统开始执行任务时处于各不同状态的概率。a;是装备、人员、软件的函数。
[d diz A di]
d21 d22 A dzn
武器系统（概念或方案）
[D] =
[dn dn2 A dm]
科学类比法、
选择或下达的效能指标
参考有关资料
其中dj为已知在i状态中
开始执行任务，系统在执
行过程中处于j状态（有
效能分析模型
改变指标或
效状态）的概率。其中ci
修改方案
（静态或动态）
以系统的有效状态j为条
件，第k个品质因素之值。
ADC法简明可操作
决策和优化
效能指标
性强，目前已引起我国工
业部门注意。已将ADC
法应用于大口径压制火炮
系统，取得很好效果。该
结束
方法也适用于一二三工程
全系统或分系统。
图5以效能为目标的CASD框图
4.2加强计算机辅助总体设计（CASD）的软件开发
武器系统的射击精度、可靠性、维修性以及效能等是表征武器系统性能的重要综合性指
标。因此总体设计在武器系统研制过程中，对这些综合性指标进行有效地全程控制是研制性
能优良的武器系统的保证，也是总体设计者的责任。
随着计算机硬软件和数学模型的进步，对已有系统的射击精度、可靠性和效能分析，
已不是办不到的事情。目前，以适度试验为基础的计算机仿真，已经在研制过程中发挥越
来越大的作用。在此基础上，已发展以射击精度为目标的CASD软件和武器系统效能为目
标的CASD软件。例如，以效能为目标的CASD的框图如图5所示。该软件既适用于军方
确定新武器系统的战技指标，又适用于工业部门武器总体设计。
-21-

125mm坦克炮三弹的射表编制
韩子鹏
(南京理工大学)
摘要本文讲述了125mm坦克炮穿甲弹、破甲弹、杀爆弹射表编制方法和过程，以及试验中发
现的问题和改进的措施，列出了主要测试结果。
关键词外弹道射表
1射表编制数学模型的选取
一二三工程125mm坦克炮配有三种弹药（穿甲弹、破甲弹和杀爆弹），为了作战和训练
的需要，需编制这三个弹种的射表。
根据坦克炮作战的特点，除杀爆弹对遮蔽目标射击外，对近距离目标直接射击时弹道比
较低伸，穿甲弹和破甲弹基本上是平射，杀爆弹对坦克射击时弹道也不很弯曲，并且都是滑
膛炮射击，除炮口附近外，在弹道上弹丸没有剧烈的角运动和大的偏流，故可按质点弹道处
理。质点弹道方程如下：
dv /dt = -pv²Sc (v/c)/ 2m-g sin
do/dt=-gcoso/v
d y/dt =vsing
(1)
dx/dt = vcoso
d p/dt =-pgvsing
式中: p=pToN I PoNT, c=/kRt 。
T = 288.9 - 6.328×10-3 y
(2)
以上式中，v为弹丸飞行速度，θ为弹道倾角，x，y为水平距离和弹道高，p为空气密
度，p为气压，T为虚温，为声速，g为重力加速度，k=1.404为绝热指数，R=287为空气
气体常数，oN=288.9K为地面标准虚温，PoN=1000hPa为地面标准气压，m为弹丸质量。
0=00,
V= Vo'
积分起始条件为：t=0时
x=0,
y=0
终点条件为y=0，即弹丸落到炮口水平面上的那一点。
对于杀爆弹对遮蔽目标的射击，由于射程大，弹道比较弯曲，动力平衡角和偏流不应忽
视，故在编制杀爆弹对遮蔽目标射击射表时采用了6自由度运动方程(本文略，如需要可参
见外弹道学书籍)。除了阻力系数采用雷达测试数据外，其他的多种空气动力系数采用计算
-22-

125mm坦克炮三弹的射表编制
方法和由过去的吹风值获得。
2射表试验的目的和方法
为了弹道计算准确，要求初速V。、射角。、气温T、气压p、弹丸质量m、尤其是弹
丸的阻力系数c，都要准确，为此必须进行射表试验，测得各参数的准确值。在125mm坦克
炮射表试验中进行了如下试验：
(1）各种弹的对空射击阻力系数测定试验；
(2）各种弹的立靶试验，用于阻力系数符合；
(3）各种弹的跳角试验，用于确定跳角参考值。
为进行试验，做了如下准备工作：
(1）火炮准备：测定炮口角，炮尾平台与身管轴的不平行度；
(2）弹药准备：保常温+15℃48h以上，按工厂提供的弹丸飞行部分重量分组；
(3）气象准备：每发弹射击时测地面气温、气压、风速、风向，对于杀爆弹对遮蔽目标
射表的编制，还须放探空仪测定试验时的高空气温、气压、风速、风向；
(4）仪器准备：对各种仪器进行校检；
(5）场地准备：进行了跳角靶和立靶的布置（见图1)，靶距测量。
以上试验中最关键的是阻力系数试验，下节作专题叙述。
图1试验现场布置
阻力系数测定试验
3.1582雷达的组成
阻力系数用582雷达测定。DR582雷达由天线、数据采集系统、外触发器组成。
3.2多普勒雷达测速原理
当弹丸在雷达波束中飞行时，发射信号的一部分由弹丸反射回来并被天线接收，发射信
号与接收信号有一个差频多普勒频率，即
(3)
fp = fx -frx
式中：f,为多普勒频率，f为发射频率，fx为接收频率。
—23-

总体
根据多普勒原理，多普勒频率与被测弹丸的速度成正比，即
f, = 2vfu / cs
(4)
式中：C，为光速，v为弹丸速度。由上式可得
v=c,f,/2fx
(5)
多普勒雷达在本质上就是利用式（5），通过测量f，达到测量弹丸速度的目的。
3.3弹丸阻力系数c的提取
由于多普勒雷达只能测得弹丸的飞行速度，故只能采用弹丸速度变化方程求得阻力系
数，采用速度量的变化方程，得到DR582雷达数据处理软件使用的方程为
8+Jm-4j8(m-a) ,pW(pW)*0(C)dzAr-= 1 P/ ap
(6)
式中：D为弹经，m为弹丸质量，k=Cp/cy为绝热指数，Cp为等压比热，Cy为定容比热，
P(y)是气压随高度y的变化函数，cx(Ma)为阻力系数，Ma=vlc为马赫数，为弹丸飞行速
度，c为声速，w为风速，g为重力加速度，t为飞行时间。
变化关系，即测得v-t曲线后，利用参数辨识技术即可提取弹丸的阻力系数cx，进而获得
Cx～Ma曲线。这就是射表计算的最重要数据。
由于DR582雷达只能测得弹丸的径向速度，即只能测得弹丸沿雷达天线至弹丸连线上
的移动速度，故在提取阻力系数前，首先需将径向速度转换成弹道切线速度，有了雷达天线
相对于炮口的坐标即可进行这种转换。
3.4阻力系数测试结果
1995年11~12月进行了杀爆弹的阻力系数曲线测试，结果如图2所示。
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
1.4
2.0
2.4
1.2
1.6
0.8
Ma
图2
125mm坦克炮杀爆弹阻力系数曲线
-24

125mm坦克炮三弹的射表编制
1996年7~8月进行了破甲弹的阻力系数曲线测试，结果如图3所示。
1996年10月进行了穿甲弹阻力系数曲线测试，结果如图4所示。
对于杀爆弹对遮蔽目标射击射表的编制，由于射表是用6自由度方程计算，故由雷达测
速数据获取阻力系数的工作，必须用6自由度方程进行，因而方程数量要大一些，处理过程
也相对复杂一些。
1.1
1.0
0.9
0.8
0.7
0.6
1.0
1.8
2.2
1.4
2.6
3.0
Ma
图3
125mm坦克炮破甲弹阻力系数曲线
-90
0.5 -
4.2
4.4
4.6
4.0
4.8
5.0
Ma
图4125mm坦克炮穿甲弹阻力系数曲线
4试验中遇到的问题和解决办法
1996年7~8月在进行破甲弹射表试验时也对穿甲弹作过试验，发现穿甲弹阻力系数曲
线仅在弹丸飞行1s以内变化正常，但在1s以后，大约在1800~2200m之间，阻力系数曲线
明显突变，相应的加速度曲线负加速度突然增大，同时立靶散布也较大。这种情况表明弹丸
飞行出现异常，引起阻力突变，在这种情况下编射表是不适宜的。
分析造成这种现象的原因认为可能是弹头部风帽被烧蚀，引起头部形状变坏，形成很大
的波阻所造成。在总师系统的决策下改进了头部风帽和尾部尾翼的防烧蚀性能。在1996年
10月的试验中情况就大为好转，在3000m以内阻力系数曲线基本正常。在设计定型前，弹
一25-

总体
丸的风帽和尾翼的抗烧蚀性能又得到进一步改进。因此直射射表精度在4000m以内是有保
证的。
5符合计算
由于数学模型的误差、测试误差以及许多因素的随机性，由DR582雷达测得的阻力系
数并不能完全准确地代表被测弹的气动特性。因而用这种阻力系数算出的弹道诸元与实测的
弹道诸元必有差异，如不加以修正将会给射表带来较大的误差。为了使计算所得的弹道诸元
与实际测得的弹道诸元相同，采用符合计算的方法来解决这个问题。
对于直接瞄准射表，符合计算采用立靶试验测得的飞行时间作符合对象，即选取一符合
系数kcx乘以雷达测得的平均阻力系数，使计算所得的立靶飞行时间与实测的飞行时间相等。
符合计算的过程可用试探法、逐次逼近法或线性插值法进行。为了使各个距离上的射表计算
准确，采用了两个不同靶距的立靶。求得两个不同射角上的符合系数，其他射角上的符合系
数用线性插值方法求得。
对于杀爆弹对遮蔽目标射击的射表，则应对距离射的射程和测偏进行符合，由试验射程
符合阻力符合系数kcx，由试验测偏符合升力符合系数kc。本次射表编制距离射的结果和相
应的高空气象采自125mm坦克炮杀爆弹1998年31基地13°射角距离射试验记录。
6 射表计算
利用数学模型、雷达测得的阻力系数曲线和所求得的符合系数、计算所得的其他气动力
系数即可完成射表计算。射表内容包括基本射表、修正量表、炮口水平面以上和以下弹道高
度、炮耳轴倾斜修正量表，对于杀爆弹对遮蔽目标射击的射表还有炮目高低角修正量表和地
球自转修正量表。
为了节省弹药，射表中药温改变10℃计算一栏所用的药温系数由药厂提供，弹重修正
一栏的弹重系数由弹厂提供。射表中的公算偏差栏参考了历次射击试验的统计数据。
射表计算完成后交由火控设计单位装入火控计算机。从目前情况看，使用正常，说明射
表是准确的。
-26-

提高武器装备
发挥标准化工作系统的作用
标准化工作水平
陈文仲
（国营第447厂）
摘要本文介绍了标准化工作在一二三工程火力系统研制全过程中的实施及体会，说明了建
立和充分发挥标准化工作系统作用的重要性。
关键词火力系统标准化
1适时成立火力系统标准化工作系统
火力系统研制的装备包括ZPT98式125mm坦克炮、DTP式125mm破甲弹、DTB式
125mm杀伤爆破弹和DTW式125mm穿甲弹（以下分别简称火炮、破甲弹、杀爆弹、穿甲
弹），研制涉及20多个单位，分布在东北、华北、西北、西南等地区，研制过程分一步指标
和二步指标两个阶段。上述这些情况给标准化工作的开展增加了困难，也使系统标准化工作
具有自已的特色。火力系统在一步及二步指标研制中根据原国防科工委关于《武器装备研制
的标准化工作规定》及时成立了火力系统标准化工作系统一一火力系统标准化专项组，并制
定了标准化工作系统职责。这首先从组织上加强了标准化工作，为保障火力系统各项研制任
务的顺利开展和完成发挥了重要作用。
2明确火力系统标准化工作系统的职责和任务
火力系统标准化工作系统的职责和任务是在总设计师的直接领导下，在研制全过程
中充分发挥标准化的指导和保障作用，正确贯彻实施标准及标准化要求，实施监督与检
查。为更好地履行其职责，便于顺利地开展工作，标准化主任和副主任设计师分别由火
力系统总设计师和副总设计师单位的标准化人员担任，其它研制单位设有标准化主管设
计师负责本单位研制产品的标准化工作。这就强化了系统的职责，便于结合火力系统研
制计划，正确、合理、及时地拟定各研制阶段的标准化工作，保证了标准化工作计划的
顺利完成。
3根据火力系统特点开展标准化工作
火力系统标准化工作主要特点是：产品品种多、研制单位多、地区分散、专业面广、需
贯彻的标准数量多、研制周期长。根据这些特点，标准化工作系统随着火力系统研制工作计
划的深入，逐步开展了一系列标准化工作，取得了很好的效果。
-27

总体
：3.1编制火力系统标准化大纲
《标准化大纲》是实现战术技术指s标、指导工程研制和设计定型标准化工作的基本文
件。编制《新产品标准化大纲》在《武器装备研制的标准化工作规定》中虽有要求，但如何
结合本系统标准化工作的特点编好标准化大纲，提出的标准化要求是否及时并适宜，这是关
键。标准化工作系统通过认真的分析研究，决定将《火力系统标准化大纲》编制分为火炮和
弹药两部分。每部分突出了各自的适用范围、应采用的专业标准和特殊要求。实践证明大纲
分两部编制可充分地满足火力系统研制的需要，同时又便于执行。
3.2根据研制的需要及时提出标准化补充要求
标准化工作系统随着研制工作的进展，随时掌握标准化情况及动态，在执行《火力系统
标准化大纲》的基础上及时提出标准化补充要求，并以火力系统总师办文件下发全系统各研
制单位执行，如：
（1）一二三工程火力系统产品图样和设计文件装订成册要求；
（2）一二三工程火力系统产品名称、产品代号规定及使用要求；
（3）关于编写火力系统标准化审查报告的要求；
（4）一二三工程火力系统设计定型阶段标准化工作安排；
（5）用计算机绘制和编制一二三工程火力系统设计定型产品图样及设计文件的规定。
这些及时提出的标准化补充要求，较好地配合了火力系统的研制工作。
3.3及时召开火力系统标准化工作会议
会议是研究、协调、解决标准化问题的一种重要形式。标准化工作系统根据编制工作的
需要，从1990~1997年三次召开火力系统大型标准化工作会议，及时传达上级对系统标准化
的指示精神及要求，确定各阶段工作计划，协调解决标准化问题。火力系统标准化大纲及一
系列标准化文件，都是经过会议讨论达成共识，协商一致来确定的。
3.4贯彻实施标准及标准化要求
结合火力系统产品品种多、需要贯彻的标准数量多、专业面广的特点，火力系统研制全
过程加强了标准的贯彻实施，要求各单位标准化工作人员深入研制工作第一线，既要认真严
格完成研制资料文件的标准化审查，又要及时了解研制工作对标准化的需求。这样就提高了
全系统标准贯彻实施的质量和水平。
3.5发挥标准化工作系统监督、检查、指导、协调作用
标准化工作系统的监督、检查、指导、协调是作好标准化工作的重要环节。
火力系统根据标准化大纲和有关标准化文件进行监督检查，检查有依据、有要求、有目
标，根据大纲和文件要求，找出问题和差距，提出解决的措施。
实施中设置了检查评审点，结合设计、工艺、质量评审等过程进行。通过这些阶段性的
标准检查评审，提出标准化意见或报告，推动和加强了火力系统研制的标准化工作，保障每
个阶段的标准化质量。
对产品图样和设计文件组织抽查会审，内容包括标准及标准化要求贯彻实施的正确性、
统一性及现行性，对发现的问题提出了改进意见。
-28-

发挥标准化工作系统的作用提高武器装备标准化工作水平
组织标准化检查，这是对标准贯彻实施监督检查的主要形式，是产品研制标准化工作的
主要内容。每一研制阶段均进行两次标准化检查，对查出的标准化问题，设计人员都及时作
了修改。
对重点问题进行专项协调，有时由于对同一标准的某些问题理解不同，在贯彻实施标准
时的作法不尽相同，可能产生不统一、不调协等问题，甚至各自坚持自已的做法和意见。此
时，标准化工作组织系统的协调作用显得十分重要，应作为专项问题协调处理。
4团结、和谐、统一的精神
火力系统各研制单位原来在标准化方面有各自的特点及传统形式，有丰富的经验和良好
的工作方法，各有所长。为此，在确定火力系统各阶段工作要求及做法时，在标准化工作中
注意充分吸取各家的长处，在充分协商的基础上取得一致性意见。对有争议的标准化问题，
首先按标准规定办，原无标准规定的，则充分听取各研制单位的意见，顾全大局，按照标准
化原则协商解决，并作出统一规定。应给予充分肯定的是：对火力系统标准化工作，各研制
单位都给于了足够的支持，对布置的工作任务都能积极认真地完成。
标准化系统与设计者和有关人员建立了团结、和谐的配合关系。标准化工作系统在处理
问题及作出某些标准化规定时都充分听取设计者的意见，对正确的意见及时采纳，对不正确
的意见做了细致的解释工作，使设计者和有关人员理解。
5遵重双重领导关系，搞好标准化工作
标准化工作系统在工作方面是对火力系统总师组负责，必须认真贯彻执行总师组的意图
及决策，为此，具体开展标准化工作都是在总师组直接领导下进行的，把火力系统总设计师
的意见及决策充分体现在标准化工作中，将标准化工作与设计研制有机地结合在一起。
火力系统标准化工作同时受上级和同级标准化业务归口部门的指导，这样可及时得到标
准化信息，将标准化的新方针、政策、精神贯彻到相应阶段中，促进了火力系统标准化工作
水平的提高。
武器装备研制的标准化工作，特别是火力系统标准化工作，是在产品研制过程中逐步开
展和深入的，本文所述的作法和体会只是工作过程中的部分积累，有的方法和经验有待进一
步摸索和总结。如何保持标准化人员相对稳定，如何更好地提高和发挥标准化专业人员的水
平及积极性，如何使武器装备系统标准化工作提高到一个新的高度，发挥更大的作用等问题，
尚需进一步研究和探讨。
一29-

第二篇　火炮

ZPT98式125mm坦克炮总体设计
孟慎非申宝明张廷珊黄荣
季冰　丁贤荣于法法
（国营第447）
摘要本文论述了ZPT98式125mm坦克炮总体设计中关于前抽身管结构可行性、身管发射安全
性及火炮发射精度等技术关键的决策与思考，对总体设计中相关问题作了评价与讨论。
关键词坦克炮总体设计前抽身管结构
1 引言
按提高威力、扩展功能的思想，在既定的总体约束条件下，实现快速更换身管，改进发展的
新型坦克炮。
一二三工程前期工作中，研制了非前抽身管式125mm坦克炮。非前抽身管式125mm
坦克炮，有与苏式125mm坦克炮相同的内膛尺寸，在身管设计上采用了高强韧性炮钢材料
和自紧工艺，内膛施镀软铬，并采用铝质气隙式隔热护套结构，使该炮在身管弹道性能、身
管寿命及火炮抗环境非均匀性温度影响等特性诸方面都有新的突破，达到了90年代世界装
备的同类口径坦克炮的先进水平。
ZPT98式125mm坦克炮是90年代开始研制的。
20世纪末，世界装甲火力性能水平有很大的提高，这对正在研制的新一代主战坦克火
力系统及125mm坦克炮而言是一种严峻的挑战，所以ZPT98式125mm坦克炮必须具备
在2000年以后较长一段时间内与世界同期装备的新型坦克火力系统相抗衡的能力，在研
制中必须以超前的意识，预测21世纪装甲装备对抗的势态，并跟踪世界装甲火力技术发
展的前沿，完成它的总体设计。具体研制目标是在原非前抽式125mm坦克炮的基础上作
如下改进：
（1）在既定的总体约束条件下，实现身管前抽的功能，使坦克具备在野战条件下快速更
换身管的能力；
(2）在实现前抽身管结构条件下，满足三个战斗弹种进一步提高威力水平的弹道要求，
如：穿甲弹的侵彻威力达600mm/2000m，穿透率>90%；
(3）进一步提高火炮发射三个战斗弹种的密集度，如，穿甲弹千米立靶密集度公算偏差
E,×E, ≤0.25mx0.25m;
(4）满足坦克及炮塔总体性能需求，进一步改善火炮的综合使用性能，如：对坦克总体
及其它分系统的匹配性、火炮工作的可靠性、维修性。
在既定的总体约束条件下实现身管前抽，这意味着必须尽量压缩火炮身管尾部径向尺
寸，同时在身管与后坐部分之间必须有便于身管快速拆装的连接环节，但这些又与提高身管
-31

火炮
的弹道承受能力及提高发射精度要求相矛盾。所以前抽身管式125mm坦克炮总体设计的难
点集中在实现身管前抽功能的同时，保证发射安全性和发射精度水平的技术措施
上。
2总体设计方案研制过程
方案研制自1991年开始，总体设计经过三次方案演变才逐渐成熟。其中：
第一轮方案确定为身管带短被筒，短被筒参与承受发射载荷的身管前抽结构。曾研制试
验性样炮2门，验证发射安全性和实施前抽身管操作的可行性。
第二轮方案确定为在试验性样炮方案基础上，加长摇架及其对后坐部分的导引长度，以
改善发射精度。曾研制初样炮3门，经过一次大型考核试验和两次补充精度考核试验。
第三轮方案确定为取消短被筒，身管直接与炮尾借断隔螺连接，同时保留加长摇架和在
摇架后部设置尾支臂作为辅助支撑的前抽身管结构。曾研制初样炮3门，经大型试验及工厂
鉴定试验考核合格，最终确认总体设计方案，转入工程研制。
3总体结构设计及强度校核
对前抽身管火炮的结构设计，通常考虑到两种典型结构方案：
其一：身管以被筒作为中间连接件与炮尾相连的结构形式，如105mm坦克炮结构：长
被筒以紧定环（连接圈）与炮尾固定，身管以断隔螺与长被筒连接，后坐时后坐部分以长被
简被摇架衬套支持与导向，保持射击的稳定性。这种结构还方便于身管拆装，有较好的前抽
可操作性，但为容纳长被筒该方案必须有足够的径向空间。
其二：身管与炮尾直接以断隔螺连接的结构型式。这种结构为使身管抽出后炮尾保持初
始的位置状态，摇架必须延伸出导轨以支持炮尾，这时后坐部分分别以身管和炮尾在摇架的
支持下完成后坐与复进。这种结构也有较好的前抽可操作性，增长的摇架还有利于改善发射
精度，但工艺复杂，同时也不得不在总体上作较大调整。
ZPT98式125mm坦克炮总体设计考虑到它的重要前提是在既定的总体约束条件下满足
发射安全性要求，故首先选取了短被筒参与身管承受发射载荷的结构方案一一短被筒以紧定
环（连接圈）与炮尾固定，内部以断隔螺与身管相连，短被筒与身管的径向间隙应保证前抽
身管的可操作性，而在发射瞬间，当膛压增加到一定值后，身管弹性膨胀使间隙消除，身管
与被筒贴合，一起承受发射载荷，从而确保身管安全发射的目的。这种结构，使炮身有理想
的适应于既定的总体约束的外形，尺寸紧凑，但方案的可行性却面临着风险与考验。方案结
构简图见图1。
方案取前抽直径Φ288mm，短被筒长760mm，壁厚12mm，身管与短被筒间隙
0.10~0.25mm
对身管材料的选择是非常慎重的。材料的品号定为PCrNi3MoVA，力学性能
Qo0.1=1173~1310MPa；V≥40%；Akl-40）≥25J。之所以选择了Ni3钢而不用原可达到上述
力学性能指标且工艺稳定性好的G4335V钢，是因为Ni3钢有更高的强屈比值，有更好的安
全储备和预示了材料发展的潜力。为稳定工艺，对材料成份加严了控制，并制定专用炮钢技
-32-

ZPT98式125mm坦克炮总体设计
术条件。经核算，身管最薄弱
部位的安全系数为
1.094~1.161.
当时认为，这种方案的
成败在于身管发射的安全
性。由于经典计算法校核的
身管安全系数低于液压自紧
规范的建议值，故总体设计
中在经典计算校核外又以有
图1短被筒连接式结构方案
限元法对身管断隔螺部位作
1一身管；2一炮尾：3一被筒；4一摇架。
强度分析；除理论计算外，
方法作强度校核。这些分析和试验都得到了可以保证身管发射安全性的一致结论（详见本
书“125mm坦克炮身管研制的思考与实践”。这些结果从满足前抽可操作性和发射安全性
角度，证实了方案的可行性，
同时为身管经典强度校核中
安全系数适当向低限取值设
计提供了依据。
如前所述，短被筒结构方
案最终未被采纳，但这一阶段
总体设计所进行的工作是有
意义的，所选取的结构参数和
有关发射安全性计算与试验
的结论，是后续方案设计的重
要依据。
图2身管与炮尾直接连接式结构方案
为了改善发射精度，后续
1身管；2炮尾；3摇架。
方案结构设计上首先考虑到
在可能条件下，加长摇架对后
坐部分的导引长度。为此曾加长摇架简形部分（即向前延伸200mm）并在后部设置尾支架。
尾支架以滑轨与炮尾两测滑槽配合形成辅助支撑。这时摇架对后坐部分总的支持导引长度达
1600mm。但是正如本文下节详细讨论的，作如此结构演变的第二轮3门初样炮试验结果表
明，短被筒结构方案在保证发射精度性能上存在严重问题。后续的最终的结构设计取消了短
被筒而使身管以断隔螺直接与炮尾相连，保留了加长摇架和尾部设置辅助支撑。结构简图见
图2。
从形式上看，这种结构属于第二种典型结构类型。为确保发射安全性，身管最大外径取
Φ306mm，耳轴中心线宽度由410mm调整至420mm；身管最薄弱部位的安全系数1.21。身
管的安全系数值大于经过详细校核的短被筒结构方案身管安全系数，已接近液压自紧规范建
议值，故发射安全性可得到保证。
-33-

火炮
4·精度问题
短被筒结构方案设计中，对发射精度问题未予足够重视，试验性样炮仅有表1所列数据。
这些数据表明密集度不理想，其中个别组立靶散布偏大，也不稳定。
表1试验性样炮立靶密集度试验数据
,×E,/mXm
药温
组数
0.104X0.022
常温
穿甲弹
低温
0.072X0.178
高温
0.291X0.131
常温
0.164X0.113
杀爆弹
低温
0.180×0.243
0.291X0.223
高温
常温
0.135X0.300
破甲弹
低温
0.179X0.166
高温
0.291X0.223
第二轮短被筒结构方案样炮（加长摇架并设有尾部支撑）立靶密集度试验数据见表2。
表2第二轮短被筒结构样炮立靶密集度试验数据
E,×E,/mXm
试验时间
弹种
药温
组数
火炮状态
常温
0.217X0.157
穿甲弹
常温
0.210X0.130
1994.04
总装调试合格
常温
杀爆弹
0.380X0.180
常温
破甲弹
0.070X0.170
常温
穿甲弹
0.207×0.144
1994.08
复查总装调试状态
杀爆弹
常温
0.243×0.170
常温
0.206X0.120
穿甲弹
1994.11
卸去支臂滑板
穿甲弹
常温
0.194×0.151
这些数据仍不理想。试验中，虽曾发现一些影响射击精度的制造质量问题一
一如高低机
轴承座孔径超差，摇架衬套与支臂导轨平行度超差等，但即便排除了这些质量问题后，亦达
不到非前抽式火炮的密集度水平。
分析所有的试验数据发现，存在以下规律：
(1）密集度偏大的主要原因是垂直向散布的影响；
(2）火炮在环境温度下开始射击时，大多数组别显示组中弹着点的坐标有逐发增高的趋
势，一旦火炮射击相当发数之后弹着点散布反而趋于稳定。这些现象提示：火炮发射系统存
在着与身管温度状况有关的某个间隙，由于这一间隙的存在身管对被发射的弹丸产生了严重
的初始扰动。进一步的分析证实这个间隙正是身管与短被筒之间的配合间隙，而这个配合间
隙之所以会对射击精度产生直接的影响还在于结构设计上身管发射状态的不稳定性。为便于
比较前抽身管结构对后坐部份的支持方式，这里绘出105mm坦克炮长被筒连接结构供参考
（见图3）。
短被筒式结构（图1）对身管的支撑仅有位于其重心部位的摇架前衬筒。由于身管尾部
甚至可能通过对身管的接触反而对其产生附加扰动（参阅本书“125mm坦克炮前抽式结构
-34-

ZPT98式125mm坦克炮总体设计
对射击精度影响的分析”；
“坦克炮前抽结构型式与非
前抽型式对射击密集度的影
响分析”）。所以最终方案（第
三轮样炮）总体设计毅然放
弃了曾为之花费3年时间经
2轮计5门样炮试验的短被
筒结构方案。
身管与炮尾以断隔螺直
接连接的结构方案（图2），
图3长被筒式结构示意图(105mm坦克炮结构）
尽管在身管炮尾之间仍有为
1身管；2-炮尾；3一被筒；4—摇架。
快速拆装定位连接的配合间
隙，但身管的状态是稳定的，
它以同一圆柱部在摇架前后衬简间后坐导引，还专门设置有压力消隙装置对身管辅助稳定。
后坐过程中，炮尾相对身管的角位移虽然可能发生，但由于尾支臂辅助支撑的作用，角位移
的量级不超过0.2~0.3密位，而且实战使用中，它不进入火控瞄准系统。
该方案经大型试验及工厂鉴定试验考核，无论发射安全性和发射精度都取得了满意的结
果。关于立靶密集度比较见表3。试验结果表明，总体设计在发射精度问题上的攻关达到了
预期效果。
表3常温千米立靶密集度公算偏差比较
穿甲弹
杀爆弹
破甲弹
火炮结构状态
E,xE,
E,xE,
E,xE,
组别
/mXm
/mXm
/mXm
非前抽身管式
0.150×0.159
0.189X0.165
0.156×0.155
短被筒前抽式
0.235X0.140
0.243X0.170
0.140×0.147
管尾直连前抽式
0.149X0.138
0.165X0.173
(定型试验数据)
5改善综合使用性能
在总体设计基本结构方案确定的同时，针对方案的总体适装性、使用性能和工作可靠性，
作了进一步改进，其中最重要的包括：
(1）改单层铝质热护套为双层铝板气隙式热护套。在模拟中国北方中等日照环境条件
下，实测热护套效率由45%提高至60%。
(2）调整反后坐装置。使发射三个弹种时的后坐长度大体都稳定在300~320mm范围内，
改善了后坐阻力曲线性态，降低了最大后坐阻力（参阅本书“125mm坦克炮反坐装置的特
点及对火炮性能影响的分析”)。
(3）改进抽气装置结构，提高抽气效率。使原双排6喷孔结构，改为单排8喷孔并沿身
管轴向后移400mm。发射时在贮气室内建立了更高的工作压力，达到了更好的喷吹效果，
—35—

火炮
经实测减少了炮塔中有害气体的浓度。
(4）改进了击针结构，提高安全可靠性。将原击针尖与击针体仅以胶粘和轴向螺盖压紧
连接结构，改为以六方相嵌式配合再加胶粘和轴向螺盖固紧方式，同时严格工艺要求，彻底
消除了击针长期使用后或由于工艺质量问题可能引发的松动失误可能性。
(5）改进了闫体挡弹板外形结构。有利于输弹导引，减少了输弹时弹丸对挡弹板的撞击，
增加了退壳时抽壳轨迹的一致性。
综合使用性能的改善，使ZPT98式125mm坦克炮总体设计臻于完善，这就具备了转入
工程研制和接受国家设计定型考核的条件。
6几个特殊问题的讨论
从总体设计的角度，有必要对下述问题作进一步的说明和讨论：
(1）关于总体结构设计未采用双驻退机对称布置，以尽可能减少动力偶臂并减少后坐阻
力偏心对射击精度的影响问题。
动力偶臂和后坐阻力偏心对射击精度产生不良影响，这是火炮总体设计中应予以重视
的。ZPT98式125mm坦克炮，动力偶臂e=11.72mm，取单个驻退机偏置，间距296mm。俄
罗斯2A46M125mm坦克炮在原2A46型基础上改为双驻退机对称布置，e~0，后坐阻力偏
心已大大改善（仅复进机偏置）。西方莱茵金属公司Rh120mm坦克炮也有类似的设计。应
该说这种总体设计在技术上是成熟的，但ZPT98式125mm坦克炮研制时，无论从总体约束
条件或研制进程考虑，都不希望方案在原非前抽式基础上作过大的变动。通过理论和实践经
验的综合分析认为，由于身管（炮身）的惯性，动力偶PkHe对弹丸出炮口时产生的扰动影
响是有限的(0.3~0.4密位)。后坐阻力偏心的影响，可以通过控制弹丸出炮口之前的后坐阻
力，使之减少到充许的限度。另一方面，研制中注意到，坦克炮在使用中身管烧蚀使弹道性
能急剧恶化是射击精度（密集度）下降的重要原因，有效解决身管全寿命期内弹道质量的稳
定性，其实际意义并不亚于总体结构设计上某些优化措施，故125mm坦克炮较早地选择了
身管内膛施镀软铬的防烧蚀措施。身管内膛施镀软铬技术是目前世界公认的应用于制式产品
中解决烧蚀问题的最佳途径。这项措施的采纳，在一定程度上弥补了ZPT98式125mm坦克
炮总体结构优化上的不足，况且，总体结构的优化措施仍可以在后继型125mm坦克炮上实
施。
(2）关于摇架中保留后衬筒而同时以尾支臂与炮尾配合作为辅助支撑问题。
正如许多资料公开报导的，俄2A46M型125mm坦克炮或西方120mm坦克炮解决身管
前抽时多已取消摇架后衬筒（英国奇伏坦120mm坦克炮保留后衬筒）而仅以摇架延伸导轨
作为后坐部分的后支撑，从而使摇架对后坐部分的支持导引长度稳定地增加至
1500~1600mm。ZPT98式125mm坦克炮仅将尾支臂与炮尾的配合作为筒形摇架前后衬筒的
辅助支撑，这是因为：如果摇架分别以前衬筒（瓦）圆柱面和导轨对炮身（身管）的圆柱面
和炮尾的滑槽作复合支撑，则为保证支持表面有理想的贴合状态并考患身管的互换性要求，
必须对身管、炮尾、摇架都提高加工精度（接近零公差），或为此设置特殊的调整环节。这
-36-

ZPT98式125mm坦克炮总体设计
或者要求高精度加工设备，或者使结构复杂化，就目前我国工艺能力来看，这将增加许多困
难。ZPT98式125mm坦克炮的摇架前后衬简对身管同一圆柱面的单一支撑（摇架尾支臂对
炮尾作辅助支撑）方式在工艺上易于保证，又比较经济。当然，它的效果不如长距离的复合
支撑方式。一旦我国工艺设备条件可以满足时，在这方面应该也完全可以作相应修改。
(3）关于分装式弹药对威力的影响问题
关于弹药的分装是考虑口径增大到一定程度时，整装式弹药的质量过大，以致人工装填
操作困难，从考虑战士的体能出发采取的结构措施。
采用自动装弹机后，弹药的整装或分装由装弹机的结构决定，对人工操作影响的考
虑已是次要的。分装或整装式弹药结构对自动装弹机的总体方案产生很大的影响。分装
式的自动装弹机结构往往比较复杂，但它对总体空间的要求比较宽松灵活，其执行原件
的功率要求相对较小，故有利于实现紧凑化、轻量化。整装式自动装弹机相对而言，结
构简单，不过对总体空间要求比较苛刻，执行元件功率要求较高，通常都设置在炮塔尾
舱中。
ZPT98式125mm坦克炮采用了分装式弹药结构，这与其说是为了方便人工装填，不
如说是为适应战斗射速和自动装弹机总体结构的需要。旋转式自动装弹机布置在车体底盘
中，优化了总体性能但对弹长作了严格限制，影响了穿甲威力潜力的发挥。在这一点上，
ZPT98式125mm坦克炮火力系统为全系统的性能优化作了必要的牺牲。125mm坦克炮火
力系统后继型研制，可以根据总体的需要改进自动装弹机，加长弹丸长度充分发挥火力系
统的优势。
7评价与结论
(1)ZPT98式125mm坦克炮总体设计是根据125mm坦克炮前期研制的工作基础，本着
提高威力、扩展功能的思想，在既定的总体约束条件下，实现快速更换身管功能要求，进一
步提高威力，提高发射精度，改善综合使用性能，同时考虑现阶段生产、工艺条件下的可行
性而确定的。
(2）工厂鉴定和国家定型试验结果表明，它充分满足研制任务书战术技术指标规定，满
足使用要求。
(3）ZPT98式125mm坦克炮总体性能与当今世界现装备最先进的坦克火炮性能对比见
表4。
对比表明ZPT98式125mm坦克炮在性能上达到世界现装备同类产品的先进水平，其中
一些主要性能，如炮口动能，身管寿命，轻量化程度等达到了世界现装备同类产品的领先水
平。
(4）从对坦克炮评价观点出发，ZPT98式125mm坦克炮作为当今主战坦克炮对口径的
选择是适宜的，其特征参数：口径、药室容积、身管长度的匹配是合理的，结构设计实现了
预定的性能指标，而且为后继型125mm坦克炮的发展预留了一定的潜力。
(5)125mm坦克炮的研制成功将我国装甲装备火力提高到了一个新的水平，开创了一个
装甲装备武器技术发展的大好局面。125mm坦克炮肩负在21世纪初与世界装备的新型主战
坦克相抗衡的任务，迎接着世界装甲装备火力技术发展的新的挑战。
37—

火炮
表4几种先进坦克炮有关参数比较
火炮型号
中国ZPT94式
俄罗斯2A46M
德国莱茵公司
中国ZPT98式
参数
105mm坦克炮
125mm坦克炮
125mm坦克炮
Rh120mm坦克炮
口径/mm
105
120
125
125
6100
5300
6000
身管长/mm
6000
口径倍数
58
44
48
48
13.6
7.13
10.65
13.6
炮膛药室容积/dm
穿甲弹、破甲弹、碎甲
穿甲弹、破甲弹、杀伤
穿甲弹、破甲弹、杀伤
弹种配备
穿甲弹、多功能弹
爆破弹
爆破弹
整装
整装
分装
分装
装药形式
穿甲弹质量/kg
7.05
7.44
7.0
6.28
1703
1740
穿甲弹初速/m·s'1
1700
1580
11.49
炮口动能/MJ
7.99
10.35
10.38
~340
470~530
260~300
270~320
正常后坐长/mm
<600
最大后坐阻力/kN
750
<780
1640
822
1510
1100（加辅助支撑）
摇架长/mm
反后坐装置配置
单驻退机上置
双驻退机斜对称布置
双驻退机斜对称布置
单驻退机下置
11.72
动力偶臂/mm
-5.84
前抽
身管更换
前抽(身管镀硬铬)
前抽(身管表层硬化)
前抽(身管镀软铬)
300~400
身管寿命/发
>500
>500
42~45
热护套效率/%
65
60
全炮质量/kg
2200
3100
2600
2540
注：外刊最近报导，德国120mm坦克炮身管加长至6.6m（55倍口径）。
-38-

125mm坦克炮反后坐装置的特点
及对火炮性能影响的分析
季冰王殿荣
（国营第447厂）
摘要本文阐述了125mm坦克炮反后坐装置的设计特点，就反后坐装置对火炮性能的影响作了简
要分析，对反后坐装置设计改进提出了几点建议。
关键词坦克炮反后坐装置性能分析
１引言
反后坐装置虽不是直接完成火炮发射功能的部件，但却是火炮射击循环过程的核心部件
之一。它使炮身和炮架弹性联接，把射击时产生的高瞬时性的炮膛合力转化为相对平缓的后
坐阻力传递给炮架，最终又使炮身复位、具备重复发射的条件，故其设计的合理性，不仅直
接影响火炮的基本性能，基至影响到能否较好地解决火炮威力与机动性矛盾的问题，以致常
常是分析评价火炮的一个重要环节。
作为主战坦克的火炮，总体对其适装性的要求总是在满足火力系统战技指标的前提下，
最大限度地减少其后坐阻力，以改善炮架及车体的承载条件。125mm坦克炮不仅有总体适
装性的严格约束，更由于对分装式的弹药系统配备有自动装弹机及抛壳系统，因而对反后坐
装置的设计的要求更高。125mm坦克炮反后坐装置的设计是如何解决上述矛盾、满足火炮
性能和系统的要求是本文论述的目的。
2125mm坦克炮反后坐装置的组成及设计特点
2.1反后坐装置的组成
125mm坦克炮反后坐装置是由带弹簧式液量调节器、带沟槽式复进节制器的节制杆式
驻退机和气液式三筒同心的复进机组成。反后坐装置下置并包容于炮尾内。
270~320mm;
正常后坐长
340mm;
极限后坐长
625kN;
平均后坐阻力
最大后坐阻力
780kN。
2.2反后坐装置的特点
(1）筒后坐下置式总体方案
39-

火炮
主战坦克追求低矮外形，在较短的后坐长度下，尽可能降低后坐阻力，追求火炮最紧凑
的外形。在这样的约束下，总体设计采用反后坐装置包容于炮尾内下方的简后坐下置式方案。
因为下置式反后坐对射角不大的坦克炮而言有利于降低炮塔高度；简后坐式反后坐装置有利
于增加后坐质量减少后坐阻力；使之被包容于炮尾内有利于紧凑火炮外形，改善适装性。
(2）驻退机带有弹簧式液量调节器
弹簧式液量调节器用来调节驻退机的液量。当火炮连续发射时，驻退机温度上升，驻退
液体积膨胀，多余的液体压缩调节器弹簧进入调节器内，冷却时，液体体积收缩，调节器液
体在调节器弹簧的作用下又流回到驻退机工作腔，这种液量调节器能始终保证驻退机内充满
液量。驻退机充满液量一方面充分利用了后坐长度，可使在规定的后坐长度上均匀地降低后
坐阻力，另一方面有利于保证尽可能一致的后坐规律。
(3)125mm坦克炮后坐长度较短
该坦克配备有弹、药双卧位转盘式全自动装填机构和抛壳机，炮塔内允许火炮后坐运动
的空间有所限制。因此，反后坐装置正常后坐长度限制在320mm内，极限后坐长不超过
340mm，最大后坐阻力不大于800kN。这是采用了短节制杆结构并优化设计计算后实现的。
几种制式坦克炮后坐长度见表1。
表1几种制式坦克炮后坐长度
正常后坐长/mm
极限后坐长/mm
最大后坐阻力/N
59 式 100T
490~550
570
313140
水陆
590
510~570
223816
105T
自行 120T
510~570
600
404873
125T
340
270~320
780250
(4）复进机采用了三筒同心结构
由于反后坐装置为下置筒后坐形式，为了保证液体在高低射界内都能有效密封高压气
体，必须采用三筒式的结构。如前所述，筒后坐式反后坐装置能增加后坐部分质量，但毕竟
三筒同心式复进机的结构、工艺及勤务都较双简杆后坐式复进机稍为复杂。
3125mm坦克炮反后坐装置设计对火炮性能的影响
3.1对各弹种条件下后坐长度一致性的影响
125mm坦克使用三个战斗弹种，备有自动装填系统和用于处理射后筒底壳的抛壳机，
要求在允许环境温度条件下射击的每发射弹的筒底壳均能准确无误地落入抛壳机的收集器
内。为了尽可能提高接壳可靠性，从设计上要求反后坐装置在任何弹种任何条件下都能使火
炮的后坐长度趋于稳定，以使复进时开门、抽壳的速度基本均匀一致。表2为三种弹在不同
坦克炮中后坐长度实测数据。
-40-

125mm坦克炮反后坐装置的特点及对火炮性能影响的分析
表2常见坦克炮对不同弹种的后坐长度实测数据（单位mm）
105水陆坦克炮
120自行反坦克炮
125坦克炮
穿甲弹
550
520
315
杀爆弹
530
315
破甲弹
565
314
从上表可看出，125mm坦克炮各弹种射击的后坐长度基本-一致，最大后坐速度约为
14m/s，复进后坐时间为0.4s左右。这个结果是在火炮弹道设计和反后坐装置结构设计上共
同完成的。
从弹丸出炮口时火炮有关参数来看：
(1）后坐部分自由后坐速度
穿甲弹
10.97m/s
杀爆弹
11.27m/s
(2）弹丸出炮口时的炮口动能
穿甲弹
11.2MJ.
杀爆弹
8.4MJ
两种主要弹种弹丸出炮口瞬间的自由后坐速度仅相差0.3m/s、炮口动能相差2.8MJ。
火炮系统设计时照顾了对主要弹种后坐动能大体一致，这有助于稳定后坐长度。稳定
后坐长度的另一措施是对驻退机节制杆形成的阻力曲线进行优化设计。
125T
800 -
600 +
120T
R/kN
105T
400
200 -
.0
200300400500
100
600
x/mm
图1三种坦克炮后坐阻力曲线比较
对比几条后坐曲线上可看出105T、120T等坦克炮后坐阻力曲线最大后坐阻力出现在开
始后坐不久，即在较短的后坐长度内后坐阻力急剧上升即达到最大后坐阻力。而125mm坦
克炮最大后坐阻力出现在接近后坐终了。
从125mm坦克炮的后坐阻力曲线中看出，125mm坦克炮后坐终了时对漏口的封闭比较
果断，阻力曲线的后段充满较好，有利于减少在后坐长度上的波动，而在三个弹种不同温度
条件下，节制杆的优化设计又确保了最大后坐阻力都在允许的范围内。
3.2对火炮发射精度的影响
弹丸出炮口之前，后坐运动对火炮的射弹散布是有影响的。由于每次射击时，火炮的后
坐阻力不完全相同，后坐部分通过身管对弹丸产生随机的初始扰动。虽然此时的后坐阻力不
-41-

火炮
大，但是由于它偏离后坐部分的质心，因而有引起后坐部分产生偏转的趋势。又由于身管导
向部与摇架滑轨之间、摇架齿弧与高低机齿弧之间及摇架耳轴与炮框耳轴间都存在间隙，因
而使火炮后坐部分具有产生偏转和振动的可能。
这些影响的随机性以及火炮状态、身管状态、弹丸因素、装药因素、操作因素等诸多影
响，使每发射弹产生一定的散布。仅从反后坐装置的角度而言，为了提高坦克炮的立靶密集
度和首发命中率，在弹丸出炮口之间，应设法减少后坐阻力。125mm坦克炮反后坐装置的
设计已考虑到这一问题，努力减少弹丸出炮口时的后坐阻力R。与最大后坐阻力Rmax之比值
（Rg/Rmax），这有利于提高射击精度。125mm坦克炮与105mm、120mm坦克炮Rg/Rmax值比
较见表3。
表3坦克炮炮口动能及后坐阻力
RgRmax
Rmax/N
炮口动能/MJ
出炮口时的RgN
105T
7.3
312226
0.97
321547
120T
352810
404873
10.7
0.87
125T
11.2
414228
780250
0.53
4对反后坐装置设计的建议
（1）随着未来战场上对坦克交战提出越来越强大的火力要求，炮口动能会越来越高，
这样火炮射击稳定性的条件也就越来越差。想要得到较好的立靶密集度，必须从火炮结构设
计上采取有效措施。双驻退机对称布置的结构设计是一种比较有效的结构方案。
弹丸出炮口时Ppt·e（Ppt为炮膛合力，e为动力偶臂）对火炮振动是影响火炮射击密集
度的主要原因。双驻退机对称布置一方面有利于使后坐部分质心与炮膛中心线靠近甚至重
合，使e值减少，于是Ppt·e的影响就大大减少。另一方面使后坐阻力对称炮膛中心线，可
使发射时后坐平稳。国外如美国M109-155榴弹炮、英国奇伏坦L11A5-120坦克炮、俄罗斯
T-80坦克、2A46M125mm坦克炮均采用了双驻退机对称布置总体结构。
（2）为了提高射击密集度，在结构尺寸允许的情况下，在弹丸出炮口之前，使驻退机
不产生液压阻力或产生很小的液压阻力，使火炮在弹丸出炮口之前“平稳后坐”。俄罗斯T-80
坦克2A46M125mm炮的驻退机采用了“平稳后坐”技术。当然这种使弹丸在出炮口前的低
阻力平稳后坐技术要以牺牲后坐长或增加后坐阻力为代价的。这需要总体权衡利弊，统一决
策。
—42-

125mm坦克炮身管动态强度计算
龚育宁
张俊峰
冯思艳
色尹晓春
(南京理工大学)
摘要本文对火炮身管动态强度作了系统完整的探索，对125mm前抽定型样炮和前抽试验性样
炮身管进行了动态强度计算。对PTZ89式120mm反坦克炮身管进行了动态强度校核，对瑞士紧
凑120mm滑膛炮身管进行了动态强度分析。分析与计算结果表明：动态强度分析比传统的静态
强度分析更合理，更精确可靠；125mm坦克炮前抽身管的动态强度是足够的，且实际强度储备比
较充裕。
关键词火炮身管动态强度
１引言
在我国一直采用传统的静态强度计算方法设计火炮身管。静态强度计算方法不完全
符合火炮发射状态下身管承受动态膛压的实际情况。125mm炮身管口径较大、壁厚相对
较薄、承受的膛压上升速率和峰值均较高，这些特点决定了对身管动态强度进行研究的
迫切性。摸清身管的实际强度状况和可能的强度储备，对身管下一步的设计工作是有益
的。表1列举了静态强度和动态强度分析方法的主要区别。
125mm坦克炮身管动态强度分析是
表1静态强度和动态强度分析方法的
一个颇具挑战性的难题，有关火炮身管动
主要区别
态强度的研究工作尚未见报道，自前还很
少有国内外公开的研究成果可供参考。
静态方法
动态方法
125mm坦克炮身管动态强度分析的工作
峰值
全过程
不考虑
考虑
冲击效应
包括身管动态应力应变理论、炮钢材料动
有关
材料强度与加载速率
无关
态力学性能的测试、动态强度准则的建立
和动态应力应变及动态安全系数的数值
计算。这是我国首次对火炮身管进行动态强度分析。
有两条研究火炮身管动态强度的途径。一条是采用数值技术，曾尝试用通用有限元程
序，如SAP系列、ADINAN、NFAP、DYNA-2D(3D)和ANSYS等来计算火炮身管量级尺
寸结构的动态应力应变，被证明是失败的。原因是通用有限元程序在小尺寸结构动态问题
的处理上，面临细分时间步长、细分单元所带来的高精度要求和繁重计算量的问题，往往
束手无策。通用有限元程序在计算这类动态问题中，所累积的误差，很快就会使结果不可
信。当然，开发在大型计算机上使用的专用程序在技术上是可能的，但要耗费相当的人力，
也需要足够的投入和时间。另一条可靠的途径是通过理论分析手段，这是我们所采用的，
它不存在有限元技术所遇到的上述困难。
-43-

火炮
动态强度分析的必要性
火炮发射时，火药燃烧产生
562.8MPa
很高的气体压力推动弹丸在极
590.7MPa
短时间内完成膛内运动，获得很
时间
压力/MPa
高的弹丸初速。125mm火炮身
坡膛压力曲线
管口径125mm，长6m，二步前
B78.7MPA
抽定型样炮身管设计膛压达
膛底压力曲线
642MPa，穿甲弹常温初速vo≥
最大压力点压力曲线
1740m/s，穿甲弹弹丸在膛内运
时间/ms
动时间约为6ms。
图1
125mm坦克炮一步非前抽身管实测膛压
图1为125mm坦克炮非前
曲线(447厂：1989.12.11)
抽式身管高温时穿甲弹实测膛
压曲线，图中给出了坡膛、膛底
实测值
静态计算值
和最大压力点的膛压曲线。图2
应力/MPa
给出了与图1膛压曲线同时测
318MPa
量的最大压力点外壁环向应力
253.2MP
曲线。与图2中给出的环向应力
准静态计算曲线相比，实测环向
时间/ms
应力的高频振荡显然与波动效
图2
最大压力点外壁实测环向应力曲线和准静态计算曲线
应有关。实测的最大环向应力为
381MPa，准静态解计算出的最大环向应力上升幅度为253.2MPa，差别明显。由此可见，身
管强度设计考虑波动效应是十分必要的。
动力效应重要性有一评判标准：
静态问题
(1)
tf >>ta
动态问题
(2)
tf =o(ta)
对于火炮身管，t，为膛压显著变化发生的时间范围，t。为应力波沿身管管壁传播所
直膛压力曲线
膛底(坡膛)压力曲线
b1t2+ b2t+b3
bit2+ b2t+bs
压力/MPa
压力/MPa
C(t-t)
at
Ce
at
t/ms
t/ms
2.0tz
4.0
6.0
0 tit2
2.0
4.0
6.0
图3
125mm坦克炮前抽身管的实测与拟合膛压曲线
-44-

125mm坦克炮身管动态强度计算
需的时间。图3为一二三工程前抽身管的实测膛压曲线。由身管壁厚可算出波沿身管壁厚方
向来回传播一次需要的时间t。为0.08ms，坡膛和膛底膛压上升段时间t，为0.8ms，直膛膛压
在不足0.06ms内上升到了最大值，即t，为0.06ms。因此，膛压显著变化发生的时间范围，
与应力波传经身管管壁的特征时间是同一量级，应该考虑波动效应。计算和实验也表明，在
发射状态下，125mm坦克炮身管膛底至直膛开始段的平均应变率为6~20s，直膛段的应变
率为20~100s"，进一步说明考虑波动效应是必要的。
3 基本理论
3.1不自紧状态动态应力应变解
火炮身管属于厚壁圆筒，关于无自紧初
应力的厚壁圆筒振动频率的求解方法在Gazis
的研究中已经给出频率方程，但是，能够应用
于工程实际的动态应力应变解却一直没有得到。
Resiman,Marchi和Zgrablich，Cinelli都作过尝
试，但所得的应力应变解不能满足应力边界
条件。错误的原因已由本课题组找出，并给予
解决，从而得到了能够应用于火炮不自紧身管
图4不自紧状态身管断面结构示意图
段动态应力应变计算的理论方法。
对于内径为α，外径为b，承受内压p(t)的厚壁圆筒，其运动方程为：
a*u(r,t)/α?r +Qu(r,t)/ror -u(r,t)/r? =a?u(r,t)/c232t
(1)
0<1
,(r,t)| r=a=-p(t)
0,(r,t) r=b= 0
Qu(r, t) / at t=0= Vo(r)
u(r,t)|t=0= uo(r)
式中r为径向位置，t为时间，u(r,t)为径向位移，,(r,t)为径向应力，C为纵波波速，uo(r)
和vo(r)分别为初始位移及初始速度分布。
承受动态内压厚壁圆筒动态问题的求解，可以采用有限Hankel变换或特征函数法。按
特征函数求解得：
u(r,t)=u,(r,t)+ EUm(r)qm(t)
(2)
m=l
式中us(r,t)为满足边界条件的准静态解，Um(r)为满足齐次边界条件特征函数，qm(t)为时间函
数。us(rt)和Um(r)可按下面方法求得：
u, (r,t)=[a?r/2(a + μ)(b2 -a²) +a²b2 /2μ(b2 - a?)rlp(t)
(3)
Um(r)= Ame(km,r)
(4)
—45-

火炮
E,(km,r)= M2(km,a)J(kmr) - M,(km,a) Y,(kmr)
M,(km,r)=km Ji(kmr)+[aJ1(kmr)/(a+μ)r]
M2(km,r)=km Y,(kmr)+[aY(kmr)/(a+μ)rl
式中km为波数，のm=km·C为自然频率，J和Yi为Bessel函数，Am为系数，时间函数qm(t)
按下式计算：
qm(t)=qm(0)cosOmt +(/0m Am (0)sin Omt +(1/0m ) Om (t)sin Om (t -t)dt
(5)
Am(0)=2 nf uo(r)Um(r)rdr+Qm(t"),
qm(0)=2 nf vo(r)Um(r)rdr+Qm(t")
自然频率のm=km·C由频率方程求出，Am由正则化条件求出。
求出动态位移后，应力可按下式计算：
(6)
O,(r,t)=(a+ 2μ)du(r,t)/dr + au(r,t)/r
(7)
Oe(r,t)= adu(r,t)/dr+(a+2μ)u(r,t)/r
(8)
O,(r,t)= ad u(r,t)/dr + u(r,t)/r
其中。(r,t)为环向应力，,(r,t)为轴向应力。
3.2自紧状态动态应力应变解
为提高火炮身管的承载能力，往往采用机械或液压自紧方法自紧身管。存在自紧初应力
厚壁圆筒动态问题的控制方程和动态应力应变解，至今尚未有可参考的文献。身管在自紧后
将产生两个初应力分布区，根据自紧过程中的变形状态，我们分别称之为塑性区和弹性区。
弹性区和塑性区的自紧初应力分布为：
J- Po +0, In(r/a) - Poa?(1-b2 /r2)/(b2 -α²)
(9)
[[c?, / 2b? - Poa? (b2 -α?)](1 -b? / r2)
J- Po +0,(1+ ln(r/a) - Poa (1+b2 /r2)/(b? -αa2)
(10)
[c?o, /2b? - Poa? /(b2 - a?)](1 + b2 /r2)
式中 po为自紧压力，自紧半径 c=a+X(b-a),X为自紧度。
由于自紧初应力的存在，波动方程变为：
a?u(r,t)/a?r +[1 - (o; -og)/(a + 2μ)]Qu(r,t)/ror
-[do; /(a + 2μ)dr -1/rju(r,t)/r
(11)
ez/(1"s)nze=
-46-

125mm坦克炮身管动态强度计算
0,(r,t)r=b = 0
O,(r,t)|r=a = -p(t)
0,(r,t)r=- =0,(r,t)],
u(r,t)r=- = u(r,t),
Qu(r,t)/αt/t=0 = Vo(r)
u(r,t) t=o= uo(r)
方程(11)仍可采用特征函数解法，
u(r,t)=u,(r,t)+ EUm(r)qm(t)
(12)
[=
但式中各项函数与不自紧状态的解有很大差别。准静
态位移us(r,t)为:
u,(r,t)=
(r(Ce(bo-0/2r° + D)
(13)
c为自紧半径
式中系数 A、B、C、D、ao、bo、和 co见专题文献。
图5自紧状态身管断面结构示意图
特征函数Um(r)为：
a0/2[Am J,(kmr)+Bm Y,(kmr)
=(u)"n
(14)
[e(b0-co/4r"[Cm J,(kmr)+ Dm Y,(kmr)
系数Am、Bm、Cm、Dm及波数的求解见专题文献。时间函数qm(t)与(5)式形式相同。由动态
位移可计算应力的动态部分，但实际应力还需叠加自紧初应力和它的耦合项：
0,(r,t)=a,(r,t)+o'(r)+u(r,t)o,(r)/r
(15)
O,(r,t)=6,(r,t)+og(r)+og(r)u(r,t)/0r
上式中，,(r,t)和。(r,t)为应力的动态部分。
3.3身管带短被筒段动态应力应变解
一二三工程研制过程中，试验性样炮采用了加短被
A（间隙）
筒结构方案，图6为断面结构示意图。被筒与身管存在
间隙，当身管受膛压作用膨胀后将可能填满间隙，引
发身管与被筒的弹性碰撞，碰撞后被筒和身管共同承
压。由于高膛压的作用和碰撞产生的更强烈的动力效
身管
应，有可能发生多次快速的碰撞和脱离，使问题变得十
被筒
分复杂。由于真正意义上的多次碰撞问题求解甚少，双
图6带被筒段管断面结构示意图
层厚壁圆筒的多次碰撞问题是由本课题首先解决的。
-47

火炮
对于身管与被筒的多次碰撞和脱离问题，碰撞条件可用接触面的相对位移表示，脱离条
件可用界面压力（即径向应力）表示：
u(r,t)|r=b -u(r,t) =b+ = 0
碰撞条件
(16)
(17)
脱离条件
0,(r,t)rb=0
由于该问题十分复杂，有关理论和计算方法本文略。其求解过程如下：
(1)求出身管在膛压作用下的动态位移和动态应力应变。
(2)身管外壁胀大量首次达到间隙量值发生第一次碰撞，确定首次碰撞时间。
(3)第一次碰撞将持续一段时间，在第一次碰撞过程中由于被筒和身管的材料相同可将
身管和被筒看成一个整体，当成一更厚的厚壁圆筒求解动态应力应变。但在此碰撞过程中，
初始位移和初始速度分布不再为零，为第一次碰撞开始瞬时身管的位移和速度分布。
(4)计算碰撞界面的应力(界面压力)，当界面压力变为零时，身管和被筒将脱离。在脱离
过程的计算中，初始位移和初始速度分布为脱离前身管和被筒的位移和速度分布。身管和被
简分别按单个厚壁圆筒计算动态应力应变。
(5)当身管与被筒的相对位移变为零将再次发生碰撞，动态应力应变的计算按步骤(3)。
(6)当界面压力再次变为零时又一次脱离发生，动态应力应变的计算与步骤(4)相同。
4材料动态力学性能测试
为了获得精确可靠的前抽身管材料动态力学性能的测试数据，对材料动态力学性能测试
设备及测试方法，测试技术及数据采集与处理系统作了一系列的改进调试工作。一二三工程
前抽身管应变率的计算表明，应变率范围为6~140(s")，因此不仅需要高应变率下，也需要
中低应变率下材料动态力学性能的测试装置。
利用Hopkinson杆装置（图7为示意图，图8为试样装套示意图，可以获得应变率为
10~10(s")范围内材料在压缩时的动态力学性能。对炮钢材料的测试中，发现材料的拉伸与
压缩性能存在一定的差别，而拉伸性能更加符合身管强度分析的要求。因此，在原有的设备
基础上加以改进，改进了数据采集与处理系统。
为了获得中低应变率范围炮钢材料的动态力学性能，对摆锤式冲击试验机作了改装，配
备了力和位移的测试系统，改进了原有的数据采集处理系统，编制了动态屈服极限和强度极
限的搜索和计算软件，图9为测出的二步前抽身管材料动态屈服极限-应变率曲线。
气枪子弹
输入杆
输出杆
试件
承压套管
超动态
触发
多路前置
测速
应变仪
电路
放大电路
电机
双通道瞬
时间
数据处
试样
态波存器
理系统
间隔仪
图8试样装套示意图
图7Hopkinson试验装置示意图
-48-

125mm坦克炮身管动态强度计算
5数值计算
只有计算出动态安全系数才能进行身管动态强度的分析，要计算动态安全系数，需要计
算最大相当应力及相应应变率下的动态屈服强度。动态屈服强度随应变率变化的曲线是通过
实验测出的，见图9。为计算最大相当应力，需要计算出弹丸在膛内运动的整个过程中径向
应力、环向应力和轴向应力随时间变化的曲线。为找出相应应变率下的动态屈服强度，还需
要计算平均应变率值。图10是前抽定型样炮身管动态强度计算的程序总框图。
不自紧身管段
特征函数
2600
动态屈服强度/MPa
位移、应力
00.1=ax2+bx+c
特征频率
时间函数
2200
自紧身管段
1800
动态屈服强度
平均应变率
1400
动态安全系数
1000
相当应力
最大相当应力
-2
X=lgs
图9前抽身管材料实测动态屈服
强度-应变率曲线
图10程序总框图
由实测膛压数据(见图3)，可得到拟合膛压曲线。其中，拟合的膛底及坡膛膛压曲线式
构形为：
787.5t
>0
p(t) =→-4.19×105t2 +1.458×103 t -0.2682
(18)
ti≤t≤t2
[0.86e-540.7(-t2)
t≤t
ti=0.8ms, t2=2.3ms
拟合的直膛膛压曲线式构形为：
[1.35 ×104t
t≤≤t2
p(t) = ↓ - 2.278 ×108t2 + 4.05 ×10 4t - 0.8
(61)
t2≤t
0.99972 e -506.392 (t-t2)
ti=0.0593ms，t2=0.09ms
根据实测数据，拟合的材料动态屈服强度-应变率曲线为：
(20)
图11给出了前抽定型样炮身管No.24计算断面内壁的动态位移、应力和应变率曲线。
该断面距炮尾端面3.1m，为不自紧状态。断面内径为125.15mm，外径为184.35mm，设计
压力为177MPa。计算出平均应变率：48.30(1/s)，最大第四相当应力为655MPa。
-49—

火炮
164
0.286
102
0.201
动态位移/mm
应变率
40
0.116
-21
0.030
-83
0.05
1.64
2.46
1.64
2.46
3.28
0.82
0.82
3.28
时间/ms
时间/ms
89
1027
环向应力/MPa
径向应力/MPa
727
427
70
127
-150
-172
-230
1.64
0.82
2.46
3.28
2.46
0.82
1.64
3.28
时间/ms
时间/ms
1003
167
轴向应力/MPa
轴向应力/MPa
703
115
403
63
103
11
-196
40
0.82
1.64
2.46
3.28
1.64
0.82
2.46
3.28
时间/ms
时间/ms
图11前抽定型样炮身管No.24计算截面内壁动态应力
图12给出了前抽定型样炮身管No.4计算断面内壁的动态位移、应力和应变率曲线。该
断面距炮尾端面48mm，为自紧状态，自紧度72.4%。断面内径为160.55mm，外径为296mm，
设计压力为635.3MPa。计算出平均应变率：9.4(1/s)，最大第四相当应力为924MPa。
图13给出了多次界面碰撞压力的示例。图14显示前抽试验性样炮的被筒与身管碰撞对
位移和相当应力的影响，碰撞导致变形和应力的明显变化。
动态强度计算结果分析及结论
强度准则
6.1
至今，国内外还没有公认的适用于动态强度分析的强度准则。在工程计算中，一般仍采
用现有的建立在静态试验数据基础上的理论与准则。基于这种情况，根据前抽身管的受力和
变形情况及材料性质，认为前抽身管的高强度、高韧性炮钢材料的破坏是流动破坏形式，采
用了第四强度理论。第四强度理论的相当应力公式为：
xd, = V(o, -0。)2 +(α, -0,)2 +(α, -0。)"1/2
(21)
-50-

125mm坦克炮身管动态强度计算
36
0.72
22
0.50
动态位移/mm
应变率
0.28
0.06
-6
-19
0.15
0.82
1.64
2.46
3.28
0.82
1.64
2.46
3.28
时间/ms
时间/ms
1038
373
径向应力/MPa
环向应力/MPa
488
73
-61
-226
-611
-626
-1161
-826
0.82
1.64
2.46
0.82
1.64
2.46
3.28
3.28
时间/ms
时间/ms
1371
224
相当应力/MPa
轴向应力/MPa
1071
156
771
88
471
20
171
-47
0.82
1.64
3.28
0.82
1.64
2.46
3.28
2.46
时间/ms
时间/ms
图12
前抽定型校炮身管No.4计算截面内壁动态应力
2.5
a=0.2m br=0.3m b2=0.4m 4e=0.4
1.5
0.5
-0.5
0.6
0.8
1.2
0.2
0.4
1.4
1.6
1.8
2.2
t/ms
(a)
2.5
al=0.2mbl=0.3mb2=0.4m4e=2.6
1.5
0.5
-0.5
0.2
0.4
0.6
0.8
1.2
1.4
1.6
1.8
2.2
t/ms
(b)
界面碰撞压力示例
图13
-51-

火炮
相当动态应力/MPa
动态位移/mm
0.5
1000
1.52.0
2.53.0
2.53.0
0.5
0.5
1.01.52.0
1.0
时间/ms
时间/ms
图14首
前抽试验性样炮的被筒与身管碰撞(No.6断面外壁)的效应
强度条件为：
α xd4 ≤[0]
(22)
工作安全系数n为：
n≥0, /oxd4
(23)
在动态强度计算中，仍然根据危险点上危险瞬时的最大相当应力的值进行计算，应变率
则采用平均应变率进行计算，这样获得的计算结果偏于安全。在课题研究过程中，曾对四种
型号的火炮身管进行过动态强度分析，分析结果与实际使用情况相符。初步证明，在目前条
件下强度准则满足工程要求。在兵器工业中适当地偏于安全，即保持一定的强度储备是必要
的。
6.2前抽试验样炮身管动态强度分析结论
48mm~250mm段，安全系数为1.09~1.161，不满足身管液压自紧规范建议的安全系数值，
其余各点均可满足身管液压自紧规范建议的安全系数值。
通过动态强度分析表明：该段动态安全系数为1.357~1.531，动态安全系数实际上比静
态安全系数高出24%~32%。
实际使用情况证明强度是足够的，符合动态强度计算结果。
6.3二步前抽定型样炮身管动态强度分析结论
表2为前抽定型样炮身管动态强度计算表。前抽定型样炮身管动态强度分析表明：
(1）动态安全系数在1.425~4.827之间，分布比较均匀、合理。
(2）动态安全系数与静态安全系数之比均大于1，在1.06~1.39之间。表明身管结构设计
更合理，没有出现动态强度低于静态强度的情况。但合理地设计结构，合理地选取内外径比
值和自紧度，以及合理地提高材料动态性能，可以做到动态强度比静态强度高出6%~39%。
(3）二步前抽定型样炮身管的动态强度足够，结构设计合理，实际强度储备比较充裕，
符合实际试验和实际使用情况。
6.4火炮身管动态强度分析的意义和应用前景
(1）为125mm坦克炮的定型和验收提供更充分的技术文件。
(2）为进一步提高火炮设计水平和火炮性能提供依据。
随着坦克炮口径的扩大，为适应坦克的改型、安装、及支撑火炮摇架的直径和其它一些
结构尺寸宜保持不变的要求，减薄火炮身管的壁厚成为趋势。通过各型号火炮身管的动态安
全系数和静态安全系数对比计算表明，在保证有足够强度储备的前提下，进一一步减薄身管壁
-52-

125mm坦克炮身管动态强度计算
厚是可能的。
(3）为其它火炮身管的设计与其它兵器结构构件的动态强度分析提供参考。
兵器工业中有很多结构的构件，在实际工作中承受的都是动载荷，过去普遍采用的是静态的
理论和方法。本课题对火炮身管动态强度的全过程进行了探索，并取得了一整套实用的方法
对以后进行其它兵器结构构件的动态强度分析有很好的参考价值。
表 2
二步前抽定型样炮身管动态强度计算表
内径
外径
设计
静态安
No
轴向
静态
动态
动态安
安全系数
压力
尺寸
强度
全系数
强度
全系数
动态静态
/mm
/mm
1%
/MPa
/MPa
/mm
/MPa
162.95
209.00
642.5
324.06
0.504
348.2
0.542
1.0754
100.0
217.00
641.3
0.587
0.626
1.0982
162.55
100.0
376.17
401.1
162.55
296.00
641.3
758.84
1.183
913.8
1.2045
72.0
1.425
72.4
48
1.2205
160.55
296.00
635.3
774.78
1.220
945.6
1.489
48
1.2224
160.55
296.00
72.1
635.3
776.77
1.223
949.5
1.495
160.45
296.00
72.1
635.0
777.58
950.8
1.2229
50
1.225
1.498
159.65
296.00
72.2
1.260
1.565
133
622.4
784.09
973.9
1.2426
159.65
296.00
604.7
784.09
1015.0
1.2945
250
72.2
1.297
1.679
250
159.65
306.00
67.6
604.7
814.03
1.346
983.9
1.2088
1.627
10
159.65
306.00
583.2
814.03
1.396
946.9
1.624
1.1633
392
67.6
30.1
130.15
306.00
569.6
862.47
1.514
1008.1
1.2384
482
1.875
12
800
130.15
306.00
521.5
862.47
970.4
1.1252
30.1
1.654
1.861
13
815
306.00
519.3
881.36
928.6
128.28
30.9
1.697
1.788
1.0536
14
20.8
840
125.15
306.00
515.5
1.570
1.795
1.1433
809.10
925.1
15
1458
125.15
306.00
20.8
422.0
809.10
1.917
2.400
1.2520
1013.0
1550
29.1
16
919.2
2.252
125.15
254.48
408.1
726.95
1.781
1.2645
17
125.15
250.00
30.5
406.9
719.64
909.6
2.236
1.2640
1558
1.769
18
125.15
917.6
2.349
1.2535
1665
42.2
238.99
390.7
732.06
1.874
19
125.15
208.00
58.0
335.8
622.63
866.4
2.580
1.3916
9961
1.854
20
125.15
208.00
58.0
325.7
622.63
1.912
843.4
2.598
2018
1.3546
21
2561
125.15
195.00
234.4
560.46
2.391
646.2
2.757
1.1531
68.8
22
125.15
195.00
222.0
560.46
2.524
610.4
2.749
1.0891
2656
68.8
23
184.35
177.0
2.992
1.0606
3100
125.15
81.1
499.42
2.821
529.7
24
125.15
184.35
177.0
316.20
1.786
2.266
1.2687
3100
401.1
2.303
25
125.15
182.91
172.2
1.812
396.5
3160
311.93
1.2709
26
1.2709
3160
125.15
182.91
172.2
311.93
1.812
396.5
2.303
27
125.15
182.00
393.0
2.325
1.829
1.2719
3198
169.1
309.18
28
182.00
309.18
2.478
1.2682
3331
125.15
158.2
1.954
392.1
29
125.15
172.00
121.7.
2.267
353.6
2.905
1.2814
4046
275.99
30
125.15
170.00
268.64
2.275
345.4
2.925
1.2857
4137
118.1
125.15
2.640
3.411
31
1.2920
4926
164.00
92.8
244.96
316.5
32
125.15
164.00
244.96
2.704
316.2
3.490
1.2907
5022
90.6
227.67
295.0
75.5
3.014
3.906
33
125.15
160.00
1.2954
5752
3.050
34
5800
125.15
160.00
74.6
227.67
294.9
3.951
1.2954
4.629
35
125.15
172.00
74.6
275.99
3.697
345.6
5800
1.2520
3.865
344.7
36
71.4
6000
125.15
172.00
275.99
4.827
1.2489
-53-

ZPT98式125mm坦克炮身管研制的思考与实践
孟慎非
(国营第447厂）)
摘要本文对ZPT98式125mm坦克炮最重要的零件—身管的研制过程进行了剖析，分析了身管
设计面临的约束和困难；论述了在身管材料选择、结构设计、强度校核、射击稳定性改善以及身
管寿命提高等各环节上的设计指导思想，总结了实现性能突破、充分发挥身管设计综合效能的工
程实践经验。
关键词坦克炮身管设计材料强度
1引言
一二三工程ZPT98式125mm坦克炮是我国当前装备的口径最大的滑膛炮，该炮最突出
的特点，几乎都集中在身管上。总结身管的设计思想和实践经验，对全面了解ZPT98式
125mm坦克炮、研究其后继型及未来新型坦克炮研制都是很有意义的。
ZPT98式125mm坦克炮为前抽身管式火炮。由于其弹道性能进一步提高，同时受到坦
克总体的约束，前抽身管设计面临着一些特殊的困难。如何在设计研制中面对客观现实，清
晰思路，充分发挥身管设计效能，提高坦克炮火力水平是火炮研制的核心问题，也是本文论
及的目的。
2前抽式125mm坦克炮身管设计面临的约束和困难
ZPT98式125mm坦克炮是在原非前抽式125mm坦克炮基础上改进研制的新型火炮。
将非前抽式改为前抽身管式火炮，总体要求满足既定的约束；身管应以可快速拆卸的方式与
炮尾相连。为从炮塔前方抽出身管，一方面要压缩身管后部直径，一方面要解决身管抽出后
炮尾的支持与可靠定位，以保证身管复装的可靠性。故设计工作包括：
（1）在耳轴宽度约束下，尽可能缩小身管外径，实现身管前抽的结构设计；
（2）确保身管前抽功能的可操作性；
（3）校核身管强度，确保满足弹道性能的发射安全性；
（4）满足火炮在身管前抽结构条件下的发射精度要求，减少身管对弹丸初始扰动，提
高立靶密集度；
（5）提高身管抗烧蚀寿命，确保身管合理的疲劳安全裕度。
3身管材料选择
身管材料选择是身管设计中的首要问题。
-54-

ZPT98式125mm坦克炮身管研制的思考与实践
根据ZPT98式125mm坦克炮身管所承受的发射载荷和结构约束条件，应努力提高身管
材料的综合力学性能。仅以身管设计理论为炮钢材料提出全部力学性能指标是困难的。事实
上，材料的强度与韧性之间存在着互为制约的关系，对材料的强屈比，强度与韧性指标的匹
配等问题，都是炮钢研制所关心的。ZPT98式125mm坦克炮身管研制首先在分析和参考了
各国高膛压火炮身管材料性能基础上，提出了身管材料力学性能指标，与世界先进炮钢材料
性能比较见表1。
表1身管材料力学性能指标比较
力学性能指标
产品型号、口径/mm
-40CAxvJ
0 0.1/MPa
0 0.2/MPa
120
≥40
≥20.0
德豹-II
>1250
≥40
法勒克莱尔
>1250
≥20.0
120
≥25
≥20.3
美M1A2
120
1104~1241
1177
40CAb
≥37.0
俄T-80
125
≥40
中88B
105
1104~1241
≥25
20.3
中ZPT98
≥40
125
1173~1310
25.0
研制中注意到：炮钢材料应超前于产品研制；炮钢材料的力学性能必须为作为一代主战
坦克的火炮身管留有发展的潜力；有效地控制钢中有害元素含量、提高钢的纯净度；改善热
配，为身管提供最佳安全裕度。
炮钢材料的研制满足了身管设计的需要，多项指标取得突破，总体性能接近国际领先水
平，工艺基本成熟。其强度极限与屈服极限的差值达110140MPa，显示了良好的发展潜
力。
4前抽身管结构设计
结构设计是身管设计研制工作的基础。
前抽身管结构设计追求前抽可操作性、发射安全性和发射稳定性。初始方案以身管短被
筒作为连接身管与炮尾的中间环节一一短被筒以连接圈与炮尾固定，身管以断隔螺与被筒连
接。短被筒与身管尾部段之间存在的间隙，既保证了前抽身管操作的可行性、方便性，同时
受膛压作用。该方案前抽直径Φ288mm，耳轴中心宽410mm。经验证，前抽可操作性良好，
可以满足发射安全性。但该方案发射时身管状态的稳定性差，后坐时与炮尾连结的短被筒还
可产生对身管的附加扰动，因而无法保证良好的发射精度。此外，短被筒的工艺性不佳，身
管的强度在一定程度上依赖了与被筒的配合精度。经2轮计5门样炮研制试验，从确保火力
系统整体性能水平考虑，决定放弃此方案。
改进方案采取身管直接以断隔螺与炮尾相连（直接连接式），身管以同一圆柱部支持在
摇架前后被筒上，摇架后部伸出尾支臂作为炮尾的辅助支撑以解决身管抽出后炮尾自身的支
持及身管复装可靠操作问题。该方案尽管将耳轴中心宽增加了10mm，但有较好的发射安全
性、发射时状态稳定、制造工艺性良好。结构设计中未效仿俄2A46M型125mm坦克结构
-55-

火炮
使摇架以前衬筒及后导轨为炮身支撑，大幅度增加导向长度的结构方案，这除因受总体
研制情况制约外，还基于考虑我国目前的工艺水平尚难满足前抽身管与炮尾连接互换的精确
度，及摇架以衬简加导轨的组合定位方式对炮身平稳导向的精度。改进方案经第3轮3门样
炮试制试验与考核全面满足设计要求。
5身管强度校核满足发射安全性
身管强度校核是结构设计之后评价方案可行性的重要环节之一。研制中曾首先对短被筒
方案身管完成基础研究工作。
5.1短被筒方案身管强度校核
以经典的强度校核理论为基础，同时考虑液压自紧效应及间隙消失后短被筒参与身管一
起承受膛压的强度效果。经理论计算，在身管的断隔螺连接部分是身管强度的薄弱环节，距
身管尾端面48mm至250mm处，身管最低安全系数为1.0941.161，其余部位各点均可满
足液压自紧规范对安全系数的建议值。为证实强度校核中局部安全系数低于液压自紧规范建
议的安全系数对发射安全性的影响，有必要进一步以模拟的与实测的、静压的与动态加压的
方式完成对身管应力测定分析工作。
5.1.1·以有限元法对身管断隔螺结构进行结构强度分析
采用3维实体和2维平面模型的有限单元法计算与理论计算结果对比。有限元分析以
I-DEAS工程分析软件在VAX-3100图形工作站完成；理论计算采用TRECA屈服条件的自
紧压力计算式，计算结果见表2。
表2有限元计算与理论计算结果对比
安全系数
距身管尾端距离/mm
理论计算
有限元分析计算
1.19
1.19
10
60
1.10
1.14
280
1.27
1.35
分析认为，虽然所得安全系数比液压自紧规范建议值略低，但从实际身管尾部及炮尾结
构看，计算偏于安全；由于膛压加载的瞬时性，实际径向位移量小于计算值，断隔螺纹根部
之应力集中效应应引起重视。
5.1.2静压强度模拟试验
静压强度模拟试验是委托52所完成的。采用几何相似原理，按0.3692：1设计身管及
被筒模拟管组合件，毛坯自紧压力932MPa经稳定化处理，用二次加压法测定身管、被筒被
研究截面的弹性强度和失效压力。
结论是当身管材料00.1为1169～1219MPa、自紧压力为931～937MPa时，主药室段的
最低弹性强度为681～695MPa，其实测值与单筒自紧管理论计算值较为接近；当身管材料
00.1为1199MPa、自紧压力为931MPa时，身管药室段发生显著变形的失效压力为729MPa。
56

ZPT98式125mm坦克炮身管研制的思考与实践
5.1.3动态发射模拟试验
动态发射模拟试验委托南京理工大学完成。对以0.3692：1作几何相似的模拟管进行火
药发射加压试验，使身管内壁承受的火药气体压力p~t曲线接近于实际火药燃烧压力规律，
测定身管强度。
结论是在400730MPa压力下，模拟管应变与压力保持着良好的线性关系；当药室底..
部承受最大动态内压强度达835MPa时，内径塑性变形扩大量小于0.1%（考安全因素的
要求），模拟管的极限工作压力可承受820MPa；动态加压时，外表面应变值比理论计算值
小。在相同的压力条件下动态实验应变值比静态实验值小这对身管强度是有利的。
5.1.4身管实弹射击考核试验
在试制批中，选取屈服极限处于下限要求的材料，控制自紧压力，使实际安全系数接近
计算最低安全系数的机加合格身管（身管号92001），安装于前抽身管式火炮92001号炮上。
试验按弹道指标选药，射弹127发，其中穿甲弹32发（含高温弹7发）；模拟穿甲弹40发
（含高温弹20发）；杀爆弹28发（含高温弹7发）；破甲弹27发（含高温弹7发）。
经射前、射后身管内膛窥视，身管内外径测量，冲点划线检查，现场前抽身管操作演示
等证明：屈服极限处于要求值下限的材料身管刚强度仍能满足使用要求。
短被筒方案身管强度校核的基本结论证实身管强度可以满足发射安全性要求。
5.2直接连接式方案身管强度校核
5.2.1经典强度校核
按经典强度校核法计算的结果列于表3。由该表可见安全系数已接近液压自紧规范建议
值，故身管发射安全性得到基本保证。
表3直接连接式方案身管强度计算值
屈服极限1173Mpa，自紧压力935MPa，K=1.11
过应变百分比X/%
弹性极限P/MPa
弹底压力Pp/MPa
安全系数
距尾端距离L/mm
72.0
758.6
646.6
1.173
48
774.8
72.4
1.211
639.9
48
72.1
1.214
776.8
639.9
50
72.1
777.6
639.5
1.216
133
784.1
625.5
72.2
1.254
250
72.2
784.1
605.8
1.294
250
67.6
814.0
605.8
1.344
5.2.2身管动态强度校核
考虑到高膛压、高初速身管发射的瞬时性特征对身管应力状态的影响，决定进一步对身
管作动态力学分析，并完成身管发射强度可靠性分析。身管动态力学分析工作委托南京理工
大学完成，利用特征函数展开法计算动态应力应变和动态强度。计算结果，身管各断面动态
安全系数值在1.425～4.827范围，且分布均匀合理，动态安全系数比静态安全系数值提高
6%～39%，故身管实际强度储备比较充裕。
身管强度可靠性分析委托南京理工大学完成。最终结论认为：身管强度满足设计要求，
图定自紧压力935MPa为最佳自紧压力，身管设计安全合理。
-57-

火炮
6身管抗烧蚀寿命
ZPT98式125mm坦克炮身管高温膛压648MPa，常温膛压550MPa，高温初速>1800m/s，
常温初速1740m/s。有试验数据表明，当未采取任何防烧蚀措施时，平均每发膛径扩大量为
0.027～0.03mm，如此变化速率意味着一支身管射弹几十发后弹道性能将开始恶化，射弹120
发左右身管趋于寿命终止。
当今世界武器发达国家为解决高膛压火炮身管烧蚀问题都选择了身管内膛镀硬铬及在
装药中添加缓蚀剂方法。ZPT98式125mm坦克炮研制首次提出身管内膛施镀软铬的防烧蚀
技术，并获成功应用（半膛镀铬或全膛镀铬）。美国路德维希·施蒂弗（L.Stiefel）著《火炮
发射技术》一书证实，美国近年也研究了身管内膛施镀软铬技术，该书承认施镀软铬优于目
前西方采用的施镀硬铬的抗烧蚀效果，并给出了对比曲线。
缓蚀添加剂是已经成熟的技术，通常用量是装药量的3%～5%。ZPT98式125mm坦克
炮身管要求在减少添加剂用量的条件下实现与身管内膛镀铬效果的最优匹配。火力系统安排
了52所高效缓蚀剂的研究，并首次在身管上应用。含有稀土氧化物成分、粒度超过1250
目的高效缓蚀剂及内、外添加方式达到了比较理想的效果，见表4。
表4缓蚀剂对非镀铬身管抗烧蚀效果
高效缓蚀剂
无缓蚀剂
滑石粉型缓蚀剂
穿甲弹
0.020~0.025
0.015~0.020
0.027~0.030
125滑膛身管
0.007
t000
杀爆弹
0.0020.003
注：表中数值为每发膛径扩大量，单位为mm。
ZPT98式125mm坦克炮身管解决抗烧蚀防护的两项技术综合效果良好，经多次考核证
明，当射弹发数超过500发（寿命发数指标值）时，身管内膛规定的测量部位（直膛起始
25mm处）的膛径扩大量<1.0mm，初速、膛压下降量<1.0%，千米立靶密集度仍在正常合格
保持火炮初始的良好的弹道质量状态。
7关于发射精度
火炮发射精度（含立靶密集度）考核是火炮结构设计后对方案评价的另一个重要环节。
火炮发射精度原是火炮总体设计讨论的问题，不过对前抽式火炮而言，发射时身管自身状态
的稳定性是影响发射精度的重要因素，故增加了问题的复杂性。
当代一些先进的坦克炮都采用同心式驻退机或以双驻退机对称布置；采用弹丸出炮口前
低阻力平稳后坐技术；努力减小动力偶臂；加长摇架对后坐部分的导向长度；增加身管抗弯
刚度；提高身管制造精度等措施效果良好。如俄2A46M型125mm坦克炮在原2A46型基础
上完成上述类似改造之后，声称发射精度提高了20%～30/%。ZPT98式125mm坦克炮研制
中重视了身管状态在解决发射精度问题上的作用，收到了明显的效果。
-58-

ZPT98式125mm坦克炮身管研制的思考与实践
7.1发射时身管的稳定性
对非前抽式结构，身管与炮尾结合成刚性一体，其稳定性由被摇架支持的炮身状态确定。
对前抽式结构而言，身管与其他后坐部分之间多一个以断隔螺方式连接的松动环节。因此，
提出发射时身管状态的稳定性问题。如研制中短被筒方案，身管仅由摇架前衬筒支持于重心
附近，尾端则以断隔螺方式与短被筒连接。短被筒作为后坐部分的另一支撑部位被支架于摇
架后衬筒上。这种状态发射时身管不易稳定，甚至身管自身的温度变化也对射线产生影响，
在弹丸出炮时，对弹丸产生较强的初始扰动。ZPT98式125mm坦克炮管、尾直接连接式方
案，尽管身管与炮尾仍为断隔螺连接，但身管本身由摇架前、后衬筒同时支持导向，并有上
方压力消隙装置的稳定作用，发射时身管状态基本稳定，加之采取了其他几项措施，发射精
度大大改善。
7.2身管在寿命期内内弹道特性的稳定能力
经分析认为：火炮发射的立靶密集度效果不仅与火炮初始的总体结构状态有关，更与其
在全寿命期内火炮保持初始的良好的发射状态的能力有关。据此充分评价了采用身管内膛施
镀软铬等措施、大幅度改善身管抗烧蚀寿命、维持良好弹道特性的效果。实践证明，一支施：
镀软铬并采用高效缓蚀剂措施，经射弹500发后的身管，发射任何弹种千米立靶密集度公算
偏差（高低×方向）尚在火炮正常出厂验收指标范围内（按规定，寿命终止时允许增大到指
标乘积值的8倍），可见其实用效果远超过只注意火炮初始状态的多项总体改进措施的效益。
7.3提高身管制造精度
ZPT98式125mm坦克炮研制，试图追踪当代坦克炮先进制造技术，大幅度提高火炮，
尤其是身管的机械加工精度，无奈目前机加设备和制造工艺能力都有一定困难。仅就现
有制造条件下，对影响发射精度的主要因素进行加严控制，收到了一定的效果。对这些
影响因素的控制要求都已达到当前我国制式产品的最高水平，对身管机加要求的控制见
.表5。
表5身管几项机加要求的控制
火炮类型
炮口角
弯曲度/mm
壁厚差/mm
与摇架配合间隙/mm
后坐部分导向长/mm
59式100
1.0
3.0
0.40~0.92
812
5.0
83式105
1.0
2.5
0.40~0.92
812
PZT89-120
5.0*
1.0
2.5
1140
0.40~0.92
3.0'
0.5
ZPT98-125
2.0
0.30~0.56
1100
ZPT98式125mm坦克炮与非前抽式125mm坦克炮射弹千米立靶密集度比较见表6。
-59-

火炮
表6125mm坦克炮千米立靶密集度对比
穿甲弹
杀爆弹
火炮类型
E,XE,/mXm
E,XE,/mXm
非前抽式
0.150×0.159
0.189X0.165
前抽式（ZPT98-125）
0.141X0.148
0.165×0.173
8身管疲劳
身管疲劳问题是高膛压火炮身管研制关心的突出问题之一。由于身管疲劳设计方法在工
程应用上尚不十分成熟，故在火炮研制中身管疲劳寿命仍以定型身管的疲劳循环破坏次数的
测定为依据。考虑身管高膛压工作条件及身管材料本身高强度特性都将降低身管疲劳寿命，
应通过相应提高材料韧性作补偿，故在方案研制之初对身管材料大幅度提高了韧性指标，如
材料断面收缩率W≥40%；低温冲击功一40℃A≥25J，这些指标已达到世界先进水平。此
外，高膛压滑膛镀铬（采用缓蚀剂）身管寿命失效方式有其特殊性，寿命失效和评定尚无确
切的量化标准，但毕竟使用寿命已大大提高，若任意扩大使用寿命界将导致原有疲劳裕度相
对缩小，这是不安全的。从实用要求出发，一方面力求明确使用寿命评定的量化标准，根据
合理的疲劳安全裕度，重新界定使用寿命指标，另一方面仍应努力改善身管抗疲劳能力。
ZPT98式125mm坦克炮设计定型后曾选择2支射弹接近寿命发数的身管，委托52所进
行疲劳循环破坏次数测定，以初步确定疲劳寿命界，目前测定工作正在进行中。由于疲劳寿
命次数测定值散差较大，今后拟进一步创造条件，按有关标准完成不少于4～6支身管疲劳
的测定，以便在较高的置信水平下确定最终疲劳寿命界，在合理的疲劳安全裕度指导下适当
放宽使用寿命界，必要时调整身管设计参数。
9.结束语
ZPT98式125mm坦克炮身管研制，从理论到工程实践曾完成一系列探索与尝试，获得
了创新与突破，最终使之充分满足了指标要求，总体性能达到了较高的水平。然而技术的进
步是永无止境的，就在完成ZPT98式125mm坦克炮管研制的同时，必定又获得了许多新的
认识，可能又提出了新的问题，引发了新的思考，这是极其可贵的。不过，这些工作将留给
它的后继型研制中去完成。
-60-

125mm坦克炮前抽式结构对射击精度影响的分析
王殿荣季冰
（国营第447厂）
摘要本文根据125mm坦克炮研制中前抽结构样炮的结构变化和试验结果，分析了发射时身管
的状态及后坐部分与摇架的配合间陈对射击精度的影响，指出后坐部分的不稳定因素是影响射击
精度的主要原因。
关键词坦克炮前抽结构射击精度
1 引言
坦克炮射击精度是研制的重要指标。提高坦克炮射击精度一直是坦克炮研制的重要课
题。前抽结构的坦克炮较非前抽结构更增加了确保射击精度的难度。影响射击精度因素很多，
除弹、炮、药、发射系统因素外，还有坦克炮的安装、外界环境、车体状况、瞄视手段以及
操作一致性等。本文主要通过对125mm坦克炮研制中三轮前抽结构样炮的结构变化过程和
试验结果的分析，从结构方面找出影响射击精度的因素，为同类结构的坦克炮研制提供参考。
2125mm坦克炮三轮样炮前抽结构的变化过程和试验结果
2.1125mm坦克炮三轮样炮前抽结构的变化过程
2.1.1第一、二轮样炮前抽结构
第一轮样炮采用短被筒式结构，第二轮样炮保留了第一轮样炮短被筒连接结构，文从摇
架后部伸出两导轨支撑炮尾。如图1所示。
2.1.2第三轮样炮前抽结构
第三轮样炮采用身管与炮尾直接连接结构，从摇架后部伸出两导轨支撑炮尾，如图2
所示。
摇架铜村筒位置
摇架铜衬筒位置
图1第一轮、第二轮样炮前抽结构示意图
图2第三轮样炮前抽结构示意图
1一炮尾；2—连接筒；3一被筒；4一身管。
1一炮尾；2一身管。
61

火炮
2.2125mm坦克炮三轮样炮试验结果
第一轮样炮对立靶密集度的考核不很充分，仅在高温杀爆弹、破甲弹、穿甲弹立靶密集
度试验中，发现个别组结果跳动很大。经研究决定以增设摇架导向支臂的方法完成第二轮样
炮的研制。
第二轮样炮仅对穿甲弹常温立靶密集度试验已达11组，并曾对摇架后支臂参与或不参
与导向两种方式做对比试验。试验结果表明，支臂参与或不参与导向对试验结果影响不大，
但就总体而言，弹着点高低散布大，立靶密集度达不到非前抽结构的试验水平。
第三轮样炮穿甲弹常温立靶密集度试验9组，试验结果表明，数据基本稳定，立靶密集
度平均值与非前抽结构的试验结果相当。详细结果见表1。
3关于第二轮样炮立靶密集度试验弹着点坐标的后示
从第二轮样炮六组试验结果（表2）来看，每组第一发弹着点相对偏低，后续几发弹着
点有逐渐增高的趋势。六组中高低方向第1发弹着点平均为一40mm，第2、第3发弹着点
平均值为304.5mm，第4、5发弹着点平
均值为421mm，第6、7发弹着点平均值
为456mm，见图3。
500F
这一结果说明，弹着点的散布除了有
400F
明显的随机因素影响之外，还有某种规律
性的因素在起作用。这规律性的因素与射
200
击的时机（弹序）存在某种联系。
100 F
经分析认为，这一现象与身管射后温
升有关，而且反映了身管状态的不确定
-100
第1发第2.3发第45发第6.7发
性。根本原因是坦克炮本身的结构因素造
成的。第二轮样炮后坐部分结构如图1所
图3弹着点高低坐标Y与射击弹序n的关系
示，第二轮样炮身管与炮尾是通过短被筒
连接的，其后坐部分的支撑方式是：前支点借助摇架前衬筒对身管前导向部支撑，后支点
以摇架后衬筒支撑短被筒。由于身管与短被筒在断隔螺纹连接处有间隙，所以对身管而言，
其状态具有不确定性。射击前，在各自重力和复进机（复进机位于炮尾下方）初力的作用
下，身管与短被筒断隔螺纹连接处间隙排到一固定位置，后坐部分处于相对稳定状态。在
射击过程中，这一相对位置不仅有射击振动产生的随机影响，而且随着射击发数的增多，
身管温度升高并产生膨胀，身管与短被筒断隔螺纹连接处间隙变小，使身管与炮尾的相对
位置产生变化，造成炮膛轴线相对炮尾瞄准平台的不一致性，即炮膛轴线相对炮尾平台逐
渐高。在进行立靶密集度试验瞄准时，是以炮尾瞄准平台为基准赋予坦克炮一定的射角，
但由于炮膛轴线相对炮尾平台抬高，这样赋予坦克炮的实际射角要大于理论射角。因此每
组第1发弹着点相对偏低，后几发的平均弹着点比第1发弹着点高。试验中，测得炮膛轴
线相对炮尾平台的抬高量，最大一组为0.5mil，最小一组为0.2mil，这与弹着点的坐标分
-62—

125mm坦克炮前抽式结构对射击精度影响的分析
布及变化规律相一致。
当身管温升达到一定的程度，身管与短被筒断隔螺纹连接处间隙减小或消除，身管与炮
尾的相对位置趋于稳定，即炮膛轴线相对炮尾瞄准平台变化较小，此时的试验结果也相对比
较稳定，见表2。
4影响前抽结构坦克炮射击精度的因素
4.1后坐部分与摇架配合间隙对射击精度的影响
通常对坦克炮射击精度的分析，首先会考虑到后坐部分及反后坐装置配置关系。坦
克炮发射过程中，各种力矩使坦克炮产生振动，这些力矩主要有：①炮膛合力产生的力
矩Ppt·e（Ppt为炮膛合力，e为动力偶臂），②后坐阻力产生的力矩R·L（R为后坐阻力，
L为后坐阻力作用线对炮膛轴线的距离）。由于后坐部分与摇架之间有配合间隙，这样就
造成身管偏转，形成摆角α=arctg△/L，（△为后坐部分与摇架配合间隙，L为摇架两
支撑环的距离，2α为身管的最大摆角）。由于弹丸在膛内运动时间只有6ms左右，在这
么短的时间内发射产生的动力矩还不足以克服后坐部分惯性，使身管达到最大摆角，因
此身管的实际摆角很小，后坐部分与摇架配合间隙对射击精度的影响不大。制式105mm
坦克炮间隙可能造成的极限摆角大于125mm坦克炮（见表3），而其射击精度却好于
125mm坦克炮。
但毕竟后坐部分与摇架配合间隙会影响射击过程中身管振幅的大小。减小后坐部分与摇
架配合间隙可使射击过程中身管的振幅减小，有利于身管在短时间内恢复到发射前状态，后
坐部分的一致性提高，从而提高坦克炮的射击精度。
4.2前抽结构的后坐部分状态对射击精度的影响
对前抽结构坦克炮而言，身管自身状态的稳定性尤为重要。从坦克炮结构讲，射击精度
的好坏主要取决于每发弹发射时坦克炮发射状态是否一致。前抽结构的坦克炮较非前抽结构
的坦克炮在后坐部分中增加了一个松动环节，即为快速更换身管的断隔螺纹连接环节。如处
理不当，可造成发射状态的不一致，对精度造成一定的影响。
第一轮样炮身管与炮尾是通过短被筒连接的；第二轮样炮保留了第一轮样炮短被筒连接
结构，文从摇架后部伸出两导轨支撑炮尾。第一轮、第二轮后坐部分的支撑方式是：前支点
借助摇架前衬筒对身管前导向部支撑，后支点以摇架后衬筒支撑短被筒。由于身管与短被筒
在断隔螺纹连接处有间隙，所以对身管而言，其状态具有不确定性，发射时对射击精度产生
随机影响。通过表1所列试验结果可以看出，有的组立靶密集度较好，有的较差，随机性较
大。
第三轮样炮取消短被筒，身管与炮尾直接用断隔螺纹连接，摇架后部伸出两导轨支撑炮
尾。后坐部分两支点直接由摇架的两个铜衬瓦支撑在身管上，虽然身管与炮尾在断隔螺纹连
接处有间隙，但身管本身是稳定的，后坐复进时身管的状态基本一致，所以第三轮结构样炮
具有较好的立靶密集度，见表1。因此后坐部分的不稳定性是影响前抽结构坦克炮射击精度
的主要原因。
-63-

火炮
表1-三轮样炮千米立靶密集度结果
表2第二轮样炮常温穿甲弹千米立靶
EyXE,
药温
密集度试验的弹着点坐标
/mXm
弹着点坐标/mm
0.104X0.0022
组别
高低
高低平均
方向
低温
0.072X0.178
40
40
0.291X0.131*
740
100
常温
0.164X0.113
305
185
第一组
740
100
低温
0.180X0.243
595
310
110
高温
0.291X0.223*
490
185
常温
0.135X0.300
985
10
125
125
160
低温
0.179X0.166
315
525
高温
0.291X×0.233*
380
100
0.250X0.160*
第二组
505
235
216
55
145
0.190×0.090
310
375
0.180X0.150
470
50
$O.111X0.070
-50
-50
30
0.303X0.217*
590
270
340
455
0.219×0.074*
常温
第三组
1000
115
0.162X0.134
494
780
350
0.237×0.152*
300
865
590
-210
0.157X0.2030
-50
0.254X0.127*
420
590
0.170X0.123.
20
180
平均
25
0.203X0.136
第四组
-175
264
-50
215
0.141X0.136
565
30
0.110×0.161
-60
340
0.181X0.146
495
360
-360
240
10
0.231X0.092
175
480
常温
第五组
0.118X0.106
385
335
397
0.212X0.111
760
196
100
690
0.177X0.088
210
130
0.152X0.158
53
53
95
190
360
0.105X0.132
平均
0.158X0.126
60
185
第六组
455
75
注：（1）表中各弹均为一型弹；(2）表中所列
200
270
575
数据均为在固定试验炮架上的试验结果；(3)*
表示此组高低方向值跳动较大。(4)表示此组
122
45
为支臂参与导向：(5)●表示此组为支臂不参与
162
-25
导向；(6）第三轮试验发射药为太根药。
-64 -

125mm坦克炮前抽式结构对射击精度影响的分析
表3两种坦克炮参数表
α / mil
坦克炮类型
A /mm
L,/mm
1058
125mm坦克炮
0.30~0.55
0.27~0.50
105mm坦克炮
0.40~0.90
652
0.59~1.32
５结论
（1）为避免前抽结构的坦克炮后坐部分状态对射击精度的影响，在进行坦克炮总体结构
设计时，应尽量减少其连接环节，尤其应努力消除身管状态不稳定因素，提高其稳定性。
(2）由于炮膛合力产生的力矩(Pkh·e)及后坐阻力产生的力矩(R·L)，是造成坦克炮的振
动、身管形成摆角的主要原因。因此在进行坦克炮总体结构设计时，尽量使动偶臂e值趋于
零，消除炮膛合力产生的力矩的影响；反后坐装置尽量相对炮膛轴线对称布置，消除后坐阻
力产生的力矩的影响。
-65

坦克炮前抽身管结构与非前抽身管结构
对射击密集度影响的分析
于纪川
（国营第447厂）
摘要本文概述了坦克炮非前抽身管结构型式、前抽身管结构型式的各种连接方式，分析了两种
身管结构型式对火炮射击密集度的影响，为今后前抽身管结构设计提供了参考。
关键词前抽身管非前抽身管射击密集度
１　引言
坦克炮具备身管前抽功能后，可快速便捷地更换身管而不需拆卸坦克炮塔，这就能在野
战条件下迅速地修复和更换坏损的火炮使之投入战斗，增加了坦克的战斗力。现代许多国家
的主战坦克都采用了前抽身管式的坦克炮。
前抽身管火炮和非前抽身管火炮结构型式不同，而各类前抽身管火炮结构型式亦不尽相
同，身管后坐复进运动中的支承定向情况各异，对火炮的射击密集度产生不同的影响。本文
将就此对几种坦克炮作具体的分析与评论。
2非前抽式坦克炮
-0.062 mm,
摇架前后铜衬瓦的距离812mm，身管圆柱面与摇架铜衬瓦的最大间隙1.02mm，身管在摇架
内的最大摆角8'40”（合2.4mil）。这是典型的非前抽身管式结构的坦克炮，其身管用连接
环与炮尾固定成一体，平时状态炮身的重心在前后铜衬瓦之间靠近前铜衬瓦，火炮射击过程
中，身管与摇架配合的圆柱面在后坐复进过程中在摇架的铜衬瓦内滑动,重心始终在前后铜
衬瓦之间。发射瞬间，身管状态的稳定性取决于后坐部分在摇架中的稳定性，它与动力偶臂
的大小、后坐阻力对称性、均匀性以及炮身可
能在摇架颈筒内的最大摆角有关。进一步改善
射击密集度，主要应减小e值，降低弹丸出炮
口前的后坐阻力，减小后坐阻力偏心和考虑增
4.
加摇架对后坐部分导向长度。本文讨论的主要
图1非前抽身管式坦克炮结构示意图
是与前抽身管相关的结构形式带来的影响。例
1一身管；2炮尾；3一前铜衬瓦；4一后铜衬瓦。
如：对于100mm坦克炮而言，由于摇架偏短，
身管在摇架间隙上的摆角很难减小。火炮静态射击时可以满足指标要求，但坦克在行进间对
-66-

坦克炮前抽身管结构与非前抽身管结构对射击密集度影响的分析
目标射击时，身管在摇架内极限摆动角偏大（其最大摆角2.4mil，即在1000m距离上弹着
点的最大偏差可达2.4m）。这显然是总体条件约束的结果。
85-IIAP125mm坦克炮采用的就是这种典型的非前抽式结构。身管圆柱面的尺寸
柱面与摇架铜衬瓦的最大间隙0.87mm，身管在摇架内的最大摆角1015”（合2.85mil）。
此结构型式的125mm坦克炮经500多发穿、破、杀爆各弹种的静止间实弹射击试验考核，
火炮的射击密集度满足战术技术指标要求（见表1）。
3前抽式坦克炮
3.1长被筒断隔螺连接式
83式105mm坦克炮（见图2）是前抽身管的坦克炮，其结构型式是在身管与炮尾之间
增加了一个长被筒（被筒长1486mm）。长被筒用连接环与炮尾固定成一体，身管则用断隔
螺与长被筒连接。火炮射击时，被筒带着身管在摇架铜衬瓦上滑动完成后坐复进运动。被筒
与摇架铜衬瓦之间的间隙同59式100mm坦克炮，身管与被筒配合的圆柱面
最大摆角117”（合0.35mil），身管在摇架内总的摆角为0.70mil，即在1000m距离上弹
着点的最大偏差0.70m。83式105mm坦克前抽结构事实上在发射系统中相对增加了一个松
动环节。由于身管在长被筒中的定位状态及炮身在摇架颈筒中的定位状态基本良好，所以在
静止间发射时，火炮仍可获得满意的弹道密集度效果（见表1）。
表 1
非前抽
83式
短被筒前抽
身管炮尾断隔螺连接
火炮种类
125mm坦克炮
125mm坦克炮
105mm坦克炮
125mm坦克炮
千米立靶密集度
EXEJmXm
EXE/mXm
EyXEJmXm
EXE/mXm
0.144×0.133
穿甲弹（常温）
0.159X0.150
0.280X0.200
0.207X0.130
杀爆弹（常温）
0.165X0.189
0.380X0.180
0.165X0.173
3.2
短被筒断隔螺连接式
在一二三工程的研制过程中，由于受总体尺的限制，曾采取过一种短被筒的前抽结构型
图2
图3短被筒断隔螺连接式前抽身管结构示意图
长被筒断隔螺连接式前抽身管结构示意图
1身管；2—炮尾；3—前铜村瓦；4-后铜衬瓦；5—长被筒。
1身管；2--炮尾；3一前铜衬瓦；4—后铜衬瓦；5-短被筒。
-67-

火炮
式（见图3），其结构与83式105mm坦克炮基本相同，只是被筒缩短（长度为760mm），
以至于短被筒只与摇架的后铜衬瓦配合，与摇架前铜衬瓦配合的是身管的圆柱面。后坐复进
时，后坐部分分别以身管、短被筒与摇架前后衬筒定位并相对滑动。这种结构的身管前抽后，
炮尾靠短被筒与摇架后衬筒的配合约束在摇架上，更换身管也比较方便。这种结构存在的主
要问题是，组成炮身后坐部分内部存在一个断隔螺纹连接的松动环节，发射瞬间及后坐复进
运动中，身管、短被筒分别在摇架前后衬筒上支撑和滑动，造成摆角增大，尽管身管的摆角
还受短被筒的约束，但由于短被筒摆角增大及其对身管的扰动，加剧了身管状态的不稳定性。
正是身管在摇架内处于这样一种不稳定的状态，而影响了火炮的射击密集度（见表1）。
3.3身管炮尾直接断隔螺连接
125mm坦克炮的最终方案，决定取消短被筒，采用身管直接与炮尾用断隔螺连接，身
管直接与摇架前后铜衬瓦配合并在其上滑动的方案（见图4）。发射时，身管本身直接被摇
架前后衬筒支撑，其发射状态是稳定的，它在摇架内的摆角只由身管圆柱面与摇架铜衬瓦的
间隙和支承点长度决定，而不受其他影响。身管圆柱面Φ306.1%.1mm，摇架铜衬瓦尺为Φ
角3'36”合1mil。此结构型式的125mm
前抽身管坦克炮经600多发穿、破、榴弹种
的实弹射击试验考核，火炮的射击密集度基
本达到非前抽结构125mm炮的水平（见表
1），坦克行进间对目标射击的准确性还有待
考核。当然此种火炮身管前抽后，炮尾需要
图4身管炮尾直接连接式前抽身管结构示意图
采取一定的固定措施（125mm坦克炮采取
1一身管；2-炮尾；3一前铜衬瓦；4—后铜衬瓦。
摇架尾支臂作为炮尾的辅助支撑方式）。它
较83式105mm坦克炮的前抽身管过程复杂。
4评论
通过对以上几种坦克炮身管结构型式的分析可以看出：
（1）由于前抽身管比非前抽身管火炮存在身管与其他后坐部分之间的断隔螺联接的松
动环节，所以，即使前者的摆角比后者的摆角在理论计算时要小得多，但在达到精度指标上
比后者却有更大的难度。
对于前抽身管结构火炮来说，身管与摇架之间的环节越少，身管在摇架内的摆角越小，
火炮发射时，身管的稳定性就越好。
（2）前抽身管结构火炮只有在结构设计上进行优化，尽可能地减少身管与摇架间的连
接环节，如在机加工艺可能的情况下，尽可能地加长摇架导向部，可望获得较理想的射击密
集度效果。
-68-

125mm坦克炮身管断隔螺纹连接部位的设计
丁贤荣
（国营第447厂）
摘要本文简要介绍了125mm坦克炮前抽式身管断隔螺纹连接部位的尺寸及其公差选择原则，
分析了设计中应考虑的若干问题，计算了身管断隔螺纹连接部位的强度。
关键词身管炮尾前抽断隔螺纹
1引言
主战坦克在实战情况下，常常遇到
身管损坏的情况，为能在野战条件下迅
速更换身管，坦克炮必须具有身管前抽
的功能。身管的前抽功能是125mm坦克
炮重要特点之一。其身管尾端面设有断
隔螺纹与炮尾相连。炮身结构图（局部）
见图1。
实施前抽身管时，在前抽工具的辅
助下，通过断隔螺纹将身管逆（或顺）
图1炮身结构图（局部）
时针旋转45°（面向炮口），即可将身管
1一身管：2一炮尾；3一身管定位销；4一身管导向销；
处于能从炮尾中抽出（或重新装入）的
5一身管制动销；6一断隔螺纹；A、B一身管与炮尾连接定位部。
状态。
断隔螺纹连接部位设计在前抽式身管炮身结构设计中是~项重要的内容。它涉及身管快
速拆装的可操作性、身管连接部位的强度以及对火炮发射功能的影响。
2断隔螺纹的选择及身管断隔螺纹的强度校核
2.1断隔螺纹的选择
身管断隔螺纹连接部位的设计首先要确定断隔螺纹自身的结构参数。断隔螺纹的选择不
但应满足强度要求，而且还须满足工艺性和经济性条件。
断隔螺纹设计面临的主要问题是确定螺纹的高度、齿形、螺纹部长度、形位公差并进行
强度校核。考虑到125mm坦克炮身管须在既定的总体约束条件下实现前抽功能，故应尽量
压缩前抽直径。以压缩螺纹齿高来达到缩小前抽直径无疑是有效的措施之一，这也有利于保
证该段身管强度。而若在现有制式坦克炮结构中选用成熟的断隔螺纹（包括：齿高、齿形、
-69-

火炮
螺纹部长度、形位公差），更可节约经费，保证质量。经认真筛选，选取了105mm坦克炮身
管与被筒之间的有关尺寸及形位公差作为125mm坦克炮身管与炮尾相配合螺纹的设计基
础，并完成设计校核。断隔螺纹的结构如图2所示。
2.2断隔螺纹的强度校核
8.466
身管的材料为PcrNi3MoVA-Q/PD291
-87炮钢。
0.1=1173～1310MPa
计算结果：
安全系数,/oxd4=2.88
图2断隔螺纹结构图（局部）
从计算结果看安全系数能够满足要求。
通过火炮各级试验也进一步证实断隔螺纹是安全可靠的。
3身管与炮尾连接部位（非螺纹段）定位尺寸的确定及
该连接部位的身管强度校核
身管与炮尾断隔螺纹连接应保持身管与炮尾具有精确的稳定的位置关系，这种定位关系
是维持火炮发射功能的保障。它包括径向定位方式、轴向定位方式和周向定位方式。
3.1身管与炮尾连接部位径向定位尺寸的确定
身管与炮尾尽管是通过可快速分解的断隔螺纹连接的，但二者的连接又必须精确可靠，
故在断隔螺纹前后各有一段光滑圆柱部，作为精确定位用。图1中A、B为身管与炮尾连接
定位部位，其尺寸及形位公差如表1所示。
单位(mm)
表1身管与炮尾连接部位的定位尺寸及形位公差
身管
炮尾
间隙
由296-808
0.1808
2960.1
0.109
+ 306~0.1
306f0.1
同轴度0.1
形位公差
同轴度$0.05
身管与炮尾的径向间隙为0.1～0.34mm，在确定该处的间隙时，考虑了间隙的大小对射
击精度、制造工艺性与身管前抽操作性能的影响。身管与炮尾的径向间隙过大，既引起身管、
炮尾中心线一致性的偏差，又造成身管在炮尾中的摆角增大。这些偏差会影响门体动作的可
靠性、击发系统的可靠性；造成炮尾瞄准平台对炮膛中心线的差角；还可能引起后坐初始瞬
间对身管产生振动，加剧对弹丸出炮口时的初始扰动，对射击精度产生不良影响。因此设计
时，应尽量减小身管与炮尾连接定位部的径向间隙。但该处的间隙缩小，给制造工艺增加困
难，对身管前抽的可操作性亦将产生不良的影响。此外设计时，还考虑到在身管尾端面铣有
-70

125mm坦克炮身管断隔螺纹连接部位的设计
上下抽筒子槽，对自紧身管而言抽筒子槽的铣制会产生应力释放现象，身管Φ296mm处将
产生轻微变形，即抽筒子槽外胀，使该处尺寸变化，因此身管与炮尾的实际间隙减小。综合
上述因素通过生产实践中的多次装配及身管前抽试验，最终将尺寸公差调整定为Φ
296-0. mm。
3.2连接部位的身管强度校核
3.2.1根据Tresca屈服准则，按经典的自紧厚壁圆筒强度计算式
取s=00.1，,取1173MPa，K值取1.11。
经计算，断隔螺纹连接部位身管的安全系数列入表2。
表2断隔螺纹连接部位身管的安全系数
P/MPa
P/MPa
安全系数N
Umm
646.6
1.173
758.6
639.9
48
774.8
1.211
639.9
1.216
50
777.6
784.1
625.5
1.254
133
1.294
250
784.1
605.8
从计算结果看，距身管尾端面50mm内，安全系数为1.173～1.216，略小于液压自紧规
范建议的安全系数要求；断隔螺纹连结部的其它部位安全系数均可满足规范要求（药室部n
≥1.25）。对安全系数小于规范建议值的情况在研制中曾予以重视，并进行了专项静态和动
态试验，又经样炮各级试验的实弹考核，证明该连结部位的强度可以满足内弹道指标要求。
4身管断隔螺纹起点的尺寸·
身管与炮尾连接的周向定位依赖于身管的定位销，这与非前抽式身管结构防转键定位原
理相同。为保证轴向位置关系，则依赖于断隔螺纹起点的定位。定起点尺寸既要保证身管前
抽操作的方便性、身管互换性，还应尽可能缩小身管尾端面与炮尾间尺寸，其尺寸公差选取
值得讨论。
管与炮尾之间的轴向间隙0.050.17mm。该间隙的选取必须考虑间隙对火炮射击精度、击
针突出量以及工艺可行性等影响。如果该间隙选取过大可造成击针突出量的变化，影响火炮
击发系统的可靠性及药筒底壳的闭气功能，也会对射击精度带来不良影响。如果该间隙选取
过小，会造成工艺上的困难，因此该处间隙的选取必须十分慎重。
（2）身管端面与炮尾间的间隙变化以及身管在炮尾中定位尺寸长度变化对火炮发射精
度的影响。
上述身管尾端面与炮尾间的轴向间隙为不考虑身管摆角的轴向间隙。由于身管与炮尾存
在径向间隙，身管在重力的影响下身管相对炮尾有一一摆角，因此实际上，身管尾端面与炮尾
之间的间隙是上部增大，下部减小。身管与炮尾之间的轴向间隙越大，径向定位误差造成身
管摆角的影响也越大。身管与炮尾间的轴向间隙变化量与身管在炮尾中径向间隙变化量是成
-71-

火炮
正比的。因此可通过轴向间隙变化改变身管在炮尾中摆角。
身管与炮尾间的间隙减小、定位长度尺寸增大，可以减小身管在炮尾中的摆角幅度，对
火炮的发射精度有利。
根据上述理由，研制中在保证身管能够实现前抽的身管与炮尾的径向间隙前提下，应通
过减少身管尾端面与炮尾的轴向间隙，提高火炮的射击精度。
（3）影响断隔螺纹轴向间隙还有一些因素，如：切削断隔螺纹时由于车刀的磨损及换
刀等造成齿形误差，而使得螺纹的螺距产生变化；身管尾端面及炮尾端面实际垂直误差也造
成尺寸测量上的误差等。这些因素都会影响断隔螺纹轴向间隙。实际的断隔螺纹轴向间隙要
比0.05～0.17mm小一些。通过大量的生产装配及火炮各级试验考核，在满足工艺性及使用
性能这两方面的条件下，选取轴向间隙0.05～0.17mm能够满足要求。
5结论
（1）前抽式身管断隔螺纹连接部位的设计包括：定位方式、螺纹尺寸及公差选取、强
度校核等。设计应满足火炮功能要求和前抽操作使用要求，应满足发射精度和发射安全性要
求，并符合工艺性、经济性条件。
（2）ZPT98式125mm坦克炮身管与炮尾断隔螺纹连接部位结构设计在符合工艺性、
经济条件下满足强度和使用要求。
（3）身管尾端与炮尾之间的轴向间隙及身管与炮尾断隔螺纹连接部径向间隙是影响火
炮射击精度的一个因素，在保证工艺性和前抽性能的前提下，应尽量减少这些间隙。同时在
保证身管能够实现前抽的身管与炮尾的径向间隙前提下，减小身管尾端面与炮尾之间的轴向
间隙有利于火炮射击精度，应予以注意。
6 建议
（1）进一步研究切削断隔螺纹时在整个螺纹长度上的螺距变化，以及对身管尾端面与
炮尾之间的间隙影响程度。
（2）进一步试验考察身管尾端与炮尾之间的间隙对火炮射击精度的影响。
-72—

125mm坦克炮击发机构浅析
于纪川　于
（国营第447厂）
摘要本文论述了125mm坦克炮击发机构工作原理和结构特点，总结了机构故障和失效情况，分
析了击发机构功能与火炮控制系统瞄准操作的匹配关系，对击发机构的改进提出了建议。
关键词坦克炮击发机构
1125mm坦克炮击发机构的特点和工作原理
1.1125mm坦克炮击发机构
为了提高击发的可靠性，125mm坦克炮采用了不同于100mm坦克炮（单机械击发）和
种击发机构相匹配，弹药的底火也具备机械发火和电击发火的双重功能。125mm坦克炮具
有三种击发方式：
(1）电击发方式：它是通过击发按扭一击发配电盒一电击发板座一炮尾中的电击发顶杆
一门体中的电击发回路导通实施的。在这个电击发回路中与机械击发方式共用的零件是击
针。
(2）电磁铁机械击发方式：它是通过击发按扭一击发配电盒一电磁铁一击发顶板一炮尾
中的击发顶杆一击发顶铁一门体中的击发驻栓一解脱拨动子释放击发弹簧和击发重锤一
撞击击针一撞击底火完成机械击发任务。
(3）手动机械击发方式：它是通过手击发压杆一击发顶板一下同电磁铁机械击发的击发
方式。手动机械击发方式主要用于当坦克不能用电来实施击发的情况。
1.2击发机构功能特征
1.2.1电击发反应时间短
电击发方式反应时间短，有利于提高火炮对运动目标的射击精度。电击发时从瞄准目标
按下击发按扭到实施发射只需十几毫秒，而电磁铁机械击发则需约80ms。所以125mm坦克
炮双功能的击发机构以电击发为主，机械击发为辅。机械击发是考虑到电击发一旦失效的一
种补充击发形式。当按下操纵台上的击发按扭后，虽然电击发和电磁铁机械击发电路同时导
通，但电击发系统很快发火完成射击，这时火炮炮身开始后坐运动，炮尾的击发顶杆脱离了
防危板上击发顶板，以致电磁铁机械击发线路中断而不起作用。
1.2.2双功能击发系统提高了击发的可靠性
双功能击发系统弥补了底火电发火系统及火炮电发火导通回路失灵时造成的击发失误，
-73-

火炮
降低了击发系统的失误概率，提高了击发系统工作的可靠性。
1.2.3击发系统结构复杂
双功能击发系统设计上力求完善，努力提高系统的可靠性，结构上则难免趋于复杂。由
于电击发和机械击发两条线路并联在击发线路上，所以125mm坦克炮击发机械比100mm
坦克炮和105mm坦克炮的击发机械复杂，零件增多。例如：为要满足实施电击发要求，击
针与问体上就要增加一些绝缘零件，并要求在门体关门到位后击针才伸出体顶在底火上；
射击后，在门体将要开门之前又要把击针尖缩回到门体内；要限制击针伸出和回缩的行程以
避免击针在伸出过程中对底火的惯性撞击而引起机械发火；此外，在机械击发过程中，由于
击针已顶在底火上，所以机械击发弹簧只能作用在另一重锤上，重锤靠拨动子控制。击发时，
击发驻栓解脱拔动子，重锤在击发弹簧的作用下撞击击针体，击针尖顶进底火，完成机械击
发功能。
2提高双功能击发系统工作可靠性的措施
125mm坦克炮的击发机构复杂，在研制过程中曾出现过非正常发火、未击发等故障。
对此都逐一查明原因，采取改进措施，提高了击发系统的工作可靠性。
2.1防止非正常发火
1989年火力系统一步指标工厂鉴定试验中，曾发生过非正常发火故障。在弹药装填完
毕，闫体刚关门到位，而自动装弹机尚未复位，火炮即发射，造成抛壳机、推弹机等部件损
坏。检查击发机构后发现击针本体上的导电弹簧片槽与三个相隔各120°的凹槽的角度配合
有误，门体上的击针挡杆未能起到限制击针活动行程的作用（击针活动距离由3mm增加到
近30mm），以至击针在关问到位伸出时对底火形成惯性撞击，能量过大而引起机械底火发
火。1998年31基地对火力系统进行定型试验中也发生一次非正常发火故障。故障现象与第
一次基本相同。在排除了电击发走火原因后，确认是击针尖与击针体压盖松动，击针尖产生
相对转动，使得击针挡杆限制击针活动行程的保险作用丧失所致，经分解检查，得到证实。
原设计击针尖与击针体压盖螺纹拧紧，并胶液粘固，由于制造质量方面的原因，随着射击使
用时间的延长，在不断震动冲击下使粘固胶液失效导致了击针尖与击针体发生相对转动而产
生了此次故障。为了彻底杜绝此类故障的发生，对击针进行了改进设计，用六角形孔和轴相
嵌式配合取代原圆柱形孔轴配合，使得击针与击针体即使在粘固胶液失效情况下也不能发生
相对转动。改进设计后彻底解决了非正常发火故障。
2.2防止不发火现象的措施
在125mm坦克炮的试验中曾发生电击发不发火现象，经查明主要有以下原因：
(1）电击发断路
在电击发线路中，关门到位后击针必须顶住底火构成回路，电源的电压加在底火上，通
电后才能发火。击针的伸出和缩回是靠曲臂上的一个销子撞压门体上的旋转轴来实现的，为
避免与运动行程上的其它零件发生干涉，销子做成了半圆柱形。此销子与曲臂之连接原设计
-74-

125mm坦克炮击发机构浅析
为过盈配合加点铆。通过对数次电击发不发火故障的仔细检查，发现此销子经多次与问体上
的旋转轴挤压后发生松动并旋转，失去了使击针伸出闫体紧顶在底火上的功能。为此，采取
的措施是将此销子与曲臂的配合部分减短，将销子压入曲臂后再将其与曲臂点焊在一起，使
之不能与曲臂发生松动，彻底消除了此类故障的发生。
(2）电击发短路
短路造成击发失误亦时有发生，如曾有防止导电螺栓松脱的防松铁丝搭接在门体上，造
成短路，或门体中的旋转轴上的一个螺母之开口销脱落造成螺母松脱而与导电线和闫体接通
造成短路等，这类故障在提高了装配质量和保养水平后便可杜绝。
由于电击发线路与机械击发线路共用一个击针，要保证机械击发，击针尖要求有足够的
强度与刚度，而闫体上的击针尖孔不能做得很大，这使得击针尖与击针尖孔的间隙很小。为
保证击针尖能很好地绝缘，在击针尖圆柱体表面（与底火接通的顶端除外）涂了一层绝缘胶，
但这层绝缘胶漆在击针长期使用并与闫体击针尖孔的不断碰撞下会有脱落现象，造成电击发
线路短路，击发可靠率降低。因此，在日常的保养时要经常检查击针尖的绝缘胶漆的情况，
如发现绝缘不佳，应及时更换击针。
3对125mm坦克炮击发机构的一点看法
125mm坦克炮采用双击发机构和双功能底火的目的是要提高火炮击发的可靠性和有利
于提高火炮射击的精度和命中率。但与稳像式火控系统匹配在对运动目标的实战情况下，其
机械发火系统，很难发挥作用达到上述目的。理由如下：
（1）在一二三工程上采用稳像火控系统，该系统在瞄准镜中增加一个射击门来提高火
炮的射击命中率。其实它是以牺牲射击时机为代价的：当坦克在行进间射击时，射击门使得
击发线路呈现一种随机的导通、切断状态。往往导通时间过短以致相当于丧失击发功能的程
度。如果电击发线路出现故障不能实施电击发，欲靠电磁铁机械击发系统来实施补充击发的
话，即使能完成击发任务，要想击中目标也是很困难的。
（2）由于电磁铁机械击发的时间比电击发要延迟60ms多甚至上百毫秒，这段延迟时
中，当坦克在行进间（如果电击发线路出现问题），火炮以电磁铁机械击发方式完成射击，
要想击中目标也是很困难的。
正因为如此，现代坦克在击发系统的设计中基本都采用了单一的电击发系统，我国的
105mm和120mm制式坦克炮也都采用了单一的电击发系统，其击发可靠性良好。把电磁铁
机械击发作为电击发系统的补充只不过提高火炮击发系统的击发可靠性，对火炮的射击精度
和命中率的提高无帮助。而且由于增加了机械击发系统不仅增加了许多零件，还增加了击发
机构的复杂性。鉴于上述理由，125mm坦克炮可考虑取消双功能击发机构而采用单一电击
发机构。
-75-

抛壳机的研制
于法法
(国营第447厂）
摘要本文介绍了抛壳机的结构和工作原理；总结了实现可靠性增长，达到规定的技术性能的过
程。
关键词坦克炮抛壳机研制
1引言
当今世界上的新型主战坦克都以提高火炮发射速度来发挥火炮威力。为减少坦克乘员，
缩小坦克总体及炮塔的空间，改善坦克的隐蔽性，都有装备自动装弹机的趋势。这对配用分
装式弹药的坦克火炮尤为迫切。我国125mm坦克炮采用了转盘式自动装弹机系统，而抛壳
机是自动装弹机系统的一个独立环节。它与火炮及供输弹机协调工作，用以收集半可燃药筒
的筒底壳并将其抛出坦克外。
2 方案论证
抛壳机在结构和性能上应能适应总体安装、满足与125mm坦克炮及其自动装弹机系统
结构和性能的匹配要求；功能上应能保证在起始位置接受筒底壳，再运动到抛壳位置，将筒
底壳通过抛壳窗抛出炮塔，最后返回到起始位置；抛壳机工作应确实可靠满足使用性要求及
可靠性要求。
根据战术技术指标要求和火炮、自动装弹机系统总体方案，抛壳机将安装在火炮防危板
上。火炮发射后，抽出的筒底壳被抛壳机收集器接受，在下次装弹过程中，当火炮闭锁在装
填角时，抛壳机开始运动到抛壳位置，在自动装弹机系统装弹结束的同时，抛壳窗打开，筒
底被抛出坦克外，抛壳机复位。一系列过程为电控机械传动方式。
3结构及工作原理
3.1结构组成
抛壳机是由收集器、收集器传动装置、带钩齿的扭簧筒、筒底壳挡铁等组成。
3.1.1收集器
收集器由固定在火炮防危板上的活动关节式框架、焊接在框架上的锥形管和固定在锥形
管上的接筒底壳的盘等组成。收集器是抛壳机用于接纳、规正和握持筒底壳的机构，当火炮
发射后，由收集器收集火炮退出的筒底壳。
-76—

抛壳机的研制
3.1.2收集器传动装置
收集器传动装置由固定在防危板上的减速器、连接臂、连杆及扭力轴等组成。收集器传
动装置是抛壳机收集器的驱动和抛壳储能装置。在其减速器借助电机动力使收集器往复运动
的同时，使带钩齿的扭簧筒为下次抛壳贮存能量。
3.1.3带钩齿的扭簧筒
它安装在左防危板上，由扭簧简、左右钩齿、缓冲垫、弹簧等组成。它是抛壳机在抛壳
位置时完成将筒底壳抛出坦克外动作的机构。
3.1.4筒底壳挡铁
它由平板、电按钮、弹簧片组成，它位于收集器后方，使从火炮中被抽出的筒底壳阻留
在收集器中，它铰接地固定在防危板上。
3.2抛壳机工作原理
火炮发射后，被抽出的筒底壳落入收集器并靠接筒底壳的盘支持着。在下次装弹过程中，
当火炮闭锁在装填角之后，接通减速器的电机，齿条移动并通过连接臂及连杆把盛有筒底壳
的框架提升到对着坦克抛壳窗的位置。当框架升起（或向上运动）时，装填系统开始下一发
装填。装填结束的同时抛壳窗被打开，电磁铁的拉杆缩回使抓钩解脱，带钩齿的扭簧筒受扭
簧片的作用，在支架内转动并把筒底壳抛出，同时连接臂在带螺杆的连杆的凹槽内放松。当
框架在减速器电机带动的下降过程中，带螺杆的连杆带动连接臂转动，从而使带钩齿的扭簧
筒为下次抛壳贮存能量。
4试验与改进
经对总体方案的反复研讨和两轮样机研制的多次试验改进，抛壳机的技术性能达到了总
体设计要求，满足使用要求，并基本具备批生产能力。而抛壳机研制的核心是机构动作的可
靠性和不断实现可靠性增长，抛壳机工作可靠性增长则主要是通过各种类型的试验，按考核
一纠错一改进的模式，在理论分析指导下完成。
4.1抛壳机随外贸产品的试验考核
抛壳机研制的初步成果首先应用在外贸型坦克自动装弹机系统中，得到了更加充分的试
验考核机会。试验中出现的主要故障，如：电磁铁引线损坏造成抛壳机不抛壳；电磁铁拉杆
运动不灵活；触点簧片工作不可靠等。对故障都及时查明原因，采取改进措施。
4.2抛壳机整机及其部件典型试验和元器件的筛选试验
为了确保抛壳机的可靠性，用于125mm坦克炮的抛壳机每台均要做典型试验和元器件
的筛选试验。典型试验是根据研制情况为确保研制质量而做的强化考核。目的是剔除不合格
元器件，考核抛壳机整机及其部件性能是否可靠地满足图纸及有关技术资料的要求。
4.2.1典型试验
（1）减速器试验：要求经冲击试验、振动试验后，减速器工作应正常。
（2）电磁铁试验：振动试验、高温试验、低温试验和湿度试验时，电磁铁性能均应合
-77-

火炮
格。
（3）整机试验：
①试验前，作静态检查应合格。
②将火炮分别固定在高角为0°和13°时，各进行10次无故障收壳试验；将火炮固定
在高角为4°30°时，进行20次无故障抛壳试验。
③当减速器插座端电压为22～30V时，抛壳机空动作试验132次。其中高低电压各6
次，其余电压为28V时进行。
4.2.2筛选试验
(1）外观质量检查：微动开关的动作行程应为0.35～0.6mm。
(2）动作行程检查：在直流额定电压30V与额定电流0.5A的条件下，开关转换10次，
工作应可靠，开关按动时应无卡滞现象，换向跳动应清晰。
4.3抛壳机随自动装弹机系统参加可靠性综合试验
可靠性综合试验是对自动装弹机进行的工作可靠性试验，进一步考核、发现可靠性薄弱
环节，以利改进设计，进一步实现可靠性增长。
抛壳机曾随自动装弹机系统参加可靠性综合试验，历时42天，以模拟弹完成4092发操
作演示。试验结果表明，抛壳机可靠性明显提高。试验中的主要故障有：带槽螺杆使用到
2000多发时断裂；带钩齿的扭簧筒工作到600多发时磨损失效。经过对该件失效模式的分
析，认为断裂部位存在应力集中、属疲劳寿命不足所致；带钩齿的扭簧筒磨损失效，是由于
电磁铁拉杆硬度提高后两个部件的硬度不匹配所致。
针对上述故障，试验后进行了改进设计，避免了螺纹起始部位及螺纹小径处的应力集中，
使带槽杆寿命进一步提高；对带钩齿的扭簧简改用了材料，提高了局部硬度，并改善了与电
磁铁拉杆硬度的匹配。通过上述改进，使抛壳机寿命达到3000次以上。
4.4抛壳机3500次可靠性试验
为验证提高抛壳机寿命及可靠性采取措施的有效性，进一步考核抛壳机可靠性增长情
况，对抛壳机进行了3500次寿命及可靠性试验。试验结果表明，抛壳机各主要零件机构动
作正常，满足使用强度要求，抛壳机带槽螺杆和带钩齿的扭簧筒及电磁铁拉杆经改进后，克
服了原有的应力集中和磨损，可以完成3500次工作要求。试验中出现的连杆拉断、扭簧筒
抓钩底部焊缝虚焊、抓钩上顶弹簧的螺塞点铆不可靠等问题，需在制造过程中加强质量控制
来消除。试验达到了预期目的，证明在此之前为提高抛壳机寿命及可靠性采取的改进措施是
有效的。
4.5参加火炮工厂鉴定射弹试验考核
抛壳机参加了·125mm坦克炮工厂鉴定试验（结合榴弹子系统工厂鉴定试验）。试验于
1995年10月至11月在包头447厂靶场进行，共射弹697发。试验结果表明：抛壳机收抛
壳动作正常，机构动作可靠，主要零部件刚强度满足使用要求。试验中出现与抛壳机有关的
故障是：
(1）接筒底壳的盘的缓冲胶垫震脱。
-78-

抛壳机的研制
(2）接壳器下活瓣折断，但仍能正常完成接壳动作，直到试验结束。
当然，这些问题随后都在设计上改进和完善。
工厂鉴定试验证明抛壳机技术性能、可靠性基本满足指标和使用要求。
试验中曾有多发未收壳现象这涉及接壳失误率问题，经分析主要存在以下原因：
（1）火炮方面的原因：门室脏污或有尘土造成开关门动作缓慢，影响抽壳；火炮抽筒子
寿命期后，抽筒子爪的磨损造成抽壳轨迹变化，偏离正确轨迹；炮尾挡弹盘在装弹及抽壳过
程中一旦受碰撞变形，可影响筒底壳运动轨迹。
(2）抛壳机随射弹发数增加，在得不到正常维护调整时，未能保持初始的最佳技术状态。
(3）筒底壳制造质量不均造成贴膛力不均也将影响抽壳轨迹。
分析认为，筒底壳的制造质量对抽接壳失误率产生较大影响，收接壳失误还与火炮及抛
壳机的维护和使用保养状态有关。故在使用过程中应注意对问室的清洁、易损件的更换和抛
壳机的调整，以保证使用可靠性要求。至于筒底壳的影响，则要求筒底壳制造厂加强质量控
制。
5定型试验及设计定型审查
抛壳机随自动装弹机系统接受了31基地设计定型考核试验。
试验在两台车上进行，共装填弹药2678次。试验结果表明：抛壳机与火炮、与自动装
弹机、推弹机等匹配良好；抛壳机的收抛壳动作正常，机构动作可靠；主要零部件刚强度满
足使用要求。试验中也曾出现多发未收壳或收壳姿态不正的现象，主要原因同于工厂鉴定试
验分析。就抛壳机而言，今后应注意加工制造质量和装配调整的正确性；使用中正常维护、
保养，一旦碰损变位应重新调整，以确保使用可靠性。
1999年3月抛壳机随同自动装弹机系统完成设计定型审查。审查意见认为：抛壳机性
能基本满足系统使用要求，工艺性能良好，可靠性基本满足系统要求。至此，抛壳机随同自
动装弹机系统具备装备条件。
6结束语
抛壳机在半可燃分装式弹药的自动装弹机系统中是一个全新的课题。从整体上看研制是
成功的。抛壳机结构设计合理，研制中通过初样机、正样机、小批量生产和各类试验考核，
抛壳机实现了可靠性的不断增长，最终满足了定型和使用要求。抛壳机的研制也必将为下一
代坦克炮自动装弹机系统的改进提供宝贵的经验。
-79-

对坦克炮两种半自动机构的部析
付世光
（国营第447厂）
摘要本文主要阐述坦克炮中两种半自动机的结构特点，并对其设计思想进行了初步剖析，同时
对其结构方案和使用情况进行了比较,作出了基本评价。最后得出了在坦克炮中优先采用冲杆冲击
式半自动机的结论。
关键词冲杆冲击式半自动机弹簧式半自动机
1 引言
在现代战争中，装甲车辆是地面进攻的主要突击力量。在作战中必须反应速度快，因此，
各运作部件力求结构简单、动作确实、操作可靠、维修方便。半自动机是坦克炮中的运作部
件，在坦克炮中究竟采用哪种类型结构的半自动机，这对于坦克炮的总体性能起着不可忽视
的作用。
两种类型半自动机的结构特点
2.
半自动机是用来完成自动开
门、半自动关门和抽筒动作的机
构。半自动机主要由开门装置和关
门装置组成。我国自行研制的
120mm自行反坦克炮采用的是弹
簧式半自动机，而125mm坦克炮
采用的是冲杆冲击式半自动机。
弹簧式半自动机结构比较复
杂，主要结构见图1。
125mm坦克炮采用的冲杆式
图1120mm反坦克炮弹簧式半自动机结构
半自动机是在100mm坦克炮半自
1一卡钩：2一开筒；3轮臂：4一曲臂轴；5一卡锁
动机结构的基础上加以改进的一
种新结构。其结构特点是把开装置和关门装置合为一体，构件大大简化，布局更加完
善合理，它装置于炮尾左下方的孔内，压缩了空间位置，使结构更加紧凑。主要结构见
图2。
-80-

对坦克炮两种半自动机构的剖析
炮尾
图2125mm坦克炮半自动机结构图
1一弹簧套简；2一关门弹簧；3一关门压简；4-关门卡板；5—冲杆；6—传动块；7-传动头；8一加速臂。
3对两种半自动机设计思想的剖析
120mm反坦克炮采用的弹簧式半自动机是参考了双管130mm海岸炮的半自动机结构，
并根据坦克炮的总体要求进行设计的。原设计思想主要考虑：火炮在赋予最大仰角（18°）
射击时，炮身复进速度减慢，应避免开门不到位影响抽壳性能。弹簧式半自动机是靠火炮复
进时压缩开簧，存一定的能量，然后靠弹簧释
炮口信号
放能量完成自动开门动作的，因为它不受火炮复
进速度的影响，所以，原设计作此选择。
外腔压力
然而，为了解决这一问题而采用的弹簧式半
自动机带来的问题是使结构变得复杂，给机械加
后坐位移
工、使用操作、维修带来一定的困难，机构动作
的可靠性比较差。所以在研制过程中，反而多次
复进机压力
出现开门不到位和抽壳无力等现象。其次，弹簧
471ms
式半自动机是在火炮复进时先压缩开门簧，然后
抽简力
在距复进到位40～52mm时才开门的，由于开门
时间滞后，以致抽气筒内储气压力很低，这对抽
气效果带来一定的影响，见图3。
储气筒压力
上腔
据有关资料论述，弹簧式半自动机适用于大
射角，装药量变化幅度大，以及在开门瞬间炮身
动力缸压力
开月起始
开门终正
运动速度较大的火炮。如：双管130mm海岸炮，
365
开门时间
ms
最大射角为82°，装药量变化幅度比较大，这时
0.4
0.8
0.2
0.6
采用弹簧式半自动机是合理的。而120mm反坦
克炮最大射角只有18°，装药变化幅度也很小。
图3抽气筒压力与时间、
因此笔者认为120mm反坦克炮采用弹簧式半自
开门位移与时间曲线
动机利小于弊。
125mm坦克炮采用的是冲杆冲击式半自动机。冲杆冲击式半自动机直接靠火炮复进时
-81-

火炮
的运动速度所提供的能量，来完成自动开门的动作。因此开问速度与火炮的复进速度有关，
当火炮在较大射角复进时，复进速度减慢使开门速度降低，这对火炮开门和抽壳会造成一定
影响。如我厂生产的105mm坦克炮冲杆式半自动机根据试验统计数据，在高角18°、低温
状态、减装药等恶劣条件下，曾出现过开门不到位等现象。产生这一问题原因是它借用
100mm坦克炮半自动机，上述条件下火炮复进速度降低而冲杆作用较晚所造成。
125mm坦克炮半自动机解决高角开问可靠性问题的根本途径是保证较高的开门速度。
根据开门速度Vko的计算公式：
Vko =i.(1+b)uF /(1+m, .i2 /Mo)
式中
Vko——开门速度；
i—传速比;
b恢复系数；
-复进速度；
ms门体质量；
Mo—后坐部分质量。
开门速度的大小与炮身复进速度成正比。因此半自动机开始作用越早，复进速度越大，
则开问速度也越大。调整传速比，减小门体质量，增加后坐部分质量都可以使开速度增大。
125mm坦克炮半自动机采取增大传速比和提前开门的方法，不仅解决了火炮在最大射
角等条件可靠开门问题，还保证了抽壳轨迹的一致性。
该半自动机增大传速比的方法是把原100mm坦克炮半自动机的挡铁改成加速臂，在炮
尾上增加了冲块，这样就组成一个加速机构。当炮身复进时，它为冲杆动作起了加速作用，
提高了开门速度。另外根据火炮复进时，复进速度逐渐降低的特点，设计方案采用使半自动
机在火炮复进时冲杆提前作用的方法，来达到提高开问速度的目的。
根据计算和测试结果，125mm坦克炮半自动机开问动作在距复进到位90mm时完成，
开门最大速度为5.08m/s（测试数据）。经过多次试验证明，在任何条件下都能够完成自动开
门的动作。
4两种半自动机结构方案的比较
（1）125mm坦克炮采用的冲杆冲击式半自动机，在结构上十分简单，整个部件仅由15
个专用件、3个标准件构成。
120mm反坦克炮采用的弹簧式半自动机结构复杂，整个部件有专用件42个，品种共57
件；标准件17个，品种共48件。
（2）125mm坦克炮半自动机构件的几何形状比较简单，机加件中只有一件锻件毛坯，
因此在加工时需投入的刀、夹、量具少，大大降低了生产成本，工艺性、经济性好。
120mm反坦克炮半自动机部分构件几何形状复杂，尺寸、位置精度要求很高，加工难
度大，需投入的刀、夹、量具也多。在机加件中，有6种型锻件，1种铸钢件和大小开门簧，
因此成本高、工艺性、经济性都比较差。

对坦克炮两种半自动机构的剖析
（3）冲杆式半自动机运动件少，机构动作确实可靠。试验中该半自动机很少发现不开
门和不抽壳现象。
弹簧式半自动机结构复杂，运动件多，所以机构动作可靠性比较差。在试验中，曾多次
出现过开门不到位和抽壳无力等现象。
（4）冲杆式半自动机维修方便，在炮塔里面即可进行拆卸、安装调试。弹簧式半自动
机，因固定在炮尾的下面，拆卸安装十分困难。般情况下，必须将火炮的起落部分拆下，
在炮塔外边分解，因此维修极不方便。
（5）从抽气装置的抽气效果分析，125mm坦克炮半自动机开闫时机与储气压力时间匹
配，增加了抽气装置从炮膛内抽出残余火药气体的作用时间，减少了战斗室内有害气体的浓
度。从而保证战斗员的人身安全。而120mm反坦克炮弹簧式半自动机，由于结构的限制，
开门时间较晚，所以抽气装置的抽气效果较差。目前正研制的改进型120mm反坦克炮果断
地采用了冲杆式半自动机，现已试制出一门样炮，经过小型摸底试验表明，开抽壳可靠。
开问动作在距复进到位100mm时完成，由于开闫时间大大提前，所以抽气效果得到了明显
地提高。
5对两种半自动机的基本评价
根据以上对两种半自动机设计思想和结构方案的分析比较：
弹簧式半自动机应用在坦克炮中，能够实现自动开问和抽壳的动作，尤其是在射角18°
射击时，不受复进速度的影响，但是结构复杂，所以造成了加工难度大，生产成本高，工艺
性、经济性比较差。这种半自动机在工作时故障较多，可靠性较差，操作维修不方便，另外，
由于门体开门时间较晚，因此影响了抽气效果。
125mm坦克炮冲杆冲击式半自动机，能够在任何条件下完成开门和抽壳的动作。它的
最大特点就是结构十分简单。它工艺性、经济性好、机构动作确实可靠、操作维修都很方便，
另外，因为开门时间较早，所以抽气效果很好。
6结论
根据以上对两种类型半自动机的分析比较以及基本评价，可得出如下结论：
（1）坦克炮最大射角大都在18°范围内，装药幅度变化小，而且都是在炮身复进时开
问，在这种条件下，采用冲杆冲击式半自动机是合理的。
（2）仅对坦克炮而言，冲杆式半自动机优于弹簧式半自动机。
（3）到目前为止，125mm坦克炮所采用的冲杆式半自动机，是坦克炮中用于横楔式炮
门比较理想的结构。建议在今后新型号坦克炮的研制中，优先来用冲杆式半自动机。
一83一

自紧毛结构形状与身管强度
黄毓秀
（南京理工大学）
摘要本文根据自紧理论建立的力学模型，论述了在材料强度性能一定的条件下，自紧毛坯
的结构形状对自紧效果和身管强度的影响。建议在身管结构允许的情况下，自紧毛坯的结构
形状尽可能采用圆筒形，这样可以使自紧身管的强度得到可靠的保证。
关键词自紧圆筒自紧压力残余应力自紧毛坯身管强度
１引言
在材料性能已确定的情况下，自紧毛坯的结构形状对自紧身管强度计算的可靠性有很大
的影响。一般自紧毛坯结构形状的设计与身管的结构形状有很大的关系。但为了使自紧效果
和强度计算均达到可靠，自紧毛坯的结构形状应尽量采用圆筒形。
2强度计算公式的依据
自紧毛坯和自紧身管的计算公式除材料假设为理想弹塑性的应力与应变关系外，主要假
设是自紧圆管的几何形状为圆筒形。因为在此条件下，厚壁圆管的管壁内只产生三个方向的
主应力。即：
径向方向的径向应力；
沿圆周方向的切向应力；
一沿轴线方向的轴向应力。
根据上述应力状态可以推导出厚壁圆管的应力平衡方程：
O。-rd8, /dr-o, =0
再加上材料采用的屈服条件，即可推导出圆管自紧时的自紧压力P。的公式：
Pa = Ko,[ln(p / a) + (b? - p?) / 2b?]
式中K一为一系数，与采用的屈服条件有关。
一材料的屈服极限；
p-—弹塑性交界面的半径;
α-—自紧毛坯的内半径;
b-一自紧毛坯的外半径。
另外可以证明，自紧后厚壁圆管所能承受的弹性极限压力Pae为：
-84-

自紧毛坯结构形状与身管强度
Pae =(0, +10 D(b? - a") / 2b2
式中　α——圆管内表面的切向残余应力。
经过推导，上式的Pa。与自紧压力的公式相等，即可用自紧压力P。的公式来计算自紧圆
管的弹性极限压力Pae，即
Pae = Pa = Ko,[ln(p / a)+(b2 - p?) / 2b?]
这里应该注意的是自紧压力P。与自紧圆管的弹性极限压力P在数值上虽然相等，计算
采用的公式在形式上也是完全一样的，但它们的物理意义是完全不同的。
另外亦可证明，圆管自紧后不论在内表面还是外表面加工去掉一层金属后（一般去掉的
金属厚约在5mm以内），自紧圆管的弹性极限压力Pre、自紧度和管壁内的残余应力均可用
圆管自紧时的相应公式来计算。在计算时，应该注意的是自紧圆管弹塑性交界面的半径β是
假设永远不会变化的。只是用加工后自紧圆管的内外半径来替换加工前（即自紧后）的内外
半径。因此，加工后自紧圆管的弹性极限压力的计算公式为：
Pre = Ko,[ln(p/ r)+(r2 - p²)/2r2)
Pre = K(0,+10°1 (r2 - r°)/2r?
式中——自紧圆管加工后的内半径;
一自紧圆管加工后的外半径；
一自紧圆管内表面的切向残余应力。
自紧圆管加工后管壁内残余应力的计算公式为：
塑性区：
0"p =0, (2ln(r / p) -(r2 - p2)/2r2
-[21n(p / r)+(r2 - p2) /2r2 Jr? (r2 -r?)](1 - r2 / r2))/2
0g =0, (2ln(r / p)+(r2 + p2)/2r2
-[21n(p / r;)+(r2 - p²)/ 2r2][r? 1(r2 -r?)](1 + r2 / r2)/2
弹性区：
0'e =0,(p? / r2 -[2ln(p/ r)+(r? - p2)/2r21[r? (r2 -r?)])(1-r2 / r2)/2
0 =0,(p2 / r? -[2ln(p/ r)+(r2 - p²)/2r2[r? 1(r? -r?)])(1+r2 / r2)/2
从上面分析中可知，若自紧身管的圆柱部分与自紧毛坯的圆柱部分完全对应计算出的自
紧身管的强度是可靠的。
-85-

火炮
3.自紧毛坯的结构形状与强度
在材料强度性能已确定的情况下，自紧毛坯的结构形状一般主要由身管的结构形状和
自紧压力来确定。为了保证身管强度的可靠性，在设计自紧毛坯结构形状时，在身管强度
最危险的部位应尽量保证与自紧毛坯相对应的部位为圆筒形。如考虑到药室内部结构时，
自紧毛坯相对应的部位可采用内径不同的两个圆筒形，这样因自紧毛坯的结构形状基本与
假设条件相近，从而可使自紧的效果达到最佳。
自紧处理后，自紧毛坯在自紧段的力学性能的特点是其能承受的最大弹性极限压力
都是自紧压力。这主要是依靠自紧后管壁内产生的残余应力来达到的。因为从自紧压力
大。而管壁厚的塑性区相应的就要小，因而自紧后自紧毛坯不同尺寸处的残余应力就不
一样。亦即，自紧后自紧段内表面上材料的屈服极值为α,+lαl)，它是随圆管壁厚变
化的。
从上面分析中可以得出，自紧处理后，自紧毛坯在自紧段的强度就是自紧压力。为了
使自紧后自紧毛坯的强度可靠，自紧毛坯的结构应尽量采用圆筒形。
但由于身管受力的特点和自紧毛坯受加工余量等因素的影响，自紧毛坯的形状不可能
做成一个圆筒形，如药室部、坡膛。因而自紧毛坯采用两个（或多个）不同内外径的圆筒
时，其间必须采用带锥的圆筒来过渡。带锥圆筒在内压作用下，锥部除产生径向应力，、
切向应力。和轴向应力，外，还产生剪应力Tr；应变除径向应变ε，、切向应变。和轴
向应变ε，外，还产生剪应变rr，值得注意的是这些应力和应变不仅与其所在的轴向距离
有关，还与锥度的大小有关。
从上分析可以看出，在圆筒带锥部位除径向应力，，切向应力。影响强度外，剪应
力T和轴向应力，对锥部强度的影响也不可忽略。
在内压作用下，带锥圆筒锥部的应力半径方程为：
o, /ar+atrz /az +(o, -0) / r=0
0,/0z+ot /or+z /r=0
根据几何方程得出的应变相容方程为：
E, -rd /dr=0
ra /z?+,/2r -20/2z=0
在材料的弹性范围内，求解圆筒带锥部的应力和应变时，可利用广义的虎克定律。
但在材料的塑性范围时。圆筒带锥部的应力与应变的关系，就不是像用虎克定律那样简
单的线性关系来表示。因为塑性应变和应力与加载的过程有关。它们间的关系是非线性
的，要比弹性范围的复杂。因此求解圆筒带锥部的强度问题只能采用有限元法和有限差
分法。
目前对自紧毛坯带锥部位的强度及应力的计算，采用的是圆筒强度和应力的计算方
法，是近似的方法，尤其当锥度大时，这种计算方法的误差也越大（特别是内锥）。
-86

自紧毛坯结构形状与身管强度
4自紧身管的强度
根据身管的结构尺寸对自紧毛坯相应的各部位进行加工后，即可得到设计所要求的自紧
身管。由于加工后自紧毛坯要释放一些残余应力，这会使自紧处理后的强度有所降低，因而
计算自紧身管强度时，需考虑加工对强度的影响。
若身管的圆筒形部分是由自紧毛坯相应的圆筒形部位加工成的，如前所述，可根据残余
应力加工后的释放，经一系列较为复杂的推导证明，自紧身管在这一部位所承的弹性极限压
力Pre的公式为：
Pre =0,[ln(p / r)+(r2 - p2)/2r2]
这一理论的推导，已得到沙赫镗削法实验结果的验证。因此自紧身管圆筒部采用弹性极限压
力的公式来计算强度是可靠的。
自紧身管带锥部位可能由两种情况加工而成，一种是与自紧毛坯相对应的圆锥部，一种
是自紧毛坯的圆筒部。由于这两种情况加工时，残余应力的释放都较复杂（尤其锥度大时），
目前尚没有从理论上推导一个能适用于工程中计算强度的公式。经大量实验研究表明，在锥
行的。同时实验也表明，带锥部位若由自紧毛坯相对应的带锥部位加工而成（尤其是等锥度
的加工），锥部的强度要比用圆筒形加工而成的好一些。
关，而且与身管强度计算的可靠性有关。若自紧毛坯的结构形状主要由圆筒形组成，并且与
身管自紧部位的结构形状基本相似。在这种情况下，可使身管自紧部位的强度达到最佳。但
由于在实际设计中，自紧毛坯的结构形状要受到如自紧压力、各部位要求的自紧度、内外表
面加工余量等诸多因素的制约，不易使自紧毛坯的结构形状达到理想状况。
125mm坦克炮身管自紧段的自紧毛坯设计，其内部结构形状基本与身管的相似，在药
室部有与身管药室相对应的过渡圆锥连接主药室和副药室，在坡膛处也有相对的过渡锥。由
于自紧参量诸多因素的影响，外形结构形状是由三个圆筒形组成。在药室部的外形为两个直
径不同的圆筒形，直膛部的外形为一较长的圆筒形。从总体上看，自紧毛坯的结构形状基本
与身管相似。并在身管强度最高的部位，均采用了圆筒形。所以从理论和强度计算的可靠性
来分析，该自紧毛坯的设计是较为理想的。
一87-

125mm坦克炮炮尾裂纹生成寿命计算分析
钱林方侯保林顾克秋
(南京理工大学)
摘要本文用有限元法对125mm坦克炮模拟炮尾和真实炮尾进行了弹塑性应力和应变分析，获得
了炮尾内应力和应变的分布规律。采用应变疲劳中局部应力应变法对模拟炮尾裂纹生成寿命进行
了计算分析和疲劳实验，理论分析结果和实验结果较为吻合，表明本文提出的计算炮尾裂纹生成
寿命的方法是可行的。在此基础上将本文模型推广，获得了125mm坦克炮炮尾的寿命估算值。
关键词坦克炮炮尾疲劳疲劳寿命
1 引言
现代火炮正向高膛压、高初速、轻重量方向发展以提高其威力和增加机动性。对于高
膛压火炮，射击时炮尾承受着非常大的膛底合力的作用，长期射击所引起的炮尾疲劳损伤
是一个急需研究的课题。传统的强度设计理论已远远不能满足近代火炮技术的发展，国外
多次发生的炮尾疲劳破坏事故，证实了这一点。1984年，在我国某靶场进行的100H反坦
克炮试验时，发生了两次炮尾开裂事故，其原因是炮尾“后圆角处所受力超过了材料的屈
服强度，引起疲劳裂纹形成、扩展、导致开裂”。美国的M109A3GN榴弹炮也发生过炮尾
断裂事故。
目前主战坦克炮普遍采用高膛压、高初速的滑膛炮。炮口初速高达1800m/s，最大膛压
也达700MPa左右。我国研制的125mm坦克炮初速达1740m/s，膛压达640MPa。由于坦克
炮本身具有结构紧凑的特点，其炮尾的疲劳强度问题就显得非常突出，同时由于坦克炮射击
频率较低，125mm坦克炮炮尾的疲劳寿命问题，实际上是一个低周冲击疲劳问题。因此，
本文的研究工作是基于125mm坦克炮的这一特征而进行的。首先对模型炮尾的裂纹形成寿
命进行理论与实验分析；然后用应变疲劳理论中的局部应力应变法估算了实际炮尾的疲劳寿
命。
2基本理论
估算结构疲劳裂纹起始寿命有多种方法和多种经验表达式，从全尺寸的结构试验到简单
扼要试件的试验，直到细观力学的研究。从实用的工程观点看，以应力与应变分析为基础的
方法是一个重要的方法。对炮尾有限元和光弹性分析都表明，炮尾在应力最大处发生了局部
小范围的塑性应变，局部的循环塑性应变是造成结构疲劳损伤的根本原因。自前解决循环塑
或迟滞回线转换成局部危险部位的应变和应力，然后将危险点的局部应力、应变进行各种修
88

125mm坦克炮炮尾裂纹生成寿命计算分析
正。同时根据相同应变条件下损伤相等的原则，用光滑试件的应变一寿命曲线估算危险部位
的损伤。
该方法中常用Manson-Coffin公式用简单幂函数描述应变寿命曲线：
Ea=0'(2N,)b / E+e'(2N,)°
(1)
在对数坐标中，E。~2N曲线可以分解为两条直线：一条为弹性线，另一条塑性线。
弹性线：
ln&ea =1n(o, / E)+bln(2Nf)
(2)
塑性线：
In& pa =Ine, +cln(2Nf)
(3)
E=Eea +Epa
(4)
式中，ε。为总应变幅，ea为弹性应变幅，pa为塑性应变幅，2N,为结构疲劳裂纹形成寿命，
b为疲劳强度指数，c为疲劳延续指数，の为疲劳强度系数，ε为疲劳延续系数。式（1）
中的ε。为单轴应变。根据Miess判据，以应变为基础的多轴疲劳寿命表达式，则需用以下
的等效应变替代&。即可：
E= V2[(ex -8,)2 +(e, -8,)2 +(8, -8x)2 + 3(, + +)/2)]1/2 /2(1+μ) . (5)
式中μ为材料的泊松系数，x,,，y，为材料的应变，当已知，由式（1）就可
求出相应的寿命2Nf。
3模型炮尾的疲劳寿命估计
125mm坦克炮通过炮门作用在炮尾上的实际载荷近12448kN。目前，还没有能承受如
此大负荷的疲劳试验机来对炮尾直接进行疲劳试验。为了验证本文提出的计算理论的正确
性，对炮尾进行一定的疲劳试验是必要的。为此，本文采用了模型炮尾（为真实炮尾的八分
之一缩尺模型），对其进行理论和实验分析对比，对模型炮尾受力不重要的部分进行了适当
的简化。
图1是模型炮尾的结构图，由于炮尾的结构比较复杂，并考虑到计算机容量的限制，不
可能建立一个整体的有限元模型来充分反映炮尾各个部分的细节。图中实线为真实炮尾，双
点划线为简化后的模型。对复杂的模型，宜采用二次法进行有限元分析计算。图2是模型炮
尾的整体有限元网格图。由979个20节点三维实体等参数元组成，共有5447个节点，同时
本文忽略了作用在模型炮尾上的驻退机力、复进机力以及惯性力对炮尾的作用，这些力与膛
底合力相比较小。膛底合力是通过门体传递给炮尾。为了模拟闫体与炮尾的相互作用，这样
-89-

火炮
只要给出作用在门体上的压力分布就可求出炮尾中的应变。作用在门体上的载荷为
194.5kN，是真实炮尾的1/64。
图1炮尾模型示意图
图2粗化模型单元划分图
炮尾材料的常规机械性能为：
E=176.9GPa, 0 b=1082MPa =58.5%, 8 =20.5% 0 0.1=965MPa
炮尾材料的应变疲劳参数为：
b=-0.067，c=-0.52，o=1837MPa ， ε=92%
将炮尾与身管相连接处进行约束，由此可进行弹塑性有限元分析计算。根据计算结果可
以看出，最大应力发生在炮尾后部圆角区，并在该区域产生局部塑性屈服，由于单元剖分较
粗，该计算结果不能反映圆角区的应力、应变的真实情况，必须进行二次细化分析。
从整体炮尾中切割出包含炮尾后圆角区的区域作为分析的子模型，切割时保证被切割出
的区域应包含塑性区（实际上，塑性区只有1mm左右），并且足够大，以满足圣维南原理。
该子模型中采用了2367个20节点三维实体等参数元，节点数为3049，施加载荷同整体炮
尾相一致，但在剖切的表面上施以一定的位移和（或）应力边界条件。图3显示了z=25.6mm
截面上（该截面上的应力、应变值最大）的VonMises等应力线图，A点对应的应力最大。
实验证明，裂纹是从这点萌生的，该点应变分量如下：
弹性应变： ex=—2.168×10-3
E ez= -1.2714X 10-3
ey=6.0088 X 10-3
Y exy= -2.6648 X 10-3
Y eyz= -0.6485 × 10-3
Yezx= -0.058 X 10-3
塑性应变： px=—12.668×10-3
px=6.0088 × 10-3
e pz=-2.7411 × 10-3
Y pzx= -0.1213 × 10-3
Y Pry= -10.404 X 10-3
Y Pyz=-0.1887× 10-3
等效应变：=23.5547×10-3
模型炮尾的疲劳寿命估算采用公式（1）来进行。将巨=23.5547×10-3代入式（1）获得
2N=2030，即模型炮尾的疲劳裂纹形成寿命为2030次。在疲劳试验机上对模型炮尾进了疲
劳试验，对三个模型炮尾的三次寿命试验值进行平均，获得模型炮尾的疲劳寿命试验值为
2679次。
-90-

125mm坦克炮炮尾裂纹生成寿命计算分析
标值：1:2000；2:1600；3:1200；4:973.5;
5:900;6:800;7:700;8:6009:500;
10:400;11:300
图3z=25.6mm截面上的VonMises等应力线
图4整体炮尾有限元模型
4125mm坦克炮炮尾疲劳寿命估算
前面用局部应力应变法估算了模型炮尾的疲劳寿命，取得了与实验结果比较接近的值，
因此，若不考虑材料的动态特性对寿命的影响，则该方法亦可用来估算125mm坦克炮炮尾
的疲劳寿命。由于作用在125mm坦克炮炮尾上的载荷非常大，因此不可能对实际的炮尾进
行疲劳试验以测得其疲劳寿命。
为了求得实际炮尾疲劳寿命，必须对125mm坦克炮炮尾进行整体有限元分析，获得炮
尾在膛底压力作用下其内部的应力应变分布规律。考虑到炮尾是一个非常复杂的结构，在有
限元建模时，根据圣维南原理，简化一些对炮尾关键部位应力大小影响很小的部分结构。为
了模拟炮尾与门体的相互作用，并考虑到门体与炮尾之间的相对滑动，将炮尾与门体间的连
接关系用压杆单元来模拟。据此，建立了节点总数为6883，1318个三维实体20节点等参元
组成的整体炮尾有限元模型见图4。作用在炮门上的膛底压力p=640MPa。有限元弹塑性分
析结果如下：
（1）除问室圆角应力集中外，炮尾的最大应力位置在输弹槽板内侧与曲臂槽的交汇处。
（2）整个炮尾的外侧应力量级都比较小，两侧板除圆角的局部区域外，应力也比较小，
所以这些地方一般不会首先引起破坏。
（3）门体与炮尾接触面间的压力分布极不均匀。
（4）由于炮尾在圆角处局部已进入塑性状态，因此，拟对整体炮尾进行弹塑性分析，
但考虑到此塑性区域仅发生在局部，因此可以采用单元网格局部细化的方法处理。
整体炮尾最大应力位置出现在靠近左侧板z=232mm的圆角处，与y方向的应力相比z
方向应力要小得多（不考虑圆角局部区）。因此，考虑到问题的上述特点，在对z=232mm
处作局部弹塑性应力、应变分析时，忽略了与z方向有关的各应力分量。在有圆角的情况下，
重新划分网络进行局部塑性应力、应变分析。下面给出了最大应变点的各应变分量：
e-01×E1'E-= 3 --01×6t01= 3
弹性应变：ex=-1.195×10-3
Y ex=2.323 X 10-3
塑性应变：px=-5.072×10-3
pz=-7.785 × 10-3
py=12.95 × 10-3
Y pxy=6.618 X 10-3
91

火炮
等效应变：=25.5×10-3
将=25.5×103代入式（1），可获得2N1670，即炮尾的疲劳寿命估算值为1670发。
应该指出的是，计算中所采用的膛压为常温下的膛压即p=640MPa。
5 结论
好的疲劳裂纹生成寿命的估计。本文所述的疲劳寿命，即疲劳裂纹形成寿命，指的是达到
可检测裂纹长度（0.25～1mm）时炮尾的寿命。实验测定炮尾的疲劳寿命时，可用粘贴在后
部圆角处应变片的断裂来测定。显然，应变片断裂时，圆角处的裂纹长度可能还没有达到可
检测裂纹的长度。因此，本文理论计算的寿命给出一一个比较安全的结果。这是因为，炮尾模
型在首次加载时，产生了压缩残余应力，这种残余应力提高了炮尾的疲劳寿命。目前，还没
有求解残余应力对寿命影响的统公式和方法。因此本文没有考虑残余应力对疲劳寿命的影
响。
本文用局部应力应法和等效应变的概念，在不考虑材料的疲劳动态特性的情况下给出了
125mm坦克炮炮尾的疲劳寿命估算值。实际上，炮尾在承受的瞬态冲击载荷作用下，材料
的疲劳特性会发生变化，此时，炮尾的弹塑性应力亦发生变化。由于这一问题在工程界的研
究还不成熟，因此要获得一个可靠的炮尾疲劳寿命估算必须从理论和实验两个方面加以研
究，这是今后有待研究的重要课题。
92一

炮尾动态有限元分析
顾克秋钱林方
（南京理工大学）
摘要本文利用I-Deas软件对一二三工程125mm坦克炮炮尾进行动态有限元建模，在此基
础上进行了炮尾的自振特性分析和基于振型叠加法的位移、应力历程响应分析。通过动、静
态响应的对比，对该炮尾的应力动态性质进行了评估。
关键词坦克炮炮尾有限元动态应力
1 引言
炮尾是火炮系统中受载情况最恶劣的部件之一。它通过炮门承受全炮膛底合力。膛压越
高炮尾承受的载荷越大，但是，炮尾的尺寸不可能随膛压成比例增加，要提高火炮威力，充
分发挥其承载能力，须对现有的结构进行精细的强度分析。
严格意义上讲，承受发射载荷的火炮零部件的强度问题都是动态问题。但是，目前对这
些零部件的应力分析通常采用准静态分析法。实践证明，这种处理一般能满足工程实际的需
要。然而，静态与动态毕竟有差异，有必要对炮尾应力和位移响应的动态性质进行研究，进
而对两者差异以及准静态分析的可信度进行评估。
2炮尾有限元模型
本文主要研究125mm坦克炮炮尾应力随时间变化的特点以及相同模型动态应力最大值
和静态应力的差异。炮尾是一个复杂的构件，故需对实际炮尾结构进行简化，得到该炮尾动
态有限元分析的几何模型，如图1所示。
用I-Deas中的10节点四面体三维实体元对图1的几何模型进行离散化，有限元网格如
图2所示。
3载荷与边界条件
发射时炮尾受如下力的作用：由问体传递的膛底合力、惯性力、身管连接部位的作用力、
反后坐装置连接部位作用力。其中惯性力与反后坐装置作用力与膛底合力相比可忽略，而身
管连接螺纹处作为炮尾的支撑部位，施加零位移约束的边界条件。
因此，炮尾受到的载荷只有门体对炮尾输弹板内侧的挤压力，其合力等于膛底合力。有
限元分析所用膛底合力数值为12708kN。膛压上升前沿时间为2.1ms。有限元模型中，上述
-93—

火炮
随时间变化的压力在I-DeasModelResponse模块中以节点激励力加载，加载节点均匀分布
在门体与炮尾输弹板内侧接触的两个带形区域内，激励力随时间变化规律与膛压相同。作静
力分析时，在上述节点上加相应于动载激励力最大值的集中力。
图1炮尾动态有限元分析几何模型
图2炮尾动态有限元分析网格图
4炮尾模态分析
对图2中的有限元离散化模型，在上述约束条件下，用I-Deas的NormalModeDynamics
求解器进行了自振特性分析，计算了前20阶振型和频率。前8阶频率和周期如表1。第一、
二阶振型的形状如图3所示。
表1炮尾自振频率和周期
阶数
频率/Hz
632
1040
1120
1530
1930
2340
893
2480
0.96
0.89
0.52
0.43
周期/ms
1.58
1.12
0.40
0.65
5历程响应分析
对上述动态有限元模型在节点激励力作用下，用I-DeasModelResponse软件进行了单
点和全场的动态响应分析。响应求解时间为·3ms，2000个时间步长。不考虑阻尼。历程响
应算法为振型叠加法。所用振型即为前面模态分析所得的前20阶振型。图4为输弹板内侧
上部体作用区某节点炮膛轴线方向(x方向)位移时间历程响应曲线；图5为输弹板外侧中
部某节点x方向位移响应。
94—

炮尾动态有限元分析
（a）一阶振型
(b)二阶振型
图3炮尾振型图
时间，
响应
0.3780
时间
0.2695
0.3000
0.2000
0.2000
0.1000
0.1000
0.00
0.00
0.00E+00 1. 00E032.00E03 3.00E03
0.00E+001.00E032.00E03 3.00E03
时间/s
时间/s
1/1D=1
1/ID=1
Node 213-x
Node 213-x
位移
位移
图4输弹板内侧轴向位移时间历程
图5输弹板外侧轴向位移时间历程
从位移响应曲线不难看出，发射时的炮尾在膛底合力作用下，位移和应力的响应主要受
膛压曲线的控制，前几阶模态对动态响应有所贡献，但程度不强烈。
此外，最大膛压时刻的全场应力分布与最大载荷作用下的静态应力分布趋势大致相同。
两个部位静、动态VonMises应力比较见表2。
表2炮尾静、动态应力比较
位置
输弹孔外边缘
身管连接部位
413
539
静态应力/MPa
最大动态应力/MPa
441
555
结论
(1）炮尾基频周期小于载荷上升前沿时间。
(2）炮尾的动态响应主要是低阶模态的贡献，且程度较弱，而准静态的响应占主导成分。
-95—

125mm坦克炮镀铬身管射击过程中的破坏特征
杨凤轩•徐懋
（国营第447厂）
摘要现代坦克炮由于采用高能发射药，导致严重的炮膛烧蚀磨损。身管镀铬是减轻炮膛烧
蚀磨损措施之一。但是镀铬身管在射击过程中依然发生破坏。镀铬身管的破坏是以镀铬层点
状剥落一剥落处炮钢基体烧蚀一烧蚀加剧及烧蚀坑的形成为主要特征的。
文中出示了几支大口径镀铬身管大型射击试验后的照片和检测数据。同时还就半膛镀铬
及镀铬层剥落后炮钢基体烧蚀速率等问题进行了论述。
关键词镀铬身管破坏特征寿命
1引言
身管是火炮的主要零件之一，身管的使用寿命在很大程度上决定了火炮服役的经济性。
金属疲劳和烧蚀磨损是决定身管寿命的两大因素。长期以来国内外专家针对这两个课题开展
了提高身管寿命的技术研究。
发射药缓蚀添加剂的采用，高能低爆温发射药的研制和身管内膛镀铬是当今减轻身管烧
蚀的三大主攻方向。身管内膛镀铬则是举世公认的最有效途径。身管内膛镀铬层确实起到了
显著的护膛作用，但是，随着射击发数的增加，原来完整的镀铬层将逐渐受到破坏，以致最
终失去其护膛作用，达到身管的寿命终点。因此研究镀铬身管射击过程中的破坏特征，对于
改进身管内膛抗烧蚀镀铬工艺，提高抗烧蚀镀铬层的质量是一项颇有意义的工作。本文提出
对此问题的分析论述。
2非镀铬身管射击过程中的破坏特征
现代坦克炮和反坦克炮膛压高达420~630MPa；发射药燃烧的火焰温度高达
2500~3700K；弹丸初速高达860~1800m/s。身管在此条件下工作，内膛的烧蚀磨损不可避
免。
2.1炮膛尺寸的变化
膛径扩大是炮膛烧蚀磨损最主要的特征。它是发射药燃烧气体和弹带对炮膛表面金属
施加的热、化学和机械作用的结果。对于不同口径火炮，因发射的弹种不同，每发炮弹造
成的烧蚀磨损量可以从0.05~100μm不等。大口径火炮每发穿甲弹可使内膛金属去除
100~200g。烧蚀磨损在整个身管膛面上是不均匀的。这与炮膛表面沿轴线方向的温升及各
截面承受的气体最大压力不等有关。对滑膛炮而言，烧蚀磨损最严重的部位出现在直膛起
始部附近，由此向炮口方向逐渐减轻。炮膛烧蚀磨损的程度，直接影响火炮的弹道性能。
-96-

125mm坦克炮镀铬身管射击过程中的破坏特征
美国弹道研究所对90、105、120、155、175mm口径火炮调查统计结果表明：初速下降与
内膛的烧蚀磨损成正比。
总之，身管的内膛烧蚀磨损导致了火炮膛压、初速、射程、精度等主要性能下降，严重
地影响火炮的战斗性能。以120mm自行反坦克炮为例，射弹295发后该炮的初速、膛压、
精度均有明显下降。因此炮膛烧蚀磨损到一定程度时身管就要报废。
2.2炮膛表面化学成分的变化
对炮膛表面分析表明：发生显著烧蚀磨损的炮膛表面存在高浓度的氧O、碳C、氮N
和少量的硫S、钾K、钙Ca、锌Zn、氯Cl、铝Al、铜Cu、铍Be和磷.P等元素。这些元素
主要来源于发射药、缓蚀添加剂，药筒和弹带材料。它们在射击时的高温下，相互发生化学
反应，形成反应物沉积在炮膛表面。
2.3炮膛表面存在白层和热影响区
射击后的炮膛金相检查表明：炮膛表面上存在白层和热影响区，其显微组织和性能均发
生了显著变化。
白层又分为外白层和内白层。外白层极薄、极硬，厚度一般0.25~0.50μm，与内白层
之间有明显的界限。其成分与发射药的温度有关，低温度下为FesC，高温下则为FeO。
内白层较外白层软，厚度约为2~20μm，位于外白层和热影响区之间，但与热影响区
无明显界线。其成分为溶解了大量碳或氮而稳定化的残余奥氏体（含碳量高达1%~2%）和
马氏体。
白层内有裂纹，这些细裂纹穿透白层，一直延伸到热影响区。只有非镀铬身管射击后膛
面存在白层，镀铬身管膛面上无白层，仅有热影响区。热影响区厚度为60~200μm，其厚
度沿炮膛轴线变化。直膛起始部厚些，近口部区薄些，其成分与身管材料相同。金相分析表
明，热影响区的治金性能发生了变化，显微组织为回火马氏体（身管基材为回火索氏体）。
晶粒比钢基体更细，硬度也较高，并有较多的微观和宏观裂纹。
2.4炮膛表面开裂
发生显著烧蚀磨损的身管内膛表面借助窥膛仪可以看到网状裂纹和一系列沿身管轴向
延伸的纵深裂纹。网状裂纹是由膛压和热应力造成的；纵深裂纹是疲劳裂纹扩展的结果。裂
纹尺寸与发射药火焰温度有关，火焰温度越高金属表面裂纹就越宽。纵深裂纹平均深度为
0.2~1mm，间隔约1mm，较深的裂纹约间隔10mm。120mm自行反坦克炮射击折合标准弹
445发后，纵向剖开的非镀铬身管，宏观看去膛面如同被高速水流冲刷后而干涸裸露的河床，
冲刷的沟槽中时有裸露的“鹅卵石”，见照片1~4。由照片可以看出：从直膛起始部到由此
向炮口延伸1400mm的长度上。炮膛表面的烧蚀磨损严重，膛径变化较大。
无论身管烧蚀磨损的具体机理如何，各种烧蚀过程取决于身管内膛在射击过程中所达到
的最高温度，它影响膛面金属的机械强度、韧性和硬度，引起表面金属相变，甚至使表面熔
化。英国根据30多种不同火炮，60多个观测数据的分析证实，每发炮弹引起的身管烧蚀磨
损量与温度之间存在指数关系，对温度变化极其敏感。例如烧蚀磨损量最高的情况内膛温度
增加10%（从900℃上升到990℃）时，炮膛烧蚀磨损量增加267%。
温度和压力是引起膛面开裂的根本原因。火炮射击时，在达到最大膛压的同时，膛壁
-97-

火炮
最高温度可达1000℃，而表面下0.5mm处温升只有50℃，这种极高的温度梯度造成了很大
的热应力。当膛面温度超过临界温度730~800℃时，即发生膛面金属的相变，相变伴随的体
积收缩进一步加剧了膛面的开裂。
照片1
照片2
789140
照片4
照片3
-98-

125mm坦克炮镀铬身管射击过程中的破坏特征
3125mm坦克炮镀铬身管的破坏特征及破坏机理
身管实施内膛镀铬旨在提高身管射击过程中的抗烧蚀能力，保持身管的弹道性能，提高
身管的寿命。但是，这不能从根本上解决身管的烧蚀磨损问题。因为射击过程中镀铬层在护
膛的同时，本身会发生破坏。镀铬层的破坏是由铬层本身的特性和射击状态下高温、高压和
高速气流冲刷等恶劣工作条件所造成的。
金属铬是一种出色的耐烧蚀材料，硬度高，熔点高，耐磨性好，但是镀层存在微裂纹，
性脆，在射击过程中易剥落。这就决定了镀铬身管与非镀铬身管在射击时的破坏方式截然不
同。
3.1基体烧蚀、铬层剥落
射击过程中，镀铬层的固有微裂纹扩展成细裂纹，然后穿透铬层至炮钢基体，高压火药
气体通过铬层中的裂纹而达到炮钢基体，致使炮钢基体遭受到化学腐蚀、熔融和变质，形成
空洞。然后遭到破坏的基体区逐步扩大和连接，使铬层失去支撑基体而剥落。
3.2脆性剥落
镀铬层硬度高、性脆（硬铬尤其如此），抗拉强度低，射击时在直膛起始部等应力集中
部位发生铬层的脆性剥落。这种剥落在小型射击试验中即有可能发生。因此国内外镀铬身管
小型射击试验后的验收规范中均明确规定了允许的最大剥落斑面积和剥落总面积的指标。
3.3烧蚀坑
镀铬身管膛面上出现了铬层剥落斑后，裸露的炮钢基体将发生烧蚀并逐步形成烧蚀坑。
随着射击的持续进行，炮膛的烧蚀加剧，剥落斑的数目增多，剥落斑扩大连成较大的剥落片，
烧蚀坑扩大并加深，严重时在直膛起始部可能出现环状剥落和烧蚀环。这种烧蚀环大约在射
弹200～350发时即可出现，随火炮药室结构、射击弹种配比、射击条件和射击方式的不同
而异。
对于镀铬身管来说炮膛的磨损是次要的，这是因为镀铬层本身具有很高的耐磨性。除直
膛起始部外，其余炮膛部位的膛径变化甚微。镀铬身管在射击过程中，虽然会产生铬层的局
部剥落，但大部分铬层仍完好。在整个寿命期间，身管保持了较好的弹道性能。
笔者曾看到国内外10余支射击250发以上的镀铬身管，其破坏特征无一例外，尚未见
到一支镀铬身管射击后膛内的铬层被全部或大部磨损掉的现象。一支射击1000余发的
120mm坦克炮镀铬身管，膛面烧蚀严重，高膛压区的烧蚀坑较密集，最深的烧蚀坑已达到
10.4mm，然而剩余的镀铬层面积至少相当于总镀铬面积的90%。
简言之，镀铬身管的破坏是以镀铬层点状剥落一剥落处炮钢基体烧蚀一烧蚀加剧，剥落
点增多，剥落斑扩大，烧蚀坑形成并加深为主要特征的。125mm坦克炮某支半膛镀铬身管，
镀铬长度为2500mm，铬层厚度为0.11~0.13mm。试验中共射弹473发，相当于射击标准弹
530发。该管在射弹350发和420发后分别进行了穿甲弹和破甲弹弹道检查试验。初速、膛
-99-

火炮
压和精度均无明显变化，射击350发后，穿甲弹初速仅下降0.2%；射击420发后，破甲弹
初速仅下降0.2%，膛压下降2%。两弹千米立靶密集度基本未变差。身管膛径测量除直膛起
始部附近外，均变化甚小。
射击162发后观察内膛：距口部5135mm处铬层有轻微龟裂，见照片5。距口部
5100~5150mm下方发现铬层剥落点两处，一处直径约为Φ0.6~0.7mm，另一处直径约为
$0.2~0.3mm.
射击190发后观察内膛：距口部5135mm处，铬层龟裂已较明显，见照片6。处于该处
下方的两个剥落点已扩大，基体发生烧蚀且已形成烧蚀坑。烧蚀坑直径为Φ1~2mm。
射击295发后观察内膛：距口部5130~5150mm处，由原来的两个烧蚀坑已发展为约10
余个烧蚀坑，且铬层剥落点分布呈环状。最大烧蚀坑的外形尺寸为4mm×2mm×0.2mm，
最小外形尺寸约0.5mm×0.2mm×0.1mm。身管6：00方位处（下方）烧蚀坑大、密且深；
身管12：00方位处（上方）烧蚀坑小、疏且浅，分别见照片7及照片8。其余镀铬表面无
明显变化，而非镀铬表面则有较明显的龟裂纹。
射击313发后观察内膛：直膛起始部附近（距口部5130~5150mm处）沿身管圆周方向，
铬层已形成环状剥落并形成烧蚀环。环内深浅不一，呈钟乳状，见照片9和10，烧蚀环宽
6~8mm。药室表面已出现网状龟裂。非镀铬表面龟裂更趋显著且已形成小而密的烧蚀沟纹。
射击362发后观察内膛：距口部4000mm处镀铬层出现较密集的微小麻点，见照片11。
镀铬与非镀铬交界处膛面外观差别明显，非镀铬面龟裂和烧蚀已较明显，见照片12。直膛
起始部附近（距口部5135~5150mm）烧蚀环宽度已扩展到达18~20mm，深度达到0.8~1.0mm，
烧蚀坑内亦有明显的龟裂纹，见照片13。
射击473发后观察内膛：仅烧蚀环处烧蚀发展明显，烧蚀环宽度已延伸到35~40mm，
烧蚀深度最深处已达1.5~1.8mm，烧蚀环表面龟裂纹变得更宽、更深，见照片14。距口部
4000mm处，麻点更为密集，见照片15。镀铬与非镀铬交界处状况变化不大，见照片16。
由这支半膛镀铬身管的射击试验结果可以看出，镀铬身管烧蚀破坏最严重的情况是射击
313发时，直膛起始部附近出现了铬层的环状剥落，进而形成烧蚀环。烧蚀环扩展，至射击
473发（折合标准弹530发）时其宽度为40mm。其余镀铬表面烧蚀则不明显，仅出现少数
铬层剥落点及烧蚀坑，且发展较为缓慢，膛径变化很小。
照片52×
照片72×
照片62x
-100-

125mm坦克炮镀铬身管射击过程中的破坏特征
照片92x
照片82x
照片102×
照片122×
照片112x
照片132x
照片152x
照片162×
照片142×
镀铬身管破坏机理
3.4
3.4.1镀铬层中的裂纹是镀铬身管破坏的关键
微裂纹对于硬镀铬层是不可避免的，镀层较大的结晶应力和渗氢所造成的氢脆，足以在
电镀过程中使镀铬层产生微裂纹，进而扩展为网状裂纹。即使是近年国内外研究的“无裂纹
软铬”、“低收缩铬层”、“良好韧性的镀铬层”等等，随着射击而产生的如下几种拉应力和镀
层结晶形态的变化也足以使镀铬层产生网状裂纹。
（1）镀铬过程中，在膛面上电沉积铬的同时，还有氢的析出反应。绝大多数的氢原子结
合成分子从膛面析出，进入镀液，而后升至液面逸出，少量的氢原子则以原子态或氢化物形
式进入铬晶格（即所谓渗氢）。电镀铬通常由体心立方晶格的铬、密集六方晶格氢化铬（Cr2H）
和面心立方晶格氢化铬(CrH2)混合晶格组成。后二者晶格的氢化铬（Cr2H、CrH2）是不稳定
的，在射击受热时会产生分解，转变为体心立方晶格，同时发生体积收缩（减小15%的体积），
-101-

火炮
在镀层中产生极高的收缩应力，导致裂纹的形成。
：(2）火炮射击时，镀铬层与炮钢基体间极高的温度梯度造成了很大的热应力，使镀层产
生网状裂纹。
(3）射击时高速运动的弹丸通过弹带施加在镀铬层上的剪切拉应力，加速了镀层微裂纹
的扩展，变成宏观裂纹。
3.4.2镀铬层再结晶软化
试验表明：铬镀层在700℃的高温下，经过一定时间的退火处理，将发生铬层的完全再
结晶，使镀铬层发生软化，硬度由HV550~1100下降到HV220左右。
从发射了338发的120mm身管膛线起始部取样研究表明，阳线顶部20~40μm厚的铬
层发生了再结晶，阳线棱部的全部铬层发生了再结晶。由此可以推断，滑膛炮在持续射击时，
直膛起始部镀铬层的表层部分亦会发生再结晶。铬层的再结晶生成了大尺寸柱状晶体。这种
晶体与较小尺寸的等轴晶体相比，硬度软得多。软化的铬层易于在火药气体和弹带的作用下
薄化、损失，再加上弹丸对直膛起始部的猛烈冲击作用，这就是直膛起始部在较多发数的射
击过程中出现铬层的环状剥落并形成烧蚀环的直接原因。
4附带说明的两个问题
4.1关于身管半膛镀铬的问题
在前述中曾指出，射击过程中炮膛的烧蚀磨损是不均匀的，高膛压区烧蚀磨损较为严重，
低膛压区则比较轻微。鉴于身管烧蚀磨损的这一特点，125mm坦克炮身管曾采取高膛压区
半膛镀铬的作法，即从身管尾部起向口部推移2500mm的长度上施以镀铬。经射击试验考核
结果表明，半镀铬是成功的，可行的。但是由于工艺实施中，局部珩磨和局部镀铬的长度
不可能完全吻合，因而在半膛镀铬交界存在过渡区，过渡区的存在是半膛镀铬不可避免的缺
陷，但对身管的烧蚀磨损寿命却影响不大。过渡区所处的位置离开高膛压区600mm以上，
射击时，此部位的烧蚀磨损是轻微的。
4.2铬层剥落斑处炮钢基体的烧蚀速率
镀铬身管射击后发生了铬层剥落，该处的炮钢基体即呈裸露状态。继续射击，将发生剥
落斑处炮钢基体的烧蚀。国内外研究者发现随着射击过程的继续进行，剥落斑处炮钢基体的
烧蚀速率比非镀铬身管快些。某125mm坦克炮镀铬身管射击试验射击标准弹530发后，直
膛起始部前25mm处的膛径扩大量为1.34mm，最大烧蚀坑的深度为1.5~1.8mm；120mm
自行反坦克炮非镀铬身管射击标准弹455发后，直膛起始部前26mm处膛径扩大量达4.1mm
镀铬身管出现剥落斑后的烧蚀速率近似可以按非镀铬身管来考虑。
：身管抗烧蚀镀铬工作者的使命就在于积极寻求抗烧蚀性能更好的镀层和镀种的同时，积
极稳妥地改进现有的抗烧蚀镀铬工艺，以期使炮膛铬层的剥落发生得尽可能晚些，剥落点的
扩大趋势尽可能缓慢些，尽最大的可能缩小镀铬身管烧蚀磨损寿命与疲劳寿命的差距。
-102—

火炮身管疲劳特性的模拟研究
任安峰黄健文
(兵器工业第52研究所)
摘要本文通过对31支模拟管的疲劳寿命试验，模拟研究了火炮身管在不同膛压、不同自紧度、
不同强韧性、外表面裂纹、内表面裂纹和内外表面裂纹条件下的疲劳特性及自紧残余应力在疲劳
循环压力作用下的损失规律。研究所得到的身管疲劳特性及其有关规律，为高膛压火炮身管疲劳
寿命的研究和疲劳设计提供了重要的数据和依据。
关键词火炮身管疲劳寿命疲劳特性自紧
1 引言
现代高膛压火炮要求在提高膛压
背面应变片
（600~700MPa）、提高初速（1700~1800m/s）
的同时，还要求显著减轻重量、实现轻量化、
紧凑化。为此除采用自紧技术外还必须采用
高强度炮钢。高强度炮钢又往往韧性下降，
7777777777
容易导致疲劳破坏。为了满足现代高膛压紧
对面应变片
凑化火炮身管的发展需求，一些发达国家在
（a）内表面人I.预制裂纹
60~70年代就开始研究火炮身管的疲劳特
性及其疲劳寿命。近二十年来，取得了很大
A-A
的进展，已使火炮身管的设计发生了重大变
革。
我国近十几年来发展了几种高膛压火
炮。但是，仍采用过去的传统设计方法，即
采用静强度理论设计火炮身管。究其原因就
（b)内外表面人工预制裂纹
是缺乏对身管疲劳特性的研究，缺少疲劳寿
命数据。本文就是针对这现实和需求，研
究高膛压火炮身管的疲劳特性，为其实现疲
劳设计奠定可靠的实验基础。
2身管疲劳特性的模拟试验
（c）外表面人工预制裂纹
模拟管的制备
2.1
模拟管(图1)的制备过程为粗加工一调
图1模拟管结构及人工预制裂纹
质热处理一精加工液压自紧处理一预制
—103

火炮
力学性能测定及自紧处理工艺参数详见52研究所专题研究报告。
模拟管在自紧处理以后，用机械加工方法在内膛表面或外表面加工出如图1和表1所示
的缺口，即人工预制裂纹。
2.2模拟管疲劳寿命液压循环试验
各模拟管预制好人工裂纹以后，两端密封且用工装与液压循环疲劳试验机连接起来，由
液压循环疲劳试验机反复循环地向模拟管内膛施加规定的循环压力，直到疲劳破坏为止。通
过对各模拟管的初始条件和疲劳寿命的分析比较，研究其疲劳特性，找出其规律性。
2.3身管疲劳过程中自紧残余应力损失规律的试验
对30和31号模拟管进行液压循环试验，以模拟身管在疲劳过程中自紧残余应力的损失
规律。这两个模拟管经自紧处理后，先切取一段(模拟管长度的1/4)测定自紧残余应力，然
后对其余部分进行液压循环试验，且每循环3000次左右切下一段测定自紧残余应力。这样
每个模拟管共切取4段分别测定未经液压循环和液压循环3000、6000、9000次时的自紧残
余应力。通过比较不同循环次数时的实测自紧残余应力，可以得到身管在疲劳过程中自紧残
余应力的损失规律。采用镗削法测定模拟管自紧残余应力。
2.4模拟管疲劳破坏断口的宏观分析
各模拟管经液压循环疲劳破坏后，先从外表层观察疲劳破坏是穿透型(或叫泄漏型)还是
撕裂型或是粉碎型。然后，打开疲劳断口，测量临界裂纹尺寸并通过电镜扫描观看疲劳断口
特征。
3身管疲劳特征的模拟试验结果与讨论
3.1不同循环压力下的身管疲劳寿命规律
由几何形状、结构尺寸和材料力学性能完全相同及自紧度和人工预制裂纹尺寸基本相同
的8、9和10号模拟管，分别在400、.494、600MPa循环压力下得到的疲劳寿命及其规律如
表1和图2所示。可以看出，随着循环压力增加，模拟管的疲劳寿命急剧降低。
10
疲劳寿命N/10*次
疲劳寿命N/103次
500
600
400
0102030405060708090100
循环压力P/MPa
自紧度X/%
图3不同自紧度下模拟管的疲劳寿命规律
图2不同循环压力模拟管的疲劳寿命规律
—104—

火炮身管疲劳特性的模拟研究
表1模拟管初始条件和疲劳寿命试验结果
内表面
外表面
临界裂纹
壁厚
人工裂纹
循环压力
达工裂纹
破坏时的
管号
直径比
/mm
/MPa
深度
长度
深度
长度
循环次数
长度
深度
/mm
/mm
/mm
/mm
/mm
/mm
2.0
15
494
1.5
20
14.8
30
36270
2.0
15
1.5
494
20
39006
2.0
15
494
20
0.60
16.5
1.5
14.0
37
7807
2.0
15
15.2
494
0.40
37
15.0
11301
2.0
15
0.43
494
16.4
14.2
35
9866
2.0
15
0.98
15.2
400
35
13.8
37164
2.0
15
494
0.33
13.8
35
14.0
9496
10
2.0
15
0.38
600
16.5
13.6
39
4745
2.0
15
11
494
37
0.77
15.1
7977
13.8
12
2.0
15
494
0.66
16.0
37
13.8
8656
13
2.0
15
17.6
494
0.61
13.9
38
10047
14
2.0
15
0.54
494
37
9278
15.3
13.7
15
2.0
15
494
1.5
20
0.37
14.8
38
9042
14.1
16
2.0
15
494
0.88
17.4
1.5
20
7922
13.9
39
17
2.0
15
494
0.65
16.0
1.5
20
39
14.1
5814
18
2.0
15
0.60
9619
494
14.4
38
14.2
19
2.0
15
14.5
494
0.54
14.2
34
6165
20
494
2.0
15
0.40
14.7
41
13.5
4092
21
2.0
15
494
0.58
13.9
38
13.4
3700
22
15
2.0
494
0.39
16.9
13.8
37
9020
23
7508
2.0
15
0.74
15.8
494
40
14.1
24
2.0
15
494
0.30
14.1
37
13.5
6486
25
2.0
15
494
16.9
0.28
38
7494
13.2 -
26-1
1.6
0.83
22.7
365
8.1
30
2459
26-2
1.6
0.91
365
20.2
8.1
28
3456
17.4
27-1
2.2
18
1.13
494
18.0
40
5647
27-2
2.2
1.00
494
21.0
42
17.0
7342
28
2.0
15
0.60
494
18.6
4835
13.2
40
29
2.0
15
494
0.57
17.4
42
13.4
4738
注：5~29号模拟管发生疲劳破坏的裂纹源都产生于内表面人工预制裂纹处。3号和4号模拟管发生疲劳破坏的裂纹源产生
于内表面，而外表面人工预制裂纹处没有扩展。
3.2不同自紧度下的身管疲劳寿命规律
在屈服强度、直径比、循环压力、人工预制裂纹等基本相同，由5、11、12、13、14、
17、18、20和21号模拟管的疲劳寿命试验结果可以看出，随着自紧度的增加，模拟管的
疲劳寿命也增加，趋势基本上呈线性，如图3所示。通过比较20号和21号非自紧模拟管
的疲劳寿命与13号和14号100%自紧模拟管的疲劳寿命可以看出，100%自紧度模拟管的
疲劳寿命是非自紧模拟管的疲劳寿命的2.5倍。这表明，自紧处理对提高身管的疲劳寿命
十分显著。
不同强韧性下的身管疲劳寿命规律
3.3
在直径比和循环压力相同、裂纹深度和自紧度基本接近的条件下，通过对7、9、22、
-105

火炮长
24、25、28和29号模拟管的疲劳寿命试验
结果分析可以看出，随看材料强度的增加，
10F
模拟管的疲劳寿命增加。但是当强度增加而
韧性显著降低时，模拟管的疲劳寿命开始下
疲劳寿命/103次
降，如图4所示。这说明在同一种材料条件
下，当强韧性匹配最佳时，身管的疲劳寿命
最长。对于火炮身管来说，其疲劳寿命并不
是越长越有利，而要与烧蚀磨损寿命相匹配。
当身管疲劳寿命比烧蚀磨损寿命长很多时，
800 9001000110012001300
可以通过调整材料的强韧性，即提高强度，
屈服强度a/MPa
适当降低韧性来达到提高身管的膛压、减轻
图4不同强韧性下模拟管的疲劳寿命规律
身管重量的目的。当身管疲劳寿命低于烧蚀
磨损寿命时，可以适当提高韧性、降低强度来满足身管安全疲劳寿命的要求。如果能同时提
高材料的强韧性，这对身管实现高膛压、轻量化是十分有利的。
3.4内外表面裂纹条件下的身管疲劳破坏特性
5、15、16和17.号模拟管的直径比、材料性能、循环内压相同，人工预制裂纹尺寸基
本相同，但自紧度不同。这4个模拟管在预制的内表面人工裂纹深度为0.60~0.88mm、长度
为14.8~17.4mm和外表面人工裂纹深度为1~1.5mm、长度为20mm的条件下，经液压循环
到疲劳破坏的结果表明，疲劳破坏均由内表面人工裂纹形成自然裂纹并扩展到疲劳破坏，即
疲劳源产生于内表面人工裂纹处，而外表面人工裂纹处没发现有扩展痕迹。由100%自紧度
的16号模拟管的疲劳试验结果可以说明，即使100%自紧度下的模拟管，如果外表面裂纹较
浅，也不会在循环内压下由外表面裂纹导致疲劳破坏。
3.5外表面裂纹条件下的身管疲劳破坏特性
3、4号模拟管外表面预制了1.5mm深、20mm长的人工裂纹，而内表面光滑，经循环
内压作用下发生了疲劳破坏，结果如表1所示。由试验结果表明，这两个模拟管比有内表面
裂纹的模拟管的疲劳寿命长得多(大约长3~4倍)，而且疲劳破坏的裂纹仍产生于内表面，外
表面人工裂纹处仍没有发现有扩展的痕迹。这说明在较浅的外表面裂纹条件下，100%自紧
处理不会降低身管的疲劳寿命。由此可以认为，身管只要外表面没有较深的结构缺陷(如盲
孔、螺纹、键槽等)就可以采用100%自紧度的自紧处理，以便充分发挥自紧处理的潜力。
3.6在循环内压反复作用下的自紧残余应力损失规律
30号和31号模拟管自紧处理后，经过不同液压循环数测得的自紧残余应力如图5所示。
由图可看出，在该循环内压作用下，模拟管自紧残余应力损失不明显。这一结果说明自紧身
管残余应力在射击过程中在膛压反复作用下不会有明显的降低。
3.7模拟管疲劳断口的宏微观分析
各模拟管经液压循环疲劳破坏后，首先对其外表面进行肉眼观察。观察结果表明，全部
疲劳破坏的模拟管外表面有一条沿轴向长约15mm左右的裂纹，该裂纹是由内表面裂纹扩展
-106-

火炮身管疲劳特性的模拟研究
最终穿透外表面而形成的。各模拟管的疲劳破坏方式都是“穿透型”疲劳破坏方式，这是一
种最理想的破坏方式。
800
由各模拟管疲劳断口测得的临界裂纹尺寸
600
如表1所示。由表1中的数据可以看出，各模拟
400
管初始人工预制裂纹平均深度为0.59mm，平均
200
向残余应力/
长度为16.1mm，深长比为0.037。各模拟管的临
界裂纹尺寸基本相同，平均深度为13.8mm，长
-200
Tonqontiol stress
度为38mm，深长比为0.36。临界裂纹深度距模
-400
SampleNo.30-1
拟管外表面1.2mm，临界裂纹深度与模拟管壁厚
-600
之比为0.92。裂纹形状为半椭圆形，且短轴与长
800
轴之比随裂纹深度的增加而变大。
0.0
5.0
10.0
15.0
从各模拟管的疲劳断口中选取不同强韧性
R-R;/mm
（a）30号模拟管
的5、21、22和25号模拟管的疲劳断口放在扫
描电镜下进行观察。每个断口对4个部位进行了
1000
观察，1号位是疲劳源附近，2号位是裂纹扩展
800
的中前期部位，3号位是裂纹扩展的中后期部位，
600
4号位是瞬时断裂区的部位。这4个模拟管的疲
400
劳断口的4个部位的扫描观察结果表明，断裂方
200
式为穿晶断裂，疲劳条纹较清晰，其间距沿裂纹
残余应
扩展方向由窄逐渐变宽，瞬时断裂区的断口形貌
200
切向
为韧窝状。这几种不同强韧性材料的模拟管的疲
400
Tonqontiol stress
劳断口微观形貌没有明显差异。
:SampleNo.31-1#
-600
800
4结论
1000
15.0
0.0
5.0
10.0
R-R:/mm
（b)31号模拟管
(1)身管材料的强韧性对身管的疲劳寿命有
明显的影响，随着强度的提高身管的疲劳寿命也
图5不同循环数后实测切向残余应力
提高。但强度过高而韧性过低时疲劳寿命降低，
只有强韧性匹配最佳时，身管的疲劳寿命达到最大值。
(2)对于内表面裂纹来说，身管的自紧度越大其疲劳寿命越大。自紧可以大幅度提高身
管的疲劳寿命，约提高2倍左右。
(3)随着循环内压的提高，身管的疲劳寿命急剧下降。
(4)身管内外表面裂纹尺寸同时存在，且裂纹深度在1mm左右时，即使100%自紧度也
是由内裂纹引起身管疲劳破坏，而外裂纹基本不扩展。
(5)在494MPa循环内压下，模拟管经9000次疲劳循环后，自紧残余应力基本上没有损
失。这就是说，身管在射击时内压反复作用下自紧残余应力不会损失。
—107—

125mm火炮身管疲劳寿命研究
任安峰‧李贵才　黄健文
（兵器工业第52研究所）
摘要本文用液压循环试验方法研究了125mm火炮的弹道炮身管、前抽身管模拟管和前抽身管
的疲劳寿命，给出了125mm火炮身管结构的最终破坏方式、疲劳寿命和安全疲劳寿命，从而为
125mm火炮身管的性能评价、使用维护及其后继型火炮身管的改进提供了重要依据。
关键词炮管疲劳寿命液压循环试验
1 引言
高膛压火炮身管的设计、生产和使用都应该重视安全疲劳寿命问题，这已被发达国家的
高膛压火炮发展史所证实。我国125mm火炮身管不仅承受着很高的工作膛压，而且为了实
现前抽又减薄了壁厚，这就使身管的安全疲劳寿命问题显得十分突出。为了给身管的设计、
生产和使用提供可靠的安全疲劳寿命界，也为后继型125mm火炮身管的改进提供重要依据，
采用液压循环试验的方法研究了125mm火炮的弹道炮身管、前抽身管模拟管和前抽身管的
疲劳寿命。
2试验方法及其试验内容
2.1弹道炮身管的疲劳寿命试验
弹道炮身管号为86002，已射击实弹184发，身管材料的力学性能为：00.1=1130～
1196MPa，W=50.0%～55.5%，Ak（一40℃)=35.3～56.9J/m²。在药室段和滑膛起始段分别截
取一个液压循环疲劳试验试样，两段试样的最高液压循环压力都取最高膛压值686MPa。
2.2短被筒结构前抽身管模拟管疲劳寿命试验
模拟管与前抽身管的几何形状相似，尺寸按1:2.078的比例缩小，材料与身管材料相同，
力学性能和自紧参数见表1。模拟管与被筒组合在一起进行液压循环试验，循环压力为最高
膛压625MPa。
表1模拟管力学性能和自紧参数
自紧压力
自紧度
弹性强度
O r0.1
Ak(-40℃C)
管号
1%
1%
1%
/MPa
/MPa
/MPa
/MPa
57
931
681
1219
1199
15.3
45.5
67.8
1212
16.3
57
48.0
933
65.8
685
1286
-108

125mm火炮身管疲劳寿命研究
2.3前抽身管疲劳寿命试验
身管号为95010，已射击实弹685发，身管材料的力学性能及自紧参数见表2。分别在
身管药室段和滑膛起始段各取一个试样进行液压循环疲劳寿命试验，液压循环压力为最高膛
压 626MPa。
表2身管的力学性能和自紧参数
自紧压力
O r0.1
A(-40°℃)
管号
1%
/MPa
/MPa
1190
51
34
95010
960
试验结果与讨论
3.1弹道炮试验结果与讨论
86002号弹道炮身管液压循环疲劳寿命试验结果见表3。
表386002号身管疲劳寿命试验结果
液压循环次数
实弹射击数
循环压力
试样
破坏方式
/MPa
药室段
5721
泄漏型破坏
686
184
未破坏
滑膛起始段
686
6172
184
药室段疲劳试样经过5721次液压循环试验发生了疲劳破坏，为泄漏型破坏方式，即由
内表面产生的裂纹逐步向外表面扩展穿透整个身管壁厚，如图1所示。图1(a)是疲劳破坏后
穿透整个壁厚这条主裂纹在内膛表面的形状，图1(b)是在外表面的形状。由试样剖开后得到
的疲劳断口可以看出，其临界裂纹形状为半椭圆形，长轴2c=280mm，短半轴a=81.2mm。
滑膛起始段试样液压循环数加上射弹数共6366次，没有发生疲劳破坏。这是因为该试
样段自紧产生的切向压缩残余应力大于药室段的切向压缩残余应力，而且其壁厚比也大于药
室段的壁厚比，所以在同样循环压力下，该段的疲劳寿命应大于药室段的疲劳寿命(国外实
验结果表明约在2倍以上)。
(a)内表面情况
(b)外表面情况
图1药室段疲劳破坏后的形态
—109—

火炮
综合药室段和滑起始段的试验结果，可以看出，药室段的疲劳寿命是身管疲劳寿命最
小的部位，也就是说，药室段的疲劳寿命代表了身管的疲劳寿命。按国内外估算身管的安全
疲劳寿命的方法，弹道炮身管的安全疲劳寿命约为2000发。
3.2前抽身管模拟管的试验结果与讨论
2号和3号模拟管液压循环到疲劳破坏，其结果见表4。
表4模拟管疲劳试验结果
临界裂纹尺寸/mm
循环次数
循环压力
管号
破坏方式
/次
/MPa
深度
长度
由外表面间断螺纹侧面产生裂纹向内表
8964
62
625
10.5
面扩展穿透内壁
同上
625
11418
61
11.5
由于模拟管内表面没有预制人工裂纹，
所以在液压循环过程中由外表面间断螺纹侧
面产生裂纹，并逐步向内表面扩展穿透内壁
而导致疲劳破坏。破坏后的模拟管如图2所
示。
根据疲劳寿命估算方法，模拟管的安全
疲劳寿命约2600次左右。
3.3前抽身管疲劳试验结果与讨论
图2模拟管疲劳破坏后形态
95010号前抽身管药室段试样经液压
循环疲劳试验后的结果如表5所示。
表595010号身管疲劳试验结果
循环压力/MPa
身管号
射弹数/发
破坏方式
循环数/次
O10S6
626
685
4536
泄漏型
这段试样在液压循环疲劳试验过程中，由内表面裂纹逐步向外表面扩展并穿透管壁面发
生疲劳破坏。由于还没有解剖，所以不能看到疲劳断口。
根据安全疲劳寿命估算方法，前抽身管的安全疲劳寿命为总寿命的三分之一，即1740
次(发)。
4结论
(1）一二三工程125mm弹道炮的安全疲劳寿命约为2000发。
(2)一二三工程125mm火炮身管的安全疲劳寿命约1740发。
(3）弹道炮身管和前抽身管的疲劳破坏方式均为泄漏型，为最理想的破坏方式。
-110-

火炮身管的疲劳裂纹扩展规律研究
李贵才　任安峰　黄健文张福长
(兵器工业第52研究所)
摘要本文利用降载勾线与液压循环试验相结合的方法，系统地研究了身管的疲劳裂纹扩展规
律，建立了利用小尺寸模拟管测试身管疲劳裂纹扩展速率的试验方法。对比分析结果表明，本
文的身管疲劳裂纹扩展速率测试结果高于传统直三点弯曲试样测试结果；在身管疲劳寿命的分
析模型中，应用本文测得的疲劳裂纹扩展速率参数所给出的疲劳寿命分析结果与模拟管的液压：
循环试验结果吻合得非常好，因而应用本文研究方法可很好地解决过去身管疲劳寿命分析中所
存在的定量性问题。
关键词炮管疲劳裂纹扩展速率疲劳寿命液压循环试验应力强度因子
1引言
由于受高温、高压火药气体的烧蚀作用，火炮身管射击若干发后，其内壁会出现龟裂，
继续射击就有可能因龟裂纹的不断扩展而导致身管发生疲劳破坏。60年代末期美国175mm
加农炮发生的身管断裂就是这类事故的典型事例。这类破坏事故的发生，引起世界各国对火
炮身管疲劳断裂问题的极大重视，并开展了大量的理论和试验研究工作。迄今为止，该项研
究已取得了重要的技术进展，如建立了火炮身管疲劳寿命的实验室液压循环疲劳模拟试验方
法和形成了基于断裂力学理论的身管疲劳寿命分析模型等。
未来战争中，兵器装备的机动性更为重要，轻量化是武器装备发展的一个重要趋势。为
此，身管武器在不降低威力的前提下，向紧凑化、薄壁化方向发展，这使得火炮身管的疲劳
问题更加突出。高膛压身管武器轻量化的实现将主要依赖于身管威力和安全性指标的优化，
其技术核心是在设计中解决身管强度和安全疲劳寿命、身管材料强韧性以及身管结构和自紧
工艺参数的合理匹配问题。对此，传统的“静强度设计”方法只能保证身管在弹性范围下工
作，无法回答工程界所关心的身管疲劳寿命问题。因此，将传统的“静强度设计”方法与疲
劳设计方法相结合，是解决紧凑化身管安全合理性设计问题的必由之路。
身管疲劳设计方法工程应用的前提是必须使所建立的身管疲劳寿命理论模型的分析结
果与实际身管的疲劳寿命结果相吻合。但过去国内外有关身管的疲劳寿命分析模型，虽能定
性地解释身管的疲劳断裂现象，但在定量上与实验室模拟试验结果或身管实际结果相比，大
多存在着很大的差异（人为地在二者之间进行修正的除外），因而尚难以满足工程应用的要
求。
疲劳裂纹扩展速率参数是进行结构件疲劳寿命分析的关键参数。过去国内外身管疲劳
分析中，所采用的疲劳裂纹扩展速率参数几乎全部来源于直三点弯曲试样或紧凑拉伸试样的
实验室测试结果。但身管等厚壁圆筒的实际疲劳裂纹扩展规律与这些实验室试验试样的疲劳
111

火炮
裂纹扩展规律在裂纹形貌变化、加载范围和加载频率上具有本质性的差异。因而，本文尝试
从小尺寸模拟管的疲劳裂纹扩展规律试验研究入手，来解决身管疲劳寿命分析模型在定量性
上存在的问题。
身管疲劳裂纹扩展规律的研究试验方法
2.1试验试样及试验系统
试验试样为短被筒结构、身管内径29mm、外内直径比w=1.8648、长度为200mm的小
尺寸模拟管。试样材料为125mm
坦克炮管（一步）的G4335V材
100
料，其实测力学性能如表1。
$54.08
为减少试验周期并真实反映
629
实际身管中的初始缺陷，试验前，
在模拟管的内壁中部用点火花法
预制了一轴向人工裂纹槽。其开
200
槽的部位及开槽的形状和尺寸分
别如图1、图2所示。
模拟管的开槽部位示意图
图1
2Co
图2
模拟管初始裂纹槽的形状和尺寸示意图
试验试样材料的力学性能
表1
65
Kic
0 0.1
002
/MPa·m"2
1%
1%
/MPa
/ MPa
/ MPa
/ MPa
2.07×10-5
138
1300
1210
1230
10
49
2.2
模拟管疲劳裂纹扩展规律的试验方法及试验步骤
试验方法
2.1.1
试验采用液压循环疲劳与降载勾线相结合的方法。不同压力循环下由于裂纹扩展速率
的不同，体现在疲劳断口上存在不同色泽，进而产生可见的勾线痕迹。根据此特点，来研究
循环过程中的疲劳裂纹扩展和形貌变化规律。
-112-

火炮身管的疲劳裂纹扩展规律研究
2.1.2试验步骤
（1）试验方案的确定
根据试验用模拟管的弹性强度、初始裂纹尺寸及应用的应力强度因子范围，选定循环压
力的峰值；依据模拟管的壁厚，预先设计勾线的条数及勾线分布方案。试验用试样不少于两
支，试验数据点数不少于10对。每个试样的勾线条数应大于5条，勾线应沿壁厚均匀分布。
（2）循环勾线试验
在选定循环压力下进行循环试验，根据外表面的应变变化情况和裂纹扩展规律经验，
在判定裂纹已扩展到计划尺寸后，将循环压力降低为峰值压力的1/2～2/3进行勾线循环，
在判定已留痕时，停止勾线循环，即完成了一次循环一勾线试验。然后将压力恢复到峰值
循环压力，以进行下一次的循环一勾线试验。这样反复地进行下去，直到试样发生泄漏为
止。
Al
（3）断口的观察及测量
将发生泄漏的试样按图3所示切开，并在压机上压
断，保留疲劳断口。
利用工具显微镜测量每次循环一勾线试验下的裂
纹形貌数据（ai，ci）和勾线宽度数据（△ai），并将断口
拍照留存。
Bl
（4）试验结果的处理
图3疲劳断口的截剖示意图
身管疲劳裂纹扩展速率试验结果的处理步骤如下：
①将疲劳勾线宽度对循环次数的影响，进行当量折算；
②整理折算后的每次循环试验数据（ai，N,)；
③绘制模拟管的疲劳裂纹扩展规律的a～N曲线和模拟管疲劳裂纹的形貌变化规律的
a/c~a/t曲线；
④利用aN曲线计算出每次循环下的da;/dN;试验数据；
③计算模拟管在每次循环下的应力强度因子范围△K，结果；
绘制每次扩展下的da/dN～△K；数据点，并拟合daldN～△K关系曲线。
2.3试验结果处理的公式
身管疲劳裂纹扩展规律试验结果的处理依据Paris公式进行，它的一般形式如下：
(1)
da/dN=A(AK)m
其中，△K为含裂纹身管的应力强度因子范围，A和m为与试样材料和结构有关的常量，试
验中的身管疲劳裂纹形貌ac～a/t变化规律用多项式进行拟合。
3身管应力强度因子的计算
含二维直前缘裂纹的厚壁圆筒的应力强度因子（K,），，可以由MMC法（修正的保角影
射一边界配位法）和基于MMC法的权函数法得到非常精确的数值解。
-113

火炮
考虑到实际身管中的疲劳裂纹并不是直前缘形裂纹，而更接近于表面半椭圆形裂纹。对
于含三维表面半椭圆裂纹身管的应力强度因子(K,)。，根据国内外的研究结果，本文采用如
下具有较高精度的三维修正式：
(K,)。 = β(a /t,a / c, w)(K,)s
(2)
式中，（K,)。——为含三维半椭圆表面裂纹身管的Ki解；（K,)，—为含二维直前缘裂纹身
管的 K,解；β(a/t,ac,w)一为三维修正系数。
其中
β(a /t,a /c, w)= 2w2 Ja /tf(α)M (w2 -1)VF(a)
(3)
α=(w-1)a / ta/c
0.5×(2 -α2) /(1 -α²)-α arctan /(1-α)/(1+) (1 -a²)3/2
(α<1)
f(α) = 2/3
(α=1)
(4)
0.5×(2 -α2)/(1 -α2)+αln Jα+(α2 -1) /2(a² -1)3/2
(α >1)
a=a/t(w-1)
F(2) = 3.2055 - 2.408/ + 3.29802
(5)
g2 =1 +1.464(a / c)1.65
试验结果及其讨论
4.1试验结果
为探索身管疲劳裂纹的扩展规律，进行了多支模拟管的液压循环加勾线法试验，其中
试验条件均相同的3-5*和3-6#，两支模拟管的最高循环压力均为357MPa，最终破坏形式均
为泄漏型。经截剖后获得的疲劳断口形貌如图4和图5所示。
图43-5管的疲劳勾线试验断口
图53-6*管的疲劳勾线试验断口
-114-

火炮身管的疲劳裂纹扩展规律研究
试验结果的处理
4.2
经工具显微镜测量获得的两支模拟管的疲劳裂纹形貌变化规律数据如表2和表3所示。
表23-5管的疲劳裂纹形貌变化数据
勾线序号
高压循环数/次
2000
2000
1000
1000
500
497
1.49
2.26
3.06
3.75
裂纹深度
5.06
4.69
0.77
0.74
16'0
裂纹扩展宽度
0.52
0.60
1.06
0.09
勾线宽度
0.05
0.03
0.03
0.03
0.06
72
勾线折合循环数/次
36
34
23
36
36
总循环数/次
1036
2070
2942
3565
4401
5037
备注①3-5*管初始裂纹深度为ao=0.96mm；
②表中长度单位为mm。
表33-6管的疲劳裂纹形貌变化数据
勾线序号
10
11
1000
高压循环数/次
1000
800
600
800
600
400
510
500
505
546
裂纹深度
1.49
2.26
3.06
3.75
4.69
5.06
6.34
7.22
8.22
9.49
12.54
裂纹扩展宽度
0.91
1.06
0.52
0.74
0.77
0.60
0.68
0.81
0.91
1.16
勾线宽度
0.09
0.05
0.09
0.14
0.03
0.03
0.03
0.06
0.07
0.11
勾线折合循环数/
36
34
72
23
36
36
35
49
47
50
1036
2070
2942
3565
4401
5037
5472
6031
总循环数/次
6578
7133
7679
备注：④3-6"管初始裂纹深度为ao=0.97mm；
②表中长度单位为mm。
对上述试验结果处理后获得的模拟管疲劳裂纹扩展规律a～N曲线及模拟管的形貌变
化a/c～a/t规律曲线如图6和图7所示。
15
1.0
--bubo
No. 3-5
No. 3-6
0.8
10F
0.6
a/c
0.4
0.2
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
8000
2000
4000
6000
alt
图7模拟管的形貌变化a/c～a/t规律曲线
图6模拟管疲劳裂纹深度a的扩展规律aN曲线
并为应用方便起见，将模拟管的疲劳裂纹形貌变化a/c～a/t规律曲线拟合，得到下述
的多项式拟合式：
a /c = 7.3619×10-3 + 2.4133a / t - 2.7144(a /t)2 +1.1890(a /t)3
(6)
进行勾线宽度折算和应力强度因子计算后绘制的daldN～△K曲线如图8（双对数坐标）
所示。将两支模拟管的结果进行拟合后，获得的该材料模拟管疲劳裂纹扩展速率参数为：
d a / d N = 3.87925 ×10-12 (AK) 2.90586
(7)
-115-

火炮
4.3结果讨论
由图4、图5的疲劳勾线断口可见，本试验可在壁厚约12mm的模拟管管壁沿轴向截
面勾出约10条勾线，且勾线分布均匀，轮
A3-5*
廓清晰可见，勾线的宽度仅为数十微米。
4×10
+-3-6*
由于试验中的循环数可由计数器准确给
出、疲劳裂纹的深度可从断口上进行高精
/m/次
度的测量，且勾线宽度极窄，与裂纹扩展
++
107
量相比非常小，再经对勾线宽度影响的当
量折算，勾线对疲劳寿命的影响也已非常
微弱，因此本文模拟管疲劳裂纹扩展规律
试验结果的精度是足够高的。
5×10[
80100
30
同样由图4和图5的疲劳断口和图7
AK/MPa/m
所示的模拟管疲劳裂纹变化规律曲线可
图83-5*和3-6*管的da/dN~△K的数据曲线
见，模拟管疲劳裂纹的形貌近似为半椭圆
形，且随着裂纹的向外壁扩展，其短长轴比alc逐渐增大，在a/t<0.4以下变化较快，此后
逐渐减缓，最终泄漏时的a/c约为0.9。
，利用与模拟管相同材料加工的直三点弯曲试样，依据GB6398-86标准测得的该材料疲
，劳裂纹扩展速率参数为：
d a /d N = 2.350×10-12(AK)3.275
(8)
将本文试验结果与直三点弯曲试样试验结果进行对比可以看出，本文测得的身管疲劳裂
纹扩展速率结果均大于直三点弯曲试样测试结果，由此可以基本解释过去身管疲劳寿命理论
分析结果远大于身管液压循环模拟试验结果的现象。由于直三点弯曲试样的疲劳裂纹形貌变
化不同于厚壁圆筒试样的半椭圆形，而近似为直前缘形。可以认为，两种试样疲劳裂纹形貌
变化规律的不同是造成两种试验结果差异的主要原因。此外，本试验的加载大（约为模拟管
弹性强度的0.7倍）、△K较高、加载频率低（约为每分钟10～25次）、循环寿命短，而直
三点弯曲试样试验的加载载荷小、△K值较低、加载频率很高（约为120～160Hz）、循环寿
命很长，这些方面的差异无疑也会对试验结果产生影响。由于本试验的裂纹形貌变化、加载
范围及加载频率与火炮身管的实际使用状态相接近，因此在身管构件疲劳寿命的分析中，采
用本文方法测试的疲劳裂纹扩展速率参数更接近实际。
5应用举例
为考察应用上述模拟管疲劳裂纹扩展速率测试结果，对于解决过去身管疲劳寿命理论分
析模型定量性问题的效果。本研究利用内径为29mm、壁厚比w=1.60、并经高效液压自紧处
理的两支模拟管（其材料与疲劳裂纹扩展速率测试模拟管相同），在恒定最高压力下进行液
压循环疲劳试验，测得了这两支模拟管的疲劳寿命模拟试验结果。
身管疲劳寿命的分析模型采用基于断裂力学理论的如下理论模型：
-116-

火炮身管的疲劳裂纹扩展规律研究
K, = Kic
(9)
["" da / A(△K)m
(ol)
其中Kic为身管材料的断裂韧性，a,=amin(ac,t),a。为身管的临界裂纹尺寸，t=R²一R,为
模拟管的壁厚，A和m为试验测得的Paris公式常量。
数所进行的理论分析结果的对比如表4所示。其中理论分析中，模拟管应力强度因子的计算
采用本文以上所述方法进行，高效自紧处理后的模拟管残余应力采用了理想弹塑性材料的残
余应力理论解。
表4模拟管疲劳试验结果与理后分析结果的对比
模拟试验的疲劳寿命结
循环压力
理论模型预测的疲劳寿
初始裂纹深度
管号
自紧度
果/次
/ MPa
/ mm
命结果/次
1-1
0.6
441
3210
0.60
3310
525
503
0.6
630
0.93
1-2
由表4可见，模拟管疲劳寿命的的理论分析结果与模拟试验结果吻合得非常好，这说
明应用本文进行的模拟管疲劳裂纹扩展速率测试结果，已经缩小了过去理论模型预测结果与
模拟试验结果存在的差异，这一工作的突破，为身管疲劳设计方法的工程应用奠定了技术基
础。
6 结论
根据本文的研究结果，可以得出如下结论：
(1）利用本研究建立的身管疲劳裂纹扩展规律的试验方法，可以得到分布均匀、轮廓清
晰可见的疲劳裂纹形貌变化规律断口，对其进行数据处理，可以获得精度较高的身管疲劳裂
纹扩展速率参数。
(2）疲劳裂纹扩展速率的试验结果的对比分析表明，本文模拟管的试验结果均大于直三
点弯曲试样试验结果，其原因可以从两种试样试验方法中疲劳裂纹形貌变化规律的不同以及
加载范围、加载频率等试验条件的重大差异上得到解释。因为本文模拟管的试验条件更接近
于身管实际，因而进行身管等厚壁圆筒疲劳断裂和疲劳寿命的定量分析时，应采用本文方法
测试的疲劳裂纹扩展速率参数。
(3）将本文测得的模拟管疲劳裂纹扩展速率应用于身管疲劳寿命的断裂力学分析模型
中，得出的疲劳寿命理论分析结果与两支自紧模拟管的液压循环疲劳试验结果吻合得非常
好，这说明在疲劳寿命的理论分析模型中，应用本文测得的身管疲劳裂纹扩展速率参数可以
很好地解决过去身管疲劳寿命分析中存在的定量性问题，这一问题的解决为身管疲劳设计方
法的工程应用奠定了技术基础。
劳裂纹形貌近似为半椭圆形，且随着裂纹的向外壁扩展，其短、长轴比a/c逐渐增大，在a/t<0.4
以下变化较快，此后逐渐减缓。
-117-

自紧活动身管炮身的强度计算及实验验证
张福长’赵振龙钱学梅
张玉诚
（兵器工业第52研究所）
摘要本文推导建立了自紧活动身管炮身的强度计算公式；结合高效液压自紧技术及自紧后
稳定化热处理工艺，分别通过理论计算、模拟实验验证了自紧活动身管炮身强度计算式的正
确性和精度。
关键词身管炮身自紧身管液压自紧稳定化热处理
1前言
本文针对125mm坦克炮身管前抽预选方案之一，自紧活动身管而提出的。经过理论推
导建立了自紧活动身管的强度计算式，通过理论计算和实验验证探讨了该方案的技术可行
性，并初步定量地确定了自紧活动身管结构设计中有关材料、结构尺寸、自紧工艺等重要参
数。
自紧活动身管炮身强度计算方法
2.1假设
(1）结构形状是理想的圆筒状，服役时只发生弹性变形，结构如图1所示；
被筒
身管
图1自紧活动身管炮身结构
(2）结构件材料是均质和各向同性的；
(3）圆筒承受的压力垂直于筒壁表面且均匀分布；
(4）圆筒受力变形后仍保持其圆筒形，任一截面变形后仍为一平面；
-118 -

自紧活动身管炮身的强度计算及实验验证
(5）压力是静载荷，圆筒各质点均处于静力平衡状态；
(6）忽略轴向力和扭转力矩的作用影响；
(7）只有当身管和被筒紧密贴合后，压力才开始传递到被筒；
(8）身管和被筒材料的弹性模量相同；
(9）采用力的独立作用原理；
(10)材料屈服条件遵从Tresca准则。
间隙消失前的受力状况
2.2
从开始承受内压到身管外表面与被筒内表面完全贴合，身管受力状况与单筒身管受力状
况相同。
身管外表面与被筒内表面相贴合瞬间的膛内压力称贴合压力，用p°表示。
设身管外表面与被筒内表面的直径间隙为2e，相对间隙为b1=2e/2bi，贴合时身管外
表面切向应变为ε%l，则贴合条件为：
e%] =Yb1 =2e/ 2b,
(1)
因而，贴合压力为：
p? = Ey, (b? - a?)/2a?
(2)
故在间隙消失时身管壁厚任半径处的应力可按下述公式计算：
0* = pa?(1+b? / r2) /(b? -a?)
(3)
O*t = pia?(1 -b? / r2) (b? - a)
(4)
2.3间隙消失后的受力状况
在间隙消失后，身管与被筒一起承受内压的作用。应用力的独立作用原理，活动身管的
应力状态是两个力作用的叠加结果，即由身管单独承受的贴合压力p和身管、被筒同时承
受的附加内压pi共同作用的结果。其中附加内压为：
pi = pl - po
(5)
式中pi为身管中的工作内压。
在附加内压p’作用下，身管和被筒作为整体的应力分布规律如下：
01i-2 = pia?(1+b2 / r2)/(b2 -a?)
(6)
oi-2 = pia?(1 -b2 / r2) (b2 - a?)
(7)
119—

火炮
2.4身管自紧后的残余应力
在自紧活动身管炮身强度计算中分析应力状态时，除考虑炮身工作时的载荷作用外，还
应考虑身管工作前因自紧处理而形成的残余应力。按理想弹塑性材料模型并遵从Tresca屈
服准则时，该残余应力在身管壁内的分布规律如下：
弹性区（p,≤r≤br):
O rel =0o1(1+b? / r?)(p? /b? - a?[(b? - p?)/b? + 21n p1 / a,1/(b? -a?))/2
(8)
O mel =0o1(1 -b? / r2)(p? /b? - a?[(b? - p?)/b? + 2ln p, / a,]/(b? - a?)/2
塑性区（aj≤r≤ P):
O rp, =0o1(b? + p?) / b? + 2 ln r / p1 - a?[(b? - p?) / b?
+ 2ln p: / a, J(1 +b? / r2)/(b? - a?))/2
(10)
rmp, =0o. ((p? -b?)/b? + 2 n r / p, -a?[(b? - p?)/b?
+ 2n Pr / a,J(1 - b? / r2) /(b? - a?))/ 2
(11)
式中P,为弹塑性交界面半径。
2.5自紧活动身管炮身实际工作应力状态
火炮发射时，自紧活动身管炮身的实际工作应力状态系由原残余应力、间隙消失前和间
隙消失后的应力叠加而成，即
(12)
1-2=1残+01消前+1消后
2.6自紧活动身管炮身的强度极限
2.6.1身管的可能强度极限
自紧活动身管炮身的可能强度极限是指身管不产生塑性变形所能承受的最大工作内
压。
在采用Tresea屈服准则（即第三强度理论塑性条件）时，身管内表面上的相当应力应
满足如下条件：
(EI)
0,1 -0rl≤00.1
式中，0.1为身管材料的屈服极限。
成应力组成，所以内管工作时的壁内应力为：
①,=01残+①1消前+0消后
-120-

自紧活动身管炮身的强度计算及实验验证
所以，在弹性区(p,≤r≤bi)内：
Otel =0'1 +0i +0 rel
(14)
Crel =0't +0%i +0 mel
(15)
在塑性区(ai≤r≤pi)内：
0tp1 =0'1 +0;i +0 trp1
(16)
Idu0+ Vo+ "o= Ido
(17)
当r=aj，且tp1 'r=al -rp1 lr=al=0. 时，则对应的内压 p, 即为身管的可能强度极限
Pk。这时,
0o. =[pia?(1+b? / a?)/(b? -a?)+ pia?(1+b2 /a?)/(b2 -a?)+0trp1 'r=a, ]
-[pia? (1-b? / a?)/(b? -a?)+ pia?(1 -b2 / a)/(b2 -a?)+ p1 'r=a
= 2p/b? (b? - a?)+ 2p(b2 /(b2 -a?)+0 trp Ir=a)
(18)
因ps=Pk，将（5）式代入（18）式，经整理后则得到自紧活动身管可能强度极限公式
为:
Pe =[00.1 - 2p/b? (b? - a?)+ 2p/b2 (b2 - a?)-0rp1 Ir=a, (b2 -a)/2b2
(61）
将（2）式代入后，则（19）式呈如下形式：
Px =[00.1 - Erm (b2 - b?) (b2 - a) -0 rp, 'r=a, J(b2 - a?) / 2b2
(20)
2.6.2被筒材料强度的确定
被筒的材料应根据炮身的强度和结构来确定。
当连续射击时，身管与被筒的间隙仅在最初几发射击时存在，而在之后继续射击时，因
身管受热膨胀后使间隙完全消失。这时身管工作条件得到改善，被筒工作条件却变得最坏。
可见，确定被筒材料强度时，须计算不存在间隙时被筒内表面的应力状态。由于工作时被筒
仅受附加压力作用，故r=αz时，（6）、（7）式可写成如下形式：
0f2 1r=a, = Pka?(1 + b2 / α2) /(b2 - a)
(21)
o2 Ir=a, = Pxa?(1 -b2 / a2) /(b2 -a)
(22)
因2Ir=a,-0, Ir=az=00.，故被筒材料强度为：
-121-

火炮
2.7
间隙的确定
身管与被筒间间隙的确定应考虑两个问题，即最小间隙须保证活动身管拆装方便，最大
间隙须保证发射时炮身的强度。
在炮身的结构尺寸和身管材料强度确定后，最大相对间隙可由（20）式得到，即
rb1max =[00.1 (b2 - a?) /(b2 - b2) - Px 2b (b2 -b) -0 trp1 Ir=a, (b2 - a?) (b2 - b?)/ E
(24)
故最大的直径间隙为：
2e max = 2b,rb1 max
(25)
为保证自紧活动身管炮身被筒在发射时也起承载作用，必须使相对间隙的最大值 rblmax
小于发射时内管外表面上的切向相对变形值，即
(26)
Tblmax <Eib1p
式中&tb1p是根据自紧身管的弹性强度极限压力P,确定的，即
Etblp = Pn 2a? /(b? - a?). E
而身管的弹性强度极限为：
Pn = (00.1 ~ 0 rp1 'r=a (b? - a?) / 2b?
(27)
Etblp =(00.1 -Otrp1 Ir=a, )a? /b? - E
模拟管试验
模拟管材料及结构
3.1#
模拟管材料是PcrNi3MoV及PcrNi4MoV钢，毛坯由锻造而成，机械加工前均经调质处
理。用于实验的模拟管外形呈圆筒形，经车、磨削后达到最终尺寸。
实验设备及仪器
3.2
(1)1.4Gpa级倍加器；
(2)DYB-1A型电动油泵；
(3）LOS-4-1型茂福炉；
(4)YJD-17型静动态电阻应变仪；
(5）YJ-16型静态电阻应变仪；
(6）英制1000MPa级应变式压力传感器；
—122-

自紧活动身管炮身的强度计算及实验验证
(7）BX-120-3AA型电阻应变计；
(8）8120型电阻应变计。
实验内容及步骤
3.3
实验内容主要包括模拟管自紧后稳定化处理，高效液压自紧处理，以及内、外管组织结
构强度的测定，用以模拟自紧活动身管制造工艺及射击时的承载能力。该实验的大致步骤是：
制备模拟管毛坯和被筒一模拟管粘贴应变片一自紧处理模拟管一磨削模拟管毛坯外圆柱表
面或内、外圆柱表面一套装模拟管和被筒一组合模拟件粘贴应变片一测定贴合压力一测定组
合模拟件的弹性强度。
3.4
实验结果
实验中涉及到的主要数据及上述实验得到的结果，经整理后列于表1中。
讨论
3.5
自紧过应变量为0.85时的安全系数
3.5.1
若采用高效液压自紧技术处理活动身管，且自紧过应变量为0.85时，由第2节中计算
数据可得到如下结果。
(1)当2b,=250mm
①满足659MPa 即（铜柱压力549MPa)膛压的材料条件是0o.≥1246MPa。此时，Pkmin
≥661MPa，Pkmax ≥683MPa，安全系数 n ≥1.0030。
②满足687MPa膛压的材料条件是o.1≥1295MPa。此时，Pkmin≥689MPa，Pkmax≥
710MPa，安全系数n≥1.0029。
(2）当2b,=253mm
①满足659MPa 膛压的材料条件是o.1≥1236MPa。此时，Pkmin≥664MPa,
Pkmax ≥684MPa，安全系数 n ≥1.0076。
②满足687MPa 膛压的材料条件是o.1≥1285MPa。此时，Pkmin≥698MPa，
Pkmax ≥712MPa，安全系数 n ≥1.0073。
(3)当2b,=255mm
①满足659MPa膛压的材料条件是o.1≥1226MPa。此时，Pkmin≥665MPa，
Pkmax ≥684MPa，安全系数 n ≥1.0091。
②满足687MPa 膛压的材料条件是o.1≥1265MPa。此时，Pkmin≥687MPa，
Pk max ≥706MPa，安全系数 n ≥1.0000。
(4)当2b,=258mm
①满足659MPa 膛压的材料条件是o.1≥1207MPa。此时，Pkmin≥662MPa，
Pkmax ≥680MPa，安全系数 n ≥1.0046。
②满足687MPa膛压的材料条件是o.1≥1250MPa。此时，Pkmin≥690MPa，
Pkimax ≥708MPa，安全系数 n ≥1.0044。
—123—

260
260
262
260
稳定化
稳定化
稳定化
稳定化
稳定化
稳定化
高效
高效
高效
高效
高效
高效
高效
1.11
1.01
1.06
801
0.93
1.07
1.16
1.11
0.83
16'0
L6'0
189u
1.13
1.12
0.86
88'0
1.07
SO'T
0.97
1.16
1.16
1.11
6s9u
1.21
1.01
对差
-0.4
相误
按经验式
的内管强
(87)
度极限
/Mpa
710
647
80L
E89
619
1.16~1.14
1.14~1.12
1.13~1.10
1.12~1.00
1.13~1.11
1.18~1.14
1.17~1.13
1.09~1.07
1.11~1.00
1.13~1.10
1.14~1.12
1.13~1.09
1.11~1.08
试计内度限
506~522
543~550
635~855
645~662
563~582
583~801
L09~S6S
631~653
621~637
645~658
870~881
678~699
/MPa
的强
实验数据及测定结果
/MPa
747
763
内强极
124~140
Z1~16
101~114
始助
/MPa
实验测定数据
表 1
1046
1010
/MPa
6601
1206
1324
1285
1109
1187
1275
1197
1167
1207
1305
48.58
48.54
48.58
48.59
48.58
48.56
48.59
48.54
48.59
48.58
48.58
39.17
40.74
39.17
40.70
41.07
96'66
40.73
39.95
41.07
40.69
39.96
39.93
551~570
612~633
628~645
626~842
683~704
601~612
647~660
640~652
563~580
860
593~606
687698
(20)式
始助
127
132
113
118
123
123
118
132
118
123
127
113
原始或理论数据
紧垃
100
100
r09
1233
1219
1204
1237
1311
1132
1117
1146
1175
1301
1106
1137
1287
43.54
43.54
48.58
48.59
48.56
48.54
48.54
43.58
40.74
690m
39.17
40.73
40.70
41.07
41.07
10
12
-124-

自紧活动身管炮身的强度计算及实验验证
(5）当2b,=260mm
①满足659MPa膛压的材料条件是o.1≥1197MPa。此时，Pkmin≥662MPa，
Pkmax ≥679MPa，安全系数 n ≥1.0046。
②满足687MPa膛压的材料条件是o.1≥1246MPa。此时，Pkmin≥690MPa，
Pk max ≥707MPa，安全系数 n ≥1.0044。
(6) 当 2b, =262mm
①满足659MPa膛压的材料条件是o.1≥1187MPa。此时，Pkmin≥661MPa，
Pkmax ≥678MPa，安全系数 n ≥1.0030。
②满足687MPa 膛压的材料条件是o.1≥1236MPa。此时，Pkmin≥690MPa，
Pkmax ≥706MPa，安全系数 n ≥1.0044。
3.5.2自紧过应变量为0.90时的安全系数
若采用高效液压自紧技术处理活动身管，且自紧过应变量为0.9时，由4.2.5节中计算
数据可以得到如下结果。
(1) 当 2b,=255mm
满足659MPa膛压的材料条件是o.1≥1216MPa。此时，Pkmin≥662MPa，
Pkmax ≥674MPa, 安全系数 n ≥1.0046。
(2) 当2b,=260mm
①满足659MPa 膛压的材料条件是o.1≥1187MPa。此时，Pkmin≥659MPa，
Pkmax ≥670MPa，安全系数 n ≥1.0000。
②满足687MPa 膛压的材料条件是o.1≥1236MPa。此时，Pkmin≥687MPa，
Pkmax ≥698MPa，安全系数 n ≥1.0000。
3.5.3基本结果
(1）理论计算基本结果表明，若采用液压自紧及其后的稳定化热处理工艺处理活动身
管，且自紧过应变量为0.85时，即使身管外径尺寸为262mm，材料屈服强度o.1为1315MPa，
自紧活动身管的可能屈服极限Pkmin也只能是659MPa，其安全系数等于1.0，刚刚满足了最
低膛压659MPa的技术要求。
(2）理论计算表明，若采用液压自紧及其后的稳定化热处理工艺处理活动身管，且自紧
过应变量为0.90时，即使身管外径尺寸为Φ260mm，材料屈服强度α0.1为1246MPa，自紧
活动身管的可能屈服极限Pkmin也只能是621MPa，其安全系数等于1.0，满足了不了最低膛
压659MPa的技术要求。
(3）通过表1中数据比较发现，自紧活动身管实测强度极限均较理论计算结果为高，其
Pk/pk比值都在1.07~1.18范围之内。这说明在（20）式的理论推导过程中未引入炮钢材料
应变硬化因素影响而造成了一定误差，应根据实验结果选定合适的经验系数对（20）式进行
修正，而修正后的公式才能具有较高的工程精度。本文采用经验修正系数1.1，则自紧活动
身管可能强度极限式应为：
p =1.1[00.1 - En, (b2 - b?) /(b2 - a?) - 0 rp1 tr=a, (b2 - a?) / 2b2
(28)
(4）通过表1中数据比较可见，所有模拟管和外筒在组合件弹性强度实验后其外径尺寸
—125—

火炮
都无变化，这表明内管强度极限的测定是在严格的弹性变形范围内进行的，其结果具有足够
的精度。
4结论
(1）本文提出的自紧活动身管炮身强度经验计算式（28）与实验结果基本相符，具有较
高的精度，可用于活动身管炮身强度的实际工程设计。
(2）设安全系数为1时，采用高效液压自紧技术实现自紧活动身管药室部承受659MPa
或687MPa膛压的条件是：
2b, =250mm,
Co.1 =1138MPa 或 1187MPa;
2b, =255mm,
Oo.1 =1118MPa 或 1158MPa;
2b, =260mm,
Oo.1 =1099MPa 或 1138MPa。
(3）设安全系数为1时，采用液压自紧及其后稳定化热处理工艺实现自紧活动身管药室
部承受659MPa或687MPa的膛压的条件是：
2b, =250mm,
Oo.1 =1265MPa 或 1315MPa;
2b,=255mm,
Oo.1 =1236MPa 或 1285MPa;
2b, =260mm,
Oo.: =1216MPa 或 1265MPa。
(4）通过理论计算和实验验证，在材料强度、结构尺寸、自紧压力等条件相同的条件下，
就提高身管强度效果而言，高效液压自紧技术较自紧后稳定化热处理工艺有更大的优越性。
(5）静态模拟实验结果表明，当0.1=1187~1207MPa，2b,=255mm时，采用高效液压自
紧技术可使活动身管药室部承受734MPa膛压，其安全系数n659=1.1138、n687=1.0684；采
用液压自紧及其后稳定化热处理工艺可使活动身管药室部承受665MPa膛压，其安全系数
n659=1.0091、n687 =0.9680。
(6）经过科学论证以及精心的设计和制造，在确保一定安全系数的情况下，采用自紧活
动身管炮身结构实现我国125mm坦克炮前抽快速更换身管的技术方案是可行的。
-126-

125mm坦克炮前抽式身管动态强度发射模拟试验
韩育礼魏传礼袁人枢侯健王熙
（南京理工大学）
摘要本文对按比例1：2.708缩小的带前抽自紧内管的125mm坦克炮身管高膛压的药室段
在进行了静态强度测试后，进行了以火药气体为介质的动态发射强度试验。在发射试验中解
决了诸如压力曲线规律模拟、试验段高压高温气体动态密封、应变及压力测试、强度的判断
以及设备及人员的安全措施等关键技术问题。实验结果表明：此模拟身管可能承受的动态强
度极限内压达835MPa。对比原静态极限强度试验，动态强度比静态强度提高15%以上。
关键词高膛压火炮自紧身管前抽身管动态试验塑性变形动态强度应变测量
1引言
对于火炮身管的强度校核，传统上都仅通过材料的强度参量（如比例极限或屈服极
限）、身管截面的径比，计算出其相应的弹性极限内压，再与该截面发射时可能承受的内
压进行比较，确定其安全程度。计算是在静态条件下进行的。一些资料曾提到身管的动态
强度比静态条件下的强度高的论断，但这只是经验的总结，并无实际的验证资料。125mm
坦克炮试验性样炮身管曾采用带被筒的前抽自紧身管组合结构，内外简之间在发射前存在
间隙量。由于结构复杂，导出公式理论假设的不完善性，以及计算的安全系数偏低，身管
发射安全性需进一步验证。为此，对已经进行静态强度试验的缩小的模拟管（其静态强度
试验已由52研究所完成），进一步做发射时的动态强度试验，试图说明此种身管实际工作
强度。
对于动态强度的试验，必需解决以下一些技术难题：（1）高压的动态压力源；（2）高压
下身管试验段的密封问题；（3）高压的
动态压力测量；（4）身管实际强度的检
10.77
测；（5）试验中人员和设备安全技术措
Φ52.43
施等等。对其动态强度的检测，未检索
Φ46.15
到国内外参考资料，这为本项目的研究
增加了难度。为此，参考了内弹道和发
255.51
288.74
射药的密闭爆发器试验方法，发展了控
432.74
压爆破管技术，采用已有的超高压试验
技术及动态测试的最新成果，完成了本
图1前抽内管自紧毛坯简图
试验，为125mm坦克炮工程设计提供了
前抽身管的动态强度试验数据。
-127

火炮
2试件及测量点的布置
2.1试件
采用的前抽身管自紧模拟内管及被筒的组合体，首先通过52研究所进行自紧处理，加
工以及进行静态强度试验。根据该实验报告前抽身管处于高压段的药室部外径286mm，其
内、外筒的直径间隙在尾端0.1~0.24mm，在药室的前端是0.2~0.4mm。内管材料为
PCrNi3MoV炮钢，热处理后屈服强度要求大于等于1167MPa。缩小模拟身管采用同样的炮
钢。内管、被筒的尺寸按系数为130:48～2.71的比例缩小，其结构图参见图2和图7。身管
（内管）自紧毛坯的结构如图1。自紧压力为930~937MPa。自紧处理后稳定化热处理规范
是：升温2h达到360℃，保温2h，随炉降温时间大于4h。然后，对内管的内外径进行加工，
达到要求的尺寸。内、外筒组合装配后进行内压再屈服试验，以求得相应的模拟组合前抽身
管的静态极限强度。表1给出内管自紧毛坯的尺寸及自紧参量。表2给出组合筒的静态强度
试验的相关数据。其中的尺寸及变形代表截面I的数据。
表1内管自紧毛坯有关数据
自紧压力Pa
屈服半径p
自紧度 X
内径
外径
径比
屈服强度
编号
1%
/mm
/mm
/MPa
/mm
/MPa
931
67.8
2#
52.43
110.97
2.117
661
92.12
4#
52.41
2.112
1219
932
63.6
89.41
110.68
表2组合管静态试验数据
理论强度
试验压力
加压应变
残余应变E
内径
外径
径比
自紧度X
编号
1%
Pa /MPa
Ps/MPa
/mm
/mm
2#BA
101.30
1.720
78.34
691
729
58.91
4117
326
4#/2A
58.91
101.09
1.716
72.45
693
691
59
3870
表中理论强度计算式为
Pa =1.080o.[ln(p /a)+(b2-p") /2b°]
组合管的静态强度参考标准是以加内压后内管外表面出现的残余变形量值大小为依据，
这里以出现50με左右时对应的内压定为弹性内压；出现350με左右时对应的内压定为此
身管的极限强度内压。当然此标准仅仅是根据已有的经验积累总结的，通过调查目前国内外
并没有相应的标准。
在本次试验中选用了4#/2的组合筒，根据前面的说明，它的静态弹性强度可以定为
691MPa。对于2#/3的组合简我们并没有进行具体试验，但是它的已有试验数据，能为动态
强度试验结果对比提供依据。2#/3组合管曾进行过弹性强度试验，即在内压681MPa作用
下1号截面外表面的应变是3544με，残余应变是54με。因此681MPa可以代表此组合身
管的弹性强度内压（表中未列出）。表2列出的相应数据是其第二次加压的记录，即其极限
-128-

125mm坦克炮前抽式身管动态强度发射模拟试验
强度的试验结果。
组合筒的尾端配合直径间隙0.04~0.09mm，口部的间隙是0.08~0.15mm。被筒同内管在
后部采用断隔螺纹连接，螺纹为非标准，其外径105mm，螺距3.13mm。被筒的材料与内管
一致，其主段的外直径114.46mm，内直径为105.6mm。因其径比很小（1.084），它对于身
管的径向强度加强影响较弱，因此在试验中以及强度分析中不考虑它的作用。
2.2模拟身管的测点布局
进行动态强度试验
177.97.
的试件选择前述的4#/2#
144.74
36.92
组合筒。此模拟身管试件
的三个截面外表面选择
为应变测量点，其部位同
Φ114.46
105.6
此前已做的静态强度试
验是一致的，如图2所
示。此三个测试截面基本
52.5
位于一个不同内膛结构
174
247.5
的中点。每个截面内筒在
322
180°相对的位置上有测
图2125mm坦克炮前抽模拟身管应变测点布置图
量点，而在相应的外筒
上，上述测量点对应处开有直径为20mm的孔，以便引线及检查。外筒外表面的切向应变测
量与内管的测点处于同一截面，但在圆周方向上错位90°，外筒在第II截面上的两个测点，
编号为9、10。其余的两个截面各设一个应变测点。
3动态强度测试模拟发射装置
实验装置采用专门设计的模拟发射装置，使身管内火药气体压力曲线尽量接近于实际火
炮身管发射时的压力规律。在此装置设计中，同时考虑到也可进行模拟身管静态标定。此装
置包括发射后的卸压控制以及安全措施等。实验装置主要由以下六个部分组成：
(1）实验框架，它的作用为承受发射时试件两端的轴向作用力。
(2）堵头及密封组合件，它承受火药气体的轴向作用力，并传送给框架，可靠地密封模
拟管内膛。
(3）点火及发射系统，包括大堵头上的耐高压及具有绝缘性能的点火电极、点火电热丝、
点火药包、点火插头、引线以及电源线。发射药放置内膛中。为减小药室的容器，药室中置
入带环向间隙及径向孔的芯管。
(4）膛压、应变测量部分，小堵头中心开孔用于安装测压传感器和卸压管。距身管尾端
面分别为52.5、174、247.5mm的截面（I，II，II）上，在内管及被筒贴有切向的应变计。
—129—

火炮
应变计及压力传感器，用于测量在内膛压力作用下各筒壁表面的应变规律。
(5）控压、卸压装置，实验的模拟身管膛内的压力曲线应尽可能接近于实际火炮发射时
膛内压力曲线。为此，对应的压力上升时间、峰值以及随后的降压段的规律模拟，除了调整
火药的参量以及装药量以外，在堵头上安装有控压爆破管。它可以保证在精确的预设最大压
力下爆破，达到卸压的目的。使模拟发射管中的压力曲线降压段，更接近于实际身管的膛压
曲线规律。
(6）安全应急装置，为了防止发射时压力未能达到爆破管爆破压力而不能自动卸压，
在大堵头的中心孔一端，接有远距离控制的卸压阀门。发射后如果发现没有卸压，可以在
足够的时间冷却后，进行手动卸
12
13
13
压。
根据125mm坦克炮膛压曲
线的上升规律，将模拟装置的压
力曲线上升时间控制在
2.5~3.0ms。此压力曲线上升时间
及最大压力值是通过火药类型、
结构、弧厚及装药量，以及设计
图3125mm坦克炮前抽身管模拟发射实验装置结构简图
的爆破管的工作压力等参量来控
1拉杆；2—压力传感器；3一挡板；4一堵头；5一被筒；6一内管；
制的。而卸压规律的调整，由卸
7一芯管：8一发射药：9一点火头：10一点火线接头：
压通道以及爆破管的结构参量来
11一手动卸压阀操作杆。
控制，并通过试验选定。实验装
置的结构简图如3所示。
4试用仪器及静态标定
4.1动态测试及处理系统
主要用于发射时身管的动态应变、残余应变，膛内压力曲线的测量及数据处理和结果的
输出。主要的仪器及软件有：
八通道超动态应变仪，型号6M92，日本三荣公司；
八通道波形存储器，型号DBC-1，中科院成都仪器厂；
多点巡回数字检测仪，7V07型，日本三荣公司；
1000MPa超高压压力传感器，SPT-1000，本实验室研制；
电阻应变计，BE-120-3AA型，521厂；
计算机/打印机，IBMPC-XT/M1724型；
动态信号测试处理软件，编号LJY-SO11；
压力传感器在试验之前，通过1000MPa标准码式压力天平进行校准，校准至压力
800MPa，误差为土1MPa。
-130—

125mm坦克炮前抽式身管动态强度发射模拟试验
4.2模拟身管静态试验的设备和仪器
在试验系统发射之前要进行试验身管的静态压力系统的标定，采用的主要设备和仪器
有:
超高压增压系统，1400MPa，英国皇后大学（QUB）；
超高压压力传感器，1380MPa，英国皇后大学（QUB）；
压力数字输出、显示仪，8656型，英国FYLDE公司产品；
液压泵，BPE-18000型，最高压力70MPa，美国ENERPAC公司；
四柱卧式液压试验支架，2000kN，自行设计。
4.3内径测量仪器
采用两套内径千分表及相应的外径千分尺，其测径的范围分别是35~50mm及
50~75mm。内径的测量精度在0.01mm以内。
5试验方法
5.1系统应变压力静态标定
将模拟身管贴好应变计，套上被筒并在其两端配装静压密封塞头及相应的密封件，安装
于液压试验支架上，对应变计、动态应变仪及压力测量系统进行调试，对前抽内管施加静压，
通过分级的加载及卸载，以压力计显示的压力为标准对各应变计采用动态测量仪及多点数据
记录系统进行应变及压力的数据采集。以此作为随后动态试验前静态标定的依据。最大静标
定压力为405MPa。
5.2对爆破管的设计、加工及进行预处理
通过对爆破管的静、动态爆破试验表明，在动态的条件下，控制爆破压力的精度达到了
3%以内。这样可以比较精确地控制发射试验预定的试验压力。
5.3发射试验
点火药采用粉状硝化棉火药0.7g压制于电热丝上形成点火头。装药选用6/7硝化棉火药，
用电发火。为防止由于电发火对仪器测量信号的干扰，发火电源采用封闭型12V蓄电池。
发射试验时，对所测各点的表面应变以及压力进行同步测量及数据存贮。并且在发射前后进
行各测点的应变巡回检测，以确定其可能存在的残余应变。
5.4发射前、后的内径检测
在射前对大小端的内径主要截面进行测量。在每次发射后，对主药室段逐点进行垂直和
—131-

火炮
水平两个方向的内径测量，测量点沿轴向的间距选择为10mm，用以确定其内径沿长度的径
向扩大量。
试验结果
静态标定结果
6.1
静态标定结果列于表3。
表3静压标定的压力/身管表面各测点切向应变数据
P/MPa
59
170
310
177
550
314
299
105
1060
567
202
604
306
1603
606
844
399
2088
1182
1103
表中列出三个截面的测量切向应变单位为με。取最大标定压力下的单位微应变对应的
压力MPa比值，此三个截面对应的数据分别为：0.191,0.337及0.362。
6.2发射试验结果
这里选择试验中具有代表性的两次发射，定名为A发射和B发射。其中A发射试验在
发射中身管完全处于弹性变形状态。B发射试验主药室段在试验后其内管的内、外壁出现小
量的塑性（永久）变形。
对这两次试验进一步说明如下：
(1）以截面I的内管外表面应变作为监测压力，截面I作为压力对照参考。在A试验中，
截面I附近的所测压力为683MPa，在此A发射试验后对各截面的内、外径进行测量，结果
都未发现可测到的塑性变形。
(2）在B试验中，装药为120g，点火药0.7g，截面I内管的外表面出现220με的切向
残余变形，其他两个测试点均处于弹性状态。通过修正，此时I截面的最大膛压是835MPa。
A，B两次试验压力上升的时间分别为2.79ms及2.72ms。它们同实际火炮发射实
(3)
测压力上升时间接近。
由截面I被筒外表面动态应变曲线可知，此截面在发射后即内管工作0.92ms时间
(4)
后开始参加工作。
(5）在A，B两次试验中，I和III截面所测得压力相近，它验证了本试验系统的可靠性。
A，B两次试验记录曲线由图4和图5给出。
—132-

125mm坦克炮前抽式身管动态强度发射模拟试验
Em=3578μe
&m=4590μ8
Tb= 2.79ms
Tb=2.72ms
截面I
em=2126μ8
8m=2137μs
Tb =2.53ms
Tb =2.35ms
截面Ⅱ
&m=1802μs
Sm=2104μ8
Tb =1.91ms
Tab = 2.1ms
截面Ⅲ
Sm=797μ8
8m=839μe
Tb = 0.95ms
Tb =1.18ms
截面Ⅲ
图4A发射身管动态参量曲线
图5B发射身管动态参量曲线
177.97
内径扩大的规律
6.3
144.74
22.15
66.46
3.7
在A发射后进行内径测量，没有发现有尺寸的变
化（差别不大于0.01mm）。在最后的发射，即B发射
后，发现主药室尺寸有明显的变化。在每10mm的距离
间隔测量水平和垂直的两个方向的直径。测量的内直径
扩大量曲线如图6所示。相关的测量数据列于表4。
Φ48.08
$105.6
$101.23
$58.89
表4
射后试件药室膛内直径的永久
扩大量沿长度的变化
0.1
Ad/mm
0.05
距尾端面
50
70
80
40
60
100
120
140
20
20406080100120140160
/mm
L/mm
直径扩大
23
15
46
56
58
49
图6主药室段结构及在B发射后内
量/μm
直径扩大曲线
-133-

火炮
7试验分析结论
(1）本试验是以48：130=1：2.0783的比例模拟125mm坦克炮身管的动态强度。动态
发射试验采用火药装药，压力的上升时间及卸压规律调整，与实际的火炮膛压变化规律基本
一致。由于压力的标定采用内弹道的常规方式，发射试验的压力依据是合理的。因此模拟发
射试验的膛内压力规律，反映了真实前抽坦克炮身管的发射情况。
此前该组合已进行过静态强度试验。结论是在内压达到691MPa时，内管的外表面（主药室
段）出现的残余应变是59με。通过计算，此内管的内外表面切向应变比值为2.28，即相当
内壁的残余应变是136μ8。即可以691MPa作为该管的弹性强度。考虑到强度失效的判别
标准，应该是内膛有可测量的永久变形（内膛扩大），对身管的工作能有不利的影响为准则。
考虑到现有仪器的测量精度以及内膛的公差范围，我们规定此永久内膛变形量即扩大量为
0.1%(1000μe)时，对应的内压为身管的极限内压。根据这样的标准，本试验对象的药室底
部所承受的最大动态内压达到835MPa。根据表4计算，此时内膛的永久扩大量为
0.0492%(或492uε）。因为很难做到扩大量达到0.1%的试验内压。这里就将835MPa认为是
此试验组合管的动态极限强度内压。对比可以看出，此试验的动态强度为该身管的静态强度
或理论强度的1.21倍。此动态强度可以作为设计身管实际安全系数的基本参考。它更可以
作为此试件模拟的125mm坦克炮身管进行实弹试验的身管极限强度的依据。
(3）考虑到上面对比4#/2*组合身管的动态和静态强度时，残余变形量差别比较大。这
里再以原静态强度试验的另一组2#/3"模拟管的试验结果进行对比。该组合管的材料和尺寸
同本次动态试验的试件为同一批加工，相应参数相近。由于该组合管的静态试验中做了较大
塑性变形的超压实验，以其数据同本试验结果对比更能反映动态强度同静态强度的差别。试
验结果已列于表4。根据前面给出的内外表面应变的比值，此组合管在729MPa的静态内压
下内表面出现0.0766%(766ue)的永久变形。这里即定义它为2"/3*模拟管的静态极限强度内
压。同本次已做动态试验的4#/2试件相比，此213*模拟管的静态永久变形量更高出56%。
即使在这样条件下，对比动态和静态强度可知：在此条件相近的组合身管试件，动态强度要
比静态高出15%以上。这个结论曾在早期的火炮设计教课书中见到。
(4）因为本次试验是初次进行发射模拟试验，加之身管由两层组成，其最大膛压值处于
已研制的火炮中的最高者，试验中牵涉的面广，技术难题比较多，工作量大，很多问题考虑
不一定周全，因此试验的结果仅仅是初步的。但是，本次试验对今后的各种类型身管动态强
度研究提供一项有意义的参考资料。希望，此项成果能在今后新一代高膛压火炮研制中，进
一步得到应用和发展。
一134

自紧身管受端部效应影响时的变形规律
张玉诚‧才鸿年‧钱学梅
每郝姝
王换玉
（兵器工业第52研究所）
摘要本文从身管的实际形态出发，运用工程弹性力学和弹性结构力学的方法，成功地推导了自
紧身管受端部效应影响时的变形规律表达式：计算结果与实测值相符，可用为今后身管设计和自
紧生产的理论依据。
关键词自紧端部效应身管
引言
传统的理论模型和计算方法，均把身管作为理想圆柱筒进行处理，而实际身管却是变截
面的阶梯圆柱体，这就使得身管在自紧加载过程中，由于彼此相邻阶梯圆柱段的端部约束改
变了各自的变形程度和应力分布规律。基于这个事实，本文推导了自紧身管受端部效应影响
时的变形规律，并且用实验结果和计算结果进行了比较。
2理论公式的推导
身管在自紧压力作用下，除100%过应变量外，身管均处于弹塑性变形状态。即小于某
一临界半径为塑性变形区，大于此半径为弹性区。本文只研究在自紧压力作用下弹性区（p
≤r≤b）内圆柱壳的变形规律。
根据圆柱壳轴对称弯曲问题的基本方程
d* vo /d z + 4k*vo = P, /D。 -vN, / RDo
(1)
式中，Vo为管壁中任意点的径向位移，z为身管的轴向坐标，P为弹性区的内压，Do为抗弯
刚度（.D。=Eh3/12(1-v²），h为弹性区的壁厚），v为材料的泊松比，Nz为加载时圆筒所
受轴向力，R为弹性区中性面的半径，为系数（=3(1-²)/R²h²)。
（1）式为一四阶常系数非齐次微分方程，其解可写成如下形式：
Vo =ek(Acos kz + Bsin jz)+e-k (Ccos kz + Dsin kz)+ v
(2)
式中：A、B、C、D为常数，U为（1）式的特解。
由于身管采用开端液压自紧，故Nz=0，即（1）式变为：
d* v/dz* + 4k*v= P, / Do
(3)
-135 --

式中：py为自紧压力pa作用下弹性区的内压（即py=relr=p，r为管壁中任意点的半径，
0re为弹性区的径向应力，P为弹一塑性界面半径）。
这样（3）式中的特解为v=αrelr=p/4k*D。，故该式的一般解为：
V=ek(Acos kz + Bsin kz)+e-k (C cos kz + D sin kz)+O rejr=p
/4k*Do
(4)
假设把身管中受端部效应影响的阶梯圆
柱段表示为II段，而与它相邻的施加约束的
I段
阶梯圆柱段分别表示为I、II，如图1所示。
若截取II段弹性区圆柱壳的长度为l，其
图1截取身管某段外形图
受力情况可利用叠加法分为（a）、（b）两种
受力情形予以分析，如图2所示。
图中MA、QA分别为I段对II段
作用的弯矩和剪力；MB、QB分别为
圆柱可弹性区的受力分析
II段对II段作用的弯矩和剪力。承受
的内压力为αrelrp，选取的坐标系
如图所示。
(a)
已经知道，身管在液压自紧时横
截面上的剪应力是很小的，即为弱剪
应力作用。这样就可忽视剪力的影
(b)
响，故可设QA=QB=0。
图2圆柱壳弹性区的受力分析
下面利用叠加法计算，V=Va+Vb。
图2（a）受力情形及所要计算的va:
该图受力有MA、QA=0及内压re，选取的坐标系如图2（a）所示。设在z=0处（A端）
的挠度和转角分别为S、QA，根据下列边界条件：
Vb (0) = A
dva (0)/dz=0 A
(5)
- D d? va (0)/dz? = M A
- Do d3 va(0)/d z3 =0
将（5）式代入（4）式得常数A、B、C、D的四个方程：
A = A+C+Orelr=p /4k* D。
- Ma/D。 = 2k²(B-D)
(9)
A = k(A+B+D-C)
0 = 2k3(-A+B+D+C)
解（6）方程得：
-136-

自紧身管受端部效应影响时的变形规律
A=0A/2+0A/4k -rer=p /8k*D。
B=0A /4k - MA/4k²Do
(7)
C=8A/2-0A/4k -8rer=p /8k*Do
D=0a/4k + Ma/4k²Do
将（7）式代入（4）式，并注意到，chkz=（ek+e*k）12，shkz=（ek-e*）12，则有：
V2 =8AP1(kz)+0AP2(kz) / k-M AP3(kz) / k²Do
(8)
-relr=p1(kz)/4k*Do +relr=p /4k*D
式中：
Pi (kz) = ch kz cos kz
P2(kz) = (sh kz cos kz+ch cos kz) / 2
P3 (kz) = (sh kz sin kz) / 2
（8）式中的8A、QA可以用MA来表示，即代入B端的弯矩和剪力条件：
- Do d3 va(l)/dz3 =0)
(9)
- Do d? va(l)/dz? =0)
由（8）式及（9）式可解得：
[8 A = (0 rer=pPi(k)/4k* Do + M AP (k)/k2 Do
- M A2(k)[3(kl)r(kl) -3(kl) - (kl)] / k2Do[2(kl)r(kl) -2(kl)i(kl)/ i(kl)
A = M A[3(kl)i(kl) - 3(kl)i(kl)]/ kDo[2(kl)i(kl) -2(kl)i(kl)
SA、QA表达式中：
[pi(kl) = -2k? sh kl sin kl;
:(1 s0 1 s + 1 s ), 4= (1)
P2(kl) = k2(sh kl cos kl - ch kl sin kl);
P2(kl) = -2k3 sh kl sin kl;
P3(kl) = k? ch kl cos kl;
['(kl) = k3(sh kl cos kl - ch kl sin kl)
图2（b）受力情形及所要计算的Vb：
该图受力有MB、QB=0，选取的坐标系如图2（b）所示。注意到z'=l-Z，对应于该
种受力情形的弹性曲线一般方程为：
Vb =ek(A'cos kz'+ B'sin kz)+e-k'(c'cos k'+ D'sin kz)
(10)
类似于（a）种情况进行运算得：
—137-

火炮
Vb =8Bi(kz)+0gP2(kz) / k - M B3(kz)/k?Do
(11)
式中:
P, (kz ) = ch kz'cos kz'
P2(kz ) = (sh kz'cos kz' + ch kz' sin kz')/ 2
P3(kz ) =(sh kz' sin kz ) / 2
8B = M B(03(kl) -2 (kl)[9g(kl) (kl) -3(kl);(k1)/
[92 (kl)(kl) - 2 (kl)i1)/ k2 Doi (kl)
g = M [s(kl)r(kl) -(kl)(kl)]/kD[2(kl)r(kl) -2(kl)(kl)] 。
综合（a）、（b）两种受力情形，利用叠加法就可得出身管在承受内压作用时的轴对称弯
曲的弹性曲线方程，即=V+Vb。
把（8）式和（11）式叠加得：
V=SAP1(kz)+8AP2 (kz) / k-M AP3(kz)/ k?Do
-0 relr=pP (kz)/4k*Do +0 relr=p / 4k*Do +8BP (kz)
(12)
+0BP2 (kz)/k - M B3(kz)/k? Do
式中: z'=l-z。
（12）式中的弯矩M（MA和MB）由圆筒横截面上的正应力及圆筒壁中的轴向应力方程
求得：
M = h²[-2vpa /(w2 - 1)+ βo,vp2 /b}]/6
(13)
式中，W=bla，β=2(1-[pa/（w²-1）了")"2/，pa为自紧压力，为材料的屈服极限,
β为弹塑性界面半径，h=b-P，b为身管外半径。
至此（12）式中的各个未知数均可求出。由于端部效应存在，使之应有的理论变形难以
达到。因此，定义一个约束修正系数Φ来表示身管段受端部效应影响的程度是十分必要的。
从图1中，定义Φ，为ⅡI段变形时受到I段影响的约束修正系数，Φ2为ⅡI段变形时受到Ⅲ段
影响的约束修正系数，Φ1、中2可以表示为；
, =(wp /wbp) (W /Wba) )
(14)
2 =(wp /w) (W /w)]
式中: Wbo=b/ p, Wba=bla。
综合考虑（12）式及（14）式，身管受端部效应影响时的理论变形规律表达形式应为：
-138-

自紧身管受端部效应影响时的变形规律
v=[8AP,(kz)+0AP2(kz)/ k - M AP3(kz)/ k?D。 -0 relr=pP;(kz)/ 4k*Do
+0 relr=p / 4k*Do l01 +[8bP1(kz)+0BP2(kz) / k - M P3(kz) / k2Dol02
(15)
3理论和实验数值结果的比较
结合85～IIAP125mm火炮身管自紧生产，利用（15）式计算了五支身管距离尾端面
530mm处截面的附近变形情况。为了和实验数据相比较，把截取长度1定为300mm，沿轴
向取五点分别使z为50、100、150、200、250mm，计算v50、V100、V150、V200、V250来对应
该身管自紧时距尾端面430、480、530、580、630mm处截面的变形情况。
五支身管的有关参数如表1所示。
表1五支身管的有关参数
管号
0 0./MPa
自紧压力/MPa
泊松比
弹性模量/MPa
#66
91007
1213
205800
0.3
1221
205800
91023
980
0.3
1000
91025
205800
0.3
1213~1215
0.3
1000
205800
91029
1209~1219
980
91051
205800
0.3
1221~1235
把利用(15)式计算的数值结果和实测数据分别绘于图3～7图中；
5000
5000
4000
4000
3/913
Etb/μe
3000
3000
二.计算值
一计算值
2000
·实测值
2000
·实测值
1000
1000
430480530580630
480530
430
630
580
z/mm
z/mm
图491023管计算值与实测值
图391007管计算值与实测值
—139-

5000
5000
4000
4000
3000
3000
计算值
计算值
实测值
2000
2000
·实测值
1000
1000
430480530580630
430480530580630
z/mm
z/mm
图591025管计算值与实测值
图691029管计算值与实测值
由上述图中曲线可见：
（1）在距尾端面430～630mm范围内，各身管外表面切向应变值沿轴向近似呈抛物线
规律分布，右端最小值位于630mm截面处，左端最小值位于430mm截面处，且左端最小
值要大于右端最小值。
5000
（2）五支身管的理论计算值除630mm截
4000
面处略偏大外，其余430、480、530、580mm
/ue
截面处的切向应变值与实测值基本相符。
3000
计算值
（3）五支身管的理论计算值与实测值的最
2000
·实测值
大偏差仅为7.73%，这表明利用（15）式来计
1000
算身管受端部效应影响时的理论变形规律，其
430480530580630
精度可满足工程设计需要。
z/mm
上述结果证实了85～IIAP125mm火炮自
图791051管计算值与实测值
紧身管在自紧变形时存在“端部效应”现象。
使其某些测试截面的自紧工艺参数坐标点不能
进入原设计的控制范围内，从而严重地影响了自紧生产中的质量判定。经过本文推导所得到
的自紧身管受端部效应影响时的变形规律表达式已很好地解决了变形受端部效应影响的问
题。
4 结论
本文推导的自紧身管受端部效应影响时的变形规律表达式，其理论值与实测基本相符，
可为今后的自紧工艺设计提供可靠的理论依据，并对身管自紧生产具有较大的实用价值。
-140-

身管自紧主测试截面的选取原则
郝姝
王换玉
张玉诚‧才鸿年·钱学梅
（兵器工业第52研究所）
摘要本文从身管的实际形态出发，分析讨论了自紧身管受端部效应影响时的阶梯圆柱段主测试
截面的选取原则。其结果与圣维南原理定量判断相当。
关键词自紧身管端部效应主测试截面
选取原则
引言
1
“端部效应”现象在火炮身管自紧工艺中是客观存在的。为了消除或减轻该现象的影响
程度，本文试图从理论上推证考虑身管自紧中受端部效应影响时，在阶梯圆柱段上选取主测
试截面的条件，用以指导今后的自紧生产。
2＇分析方法
由于身管具有实际的阶梯形状，在自紧过程中其实际变形规律已远不是一般理想的弹塑
性解表达的那样，以致在端部约束效应的影
响下使得某些测试截面的自紧工艺参数坐标Mo
点不能进入原设计的控制曲线范围内。
为分析讨论身管某段阶梯圆柱上主测试
截面的选取原则，选取身管某段半无限长柱
图1半无限长圆柱壳受力分析
壳作为研究对象，如图1所示。
该图受端部弯矩Mo、剪力Qo的作用，根据圆柱壳弹性变形曲线的一般控制方程为：
U=ekz (Acoskz+Bsinkz) +ekz (Ccoskz+Dsinkz)
(1)
式中,v为挠度,z为柱壳的轴向坐标,A、B、C、D 为常数,k为系数（k=/3(1-μ²)/R²h²,
μ为材料的泊松比，R为柱壳的中性面半径，h为柱壳弹性区厚度）。
从上式可看出，当z很大时，（1)式中的第一项变为无限大。这是不可能的，因而A=B=0。
这样（1）式可简化为：
U=e'kz (Ccoskz+Dsinkz)
(2)
根据下列边界条件：
- Do d? v(0)/d z? = Dok? 2D = Mo
- D。 d3 v(0)/d z3 = C + D = Qo
(3)
-141

火炮
式中：Do为抗弯刚度（D。=Eh3/12(1-μ²），E为材料的弹性模量）。已经知道，身管在液
压自紧时横截面上的剪应力是很小的，即所谓的弱剪应力作用，故可设Qo=0。
由（3）式可得常数C和D：
C = -Mo/2k² Do
D = -Mo /2k² Do
把C、D代入（2）式得：
V = - M o e-k (cos kz - sin kz)/ 2k 2 Do
(4)
令f（kz）=e'kz（coskz-sinkz)，则
V= - Mof(kz)/2k² Do
(5)
由（5）式可清楚地看出，Mo对v的影响是通过函数f（kz）反映出来的。为明显起见，
现将函数f（kz）=ekz（coskz-sinkz）随z变化的一系列数据列于表1，用以判断当kz为多大
时，Mo对v的影响可以忽略不计。
表1函数f（kz）值
f (kz)
kz
f (kz)
kz
-0.1020
0.0
2.6
1.0000
0.6398
0.0777
0.2
2.8
0.4
3.0
0.0563
0.3564
0.1430
3.2
0.0383
0.6
3.4
0.8
0.0093
-0.0238
-0.1109
3.6
0.0124
1.0
3.8
1.2
0.1716
-0.0040
0.0019
-0.2011
4.0
1.4
1.6
-0.2077
4.2
0.0057
1.8
0.1985
4.4
0.0079
0.0080
2.0
0.1793
4.6
2.2
0.0089
0.1547
4.8
2.4
0.1282
5.0
0.0084
观察表1数据可知，当kz=3.0时，函数值f（kz）只有它最大值的5.6%，当kz=5.0时，
其值不到其最大值的1%。这就说明函数（kz）随时z“衰减”得十分迅速，因而端部弯矩
Mo只对柱壳的有限长度范围具有明显影响。
这一规律的发现，对于分析身管受端部效应影响时，确立阶梯圆柱段主测试截面的选取
原则是非常重要的。按上述规律，在阶梯圆柱段上选取测试截面时，应距左右邻近阶梯圆柱
段的轴向距离最低不得小于5/k，即z≥5/k。
3数值结果的比较
为便于比较分析，将五支身管的主测试截面距左右邻近阶梯圆柱段轴向距离的计算值及
原设计值列于表2。
—142—

身管自紧主测试截面的选取原则
表2主测试截面位置的计算值与原设计值
轴向距离计算值
z与外径D之比
轴向距离原设计
z与外径D之比
系数 k/mm1
管号
6=/D
值zo/mm
z/mm
6mzD
0.021
91007
≥240.4
≥0.751
117.5
0.367
≥0.829
91023
6100
≥265.5
117.5
0.367
91025
0.021
≥232.7
≥0.727
117.5
0.367
91029
0.021
≥232.7
≥0.727
117.5
0.367
≥0.845
91051
0.018
≥270.5
117.5
0.367
从表2数据可知，五支身管的主测试截面距左右邻近阶梯圆柱段轴向距离的计算值z及
其与外径之比值均大于原设计值zo及o，即z>Zo，>0。
这说明五支身管在身紧过程中由于所处阶梯圆柱段过短，并受左右邻近阶梯圆柱段的约
束而不能充分变形。因而在自紧过程中出现端部效应现象是不可避免的，导致其自紧工艺参
数坐标点不能进入控制范围内，这是未经修正的截面不能作为主测试截面的根本原因所在。
按照圣维南原理估计，选取主测试截面时，应放在该截面距左右邻近阶梯圆柱段的轴向
距离大致为该截面所在圆柱段的外径。本文所计算的五支身管的最小轴向距离z与外径D
之比为0.727～0.845，与圣维南原理定量判断结果相当。
因此，在身管中阶梯圆柱段上选取某截面做主测试截面时，其原则必须使得该主测截面
距左右邻近阶梯圆柱段的最小轴向距离z≥5/k。这样，才能避免端部约束的影响，或使影响
减轻到最低限度，保证自紧生产和质量控制的顺利实施。
4结论
本文利用弹性结构力学的方法，分析讨论了自紧身管中主测试截面选取的原则，即该截
面距左右邻近阶梯圆柱段的轴向距离不得小于5/k，亦即z≥5/k。通过理论计算表明，该原
则与圣维南原理定量判断结果相当。
-143-

125mm坦克炮用高强度高韧性炮钢的研制
马毓馨
雷丙旺
闻孝瑜
吴春生
胡永平
（国营第447厂）
摘要本文概述了125mm坦克炮用高强韧炮钢的研制过程及研制成果，关键工序工艺攻关情况
及今后努力方向。
关键高强韧炮钢成分工艺
１引言
为满足火力系统125mm坦克炮（WA327）的战技指标，对火炮身管用钢提出了严格的
要求，其性能指标超出了我国现行军用标准要求，达到或超过了西德豹II坦克炮和瑞士紧凑
120mm坦克炮的指标要求。
根据产品设计的要求，身管毛坯研制经历三轮样炮（WA321、WA321D、WA327），三
个阶段的研制，共生产出57支合格的身管毛坯。产品先后经过了工厂鉴定试验考核及31
基地火力系统设计定型试验考核。达到了战技指标要求的高强韧炮钢材料的研制成功，是研
制、设计、生产高膛压火炮的关键。
2高强韧炮钢的性能指标
(1)力学性能
横向性能：屈服强度00.1=1173～1310MPa，
断面收缩率W≥40%，
低温冲击韧性一40℃A≥25J。
力学性能指标中的屈服强度、断面收缩率和低温冲击韧性均超出了我国现行军用标准的
上限，在同等强度水平，其低温冲击值比国外同类产品高出5J，如表1所示。
表1国内外同类产品身管力学性能对比
坦克炮身管力学性能指标
坦克型号
国名
-40CA/
0 0.1/MPa
中国
WA327
W40
≥25
1173~1310
中国
1140~1241
≥25
88B
≥20.3
德国
豹ⅡI
≥40
0 0.2≥1250
≥20
法国
勒克莱尔
≥40
≥20
0 0.2≥1250
美国
M1A1
≥25
1140~1241
≥20.3
俄罗斯
T80
-40℃A≥37
0 0.2≥1177
≥40
-144-

125mm坦克炮用高强度高韧性炮钢的研制
(2）全长性能均匀性要求
沿身管全长性能差值≤60MPa；
相邻试片性能差值≤40MPa;
同一试片性能差值≤30MPa；
全长硬度差值HB≤30（全长测试10点布氏硬度，每550mm测一点）。
(3）钢的纯净度要求
钢中的S，P含量≤0.010%（力争≤0.005%）。
②钢中的有害微量元素，Pb、AS、Sn、Sb、Bi的总和应小于150μg/g。
③钢中非金属夹杂物
塑性夹杂物≤1.5级，脆性夹杂物≤1.5级，两者之和≤2.5级。
④钢中气体含量
[0]≤30 μg/g,[H]≤2 μg/g,[N]≤60 μg/g。
③残Al含量0.008%~0.014。
(4）晶粒度≥6级。
(5)断裂韧性Kic≥108MPa·m1/2。
关键技术攻关
3.1炮钢材料成分选用PCrNi3MoV-Z
在现有生产冶炼设备条件下，平炉冶炼无法稳定地保证钢的成分能控制在指标范围内。
PCrNi3MoVA钢某些元素成分范围过宽，无法确保产品要求的力学性能，为此需要重新调整
钢的化学成分。主要严格控制C含量在标准的上限，提高Mo含量，适当降低Cr、Ni含量。
为此工厂编制了Q/PD616-1998标准，钢号为PCrNi3MoV-Z，PCrNi3MoV-Z钢的化学成分
如表2所示。与它强度水平相同的国外炮钢有：俄罗斯的OXH3MΦAY；法国的40NCDV15；
德国的45CrNiMoV144。据国外资料介绍几种典型炮钢力学性能曲线如图1所示，图中
40NCDV15钢具有高强度高韧性水平。
PCrNi3MoVA与PCrNi3MoV-Z两种钢连续冷却转变曲线如图2、3所示，由图2、3可
以看出钢号PCrNi3MoV-Z孕育期较长，钢的淬透性好，钢的综合力学性能就可以提高。
表2PCrNi3MoV-Z与PCrNi3MoV钢化学成分对照
化学成分/%
钢号及标准
Mn
Cr
Ni
Mo
Cu
PCrNi3MoV-Z
0.37~
0.30~
0.10~
1.00~
2.90~
0.40~
0.10~
S00'0
≤0.20
0.42
0.60
0.35
Q/PD616-1998
3.30
0.50
1.30
0.25
PCrNi3MoV
0.32~
0.20~
0.10~
1.20~
3.00~
0.35~
0.10~
S100>
≤0.20
Q/PD291-1987
0.35
0.42
0.80
1.50
3.50
0.45
0.25
145—

30 NCDV 14 (CLARM HBR)
100
Ni 3.5 Cr1.5 Mo 0.4 V0.20
90
-40CAk/J
80
35 NCD 16
C0.38 Ni 3.8 Cr1.8 Mo 0.5
70
30NCDV 12(CLARM F4)
40NCDV15
60
Ni2,85 Cr1,1 Mo 0.4 0.17
27NCDV14
CLARMHB7
50
Ni 3.5 Cr 1.8 Mo 0.47 V0.12
40
4340
30
C 0.48 Ni 1.85 Cr 0.9 Mo 0.3
800
9001000110012001300140015001600
拉伸强度/MPa
图1六种炮钢力学性能曲线
原始状态：退火奥氏休化：860C10min
晶粒度：5级
原始状态：退火
奥氏休化：869℃晶粒度：6
900
900
800
800
700
700
600
600
度℃
500
500
400
400
MS=307.4℃C
300
300
200
200
Mr=120.1%
100
100
RRG
102
2103
10
104
105
0.5 1
103
104
105
10
102
0.5 1
时间/s
时间/s
图3
图2PCrNi3MoVA钢连续冷却转变曲线
PCrNi3MoV-Z连续冷却转变曲线
钢的纯净度控制
3.2
(1）首先严格按标准选取冶炼用原材料。采用低硫磷的本溪生铁和本厂返回的炮钢废
钢，铁合金采用金属铬和金属锰，严格选用耐火材料，将有害元素S、P控制在低限，微量
元素控制在≤100 μg/g。
(2）严格平炉冶炼各期的操作，特别是严格控制脱氧前熔渣碱度，多次扒渣，氧化后期
炉内钢中磷含量≤0.005%，由于后续回磷，最终产品磷含量在0.006%～0.008%范围内。
(3）真空除气严格按工艺操作，真空度确保在66.66Pa以下，净化时间≥9min，采用合
成渣，保证渣层的厚度，保证有害气体氧和氩的去除；同时进行钢包底吹氩以确保夹杂物的
上浮，有效地去除夹杂物。
-146-

125mm坦克炮用高强度高韧性炮钢的研制
(4）电渣重熔精炼
电渣重熔在公称容量5.0t电渣炉上进行，渣系采用CaF2：Al203=70：30。为了保证钢质
的纯净，规定自耗电极坏必须进行表面清理，余头去除应≥100mm；重熔过程中严格执行各
期电力制度及工艺要求。
为增大锻比，结晶器由6.5t改为8.3t，电碴锭直径由Φ650mm增为Φ730mm，同时渣
量增到0.25t，以保证有效去除有害元素S和夹杂物；严格控制电渣重熔过程的加A1量。
A1通常作为终脱氧剂和晶粒细化剂加入钢中，进入钢中的A1除一部分固溶外，其余与
钢中的氮氧结合生成氧化铝、氮化铝、或复合的铝酸盐。当这些物质来不及从钢液中排除时
就成为钢中的夹杂物。据工厂与52研究所共同研制结果可满足125mm坦克炮用高强韧炮钢
其低温冲击功和高温持久性能下降，冷脆转变特性变坏，冲击断口形貌转变温度升高，在此
容限范围内将使炮钢获得细晶粒。
3.3锻造工艺控制
锻造在3000t压机上进行，严格控制始锻温度和终锻温度，增大锻造比。由于采用大结晶
器，总锻比由原来的2.345.93增大为3.168.0。改变传统身管毛坯圆一圆锻造变形方式
为方一圆锻造，使金属变形充分。经过上述控制方法，使身管管坏组织变形均匀，金属细密，
晶粒均匀、细小，为后续工序达到理想的效果创造条件。
3.4热处理工艺的突破
热处理是使身管毛坯获得良好的综合力学性能的关键工序，为此对热处理工艺即正火、
淬火、回火各工艺应严格控制。
萍火加热在并式电炉中进行，必须确保加热温度准确、均匀，保证管坏在炉内加热保温
中完成奥氏体的组织转变，才能获得均匀细晶粒的奥氏体组织。
(1）淬火加热温度的选择
根据热处理加热相变理论，淬火加热温度的选择应当使钢的奥氏体化过程充分进行，并
能得到晶粒均匀、细小的奥氏体组织。这对于提高淬火效果，获得良好的综合性能非常重要。
为此，首先在中心实验室进行了基础试验研究，测得不同萍火温度下的机械性能与金相组织。
然后，选择合理的淬火温度，保证铬、镍、钼、钒等合金元素充分溶入奥氏体，获得良好的
综合性能。
(2）淬火冷却
由于身管毛坯截面尺寸较大，属于变截面长杆形件，多年来工厂一直采用空一水一油直
入式双液萍火冷却方式，并同时根据截面变化，按台阶变化冷却时间，基本上符合理想的萍
火冷却曲线，可以防止萍火产生裂纹。然而这种传统方式获得的金相组织为一定量的马氏体
与下贝氏体或少量上贝氏体产物，力学性能满足不了125mm坦克炮的技术要求。经过试验
研究，在淬火冷却工艺上大胆突破，采用直入式单液水冷萍火，冷却系数比原来增大4.4倍，
增加了管坏全长的冷却效果，消除了原来按台阶串动冷却造成的不均匀性，增加了萍火冷却
效果，使管坏萍火冷却获得了≥80%马氏体组织。最终获得良好的综合力学性能，使材料的
屈强比达到0.9，提高了材料使用的安全裕度。同时保证了管坏全长性能截剖试验达到技术
-147

条件要求，热处理一次合格率由原来的70%提高到90%，返工率减少，缩短了生产周期，
为稳定批生产创造了条件。
(3）对冷却水温、回火温度的选择
选择较低的水温淬火，增加淬火的冷却能力。选择合理的回火温度获得需要的综合力学
性能。
采用现行工艺热处理的关键是材料必须是纯净的、细小的组织结构，否则将由于应力作
用（组织应力、热应力）产生裂纹，变形或性能不均匀。
4研制结果
通过上述攻关，产品工艺稳定。以第三阶段WA327，15支身管毛坯的试验结果为例对
产品的性能作一介绍。
4.1化学成分
炮钢材料化学成分见表3。表中给出了各元素的含量范围及平均含量。
表3化学成分表
Si/%
部位
Mn/%
S/%
C/%
P/%
0.39~0.48
0.19~0.28
0.001~0.003
0.006~0.011
0.37~0.42
尾部
(0.43)
(0.21)
(0.002)
(0.007)
(0.39)
0.006~0.012
0.37~0.42
0.001~0.006
0.38~0.44
0.18~0.24
口部
(0.39)
(0.41)
(0.20)
(0.002)
(0.007)
V/%
部位
Cr/%
Mo/%
%//N
Cu/%
1.12~1.26
2.89~3.07
0.41~0.50
0.17~0.22
0.04
尾部
(0.04)
(1.18)
(3.00)
(0.48)
(0.18)
0.03~0.04
1.09~1.23
2.92~3.04
0.45~0.49
0.15~0.17
口部
(0.17)
(2.98)
(0.47)
(0.04)
(1.15)
注：括号（）内为含量的平均值。
力学性能
4.2
15支身管毛坯力学性能测试结果见表4，表中给出各力学性能的范围及平均值。
表415支身管毛坯力学性能
部位
W%
40℃AJ
0 /MPa
00.1/MPa
1220~1270
1340~1380
48~57
31~44
尾部
(1354)
(52)
(36.5)
(1243)
29~46
1230~1280
1370~1420
44~57
口部
(51)
(33.4)
(1256)
(1390)
注：括号（）内为平均值
低倍组织和断口
4.3
管坏的低倍组织细密，中心疏松1.0级，一般空隙1.0级，断口为纤维状，符合技术条
件要求。
—148-

125mm坦克炮用高强度高韧性炮钢的研制
4.4身管截剖试验结果
4.4.1力学性能
15支身管毛坯中选取98-355、98-424两支身管毛坯进行截，力学性能见表5所示，
沿全长度性能分布曲线如图4所示。
表5两支管坏截剖力学性情况
力学性能
W1%
-40℃A/
0 0.1/MPa
试样号
试样号
98-355
98-355
98-424
98-355
98-424
98-424
36
42
1250
52
50
1260
37
1250
53
48
34
1250
53
30
29
50
1250
1270
31
1240
1270
52
30
37
2-1
35
2-2
1220
1270
50
52
50
35
40
49
1230
1270
3-2
38
36
1220
1270
52
48
3-1
52
35
36
1240
1270
50
-3
52
8-1
37
36
50
8-2
1230
1260
50
45
34
49
-3
1240
1260
9-2
35
35
1250
50
47
9-1
1220
40
38
53
50
1240
1260
36
33
45
50
11-1
11-2
1240
1260
33
52
35
49
1260
1250
12-1
30
34
45
48
12-2
1250
1260
33
33
45
48
1250
1240
14-2
1260
50
52
36
40
14-1
1230
37
50
40
50
1260
1230
15-1
54
37
36
50
1220
15-2
1270
33
37
54
-3
54
1250
1270
16-2
50
32
31
50
1270
16-1
1230
52
28
32
49
1240
1270
-3
49
54
17-1
28
32
17-2
1270
1240
31
52
50
30
1250
-3
1260
-40°CAz/J
5044332
41%
°./MPa
1170
3/4
口部
尾部
1/2
1/4
截剖管坏(98-355)沿长度性能分布曲线；
截剖管坏(98-424)沿长度性能分布轴线。
图4截剖管坏沿长度性能分布曲线
—149-

火炮
从上述结果表明力学性能指标符合技术要求，全长度上强度差30MPa，相邻试片强度
差30MPa，同一试片强度差30MPa，均低于技术指标要求。
低倍组织，断口
4.4.2
表6管坏的低倍组织及断口
低倍
断口
试片号
纤维状
截前
中心疏松C-1级
一般空隙R-1级
纤维状
纤维状
中心疏松C-1级
纤维状
中心疏松C-1级
截后
纤维状
一般空隙R-1级
10
纤维状
一般空隙R-1级
13
纤维状
18
一般疏松R-1级
非金属夹杂物、晶粒度及金相组织
4.4.3
表7.非金属夹杂物、晶粒度、金相组织
晶粒度
硫化物
氧化物
金相组织
试样号
1#及2#
2#
1#
2#
1#
2#
1#
均匀回火索氏体
1.0
1.0
1.0
6.0（5.0占50%）
7.0（5.0占40%）
0.5
0.5
0.5
1.0
1.0
7.0（5.0占40%）
均匀回火索氏体
7.0（5.0占40%）
7.0（5.0占30%）
均匀回火索氏体
0.5
0.5
1.0
1.0
7.0（5.0占30%）
均匀回火索氏体
7.0（5.0占20%）
0.5
1.0
7.0（5.0占20%）
1.0
1.0
均匀回火索氏体
11
1.0
7.0
1.0
1.0
1.0
7.0（5.0占20%）
7.0
7.0
均匀回火索氏体
12
1.0
0.5
1.0
1.0
7.0
均匀回火索氏体
14
1.0
0.5
1.0
1.0
7.0
15
1.0
0.5
1.0
7.0
7.0
均匀回火索氏体
1.0
16
1.0
7.0
7.0
均匀回火索氏体
1.0
0.5
1.0
均匀回火索氏体
17
1.0
1.0
1.0
1.0
7.0
7.0
注：1#代表98-355
2#代表98-424
回火脆性
4.4.4
回火脆性试验结果
-40℃AJ
+20℃AJ
试样号
试样号
试样号
加热温度
98-355
98-424
98-355
98-424
45
44
36
35
4-2
4-2
4-1
500℃
47
34
38
46
-3
5-2
5-2
48
44
5-1
38
33
450℃
46
34
38
48
-3
6-2
6-1
39
34
6-2
46
46
400℃
36
36
48
48
硬度
4.4.5
布氏硬度压痕直径：
98-355为3.0~3.08mm
最大差值0.08mm
最大差值0.02mm
98-424为3.0~3.02mm
换算为布氏硬度值后最大差值HB=16，小于规定值30。
—150

125mm坦克炮用高强度高韧性炮钢的研制
4.4.6
微量元素及气体含量
表9微量元素及气体含量
气体/μg：gl
残铝
有害微量元素/ug·g
试样号
Iggl
总量
Pb
Sn
As
Sb
Bi
[H]
[0]
[N]
90.7
0.47
12
49
40
30
20
0.4
100
0.3
98-355
17
30
10
0.4
45
0.2
50
90.6
0.51
200
0.53
44
40
30
0.4
17
200
0.2
201
90.6
98-424
40
30
20
0.4
90.6
0.51
50
100
0.2
15
爆破韧性
4.4.7
AB=4.0g
98-355
AB=4.25g
98-424
断裂韧性
4.4.8
98=355
Kiro.2=123MPa : m1/2
Kro.2=133.8MPa : m12
98-424
截剖结果表明：沿身管全长度机械性能的各项指标均符合技术要求，硬度均匀；金相组
织为均匀的回火索氏体，表明管坏全长淬火效果良好；低倍组织均匀致密，晶粒度均匀细小；
非金属夹杂物检查，有害元素、气体含量分析表明钢质纯净度较高；回火脆性、爆破韧性、
断裂性试验表明钢的回火脆性倾向较低，爆破韧性较高，抗裂纹敏感性较好。
靶试结果
4.5
ZPT98式125mm坦克炮19951998正样炮身管射弹情况如表10所示。
表10正样炮身管射弹情况
身管号
备注
射弹数
生产日期
最低屈服界/MPa
自紧压力/MPa
954
125
O0S6
1190
95
701
工厂鉴定
1S6
95
1180
95002
试验用
950
95
81
95003
1220
962
1220
95
42
95006
95
652
960
95010
1250
95
970
338
95013
1240
349
950
95
95014
1230
设计定型试
95
352
950
95017
1240
验用
960
1180
95
24
95015
960
95
1220
10
95011
485
950
95
95016
1220
11
950
322
1225
95
12
95012
实弹考核证明身管材料完全能满足125mm坦克炮战技指标要求，身管的寿命满足射击
500发的要求。
-151

火炮
5结论
(1）工厂通过十年的努力，研制成功了符合125mm坦克炮要求的身管毛坯，完成了研
制任务。
(2）经过化学成分优化的PCrNi3MoV-Z钢，力学性能不仅能满足产品的指标要求，且
有一定的储备量，达到了国际同类产品的性能指标。生产的身管毛坯尾部和口部力学性能中
屈强比均达到0.9，屈服强度与破断强度差值为110～140MPa，表明材料有一定的安全裕度，
抵卸偶发事故的能力强。
(3）优控钢的化学成分，提高钢的纯净度，锻造获得均匀致密的金属组织，热处理全水
冷淬火以及生产全过程的质量控制是使炮钢达到高强度高韧性的关键。
(4）工厂采用现有设备，现行工艺可以稳定批生产ZPT98式125mm坦克炮身管毛坯。
(5）今后应在钢液脱磷、降低成本、缩短工艺流程等方面进行改进，使炮钢生产达到国
际一流水平。
-152—

125mm坦克炮身管毛坯热处理工艺研究
马毓馨‧张奇志
雷丙旺
(国营第447厂）
摘要本文对125mm坦克炮身管专用高强韧炮钢热处理火速度、淬火温度和回火温度等进行
了试验研究，开发了中碳CrNiMoV钢厚壁管坏全水冷淬火工艺，取得了良好的实际效果。
关键词高强韧炮钢热处理工艺
1引言
125mm坦克炮身管毛坯力学性能要求高、壁厚差大、形状复杂（见图1），与工厂原有
高强韧炮钢最高水平相比，强度指标提高69MPa，低温冲击韧性提高5J，壁厚增加39.5mm。
因此在进行钢的成分优化，提高钢质纯净度的同时，能否采用恰当热处理工艺，充分挖掘出
材料潜力，成为该身管毛坯研制的关键。
管坏的力学性能要求及几何尺寸
2.1力学性能指标
(1）屈服强度α0.1=1173~
0220±2
95*2
1310MPa、面缩率W≥40%、低温冲击
AY
[4300±2
功-40℃A≥25J。
(2）同一试片强服差△00.1≤
139
41MPa.
360
570.
200010
(3）管坏全长布氏硬度压痕直径
3500
60
3600ta
差值≤0.2mm。
6530（供货尺寸）
2.2几何尺寸
7460
图1WA327身管毛坯几何尺寸
身管毛坯几何尺寸见图1。
3PCrNi3MoV-Z钢热处理试验研究
理论认为：调质钢的力学性能取决于淬火组织，而淬火组织与淬火速度、淬火温度和回
火温度有关。要达到管坏的力学性能，必须对PCrNi3MoV-Z钢的淬火速度、火温度和回
火温度进行深入研究。
-153-

火炮
3.1PCrNi3MoV-Z钢淬火冷却速度对淬火组织的影响
100
本试验由工厂与南京理工大学合作完
80
β,M相对量/%
成，试料取自化学成分符合PCrNi3MoV-Z
成分范围的身管毛坯，试样经870℃加热
60
保温后，按不同的淬火冷却速度冷却，对
40
冷却后的试样进行金相组织分析，得到了
20
淬火组织与淬火速度的关系，如图2所示。
102
从图中可以看出，当淬火速度大于
30
10
火速度/℃·h-l
1000℃/h时，可以得到较完全的马氏体组
图2淬火组织随淬火速度的变化
织（含少量残余奥氏体）。因此身管毛坯热
处理时，应尽可能提高淬火冷却速度，获得较完全的淬火马氏体组织。
3.2不同淬火温度对PCrNi3MoV-Z钢力学性能的影响
利用小试样对不同淬火温
度下PCrNi3MoV-Z钢力学性
1400
o/MPa
山1%
1300
能及金相组织进行试验研究。
0.1
1200
试料取自化学成分符合
%/g
PCrNi3MoV-Z成分范围的身
管毛坯，试样分别加热到820、
-40°CAkv/J
830、840、850、860、870、890
40
℃保温后油淬,并在550℃回
30
火，其不同淬火温度下的力学
性能如表1及图3所示。上述
820
840
850
860
880
890
830
870
不同淬火温度的金相组织检查
图3
淬火温度对PCrNi3MoV-Z钢力学性能的影响
见照片1~8。
（550℃回火）
照片1
照片2
—154-

125mm坦克炮身管毛坯热处理工艺研究
照片4
照片3
照片5
照片6
照片7
照片8
由照片1～8可见：回火后的组织为均匀的回火索氏体，但随着淬火温度的提高，组织
较为粗大，这与淬火时马氏体针长大有关。
由上述试验结果表明：淬火温度对PCrNi3MoV-Z钢强度和塑性的影响不明显，对冲击
韧性有明显影响。随着淬火温度的提高，低温冲击韧性降低。这主要是由于淬火温度高、马
氏体针粗大的结果（如照片所示），因此PCrNi3MoV-Z钢最佳淬火温度为840～860℃。
一155一

火炮
表1PCrNi3MoV-Z（550℃回火）
拉伸试验
金相组织照片
温度
-40℃ Abi
0 0.1
81%
试样号
试样号
0/MPa
/MPa
1220
1360
12
45
37
1-1
2-1
820
1#
12
45
40
1240
1360
1240
1-3
1370
49
2-3
32
11
2#
830
1250
1360
38
12
48
13
48
4-1
38
3-1
1260
1390
3#
840
12
47
34
1250
1380
1220
1370
43
3-3
13
50
30
850
1280
1380
12
45
30
5-1
14
48
6-1
1230
1370
5#
860
13
48
28
1220
1360
5-3
12
47
6-3
25
1250
1400
870
6#
1240
13
49
32
1390
1270
45
8-1
28
7-1
1410
13
7#
880
28
13
49
1270
1420
12
45
8-3
28
7-3
1250
1400
8#
890
444
30
1240
1400
13
49
不同回火温度对PCrNi3MoV-Z钢力学性能的影响
3.3
利用小试样对不
同淬火温度下
06
1400
α/MPa
1300
PCrNi3MoV-Z钢力
1200|
学性能及金相组织
进行了试验研究。试
%/9
料取自化学成分符
合PCrNi3MoV-Z成
Akv/J
分范围的身管毛坯，
40
试样加热到850℃淬
30
火，分别在530、540、
530
540
550
560
570
580
550、560、570、580
回火温度对PCrNi3MoV-Z钢力学性能的影响
图4
℃下回火，其不同回
（850℃火）
火温度下的力学性
能如表2及图4所
-156-

125mm坦克炮身管毛坯热处理工艺研究
示，上述不同回火温度的金相组织检查见照片9~14。
由照片9～14可见：回火后的组织为均匀的回火索氏体，但随着回火温度的提高，碳化
物弥散较好，所以冲击韧性较高。
照片
照片10
照片12
照片11
照片14
照片13
一157

火炮
表2PCrNi3MoV-Z（850℃淬火）
拉伸试验
淬火温
金相组织照片
-40℃ Akv
0 0.1
0b
试样号
试样号
度/℃
1%
1%
/MPa
/MPa
16
12
33
1280
1410
48
10-1
530
9#
1260
1390
27
13
48
54
32
9-3
1220
1350
10-3
14
10#
540
1260
1380
13
49
30
1240
1370
11-1
50
12-1
35
14
550
11#
1370
14
48
31
1240
15
11-3
1240
1370
52
12-3
32
560
12#
1230
1360
14
52
40
1240
13-1
13
48
1380
14-1
40
570
13#
1340
13
1220
48
30
14-3
13-3
1200
1320
14
52
36
580
14#
15
53
41
1200
1330
上述结果表明：随着回火温度的提高，钢的强度缓慢下降，塑性和韧性逐步提高。
PCrNi3MoV-Z钢在550～570℃回火能获得良好的强韧性配合。
热处理工艺及生产试制情况
热处理工艺
按上述理论成果编制了管坏的热处理工艺，为保证管坏淬火冷却速度≥1000℃/h，将传
统的水淬油冷工艺改为全水冷淬火工艺，以获得较完全的马氏体组织。管坏的淬火温度选为
840～860℃；回火温度为530～580℃（根据具体化学成分进行调整）。
由于采用全水冷淬火工艺，使组织转变应力和热应力大为提高，增大了裂纹倾向。在工
艺试行期间曾发生淬火后根部开裂现象，通过改变管坏装卡方式，采取垫圈、垫铁等工装，
克服了此类问题。热处理工艺参数如下：
(1）正火：加热温度：口部880±10℃
尾部890±10℃；
均温时间：≥4h；
保温时间：3～4h；
空冷时间：≥5h。
(2) 淬火
加热温度：840~860℃；
均温时间：≥4h;
保温时间：3~4h；
冷却方式：空冷0～3min，
-158-

125mm坦克炮身管毛坯热处理工艺研究
全入水45～50min。
水冷（水温：17~25℃）
(3)回火
校直回火：加热温度：510~560℃；
均温时间：≥5h;
保温时间：3h；
空冷或水冷。
②性能回火：加热温度：540~580℃；
均温时间：≥5h;
保温时间：5~6.5h。
热处理试制
4.2
采用上述工艺进行了鉴定批管坏的热处理，具体分为两个批次，第一批投入5支管坏，
第二批投入10支管坏。两批管坏经热处理后，均获得了均匀的回火索氏组织，力学性能全
部达到技术要求。
4.2.1力学性能
两批管坏的力学性能检测结果见表3，表中给出各项力学性能参数的变化范围及平均
值。表3所示两批身管毛坯的力学性能不仅能满足技术条件要求，而且有较大储备。
表3管坏力学性能统计
4(%)
部位
0 yMPa
-40CA/
0 0.1/MPa
1220~1250
1340~1360
49~54
31~41
尾部
(1237)
(1350)
(36)
(52)
首批5支
1230~1260
1370~1400
48~56
30~46
口部
(1385)
(3409)
(1246)
(52)
1220~1270
1340~1380
31~44
48~57
尾部
(1248.5)
(52.15)
(37.8)
(1358.5)
2批10支
29~35
1250~1280
1370~1420
44~57
口部
(1266)
(50.7)
(31.85)
注：括号内为平均值
身管截剖试验结果
4.2.2
每批身管选取一支进行截剖试验，取样位置为管坏尾部、长度1/4、长度1/2（管坏中部）、
长度3/4、管坏口部等5区，试验结果如下：
①截剖身管毛坯98-355（首批）、98-424（第二批）力学性能及金相组织见表4。
②屈服强度00.1同一（相邻）试片最大差值：98-355为30MPa，98-424为10MPa。
屈服强度00.1身管全长最大差值：98-355为30MPa，98-424为10MPa。
③硬度
布氏硬度压痕直径：
98-355为3.0~3.08mm，最大差值为0.08mm；
-159-

火炮
98-424为3.0~3.02mm，最大差值为0.02mm。
从截剖试验结果可以看到：沿身管全长度力学性能的各项指标均符合技术要求、硬度均
匀一致、金相组织为均匀的回火索氏体，反映出本次采用的全水冷淬火工艺能够保证身管全
长度获得较完全的马氏体组织，管坏全长淬火效果良好。
表4截剖管坏试难结果
力学性能
金相组织
40CAkyJ
00.1/MPa
试样号
试样号
98-424
98-355
98-355
98-424
98-355
98-424
52
37
35
2-2
50
2-1
1220
1270
均匀的回
50
35
40
49
1270
-3
1230
尾部
36
火索氏体
3-1
3-2
38
48
1220
1270
36
35
52
1240
1270
52
8-1
37
36
50
8-2
1260
1230
均匀的回
50
34
长度
49
-3
45
1240
1260
9-2
47
35
35
火索氏体
1220
1250
50
1/4
1-6
40
38
53
50
-3
1240
1260
33
45
50
11-1
36
1-2
1260
1240
均匀的回
35
33
长度
-3
49
52
1250
1260
30
火索氏体
45
48
12-1
1/2
12-2
1260
1250
33
33
48
1240
1250
45
50
52
36
40
14-2
14-1
1230
1260
50
均匀的回
40
长度
50
37
-3
1230
1260
37
50
54
15-1
36
火索氏体
1220
1270
3/4
15-2
54
33
37
54
1250
1260
50
50
32
31
16-2
16-1
1230
1270
均匀的回
52
32
49
-3
1240
1270
口部
28
1270
49
54
17-1
32
火索氏体
17-2
1240
52
50
30
34
-3
1250
1260
结论
（1）采用理论研究成果编制的热处理工艺，在管坏全长上获得了均匀的回火索氏体组
织，挖掘出了材料潜力，保证了管坏的力学性能。
（2）以全水冷淬火工艺代替传统的水一油双液淬火工艺，实现了中碳CrNiMoV厚壁
管坏淬火工艺的突破，使高强韧炮钢生产迈上了新台阶，生产的管坏综合技术指标进入国际
先进行列。
-160-

PCrNi3MoV钢镁处理的效果
孙文山
丁桂荣罗铭蔚
王智慧
（兵器工业第52研究所）
傅杰于月光　王安陈伯平
（北京科技大学）
摘要本文通过实验探讨了镁处理PCrNi3MoV钢液的效果。结果表明，加入适量镁可使其室温
和－40℃冲击功A提高6～26J，并降低了钢的韧脆转变温度，改善了断裂韧性和高温持久性能。
该钢中最佳镁含量范围为0.0030%~0.0065%。
关键词炮钢镁力学性能
1前言
添加Mg-Ni合金或氩气喷吹镁粉处理钢液是近代炼钢工艺的一个新发展，它在脱氧、
脱硫、控制夹杂物性态和微合金化方面有特别好的效果。为了提高PCrNi3MoV钢的冶金质
量，改善其力学性能，探讨了镁处理该钢的效果，深入研究了微量元素在PCrNi3MoV钢中
的作用与机理。
2试验方法
每炉试验钢采用化学成分相同的PCrNi3MoV电渣钢返回料在30kg真空感应炉、氩气
保护下冶炼，出钢前2min按-一定回收率加入不同量的Mg-Ni合金（含16%Mg），出钢后浇
注成30kg锭1支。拉伸、冲击、断裂韧性和高温持久试样在锻坏上横向切取。试样热处理
工艺为880℃×1h空冷、840℃×1h油冷、565℃×3h空冷。分析试验钢的化学成分和气体
含量，通过宏观与微观断口观察、光学金相、定量金相、电子金相等手段研究不同镁含量试
验钢的性能和组织结构的关系。8炉加镁试验钢的主成分基本相同，镁含量分别为0.0003%、
0.0026%、0.0030%、0.0045%、0.0063%、0.0065%、0.0091%和0.0140%。当试验钢镁含量
为0.0026%～0.0140%时，基体中固溶镁含量和碳化物中的镁含量为0.0010%与0.0015%左
右。
3试验结果
3.1镁(Mg)对PCrNi3MoV钢室温拉伸性能、硬度、冲击功和韧脆转变温度的影响
微量镁对 PCrNi3MoV钢的室温拉伸性能b、ro.1、5、V和硬度HRC无明显影响，
但适量镁使其室温和一40℃Ak提高6～26J，韧脆转变温度FATT50下降7～13℃，见图1、
2。图1中为排除磷对冲击的干扰，按磷含量将试验钢分为两组，0.0058%～0.0076%P和
-161-

火炮
0.0097%0.0105%P，下文同。
镁对PCrNi3MoV钢断裂韧性的影响
3.2
1400
-20
o/MPa
FATT50/°C
1200
HRC
1000
60
801
40
120140
40
80
85,41%
Mg ×106
20
镁对PCrNi3MoV钢韧脆转变温度的影响
图2
o0.0058%~0.0076%P
Akv.R.T.
70
0.0097%~0.0105%P
130
180
Jo2
110
160
J02/MPa.ml2
Kj02
Akv/J
Akv.R.T.
Jo2/kJ.m2
50
120
20
Axv.--40°C
Akv.-40°C
30
30E
J80
120
40
80
160
20
40
Mg×106
Mg ×106
图3镁对PCrNi3MoV钢断裂韧性的影响
图1镁对PCrNi3MoV室温力学性能的影响
如图3所示，适量镁使钢的断裂韧性提高49MPa·ml/2以上。
镁对PCrNi3MoV钢高温持久性能的影响
3.3
当试验温度与应力分别为520℃和580MPa时，适量镁使钢的高温延性A提高10%～
20%，缺口持久寿命T提高34%～39%。
3.4镁在PCrNi3MoV钢中的作用机理
3.4.1镁脱氧、脱硫的热力学与动力学原理
Mg与Ca一样，在炼钢温度下对氧和硫有极大的亲合力，可发生剧烈的冶金反应。
(1)
Mg (g) +0=Mg0 (s)
G0=—597.665+203.56T（J/mol)
(2)
△G0=-410.934+180.45T(J/mo1)
Mg (g) +S=MgS (s)
(3)
△G0=-132.195+82.09T (J/mol)
Mn+S=MnS (1)
由上式的氧、硫与镁、锰反应的热力学标准自由能来看，加入钢中的镁先脱氧、后脱硫，
镁与硫的亲合力大于锰，更容易发生脱硫反应，况且，MgO和MgS熔点高，在高温下MgS
比一般MnS.更稳定。工业生产表明，加入Mg-Ni合金处理钢液可在15min内将氧降低到
0.0010%以下，硫降低到0.005%以下。镁处理效果与钢的成分、脱氧工艺、炉渣组分、炼钢
温度和保持时间有关。在本试验条件下，钢中氧、硫含量较低，[S]/[O]<6。Mg-Ni合金处理
- 162 -

PCrNi3MoV钢镁处理的效果
钢液时，主要发生脱氧反应，而脱硫反应差，故不加镁的钢氧含量为0.0034%～0.0053%，
加镁的钢氧含量为0.0011%0.0020%，而它们的硫含量差别不大。钢中含有一定量镁对氧、
硫有限制作用。
3.4.2镁对钢中夹杂物和断口形态的影响
由脱氧、脱硫反应式（1）、（2）可知，镁可去除钢中的氧和硫，减少了钢中氧化物和硫
化物夹杂。当脱氧、脱硫产物中部分MgO和MgS来不及上浮至钢液面而排除时，凝固后便
成为钢中夹杂。钢液凝固时，首先形成MgO硬核，作为随后沉淀的MgS、MnS和其它夹杂
物核心。由于MgS细核在钢液中特别分散、且不变形，故附着的MnS等夹杂对热加工后钢
性能无害。因此，镁改变了钢中夹杂物的类型、数量、大小、形态和分布。本试验结果表明，
适量镁使钢中夹杂物变得细小、分散，原尺寸大且带棱角的Al2O3夹杂被尺寸小、呈球形的
MgO和含MgO的复合夹杂所取代；原尺寸大、长条状易变形的MnS夹杂被尺寸小近球状
杂物与基体抵抗裂纹形成和扩展的能力，改善了钢的断口形态和力学性能。
图4镁对PCrNi3MoV钢杂物类型、尺寸、形状、分布和断口形态的影响
(a）Al203、0%Mg；（b）Mg0、0.0030%Mg;（c）MnS、0%Mg;
应当指出，镁加入量不足将不能使钢进行充分的脱氧、脱硫反应，不利于夹杂物的去除。
但是，加入超过脱氧、脱硫和微合金化所需的镁量不仅是浪费，而且由于反应过于剧烈，将
使上浮到钢液表面和渣中的MgO、MgS等夹杂又卷入钢液中。此外，加入过量的镁可导致
钢液在凝固过程中形成富MgS的MgS·MgO复合夹杂，这种复合夹杂不仅易于成核，而且
易于集聚长大。在热加工时，此种富MgS的MgS·MgO复合夹杂具有一定塑性，能沿热加
工方向变形排列，见图4，故镁加入量不足或过量对钢性能均产生不利影响。
3.4.3镁与磷的交互作用
夹杂中磷含量高达0.12%，这比基体磷含量（0.0066%）高18倍，实际上生成了3Mg0·P20s
复合氧化物夹杂，少量P2Os附着在MgO夹杂外面。
(4)
2P+50+3MgO=3Mg0·P20s（s）△G0=1273214+548.4T（J/mol)
这说明镁处理有一一定固磷与脱磷作用，这对减少磷在钢中晶界偏聚的危害非常有效，因
而改善了钢的力学性能。由于镁、磷的交互作用，使最佳镁含量随钢中磷含量升高而提高。
磷含量为0.0058%～0.0076%时，最佳镁含量约为0.0030%；而当磷含量为0.0097%～0.0105
%时，最佳镁含量约为0.0065%，详见图1～4。
-163一

火炮
表1镁对PCrNiMoV钢夹杂物级别和显微洁净度的影响
夹杂物占视场的
镁含量
单位面积夹杂物的数量
夹杂物级别GB10561-89
平均面积百分数/%
/X10-6
/个·μm2
0.00199
0.00116
1.5
0.00067
30
0.00051
1.0
0.00092
0.00080
63
1.0
0.00187
0.00109
1.5
0.00070
0.00080
65
1.0
试验结果表明，试验钢晶粒度9～10级，镁对钢的晶粒度无影响，但适量镁使PCrNi3MoV
钢晶界成条粗大的碳化物细化，改善了钢的显微组织和晶界状态，使晶内和晶界的裂纹不容
易产生与扩展，提高了钢的力学性能。镁含量过高或过低则起不到细化碳化物的作用，而适
量镁随钢中磷含量而变化。
（1）镁使碳化物细化的原因
晶内和晶界碳化物细化的形态与母相一碳化物相界面的单位自由能和界面张力有关。大
原子半径的镁是表面活性元素，它偏聚于晶界和相界，并能与钢中Cr、Mo、V等原子半径
相近的元素共同形成合金碳化物。因此，适量镁能提高碳化物表面自由能，使母相一碳化物
相界面张力与母相一母相界面张力的比值αr-αr-r增高。适量镁能分割碳化物并改变其形
态，使晶内和晶界碳化物分散和细化；而过低或过高的镁又使αr-αrr比值减小，对碳化物
尺寸和形态无显著改善。
（2）镁净化晶界、提高钢晶界强度的原因
首先，镁与氧、硫、磷形成高熔点、稳定的MgO、MgS和MgO·P2Os夹杂，去除了钢
中氧、硫、磷等杂质，减小了它们在晶界偏聚的浓度。其次镁偏聚于晶界区域，增大了固溶
体的晶格常数，使晶体和晶界都发生局部畸变，起到了强化晶界的作用。第三，偏聚于晶界
的镁填补了晶界空位，阻碍了晶界扩散和滑移，降低了晶界扩散系数，延长了断裂寿命。第
四，适量镁降低了晶界能和相界能，提高了持久性能。
4结论
1）镁处理PCrNi3MoV钢液明显提高了该钢的冶金质量，改善了力学性能。适量镁
（0.0026%～0.01410%）使其室温和一40℃Aky，提高626J、FATT50降低7～13℃、钢的
断裂韧性提高49MPa·ml/2以上、持久试样的A提高10%～20%、T提高34%～39%。
(2）在本试验条件下PCrNi3MoV钢的最佳镁含量范围为0.0030%～0.0065%。镁微合金
化新型高强韧钢PCrNi3MoV的力学性能达到αr0.1≥1167～1300MPa、≥13%、W≥45%、
一40℃Akv≥31J、一20℃KIC≥110MPa·ml/2，满足了125mm坦克炮钢力学性能指标要求。
(3）微量镁通过对夹杂物、相界和晶界碳化物的类型、数量、大小、形态和分布的
影响使其显微组织、断口和力学性能随镁含量的增减发生相应的变化。其最佳镁含量
与钢中夹杂物和碳化物的最佳状态相对应，并与最佳显微组织、断口形态和力学性能
相对应。
164

35CrNi3MoVA钢断裂韧度的估算
张永信‧马德林
（兵器工业第52研究所）
摘要本文基于能量分析，提出了断裂韧度与冲击功之问的基本关系模型，建立了火炮用钢
35CrNi3MoVA的四个定量关系，利用冲击功估算断裂韧度的误差小于10%，颇能满足工程精度的
要求。
关键词断裂韧度冲击功基本模型
1引言
断裂韧度是材料力学性能的一个重要参量。但是，它的试验方法复杂、试验周期长、费
用昂贵、又不便于生产检验。然而，夏比冲击功是工程上长期用于评价材料抗断裂能力的指
标，其试验方法简便易行，费用低廉。因此，人们一直在寻求建立断裂韧度与夏比V型缺
口冲击功之间的数量关系。采用冲击功估算断裂韧度具有满意的工程精度，这种设想一旦能
够实现，不仅会缩短试验检验周期，方便生产检验而且能大幅度减少试验费用，从而极大地
推动材料工艺、质量控制、安全评定及失效分析等方面的生产和研究进程。
多年来，国内外已有不少学者提出了不同类型的断裂韧度与冲击功之间的关系式。本文
基于能量分析，提出断裂韧度与冲击功之间关系的基本模型。
2基本模型
由于断裂韧度是表征材料抗裂纹扩展的能力，因此，它与冲击试样的裂纹扩展功之间有
着密切的相关性。
在夏比V型缺口试样的冲击试验中，其总的冲击功（Aky）由裂纹形核功（Akvn）、裂纹
扩展功（Akvg）和试样断后飞出功（Akf）组成：
(1)
Akv=Akn+Akvg+Akf
设试样的静截面积为A，裂纹扩展时在单位面积上吸收的能量为：
(2)
Akvg / A = Akv / A-(Akn/ A + Akf / A)
当测定冲击功的小试样尺寸满足测定断裂韧度的试样尺寸时，在恒位移（）条件下，
临界裂纹扩展阻力Jid（或Gid）为：
(3)
Jid =Gid =[0(Akvg )/2F1s
式中F=2A，而
-165-

火炮
[0(Akg )/2Fls = 2'AAkvg /△F
= ^Akvg /2A
(4)
= [Akv -(Akvn + Aky )]/2A
从线弹性断裂力学理论可知，在平面应变条件下
Gid = Ka /(1-v2)/E
(5)
由上述分析整理，得出在相同试验温度条件下断裂韧度与冲击功之间的基本关系模型。
Ka / E=α(Aky -β)
(6)
式中，α=/2A(1-²)，是小于 1 的比例系数；β=Akvn +Akg °
由于裂纹的形核功和试样断后的飞出功随材料状态而异，目前难以直接从试验测定，因
而，在应用时，α和β可作为待定常数。
当断裂韧度与冲击功的试验在两种不同温度下进行时，它们之间的关系就不一定符合
（6）式的规律，因为温度效应的影响会引起冲击功的变化（△（A）.）。因此，对（6）式进
行修正。
Ka /E =a([Ak, +A(A).J-β)
(7)
当A(A)。-β>β时，有
Ka / E =a(Ak +b)
(8)
当A(A)。-β<β时，有
Ka / E=a(Ak -b)
(9)
将（8）式和（9）式合并，得出在两种不同试验温度下的断裂韧度与冲击功之间的关系
模型
Ka / E =α(Ak, ±b)
(10)
其中 a=μ/2A(1-²),μ为比例系数;
b=[Akvn+Akvt+ (A)e]
同理，在应用时a和b作为待定常数。
根据我国125mm火炮的战术指标要求，在生产检验中需要测定身管用钢35CrNi3MoVA
在一40℃和室温条件下的断裂韧度。为了便于生产检验，生产方提出建立断裂韧度定量估
算方法，采用必检性能参数夏比V型缺口冲击功Ak估算断裂韧度Kid
3试验部分
本研究所用材料是125mm坦克炮身管用钢35CrNi3MoVA，为了使本研究在实际生产中
得到很好的应用，重点考虑了化学成分（不同炉号）波动和热处理工艺温度波动对性能的影
响。这里选取了实际生产中三个不同炉号的管坏，其化学成分详见表1，试样取于身管的不
同部位，其中一部分重新进行了热处理，其工艺列于表2。
-166-

35CrNi3MoVA钢断裂韧度的估算
表 1
化学成分（wt%）
编号
炉号
Mn
Cr
Ni
Mo
Cu
0,1,2,3,4,5,
90-176
0.34
0.18
0.37
7,9,10,11,1
0.004
0.006
1.28
3.23
0.40
0.17
0.03
2,13
91-144
0.38
0.21
0.53
3.14
1.23
0.002
0.008
0.39
0.15
0.03
0.36
1.40
0.03
90-187
0.21
0.32
0.001
0.006
3.19
0.41
0.19
表2#
热处理工艺
淬火温度/℃
编号
正火温度/℃
回火温度/℃
备注
840
650
尾部取样
840
595
565
840
尾部取样（供应态）
535
840
565
870
810
565
尾部取样
880
6, 7, 8
565
840
840
500
10
565
840
口部取样（供应态）
840
400
12
尾部取样
840
300
13
840
200
注：试样保温时间为2h；淬火介质为油，回火为空冷。
试验主要进行了低温（一40℃）和室温（20℃）条件下的断裂韧度（Kjo.2）测定、冲击
功（Ak）测定及室温（20℃）条件下的拉伸性能测定，其结果列于表3。
表3力学性能试验结果
Kio.2/MPa /m
O r0.1
编号
8 5/%
4/%
/MPa
/MPa
20°℃
20°℃
-40°℃
-40°℃
935
17
61
93.8
1030
110.5
203.5
202.4
1077
1173
17
58
68.5
164.8
171.6
80.9
14
54
1130
1210
159.2
79.7
83.2
157.8
1320
52.6
1190
15
54
42.0
143.5
145.1
1183
1310
14
48
42.9
144.3
55.6
143.5
16
1133
1230
57
68.2
154.9
75.8
164.3
1190
17
1090
55
70.0
61.8
160.6
157.1
1085
1185
17
58
80.8
65.8
166.2
170.9
1210
16
1080
41
70.0
59.6
156.4
166.2
1415
1310
14
54
50.0
37.5
129.4
125.9
10
1113
1223
15
55
60.0
70.0
158.5
152.7
11
1550
1427
44
30.9
20.2
99.8
97.5
12
1493
1717
45
22.6
16.1
90.2
83.0
13
1493
1933
10
42
17.0
25.0
81.2
89.0
(2) 2
1130
1210
14
54
79.7
63.2
157.8
161.4
(1) 10
1113
1223
15
55
70.0
60.0
154.9
158.5
注：“（1)”号断裂韧度试样尺寸(mm)为：15×18×72，其余均为20×24×96。
-167-

火炮
4断裂韧度与冲击功之间数量关系的建立
将表3中的断裂韧度和冲击功随回火温度的变化绘制在图1和图2上。由图表明，断裂
韧度和冲击功均随回火温度的增加而增加，这表明断裂韧度与冲击功之间也有着密切的数量
关系，而且符合前面模型的变化规律，应用（6）式和（10）式对试验数据进行回归分析得
出下述的四个数量关系。
220
200
220
200
180
Kro2/MPa Jm
160
180
Ko.2/MPa Jm
160
A/J
140
140
120
120
100|
100
80
80
60
60
600 700 800
100
200300
400500
600700800
400500
100
200300
t/°℃
t/℃
图1-40℃C下Kyo.2和Ak随回火温度变化
图2
室温Kj0.2和Ak随回火温度变化
4.1一40C下Kj0.2和Akv之间的数量关系
当在一40C条件下进行断裂韧度和冲击功试验，Kj0.2与Aky之间存在下列数量关系：
K 0.2/E=2.02 X 10(Ak+1.56)
(11)
有效试验点数N=16，相关系数Y=0.984。
断裂韧度的试验值和按（11）式计算值列于表4和绘于图3。表°4中计算Kj0.2值的误差
基本在5%内，最大误差为8.2%。图3表明，试验点基本分布在回归线的两侧，而且全部落
在置信水平为99.7%的分散带内。
表4Kjo.2的实验值和计算值
Kj00.2. (40c)
误差
A(-40°C)
编号
/MPa Vm
1%
实验值
计算值
93.8
202.6
199.2
-1.7
22
68.5
171.6
0.5
170.7
/10-2MPaJm
63.2
157.8
164.2
18
4.0
16
42.0
145.2
134.6
7.3
14
143.5
42.9
136.0
5.2
12H
68.2
164.8
170.4
3.4
10F
61.8
3.4
157.1
162.4
K62
= 2.02×10~(An +1.56)
65.8
171.0
167.4
2.1
59.6
166.5
159.5
-4.2
37.5
125.8
1.4
127.5
60.0
4.8
10
152.7
160.0
90100
304050607080
20
97.5
20.2
95.2
2.4
An/
12
3.2
16.1
83.0
85.7
17.0
13
81.2
87.9
8.2
图3-40℃下KJ0.2/e随Ak的变化
63.2
161.4
164.2
1.7
10
60.0
158.5
160.1
1.0
-168-

35CrNi3MoVA钢断裂韧度的估算
4.220℃C下Kj0.2与Aky之间的数量关系
在20℃条件下进行断裂韧度和冲击功试验时，Kj0.2与A之间存在下列数量关系：
K 0.2/E=1.71×10-3 (Ak-1.08)
(12)
有效试验点数N=16，相关系数Y=0.981。
断裂韧度的试验值和按（12）式计算值列于表5和绘于图4。表5中计算Kj0.2值的误差
基本在5%以内，最大误差为6.1%。图4表明，试验点基本分布在回归线的两侧，而且全部
落在置信水平为99.7%的分散带内。
表5Kjo.2的实验值和计算值
Kjo0.2. (+20°c)
Ak(+20°c)
误差
/MPa Vm
编号
22
1%
实验值
计算值
20
203.5
196.3
110.5
3.5
-/10-MPa.m
16
80.9
164.8,
167.7
1.8
14
159.2
79.7
166.4
4.5
12
10
52.6
143.5
134.7
-6.1
= 1.71×10-(A 1.08)
55.6
144.3
138.6
4.0
154.9
162.2
75.8
4.7
160.6
155.8
70.0
3.0
166.2
167.6
80.8
0.8
An/J
156.4
155.8
0.4
70.0
129.4
131.3
50.0
1.5
图 4*20°℃下%o2随 An的变化
70.0
158.5
10
155.8
99.8
102.5
2.7
30.9
22.6
3.4
12
90.2
87.1
13
3.1
25.0
89.0
91.8
79.7
157.8
166.4
5.4
10
70.0
154.9
155.8
0.6
4.3一40℃Kj0.2与20CAkv之间的数量关系
当在一40℃条件下进行断裂韧度试验，而在20℃C条件下进行冲击功试验时，Kj0.2与Akv
之间存在下列数量关系：
K j0.2/E=1.85 × 10-3 (Akv4.97)
(13)
有效试验点数N=16，相关系数Y=0.982。
断裂韧度的试验值和按（13）式计算值列于表6和绘于图5。表6中计算Kj0.2值的误差
基本在5%以内，最大误差为7.6%，图5表明，试验点基本分布在回归线的两侧，而且全部
落在置信水平为99.7%的分散带内。
—169-

表6Kjo.2的实验值和计算值
Kio.2. (-40℃)
Ab(20℃)
误差
/MPa Vm
编号
1%
实验值
计算值
202.6
110.5
200.5
-1.0
80.9
171.6
170.1
-0.9
79.7
157.8
168.7
6.9
52.6
145.2
134.7
~7.2
55.6
143.5
138.9
3.2
10
75.8
-0.3
164.8
164.3
K32
86
=1.85 ×10-(An-4.97)
70.0
157.1
0.2
157.4
80.8
171.0
-0.6
170.0
70.0
166.5
157.4
-5.5
30405060
50.0
4.1
125.8
131.0
8090 100110 120
20
70.0
10
152.7
3.1
157.4
Aw/J
1.9
30.9
97.5
99.4
82.0
22.6
83.0
12
1.2
25.0
13
7.6
81.2
87.4
图5Kj02（-40℃）IE随Akv(20℃)
79.7
161.4
168.8
4.6
70.0
10
158.5
157.4
-0.7
的变化
20°CKj0.2与一40°CAkv之间的数量关系
4.4
当在20C条件下进行断裂韧度试验，而在-40C条件下进行冲击功试验时，Kj0.2与Akv
之间存在下列数量关系：
K'j0.2/E=1.86X103 (Akv+5.37)
(14)
有效试验点数N=16，相关系数Y=0.978。
断裂韧度的试验值和按（14）式计算值列于表7和绘于图6。表7中计算Kj0.2值的误差
基本在5%以内，最大误差为8.4%。图6表明，实验点基本分布在回归线的两侧，而且全部
落在置信水平为99.7%的分散带内。
表7Kj0.2的实验值和计算值
Kj00.2.（20℃)
误差
Ar(-40℃)
/MPa /m
22
5%
实验值
计算值
20
203.5
194.9
93.8
-4.2
18
2.1
68.5
164.8
168.2
16
159.2
1.8
63.2
162.1
14
143.5
6.1
42.0
134.7
12
136.0
5.8
42.9
144.3
10
8.4
68.2
154.9
167.9
= 1.86×10-(A+5.37)
0.1
61.8
160.6
160.4
65.8
165.1
166.2
-0.7
59.6
156.4
157.8
0.9
4050
8090 100
10
20
30
70
0.9
37.5
129.4
128.2
An/J
10
60.0
158.5
158.3
-0.1
0'66
-0.8
20.2
99.8
12
图6Kj02（20°℃）/E随Ak（-40℃)
16.1
90.2
90.7
0.6
13
89.0
17.0
4.0
92.6
63.2
的变化
157.8
2.7
162.1
10
60.0
154.9
158.3
2.2
—170—

35CrNi3MoVA钢断裂韧度的估算
5 结论
5.1基本模型的意义
本文基于断裂韧度与冲击试样裂纹扩展功有着密切的数量关系，提出断裂韧度与夏比V
型缺口冲击功之间关系的基本模型。它揭示了断裂韧度与冲击功之间的内在联系。与前人的
工作相比，本模型物理意义明确，未知参量少，便于建立定量关系和提高断裂韧度的估算精
度。虽然基本模型是动态情况下建立的，但是，也适用于静态断裂韧度。因为，不论是静态
还是动态的断裂韧度，只影响待定常数α的变化，并不改变基本模型的变化规律。可见，基
本模型不仅具有先进性，而且具普遍的应用价值。
5.2定量关系的可靠性
从表4～7看出，断裂韧度计算值的误差基本在5%以内，最大误差为8.4%，完全在试
验允许的误差范围内，而且远小于项目合同规定的误差小于15%的要求。从图3～6上看，
试验点呈线性增加分布在回归线的两侧，线性相关系数均在0.978以上，试验全部落在分散
带内，因此，断裂韧度的估算精度颇能满足工程上要求的精度。
为了验证定量关系的可靠性，这里借用52所研究报告中35CrNiMoVA和35CrNiMo钢
的室温试验数据，其基本状态和结果列于表8。由表8看出，尽管钢种不同、冶炼工艺不同、
炉号不同和热处理工艺不同，但断裂韧度估算误差基本在10%内，最大误差为11.3%。如果
在实际生产检验中，用与本研究基本状态一致的材料估算断裂韧度，其误差不会超出这个范
围。
上述讨论充分说明，本研究建立的定量关系工程精度高，估算方法合理简便，估算出的
断裂韧度准确可靠。
5.3定量关系可合理设计冲击功
断裂力学发展的一个最重要成果就是把断裂韧度与名义应力和裂纹尺寸紧密地联系起
来。因此，断裂韧度作为材料性能定量设计的一个重要参数，而冲击功只是能量（或变形）
的表达，不能直接转换成定量设计的工程参量。因此冲击功指标是通过经验给定的，有一些
材料连经验指标也无法给出。比如，125mm火炮用钢材料提出的韧度指标：
A,≥25J (-40℃), Kic≥108.5MPa /m
可没有提出一40°C的K1c值和室温的Akv值设计指标。如果用本研究成果，就可定量设计出：
Kic≥103.9MPaVm（一40°C，）：Akv≥35J。笔者认为这是合理设计冲击功的有效方法。
5.4定量关系的实用性和经济性
本文的定量关系是为125mm火炮身管实际生产检验而建立的，采取-个温度下
（一40°C或室温）检测冲击功，作为必检的性能参数，则可方便快速地估算出两个温度
（一40°℃和室温）的断裂韧度。十分便于生产检验，不仅取消断裂韧度的试样加工和试验
-171

两个环节，加快了生产进度，而且节省了相当可观的费用。利用率愈高经济效益愈显著。定
量关系可作为评价材料工艺和质量控制的依据，在一定条件下也可作为失效分析或安全评定
的参考。因此，具有很强的实用性和显著的经济性。
表 8验证用钢的状态和结果
Ko.2 /MPa Vm
试样
冶炼工艺
热处理工艺
取向
计算值
试验值
890℃正火+870℃淬火+200c回火
25.5
85.2
91.8
平炉
29.2
890℃c正火+870℃淬火+240℃回火
92.8
98.7
平炉
平炉
87.3
85.8
890c正火+870℃泽火+280℃回火
22.5
平炉
890c正火+870℃淬火+320℃回火
19.6
86.2
79.5
平炉
20.0
88.9
80.4
890℃正火+870℃淬火+380℃回火
平炉
890c正火+870℃淬火+450℃回火
24.9
I'66
90.6
平炉
27.5
890℃正火+870℃淬火+490℃回火
106.8
95.6
07
平炉
32.0
103.6
116.8
890℃正火+870℃火+520℃回火
44.8
平炉
890c正火+870℃淬火+570℃回火
137.6
123.7
平炉
65.0
150.0
890c正火+870℃淬火+620℃回火
09
164.6
165.0
电渣重熔
890℃正火+870℃淬火+590℃回火
314
78.2
171.6
300
CR
890℃正火+870℃淬火+570℃回火
47.0
133.8
电渣重熔
126.8
890℃正火+870℃c泽火+560℃回火
131.0
VI法
617
50.0
142.6
890℃正火+870c泽火+560c回火
51.8
145.1
VI法
71
133.4
VI法
890℃c正火+870℃淬火+560℃回火
682
132.8
51.3
136.7
平炉
57.2
140.4
890℃正火+870℃淬火+560℃回火
21
147.7
平炉
890c正火+870℃泽火+560℃回火
623
142.6
128.9
48.5
VI法
890c正火+870℃淬火+560℃回火
31
145.8
138.3
55.5
890℃正火+870℃淬火+560℃回火
VI法
51
54.2
142.5
136.6
VI法
890c正火+870℃淬火+560℃回火
CR
101.6
510
30.8
103.2
VI法
890℃c正火+870℃淬火+580℃回火
124.8
127.1
CR
47.2
VI法
890c正火+870℃淬火+580℃c回火
137.5
CR
54.9
128.2
145.2
890℃正火+870℃泽火+610℃回火
62.0
146.4
VI法
CR
122.4
VI法
890c正火+870℃淬火+520℃回火
CR
136.6
43.9
141.4
135.5
VI法
890℃正火+870℃淬火+550℃回火
CR
53.4
VI法
890c正火+870℃淬火+580℃回火
CR
66.7
160.5
152.0
VI法
890℃正火+870℃淬火+610℃c回火
CR
74.5
173.8
160.9
5.5
基本关系式
(1）材料断裂韧度与冲击功之间存在基本的关系模型
Ea/E=α(Aky-β)
Ea/E=α (Ak±b)
(2）在一40℃和室温20℃条件下35CrNi3MoVA钢断裂韧度与冲击功之间存在下列数量
关系
K'j0.2(-40°C)/E=2.02 × 10(As(-40°C)+1.56)
K j0./E=1.71 × 10*3(Ak,-1.08)
K 1o.2(-40°C)/E=1.85 × 103(Aks-4.97)
K’o.2/E=1.86 ×10*3(As(--40°C)+5.37)
—172—

第三篇
穿甲弹

DTW式 125mm穿甲弹研制过程的回顾
崔晋
赵　申　杨惠忠
张福德
(国营第803厂）
摘要DTW式125mm穿甲弹的研制工作历经十年，其间曾经受过重大的技术挫折，有许多
值得总结之处。本文试图对这一研制过程进行较为全面的回顾，经验与教训并举，以飨读者。
关键词穿甲弹坦克炮弹药
1引言
DTW式125mm穿甲弹是我国一二三工程火力系统配备的主要弹种，是针对21世纪初
世界上可能装备的各种型号坦克和其他装甲目标而研制的。该产品研制采用分装式结构，能
适应自动装弹机要求；威力指标是常温（+15℃）对2000m处水平厚度为600mm（220mm/68.5
。）的轧制均质钢装甲板，穿透率≥90%；使用环境温度为一40~+50℃。
2约束条件与技术难点
穿甲弹设计的主要技术难点在于坦克自动装弹机对穿甲弹的约束条件与高威力、高密集
度指标要求的矛盾。坦克自动装弹机对穿甲弹的具体约束条件如图1、图2所示。
≤680
≤490
≤115
从40°
≤40
图1带副装药弹丸尺寸控制图
由图1~2中可见，弹药尺寸有6个约束条件，装填尺寸有1个约束条件，其中图1中所
示要求长度≤680mm、≤490mm和装填间隙△的约束条件根本就是与高威力、高密集度指
标要求相矛盾的。具体表现为：
(1）威力指标对飞行弹体长度的需求与尺寸≤680mm的矛盾
根据最新穿甲理论，对固定的弹靶系统材料，一定长径比的杆式穿甲弹在一定着速下，
相对侵彻深度的值是一定的，要想达到某一预定的侵彻深度（预定的威力指标）主要取决于
-174—

DTW式125mm穿甲弹研制过程的回顾
侵彻体的长度。
本项目的威力指标为穿深600mm，有效侵彻杆体长度加上风帽和尾翼等辅助零件，飞
行弹体长度肯定要大于600mm（实际长度已达640mm），因此，在上述约束条件下，势必
有较大部分的弹丸进入副装药药筒占据装药空间，减少装药量，影响初速的提高，从而造成
穿甲弹系统整体指标难以完成。
(2）弹托导引部长度和尺寸≤490mm及装填间隙△之间的矛盾
根据弹丸设计理论，导引部长度尺寸大，则膛内导引性能好，出炮口后章动小，具有较
好的飞行稳定性，从而提高射击精度。
840
800
图2穿甲弹装填后尺寸控制图
由图1、图2可以看出，尺寸≤490mm使弹托前定心部不能向前发展，而装填间隙△则
又限制了弹托后定心部向后发展，因此，在这种约束条件下就不能按常规穿甲弹设计方法设
计弹托导引部；即使采用填空式方法设计出弹托导引部亦肯定不能很好地满足膛内运动稳定
性的要求。由此可以看出，该项目要完成高密集度指标具有相当大的困难。
3研制历程回顾
研制初期，1992年前在以太根药（ZT-2型）为基础的装药结构研究试验中，曾出现弹
道炮身管胀膛事故。经原因分析，决定一方面改进太根药低温力学性能，另一方面采取多项
措施改进装药结构。803厂通过威力攻关，使对目标的极限穿透速度由最初的v；=1627.3m/s
下降到V;=1588.6m/s，这样可在保证威力指标不变的条件下降低对内弹道指标的要求，从而
减轻了装药设计的压力。在太根药改进力学性能的过程中，为不影响全弹研制进度，先采用
系统的工厂鉴定试验，基本达到了各项指标要求。在改进型太根药（ZT-12A）研制成功后，
又及时用改进后的太根药进行了有关工作，1997年初完成了工厂鉴定试验，1998年8月完
成了定型试验，进一步提高了完成威力指标的余量。在事故原因分析过程中，曾要求主副药
筒间隙△=20mm左右，但根据弹托结构特点等实际情况，不得不将间隙增至50mm。
由此可以看出，该项目的研制历程复杂曲析、矛盾尖锐而突出。具体表现为：穿甲弹丸
如何在适应自动装弹机的前提下满足总体性能和指标要求；发射药如何在保证发射安全性的
-175—

穿甲弹
前提下提供最大的发射能量。回顾该项目的研制历程，可以简要总结如下：
(1）在1992年前发生胀膛事故后，两级总师安排部署了详尽的事故原因查找工作。经
过大量的专项分析工作，胀膛事故原因分析逐步明朗化。此后，有关部门及时开展了以提高
太根发射药低温力学性能的专题研究。这一过程充分体现了科研工作的艰难性、曲折性，虽
然在时间上和财力上有所付出，但这是研制工作所必须的，对于今后的科研工作指明了方向。
(2）胀膛事故使人们注意到：随着对穿甲威力要求的提高，弹丸结构设计上不得不使马
鞍型结构穿甲弹在入膛后使主副药筒之间的空隙增大，这给合理解决装药的点传火等问题带
来困难。随后，在两相流内弹道论证计算的基础上提出了主副药筒的间隙应控制在A=20mm
左右的要求，这对提高装药发射安全性有利，但给穿甲弹完成密集度指标却带来很大困难，
使密集度攻关工作走了弯路。这一过程表明，对技术接口问题应进行全面的讨论与论证，否
则产生的负面作用是始料不及的。
(3）大幅度降低极限穿透速度的穿甲威力攻关工作为装药结构采用安全性较好的高氮
量单基药提供了可能条件；同时，高氮量单基药装药结构的研制为太根发射药低温力学性能
的提高提供了宝贵的技术攻关时间，也为今后装药结构采用太根发射药打下一定的技术基
础。另外，在太根药开展专题研究期间，高氮量单基药装药结构也为其他部件的研制提供了
器材保障。这是两级总师高瞻远瞩的重大谋略。
(4）改进的马鞍型弹托结构在允许的条件下尽最大可能进行了技术挖潜，使之满足了穿
甲弹的设计理论要求，为穿甲弹最终完成战术技术指标写下关键的一笔。
4弹药系统关键性技术攻关工作
4.1弹丸设计
4.1.1根据威力指标确定弹体方案
穿甲弹在穿甲过程中要求其具有较好的硬度和刚性，而发射过程又要求其尾部具有良好
的韧性，综合考虑并经试验验证，最终确定使用93W/91W复合材料，并通过头部采用锻造
态，而尾部采用真空热处理态的复合工艺，使穿甲弹体既能满足发射强度的要求又满足了穿
甲强度的要求。
针对均质靶板特点，利用计算机二维仿真计算结果，确定采用球头结构。这一方面可有
利于穿甲开坑，另一方面又有利简化装配工艺。考虑到钨合金弹体材料的机械强度，确定
在尽可能细化弹径的同时，采用凸环型齿结构以保证发射强度。通过计算与试验进行优化筛
选，设计出长径比ld～25的弹芯结构。
4.1.2根据总体要求改进弹托设计
这里所讲总体要求有两层含义，一是总体约束要求，一是总体指标要求。按照总体约束
要求，只能进行填空式设计，并且设计出的弹托不符合常规设计思想。为改变这一状态，研
制单位进行了弹托改进型设计。
首先，将弹带后圆柱部设计成第三定心部，并通过不断增加其长度，逐步满足导引部长
度的设计要求；其次，为了实现平行脱壳的设计思想，逐步增大背风槽深度，充分利用后效
期火药气体的脱壳作用，弥补了由于总体约束而形成的大后抱紧锥体所带来的对脱壳的不利
一176

DTW式125mm穿甲弹研制过程的回顾
影响；再次，为进一步改善膛内运动稳定性，适当减少了弹炮间隙，调整了弹丸质心位置；
另外，为减少脱壳干扰，在弹托腰部又提高了其刚强度。
尽管改型弹托设计做了许多工作，但对于完成高密集度指标仍然显得裕量不足和水平不
稳定。经与总师协商，逐步将主副装药间隙由最初的△=25mm调整到A=35mm，最后调整
到△=50mm，使得整个密集度水平相对稳定下来，并能够满足密集度指标要求。
通过采取上述措施，为穿申弹完成总体指标打下了坚实的技术基础。
4.2装药设计
装药设计的难点在于分装式，高膛压、高初速条件下，如何提高主副装药着火的均匀性
和瞬时性，以及保证发射药的稳定燃烧。这里有两个技术关键，一是合理设计装药结构；一
是高能量发射药要有足够的强度，特别是低温强度。
针对上述难点，装药设计分两步进行了技术攻关。
4.2.1利用单基发射药装药结构完成穿甲弹（二步）指标
由于单基发射药成分简单，，低温强度良好，安全性较好，加之穿甲弹体极限穿透速度的
降低，均为利用单基发射药设计装药结构提供了可能条件。同时，在此基础上设计装药结构
可减小风险，为最终采用改进的高能量太根发射药打下试验基础。研制单位在认真计算与试
验筛选的基础上，主药筒装药用18/19的粒状药，点传火结构为可燃传火管及上点火药包；
副药筒装药采用18/19粒状药加管状药传火；并在弹托底部加有可燃衬垫，以缓解发射药粒
与弹底的作用。通过内弹道测试表明，p一t曲线光滑、丰满，负压差很小。
4.2.2优化太根发射药成分及工艺提高低温强度
从1993年7月中旬起开展了提高太根发射药力学性能的专题研究。研究以ZT-2配方为
改进对象，以提高其低温落锤冲击强度为主要研究内容，以最终满足穿甲弹装药设计要求为
主要目标。
通过技术攻关实现了在保持火药能量不变的情况下，提高了火药的力学性能。通过多种
试验方法检测表明，改进后的太根药在低温（一40℃）下抗冲击的能力接近了高氮量单基药的
水平。这使改进后的ZT-12A发射药应用在高膛压125mm穿甲弹上，有了安全可靠的基础，
为穿甲弹系统全面完成战技指标做出贡献。
在完成上述技术攻关之后，将改进的ZT-12A发射药应用于所确立的装药结构，通过少
量的摸底试验和结构微调，确定出最终的装药结构。通过工鉴定和设计定型的全面考核，
证明该装药结构满足了穿甲弹总体指标要求和射击安全性要求。
5弹药系统重要的技术攻关
5.1底火发火可靠性
底火的发火可靠性是非常重要的战技指标，发火性能可靠度要求为99.9%（置信水平
90%）。为达到这一目标，研制人员设计了新一代耐高膛压电一撞两用底火，将电击发和撞
击击发两种功能巧妙结合，且作用可靠、发火率高。经几干发的射击试验表明，未出现膳火
现象，满足战技指标和使用要求。在底火设计中，还首次采用了多喷孔传火方式，保证了底
-177

穿甲弹
火输出性能的一致性和可控性。另外，该底火研制还兼顾了杀伤爆破弹和破甲弹的发火要求，
使该底火实现了三弹通用。
5.2解决气动烧蚀问题
由于长杆式脱壳穿甲弹丸具有高速度的特点，对于铝合金制作的风帽与尾翼容易产生气
动烧蚀问题，其后果会造成飞行不稳定、偏离目标、降低穿甲效果等严重后果。因此，该项
目首次在同类脱壳穿甲弹丸中率先将风帽与尾翼同时涂覆新的防烧蚀涂料，解决了弹体高速
飞行时气动烧蚀问题。经试验验证，该技术措施不仅能更好地保证2000m作战距离的要求，
5.3高效护膛衬里的研究
为相对增大装药空间，对护膛衬里提出了减少质量但不降低护膛效果的要求。为此，研
制人员通过配方改进、优化组分，研制出一种新型高效护膛衬里。采用新型高效护膛衬里仅
需用200g，比最初设计的普通护膛衬里减少了39%的用量，这样就相对增大了装药空间。
通过试验表明，该高效护膛衬里能够完成身管寿命指标，且燃烧充分，无残留物。
5.4弹带材料及工艺
弹带材料在穿甲弹中占有十分重要的地位。通过原材料的优化设计，以及材料合成聚合
成型工艺试验，确定了适合穿甲弹系统的弹带原材料和离心浇铸聚合成型工艺技术。经近万
发的实弹射击试验，表明该弹带材料基本满足弹丸的发射性能要求。
5.5包装设计与试制
包装设计、试制和试验基本上与穿甲弹的研制同步进行，确保了穿甲弹系统总体研制目
标的顺利实现。通过各项包装试验表明，该包装结构设计及材料选择满足了穿甲弹的使用要
求。
6 经验与教训
通过对DTW式125mm穿甲弹整个研制过程的回顾，深感这一历程艰难曲折。从总体
研制单位到配套研制单位，从设计技术人员到生产管理人员直至普通工人都深深感受到国家
重点科研项目所带来的巨大压力，由此激发出扎实的工作责任感和历史使命感，使得繁重的
项目研制工作能够在同舟共济和齐心协力的精神面貌中得以保证并顺利进行。主要经验如
下:
(1）建立团结协作的设计师系统是攻克科研难关的基本保证
一二三工程火力系统是一个团结战斗的集体，在十几年的合作共事中形成了密切配合相
互协作的光荣传统，各基层研制单位顾大局识大体，积极配合总师完成各阶段的研制任务和
器材供应任务。两级总师领导体血下情，关心基层单位的实际困难并予以最大努力的支持。
在这样一种和谐的工作氛围内，穿甲弹系统克服一个个艰难险阻，最终胜利完成了产品的设
计定型。
-178-

DTW式125mm穿甲弹研制过程的回顾
(2）建立高效、有力的行政指挥系统是完成科研任务的坚强后盾
各研制单位对一二三工程的研制工作均给予了高度重视。在关键时期，哪怕牺牲整个工
厂的利益也要保证该项目科研工作按时、保质、保量地完成，有许多可歌可的事例。没有
这样一个高效有力的行政指挥系统要完成如此艰难的科研任务是难以想象的。
(3）质量保证系统和军代表体系是科研攻关的催化剂
正是基于质量保障和军代表体系的监督保证作用，穿甲弹系统在长期的科研工作中，未
出或少出设计和产品质量的漏，有力地促进了科研攻关的顺利进行。在项目最困难的日子
里，他们也积极开动脑筋想办法、出点子，参与到解决科研项目难题的行列中来，起到了科
研攻关催化剂的作用。
(4）打破项目界限，组织力量攻关，充分发挥专家、学者的作用
术研讨会，邀请有关专家、教授为项目的研制工作献计献策，充分发挥他们学有所长的特点，
为研制单位开拓思路、搞好创新立下了汗马功劳。
(5）科研项目应始终加强总体协调工作以避免走弯路
应当说，穿甲弹的总体协调工作在每个年度及每个阶段都进行得较为充分和全面。如果
当初能够对主副装药间隙的约束要求进行充分讨论并全面论证的话，就可以避免密集度攻关
所走的弯路，不仅可节约试验器材，更重要的是节约了时间。因此，对于每个技术接口问题
必须充分讨论，进行全面论证，这是今后科研工作应遵循的一条重要原则。
一179-

125mmI型钨穿甲弹的研制
唐林
(国营第803厂）
摘要本文简述了125mmI型钨穿甲弹研制概况；介绍了穿甲弹的结构、主要性能、特点及取得
的主要效果；总结了研制工作中的经验和体会。
关键词坦克穿甲弹结构设计
1引言
125mm1型钨穿甲弹的设计技术难度较大，为确保该项自按时完成，充分利用了我国穿
甲弹研制的新技术、新材料、新工艺，采用新的设计思想和设计方法，研制出了适应自动装
填机构、主要性能达到90年代国际先进水平的125mm1型钨穿甲弹。1991年技术鉴定后，
投入小批量生产。1992年开始出口外贸，在国际竞标中获胜，成为我广创汇的支柱产品。
并于1996年获兵器工业部级科技进步二等奖。
1.1主要战术技术指标
该穿甲弹战技指标如下：
(1）威力：在使用环境温度下，2000m距离击穿460mm/0°（220mm/61.45°斜置)轧制均
质装甲钢板。穿透率>90%。
(3）直射距离（最大弹道高2m)>2100m。
(4）使用环境温度：一40~+50℃。
(5）炮管寿命不低于500发。
(6）弹丸质量不大于7.4kg。
(7）内弹道指标：
常温膛压
Pm+21c≤475.6MPa;
初速
Vo+21 c≥1730m/s;
Ev。≤4.5m/s;
初速中间误差
高温最大膛压
Pm+50c≤549.17MPa;
高温平均膛压
Pmcp≤534.46MPa。
1.2主要技术措施
(1)该穿甲弹采用高膛压火炮发射、增大火药装填密度提高弹丸初速；采用高比重钨合
-180-

125mmI型钨穿甲弹的研制
金材料和增大弹身长径比，通过提高能量密度来提高穿甲威力。
(2)设计优化的弹体气动外形，减小阻力，从而减少飞行速度损失。
(3)选用铝合金材料尾翼及风帽，减轻弹体消极重量，有利于提高穿甲威力和改善弹体
尾端发射强度。
(4)研制变密度钨合金材料，采用弹体头部材料为锻造态、尾部材料为真空热处理态的
新工艺，既提高了穿甲威力，又解决了高膛压发射强度问题。
(5)研制了高膛压电一撞两用底火，使底火发火可靠性大大提高。
2 结构与性能
125mmI型钨穿甲弹，由弹丸、主装药结构、副装药结构三部分组成。弹丸与副装药结
构组成一个部件，主装药结构为独立的另一个部件，也就是说，该弹为分装式结构。
2.1弹丸结构及作用
弹丸主要由弹体飞行部和承力弹托部组成，其结构如图1所示。
13
12.
10L9
4/.3/
65J
[2L1
1一开口锥形弹簧垫圈；2—前穿甲块：3一后穿甲块；4一风帽；5—弹身；6—弹托；7一导带；
8—密封件：9--密封套；10—后垫片；11一电光；12尾翼：13—紧固环。
图1弹丸结构示意图
弹体飞行部包括风帽、弹簧垫圈、前后穿甲块、钨合金弹身、后垫片、电光管和尾翼。
承力弹托部包括弹托、前紧固环、弹带、密封件、橡胶密封套。
2.1.1弹体飞行部（简称弹体）
它是完成战斗任务的核心。设计要求它既要具有强大的侵彻能力，又要具备优良的气动
特性，还要满足高膛压发射强度的需要。
（1）弹体外形设计，经气动优化确定的参数为：次口径d=28mm，弹体长l=555mm，
长径比约20；头部母线为二次抛物线方程。
r= d(2-x/ln)x2/in
头部长径比为fn=4；弹体圆柱段刻有40个环形槽，弹体圆柱段长346mm，长径比f=
12.35；弹体尾段长lx=100mm，长径比fx=3.57，船尾角8=1.5°；尾翼翼面为四边形，
-181-

穿甲弹
五片尾翼，翼片厚4mm，前缘后掠角Xo=68°，前缘斜切角91=16°，后缘切角92=15°，
单独尾翼展弦比入=0.85。·由于采取了上述参数，弹体阻力系数大大减小，经射击试验得的
千米速度降△V=57m/s。由于尾翼前缘有16°斜切角，使来流气体产生的滚转力矩，赋于弹
体作低速旋转运动，有利于改善弹丸射击密集度。
（2）整体钨合金弹身及头部的两个穿甲块为侵彻弹体，采用密度高的钨合金，加之弹
体细长，增大了弹体断面比重，不仅大大降低了对均质靶板的极限穿透速度，并且对复合装
甲及多层装甲具有良好的穿透能力。
（3）弹身采用的变密度钨合金材料，具有合理的密度分布和良好的力学性能。众所周
知，钨含量较低，合金的力学性能就好，特别是韧性好，对改善弹丸的强度有利；钨含量较
高，对提高穿甲威力有利。因此，我们根据对弹体进行的有限元应力分析，确定弹身尾部为
合金；弹身前部采用93%钨一镍一铁一钻合金，以保持较高的密度。在加工工艺上，弹身前
部经锻造处理，尾部采用真空热处理，从而解决了弹丸在高膛压发射条件下的强度问题，为
该弹的研制奠定了可靠基础。
（4）尾翼结构方案选择。尾翼作用是确保弹体飞行稳定，提供旋转动力。设计要求重
量轻、飞行阻力小、耐热强度高；在保证总体气动参数基本不变的情况下，合理确定尾翼结
构型式。研制前期，曾采用过钢质焊接尾翼，由于重量太大，弹体尾部强度储备量不足，于
是改为整体铝合金尾翼，使重量降至200g以下，满足了强度设计要求。
（5）关于风帽与尾翼表面耐热强度问题。在研制过程中，远距离射击时发现有风帽破
碎和尾翼片缺损现象，这对弹丸的密集度和穿甲威力会有较大影响。我们对此高度重视，组
织技术攻关。经过试验分析，找出了其产生的原因是飞行弹体在超声速飞行中气流加热所致。
针对这一问题，我们着手从两方面采取措施，一是将风帽和尾翼表面进行硬质阳极化处理；
二是在其表面涂耐热涂料。开始我们想采用第一种方案，经过调研了解到经硬质阳极化处理
的产品，表面氧化层增厚，并渗透到材料内部，表面变硬变脆；由于尾翼结构复杂，易导致
应力集中，从而影响尾翼强度，因此只得放弃这种方法。采用表面涂耐热涂料的方法，既工
艺简单，文不影响零件的力学性能。这种涂料以酚醛树脂为基体，加少量三氧化二铝和云母
粉，按一定比例配制，涂覆时按一定的工艺规程操作。这种方法在一定程度上改善了远距离
射击时尾翼和风帽的耐热问题。
2.1.2弹托部分
弹托部分是弹丸的消极重量，其作用是在膛内正确导引弹体运动，使弹体获得相应的炮
口速度，出炮口后迅速分离。弹托部分设计是否合理，对整个弹丸性能影响很大。在研制中，
我们曾遇到三个技术问题：一是如何使弹托部分的重量最轻，又能承受火炮高膛压发射；二
是对大口径高压滑膛炮如何可靠密封火药气体；三是如何解决脱壳干扰。
弹托部分由三瓣对称组合而成，其外形类似于葫芦状（即马鞍形加后锥)。弹托外圆有两
力以剪切推力形式传递轴向载荷。弹托前端开有迎风凹槽，可借助于空气迎风阻力分离三瓣
弹托；靠近弹身处有一紧固槽，可装入前紧固环将三瓣紧固在一起。弹托第二定心部后有一
弹带槽，可用弹带从后部将三瓣紧固，并在膛内密封弹炮间隙。弹托三瓣间还有一个三爪密
-182一

125mmI型钨穿甲弹的研制
封件，后锥面上有一橡胶套，即采取双保险密封措施，防止火药气体冲刷、烧蚀弹托。
该弹托结构有如下特点：
（1）弹托后锥在膛内时，火药气体对此产生后抱紧力，有利于弹托和弹体在膛内正确
运动。
（2）弹托后定心部前移，使弹托后定心部后缘与弹丸质心距离缩短。这样，当弹丸在
膛内运动到半约束期时，前定心部脱离炮口后，可使由重力引起的起始扰动减小。
（3）利用空气阻力使弹托分离，以保证脱壳一致。
（4）采取双重措施密封火药气体，作用可靠、效果良好。
由于弹丸结构具有以上特点，从而使该弹的千米立靶密集度有了很大提高。
2.2装药结构
12
I型弹原采用卷制药筒、太根药，主
药筒为管状药传火。后因外贸出口生产工
艺技术的需要，1995年改为模压药筒、单
基药、装药结构参考二步穿甲弹形式，主
10
11
药筒为可燃传火管传火（见图2）。
主要性能参数
2.3
13
结构参数
2.3.1
口径
D = 125mm;
14
M = 22kg;
全弹质量
m = 7.37kg;
弹丸质量
15
飞行弹径
d = 28mm;
mg = 4.03kg .
飞行弹体质量
2.3.2穿甲威力
对220mm/61.45°均质靶板有效穿透
图2装药结构
距离为2000m。
1一底火；2-0型密封圈；3—密封圈；
2.3.3外弹道性能参数
4一消焰剂药包；5一可燃传火管；6一主药筒；
千米立靶密集度中间误差
7—粒状药；8—密封盖；9—上点火药包；
E×E,<0.20m×0.20m;
10紧塞具；11一支撑简：12—弹丸；
直射距离（目标高2m）X=2134m；
13—粒状药：14副药筒：15-管状药束。
4 v= 57m/s;
千米速度降
使用温度
-40~+50℃。
内弹道性能及参数
2.3.4
常温(21℃)初速
vo ≥ 1730m/s;
初速中间误差
E.≤4.5m/s;
常温膛压
高温最大膛压
Pm50r≤549.17MPa;
P21c≤475.6MPa;
16/19花；
粒状药
发射药品号
高氧量单基药；
W = 9.4kg;
19/1-25;
管状药
发射药质量
-183-

穿甲弹
3主要效果
3.1技术性能
125mmI型钨穿甲弹经一二三工程火力系统技术鉴定、外贸设计定型及85-IAP坦克
大量试验结果证明，该弹穿甲威力大、直射距离远、命中精度高，各项性能稳定、可靠、使
用安全，其综合性能达到了世界同类武器20世纪90年代先进水平。穿甲威力大大超过德国
豹I坦克DM23穿甲弹和国产PTZ89式120mm自行反坦克炮I型钨合金穿甲弹；千米立靶
密集度实际结果大大优于下达的研制指标，达到了国际先进水平，该穿甲弹与国内外同类产
品性能对比见表1。
表 1
国内外同类穿甲弹性能对比
XM827
DM23
BM42
MX32
弹型
120H-1
125H-1
100H-1
(美)
(德)
性能
(中)
(中)
(俄)
(英)
(中)
120
120
125
120
火炮口径/mm
125
120
100
7.2
7.05
7.08
6.3
7.37
5.3
7.3
弹丸质量/kg
27
38
32
30
28
34
飞行弹体直径/mm
4.61
3.78
4.03
4.45
3.3
4.6
飞行弹体质量/kg
630
630
625
630
电测最大膜压/MPa
640
640
630
1700
初速/m·s-l
1610
1650
1650
1630
1730
1740
56
60
千米速度降/m·s
57
53
70
60
2500m
2300m
1300m
2910m
2400m
>2200m
威力
220mm/61.45
北约三层靶
150mm/68
150mm/65
140mm/60°
150mm/71.5a
千米立靶密集度
<0.30X
<0.25
<0.28X
0.27X0.27
<0.2X0.2
密位
0.28
0.30
E,XE/mXm
3.2经济效益
由于该穿甲弹性能先进、生产工艺成熟，因此在国际军贸市场上受到青睐，并在国际竞
标中取胜。经济效益显著，成为我国穿甲弹行业第个出口创汇的支柱产品。该穿甲弹不仅
适用于一二三工程坦克、85-IIAP坦克，同时也适用于90-I坦克、俄T-72、T-80坦克，
具有广阔的外贸前景。
3.3奠定二步穿甲弹的研制基础
第一步完成研制的基础和总体工作，第二步对关键环节和个别调整指标进行补充研制，
以达到世界先进水平。因此，该穿甲弹的研制成功为II型穿甲弹的研制奠定了技术基础，并
积累了宝贵的工作经验。
4经验与体会
（1）坚持运用科学的方法进行产品研制
-184-

125mmI型钨穿甲弹的研制
该穿甲弹研制初期，吸取了研制120mm滑1型穿甲弹的经验。在方案论证中，运用正
交设计方法，结合南京理工大学的模拟穿甲试验结果，对总体参数进行优选；集思广益，充
分调动科研人员的积极性，人人设计结构方案；运用价值工程方法，通过功能成本分析，选
择VE对象，对方案进行评价，使确定的最优方案能够达到性能先进，成本较低；运用有限
元分析法对弹体、弹托进行应力计算，确定最佳弹托结构；利用风洞试验选择弹体最佳外形。
运用理论分析与靶场试验相结合的方法，改变了传统“画、加、打”的做法，为穿甲弹研制
创出了一条新路，节省了大量的人力与经费，缩短了研制周期。
（2）实行网络计划管理和全面质量管理，促进科研工作顺利进行
该穿甲弹系统在研制初期新课题多，研制单位也多(五厂、两所、一校)，各项目又都是
同时研制。因此，加强管理和协调控制显得十分重要。在两级总师和陕西兵工局指导下，我
们将研制任务进行分解，应用网络技术把设计、研制、试验、协作配套、器材供应等各项事
件绘制成网络图，抓住关键路线，按长计划短安排的原则，分阶段进行协调控制，对研制中
存在的问题及时组织解决。臂如，研制初期遇到钢底退壳困难和闭气性差的问题，我们立即
组织有关单位开会协调。经过对药室、可燃筒体与钢底座结构尺寸的协调，调整了钢底口部
与药室的初始间隙，使问题及时得到解决。对研制中暴露出的重大技术问题及时组织技术攻
关，请专家帮助我们分析问题、开拓思路、找出问题的原因，提出改进措施。例如，研制中
出现的低温断弹、尾翼和风帽烧蚀、立靶密集度不稳定等问题，经过组织攻关，使研制工作
得以按计划顺利进行。
人员的工作责任心，提高了产品质量与工作质量，使穿甲弹系统达到了鉴定试验一次成功。
（3）两级总师系统和行政指挥系统发挥了强有力的组织保证作用
该穿甲弹系统包括弹丸、发射药、火工品等专业。研制中又涉及火炮、测试、靶试等专
业，可谓涉及面广、协作单位多。正是由于一二三工程两级总师系统和行政指挥系统的正确
指挥和领导，才使得125mm1型钨穿甲弹能在较短的时间内顺利完成研制任务并投入批量
生产，取得了显著的社会效益和良好的经济效益。
185一

125mm穿甲弹总体参数优化设计
崔晋
王艳丽
（国营第803厂）
摘要本文应用田口方法，对125mm穿甲弹总体参数进行优化设计，确定最佳方案的总体
结构参数。
关键词穿甲弹总体参数田口方法优化设计
1 引言
125mm穿甲弹是配备于一二三工程的主要弹种，其战术技术指标要求较高，指标完成
难度较大，因此如何进行优化设计，确定弹丸最佳参数组合，是穿甲弹总体设计的重要步骤
之一。以往研制中是根据经验确定出几组相应的总体参数组合，通过不断的试验一再修改一
再试验，虽然问题也能解决，但周期长，不经济，而且不易找出最佳方案，达不到产品性能
最优，也不易充分暴露问题，往往在批量生产中有些性能仍不稳定。针对这些问题，利用计
算机技术、采用田口方法的三次设计，进行总体参数优化，得到满意结果。
2总体参数分析及优选方案
选择弹药总体参数的最基本原则就是根据
战技指标要求，通过优化设计，选出一组或几
组最合适的参数搭配。它涉及到炮、弹、药，
输入火炮口径及内弹道等修正系数
内、外弹道及终点弹道等，是一多参量目标函
数的决策问题，是系统中各可控因素的最佳匹
建立因素水平表
配、组合、优化过程。
优化设计的自变量选取钨合金弹体的直
以正交法进行优化
径、长度、弹形系数、火炮的最大膛底压力及
确定最优方案
相关的经验系数等。利用内、外弹道，弹丸发
射强度，穿甲威力等有关数学模型，采用目标
决策方法定义评价函数，再利用正交法进行参
结束
数优选，由此确定穿甲弹结构参数，使其综合
图1总体参数优化程序框图
性能达到最佳状态。总体参数优化程序框图见
图1。
根据确定的战技指标：2000m距离穿透垂直厚度为600mm的均质钢板。要进行能完成
-186

125mm穿甲弹总体参数优化设计
战技指标要求的弹药参数设计，就要求各参数匹配后，弹丸完成指标所需的初速（。）尽量小，
而内弹道提供的初速（vp）尽量大，使产品达到最佳性能．为了便于分析，我们引入评价函
数F(x)=vo，使F（x）越小越好，显然这是望小特性。
3 系统设计
3.1威力及外弹道计算模型
飞行弹重：=2p,d/4
弹托重: q, =K.q, + (d? -d子)(l-l)p, /4+Φ4(Pm-Pm1)
全弹重：=()
极根穿透速度：V。=K(d-0.01363)0-5h² /(q5cosβα)
弹道系数：C=40i/2lps
弹丸所需初速：Vo=V。×105.34840~cx
千米速度降：△v=(vo-vc)/2
3.2弹体强度优化计算模型
计算压力：P,=N'pm /(1+ A0 / Psq)
弹体头部质量：n=(10d-0.4)²·qcpo×100/(p,·d²)
弹体尾部质量：qA =(10d,-0.4)2·q(A。+p,)×100/(P,·d²)
3.3内弹道计算模型
采用经典内弹道数学模型，见内弹道学教程。
参量及修正系数
3.4
前述模型中相关参量及修正系数取值如下：
(1)参量：
钨合金密度
弹托密度
P, =2.81kg/dm3
P, =17.6kg/dm3
标准钨杆长
弹托尾锥外径
d=0.4dm
ll=5.7dm
射距
标准膛压
x=2000m
Pml=560MPa
w=9.13kg
装药量
靶板厚度
h=2.2dm
d=125mm
口径
弹身最大压应力
O.=1835.5MPa
-187-

穿甲弹
弹身最大拉压力
S=1.2272dm²
炮膛横断面积
C Ao =948.3MPa
药室容积
弹丸全行程
Wo=13.2935dm3
lp=51.64dm
F=1150.0kJ/kg
点火压力
火药力
Po=6.0MPa
(2)修正系数：
P 1 =0.737
Φ 4=0.0015
P 2=1.036
P 3=1.012
z=0.705
α =68.50
β=0.389
P s=1.02
N'=1.16
A=0.4783
b=0.3189
Xc=0.93
3.5自变量参数
在前述模型中，取以下变量为自变量参数
飞行弹径d(dm)，钨杆长l(dm)，膛压pm(MPa)，
系数 K、Kc
弹形系数i，
4参数设计
4.1确定因素水平
根据专业知识和具体实践经验，参考国内制式产品，并考虑系统总体限制，确定因素水
平，见表1。
表1因素水平表
因素
i(D)
d(A)
l(B)
K (C)
K. (E)
Pm (F)
水平
1.8
5.9
2540
0.93
0.25
5500
0.26
5.7
1.9
2620
0.87
5600
0.27
5.5
2700
2.0
0.81
5700
4.2正交分析及结果
根据确定的因素与水平，考虑到 AXB，AXC，B×C 之间的交互作用，选取 L2(313)
正交表安排计算，结果见表2及表3。
-188-

125mm穿甲弹总体参数优化设计
正交法优化最佳总体参数方案
表2
F(x)
4v/m ·sl
qlkg
Vo'm ·s'!
VD/m s!!
No
qfkg
q/kg
qwkg
qa/kg
Vdm ·s"
-29
3.892
3.513
7.493
0. 956
1735.576
0. 705
1550.001
58.
1667, 665
923
832
0.
.30
1746. 930
3.892
3.429
7. 409
62.
0. 973
0. 932
0. 691
1598.820
388
1723.595
.31
1647. 638
3.892
3.345
7. 324
0. 909
0. 676
1758.727
1.024
66.
051
1779.740
.31
3.760
0.905
63.779
1704.517
1763.434
0.934
3.421
7.267
0.673
1578.960
.32
3.760
2.896
6.735
0.895
0.652
1626.627
67.589
1761.805
1803.721
0.954
.30
1.064
3.760
3.497
0.927
0.686
1676.295
65.944
1808.183
1752.649
7.344
.33
3.628
2.896
6.602
0.868
0.635
1605.375
69.233
1743.842
1919.530
0.919
.31
1791.150
1.0247
3.628
0.899
0.668
67.606
1770.412
3.481
7.194
1655.938
.32
1849.762
3.628
2.963
6.671
71.630
1808.877
0.889
0.648
1.046
1706.501
.30
61.001
7.297
1550.637
0.912
10
4.067
3.144
0.759
1672.638
1751.733
1.032
31
1.030
7.943
1.070
0.799
1728.855
1703.129
11
3.782
1599.476
64.690
4.067
.32
1785.295
1.084
12
3.688
7.848
1.043
0.782
1648.315
68.490
1715.055
4.067
4.
.32
0.990
13
3.759
7.775
1.037
0.776
66.261
1711.100
1720.099
3.924
1578.579
.33
3.924
3.223
7.233
1.026
0.754
70.222
1768.741
1757.385
14
1628.298
1.013
.31
1.052
3.138
7.147
1.000
0.738
68.507
1815.032
1769.317
15
3.924
1678.017
.31
1.076
16
0.804
61.099
1646.327
0.940
4.209
3.703
8.007
1524.128
1679.803
.29
1691.477
1710.720
0.978
17
3.600
7.904
1.048
0.786
1572.132
4.209
59.672
.30
18
4.209
3.806
0.822
1620.136
63.219
1746.575
1.073
8.111
1.104
1685.991
.31
0.967
63.405
1679.848
1708.470
19
4.232
3.493
7.818
0.874
1553.068
1.178
.32
4.232
3.389
7.712
0.854
1601.953
67.242
1736.437
1721.519
1.017
20
1.147
.33
4.232
1.190
0.898
71.195
1793.258
1673.341
21
4.047
8.378
1650.867
1.148
.30
0.943
4.540
3.865
8.506
1.202
0.909
1499.469
58.511
1616.491
1664.591
22
.31
62.004
8.754
1.270
0.952
1670.704
1638.569
23
4.540
4.110
1546.696
1.040
.29
1714.922
60.499
1651.154
1.079
4.540
3.988
8.630
1.235
0.930
1593.924
24
.32
1.229
63.389
0.997
4.386
4.079
8.566
0.925
1525.549
1652.326
1655.127
25
.30
1697.405
1668.036
26
4.386
3.966
8.451
1.197
t06'0
1573.597
t06'19
1.036
4.386
7.881
1.185
0.879
1621.646
85.586
1752.818
1703.195
1.059
27
3.402
-189-

穿甲弹
正交分析表
BB×C-
ＮＯ
3B
12
10
AX
AX
F(x)
BXC
(0)
AXC
AXC
0.923
0.973
1.024
0.934
0.954
1.064
616'0
1.024
1.046
10
0.912
11
1.030
12
1.084
066'0
13
1.013
14
15
1.052
16
0.940
17
0.978
18
1.073
19
0.967
20
1.017
21
1.148
22
0.943
23
1.040
24
1.079.
25
0.997
26
1.036
27
1.059
9.06
8.861
8.986
T1
8.973
8.524
9.289
9.073
T=27.218
9.078
9.083
9.034
9.067
9.079
9.068
9.07
9.072
9.069
9.070
9.065
9.079
9.067
9.066
9.080
9.071
9.072
9.081
9.073
CT=27.438
ST=0.926
9.07
9.175
T3
9.285
9.070
9.630
9.062
9.068
9.118
9.071
8.858
9.160
9.070
9.073
X10-1
0.998×10-2
0.227X10-2
0.954X10-5
0.167×10-2
0.191X10-5
0.679 X 10-1
0.172X 10-4
0.763 X 10-5
0.114X10-4
0.763X 10-5
0.248X10-4
0.401 X10-3
0.103X 10-1
-190-

125mm穿甲弹总体参数优化设计
5方差分析
由上述正交分析表的表3计算结果，整理成方差分析表，见表4。
表4方差分析表
F2 (0.05)=19.0、F2 (0.01)=99.01、F2 (0.05)=19.25、F2 (0.01)=99.25
来源
S/X103
p/%
875.44**
996.86
10.77
9.98X103
4.99× 10-3
AXB
1.53 X 10-5
3.82×10
0.67
199.12**
2.44
2.27X103
1.14× 10-3
225.86
5956.14**
6788.86
3.40×102
73.31
6.79X10-2
1.84
1.05×105
AXC
4.20×103
35.18*
38.96
0.42
4.01X10*
2.01×10
BXC
2.86X10*
0.50
1.15×105
1028.86
5.15×10
903.51**
11.11
1.03×102
146.49**
165.86
1.79
1.67×103
8.35×10
5.70X10
1.14X10
(14.88)
0.16
(14)
(5.72X10%)
(8.01X10*)
(é)
26
100
9.26X102
最佳方案的确定
从方差分析表中可以看出：A、B、C、E、F均为高度显著因素，D为显著因素。通过计
算显著效应可以得出最优参数搭配为：A;B;CD;EsF1，接近1号方案。
经分析可知：仅A、B、C三因素影响极限穿透速度，而10号方案与1号方案极限穿透
速度非常接近，考虑总体对弹长的限制要求，可以确定10号方案为最佳参数方案，即
A2B2C,D,EsF1，故最佳结构参量如下：
i=1.8
K=2540,
d-0.26dm,
=5.7dm,
qf-4.067kg,q=7.297kg
K,=0.81,
Pm=550.0MPa,
7最佳条件下穿透率可靠性评估
按10号方案进行可靠度计算，设弹靶关系符合正态分布，则穿甲威力可靠度
R=β [(v-ve)/ o]
式中：为常温下弹丸飞行2000m时的存速，v=1629.73m/s；Vc=1550.637m/s；=25。
则R=Φ(3.164)，查正态分布表得：R=0.9992。即穿透率为99.92%，满足指标要求。
191-

穿甲弹弹托结构设计
童力
（国营第803厂）
摘要本文介绍了弹托结构设计的新观念和研制经验。在理论分析基础上，经多达四十余种方案的
设计和试验，证明采用综合马鞍型弹托结构可满足穿甲弹的高性能要求。
关键词穿甲弹弹托设计结构
1 引言
当今国外的主战坦克防护能力不断升级，未来会更高，国内已装备的弹药难以对其有效
毁伤。125mm穿甲弹要求能成为21世纪初能与敌主战坦克抗衡的主用弹。
125mm穿甲弹采用分装式结构，总体结构约束条件见本书“DTW式125mm穿甲弹研
制过程的回顾”一文中的图1及图2。
根据弹丸设计理论，杆式动能穿甲弹的穿甲深度随弹芯长细比、弹芯密度和着靶速度的
增大而增大。所以论证初期穿甲弹弹药系统拟以大幅度提高弹丸初速为主要技术途径，根据
战术论证拟定指标如下：初速vo>1800m/s、穿透靶板600mm/0°（2000m距离）、弹丸质量
q=7.6～7.7kg。经近十余年的探索，由于多项新技术，如：高能发射药、包覆技术、密实装
药和瞬时点传火结构等，在工程应用中存在一些问题，故最终放弃了上述技术方案，高初速
(1800m/s)方案未能实现。也曾考虑弹丸采纳新型材料，减小消极质量的比重，但因科研周
期跟不上，未被采纳。因此，弹药系统设计的重点突破口最终只有落在弹丸结构的系统设计
上。经论证确定系统方案如下：弹丸质量q≤7.5kg，初速vo≥1730m/s；弹芯材料密度P。≥
17.5kg/dm；弹芯长度630mm，弹芯直径d<28mm；采用马鞍型结构等。
要实现上述系统方案主要应考虑如何获得最大限度的弹芯长度，并使弹径尽可能小，相
应的马鞍型弹托结合部长度增大，孔径减小，在不影响结构稳定性前提下其质量尽可能地轻。
如此一来设计难度就转嫁到弹托结构上，给弹托结构设计提出了极高的要求。弹托结构设计
成为穿甲弹设计的关键环节。
2弹托结构设计的约束条件
2.1威力、强度、密集度性能对弹托主要结构尺寸的约束
2.1.1威力、发射强度对弹托长度的约束
本节分析在威力、发射强度以及工艺三方面约束条件下弹托结构所必需的长度。
-192

穿甲弹弹托结构设计
（1）威力条件
根据弹丸设计理论，保证穿深的必要条件有以下估算公式（详见赵国志编著的《杆式穿
甲弹设计理论》)：
Vo = 45.05 JaQw /lp, / d
(1)
Voc = KJc. /Cm cosα .os + AU
(2)
由两式可得出不同弹径d下的Vo～l关系，如图1所示。图1表明，为实现穿透目标厚
度要求，方案应落在lc直线以右和Voc～l曲线以上的阴影区域。
（2）发射强度条件
一般弹芯断裂的危险段在弹托前后两端附近，前端受压、后端受拉两种受力环境。弹托
前弹芯按强度条件估算长度为 lfore≤(9/4)(α。/ Pm50℃)(d /D)²1；弹托后弹芯按强度条件
估算长度为 lag≤(9 / 4)(o, / Pm50℃)(d / D)²l。，则弹托长度 l 托= 一lore一lat。
（3）工艺可行性条件
受细弹径钨合金脱壳穿甲弹弹托环形槽加工工艺的限制，弹芯直径(或弹托孔直径)最小
应约22mm左右。
综合上述威力、强度、工艺三方面约束条件，对125mm穿甲弹要求弹托与弹芯结合段的
最短长度为320mm左右。当时国内大中口径穿甲弹弹托最长不超过250mm，125mm穿甲弹为
典型的长弹托结构方案。
2.1.2密集度性能要求对弹托主要结构尺寸的约束
影响穿甲弹密集度的主要因素包括弹道参量、射击结构参数及起始扰动。从弹丸结构方
面，以尾翼的片数、飞行长径比影响最大，弹丸的转速也有一定的影响，这些在技术上比较
容易解决。
影响起始扰动的因素，有膛内和膛外
两方面。在膛内，弹丸质量分布的不均匀、
d>d>d
质心偏离其几何轴线、弹炮间隙、导引部
长度、火药气体压力分布不对称、火炮振
dz
态；在膛外，由于脱壳过程中机械干扰及
二d
弹丸的初始章动，使得后效期中火药气体
压力的作用中心偏离弹轴。上述两方面的
影响因素又以脱壳过程于扰的影响最为
图1威力条件
重要，约占70%左右，这已在研制中为试
vo—初速；4v各种速度损失：
验所证明。脱壳干扰与弹托结构关系密
V一极根穿透速度；1一弹芯长度；
切，国内大中口径穿甲弹主要结构参数见
l一在给定的弹径d下，穿透目标所需的
表1。由表1看出，密集度性能优良的弹
最短弹芯长度；d弹芯直径。
丸结构主要有以下特点：
(1）滑膛炮弹丸脱壳形式依靠空气动力，为前翻式；
-193-

穿甲弹
(2）弹芯与弹托结合长度小于250mm，弹托后锥长度较短；
(3）导引部长度大于1.13倍口径；
(4）弹芯长度与弹径比小于17。
这些穿甲弹采用一般的马鞍型结构，沿用上述四个传统条件就可以保证密集度性能的实
现。但是对125mm穿甲弹试验表明，按上述四个传统条件设计的弹丸结构满足不了威力性
能的要求。为此必须采取增加后抱紧锥长度，改善大长径比弹芯强度，增大弹托与弹芯配合
长度等措施。这对传统的结构设计是一个挑战，因此弹托设计十分重要。
表1国内大中口径弹托主要结构参数
(指标)E,XE,
穿甲弹
Ifd
I s/D
/mm
型号
/mm
/mm
/mXm
/mm
/mm
/mm
17.0
27
17.0
17.0
13.7
0.30×0.30
100线
190
217
1.96
100滑
27
1.57
46.0
4.0
15.2
0.30×0.30
27.0
200
217
31
17.1
30.1
11.1
0.20×0.20
105I型
166
204
1.75
9.80
DTW1式
30.0
166
204
1.75
9.80
33
17.1
10.0
0.20×0.20
105
1.22
68.0
34
35.0
8.0
11.5
0.28X0.28
1201I型
202
223
248
28
42.0
10.0
17.0
0.30X0.30
125I型
248
1.13
78.0
注：1包一弹托与弹芯配合长度；1#一弹托长度；1s/D导引部长度/口径；1后堆一弹托后抱紧锥长度；
d—飞行弹径；1前弹托前迎风槽深度；1石深—弹托底凹槽深度；1/d一弹芯长度/飞行弹径。
总体的条件约束
2.2
按坦克的总体、弹药的自动装填机等坦克总体结构约束，要求弹丸带副药筒长小于
680mm，前定心部至副药筒底距离小于490mm，主药筒长度小于408mm，在此条件下要达
到2000m距离上水平穿深600mm的威力指标显然是有难度的。主要问题如下：
（1）前定心部的位置确定后(即490mm)，为确保弹丸在膛内运动稳定要求导引部长度
≥1.2D，这样副药筒的长度则受到限制，并约束了装药量的增加及弹丸初速的提高；
（2）据资料介绍，弹芯长度与穿甲深度之比约为1:1，弹芯长度初估为600mm，还要
考虑风帽、尾翼和副药筒长度，要求弹丸与副药筒结合后680mm长，几乎没有设计余量；
（3）主药筒受408mm尺寸限制，使装药量也受限制。
（4）副药筒的长度影响入膛后主、副药筒间隙及弹托结构长度。
由此看出，综合解决好这些问题是设计中的一个关键。
2.3
弹托工艺性能分析
弹托工艺有两个主要问题：
（1）小直径、大长度、多环形齿的弹托加工难度大。一般机械设计原则，螺纹有效扣
数不超出8个，而弹托环形齿则多达40余个。为保持各齿承载的均匀性，各齿的间隔一致
性要求很高。大长度小直径孔要求刀杆细长，这样机加刀杆易颤动，加工难度大。
（2）弹托为三瓣合抱的旋转体，单瓣形状较为复杂，是明显的不对称结构。特别对于
长卡瓣，受机加应力影响零件极易产生变形。所以，工艺性能应引起设计者高度重视。
该产品战技指标很先进，威力、密集度等指标为国际先进水准，按照我国的基础材料、
-194-

穿甲弹弹托结构设计
技术设计及工艺水平的现状，实现该产品实属不易。通过上述简析，实现系统方案的核心技
术是协调威力、密集度和总体结构约束的三者关系，而其重要环节则是弹托结构设计。
3弹托方案设计
3.1方案提出
根据弹药设计理论和长期积累的经验，认为弹托结构直接采用常规马鞍型结构，或者双
锥结构都不能保证处理好上述两者关系。据此提出了如下设计思路：
(1）在限制条件下尽量增加导引部长度；
(2）采用前、后锥体来解决长杆弹的发射强度要求，但应在充分利用弹杆材料强度下，
使弹托长度尽可能短；
(3）出炮口后能顺利脱壳，干扰小；
(4）质量尽量减轻；
(5）占药室容积尽量少。
按此设计思想，提出如图2所示的几种方案。各种弹托结构主要特点见表2。
各种弹托结构的主要特点
表 2
方案
3.10
3.270
3.30
3.245
3.285
3.524
9 #/kg
325
296
1 # /mm
314
314
325
314
172
154
1 g/mm
154
169
239
291
1 占w/dm3
0.433
0.489
0.433
0.622
0.754
0.688
1 入#/mm
171.0
197.5
171.0
196.0
185.0
197.5
162.5
162.5
188.0
185.0
1 zw/mm
190.0
189.5
良好
较差
较差
较好
加工工艺性
良好
良好
良好
良好
较难
装药工艺性
前翻式或
前翻式或
脱壳形式
平移式
平移式
前翻式
前翻式
平移式
平移式
较差
较差
较差
较A方案好
膛内稳定性
较小
较小
较小
较大
脱壳干扰性
注：9元—弹托质量；1#一弹托长度；19一导引部长度；V占费—弹托占药室容积；1入药—弹托伸入药室长度；
1后样一弹托后抱紧锥长度。
分析各方案可以看出，D方案优势是弹托环形齿部剪切均匀，但导引部相对较短，占药
室容积大，后抱紧锥长，不宜采纳。E方案和F方案弹托最大优点是导引部长度不受设计制
约，可设计到所需要的任一长度，但靶试狭缝照片可以看到，弹丸起始章动明显大于其他弹
托结构，显然脱壳机械干扰大于其他方案，也不宜采纳。C方案与A方案基本相同，但方
案工艺较复杂，从工艺上考虑也不宜采纳。相比之下，A方案和B方案综合优势较为明显，
选为主方案。
—195—

穿甲弹
3.2综合马鞍型弹托设计
综上分析，选择综合马鞍型弹托为主
方案。通常弹托设计主要包括弹托总体结
A方案
B方案
构、脱壳、导引部及强度等。
3.2.1脱壳设计
马鞍型弹托的脱壳形式分为空气动
力脱壳和后效期火药气体与空气动力共
C方案
D方案
同脱壳两种方式，前者是在弹托前部设置
一迎风罩，在迎面来流气体的作用下，弹
托卡瓣获得径向分力使得弹托分离；后者
既具备前者径向分力，同时又利用炮口火
E方案
F方案
药气流对弹托底凹槽作用获得径向分力。
图2各种弹托结构
下面就其简化的受力模型作一分析。设空
气动力P，后效火药燃气压力G，弹托受力状态如图3所示。迎面空气动力P作用在迎风槽
内，A面产生径向力Fap;B面产生轴向分力FBpx、径向分力FBprC面产生轴向力Fcp，其径向
合力Fpr=FAp+FBpr，该力促成弹托向外翻转，实现脱壳；G作用于底凹槽，D面产生轴向分力
Focx和径向分力Focr;E面产生轴向力Fec；F面生成轴向分力Fpcx、径向分力Fpcr，其中Focr有
利于弹托向外翻转，Frcr不利于弹托向外翻转。由于该穿甲弹威力远大于国内其他大中口径
穿甲弹，弹托后抱紧锥长度也比其他穿甲弹要大，径向分力FGr也随之增大，它阻碍弹托的
分离，因此仅采用前者方案，依
靠Fpy是难以保障弹托脱壳干扰
小。采用后者方案，有径向分力
Fpcr力的加盟，两个外翻径向分
力Fpr、Fipcr的共同作用有利于快
速脱壳。当然，在炮口附近区域
图3弹丸出炮口后弹托受力状态
弹丸速度降很小，来流气体压力
可简化成定数，其径向合力Fpr也可以看成定值；而径向分力Fpcr则随着距炮口的距离加大而
很快衰减，因此如何利用好Focr将是脱壳设计的关键。穿甲弹的弹托设计全面考虑上述因素，
经优化设计合理利用了径向分力Fpy和Fpr，使弹托脱壳干扰小。
3.2.2导引部结构设计
导引部是关系到弹丸在膛内能否正常稳定运行的关键因素之一，导引部设计涉及导引部
长度及弹炮间隙两方面。
（1）导引部长度设计
根据弹丸设计理论，一般取导引部长度≥1.2D，国内大中口径穿甲弹导引部长度见表1。
预研初期，总体结构给导引部预留的长度约149mm(含弹带长度)，按上述概念正处下限。随
着研制进展总体结构发生了变化，导引部长度最短仅有114mm含弹带长度)，经靶试密集度
无法达到要求。随后将导引部长度增到139mm，达到1.1D，密集度仍无法达到要求。原因
是该穿甲弹的赤道转动惯量最大，比同口径穿甲弹大得多，若导引部短，会造成膛内弹丸运
-196-

穿甲弹弹托结构设计
动摆动大，出炮口后弹丸姿态不理想，引起较大的炮口干扰，导至弹丸密集度差。因总体约
束条件很苛刻，这给设计人员提出了一个难题。若减小弹芯长来减小弹丸赤道转动惯量改善
内运动状态就要影响威力，但威力又不能降，弹芯长度不能减小，且要保证强度，结构不
可能改变，显然此路不行。最后还得回到增加导引部长度方案。导引部有效长度仅是前、后
两定心部间的距离，如果将弹带后沿圆柱体也承当定心部的作用，导引部长度则可增加
30mm。该设想不错，但必须解决两个问题：①弹丸挤进过程中挤掉的弹带流向何处？②弹
丸与药筒粘接，药筒颈部的强度如何保证。我们将这两问题与弹丸密集度设计统一考虑，最
终实现了弹丸的密集度指标。
（2）弹炮间设计
弹炮间隙影响装填速度和弹丸在膛内的运动状态。弹丸在膛内运动的理想条件是弹丸轴
线与炮膛轴线重合。某坦克炮制造公差为00.15mm，根据弹丸设计理论，弹炮间隙一般为
0.1～0.25mm，基本能保证弹丸在内运动的稳定性。由于穿甲弹密集度指标高，设计余量
都很小，弹托结构的刚性和导引部长度的设计均处于下限值，弹丸在膛内运动受到高过载的
作用，稳定性就略差些。因此，考虑在不影响装填速度的条件下减小弹炮间隙，将弹丸定心
部直径由124.9mm提高到124.95mm，这样可减轻横向载荷的冲击，改善弹丸在膛内的运动
状态。
：3.3弹托强度设计
弹托在膛内所受的力较多，受力形式也很复杂，但这些力不是同时达到最大值。弹托强
度有三个危险时刻：第一，弹丸起动弹带挤进时，弹带槽区域受到轴向和径向压力，这时对
该区域的强度威胁较大；第二，达到最大膛压时，弹丸加速度达到最高值，弹托整体各处受
到的惯性力最大，同时因弹托材料与弹芯材料性能的差别和弹托与弹芯截面的差异，弹芯惯
性力向弹托传递，在弹托齿产生压应力和剪应力；第三，弹丸运动到炮口附近时，速度接近
最大，弹丸的摆动也最大，作用在前定心部的复次反作用力达到最大。综合上述分析，用
SuperSAP程序进行有限元计算结果见图4~图6。由图中可以看出，弹托上的应力较小，基
本上处于弹性范围之内。弹托作为一次性使用的部件，在不影响膛内正常运动、工艺条件允
许和不影响刚度情况下，充许局部有塑性变形。因此，我们参照有限元分析的结果，在应力
较小的区域可将局部尺寸减薄。但对前定心部应力小的区域不作减薄处理。因为，弹托与弹
身的材料不同，弹性模量相差很大，弹托的变形比弹身大。另外，发射时前定心部在惯性力
作用下有向后位移及向上张开的变形，这变形必然引起前定心部
图4变形前后对照图
与炮膛之间的复次反作用力增大，而且该部位是弹托主要部位之一，因此，虽然该处计算的
-197—

穿甲弹
应力较小，但不宜进一步减薄。经过整体优化后，弹托质量由最初的3.5kg下降到3.28kg，
且强度能满足要求。
zl
3894
1607
163
2074
447
4302
2034
193
792
103
图5剪应力等值曲线
4740
1650
1740
15556
A4740
7830
1092
7830
1650 4740
图6等效应力等值曲线
4试验验证
对3.1节提出的较为理想的A、B方案进行了对比试验，以确定主方案，为后续全方位
的优化设计提供依据，试验结果见表3。完善主方案设计后，在高、低、常温条件下，对主
方案进行射击试验，以验证密集度、强度、威力（常温)。密集度和强度试验见表4，威力(常
温)试验见表5。
表3表明，A、B方案章动较为明显，后四个齿有磕碰的痕迹，说明均在不同程度上存
在对脱壳不利的因素。比较两方案，B略高于A。对A方案适当增大弹托前后径向分离力，
解决脱壳干扰是可能的。B方案主要问题是连接第三定心部的三根加强筋和马鞍腰强度明显
不足，必须加强此两处的强度，这使弹托质量也随之增大，显然总体结构是绝对不希望的，
因此确定A方案为弹托主方案。
在A方案基础上作进一步改进，调整弹托迎风槽和底凹槽结构，提高径向分离力。
经试验验证后并再次完善确定最后方案，靶试验证结果(表4、表5)表明该方案满足设计
要求。
—198-

穿甲弹弹托结构设计
表3A、B方案可行性试验
膛压Pm
装果
项目
初速vo
弹重q
装药量w
章动
(铜柱测压)
靶试后其他现象
Ikg
kg
方案
/MPa
7.460
8.65
504.7
较大
①纸靶、纸靶架被打烂
8.40
较大
7.450
494.4
②后齿有碴碰现象
较大
7.445
8.25
473.0
8.35
1728.7
7.320
①后齿有碴碰和曲翘现象
475.2
②腰部氧化层有一圈脱落环
7.310
8.40
1720.8
③第三定心部与主体分离
较大
476.6
7.300
8.48
1724.8
表4高、低、常温试验结果
项目
结果
膛压Pm
初速vo
弹重q
1000m密集度
或然误差
装药量w
章动
其他
(铜柱测压)
Ikg
Ims"
Im·s`
/kg
E,XE/mXm
温度
/MPa
高温
7.437
4.63
0.26X0.22
较小
狭缝照片
9.39
527.1
1780.1
反应正常，
1689.8
较小
低温
7.437
456.4
9.30
6.07
0.22X0.22
回收弹托
0.17×0.17
1735.3
3.04
9.40
无明显破
较小
常温
7.447
493.9
1740.6
9.23
3.1
0.41X0.33*
*2000m立靶
表5穿甲威力试验结果
结果频目
靶板状态
穿甲情况
着速V1
弹重4
装药量
入口
出口
1kg
厚度/mm
倾角/mil
硬度
/kg
/mmXmm
/mmXmm
靶板
1136.0
221.5
7.444
1570.1
225
8.10
170×90
100×75
7.430
IⅡI板
224
8.15
1135.5
1588.3
160×100
100×80
221.5
7.442
I板
220
1142.0
221.5
8.15
1584.0
210×100
100×70
５结论
125mm脱壳穿甲弹在弹托设计上主要解决了如下问题：
（1）为实现威力所需的大长细比弹芯，找到了增长弹托后锥的有效技术途径，也为实
现更大威力的弹芯设计奠定了基础；
（2）从两个方面保证密集度指标的实现，首先是利用弹带后圆柱体也作定心部使用，
这样就增大了导引部的长度，有效地解决了弹丸在膛内运动的稳定性问题；其次是巧妙利用
弹托底凹获得平稳的外翻力，使弹托分离过程中受到的干扰力较小，保证了高密集度的实现，
从而成功地将马鞍型弹托应用在高性能指标产品上。
6几点思考
（1）工程型号项目中大量应用新技术，虽能使得整体水平上台阶，但若技术不成熟，
则新技术越多，风险越大，成功的概率越小。
（2）总体约束条件越多，弹药设计难度越大，相应的研制周期加长，经费增加，同时
也限制了弹丸威力水平的发展。
—199-

125mm坦克炮三弹内包装试制
温庆魁
（国营第0117厂）
摘要本文介绍了125mm坦克炮三弹内包装的结构和试制情况，以及在试制过程中压制和
卷制工序遇到的主要问题及解决措施。
关键词玻璃钢包装炮弹
１引言
125mm火炮杀伤爆破弹、破甲弹、穿甲弹使用的内包装已随产品定型通过了审查。将
多年来在玻璃钢包装筒试生产中积累的经验加以总结，对今后其它弹药包装筒的研制和生产
是很有益的。
2玻璃钢包装筒的主要结构
与125mm炮弹药相适应，包装筒分为主筒和副筒，主副筒除了直径和长短稍有不同外，
其所用原材料和结构等一样，如
图1所示。
包装筒由筒底、筒体、密封
环、筒盖和抱箍等组成。筒盖与
密封环的锁紧装置采用抱箍。它
用钢板冲压后组装而成。筒体是
用玻璃纤维布经浸胶后卷制而
成。筒底、筒盖、密封环是用玻
璃纤维增强模塑料FX-503压制
图1包装简结构图
而成。包装筒的密封性能是靠筒
1一筒底；2-缓冲圈：3一简体；4一密封环；5—抱箍；6一简盖。
盖上的密封胶圈和筒底的密封螺
栓来实现的。
包装筒主要技术指标
(1）密封性能：充气0.294MPa，保压30s无气体泄漏。
(2）防水性能：常温，浸水深度0.5m，1h后筒内无进水痕迹。
(3）机械性能要求：
-200-

125mm坦克炮三弹内包装试制
①筒体径向抗压破坏载荷≥5.88×10°N(试样宽度100mm)；
②筒体轴向抗压破坏载荷≥8×10°N(试样宽度100mm);
③筒压与筒体粘接破坏载荷≥1.27×10°N；
④筒体与密封环粘接破坏载荷≥4.6×10°N。
(4）长贮性：贮存有效期15年以上。
4玻璃钢包装筒制造工艺
包装筒制造工艺流程如下
铝箔
卷制
固化
浸胶
玻璃布脱蜡
切割
包装入库
喷漆
粘接
车加工
压制件
4.1筒体
包装筒筒体是用玻璃纤维布经浸胶后卷制的，首先玻璃布要经过脱蜡处理，在脱蜡窑
内将布（纤维）表面的润滑剂（主要成分是石蜡）烘烤挥发掉。然后在浸胶槽内经环氧酚
醛树脂胶液浸渍，再进入窑内使其表面干燥制成预浸布。通过卷管机，将预浸布卷压在芯
模上，达到要求的壁厚为止。为了确保筒体的防水性和气密性能，当简体卷至厚度的1/3
时加入一层0.03mm的铝箔。放入固化窑加温固化。6h后才能脱管进行切割、车削等后加
4.2.玻璃钢筒底、盖、密封环
筒底、盖、密封环是用玻璃纤维增强模塑料FX-503压制成型的。在压机上，专用模具
内的模塑料经一定的压力、温度、时间作用后即可成型。脱模后进行车、磨等后加工。
4.3机加工和粘接
筒体和底、盖、密封环有一定的装配关系，其配合尺寸需在车床上将其加工后才能达到。
车加工的作用一是保证配合面尺寸的准确；二是使这些表面粗糙有利于粘接。这些加工表面
均匀地涂抹一层环氧聚酰胺树脂粘接起来并放置在加热平板上（30~40℃），24h后固化完毕。
4.4，喷漆包装
粘接后的筒体合件喷涂一层军黄色半光漆，简内装齐缓冲垫、调整垫等附件。
-201-

穿甲弹
5试制过程中的主要问题及解决措施
在试制过程中遇到的主要问题有两方面：密封环的压制及筒体的卷制，下面分别介绍。
5.1密封环的压制
密封环基本上是高40mm、厚4mm、直径为178mm的圆环，用模塑料压制而成。它
的模具设计按常规制品的轴向投影面积和形
状就是模腔的面积和形状，模腔也是用来装
料的，也叫料腔。因为它的壁很薄因此料腔
也很窄，这在压制时很难操作，几乎无法装
料，即使料装进去了，因为它的模腔很窄只
有4mm，且又有40mm深，模塑料很难在腔
内流动充满模腔，特别是制品底部最容易缺
料，使制品报废。为了解决这个问题，我们
改变了传统的设计方法，在模芯的中间做出
一个凸起的圆柱，使它既可以导向，又加大
图2模具结构图
了料腔，如图2所示。
—模套：2上模：3—模芯：4压制件。
料腔的截面变成了个外圆178mm、内
径60mm的大圆环，是原工件投影面积的4倍以上，因此装料变得很容易了。另外，把开模
面选在了密封环的中间，这样模塑料在压力的作用下把由上向下的流动变成了由中间向上下
两个方向的流动，由原来的最大流动距离40mm变成了20mm，因此，模塑料很容易充满模
腔，几乎杜绝了缺料现象。由于模具设计的改进加上合理的工艺，在生产过程中成品率达到
了98%以上。
5.2筒体的卷制
以前我厂生产的包装筒最大直径只有85mm，且壁厚较薄只有1.25~1.5mm。用来卷制
的预浸布也只有2.3延长米，幅宽才750mm。这次卷制的包装筒需使用10.5延长米预浸布，
幅宽为1.2m。由于现在生产的玻璃布经常存在表面张力不均的现象，布表面很不平整。这
在浸胶时将会造成布面含胶量不均，卷管时造成简体含胶量不均。含胶量较高的部位胶液被
挤掉，而含胶量低的部位，造成局部贫胶，使筒身由于贫胶而漏气。为了解决这个问题，我
们在卷制时使用2/3的经向布，再用1/3的横幅布（纬向）依次均匀地加入到经向布中间随
之卷入，即卷制一只筒体用10.5延长米预浸布，把其中7m沿着布的经向方向卷制在芯模上，
另外在3.5m均匀地裁成三段，使用时沿着布的纬线方向依次随之卷入。这些横幅布可以吸
收经向布表面多余的胶液弥补贫胶部位的胶液不足，这样基本上解决了筒体含胶量不均的问
题，使产品一一次成品率极大提高，保证了产品质量。
上述两个问题的解决使包装简满足了技术要求，通过了鉴定。现已具备了大批量生产的
能力。
—202

125mm脱壳穿甲弹气动力特性研究
张可忠
（南京理工大学）
摘要在高超声速风洞中，对三个不同气动外形的尾翼稳定脱壳穿甲弹模型进行了试验，研
究了尾翼前缘斜切角、尾翼翼展长对穿甲弹气动力性能的影响。
气动力
关键词尾翼稳定脱壳穿甲弹高超声速风洞
引言
高超声速飞行的穿甲弹要求稳定飞行，尽可能减小弹托脱壳等多种因素的干扰影响，并
力求减小速度降。因此，为了获得较好的气动力外形，就必须研究尾翼前缘斜切角、尾翼翼
展长对稳定储备量及轴向力系数的影响。
本文在中国气动力研究与发展中心二所气动力测量系统的基础上，设计了三个风洞试验
模型，风洞试验的马赫数Ma=4.95、5.96，本实验对研究尾翼稳定脱壳穿甲弹气动力外形的
特征参数有现实意义。
试验模型和风洞试验设备
2.1试验模型
气动力试验模型如图1所示。假设模型1为主模型，模型2和模型3分别为第一副模型、
第二副模型。全弹的长径比为24.655，圆弧形头部，弹身上有50个环形齿，5片尾翼均布。
三个模型的弹身相同，三个尾翼的外形尺寸不同，主模型尾翼前缘斜切角αwl=30°，其它
两个模型分别为αw2=22°、αw3=26°，主模型和第一副模型尾翼展径比为2.923，第二副
模型尾翼展径比为2.846，三个模型尾翼后缘为相等的双面对称斜切角α，=α2=10°。三个
模型的几何参数见表1。
表1模型几何参数
参数
S/m²
Lw/m
Qw
模型
主模型
0.715
0.000660519
0.08477
30°
0.50624@
第一副模型
0.000660519
22°
0.715
0.08477
0.715
第二副模型
0.000660519
26°
0.08254
为无因次质心位置。
注：表中①表示假设与主模型相同；S为模型参考面积：L为模型长度：
—203-

穿甲弹
07
A-A
B-B.
图1气动力试验模型图
2.2风洞试验设备
本文研究是在中国气动力研究与发展中心二所FL-31高超声速风洞中进行的试验，风洞
试验段直径为0.5m，试验马赫数Ma=4.95、5.96，空气加热温度分别为T=370K和486K，
风洞试验条件列于表2。
测力试验条件
参数
前室总温
来流压力
前室总压 P,/Pa
攻角α/（°）
雷诺数Re
T /K
q /Pa
马赫数Ma
1.51 × 107
36340
4.95
1057275
370
0，±1，±2，±4
486
1.20×107
5.96
1987648
32615
0，±1，±2，±4
模型气动力试验结果与分析
3.1轴向力系数CA（攻角α=0°）的变化规律
图2(a)和图2(b)及表3中数据表明，第一副模型尾翼前缘斜切角由αw=30°减少到
22°，在马赫数Ma=4.95、5.96时，轴向力系CA分别降低2.8%和5.4%，第二副模型尾翼
前缘斜切角由αw=30°减少到26°，翼展减少2.63%，轴向力系数C则分别降低6.8%和
7.6%，可见减少尾翼翼展是降低轴向力系数的主要因素。
表3三个模型轴向力系数CA（攻角α=0°）
模型
主模型
第一副模型
第二副模型
马赫数
0.38916
0.40590
4.95
0.41757
5.96
0.34388
0.32547
0.31769
—204—

125mm脱壳穿甲弹气动力特性研究
CA
0.5
0.6
0.4
0.5
0.3
04
2°
-2°
-10
1°2°
-4°
-2°-1°
40
①αw=30°，Lw=84.77
①αw=30°，Lw=84.77
② αw=22°，Lw=84.77
②αw=22°，Lw=84.77
③ αw=26°，Lw=82.54
③αw=26°，Lw=82.54
(a) Ma =4.950
(b)Ma=5.960
图2总轴向力系数C随攻角α的变化规律
C%随马赫数的变化规律
3.2
从图3(a)和图3(b)及表4中数据可知，第一副模型与主模型比较，其Cα值在马赫数
Ma=4.95、5.96时，基本上是相等的，Ma=5.96时只小0.8%，属于测量误差范围，第二副模
型的C%比主模型分别小4.4%和5.3%，法向力主要由弹头和尾翼提供，一般希望法向力系
数小些，增大法向力会导致方向散布加大。
CN
CN
0.8
0.8
0.6
0.6
0.4
0.4
0.2
0.2
10 20
1° 2°
-4°
0.4
0.4
90-
0.6
0.8J
0.8 J
① αw= 30°
①αw=30°
② αw=26°
② α=26°
③=22°
?αw=22°
(a) Ma =4.950
(b)Ma=5.960
图3法向力系数C~随攻角α的变化规律
-205

穿甲弹
表 4C~α曲线斜率C
模型
主模型
第一副模型
第二副模型
马赫数Ma
0.1998
0.1999
0.1909
4.95
5.96
0.1926
0.1911
0.1823
C随马赫数的变化规律
3.3
从图4(a)和图4(b)及表5数据可知，在飞行马赫数变化时，第一副模型与主模型的俯仰
力矩系数的斜率，在马赫数Ma=5.96只相差1.2%，第二副模型就比主模型的C小得较多，
在Ma=4.95、5.96时，分别小7.8%和11%，因此影响C%大小的主要因素，是尾翼的翼展长，
而不是尾翼前缘斜切角的大小。
表 5 Cm~α曲线的斜率 C%
模型
主模型
第一副模型
第二副模型
马赫数
4.95
0.0365
0.0397
-0.0396
5.96
.0.0392
0.0387
0.0349
C.
Cm
0.2
0.2
0.1
0.1
-2° -1°
-4°
-1°
-2°
4°
0.1
-0.2J
-0.2 J
① αw= 30°
@ αw= 30°
② αw = 26°
② Qw = 26°
③ αw=22°
Qw=22°
(a) Ma =4.950
(b) Ma=5.960
图4俯仰力矩系数C㎡随攻角α的变化规律
3.4滚转力矩系数C，的变化规律
从图5(a)和图5(b)及表6数据可知，三个模型在马赫数Ma=4.95时，滚转力矩系数C,随
攻角α的变化，在0°~2°的范围内变化不大，在攻角α=4°时有比较明显的减少。
—206—

125mm脱壳穿甲弹气动力特性研究
从表7数据可知，在Ma=5.96时，滚转力矩系数C,随攻角α=0°～4°的变化略有减少。
0.06
0.07
0.05
0.06
0.04 -
0.05
4°
-4°
-1°
2°
-40
2°
-2°
-1°
-2°
① αw=30°
① w=22°
② Qw= 26°
② αw =26 °
? αw = 22°
③αw=30°
(a) Ma =4.950
(b) Ma=5.960
图5
滚转力矩系数C,随攻角α的变化规律
表6滚动力矩系数C，Ma=4.95
攻角α
0°
4°
模型
0.04548
0.04537
主模型
0.04571
0.04294
0.04708
0.04678
0.04416
第一副模型
0.04716
0.04389
0.04586
0.04528
第二副模型
0.04591
表7滚动力矩系数C,
Ma=5.96
攻角α
2°
1°
0.05154
主模型
0.05378
0.05468
0.05524
第一副模型
0.05272
0.05239
0.05052
0.05347
0.05088
0.05275
第二副模型
0.05229
0.05323
3.5无因次压心xc及稳定储备量H随马赫数的变化规律
从图6(a)和图6(b)及表8和表9中的压心位置数据可知，全弹气动力作用点压心位于质
心之后，稳定储备量H如用俯仰力矩系数和法向力矩系数的斜率来计算，在Ma=4.95、5.96
时，主模型的H分别为19.9%和20.4%，第一副模型的H分别为19.9%和20.2%，第二副模
型则分别为19.1%和19.1%，因此试验结果表明第二副模型虽然尾翼展长减少了2.63%，但
是稳定储备量却变化不大。
207 -

穿甲弹
表 8 稳定储备量 H=(C /C%)及(xcp-X。)
Ma=4.95
参数
Xcp
(C% /C%) /%
模型
主模型
19.87
0.70160
0.50624
19.54
19.86
0.70208
0.50624
第一副模型
19.58
18.82
19.12
0.50624
第二副模型
0.69439
表 9 稳定储备量 H=(C% /C%)及(xcp-X。)
Ma=5.96
参数
Xcp
）/%
(C% / CM) /%
主模型
20.35
0.70564
0.50624
19.94
0.50624@
19.86
20.25
第一副模型
0.70484
18.66
19.14
0.506240
第二副模型
0.69288
文，为无因次质心位置。
①假定按主模型的质心位置计算；，
xc为无因次压心位置；
Xep
Xep
0.775
0.775
0.725
Q.725
80
0.675
0.675
-4°
-4°
-2° -1°
-2° -1°
2°
2°
① aw= 22°
@ αw= 22°
@② αw=26°
② αw= 26°
③αw=30°
③aw=30°
(a) Ma =4.950
(b) Ma=5.960
图6压力中心系数xcp随攻角α的变化规律
4结束语
尾翼稳定脱壳穿甲弹气动力外形布局的合理性，是一个十分重要的问题。本文对三个模
型的气动力特性进行了风洞试验研究，由此得出如下看法：
(1）第二副模型由于尾翼的翼展长比主模型和第一副模型小2.63%，尾翼前缘斜切角
αw=26°，比主模型小，而比第一副模型大。这一外形尺寸的布局，使轴向力系数在马赫
数Ma=4.95、5.96时，分别比主模型减少6.8%和7.6%，也比第一副模型小。
(2）三个模型都满足C<0的要求，稳定储备量的变化范围H=18%~20%，考虑到脱壳
时弹托对弹芯干扰等因素影响，这一数值落在一般取值范围16%~20%的上限区。第二副模
型虽然尾翼翼展和尾翼前缘斜切角比主模型减小了，而稳定储备量H在Ma=4.95、5.96时，
分别为19.12%和19.14%，比主模型的稳定储备量只小了0.8%~1.2%。
—208-

125mm脱壳穿甲弹转速特性研究
张可忠
（南京理工大学）
摘要在高超声速风洞中，对三个不同气动外形的尾翼稳定脱壳穿甲弹模型进行了转速试
验，研究气动外形对穿甲弹平衡转速和共振转速特性的影响，并给出了相应的试验结果。
关键词尾翼稳定脱壳穿甲弹高超声速风洞平衡转速共振转速
引言
高超声速飞行的穿甲弹要求稳定飞行，保证飞行攻角沿全弹道衰减。微旋的尾翼稳定穿
甲弹，如果在弹道某一位置产生了共振现象，将严重地影响密集度。因此，为了获得较好的
气动外形，就必须研究平衡转速的变化机理，研究穿甲弹的气动力外形对平衡转速和共振转
速的影响。
试验模型和风洞试验设备
2.1试验模型
转速试验模型和气动力试验模型在外形尺寸上是完全相同的，如图1所示。
B-B
A-A
01=02
图1转速试验模型图
2.2转速测量系统
2.2.1模型转速测量装置
—209—

穿甲弹
模型转速测量装置的示意图如图2所示，测力与测转速共用三个尾翼，弹头和弹身由于
要分别安装滚动轴承及滚针轴承，因此在内部结构上与测力模型不同。在弹头和弹身内腔分
别支固有两个滚动轴承及两个滚针轴承。
图2模型转速测量装置示意图
1一滚针轴承：2一滚动轴承。
2.2.2轴承摩擦力矩M，的试验测试
按照风洞试验的状态，对模型转速测量装置在生产厂进行装配，采用与风洞吹风时相同
的航空滑润油。测得轴承的摩擦力矩为0.001138N·m，试验时的室温为16℃。
2.2.3模型转速测量仪器
转速测量采用JZY--3型激光转速测量仪，该仪器为非接触式测量物体的转速，它既不
干扰旋转物体的转动，又能检测物体的转动信息。
2.3风洞试验设备
本文研究是在中国气动力研究与发展中心二所FL--31高超声速风洞中进行的试验，风
洞试验段直径为0.5m，试验马赫数Ma=4.95、5.96，空气加热温度分别为To=444K和784K，
风洞试验条件列于表1。
表1转速试验条件
参数
来流压力q/Pa
前室总温T。/K
雷诺数 Re
攻角α°）
前定总压Po/Pa
马赫数
4.95
1.12X 107
1029206
35375
444
0,2,4
0.58X107
5.96
2003424
32874
0,2,4
784
模型转速试验结果与分析
3
3.1模型内轴承摩擦力矩M，占模型滚转力矩M，的比例
模型内轴承的摩擦力矩用前述实验所得数据，模型滚转力矩是风洞吹风数据，试验表明，
轴承摩擦力矩占模型滚转力矩的比例不超过2%。
—210-

125mm脱壳穿甲弹转速特性研究
3.2风洞试验模型与实弹极转动惯量不一致对模型平衡转速的影响
尾翼稳定脱壳穿甲弹在空气中飞行时，由于尾翼前缘斜切角产生了使全弹绕弹轴旋转的
滚转力矩M，当尾翼弹旋转时，弹身表面上受到切向摩擦应力的作用，同时尾翼旋转使每
片尾翼上形成附加攻角△α=wl/v（l,半翼展长)，Aα引起产生一个与滚转力矩M,相
反的抑制弹旋转的极阻力矩Mxd。描写转速wx变化规律的方程为：
*W- +W- *W=1p/*mpI
(1)
由于弹身产生的极阻尼力矩Mx一般量级较小，为了讨论方便，将方程(1)简化为：
Jdwx Idt=Mx - M xd
(2)
Mx = pv2SLwC, / 2
式中
(3)
M.xd = pv²°SLwCmxd (wxlj / v) / 2
(4)
(5)
kx = pSLwC, /2J
kxd = pSLwlCmxd / 2J
(6)
代入(2)式则方程变为：
dwx /dt=kxv? - kxdvWx
(7)
(8)
dwx / dt+kxdvwx =kv?
在风洞某一次吹风试验中，速度v、系数k,和kx是不变的，风洞试验模型与实弹所用
材料不同，即极转动惯量J不同，空气密度p不同，故k，和kx也就不同，然而气动外形相
似，滚转力矩系数C,和极阻尼力矩系数的导数Cxd是相同的，方程(8)是一阶常系数非齐次
微分方程，其解为：
(9)
W, =e-kn"[(kv/kxd)ea+C]
(10)
其中C为积分常数，由起始条件决定：
Wx =0
to =0° 时
(11)
Wx =(kx / kxd)v +C
C=Wx。 -(k, / kxd )v
(12)
-211

穿甲弹
Wxp = (kx / kxd )v
(E)
代入方程（10）即得
W, = Wp +(W, - Wwp)e*ksvi
(14)
当wx=0时:
W, = Wp(1 -e-ka")
(15)
在风洞一次吹风试验中速度不变，当吹风时间t增加，e-ka"减小，一定时间后
Wx一→wxp，Wxp称为平衡转速(或极限转速)。对于气动外形相似，使用不同材质的穿甲弹，
虽然极转动惯量J不同，但平衡转速Wx是相同的，这是因为：
Wxp =(kx / k xa )v=[(pSLwC, / 2J) /(pSLwl,Cmu / 2J)]v =(1 / l,)(C, / Cmxd )v
(16)
方程(16)说明，在风洞试验中平衡转速wx与极转动惯量的大小无关，而与滚转力矩系
数、极阻尼力矩系数的导数、半翼展长l，和飞行速度有关，达到平衡转速Wx的时间与穿甲
弹的极转动惯量J有关。
3.3具有不同极转动惯量J的风洞试验模型和实弹飞行达到平衡转速所需时间
3.3.1风洞试验模型达到平衡转速所需时间
由方程(13)式：
kxd =(kx / Wxp)v
其中kx=pSLwC,/2J
设马赫数Mα=4.95，主模型风洞试验时的空气密度p、攻角α=0°的滚转力矩系数C,
模型最大横切面积S、尾翼展长Lw和主模型的极转动惯量J(J=2.113×10kg·m²)，则得：
kx =1.1x10-4。
已测得wp=443.2rad/s，考虑到声速a与温度有关，a=20.05T，根据风洞试验温度
T=444K求得a=422.5m/s,因而有v=2091.4m/s,即可求得kxd =(1.1×10-4 / 443.2)v= 5.2×10-4。
风洞吹风达到平衡转速所需时间由方程(15)得：
Wx(t=6s) = 0.998W xp
计算表明，风洞吹风试验时，流场正式建立6s 以后所测转速为平衡转速wxp°
3.3.2穿甲弹在大气中飞行达到平衡转速所需时间
由方程(13)式：
kxd =(kx / Wxp)v
-212

125mm脱壳穿甲弹转速特性研究
其中
kx= pSLwC, /2J
代入大气密度p，穿甲弹最大横切面积S，尾翼展长Lw，设马赫数Ma=4.95、攻角α=0°
时的滚转力矩系数C,和穿甲弹的极转动惯量J(J=3.0556×10kg·m²)，则得：
kx =3.6 ×10-3
kxd = (3.6×10-3 / 443.2)v =1.4 ×10-2
穿甲弹在大气中飞行，达到平衡转速所需时间，方程(15)中的速度v的取值，假设按每
0.1s减速12m/s，则可得：
Wx(=0.2s) = 0.991W xp
Wx(=0.3s) = 0.999w xp
计算说明，弹托分离后穿甲弹在大气飞行中，飞行0.3s后就可达到平衡转速。
3.4模型平衡转速w的变化规律
表2和表3三个模型平衡转速w的数据表明，随着马赫数Ma的提高，平衡转速w增
大，这与模型滚转力矩系数的变化一致。
表3Ma=5.96时三个模型模型的
表2Ma=4.95时三个模型模型的
平衡转速Wxp (r/min)
平衡转速wxp (r/min)
攻角
攻角
2°
0°
2°
0°
4°
模型
模型
42384241
8864
8937
4220
4210
3921
3947
6158
6165
5860
5829
主模型
9060
主模型
5838
5862
4246
4238
4214
4208
3952
3944
9152
6176
6168
Wxp=4213
Wxp =3941
Wx
Wxp=6167
Wxp =4241
=9003
3911
3621 3641
3814 3863
3948
4594
5898
5920
8267
8296
4608
第一副
第一副模
3666 3695
3870
3836
3966
3964
4616
4594
5918
8230
8249
5968
模型
Wxp=3636
W xp
Wxp=3846
Wxp=3947
Wxp=8260
Wxp =5926
=4603
4282 4314
4298 4280
42964289
6136
4632
4672
6112
6296
6250
第二副
第二副模
42934281
42884292
4312 4317
4730
6110
6260
6273
4732
6103
模型
Wxp=4291
Wxp=4306
Wxp=115
Wxp=6270
Wxp=4288
为了进一步研究模型的平衡转速随马赫数Ma和攻角α的变化规律，将马赫数Ma细分
为Ma=5.2、5.1、5.0、4.9、4.8、4.7，三个模型的平衡转速，在Ma=4.95、5.96时，采用平
衡转速的实验值进行插值得出，其数值列于表4。从表4数据可知三个模型的平衡转速随马
赫数Ma的降低而减小，而平衡转速随攻角α的变化规律，三个模型各有所不同。
-213-

穿甲弹
表4平衡转速随马赫数的变化Ma～Wx (rad/s)
马赫数Ma
5.1
5.2
5.0
4.9
4.8
4.7
模型
攻角
467.06
0°
562.59
514.82
323.76
419.29
371.52
451.31
2°
491.81
471.56
431.06
410.81
390.56
4°
462.11
442.34
422.58
402.82
383.06
363.30
0°
407.87
397.91
387.94
377.98
368.01
358.05
2°
456.12
434.77
413.43
392.08
370.73
349.38
模型
524.99
478.11
431.22
384.34
337.45
290.57
第二副模型
450.99
438.02
0°
459.64
455.31
446.67
442.34
2°
459.90
476.99
458.08
439.16
420.25
401.34
501.96
481.55
461.13
440.72
420.30
399.89
模型共振转速W随马赫数的变化规律
3.5
由公式(17)和(18)可计算出Wc（其中弹的赤道转动惯是A=9.8952×10°kg·m²)，三个模
型的共振转速Wc（弧度/秒)随马赫数Ma的变化列于表5。表中数据表明主模型和第一副模
型的共振转速略高于第二副模型，这是因为第二副模型的俯仰力矩系数的导数较小的缘故，
共振转速也是随飞行速度的降低而减小。
Wc = V.Kzi
(17)
K z; = V psLICm I/2A
其中
(18)
表5攻角α=0°时共振转速Wc随马赫数Ma的变化(rad/s)
马赫数
5.2
5.1
5.0
4.9
4.8
4.7
模型
114.42
119.86
主模型
121.25
118.97
116.71
112.16
110.22
第一副模型
121.18
118.99
116.79
114.62
112.42
115.91
113.93
111.95
109.95
107.93
105.92
第二副模型
模型平衡转速与共振转速之比k：(或弹在一个波长内的自转周数na;)随马赫数Ma、攻
3.6
角α的变化规律
可用下式进行计算得出k，和n
(61)
k.=w
-214-

125mm脱壳穿甲弹转速特性研究
nu =F, /Kzi
(20)
其中
I = Wp /v
(21)
从表6中数据可以看到k,(或n)值的变化范围，主模型和第一副模型的k,(或n)值随
飞行速度的降低而减少，而第二副模型的k；(或n)值变化比较平稳。尾翼稳定脱壳穿甲弹
一出炮口完成弹托与弹芯分离后，弹芯的转速由不旋转而加速旋转达到平衡转速，在飞行的
弹道上必须经过共振转速区，因此要求弹芯穿越共振转速区的时间应尽可能的短，否则因共
振就会使飞行攻角增大影响密集度。考虑到全弹道飞行的速度降，作为平衡转速wx与共振
转速wc之比k;值的上限(或弹一个波长内自转周数na:的上限)可设定为k;(na)=wxp /wG
≥4，其下限为了安全可考虑k；（nu)≥2。对于这次试验研究的三个模型来说，基本上都能
满足上述要求，在飞行中不存在发生共振的状态参数。
表6三个模型k.(或na)随马赫数、攻角的变化
马赫数
5.2
5.1
5.0
4.9
4.8
4.7
模型
攻角
0°
4.64
4.33
4.00
3.66
3.31
2.95
2°
4.06
3.96
3.87
3.77
3.66
3.56
3.81
3.72
3.62
3.52
3.42
3.31
0°
3.34
3.36
3.32
3.30
3.27
3.25
3.54
3.42
副模
3.65
3.30
3.16
3.76
4.33
4.02
3.69
3.35
3.00
2.64
第三
0°
3.96
4.00
4.03
4.06
4.10
4.14
副模
2°
4.18
3.78
4.28
4.09
4.00
3.89
4.22
4.10
3.89
4.33
4°
4.12
3.78
结束语
尾翼稳定脱壳穿甲弹气动力外形布局的合理性，是影响飞行稳定性的首要因素。穿甲弹
在飞行中的平衡转速有多大，风洞试验所测得的模型转速是否有现实意义，对于这一问题在
国内是首次进行研究。本文对三个模型的平衡转速特性进行了风洞试验研究，其现实意义如
下：
(1）研究了模型转速风洞试验的应用价值，平衡转速wxp公式(16)表明，在风洞试验中
平衡转速Wx与模型的极转动惯量无关，而只与滚转力矩系数、极阻尼力矩系数的导数、半
翼展长、来流速度和空气密度有关，而达到平衡转速的时间长短与极转动惯量有关，因此模
型平衡转速的风洞试验有现实意义。
(2）用风洞试验所得气动力和平衡转速有关数据，计算表明尾翼稳定脱壳穿甲弹一出炮
口，弹托与弹芯分离后，弹芯的转速从wx=0加速旋转到平衡转速wx=wxp，只需要0.3s，
穿甲弹在飞行0.1s的时间内就超越了共振转速区。
(3）三个模型的平衡转速wxp与共振转速wc之比k；（或弹俯仰摆动一个波长内的自转
周数nz)均在4.64～2.64的范围内变化，表明飞行是稳定的，不可能发生共振效应。
-215-

125mm尾翼稳定脱壳穿甲弹立靶密集度分析
郭锡福
（南京理工大学）
摘要本文在分析影响尾翼稳定脱壳穿甲弹立靶密集度因素的基础上，对一二三工程尾翼稳
定脱壳穿甲弹的立靶密集度进行了具体分析，得出了一些有参考价值的结论。
关键词立靶密集度起始扰动机械干扰气动干扰
1引言
尾翼稳定脱壳穿甲弹（APFSDS）的立靶密集度是重要的战术技术指标，它是射击精度
的基础。在设计阶段，深入分析影响立靶密集度的因素，找出主要影响因素，寻求坦克系统
各参数间的合理匹配和优化组合，对达到立靶密集度的战技指标要求将是十分重要的。本文
在一般性讨论的基础上对一二三工程尾翼稳定脱壳穿甲弹进行了具体分析与计算。
2影响尾翼稳定脱壳穿甲弹立靶密集度的因素
尾翼稳定脱壳穿甲弹为高初速弹丸，目前初速已到1700m/s以上，甚至接近2000m/s。
为了得到高初速，采用高膛压，长身管，脱壳弹结构。为了提高威力和减小速度降，弹丸采
用大长径比尾翼稳定脱壳结构。尾翼稳定脱壳穿甲弹在这样的发射环境和结构条件下，影响
立靶密集度的因素有以下几方面。
2.1膛内运动
高膛压、高初速、长身管、弹托定心等特点，使弹丸在膛内形成复杂的运动及弹炮
相互作用，特别是炮身运动和振动对弹丸的牵连运动的影响，在弹丸出炮口时形成了起
始扰动：膛内攻角角速度bi、膛内攻角bi，膛内偏角ai，它们的散布，将影响立靶密
集度。“
2.2脱壳过程
弹丸出炮口后开始了后效期，后效期反向燃气流作用，同时开始弹托与弹身分离的脱壳
过程，形成弹托对弹身的机械干扰与气动干扰，这是一个复杂的过程。对弹身形成干扰包括：
(1)机械干扰：md、md、md；(2)气动干扰：ad、ad、ad。
脱壳过程的总干扰a、α、。则为：
-216-

125mm尾翼稳定脱壳穿甲弹立靶密集度分析
8a =8md +8ad
8a =8md +8ad
(1)
p+Pu=P
在脱壳过程结束或弹身自由飞行开始，形成弹身的起始扰动。、。、。为：
80=8b +8, =88 +8ma +8d
(2)
o=Obi +Oa=Obi +md +ad
Wo=bi +a =bi +md +ad]
从试验数据可以看出，在正常脱壳的条件下，bi、md、aa的比例关系，如表1和表2
所列。一般认为，bi占。的40%~50%。
表1125mm尾翼稳定脱壳穿甲弹
表2125mm尾翼稳定脱壳穿甲弹
试验得到的i、m与比例
试验得到的与。比例
Op: /%
0 ma %
试验序号
试验序号
55
45
15
25
60
70
30
50
15
35
60
40
40
20
40
横向阵风
2.3
横向阵风使射弹产生横向散布，影响横向散布的因素为横向阵风风速和弹道上的速度
降，二者越大，散布越大。
2.4
初速散布
初速散布使弹着点的高低坐标产生散布，此高低散布与初速散布的关系与射角、阻力有
关。
在上述4种散布因素中，由于高初速、弹道系数不很大，可以预计横向阵风和初速散布
对立靶密集度的影响可能较小。
对于尾翼稳定脱壳穿甲弹，由于初速很高，章动角不大，一般8mo<4°，升力一般很小，
脱壳过程时间很短，可以预计在正常脱壳的条件下，。、ma和a的散布对立靶密集度的
影响不会很大。
从上述分析和试验验证，可以认为弹体自由飞行的起始条件为：
8,=8b +8ma +a
(3)
Wo =Wbi
( md =ad = 0)
80=0
(8bi = 8md = Sad = 0)
—217-

穿甲弹
3尾翼稳定脱壳穿甲弹立靶密集度的计算
在上述起始条件下，立靶靶距为x，考虑o、。、Vo、w,共4个散布因素。立靶高
低和方向概率误差的计算公式为：
E, =(Ev。x)? +(Exx)? + E,ay。 / 3vo
E2 =(Ew。x)? +(Egx)? +[W,(t -x/vo)]2
(4)
Ew。 = Ew
E =(RA / hvo)(E +E +E)
如果用。表示bi、md、ad，并用mo表示。，则有
Es, = o k, Esmo
(5)
E =RAJk,Esm。 / h
E3 =(Eyn x)? +(RA /k, Esm。x / h)? + E%, (0y。 /3vo)?
(6)
E2 =(Ewux)? +(R /k, Esmx/ h)? +[W,(t - x / vo)]?
Eww
膛内偏角概率误差；
E，、E,高低和方向概率误差；
Evo
气动偏角概率误差（。引起的）；
一起始偏角概率误差；
Evo
初速概率误差；
一初速对高低敏感因子；
ay./avo-
靶距；
Ew.
横风概率误差；
初速；
通过x的时间；
Vo
阻质心距；
横向回转半径；
h-
RA
起始攻角幅值；
k,
俯仰力矩特征数；
膛内攻角角速度；
起始攻角角速度；
一机械干扰引起的攻角角速度；ad
8md
气动干扰引起的攻角角速度。
对于初速在1700~2000m/s，弹道系数在0.25~0.8范围内，靶距为.1000~2000m，取
Ew,=0.5~1m/s；取Ev。=4~5m/s，则得
Ey。 = Ev, y /avo = 0.015 ~ 0.03m
Ezw = Ev, dz / aw, = 0.025 ~ 0.05 m
上述数值的平方与立靶概率误差的平方相比，可以忽略不计，最后得尾翼稳定脱壳穿甲
弹立靶密集度的公式为：
-218-

125mm尾翼稳定脱壳穿甲弹立靶密集度分析
E, =(Ewn x)? +(REg, x / hvo)?
(7)
E2 =(Eux)? +(RAEs x / hvo)?
4.一二三工程尾翼稳定脱壳穿甲弹立靶密集度计算与分析
二三工程尾翼稳定脱壳穿甲弹的主要参数：
7.4kg
弹丸长：
弹丸重：
641.2mm
4.1kg
$26mm
飞行弹重：
飞行弹径：
3.2kg
弹体长：
570mm
弹托重：
24.66
初速：
飞行长径比：
1740m/s
0.22mX0.22m
64m/s
1000m立靶密集度
1000m速度降
攻角波长
最大转速
92m
6780r/min
mo= 4°
弹形系数
1.7
攻角幅值
弹道系数
0.28
根据上述数据及图纸有关外形尺寸，利用（7）式进行立靶密集度计算。并结合105mm、
120mm尾翼稳定脱壳弹的试验数据进行分析和讨论。
首先计算立靶密集度 E,和 Eyw。、Ey的比例关系，计算得 E3w。/E,列入表 3 和表4。
表3 Ev。/ E, （%）与 E,、Es。的关系
E%
0.05
0.1
0.5
98.28
80.17
65.49
93.11
57.01
38.09
0.15
99.9950
99.9820
99.569
75.82
65.18
99.760
99.00
0.2
99.9980
99.9900
96.10
88.85
80.60
99.892
99.58
99.28
95.00
91.38
89.25
84.45
0.3
99.9990
99.9960
99.940
99.76
99.03
95.15
93.95
91.29
0.4
99.9940
97.21
99.9980
96.13
99.9996
19666
99.84
99.38
96.89
94.43
0.5
99.9985
表4
（%）与Es。的关系（取E,=0.22）
Es.)
0.1
1.5
0.3
0.5
0.8
1.0
2.0
2.5
125mm脱壳穿甲弹
0.155
1.390
3.870
9.9160
15.49
34.86
61.20
96.840
0.1823
4.558
11.668
18.23
41.02
72.93
113.95
105mm脱壳穿甲弹
1.641
-219—

穿甲弹
由表3、表4可以看出E。或E引起的立靶散布占总散布的比例。由部分试验数据可
知，正常脱壳的弹丸，最大攻角幅值只有4°左右，攻角角速度的最大值都小于10rad/s，
统计的散布概率误差如表5所列。
表 5Esm。、Es。的试验数据
组次
种类
Esmo)
0.067
0.239
1.50
0.438
0.153
1.205
Es, /rad. s'
1.0
0.475
0.650
0.699
0.135
1.0
从表5可以看出，正常脱壳的弹丸，Esm。最大为1.5°；Es。最大为1rad/s；平均Esm为
0.5°；Es。为0.5rad/s；。根据这些数据，对照表3、表4可知，105mm、120mm、125mm
三种脱壳穿甲弹，起始扰动3。引起的散布最大也只占总散布的15%左右，一般只占总散布
5%。可见，影响立靶密集度的最主要因素是起始偏角散布或膛内偏角散布。由此可得出结
论，正常脱壳是改善立靶密集度的必要条件，减小立靶散布关键在于减少E。或Ew，即弹
炮药诸参数的合理匹配使E。最小。对尾翼稳定脱壳穿甲弹的立靶密集度，也得出这一结论。
由计算可知，如果使E占总散布的50%，对105mm脱壳弹Es为1.64rad/s；对120mm
脱壳弹，Esm。为7.5°；对125mm脱壳弹Es。为1.79rad/s。如果使E占总散布的10%，对
105mm弹，Es。为0.8rad/s；对120mm弹Esm。为3°；对125mm弹Es为0.8rad/s。由于
125mm尾翼稳定脱壳穿甲弹起始攻角幅值小于4°，可以计算，起始攻角角速度引起的散布
只占15%左右。主要影响因素是起始偏角散布。
5尾翼稳定脱壳穿甲弹立靶密集度设计
为了保证尾翼稳定脱壳穿甲弹设计方案能满足立靶密集度要求，必须进行立靶密集度设
计。利用发射动力学和脱壳动力学计算E。、Es。，然后综合计算E，、E，，再分析弹、炮、
药参数对E，、E,的影响规律，确定满足E，、E，要求的炮、弹、药参数。计算步骤如下：
(1）给定所需弹、炮、药参数；
(2）利用弹性炮身（或炮架）的发射动力学公式计算bi、bi、bi；
(3）利用脱壳动力学公式计算：md、md、md、ad、ad、ad和Wo、。、S;
(4）计算立靶密集度E，、E,；
(5）改变某些弹、炮、药参数，计算E，、E，与参数的关系；
(6）建立E，、E，与各参数的关系曲线或公式；
—220—

125mm尾翼稳定脱壳穿甲弹立靶密集度分析
(7）确定满足要求的弹、炮、药参数。
这里特别重要的是，必须用弹性火炮系统或弹性炮身计算bi、bi、bi，因为bi是
主要影响因素，只有在弹性炮身条件下，才能计算出反映实际情况的bi，否则将得不到正
确结论。
6结论
(1）影响125mm尾翼稳定脱壳穿甲弹立靶密集度的主要因素是起始偏角V。和起始攻
角角速度。，其它因素可以忽略。
点总散布的15%左右。
(3）在起始扰动。中，bi与。大致各占50%。在正常脱壳条件下，最大攻角幅值一
般只有4°左右。
(4）正常脱壳是满足立靶密集度要求的必要条件，减小立靶散布的主要途径是减小E
·或Ew°
(5）由于影响立靶散布的主要因素是起始偏角散布或膛内偏角散布，因此，影响立靶密
集度是弹炮药全系统的综合因素，必须在弹性火炮条件下研究发射动力学问题。
(6）在考虑攻角角速度。（bi、md、a）对立靶密集度影响时，应当以对E，、E，
的影响比例考虑md、ad的影响程度；不要只考虑ma和aa占。的比例，因为它不能最
后决定ma和a对E，、E,的影响大小。
(7）鉴于结论（5），所以在一般情况下只要保证正常脱壳就可以了，以改善脱壳减小立
靶散布可能得不到明显效果。
221-

DTW 式125mm穿甲弹可靠性分析
崔丽莉
（国营第803厂）
摘要本文从可靠性设计、可靠性计算、可靠性管理三个方面详细总结了DTW式125mm穿甲弹
在研制过程中的可靠性工作，系统地说明了在穿甲弹研制过程中可靠性工作的步骤、方法。
关键词穿甲弹可靠性
１引言
125mm坦克炮是我国自行研制的大口径、高膛压、高初速、大威力的武器系统。DTW
式125mm穿甲弹(以下简称穿甲弹)是配备于该武器系统的主用弹，为了保证武器系统的先
进性，不仅对穿甲弹各性能指标有较高要求，同时对穿甲弹的可靠性也提出了要求。在各研
制单位的共同努力下，穿甲弹的各项性能满足了指标要求，可靠性也有了显著提高。本文对
穿甲弹的可靠性设计、可靠性试验进行了定性、定量分析。
2主要战术技术指标
（1）穿甲威力
常温(+15)，对2000m处，水平厚度为600mm220mm/68.5°）的轧制均质装甲钢板，穿
透率≥90%。
（2）千米立靶密集度
1000m立靶密集度（公算偏差，常温三组平均值)高低×方向≤0.25m×0.25m。
（3）内弹道指标
Gp=7.44kg;
弹重
初速Vo (+15c)=1740m/s;
高温膛压Pm(+50c)≤544.3MPa;
常温膛压
Pm(+15c)≤470.7MPa;
初速概率误差Ev≤5.5m/s。
低温初速
Vo(-40c)≥1680m/s;
可燃药筒
(4)
应与装药结构匹配，应满足使用要求，强度可靠，射击时应燃烧完全，膛内不允许有影
响后续装填的残渣和继续燃烧的残余物。
（5）穿甲弹内、外包装应固定可靠，装弹方便；内包装应能多次开启和恢复密封。
（6）底火发火性能可靠性指标
底火发火性能可靠度99.9%，置信水平90%。
指标分解后，电发火性能可靠度为98%，置信水平90%；撞击发火性能可靠度95%，
置信水平90%。
—222-

DTW式125mm穿甲弹可靠性分析
（7）使用环境温度
-40~+50℃。
3可靠性设计
为了确保穿甲弹的可靠性，设计时遵循下列原则：
（1）采用最简系统的穿甲弹方案；
（2）优先选用经实践证明性能良好、工作可靠的成熟的硬件；
（3）对新设计必须用分析和试验方法验证；
（4）选用的零部件及材料尽可能做到标准化、系列化、通用化。
3.1穿甲弹弹丸的可靠性设计
3.1.1弹丸的失效模式、影响及危害度分析
在弹丸的设计过程中，为了提高设计过程的可靠性，首先对弹丸进行了失效模式、影响
及危害度分析。经过分析找出对弹丸失效影响最大的是飞行弹体和弹托两个部件，具体失效
模式为断弹、横弹、穿不透及脱壳不顺利。断弹、横弹都会使弹体失效，不能飞行到预定目
标，从而丧失穿甲功能，贻误战机。因此在设计中要选择最好的弹体材料和弹托材料，以满
足发射强度要求，要对弹体、弹托采用优化设计，使之受力比较合理，减小弹托分离对弹体
的干扰，从而提高密集度。
3.1.2弹丸可靠性设计的技术保障
在弹丸的失效模式、影响及危害度分析的基础上，将设计的重点放在了弹体、弹托材料
及优化设计、减小弹托分离对弹体的干扰等方面。
3.1.2.1结构强度方面
（1）设计计算时，弹托和弹芯的主要受力截面的应力值，不大于弹托和弹芯材料的许
用应力。
（2）弹芯采用成熟的变密度钨合金技术，其前端为93W，并经锻造，后端为91W，并
经真空热处理。这样既保证了弹芯具有较好的穿甲效果，文改善了尾部的受力状态。
（3）弹托采用广泛应用的带锥形尾部的鞍形结构，并适当加长第三定心部，使火药气
体在膛内能将弹托与弹芯紧紧抱合，出炮口又能使弹托很快分离。
3.1.2.2立靶密集度方面
为使弹丸具有良好的飞行弹道特性，有利于立靶密集度的提高，在弹丸总体布局和零部
件设计过程中，主要采取了以下措施：
（1）尽量使弹丸质心前移，尽可能减小弹丸出炮口时的攻角。
（2）尾翼翼片前缘设计一定的斜置角，使飞行弹体在弹道上获得预定的平衡转速。
（3）风帽、尾翼外表面均涂以隔热涂料以防飞行过程中高速气流引起铝材料的烧蚀。
（4）尽量增大弹托前后定心部之间的距离，使弹丸在膛内稳定运动。
（5）设计合理的弹带及密封结构，选用经离心浇注成型、性能良好的MC尼龙作弹带
材料，而保证在膛内密封火药气体，出炮口后迅速分离。
3.1.2.3穿甲威力方面
-223

穿甲弹
为了可靠地完成穿甲威力指标，主要采取了以下技术措施：
（1）弹芯头部采用半球形，使其开坑能力较强；
（）弹芯环形齿采用凸齿结构，这种结构特点是既不削弱弹芯强度，又加大了长细比，
有利于穿甲威力的提高；
（3）最大限度地减轻了弹丸消极质量，以获得较高的初速。
3.2穿甲弹装药结构的可靠性设计
(1）发射药：采取措施改进了太根药的力学性能。
(2）装药结构：改进装药结构使之与发射药力学性能相匹配。
3.3底火发火可靠性设计
3.3.1底火发火可靠性模型
电底火
根据底火的作用机理和使用性能建立如图1所示的底火
可靠性模型。
数学模型
Rs=1-(1-R）(1-R2)
撞击底火
式中　R
一底火发火性能可靠度；
一底火电发火性能可靠度；
图1
一底火撞击发火性能可靠度。
R2-
3.3.2底火结构方面
底火在设计中提高了闭气结构承载高膛压的能力，采用多喷孔传火方式，使底火输出能
量稳定，且易于控制。
3.3.2.1电发火件可靠性设计
（1）选用比热大、点火性能好的结晶三硝基间苯二酚铅作引火药剂；
（2）选用具有单位电阻偏差小、质量稳定且有良好抗腐蚀性能的铂合金电阻丝（Φ
0.03mm)作桥丝；
（3）采用成熟的锡焊工艺，严格焊桥质量控制，提高涂引火药技术水平，电发火可靠
度裕度系数为9。
3.3.2.2撞击发火件可靠性设计
（1）选用自带火台，并使用不含雷汞击发药的3号甲撞击火帽；
（2）选用H68黄铜棒作发火件套材料，严格控制发火套底厚；
（3）撞击发火可靠度裕度系数为3.85。
3.3.2.3传火可靠性设计
为保证传火面均匀分布，采用厚度为1.3mm、孔数为7孔的传火板。
3.3.3点火机构方面
（1）为了提高引燃效果先用粉末黑火药作底火松装药；
（2）用416原色平纹绸与锡箔结在一起作密封件，以增强密封件强度。
3.3.4强度设计
底火闭气塞选用紫铜材料，严格加工工艺，传火板传火孔除中心孔(推动闭气塞活动)外
-224-

DTW式125mm穿甲弹可靠性分析
与底火体锥孔采用错位设计，以保证高温高压气体不直接冲击闭气塞边沿及底火体锥体边
沿，减少了高温高压气体沿底火体锥体下泄，保证气体通过传火板的中心传火孔迅速推回闭
气塞，从而保证密闭性。
4 可靠性评估
弹丸可靠性评估
4.1
发射强度、立靶密集度、穿甲威力是弹丸的三大性能指标，应从这三面进行可靠性评估。
4.1.1发射强度可靠性评估
4.1.1.1发射强度试验
为了使弹丸满足高膛压发射要求，必须对弹丸进行高温强度试验或强装药试验。经过多
次试验，平均压达527.2MPa，共试验192发，仅一发尾片折断，其余全部正常。另外对
低温时的弹丸强度也进行了考核，共试验131发，全部正常。
4.1.1.2失效判断
试验中若出现下列情况视为失效：
（1）风帽、尾翼脱落或尾翼片折断；
（2）飞行弹体横弹或折断。
4.1.1.3.发射强度可靠度计算
弹丸发射强度试验属于成败型试验，其可靠度计算采用GJB376中的二项分布估算公式，
即根据试验数n、失效数F，在置信水平下，可靠度R由下式求出。
F=0, R=1-
(1)
F≥1,
= n!Rn-*(1 - R)* / xl(n - x)!=1 -
(2)
x=0
若给定置信水平=0.9，高温(含强装药)试验数n=192，失效数F=1；低温试验n=131
发，失效数F=0。查GJB376表A2得弹丸在高温(含强装药)和低温条件下，发射强度可靠
度分别为：高温(+50℃，含强装药)R=0.9796，低温(一40C)R=0.9825。
4.1.2立靶密集度可靠性评估
在给定置信水平下，试验m组(每组n发)，概率误差的估值为E，那么，该批弹丸符
合正态分布总数的概率误差E：
P(B,E≤E≤B,E)=
(3)
其中E由下式给出：
(4)
/m
—225—

穿甲弹
式中：BL，Bu为区间估计系数，由置信水平，自由度V=m(n-1)查正态总体标准差的
区间估计表得到。
E, = B,E]
给定
(5)
E=B,EJ
弹丸结构确定后，进行了24组常温千米立靶密集度试验，按每组7发计可知，m=24，
n=7，则自由度V=24×6=144，根据每组常温千米立靶密集度试验结果，由式(5)计算得：
Ey = 0.1968
Ez = 0.205
给定=0.95，根，V查正态总体标准差的区间估计表得Bt=0.9406,Bu=1.065。
由以上可计算高低概率误差E，的置信区间为[0.185，0.21]，方向概率误差E，的置信区
间为[0.193，0.22]。
计算结果表明，该弹丸的常温千米立靶密集度，其高低和方向概率误差E，E，有95%
的可能分别落在[0.185，0.21]，[0.193，0.22]的置信区间内。
4.1.3穿甲威力可靠性评估
4.1.3.1计算临界速度、极限穿透速度
采用GJB1853-93反装甲弹试验方法中附录E中升降法试验设计，选用穿甲试验中的
未穿透速度数据，从小到大排列有：1527.6，1528.7，1536.9，1540.1，1540.5，1542.4，1564.8m/s。
V5o =C+ D(A/ N +0.5)
根据
(6)
(7)
= 0.62(M + 0.029)D
M= (NB-A’) N?
(8)
其中 C=1540, D=10, N=N;=7,A=iN;=1, B=i?N,=11。
计算得：Vso =1546.4m/s
= 25.6m/s
V。 = Vso +1.28 =1546.4 +1.28 × 25.6 =1579m/s
4.1.3.2穿甲威力可靠度计算
若弹靶关系符合正态分布，则穿甲威力可靠度
R =Φ[(V - Vso) /α]
(9)
式中：V为常温条件下，弹丸飞行2000m时的存速(m/s)。
设常温(15°C)时，弹丸初速1740m/s,弹丸飞行2000m时的存速为V=1610m/s。
利用式(9)计算出Φ(2.484)，查正态分布表得：R=0.99。
计算表明，该弹丸在常温(15°C)条件下，2000m距离上击穿220mm/68.5°均质装甲钢
板的可靠度达99%，满足战术技术指标要求。
-226-

DTW式125mm穿甲弹可靠性分析
4.1.4材料性能的可靠性分析
4.1.4.1钨合金棒坏性能的可靠性分析
在穿甲弹研制过程中共研制生产钨合金棒坏4500支，按棒坏总数的2%取样进行检验，
统计结果见表1。
表1钨合金棒坏性能统计
61%
0μMPa
Ax/J
plg.cm3
成分
状态
指标
实测
指标
实测
指标
实测
指标
实测
17.18~
17.30±
真空热处理
950~990
尾部91W
≥930
≥20
250~265
27~35
≥130
0.15
17.25
1130~
1200~
17.75±
17.64~
头部93W
锻造态
≥20
8~14
28~90
1330
1320
17.70
0.15
由表1中数据看出，钨合金棒坏的头、尾部密度稳定，波动范围在3%～4%；头部抗拉
强度(0b)在要求值范围内，伸长率(6)大于下限值3%～9%，冲击功(A)大于下限值40%以
上；尾部抗拉强度(b)大于下限值2%6%，伸长率（8)大于下限值7%～15%，冲击功(A)
大于下限值15%以上；用这些钨合金棒坏制造的弹丸满足了高、低、常温发射强度和穿甲威
力的要求，其可靠度见4.1.1和4.1.3。因此，可以说，钨合金棒坏的性能是稳定的，作用是
可靠的。
4.1.4.2弹带材料性能的可靠性分析
（1）弹带材料采用离心浇注成型的MC尼龙，其物理机械性能良好，满足了弹丸在高、
低温发射时的闭气性要求，在膛内作用正常可靠，确保了弹丸在膛内的正常运行。
（2）各种试验结果表明，弹带出炮口后碎块小于整体弹带的三分之一，保证了弹托正
常脱落。
（3）弹带材料性能满足了弹带整体装配工艺和环境温度（一40～50℃)条件下的使用性
能要求。
4.2装药结构可靠性估计
4.2.1膛压可靠度计算
·从1996年将ZT-12A发射药应用于穿甲弹以来，从每批装药中，随机抽取m发编为一
组，共试验n组，结果列于表2。表2中的压值是以初速为1740m/s的修正值。
假设当常温初速为1740m/s时，膛压的估计值为Pm，该装药符合正态分布N(μ,s²）的
膛压Pm的置信区间可按下式计算求得：
Pm-tS / Vn<Pm<Pm+tS / n
(10)
式中t为不可靠度为α、自由度为n-1时的t分布双侧百分位点，s?为样本的方差。
Pml = Pm - tS / /n
(11)
Pmu = Pm + ts / /n
(12)
则膛压落在置信区间的可靠度为：
—227—

P(Pml < Pm< Pmu)=1 -α
(13)
根据表2数据求得：
P, = , Pm / n = 454.4MPa
(14)
Z(Pm - Pm) /(n -1) = 3.54MPa
(15)
i=0
表2常温膛压、初速概率误差统计
膛压/MPa
备注
地点
初速/m·s
Ev/m.s
时间
累计组数
051
455.6
1996年11月
1740
4.88
1740
452.7
5.45
1996年11月
051
工厂鉴定试验
051
1740
448.1
3.97
1996年11月
454.8
1996年11月
051
1740
4.58
051
1997年1月
6.22
1740
452.7
工厂鉴定补充
451.9
051
1740
7.89
1997年1月
试验
1997年1月
454.4
051
1740
1.79
1997年7月
31基地
1740
461.8
5.5
设计定型内弹
6.87
1997年7月
31基地
456.2
1740
道试验
1997年8月
31基地
1740
3.3
10
455.5
已知自由度n一1=9，不可靠度α=0.01，查《可靠性数学基础》（电子工业出版社，1998
年8月)附表4《t分布表》可得：t(0.005，9)=3.2498。
由(12)、（13)式求得可靠度为99%时，常温膛压的置信区间为：
Pml = 454.4 - 3.2498 ×(3.54 / /10) = 450.8MPa
Pmu = 454.4 + 3.2498×(3.54 / /10) = 458.0 MPa
结论：当常温初速为1740m/s时，有99%的把握使膛压落在450.8～458.0MPa之间，说明初
速和膛压指标实现的可靠性较高。
4.2.2初速概率误差的可靠度计算
按表2中的初速概率误差值计算。初速概率误差的估计值为Evo，那么该装药符合正态
分布的参数Ev.的置信区间为：
Ev -tS / Vn<Ev。<Ev。 +tS / /n
(16)
Ev, =Ev, -ts / n
(17)
Ev,u=Ev, +ts / n
(18)
则初速概率误差落在置信区间的可靠度为：
—228-

DTW式125mm穿甲弹可靠性分析
P(Evl <Ev <Ev,u)=1 -α
(19)
由表2数据求得：
ot / n = 5.045m/s
(20)
E.
voi -Ev,)2 (n -1) =1.77m/s
(21)
已知自由度n一1=9，当α=0.01，查t分布表得：
t (0.005,9)=3.2498
由(18)、（19)式求得，当可靠度为99%时，初速概率误差的置信区间为：
Ev, l = 5.054 - 3.2498 ×1.77 / /10 = 3.23m/s
Ev,u = 5.054 + 3.2498×1.77 / /10 = 6.86m/s
结论：该装药有99%的可能使初速概率误差落在3.23～6.86m/s之间，即初速概率误差
不能满足100%小于等于5.5m/s的指标。经计算满足初速概率误差指标的可靠度有80%以下，
初速概率误差在4.655.44m/s之间的可能性为50%。
4.2.3可燃药筒燃烧完全性可靠性计算
在可燃药筒研制过程中，共射穿甲弹2052发，根据可靠度R计算公式：
F≥1, Z[n!/ x(n- x)]R"-*(1-R)* =1-
(23)
x=0
其中：n=2052，F=0，=0.95，则：R=0.998。即，可燃药筒在置信水平=0.95的条件下，
燃烧完全性的可靠度为99.8%。
4.3底火可靠性试验
4.3.1底火可靠性考核试验：
为了严格考核底火的发火性能可靠性。在静态工厂鉴定试验大纲中专列了可靠性试验：
电发火性能试验，数量n1=114发试验条件：给产品通4A的直流电；
撞击发火性能试验，数量n2=45发，试验条件：2kg落锤，18cm落高。
底火发火可靠度计算如下(计数法计算)：
由试验数n1，n2，失效数F1=0，F2=0，置信水平=0.90，可靠度R由(23)式计算
Rl=0.98，R2=0.95，则
R = 1 -(1 -Ri)(1 -R2) = (1 -0.98)(1 0.95)=0.999
式中R——底火电发火性能可靠度；
R2—底火撞击发火性能可靠度；
-229-

穿甲弹
R—底火发火性能可靠度。
根据计算结果，可靠度符合战技指标的要求。
4.3.2底火发火可靠性增长试验
在工厂鉴定中共生产3919发，动、静态试验2155发，其中电发火n1=1331发，撞击发
火n2=824发，试验结果合格(F1=0，F2=0)。置信水平=0.90，查GJB376-87《火工品可靠
性评估方法》中附录A表A2得：R1=0.998，R2=0.997，则底火发火可靠度为：
666660=(660-(8660-)[=(--)-[=
根据计算结果底火发火可靠度满足战技指标要求。
5可靠性管理
为了保证穿甲弹在研制过程中的质量，各研制单位制定了可靠性保证大纲，建立了可靠
性管理系统，在产品研制各个阶段严格进行质量评审，对发射药、可燃药筒、底火、装药元
件等关系到安全性的火工品制定了严格的生产工艺，对弹丸的弹芯、弹托等关键件、重要件，
在加工中严格控制，使各零部件的出厂质量有了保障。各研制单位不仅对产品的硬件严格管
理，还在设计文件、图纸方面进行了严格的审查，保证产品在生产过程中具有可操作性，使
产品的可靠性有了技术保障。
-230

穿甲弹侵彻体的威力设计
王晓鸣
赵国志‧沈培辉‧潘正伟
(南京理工大学)
摘要本文通过理论分析和实验验证两方面论证了侵彻体长度在材料和着速一定条件下与其侵
彻深度对应的定量关系，提出了钨合金长杆在1500～~1600m/s着速时穿深与杆长之比为1.0~1.1
的概念；为在一定弹芯质量前提下增加杆长，提出了凸牙环形齿的弹芯啮合结构；并且通过测试
比较了不同弹头结构对不同目标靶作用的效果，给出了对均质靶和多层间隔靶均有较好效果的头
部结构。
关键词穿甲弹侵彻体弹芯结构穿深弹头结构
1 引言
当年，提出一步穿甲弹在2000m距离上击穿460mm/0°均质装甲的威力指标时，都感
到难度很大。为了提供提高穿甲威力的措施，协调好弹重（杆长和直径）和初速（内弹道）
等总体参量关系，定量地给出能击穿给定目标的弹杆长度，解决增大穿甲弹长径比的结构途
径，我们承担了“穿甲弹结构分析”的研究课题，参加了穿甲弹的总体论证工作。
在此期间，为了对步方案优化结构提供理论的和技术上的根据，在穿甲威力方面进行
了如下的工作：模拟试验研究侵彻体杆长与穿深的关系，包括对半无限厚靶的垂直侵彻和对
有限厚板的斜穿透；弹杆凸牙环形齿结构增大长径比的可行性模拟试验研究；侵彻体弹头部
结构对穿甲威力的影响；着靶小攻角对穿甲极限速度的影响等。
2侵彻体长度与穿深的关系
经过理论分析和实验研究，在1986年针对当时情况提出，对于长径比在20左右、着速
在1500m/s的钨合金侵彻体，其对均质装甲钢板穿甲的斜距离与侵彻体杆长之比值为1：1；
对于同样的弹杆和长径比，在1600m/s着速附近时，其穿深与杆长之比为1.1：1。这-口号
式的定量关系不但为大体估计国外穿甲弹威力给出了直观可行的办法，而且为我国今后穿甲
弹的威力设计给出了定量的关系。
2.1.侵彻体长度是决定穿深的基本因素
许多有关装甲侵彻的理论分析都可以追溯到马梯尔（Martel）假定，即将一个任何形状
的柱体侵入塑性变形材料中所需要的功与其所排开的弹坑容积成正比。经实验证实，弹坑的
容积与弹丸入射的能量成直线关系，由此可以延伸出穿深与弹丸比动能成正比的关系。
弹丸比动能
-231-

穿甲弹
e = mv? /2A
式中A为弹杆截面积，A=πd²/4，若设弹丸可以简化为圆柱杆，其质量m=πd²p，/4，
e=lp,v2 /2
当弹丸材料（密度P，）和撞击速度一定时，比动能e与杆长成正比，亦即穿深与杆长
成正比，所以杆长是决定穿深的基本参量之一。至于穿深与杆长之比例系数应由实验确定。
2.2穿深与杆长之比的实验确定
围内对603钢半无限靶垂直侵彻，做了很多试验。比如表1给出的Φ7mm钨杆（长径比为
=10.4）试验结果就是一组典型数据。在此之后，又进行过入=24、28的试验研究，并结
合国外资料得出了如图1所示的曲线形状，称为“s”曲线。
表1穿深与杆长关系的典型实验数据（钨杆d=7mm,a=10.4，603钢靶）
序号
速度/m·s
穿深/mm
飞行体质量/g
54.4
1459
63
0.865
1522
54.8
66
0.906
1527
71
55.1
0.975
1515
54.6
73
1.003
由图1可以看出：
（1）p/l~V关系在速度1000~1800m/s
A=10
之内基本为线性关系。这一点对火炮一穿甲
1.2
入=20
弹来说有重要意义。
（2）在相同速度条件下，长径比不同
0.8
而穿深与杆长之比的比例系数不同，长径比
小者其比例系数大。
0.4
（3）对于图示的半无限靶试验结果，
当长径比=20，速度v=1500m/s时，
P。/ l~0.73；当速度v=1600m/s时，
1000
2000
v/m-s-1
P/l~0.81。
图1
穿深与杆长之比对速度关系的实验曲线
（4）实验中发现，在极限情况下，即
侵彻体在最大穿深时剩下的残余体长度约为原杆长的1/10。
当对有限厚靶斜穿透时，同样的侵彻体在相同的着速情况下，其穿透的最大斜距离将比
其对半无限厚靶穿深有一个增量。此值按Tate垂直试验结果给出
△/1 = 0.5/2+0.08
对于斜穿透，其增量应当是△的1/c0Sα倍。这样，对于2=20的情况，△/l~0.105；对于
—232

穿甲弹侵彻体的威力设计
大倾角α=65°～68°的靶板穿透，△/l~0.25～0.28。因此结合图1的结论（3），可认为在
元=20，着速v=1500m/s左右时，穿深与杆长之比p/l~0.98~1.01；对=20，V=
1600m/s的情况，p/l~1.06~1.09。
3弹杆凸牙环形齿对威力的影响
由上述分析可见，侵彻体长度是穿甲威力决定性因素之一，所以世界上各国的杆式穿甲
弹都是在给定弹重条件下尽最大可能地增大侵彻体的长径比，即增大侵彻体长度。由于长径
的指标之一。
在一二三工程穿甲弹研制之初，当时国内外的弹芯结构都是凹槽环形齿，弹芯在环
形齿啮合部分的前、后直径与齿顶直径相同。在直观上虽然气动力性能较好，.但在发
射强度方面甚至会有不利影响，而最重要的是这种结构使弹芯长度较小，对威力的发
挥十分不利。为了克服这些不利因素，有必要探索在给定弹芯质量前提下提高长径比
（增大杆长）的技术途径，经过威力对比模拟试验和气动力吹风对比试验证明，采用
凸牙环形齿弹芯结构是增大长径比、提高穿甲威力的好办法，而发射强度、气动力方
面不吃亏。
3.1凸牙环形槽弹芯结构的威力对比试验验证
采用钨合金（p=17.6g/cm²）杆式模拟弹对凸牙、凹槽环形齿弹芯进行了穿透大厚板
的威力对比试验。试验用弹如图2所示，靶厚70mm，得到实验结果如表2所示。
37
33
30
29
虹 83.5
72
(b)凹槽环形结构
(a）凸牙环形槽结构
图2环形槽结构威力对比试验用弹
由表2可见，在飞行弹体质量相同的条件下，凸牙环形槽结构的Vso1320m/s，而凹
牙环形槽结构的Vso~1380～1390m/s，二者相差近60~70m/s，可见凸牙环形槽弹芯结构
由于在等重条件下增大了长度，有明显的威力优势。
实际上，这两种环形槽结构本身及其尺寸是相同的，仅仅是环形槽之前、后的弹芯直径
不同而已。对凸牙结构，环形槽之前、后的弹芯直径取为基本与槽底直径相同。因此，从发
射强度考虑出发，由于齿前、后弹芯部分的质量未变，其危险截面的尺寸未变，所以其发射
强度的水平不变。
—233

穿甲弹
表2王
环形槽结构威力对比实验数据
序号
牙型
结果
飞行体质量/g
着靶速度/m·s!
凹牙
51.2
1472
穿透，孔大
凹牙
夹穿
51.2
1379
凹牙
51.4
1390
夹穿
凸牙
51.2
未透，背凸
1278
凸牙
51.4
1298
未透，背裂
凸牙
穿透
51.4
1351
凸牙
51.0
无效
1248
凸牙
51.2
未透，背凸5mm
1270
凸牙
51.5
夹穿
1326
凸牙
10
51.5
穿透
(1320)
11
凸牙
穿透
51.6
1317
12
凸牙
未透
52.0
1314
凸牙结构飞行体的气动力特性
3.2
长杆式飞行体上有无环形齿、环形齿是凸牙还是凹牙这些情况肯定会对其气动力性能有
明显影响。为了证明这些问题，在1986年特别进行了马赫数在4.0和4.5条件下具有环形槽
或凸牙外形结构的脱壳穿甲弹的气动力特性吹风试验。其中试验用的1"模型和4#模型即为
典型的凹槽环形齿飞行体结构和凸牙环形齿结构。这两种模型的吹风试验结果如表3和表4
所示。
1#模型
278
R1.5
177
4°5
399
70
3459
502
4#模型
278
R1.5
4°5
181
384
70°
502
C向
2:1
38
x45)
12110
图3凸牙、凹槽弹芯结构的气动力吹风模型
—234—

穿甲弹侵彻体的威力设计
表31模型吹风试验数据
Ma = 3.9305, Re = 2.3 × 107
.0
- 2°
4°
0.3568
0.4084
0.3660
0.3668
0.4703
0.0000
0.3123
0.6353
0.9500
0.3077
0.0315
0.0000
0.0646
0.0979
0.0331
mz
0.1613
mg /1(°)
0.0154
0.6334
Ma = 4.4542, Re = 3.2 × 107
- 2°
0°
2°
0.3442
0.3845
0.3440
0.3251
0.4508
0.0000
0.2969
0.6061
0.9236
0.2883
0.0260
0.0000
-0.0521
0.0791
0.0269
mz
cg nr°)
0.1535
mg 11(°)
0.0134
0.6261
表44模型吹风试验数据
Ma = 3.9305, Re=2.3 × 107
- 2°
2'
.0
0.5210
0.4859
0.5216
0.5947
0.6830
Cy
0.0000
0.4317
0.8845
1.3062
-0.4280
0.0579
0.0000
0.0557
0.1126
0.1693
Cg nk°)
0.2218
mg 1(°)
0.0267
0.6617
Ma = 4.4542, Re = 3.2 X 10
4°
- 2°
0.4676
0.4727
0.5448
0.6432
0.4296
1.2624
0.3921
0.8764
Cy
0.0000
0.3764
0.0473
0.0000
0.1035
M,
-0.0502
0.1488
cg nr)
0.2092
mg n°)
0.0247
0.6596
试验结果表明，在所试验的马赫数范围内，4模型（凸牙）的零升力阻力系数比1*模型
（凹牙）增大了36.2%~32.1%；4模型的C°比1模型增大了37.5%~36.3%。在俯仰力矩和
压心特性方面，1模型较无牙光身的飞行体而言，在模型头部和尾翼外形参数相同的条件下，
没有显著影响；而4模型由于尾翼相对面积的增加，尾翼段提供了大得多的稳定力矩，因而
其m~绝对值和x分别比1模型增大了73.4%~84.3%和4.47%~5.35%。x。增大自然对弹芯
的飞行静稳定性相当有利，但正如前述的阻力特性分析那样，4模型的阻力是大大增加了。
-235-

穿甲弹
但是，弹芯在飞行中的速度降除取决于其外形结构决定的阻力以外，还与断面比重有关。
在飞行体质量相同的条件下，由于4模型的横截（参考）面积较1模型减少了29.1%，因而
其断面比重增大了41%，提高了弹芯飞行的存速能力。根据相同弹芯质量的计算结果，
Ma=3.9305时4模型在1000m距离的速度降较1模型减小了约3.2%，Ma=4.4542时减少约
5.9%。这表明4模型与1模型在等质量条件下，4模型的外形结构方案仍然是有利的。
4头部结构对穿甲威力的影响
杆式穿甲弹弹芯的着靶速度通常都大于1200m/s，并且是大角度斜侵彻，所以弹芯上预
制的头部结构与形状在碰靶到侵彻初期就已经因侵蚀、破碎作用而消耗始尽；而在对装甲侵
彻的主要过程中，侵彻体的头部形状应保证动态稳定，这仅与侵彻体的材料及弹芯主体的结
构有关。尽管如此，弹芯上预制的头部结构和形状因其在侵彻初期尚起作用，因而对穿甲威
力仍有不可忽视的影响。
为了验证不同头部形状对不同类型目标靶的作用效果，寻求对各种目标均有较好效果的
头部结构，对所选择的截锥头、半球头、全钨三节头及穿甲块四种典型结构进行了穿甲模拟
试验，弹芯质量相同，直径相同，因其头部结构不同造成的侵彻体长度不同可以忽略。试验
用目标靶有603均质装甲钢板，三层间隔靶模拟靶，大倾角603钢均质板。试验结果见表5。
表5各种头部结构对不同目标靶的极限穿透速度（m·s）
杆长/mm
603板30mm/65°
603板45mm/60°
三层间隔靶3-10-20/65°
1520
截锥头
≤1650
1670~1675
73.5
69.5
1610
半球头
≥1862
76.0
全钨三节头
1650~1660
1572~1580
1570
75.8
穿甲块
1688
1467
由表5可见，对三层间隔靶的侵彻能力由强至弱依次为：穿甲块、全钨三节头、截锥头、
半球头；而对斜置均质板的侵彻能力则由强至弱依次为半球头、截锥头、全钨三节头、穿甲
块。全钨三节头头部结构能够兼顾对间隔靶和大倾角均质厚板两种靶的侵彻都有较好的效
果，由此可为穿甲弹弹芯头部结构及形状的设计提供技术参考。
5结论
在总体约束允许的情况下，穿甲弹的弹芯威力设计应当考虑如下基本原则：
（1）侵彻体长度是决定穿深的基本因素之一，对于长径比二20的钨合金弹芯，当其
着速在1500m/s左右时，它对均质603装甲板能穿透的最大斜距离（板厚/cosα）相当于其
侵彻体长度；当着速为1600m/s时，此值相当于侵彻体长度的1.1倍。对于铀合金而言，上
述穿深与杆长的比值还应乘以铀、钨合金二者密度之比。
（2）采用凸牙环形槽弹芯结构是在等质量条件下增大侵彻体长度、增大侵彻体穿甲长
径比的有效措施。这种结构不仅能较大幅度地降低极限穿透速度，而且在发射强度、气动力
方面不会带来任何负面影响。
形头部结构最有效；对三层间隔靶系统，穿甲块头部结构最有效；能够兼顾这二种目标靶都
能有效作用的是全钨三节头结构。
—236-

125mm穿甲弹的前推弹托结构
赵国志　潘正伟‧王晓鸣
沈培辉
(南京理工大学)
摘要本文介绍了一二三工程穿甲弹前推方案产生的背景及其结构特点，说明了前推方案适应于
自动装弹机和火炮内膛尺寸要求，在大威力条件下缓和弹重与装药结构矛盾的优越性。文中总结
了前推方案的研制过程，给出了现在达到的技术状态，为今后可能的继续研制提供了可借鉴的经
验和教训。
关键词穿甲弹弹托坦克炮弹药
1引言
一二三工程125mm滑膛炮的内膛尺寸特点要求其配用的穿甲弹要有相应的主、副药筒
两段装药；坦克的自动装填机要求穿甲弹全弹（含副药筒）不得超达680mm，且筒底至前
定心部斜肩的距离不得大于490mm。在这些条件限制下，使得大威力穿甲弹的设计较困难，
尤其是对要求击穿600mm/0°均质装甲的威力指标，采用马鞍型弹托时更为困难。主要体现
在为解决威力问题必须协调好弹重（穿甲能力）与装药结构（获得初速和安全性）的矛盾。
这个矛盾当时很尖锐，弹丸设计方面要求弹重在7.6kg以上，而由于总体尺寸的限制使装药
量有限，达到初速大于1760m/s基本成为不可能。这样，前推方案穿甲弹应运而出，成为解
决这矛盾的好途径之一。
所谓前推方案穿甲弹，即其弹托为前推型，弹丸在膛内受火药气体推动前进的主要受力
面在弹丸质心之前，而后面采用有通气面积的支撑爪（弹托也分为三瓣，每瓣上一爪）。见
图1（照片）。
图1前推弹托穿甲弹丸（照片）
2前推方案穿甲弹的总体设计思想
2.1充分保证穿甲弹芯的有效长度
由模拟试验得知，对长径比2=20～25的钨合金（p=17.6g/cm）穿甲弹芯，以着速
Vs=1550～1650m/s对有限厚装甲穿透时，其穿甲斜距离与杆长之比为1.05～1.10。所以，对
给定的600mm/0°目标，穿甲弹芯的有效长度不得小于570mm，即≥570mm。
—237

穿甲弹
由于弹杆增长，以及由于受现有钨合金材料水平限制，势必增大弹托长度，所以弹丸质
量会有较大的增加。在弹丸质量限制（m≤7.6kg）的条件下，会给穿甲弹设计带来困难。为
解决这一问题，并保持有足够高的初速，可采取如下措施：
（1）在弹芯质量一定的条件下，保持弹芯足够的长度而减小弹芯直径，采用凸牙弹芯
结构；
（2）减少弹丸的消极质量（弹托质量）；
（3）充分利用弹丸（含副药筒）的可允许长度空间；
（4）增大火药装药量；
（5）改善弹芯材料钨合金的综合性能。
若采用传统的马鞍型弹托结构，在弹丸全长小于等于680mm的限制条件下，势必：
（1）要将弹芯向副药筒内延伸，或减小副药筒长度，无疑这会使装药量减少，达不到
初速的要求；
（2）也可减小定心导引部的长度，但会影响射击精度。
为此，有必要重新考虑传统的总体结构方案，采用前推弹托结构，使之能进一步挖掘
125mm坦克炮的潜力，适应~二三工程弹药装填机构的总体要求。
2.2125mm坦克炮的内膛特点
125mm滑膛炮内膛尺寸基本与俄T72坦克125mm滑膛炮相同。俄T72坦克火炮的内膛
结构是由T62坦克115mm滑膛炮演变而来的，T62式115mm滑膛炮为适合发射长杆式同口
径尾翼的脱壳穿甲弹而采用长脖式药筒，长脖部分为尾翼在其中运动时提供了导向作用。
115mm滑膛炮内膛的药室部分与这种药筒的形状相适应。俄125mm滑的药室分成两段，其
副药筒部分就对应于115mm滑药筒的长脖部分。但其副药筒为可燃筒，为使穿甲弹丸平稳
进入坡膛，BM-12穿甲弹的五片尾翼上各装一铜钉，该钉可起到随遇导向的作用，为穿甲
弹提供了较大导引部长度，使之膛内运动稳定。
一二三工程穿甲弹的设计应充分考虑上述的火炮内膛特点。
2.3采用前推式弹托结构
为了适应125mm滑膛炮的内膛特点，可类似于BM-12的膛内推进方式，采用前推式的
弹托。这种弹托实质上是将马鞍型弹托前定心部改作为膛内推动弹丸前进的主要受力部位，
其后部为弹芯的抱紧部分和支撑部分，这是为了适应钨合材料性能而设置的。抱紧部分基本
为锥体，其锥台度可按各环形牙均匀受剪的要求设计；支撑部分即为后定心部，它设在抱紧
部分的尾端，其作用为：
（1）提供后定心部，增大导引部长度；
（2）增加抱紧部分尾端的刚度。
为了少占据空间便于装药，以及弹后燃气的流通，支撑部分的形状可作某些简化。这样，
作为消极部分的弹托质量也会相应地减少。
穿甲弹采用可燃的副药筒，所以在后支撑部分也可采用铜钉定位的办法，使弹丸在副药
室内具有随遇导向的作用。
由于采用了前推结构和后支撑，有了足够的导引长度，所以弹托前定心部前沿至弹尖的
尺寸限制（≥190mm）容易被满足。
-238-

125mm穿甲弹的前推弹托结构
2.4增加副药筒的长度
因为受到钨合金材料强度的限制，前伸出弹托的弹芯部分不可能很长。若仍保持副药筒
长度为340mm，弹丸全长就会远小于680mm。这就为前推弹托结构增大副药筒长度提供了
可能。
由于前推式弹托的抱紧部分和支撑部分均伸入副药筒内，势必多占了药筒容积。为了保
证足够的副药筒装药量，适当地增加副药筒长度是必要的。若将副药筒长度增大，充分利用
原主、副药筒之间的空间，它所增加的装药容积完全可以弥补由于弹托伸入副药筒而造成的
损失，甚至还有盈余，为增大装药量提供了可能，并且使装药的总体结构与BM-12相一致。
2.5采用凸牙环形齿的弹芯结构
弹托向弹芯传递推动力的方式仍采用齿型传递，但在弹芯上表现为凸台式。凸台式的弹
芯在外弹道、气动力上并不比环形槽式的同直径弹芯吃亏（详见凸、凹环形牙弹身的吹风试
验报告），这主要是因为环形凸台结构使弹芯长径比增大了，相对弹重增加了，干来速度降
并不会增大太多，而环形凸台结构使弹芯增长，使穿透极限速度降低。这正是终点弹道上所
追求的，根据模拟试验，在同样弹芯质量条件下，对同样目标的极限穿透速度下降了70～
80m/s。由于凸台的底径与环形槽的底径相同，并不会降低发射强度。
2.6前推方案穿甲弹的方案评估
（1）在弹杆飞行体相同的情况下，这种弹托结构可以大大减轻消极质量，对125mm滑
膛炮而言弹托质量可减小200g。
（2）可以不受总体尺寸限制，增大导引部长度到足够大，确保膛内运动姿态正确。
（3）弹丸大部分长度伸入副药筒内，缓和了总体尺寸对弹长的限制，因而有足够的杆
长保证威力。
（4）弹托伸入副药筒，虽然多占了装药室容积，但由于在总体尺寸约束之内可以增长
副药筒，从而使药室内装药有效空间增大。对125mm穿甲弹而言，可比马鞍型弹托结构多
装药200g，对保证达到初速有利。
（5）由于副药筒增长，缩小了主、副药筒的间隙，对发射安全性有利。
（6）这个方案结构国内首次提出使用，是个较新的设计思想，难免有不足。主要是担
心其后支撑在内的作用可靠性和弹托在膛口的脱壳正确性。这是本方案的技术难点。
3研制过程及方案演变思路
如前所述，前推方案适应于一二三工程总体约束条件，有许多优点。在1989年的二步
方案论证会后开展了前推方案的摸底试验工作，1990年进行了首次方案摸底试验，1992年
进行了强度和进一步降低消极质比的试验，尤其在1993年进行了三次试验，对前推方案进
行了高、低、常温强度、穿甲威力、密集度、干米速度降等全面的摸底试验，取得了较大的
进展。在此期间，配合装药设计进行了单基药、太根药和包覆药的内弹道及装药方案试验。
后来，考虑到技术的成熟程度，总师系统决定将马鞍型弹托方案调整为脱壳穿甲弹主方案，
而前推方案作为后备方案和后继型方案仍继续开展工作，其威力指标分别为600mm/0°和
650mm/0°的均质装甲钢板。
自1994年之后，前推方案的研制工作主要围绕解决立靶密集度进行攻关。从弹托支撑
-239—

穿甲弹
钢条一铜钉；及弹带结构等方面解决膛内运动正确性问题；从弹托迎风槽、背风槽结构及后
支撑结构解决膛口脱壳干扰问题等，工作如下：
（1）重新设计飞行体部分、减小翼展、质心前移；
（2）弹托后支撑加钢条、后沿加飞边，利于膛内正确运动和膛口后张脱壳的试验；
（3）模拟试验三爪、六爪弹托方案，以及背风槽深浅对脱壳的影响；
（4）弹托风洞正、逆向吹风，研究迎风槽、背风槽，及后抱紧锥的气压分布和脱壳力；
（5）原型尺寸三爪和六爪弹托对比试验；
（6）高速摄影研究弹托迎风槽、背风槽结构和深度影响脱壳距离的试验；
（7）弹丸质心和弹托在口内气动压心位置关系的对比试验；
（8）弹托后支撑轴向位置的对比试验；
（9）根据弹托强度计算，调整了钨芯的密度分布、过渡区和锻造一热处理工艺界面的
位置；
（10）配合单基药、太根药和包覆药进行内弹道试验；
（11）装药结构（副药筒内主要为管状药、主药筒内为粒状药+传火管）的试验；
（12）1994年之后的诸方案试验均采用弹带槽内有容屑槽的结构。
4前推式穿甲弹当前的技术状态
4.1前推方案穿甲弹主要诸元
弹丸重m=7.44kg
口径D=125mm
飞行体重mf=4.26kg
消极质量比n=42.6%
钨合金杆体长度lu=586mm
弹芯直径d/dj=23/27mm，凸牙
穿甲长径比元m=l/d=.25.5
飞行体长度l=640mm
飞行体长径比=l/d=23.7
尾翼翼展Φ=76mm
副药筒长400mm
全弹长度（含副药筒）679~680mm
主副药筒间隙5mm
4.2主要性能状态
（1）该方案已经过高、低、常温及强装药的强度考验，满足发射强度要求；
（2）常温条件下膛压小于470MPa，由于装药量较多，装药结构设计合理，初速可达
1755~1760m/s;
（3）千米速度降59.3~60.5m/s；
（4）共进行过6组密集度试验，因为方案各不相同难以统计平均，其中最好一组为
E,×E,=0.317mx0.205m（9309试验）;
（5）由于弹芯较重及杆长，只要飞行章动小就可以完全满足2000m击穿650mm/0°均
质板的威力指标要求。事实上早在9304摸底试验时，就已经得出着速V=1610m/s时击穿
600mm/0°装甲板，在V=1660m/s时击穿650mm/0°装甲板的结果。
综上，在当前阶段前推方案已经试验证明是可行的，9507试验说明已解决了膛内运动
的正确性问题，存在的炮口章动较大的问题主要是膛口脱壳干扰所致。9810试验说明，现
-240-

125mm穿甲弹的前推弹托结构
在炮口章动的第一周期最大章动角平均值仅为3°左右，且衰减收敛快。在150m纸靶上弹
孔密集，这些说明炮口章动问题近于解决。
5研制过程中的经验与教训
研制过程中，每次试验之后都认真地根据试验现象进行分析总结，写出试验报告，并结
合模拟试验手段进行研究，所以效率较高，尤其在前期，进展较快。而在后期，由于经验和
基础知识不足，加之实验手段有限，难于捕捉炮口的瞬时现象，使得解决脱壳干扰问题时走
了不少弯路，甚至抓不到主要矛盾，使工作有反复。
在技术方面，值得今后借鉴和吸取的经验和教训有：
（1）后支撑上加软钢条，调整铜钉结构，可解决后支撑膛内正确作用。
（2）弹带槽内加容屑槽有利于闭气和挤进。
（3）适当调整弹丸质心到弹带后沿的距离，以及弹丸质心与弹托后部气动压心的位置
关系，有利于弹丸在膛内正确运动和脱壳。
（4）变密度钨合金弹杆的密度分界区和工艺面的位置根据弹托结构和受力状态应适当
调整。
（5）一般地，脱壳弹应争取早脱壳、快脱壳。而对前推方案来说，由于弹带较早地出
炮口，而后支撑在膛内，早脱壳易产生更大的干扰。所以对前推而言，最好控制在后效期的
：后期脱壳。
（6）在装药结构方面，副药筒内多装管状药，减小主、副药筒间隙，利于传火，利于
消除不安全因素。
（7）弹托环形齿用成型刀具加工是可保证加工精度、效益高的好办法。
（8）自1994年之后密集度或炮口章动问题一直未解决，而且有一段时间似乎更加严重。
对此在弹托结构方面做了不少试验研究，但当时始终未考虑到弹带容屑槽所可能带来的负面
影响，即容屑槽可使弹带支撑面弹性更大，对前定心部在膛内的定位有不利影响。
（9）密集度和炮口章动试验应严格试验条件，确认火炮、火药、发射器材和弹丸加工
质量的状态良好，使试验结果分析更具有可比性。前推方案的试验条件把关不严格。
案的发展，而前推方案则不受此约束。在仍采用现有自动装弹机和125mm火炮条件下，现
在的前推穿甲弹，在装药量为9.3kg，弹重7.45kg左右，可获初速1760～1780m/s，能达到
2000m击穿650mm/0°～700mm/0°装甲板的威力水平。这是为125mm炮有长久生命力的
有力条件。
如前所述，前推弹托技术存在膛内运动正确性和膛外脱壳正确性两大技术关键问题。到
目前为止，膛内运动正确性问题已完全解决，但炮口前方脱壳正确性问题才刚接近于解决，
由于时间和经费的限制而未能继续试验下去。
一241

杆式穿甲弹最大威力估算
潘正伟赵国志
（南京理工大学）
摘要根据一二三工程总体及装弹机的约束条件，论证该火炮穿甲弹可能达到的最大穿甲威力，
初步设计了该穿甲弹的结构。分析及设计表明，125mm火炮及其穿甲弹有强大的生命力和潜力。
关键词穿甲弹结构威力
1引言
一二三工程穿甲弹在20世纪末和21世纪初具有较强的生命力，它可在常温条件下击
穿距离炮口2000m处，水平600mm的均质钢甲，穿透率大于90%。但人们更关心125mm
坦克炮可能达到的最大威力。90年代初，按照总师的指示，我们讨论了在现有125mm坦
克炮及车体装弹机的约束条件下，该炮所配置的脱壳穿甲弹的最大可能威力。
2设计思想
为达到脱壳穿弹具有最大威力，总体结构设计时注重考虑了如下的几个因素：
（1）保证穿甲弹芯的最大有效长度
钨合金弹芯对半无限钢靶侵彻时，在1700m/s的着速下，其相对穿深可达到
p/l=1.1。对有限厚靶板侵彻时，实际穿透距离还会增大，其增量为△=0.5d+0.08l。显然，
钨合金侵彻体具有最大长度时，脱壳穿甲弹方可达到最大威力。受现有材料水平的限制，
为保证发射强度，侵彻体长度增大势必增大弹托长度，弹丸质量也将有较大增加，要获得
高初速将给内弹道带来困难。为此，采取了以下措施：保持弹芯有足够长度而减小弹芯直
径，采用凸牙弹芯结构；改善钨合金材料的综合机械性能；同时减小弹托的消极质量。
凸台式环形槽的弹芯有很多优点：凸、凹环形槽弹体的吹风实验表明；凸台式环形槽
的弹芯在外弹道、气动力上并不亚于凹环形槽弹体；在同样弹芯质量条件下，对同样的目
标可以使极限穿透速度大大下降；由于凸台式环形槽的底径与凹环形槽相同，并不会降低
发射强度。
（2）充分利用125mm滑膛炮的内膛特点
125mm滑膛炮及其装弹机要求穿甲弹主、副药筒分装，副药筒与弹丸成一体，其总长
度小于680mm。在此条件下，考虑风帽、尾翼的具体尺寸，钨合金弹芯长度可达到650mm。
为适应125mm滑膛炮内膛特点，类似于BM-12穿甲弹，设计中采用了前推式弹托结构。
这种弹托实质上是将马鞍型弹托的前定心部位作为膛内推动弹丸前进的主要受力部位，后
部为弹芯的抱紧部位和支撑部位。后定心部位于弹托的尾端，这样设计的弹托增加了导引！
部长度和尾端抱紧部的刚度，充分利用了125mm滑膛炮的内膛特点。
-242-

杆式穿甲弹最大威力估算
（3）增加副药筒长度
因为受钨合金材料强度的限制，穿甲弹弹芯伸出弹托的部分不可能很长。若仍保持副
药筒的原长度340mm，弹丸长度将远小于680mm，这为增长副药筒提供了可能。由于前
推式弹托抱紧部位和支撑部位均深入副药筒，多占了药筒容积，为保证装药量，增长副药
筒是必要的。实际上将副药筒增至388mm，使副药筒容积达到4731.05cm²（原副药筒容积
4145.77cm，增加585.28cm²），这样一方面充分利用了原主、副药筒之间的空间，也为增
大装药量提供了可能，并且使装药结构与BM-12相一致。
（4）采用有利的弹体头部结构
为选择穿甲弹的头部结构专门进行了模拟实验。在等弹重、等弹径的条件下，相同着
速时，对于大倾角均质装甲板，以截锥形头和三节头头部结构较为有利。为此，在本设计
中，采用截锥形头部结构，截锥体前安装风帽。
3穿甲弹设计
3.1穿甲弹结构设计简述
在前述总体设计思想下，穿甲弹采用了前推结构方案。由于钨芯长度达到650mm，在
弹体强度设计的基础上，将弹托长度取为364mm，钨芯上有45个环形槽与弹托结合，每
个环形槽长度为8mm。弹托前定心部最小厚度为45mm，可以满足发射时承受高膛压的强
度要求。后定心部为三个支撑爪，支撑爪上安装有铜销钉与副药室壁接触，起定位作用。
钨芯直径22mm，采用凸台式环形槽。为使弹托前端的钨合金杆体满足发射强度的要
求，弹托前设计一个圆台，减小了发射时承受的压应力。弹托前钨合金质量为1.066kg，弹
托内钨合金质量为2.762kg，弹托后部钨合金质量为0.516kg。杆体满足发射强度要求。钨
芯头部为一小平台，有利于对均质斜置靶板的侵彻，尾部安装尾翼。
5个翼片的尾翼用铝合金制成。
定心部后的弹体占药室容积0.74dm3。
3.2穿甲弹总体诸元
在确定侵彻体长度、质量和弹托质量的基础上，根据内弹道估算得到弹丸的初速，由
弹丸飞行实验获得的千米速度降得到弹丸的着靶速度，从而估算出穿甲弹可能达到的侵彻
有限厚均质钢甲的最大威力。计算结果表明，一二三工程穿甲弹最大威力可为：在2000m
击穿700mm左右的均质装甲钢靶。
弹丸诸元如下：
8.12kg
全弹长
680mm
弹丸质量
4.59kg
弹芯直径
22mm
飞行体质量
飞行长径比
30.9
主要结构参数：
钨合金杆体长度
侵彻体长径比
29.5
650mm
4.44kg
0.15kg
钨合金杆体质量
尾翼质量
尾翼长度
尾翼后掠角
70°
100mm
—243

穿甲弹
76mm
364mm
弹托长度
尾翼片外径(5片)
3.42kg
弹托质量
286mm
弹托导引部长度
定心部直径
125mm
187mm
弹托前弹体长度
0.08kg
129.5mm
弹带外径：
弹带质量
0.01kg
0.012kg
密封爪质量
风帽质量
0.008kg
铜钉质量
4内弹道和威力估算
4.1威力估算
采用模拟实验的方法研究了长杆体贯穿有限
厚靶的规律。实验中，用各种长径比钨合金杆体
α =60°
分别在不同靶板倾角下，在所研究的速度范围内，
侵彻各种不同厚度的有限厚靶板，测得各自对有
限厚靶板的极限穿透速度。钨合金杆体的长径比
X=20
分别选为20、24、28；杆体着靶速控制在1000～
1800m/s的火炮速度范围内，靶板倾角分别选为
X=28
α=0° 、60° 、65° 。
实验结果表明：
(1)在同样靶板倾角条件下，一定长径比的长
杆体贯穿有限厚靶的相对厚度随极限穿透速
1.6
1.7
1.8
1.5
度增大而增大，基本呈线性增加，其中，x表示
图1相对厚度与极限穿透速度的关系
侵彻厚度；1表示侵彻杆体长度。
(2)与长杆体侵彻半无限靶十分相似，长杆体贯穿固定倾角有限厚靶的能力（极限穿透
速度）取决于长杆体的几何结构（长径比）。不同长径比的杆体对有限厚靶侵彻时，相对侵
彻深度（贯穿厚度）与着靶极限穿透速度的关系也是一族相互平行的直线。在靶板有不同
倾角时也是如此。同样着靶速度下，长径比越小，其相对贯穿厚度越大，如图1所示。
对于长径比入=28的钨合金杆侵彻α=60°的有限厚板，其相对侵彻厚度x/l与极限穿
透速度的关系，可以用下式表示：
x/l=-0.758+0.001099v
对于650mm的钨合杆体，不同着速下的贯穿厚度如下：
V/m · s!!
1800
1750
1700
1650
793
757
721
686
x/mm
4.2内弹道估算
弹丸初速可以由内弹道来计算，也可以用简便的经验公式估算。根据长期积累的经验，
对于加农炮发射杆式脱壳穿甲弹的情况，弹丸初速vo按下述公式计算：
Vo = /8369.20Q. (C,m)
-244-

杆式穿甲弹最大威力估算
式中：の为装药量，m为弹丸质量，（取m=8kg），Q.为所用火药的爆热。
不同装药量下的初速如下表所示。
w/kg
8.0
8.8
8.5
9.3
9.5
1682
1734
1764
1784
1813
1833
Vo/m ·s!!
前推方案穿甲弹由于加大了副药筒长度，装药量可以达到9.2kg，因此对于8kg重的弹
丸，有望获得1800m/s以上的初速。
对于45m/s千米速度降的穿甲弹来说，可以达到1700m/s的着靶速度。从而在2000m
处击穿水平700mm均质靶的设计目标是可以达到的。
5强度校核
弹丸发射过程中危险断面发生在：第一个环形槽、最后一个环形槽，以及弹尾螺纹根
部。现分别予以校核。
弹丸过载系数按下式计算：n=πDpd4m
其中：D-弹丸口径，Pa一弹底压力，m一弹丸质量。
取n=67000；取弹芯钨合金抗拉、抗压的动态强度性能为：OLw=1176MPa，
Oyw=1600MPa；取铝合金强度为0AI=392MPa，全弹结构见图2，弹丸发射过程中可以满
足强度要求。
680
±125-095
3,4
图2全弹结构图
m)=0.86kg, S=380mm²,,=1500MPa:
截面1钨合金杆受压应力，
截面2钨合金杆受拉应力，
截面3铝尾翼螺纹受剪应力，m=0.14kg，S3=660mm²，3=148MPa；
截面4钨合金杆受拉应力，
m.=0.240kg, S=201mm²,4=800MPa.
6结论
综上所述，该穿甲弹在125mm坦克炮及装弹机的约束条件下，其最大穿甲威力可能
达到2000m处击穿700mm均质装甲。如果有可能改造火炮药室和装弹机的结构，放宽弹
丸设计的约束条件，随着钨合材料、铝合金材料性能的提高和穿甲弹设计水平的提高，一
二三工程穿甲弹的穿甲威力可望进一步增大。这些设计计算表明，125mm坦克炮及其穿甲
弹有强大的生命力和潜力。
本设计提出的仅是原理性方案，一些细节问题需进一步研究。
-245-

钨合金弹芯的强度分布设定
王九春
赵国志全向阳
（南京理工大学）
（国营第121厂）
摘要本文针对前推方案穿甲弹出现断弹的情况，用ADINA有限元程序对发射时最大应力应变状
态进行了三维计算分析，指出了弹芯、弹托上为高应力区，并认为轴向应力是引起断弹的主要因素。
据此，结合实验现象分析，得出结论认为：为适应前推弹托结构，须调整钨合金弹的密度界面分布
和工艺界面分布，即调整其强度分布，从而满足发射强度的要求。实践检验证明，这一结论是正确
的。本文的结论对变密度钨合金弹芯而言有普遍性指导意义。
关键词穿甲弹弹芯钨合金发射强度变密度
１引言
在此之后还不时地有断弹出现，断弹后回收到的弹托破坏形态如图1所示。
图1断弹弹托拼合图
其特点如下：
（1）弹托本身有足够的肉厚，按一般经验可认为有足够的发射强度。
（2）每次断弹均发生在前数第21齿部位（弹托共37齿）。
（3）弹托断口呈45°斜面，明显地看出是由拉伸载荷引起的剪切破坏。
（4）断裂了的弹托前、后两块上，牙型清晰，基本无变形、无破坏，其它部分完好无
损。
由上述特点分析可认为这种弹托断裂是由于弹芯首先断裂引起的。那么，为何弹芯会首
先断裂？如何解决这一强度问题呢？为此，做了发射强度数值计算的工作和弹芯制造工艺的
调整工作。
-246-

钨合金弹芯的强度分布设定
2前推方案穿甲弹的发射强度计算分析
穿甲弹的弹托是由三瓣拼起来的，特别对于前推方案穿甲弹，由于有尾部的支撑而呈非
轴对称形状。因此，它的内受力状态实际上应当应用三维方法来进行分析，计及后支撑侧
面的火药气体压力，甚至计及弹托各瓣分界面处有少许火药气体渗漏的影响，这样能更准确
地分析穿甲弹膛内受力状态及其应力应变分布。
本文采用ADINA-3D有限元分析程序计算穿甲弹在最大膛压时的受力状态。
2.1载荷条件和边界条件
根据穿甲弹在膛内最大膛压时的受力状态，对其所受载荷作如下假定：
（1）不计穿甲弹自重的影响；
（2）弹带材料已达到流动极限，它的压力是一个均匀的各向同值的流体作用力Yo；
（3）在穿甲弹芯的环形齿的后部，弹托和弹芯之间的缝隙里，作用着均匀分布的火药
气体压力，其大小与最大膛压时弹底压力相同；
（4）弹托各瓣之间的缝隙内有火药气体渗透，其压力值为弹底压力的1/n倍；
（5）从弹托上弹带后缘起弹托和弹芯表面作用着弹底压力pd;
（6）穿甲弹上各点有均匀的惯性力作用，其加速度常数为
g=Pa · πR² /m (m/s²)
式中，Pa为火药气体压力（N/m²）；R为穿甲弹的口径之半；m为穿甲弹弹丸质量（kg）。
根据穿甲弹的几何形状、结构特点和受力状态，建立计算模型如下：
（1）将弹芯圆筒化为以环齿中径Ro为直径的圆柱体。
（2）将弹芯圆锥部简化为质量不变和密度不变但半径为Ro的圆柱体。
（3）将弹芯尾部及其尾翼简化为质量不变、半径为Ro、密度同弹芯中部的圆柱体。
（4）由周期对称性，取一一瓣弹托及与其相接的弹芯作研究对象。而同一瓣弹托上，应
力场对其中心剖面是对称的。因此，可以取二分之一的弹托及与其相接的弹芯作为有限元计
算模型。
计算模型如图2所示，称
为A方案，XOY面为弹托一个
瓣上的对称面，XOAB面为该瓣
的侧面，该侧面上弹托不应发
生相互嵌入，因此环向位移
图2前推方案穿甲弹计算模型
u。=0。利用斜坐标系引入该
边界条件。OX为穿甲弹的轴线，该线上的点只允许有轴向位移ux，不允许有垂直于轴线
方向的位移。
-247

穿甲弹
2.2
网格划分
穿甲弹的结构有下列特点：弹托和弹芯上均有环形齿啮合，并通过环形齿啮合将火药气
体压力传递给弹芯；弹托的轮廓是曲面的，有圆角过渡；弹托和弹芯是由两种不同材料的金
属制成，就强度而言，弹芯要优于弹托。
因此，在对穿甲弹的有限元计算模型进行网格划分时，需要做如下的考虑：
（1）弹托和弹芯啮合的环形齿必须为网格中的一个节点，并且要保证在相邻的环形齿
之间弹托和弹芯材料不存在相互侵入的现象。这样，弹托和弹芯就只在那个节点有相同的位
移，在其它点的位移可以不一样。实际上，弹托与弹芯的啮合在发射过程中既有相碰的情况，
又有滑动分离的趋势，属于接触问题。但由于所用程序本身功能的限制，这里对弹托与弹芯
作固连的处理。
（2）对弹芯上最后几个环形齿部分单元局部剖分加密，以提高感兴趣区域的计算精
度。
（3）在圆角过渡的地方，采用了楔形的五面体等参单元。其余则为六面体单元，描述
单元的几何形状和位移场的节点一般为8个；在局部剖分加密的单元与未加密的单元之间，
存在10～16个节点的过渡单元。
（4）在弹芯的最后一齿后边可将网格再加密，以提高计算精度。
计算模型共划分出604个单元，970个节点。典型的网格划分见图3所示。
11.1
火药气体压力作用线
弹带压力作用线
图3网格划分
2.3计算结果
对125mm滑膛炮A方案脱壳穿甲弹进行的三维有限元计算输出结果有：
（1）整个弹体每个节点的空间位移uz，u，u.°
（2）整个弹体每个单元的各个积分点的空间应力：x,，，，x·采用两个
高斯积分点，整个单元共有积分点8个。
（3）根据需要，还可以输出整个弹体每个单元的各个节点的空间应力，共六个分
量。
-248-

钨合金弹芯的强度分布设定
结构的几何尺寸、物理参量和
初始条件有：口径D（mm），弹底
1000
压力 pa=
385MPa；弹托（铝合金）的密度为
Ps=2.80g/cm²弹性模量Es=7×
0./MPa
10*MPa，泊松比为μs=0.33；弹芯
（钨合金）的密度为Pp=17.6g/cm²，
弹性模量E,=
1000
3.6×10'MPa，泊松比μ，=0.29；弹
图4前推方案弹芯环形齿的分布
带的Yo=94.9MPa，初始时的位移、
速度、加速度和应力皆为零。计算
200
结果如图4、图5和图6所示。
100
图4给出了弹芯各环形齿的
100
αx分布，最大应力发生在第20齿
-200
-300
上，为1236MPa，应力的分布近似
1400
500l
一条正弦曲线。弹托环形齿的，的
图5前推方案弹托环形齿的，分布
分布形状与弹芯。，分布基本相同，
如图5所示，但数值不同，这是因
为这里的，是指弹托或弹芯单元
内部各分点应力，而不是单元边界
的应力。
曾经计算过若有少量火药气体
渗漏时的情况，即n=10，发现渗漏
253035 N
10.15
后的应力分布与不渗漏的相当接
前推方案弹托环形齿的x分布
图6
近，而且应力或位移的最大变化量
不超过5%。但当n≤1.5之后，整个应力分布和应力幅值就会发生比较明显的变化。因此，
可以得出一个结论；在对穿甲弹强度进行研究时，可以不考虑弹托各瓣之间少量火药气体渗
漏的影响。但不排除结构设计缺陷引起火药气体大量渗漏时会对弹丸强度产生的不利影响。
从前述前推方案计算结果可以看出：
（1）弹芯上第14个齿～第33个环形齿之间存在一个高应力区。这里是强度比较薄弱
的部位。
（2）轴向力，可能是引起弹芯断裂的主要因素。因为α，在弹芯的第20个环形齿上达
到最大。据实验观察，弹芯断裂会在第20齿第25齿之间发生。
（3）横截面上的应力分布特点为：截面对称轴附近，弹托和弹芯的应力强度都比较大，
即中心的应力要大于边界的。
-249-

穿甲弹
3断弹分析及改进措施
由上述的分析计算可见，其结论与前推弹托实际破坏的表观原因很接近。比如，破坏发
生在前数第21齿处，正好处于最大，附近。此时若弹芯材料强度不足则完全可能产生弹芯
首先断裂的现象，进而造成如图1所示的弹托破坏的模式。因此怀疑是弹芯材料在对应于高
应力区部位强度不足的问题。
检查前推方案穿甲弹在研制初期所用的钨合金弹芯材料，其强度分布如图7中实线所示
的[α]曲线。这种强度分布的模式适应于马鞍型弹托的发射强度要求，但对前推方案的弹托
一弹芯啮合时的应力分布就出现了问题．图7中的点实线表示逐齿的应力分布水平，在第
20齿处有最大值。从第20齿到第29齿的范围内，弹芯受到的轴向应力α，均大于弹芯材料
的强度值[α]，因此，在这种情况下出现断弹是可以理解的。这种弹芯是变密度、变工艺的
钨合金材料，其密度分界面、工艺（锻造或真空热处理）分界面的位置以及它们的界面宽度
各发之间均会有变化；各发之间的弹丸发射过程也有差异，其受力大小也有跳动。一旦出现
如图7实线所示的情况就会发生断弹，实际上，只要图7中[α1曲线向右移2齿即可完全保
证发射强度。
为了较彻底、可靠地解决因弹芯材料强度分布带来的发射断弹问题，有必要重新调整钨
合金弹芯材料密度分界面和工艺分界
面的位置及大小。在其它条件不变的情
[α]
1000
况下，将密度变化界面和工艺界面向弹
500
芯尾部推移（如图7中的虚线所示），
100
12 34 3 67 9109721341719202124 3622 03133 3363
借此来满足前推方案穿甲弹的发射强
100
工艺
密度
500
界面
界面]
度要求。
1000F
事实证明，自从调整了钨合金弹芯
的强度分布之后，就再也未出现发射断
图7钨合金弹芯材料密度界面及工艺界面分布
弹问题。所以，有理由认为，对于变密
度、不同工艺分段钨合金弹芯而言，其强度分布应当适应不同类型弹托的发射强度要求。这
一点，对弹芯材料设计具有一般性的指导意义。
-250-

3号电一撞两用底火研究
杨正才
罗朝栋
石文科
刘玉仙
(国营第804厂)
摘要本文重点介绍3号电一撞两用底火的结构特点、性能及输出特性。
关键词电一撞两用底火结构性能输出特性
１引言
3号电一撞两用底火配用于125mm坦克炮穿甲弹、杀爆弹及破甲弹，是为了满足药包
底部点火和管状药传火装药结构和中心传火管式装药结构而设计的高膛压底火。该底火设计
中采用“组合化”设计方法，使底火结构设计紧凑。同时，该底火输入、输出特性采用了可
变设计。因此，可以作为通用性基型底火，适合我国底火技术的滚动发展。
2底火结构及作用原理
底火结构
2.1
底火结构设计如图1所示。底火由发火机构、
特27.178×14扣/英寸
闭气机构和传火机构三大部件组成。发火机构由撞
$24.854max
击发火机构和电发火机构组成，闭气机构由传火板、
闭气塞和底火体组成，传火机构由装药、传火药盒
组成。
底火作用原理
2.2
当底火随炮弹上膛关门后，火炮击针与底火受
5.45-012.
击发平面（芯电极）相接触。发射时底火发火机构火
帽(或电发火件)因受击针击撞击(或电流激发)而发
火，火帽(或电发火件)发火产生的火焰气体推动闭
图1底火结构图
气塞，点燃底火主装药，底火主装药的燃气一方面
点燃药筒内中心传火管装药（或药筒底药包)，另一方面推动闭气塞返回，起到闭气作用，底
火作用完成。
3底火主要性能
该底火不仅具有撞击和电能均可击发的特点，同时该底火具有良好的抗静电性，抗杂散
电流及抗射频的特点，具体性能参数如下：
-251-

穿甲弹
(1）底火外形尺寸符合大口径通用底火外形尺寸；
(2)底火电阻1.7~3.02；
(3）底火工作电流4A直流电；
(4）底火撞击发火工作能量：18cm落高、2kg落锤；
(5）底火承载最大膛压548.8MPa；
(6)底火安全电流(最大不发火电流)265mA；
(7）底火最小发火电流1A；
(8）底火防静电条件符合GJB736·11-9025KV/5kQ/500pF的静电要求；
(9）底火满足HJB34-90规定的频率要求；
(10)底火输出压力6土1.3MPa。
4底火发火机构设计
底火发火机构是底火发火的关键部件，其性能特点直接影响底火发火可靠性和使用安全
性。由于该底火具有撞击发火和电发火的特点，因此，就底火的撞击发火机构和电发火机构
进行了设计。
4.1底火撞击发火机构设计
为了提高底火撞击击发时的使用安全性和作用可靠性，结合火炮击发能量和我厂火帽的
发展状况，选用广泛用于撞击底火和其它武器系统中的3号甲撞击火帽作为底火的撞击火
帽。并通过调整底火受击发部位厚度尺寸调整底火的撞击感度。经过研制阶段近万发的射击
试验证明，底火撞击感度设计合理，感度结果见表1，符合125mm坦克炮击发系统的要求
（同时已证明该底火也适应100mm高膛压反坦克炮击发系统）。
表1底火撞击感度试验结果
有效样本量
全发火落高
数量
全不发火落高
50%发火落高
/mm
/mm
/mm
122
35.27
73.05
54.1
58
4.2底火电发火机构设计
底火电发火机构设计主要解决底火电发火感度、抗静电性能和点传火可靠性，决定底火
电发火感度和抗静电、抗射频的主要因素是桥丝材料和药剂特性，决定底火点传火可靠性主
要是药剂的药量。
由于铂铱(Ptr)丝电阻率小、桥径均匀、线电阻一致，同时具有良好的抗腐蚀性和机械
强度，结合火控系统提供的电击发能源（26土4V直流电）和底火应具有抗静电性、一定的
抗射频性的要求，通过试验选择Φ0.03mm的铂铱合金丝作为桥丝。
电发火机构引燃药剂的选择，一方面应满足不发火和发火技术指标要求，另一方面应考
虑药剂的化学安全性、化学稳定性及与药室各种材料的相容性。三硝基间苯二酚铅是一种弱
起爆药，具有较高的热感度（爆发点275℃），吸湿性低，金属相容性好等特点，并且广泛
用于各种电底火作为引燃药，该药是一种比较理想的常规药剂。为了增大药剂与桥丝的接触
面积，选用较细结晶的三硝基间苯二酚铅。
-252-

3号电一撞两用底火研究
为了保证底火传火的可靠性，通过试验确定了电发火件的极限药量，并通过设计静电泄
放通道来保证底火的抗静电性。
4.3底火闭气机构设计
底火闭气机构是为了保证底火能够有效承载高膛压而设计的。在该底火设计过程中曾出
现底火在高膛压下底部击穿而造成火炮击发系统烧毁的严重故障。通过大量有效的试验，发
现底火击穿是由于闭气塞受气体直接冲击发生线性烧蚀而造成的。为此，采取两条措施，第
一更改闭气塞材料，第二改变传火孔与闭气塞的相对位置，使高压气体不直接冲击闭气塞锥
面。这两条措施采取后，底火经过近万发各种环境条件下的试验，未再出现底火底部击穿现
象。底火闭气机构设计有效合理。
4.4底火装药结构设计
底火装药结构设计的目的在于底火可以有效点燃炮弹装药，并且底火输出特性一致，以
保证内弹道参数稳定。因此底火装药结构设计主要是装药量设计和传火结构的设计。
4.4.1底火药量的确定
按照内弹道理论及点火理论，结合炮弹装药结构设计，考虑到可燃传火管的剩余空间。
底火在55ml密闭爆发器中的点火压力为6土1.3MPa。
按照密闭爆发器最大压力计算公式Pm=f么/1-α△代入有关参数计算，得底火装药量为
0.93~1.46g。为了保证底火输出特性的一致性和减少底火输出对炮弹装药结构的影响，确定
底火装药量为1.05士0.1g。经过近万发试验证明，底火输出压力稳定，作用可靠。
4.4.2底火传火结构设计
在使用相同点火药的情况下，底火输出特性由输出压力及零压力时间决定的。输出压力
主要由点火药量决定，而底火猛度（零压力至峰值压力时间）则由底火点火结构所决定。
电一撞两用底火在研制过程中，曾出现过底火发火后，炮弹装药未被点燃的现象。针对
该问题，利用密闭爆发器试验对底火猛度进行了研究，发现采用不同的底火装药结构设计，
底火猛度有较大差别。表2列出了不同底火装药结构条件下的猛度。
表2不同底火装药结构下的猛度
试验数量
峰值压力
零压力至峰值压力时间
底火装药结构
/ms
/MPa
20
17
A型
B型
20
注：这里定义的底火猛度为底火输出零压力至峰值压力时间。
经过近万发试验证明，采用B型装药结构的底火发火可靠，并且与其它的底火装药结
构相比，其初速或然误差较小。
5结论
该底火经过近万发试制和近万发火炮射击(含模拟炮)试验证明，该底火具有良好的工艺
性、使用安全性和发火可靠性，并可以作为大口径高膛压火炮通用底火。
—253—

125mm穿甲弹用钨合金材料研制
史洪刚
(兵器工业第52研究所)
摘要本文系统地介绍了一二三工程125mmI型、I型穿甲弹用钨合金材料研制的技术思路、
研究内容和技术特点。125mmI型、I型钨合金弹芯采用变密度材料与工艺复合的技术方案，
充分发掘了钨合金材料的性能潜力，使合金性能达到同类合金的先进水平，经实弹考核，全面
满足了一二三工程火力系统的一、二步指标要求。
关键词穿甲材料钨合金粉末冶金
１引言
52所从1986年起承担一二三工程125mmI型穿甲弹用钨合金材料研制任务，于1989
年圆满完成了研制工作，达到在使用温度下，2000m击穿460mm厚均质靶板及高、低、常
温发射的强度要求，125mmI型穿甲弹用钨合金材料于1990年12月通过技术鉴定，全弹于
1991年12月通过设计定型。
1990年，52所又承担了125mmII型穿甲弹用钨合金材料研制项目，经过数年努力，弹
芯材料全面满足了125mmIⅡ型穿甲弹的穿甲威力及高、低、常温发射强度等战技指标，
125mmI型弹于1996年9月至10月和1997年9月顺利通过了工厂鉴定和国家靶场设计定
型考核。
125mmI型和II型穿甲弹芯用钨合金材料的研制成功，不仅满足了型号的需求，大大增
强了我国主战坦克的穿甲威力，也使我国穿甲弹用钨合金材料性能和研制水平达到了同期世
界先进水平。
2125mmI型穿甲弹用钨合金材料
研制的总体思路
2.1
2.1.1125mmI型穿甲弹战技指标和钨合金性能考核指标
125mmI型穿甲弹的战技指标为：①在使用温度（一40~+50℃）下，保证良好的发射
强度（高温膛压549MPa，常温膛压470MPa）；②在使用温度（一40~+50℃)下，2000m穿透
460mm/0°均质靶板（用220mm/61.45°斜置均质靶板考核），穿透率大于90%。125mmI
型钨合金性能考核指标见表1。
表1125mmI型钨合金性能考核指标
无缺口冲击功Ak
密度p
合金性能
抗拉强度Ob
伸长率。
部位
/g'cm3
/ MPa
1%
弹身头部
17.90+0.15
1127~1323
≥3
≥80
≥930
≥18
弹身尾部
17.30+0.15
-254-

125mm穿甲弹用合金材料研制
2.1.2技术思路
长杆式动能穿甲弹主要靠提高比动能提高穿甲深度，弹材的密度是提高弹丸穿甲威力的
关键因素。因此，高密度钨合金成为一种理想的动能穿甲弹材料。钨合金的力学性能对弹丸
的弹道性能也有较大影响，在发射及穿甲时弹身前部承受冲击压缩载荷，而在该载荷下钨弹
呈韧性行为，因此需赋予弹身前部尽可能高的强度特别是屈服强度以增强其穿甲威力；弹身
尾部则受到拉伸、弯曲载荷作用，为防止出现膛内断弹及斜侵彻时弹杆折断，应赋予弹尾部
在一定强度下良好的延性和韧性。因此，为了保证全钨弹获得强大的穿甲威力及良好的发射
强度，必须在高密度的前提下，赋予弹身沿长度方向不同的力学性能，即前部较高的强度特
别是屈服强度，而尾部应在一定强度下具有良好的延性和韧性。
“六五”期间我所采用93W均质钨合金及弹身前部锻造、尾部真空热处理的工艺复合
途径，完成了100mm穿甲弹钨合金研究。125mmI型钨合金与100坦钨合金相比，由于弹
丸承受的发射膛压从372MPa提高到470MPa，特别是低温膛压大幅度提高；另外穿甲威力
要求大幅度提高从355mm提高到460mm。因此100mm穿甲弹用钨合金不能满足125mm穿
甲弹的要求，必须针对125mmI型穿甲弹战技指标要求，研制新成分及新力学性能匹配的
钨合金。
新钨合金材料方案设计的主攻方向是改善弹身尾部的韧性特别是低温韧性，弹身尾部应
降低合金的钨含量。为了保持良好的穿甲威力及弹丸重量基本不变，又必须同时提高弹身前
部合金的钨含量。所以新的钨合金材料方案采取了弹身前部及尾部不同合金成分及不同制造
工艺的变密度材料复合方案。这种材料和工艺的复合，充分发掘了钨合金潜力，利用其性能
可调范围宽的优点，实现了合金性能的合理分配。
2.2研究内容
2.2.1合金成分的选定
钨合金成分是决定合金密度和力学性能的最重要的因素。钨含量低，合金的韧性良好，
有利于改善弹丸的发射强度；钨含量高，合金的密度高，有利于提高弹丸的穿甲威力。为了
选定弹身头、尾部的合金成分，针对125mmI型穿甲弹发射强度特别是低温发射强度及穿
甲威力的综合要求，试验了合金成分（钨含量）与力学性能特别是低温冲击功的关系。钨合
金中粘结相的成分均为Ni：Fe：Co~6.0：3.5：0.5。试验结果见图1。
通过合金成分与力学性能大量试验得出，91W合金一40℃的冲击功比93W合金几乎提
度特别是低温发射强度；而94W合金则由于其高密度又可保证弹丸获得良好的穿甲威力；
通过94W和91W复合，可使弹丸在不改变结构的前提下，重量与均质93W合金弹丸基本
相同。因此，头部采用94W合金、尾部采用91W合金变密度复合方案与93W合金均质方
案相比，可在保证93W合金穿甲能力的前提下，大大改善弹丸的发射强度，从而充分挖掘
了现有钨合金的潜力。
对于90W合金和91W合金而言，两者性能差别不大，特别是一40℃时的冲击功几乎相
等，而91W合金液相烧结时棒坏的变形程度却要比90W合金小。所以，综合考虑合金性能
及烧结时的工艺性能，最终选定弹身尾部的合金成分为91W-Ni-Fe-Co合金。为了保证获得
良好的穿甲威力并保持弹丸重量基本不变，选定弹身头部合金的钨含量为94%。
2.2.2合金制造工艺的确定
-255-

穿甲弹
为了确定弹身头部和尾部合金的制造工艺，对91W合金和94W合金进行了制造工艺与
合金力学性能关系的试验。试验结果见表2及图2。
220
200
原空热处理状态
200
-90W
91W真
180
180
+91W锻
-91W
160
160
+91W锻
←-92W
140
140
*94W克
+93W
120
-94W锻
120
Ak/J
-94W
A/J
100
100
95W
80
80
09
40
20
-20
140
-60
08-
20
-40
-60
-20
80
试验温度/℃
试验温度/℃
图2不同工艺状态合金冲击功与试验温度的关系
不同钨含量合金冲击功与试验温度的关系
图1
表2不同工艺状态的91W、94W合金的力学性能
无缺口冲击功Ak/J
伸长率8
抗拉强度
合金成分
状态
/MPa
-40℃
室温
烧结
016
10
130
95
91W合金
真空热处理
28
969
182
131
锻造(变形量15%)
1210
67
14
105
真空热处理
45
989
24
88
94W合金
锻造(变形量15%)
1277
11
50
31
综合考虑图2与表2的结果，弹身头部应采用锻造工艺，因为其合金强度最高有利于穿
甲；弹身尾部则应采用真空热处理工艺，因为其合金伸长率及冲击功，特别是一40℃时的冲
击功最高，而且抗拉强度也适中，有利于改善弹丸发射强度。
最终，125mmI型钨合金弹身毛坯的制造工艺流程确定为：配粉一混料一压坏一烧结一
真空热处理一锻造无损探伤。
锻造
真空热处理
2.2.3125mmI型钨合金弹芯的性能
160
300
沿弹身长度方向的钨合金制造工
艺及成分设计示意见图3。125mmI
型弹芯钨合金性能汇总见表3。
91钨合金
125mmI型钨合金主要技术途径
220
94钨合金
是采用材料成分及制造工艺复合，实
460
现弹身毛坯不同部位合金性能的合理
匹配，以满足125mmI型穿甲弹发射
图3125mmI型钨合金弹身毛坯成分及工艺设计
强度特别是低温发射强度及穿甲威力
的综合要求。弹身尾部约160mm长，为91W合金真空热处理状态，弹身头部约230mm长，
为94W合金锻造状态，中间为工艺过渡和材料过渡部分。合金性能沿弹身长度方向的分配
也相应分为三部分，即尾部为低密度、高韧性和中强度区；头部为高密度、高强度及低韧性
区；中间则为性能过渡区，即从尾部至头部密度和强度逐渐增高，韧性逐渐下降。这种性能
-256-

125mm穿甲弹用钨合金材料研制
分布既有利于改善弹丸的发射强度，又有利于提高弹丸的穿甲威力。
表3125mmI型钨合金性能汇总表
弹身尾部
弹身头部
部位、成分、状态
91W合金
94W合金
合金性能
锻造
真空热处理
密度p/g·cm3
17.30±0.15
17.90±0.15
室温
969
1277
抗拉强度,MPa
1030
未测
-40℃
+50℃
1090
1325
屈服点0.2/MPa
625
1103
室温
28
伸长率8,1%
-40℃
23
未测
+50℃
22
断面收缩率/%
17
40
硬度HRC
28~29
42~44
正弹性模数E/10°MPa
3.19
3.34
182
50
无缺口冲击功A/J
131
31
-40℃
断裂韧性 K C
室温
51
76
/MPa · ml2
72
44
-40℃
125mmI型钨合金的主要技术特点和应用状况
2.3
52所研制的变密度复合钨合金，于1989年10月顺利通过一二三工程火力系统一步战
技指标技术鉴定考核试验，考核试验结果见表4。
表4125mmI型穿甲弹技术鉴定试验结果
穿甲结果
1000m立靶密集度
发射强度考核
发数
/mXm
目标
有效击穿距离/m
VeIm·s*
未出现膛内断弹，全面满足
222mm/61.47°，相当
相当40℃
1559.0
2000
于水平厚度460mm
高、低、常温发射强度要求
129
<0.2X0.2
（常温膛压471.9MPa，高
222mm/66.15°，相当
温膛压547.1MPa，低温膛
1714.9
距炮口200
于水平厚度550mm
压423.3MPa)
表中说明，变密度复合钨合金全面满足了一二三工程火力系统一步战技指标对钨合金材
料的要求。
自90年代以来，配合产品外贸，用新研制的整套技术已生产125mm1型钨合金弹
×万发，成品率大于90%，表明制造工艺可行、技术成熟。
-257-

穿甲弹
3125mmII型穿甲弹用钨合金材料
3.1研制的总体思路
3.1.1125mmI、II型穿甲弹战技指标比较
125mmI型与I型穿甲弹相比，两者在火炮口径和常、高温膛压相同，弹丸初速和弹重
相近的条件下，要求大幅度提高II型穿甲弹的威力指标。显然，提高I型穿甲弹穿甲威力的
主要措施，只能是采取小弹径、大长细比弹丸结构。II型穿甲弹的弹杆比I型长120mm，
弹径比I型小2mm。I型穿甲弹弹丸长细比仅为21，而II型的长细比已增至27，见表5。
由于采用大长细比弹丸结构，再加上低温膛压又高，因此，II型穿甲弹对钨合金材料综合性
能，特别是对低温性能的要求，要比I型穿甲弹更加苛刻。
3.1.2技术思路
表5125mmI、Ⅱ型穿甲弹战技指标比较
由于分装式的125mmII型
穿甲弹的使用条件更恶劣,为保
125mm|型
125mmII型
火炮口径/mm
125
125
证弹丸在膛内顺利发射及在弹道
高温膛压（+50℃）/MPa
≤549
≤549
终点有效击穿目标，除需保证弹
≤470
≤470
常温膛压（+15℃）/MPa
身尾部有足够的强度和良好的韧
≤451
≤421
低温膛压（-40℃）/MPa
性外，还需保证弹身前部有高的
2000m
2000m
穿甲威力
强度和足够的韧性，即要求进一
穿460mm厚
穿600mm厚
步改善弹丸整体的综合性能，尤
1730
1740.
弹丸初速/m·s'
弹重/kg
7.34
7.44
其是低温下的综合性能。因此，
弹杆长/mm
460
580
我们重点研究了那些可表征弹体
25
23
弹杆直径（中径）/mm
受力状况的材料性能，以及它们
21
长细比
27
与试验温度的关系，并通过研究
这些性能与合金成分及制造工艺
的关系，最终确定125mmI型钨
合金的成分和制造工艺。在125mm穿甲弹研制过程中，曾出现头部断弹。这是因为弹身前
部在发射时，除承受轴向压缩载荷外，还存在横向弯曲载荷，而这两种载荷的叠加，就会引
起少见的膛内头部断弹现象，其危险截面则多半在弹身前部的第一个环形槽处。基于这种发
射时的受力状况，缺口拉伸性能、压缩性能、断裂韧度及冲击功这些性能指标，比常规检测
的光滑试样拉伸性能会更接近弹丸膛内发射时的受力状况。而且，为保证弹丸良好的发射强
度及侵彻威力，应赋予弹身前部良好的压缩强度、缺口拉伸强度和足够的韧性，弹身尾部良
好的韧性和缺口拉伸强度，特别是低温缺口拉伸强度。因此，我们重点研究了缺口拉伸强度、
压缩强度、断裂韧度和冲击功A等性能，以及它们与试验温度的关系。
3.2研究内容
3.2.1合金成分的确定
根据上文中的分析及125mmI型钨合金材料的相关研究成果，为了满足125mmII型弹
丸发射强度的要求，弹身尾部应选择钨含量低的合金，即91W合金。因为其冲击功，特别
-258-

125mm穿甲弹用钨合金材料研制
是一40℃的冲击功最高。而为了保证获得良好的穿甲威力、改善弹身前部韧性及保证弹丸重
量基本不变，弹身前部应选择93W合，因为93W合金与94W合金相比，O，和相当，而
前者A优于后者。并且，对于125mmII型和125mmI型两种弹丸结构来说，用91W合金
+93W合金和91W合金+94W合金，制造的两种弹丸的重量基本相同；钨合金中粘接相的具
体配比仍为Ni：Fe：Co=6.5：3.0：0.5。
3.2.2合金制造工艺确定
针对选定的91W合金和93W合金，试验了其不同工艺状态下的力学性能结果见表6。
表691W、93W钨合金不同状态下的力学性能
无缺口AJ
8, 1%
成分
状态
O, /MPa
室温
-40℃
烧结
12
120
95
900
91W合金
34
真空热处理
960
228
147
1230
锻造(变形量15%)
12
97
79
烧结
9.0
83
890
未测
真空热处理
990
20
130
83
94W合金
1260
14
锻造(变形量15%)
84
42
从表6可见，对同一合金成分而
220
380
言，锻造态合金强度最高，真空热处
真空热处理
锻造
理态合金延伸率及冲击功最好。因此，
弹身前部应采用锻造工艺，因为其合
Φ27.5
金强度最高有利于穿甲：弹身尾部则
应采用真空热处理工艺，因为其合金
250
330
延伸率及冲击功，特别是一40℃时的
91钨合金
.93钨合金
冲击功最高，而且抗拉强度也适中，
有利于改善弹丸发射强度。
图4125mmIⅡI型弹身毛坯成分及工艺设计
125mmII型钨合金弹身毛坯制造
工艺流程最终确定为：配粉一混料压坏烧结一真空热处理一锻造一无损探伤。其中配粉
工序按弹身前部和尾部不同合金的成分分别配制，压坏时先将弹身尾部的合金混粉装入包
套，然后再装入弹身前部所需的合金混合粉。经烧结、真空热处理和锻造后，所有钨合金弹
身毛坯进行机加工，并逐支进行水浸超声波探伤，判废标准为不大于Φ1.2mm平底孔人工伤
当量缺陷。
表7125mmIⅡI型弹身毛坯各部位的力学性能
3.2.3125mmII型钨合金弹芯的性能
无缺口Ak
沿弹身长度方向的成分及工艺设计
部位
1%
/ MPa
示意见图4，125mmII弹身各部位力学
34
228
91W合金真空热处理
960
性能见表7。
工艺过渡
14
164
1030
3.2.4125mmIⅡI钨合金材料的压缩性
91W合金锻造
1210
14
110
能、缺口拉伸性能和断裂韧度
材料过渡
1180
13
95
(1)压缩性能
93W合金锻造
1260
14
84
试验结果表明，在相同成分时，锻
造状态钨合金的抗压强度，特别是压缩
—259-

穿甲弹
屈服强度明显比真空热处理状态高；真空处理状态下，91W合金与93W合金的压缩性能基
本相同。锻造状态下，93W合金与94W合金的常温压缩性能相同，但低温（-40℃)抗压强
度及压缩屈服强度均明显下降。表明在压缩载荷下钨合金材料对低温敏感性很大。这些结果
说明，为改善弹身前部钨合金材料的发射强度，特别是低温发射强度，应选择锻造状态钨合
金，且钨含量不宜过高。因此，125mmII型穿甲弹弹身前部钨合金，选择锻造状态的93W
合金是合适的。
(2）缺口拉伸性能
考虑到弹丸在膛内发射时，缺口拉伸比常规光滑拉伸更接近弹丸在膛内发射时的受力状
况，故对不同钨合金在室温及低温（一40℃）下进行了缺口拉伸试验，结果如下：
①室温下：所有被试钨合金的缺口拉伸强度b缺，均明显高于光滑拉伸强度，，即
均明显高于真空热处理态；相同状态时，所试钨合金的の、o.2、b缺基本相同，即钨含
量对合金拉伸强度的影响很小。
②低温(一40℃)下：相同成分时，锻造态钨合金的大于真空热处理态的α，而锻造
态钨合金的のb缺大大小于真空热处理态的αb缺。所试钨合金中，91W合金真空热处理态低
温b缺最高；相同状态时，钨含量对の,和b缺的影响也不明显。
③室温与低温(一40℃)对比则发现：真空热处理合金的低温，和b缺均升高；锻造态
合金低温，升高，而b缺大幅度下降，这说明锻造态钨合金的低温缺口敏感性很大。
(3）断裂韧度
试验了钨合金成分及制造工艺与常温及低温（一40℃)断裂韧度Kic的关系。试验结果表
明，在相同状态下随着合金中钨含量增加，Kic值下降；相同成分时，真空热处理态的Kic
值高于锻造态的Kic值；一40℃时的Kic值随合金钨合量和制造工艺的变化规律与室温时相
同，但Kic值与室温时相比有所下降，而且下降的幅度与制造工艺有关。锻造状态Kic值下
降幅度较大，约降低10%~15%，真空热处理状态的Kic值下降幅度小，仅降低4%。弹身尾
部，即91W合金真空热处理态的室温及低温的Kic值分别为117MPaml2和112MPaml2。
弹身前部，即93W合金锻造态的室温及低温的Kic值分别为60MPa·ml2和54MPa·ml2。
断裂韧度测定的结果同样表明，125mmII型弹身毛坯合金成分及制造工艺的设计是合理的。
因为它使弹身尾部获得了良好的室温及低温（一40℃)断裂韧度，且弹身前部的KIc值也高于
125mmI型用94W合金。
4125mmll型钨合金的主要技术特点及靶试状况
4.1技术特点
125mmII型钨合金的主要技术特点，仍是采取材料成分及制造工艺复合，实现弹身毛坯
不同部位合金性能的合理匹配，以满足125mmII型钨合金穿甲弹发射强度特别是低温发射
强度及穿甲威力的综合要求。弹身尾部为91W合金真空热处理态，弹身前部为93W合金锻
造态，中间为工艺过渡、91W合金锻造和材料过渡部分。弹身尾部具有高韧性、较低密度
-260—

125mm穿甲弹用钨合金材料研制
和强度，弹身前部具有高强度、高密度和较低韧性，中间则为性能过渡区，即从尾部至头部，
密度和强度逐渐增高，韧性逐渐降低。确定弹身各部分长度的依据是，首先保证弹身尾部结
构设计的危险截面必须处于高韧性、低密度即91W合金真空热处理区，并且工艺过渡区应
包含在弹托内。
4.2实弹靶试结果
1996年9月10日，用该钨合金制造的125mmII型穿甲弹顺利地通过了工厂鉴定考核试
验，鉴定结果见表8。
表8125mmII型穿甲弹工厂鉴定考核试验结果
穿甲结果*
发射
发射强度考核结果
发数
目标
Ve/ms!
有效距离/m
最低
全面满足高、低、常温发射强度要求。+50℃膛
1540
220mm/68.5°
1560~1580穿透率
压 Pm, =536.9MPa
（相当水平厚度
%06
600mm）轧制均质
相当于2500
210
+isC腔压Pmc
钢板
=487.8MPa
-40C膛压 Pmcp=452.5MPa
*该试验由国家靶场组织进行，试验结果同时作为国家靶场的考核结果
根据弹丸战技指标要求，于1997年9月在31基地对125mmII型穿甲弹进行了弹丸发
射强度考核试验，弹丸穿甲威力考核同工厂鉴定试验，结果见表9。
表9125mmII型穿甲弹国家靶场考核试验结果
穿甲结果
射击发数
发射强度考核结果
a.强度装药(一40℃)Pm。=390.8MPa，无膛内断弹；
同工厂鉴定结果
159
b.强装药(+50C)Pmc=557.3MPa，无膛内断弹。
表8和表9数据说明，52所研制的125mmII型钨合金，全面满足了一二三工程125mm
Ⅱ型穿甲弹战技指标对钨合金材料的要求。
5 结语
(1）125mmI型、II型钨合金，针对不同的工作环境，采用了不同的变密度复合方案，
并通过材料和工艺复合，合理分配了弹身不同部位的合金性能，充分发挥了现有钨合金的性
能潜力，设计思想合理；
(2）改善钨合金材料韧性，包括延伸性能、冲击韧性和断裂韧性，是改善弹丸发射强度
的关键，低温韧性尤其是影响低温发射强度的关键；
(3）125mmI型、II型钨合金经实弹考核，全面满足了一二三工程火力系统一、二步
指标要求，性能达到同期国际先进水平。
-261-

减小大中口径钨合金弹芯烧结变形的研究
黄新年
(国营第803厂)
摘要钨合金弹芯的烧结变形一直困扰着大中口径钨合金穿甲弹弹芯烧结质量的提高及成本的
下降。本研究分析了烧结变形的原因和91W端高温熔化流动的特点，从改进烧结舟的槽形入手，
用烧结舟槽的开头来控制91W端弹芯的烧结形状，以满足后续机械加工的要求和减少原材料投
入，对125mm钨合金弹芯采用新改进的烧结舟烧结，每根弹芯可节约用料7%左右，消除了过
去烧结舟粘料现象，减少了断舟现象，烧结舟的使用寿命可提高50%以上，每根弹芯可降低成
本50~80元。
关键词穿甲弹钨合金弹芯烧结
１引言
125mm钨合金穿甲弹的弹芯均是由两种不同组分钨合金配比构成的，图1是弹芯毛坯
工艺图。由于弹芯长细比大，由钨、钻、镍、锰、铁等元素粉料混后经等静压制和高温烧结
而成，在压制过程中长度、直径尺寸比较难控制，
$29±0.1
1Φ31.6±0.1
压制后的毛坯易断裂，在烧结过程中，弹芯的收
$36
缩比及变形难于控制，烧结后出现了91W端椭
圆变形量过大的问题。工艺规定由压制毛坯Φ
93W
45.5mm烧结出Φ36mm的弹芯。统计资料表明，
225
643ts
两组分弹芯91W端椭圆度在烧结时放置的水平
方向直径尺寸一般在
图1两组分弹芯结构图
Φ38~42.5mm，而垂直方向直径尺寸一般在
$38~42.5
Φ34.0~36.0mm，弹芯91W端烧结后呈椭圆截
（水平方向）
面形状（见图2）。弹芯的椭圆变形量过大造成
了后续打顶尖孔和车60°顶尖两定位基准的难
烧结舟
度。由于这两定位基准的不同轴，给机加造成了
（垂直方向）
$34~36
困难，也保证不了产品质量，经常产生外径留有
局部黑皮现象，有可能直接影响弹芯旋锻的内在
质量。由于91W端椭圆度大，不得不增加钨粉
的单件用量，以加大毛坯的压制直径。经计算每
根弹芯要比最佳状态多投钨料0.6~0.8kg。
图2烧结弹芯91W端截形
过去的烧结舟之所以设计成R22.5槽形，是
因为槽形R太小容易使弹芯与舟粘在一起，用力
磕舟才能取出弹芯，这样降低了烧结舟的使用寿命，易断舟，达不到工艺规定的每个烧结舟
—262-

减小大中口径钨合金弹芯烧结变形的研究
使用5~6次的要求。
为了烧结出变形小的两组分弹芯，曾采取了很多措施，但都未从根本上解决91W端弹
芯椭圆度大的问题。为了解决这一难关，由质保部牵头组织弹芯压制烧结车间、技术工艺部
门、工装制造部门组成了干部、操作人员、技质人员及烧结舟生产厂的三结合质量攻关小组。
找出产生烧结变形大的原因，针对工艺要求分清产生烧结变形的可控因素和不可控因素，抓
住烧结变形的主要可控因素一一烧结舟槽的形状。从改进烧结舟的形状入手，以烧结舟的形
状来规整热态变形的弹芯，攻关取得了可喜的成果。
2弹芯烧结变形的因果分析及对策
在1998年8月底之前我厂均是利用槽形R22.5的烧结舟。现在使用的都是槽形R19.5
的烧结舟，R22.5(R19.5)烧结舟槽形截面图见图3。
2.1弹芯烧结变形的因果分析
槽形R19.5和R22.5·烧结舟烧结的弹芯
38.5
91W端最小直径尺寸一般在靠近91W、93W
两组分连接过渡处的垂直方向，直径尺寸大小
一般在Φ34.0~35.7mm，绝大多数≤
Φ35.0mm。采用因果分析图法（见图4）对弹
芯烧结变形椭圆度大进行分析，从人、机、料、
法、环、检测几个因素入手，寻找产生椭圆度
大的原因。其中烧结温度1500℃，是适合93W
的烧结温度，而对91W来说过高，使91W在
高温烧结区内流动性增强，在弹芯通过高温区
图3R22.5(R19.5)烧结舟截面形状
逐渐冷却过程中，弹芯冷却收缩，熔化流动状
态的91W无法等直径变化，使
91W、93W钨两组分相接熔化的
测温不准
停推、进料速慢
部分产生收缩拉伸直径变小，而
操作水平差
烧结舟变形
舟设计不合理
烧结舟槽形对.91W端的流动未起
91W
测温设备失效
弹芯烧结变形大
到限制成型的作用，最后冷却形
成与烧结舟槽形完全相同的弹芯
形状。这是造成91W端在高温烧
涂氰化铝层厚
91W不合格
结区长期大批量弹芯椭圆度大的
工艺不合理
温度过高
根本原因，而生产过程中因故障
环境
材料
停止推料使弹芯在高温区停留时
间过长，91W端不适宜在93W烧
结温度下烧制大都是偶然因素或
图4弹芯烧结变形因果分析图
不可解决的因素。我们从可以解
决的因素入手分析问题。
—263

穿甲弹
2.2问题的对策
91W烧结温度过高问题，因是在同一炉内烧制同一根两种不同组分的弹芯，显然不可
能在炉内同时采用两种不同的烧结温度。也就是说91W在烧结过程中熔化变形是不可避免
的。
关键是解决烧结过程中如何限制91W在高温区流动变形问题，以达到使91W在烧结冷
却后接近一个圆柱体，即将91W端水平方向直径尺寸由原来的Φ41mm左右减小到
Φ37mm左右，将垂直方向直径尺寸从原来Φ34.0mm左右增加到Φ35.5mm左右，使椭圆度
减小。这就要在辅助用具烧结舟上作文章，控制流动的91W形成我们所需要的圆形截面，
从而减少钨合金粉料的投入。
3烧结舟槽形的改进与工艺试验
烧结变形的原因找到了，解决变形的办法也有了，烧结后的91W端由于熔化流动其形
状与烧结舟的槽形完全一样，什么样的槽形就
40
38
会烧出什么样的91W端弹芯形状来。根据这一
特点，设计了新的烧结舟槽形，见图5。
R30
将槽形R16.5的新烧结舟与槽形R19.5、
R22.5烧结舟进行烧结对比试验。并采用新设计
的R16.5烧结舟进行成批试验，并对减小压制
毛坯直径尺寸进行试验，检验了弹芯烧结前后
各相应位置的直径尺寸及弹芯截面形状。其试
验结果见表1。从中可以看出烧结舟槽形R对
图5改进型烧结舟槽截面形状
烧结后弹芯直径的影响。
表1弹芯烧结舟槽形试验数据表
91W端最小直径/mm
93W端最小直径/mm
>$35.0
>Φ35.0
烧后
烧前
烧后
烧前
平均直径
数量
/ (%)
41.7
R19.5
24
$35.124
10
$46.0~47.2
$36.0~36.9
45.0~45.6
$34.2~36.2
R18.5
$34.8~36.0
13
$35.406
69.2
$46.0~47.2
$36.3~37.0
44.8~45.5
R16.5
63
62
$46.0~47.2
Φ35.758
98.4
$35.3~36.4
$45.6~46.7
$34.7~36.4
R19.5
$43.5~44.5
减粉重10%，烧结后车成Φ31.5后仅留三点黑皮，其中两点在91W端可去掉。
(1）弹芯93W端烧结后最小直径尺寸一般分布在Φ36.0~37.0mm之间，其烧结时放置
的水平方向和垂直方向最小直径尺寸仅相差0.5mm左右，基本能保证弹芯93W端不变形，
与烧结舟的槽形无关，因此在这里不予讨论。
(2）用槽形R19.5烧结舟烧出的弹芯91W端截面形状。烧结后最小直径尺寸一般在
Φ34.2~36.2mm，最小直径平均尺寸为Φ35.12mm，其中直径≤Φ35mm的占37.5%，散差比
-264-

减小大中口径钨合金弹芯烧结变形的研究
较大，水平方向最大直径尺寸一般在Φ39~42.5mm。也就是说有37.5%左右的弹芯在机加过
程中出现黑皮或增加其加工难度。也可以说只要烧结后最小尺寸保证在Φ35mm左右，其最
大直径部分就可以缩小，从而减小钨粉投料。
Φ36.0mm，最小直径平均尺寸Φ35.41mm，其中不大于Φ35.0mm者占30.8%，大于
Φ35.0mm的占69.2%，散差比较小。
为了得到适合于弹芯烧结的合理槽形，先后用磨削、刨削的方法对烧结舟的加工方法进
行摸索试验，最后用刨削的方法加工出槽形R16.5的烧结舟，以确定合理的烧结舟槽形。先
后用槽形R16.5舟用于91W端，R19.5舟用于93W端的对接舟分别进行试验，其烧结出的
弹芯截面形状见图6和图7。
Φ38~40
Φ38.2-38.9
（水平方向）
（水平方向）
烧结舟
（垂直方向）
Φ 34.7~36.4
烧结舟
（垂直方向
Φ35.1~35.7
图7R16.5舟Φ44mm弹芯毛坯烧结截形
图6R16.5舟Φ46mm弹芯坏烧结截形
①图6是利用直径Φ45.5mm正常弹芯毛坯用R16.5舟烧结出的91W端截面形状，其
最小直径尺寸均在Φ35.10mm以上。从图形可以看出烧结出的弹芯截面形状基本构成一个
圆，与舟接触部分不像用R19.5舟那样扁平，两侧凸出部分只是因为正常毛坯直径
Φ45.5太大造成的多余材料的堆积，如果将毛坯直径适当减小就会消除两侧凸出部分。
②图7是利用压制断弹芯将91W端从Φ45.5mm车小到Φ44.0mm在槽形R16.5烧结舟
上烧结出的弹芯截形，其垂直方向尺寸在Φ35.1~Φ35.7mm，水平方向直径尺寸在
Φ38.2~38.9mm，其它方向直径尺寸均不小于Φ36.0mm。
③只要毛坯直径尺寸与烧结舟槽形选择合理，就可烧结出比较接近正规圆形截面的弹
芯。也就是说可以采用改变烧结舟的槽形来达到节约钨粉投料的目的，以提高原材料的利用
率。
为什么用Φ44.0mm机加毛坯在槽形R16.5舟中就能烧结出如此合理的弹芯呢？
对烧结舟的槽形作如下分析：采用了两侧的R30圆弧与R16.5圆弧相接，见图5，形成
个不同于R19.5半圆的一个口的槽形，使烧结后卸料的拔模角度增大，容易卸料。使熔
化的弹芯在烧结舟的槽形中自然成为需要的R16.5，舟槽的口部为38mm，略大于烧结成型
后的93W直径。而在弹芯露出烧结舟槽形部分是弹芯在烧结炉高温区时，靠91W熔化时的
表面张力及槽底部91W的支撑力达到平衡来保证垂直方面弹芯直径尺寸，它将随炉内高温
区最高温度的变化而受影响，温度越高，垂直方向最小直径尺寸就越小。在正常工艺温度下，
弹芯垂直方向的直径尺寸应该是比较稳定的。
(4）改进了烧结舟的设计图纸，生产了18根烧结舟，共烧结160多根弹芯。18根烧结
舟循环使用，平均每根烧结使用8.8次以上，产生断舟5根，其余还在使用。
—265-

穿甲弹
其中对99-3-1批63根弹芯进行了测量数据统计（见表1）。烧结后91W端截面形状，
其最小直径尺寸范围在Φ34.7~36.4mm，最小直径尺寸平均值为Φ35.76mm，其中不大于Φ
35mm的只有一根，占1.6%，大于Φ35mm的占98.4%，而同时99-3-2批用槽形R19.5舟烧
结91W端最小直径尺寸范围在Φ34.0~36.0mm。最小直径尺寸平均值为Φ34.83mm，最小直
径尺寸不大于Φ35mm的占63.16%，大于Φ35.0mm的占36.84%。
从上述数据可以看出，改进后的烧结舟烧结出的弹芯91W端最小直径平均值比槽形
R19.5的老式烧结舟大0.93mm。直径尺寸散差较小。新烧结舟采用两侧R30与圆弧R16.5
相接构成槽形，一是为了增大卸料时的拔模斜度，二是为了满足产品机加尺寸Φ31.6mm的
机加余量，同时为涂氧化铝粉而导致槽形R不断变大留下余地。既能解决烧结粘舟卸料断
舟问题，又解决了烧结舟槽形R不断变大造成产品椭圆度大问题。经过去18根新烧结舟的
使用次数统计、观察，烧结舟的使用寿命由工艺要求的每根舟使用5~6次（现生产未达此指
标要求），提高到平均每根舟8.8次以上。消除了粘舟现象，使烧结舟的使用寿命比工艺规
定提高50%以上。
另外，新烧结舟91W端槽底比93W端槽底高出0.5~0.8mm，这就使烧结后的弹芯91W
端的直径中心，提高到与93W端接近的同一轴线上，这样就充分利用了产品91W端直径小
于93W端的特点。消除了两端中心不同轴造成的91W端车加工后留有黑皮问题。经机加工
后检测，完全符合机加要求。
(5）合理的弹芯形状烧结出来了，但每根弹芯还存在着节约用料的巨大潜力，为此，1999
年3月用专制的R45弧制刮刀，将一根因压制泡水不合格的、长635mm、直径36.5mm的
弹芯刮到Φ43.5~Φ44.0mm，共刮下钨合金粉料1.2kg，弹芯由原来的11.9kg减为10.7kg，
经预烧、烧结后检测（因新烧结舟用完，采用槽形R19.5舟烧），其最小直径尺寸Φ33.5mm。
经机加工两刀车成Φ31.5mm后外表面留有三个点都分别不大于5mm×5mm、深度不大于
0.2mm的不太明显的烧结黑皮。如果用新烧结舟烧结，一般可将最小直径尺寸Φ33.5mm提
高到Φ34.5~35.0mm。再加工舟槽底91W端比93W端高0.5mm台阶，其机械加工质量完全
满足工艺要求，不会留有黑皮。
本试验证明，弹芯如果将现工艺规定的毛坯直径尺寸Φ46减小1.2~1.5mm，每根弹芯
可节约0.6~0.8kg。采用新改进的烧结舟进行烧结，完全可保证产品质量要求。
4攻关效果
由上述分析和试验可以看出，新改进的烧烧结舟完全可以消除125I型、125II型等两
组分91W端弹芯烧结变形椭圆度大问题，也适用于91W、90W单组分低钨值的烧结易变形
的弹芯，同时还提高了烧结舟的使用次数50%以上。按实验结果，每根弹芯压制毛坯直径尺
寸减小到Φ44+0.5mm，每根弹芯可节约0.6~0.8kg钨合金材料，新改进烧结舟的应用将大大
提高弹芯烧结质量，为后续机械加工创造良好的条件，为减小单件弹芯毛坯重量，节约贵重
的钨合金材料奠定了基础。
—266-

脱壳穿甲弹整体塑料弹带材料及其工艺研究
王运华
（兵器工业第53研究所）
摘要根据穿甲弹整体塑料弹带综合应用特性，研究了性能优良的铸型尼龙材料，探讨了不同助催
化剂及其用量对材料的影响，确定了离心浇铸聚合成型工艺技术参数，通过实弹射击验证，满足了
各项战技指标要求。
关键词钨合金脱壳穿甲弹弹带尼龙离心浇铸聚合成型
1引言
尼龙弹带对高膛压大口径长杆式脱壳穿甲弹在膛内起闭气作用，并且在弹丸发射过程
中，形成弹性支撑的定心有导引作用，可确保弹丸膛内的正常运动，减少弹丸发射过程中因
火药气体的外泄和弹炮之间的相互作用力而产生的起始扰动，而出炮口后迅速破碎分离脱
落，减少脱壳干扰，以利提高射击密集度。
根据项目总体战技指标要求，通过方案论证、材料的筛选、原材料配方优化设计、材料
合成聚合成型工艺技术的试验研究、以及不同配方材料的性能检测对比试验研究，确定了适
应于125mm脱壳穿甲弹整体塑料弹带材料的原材料配方和离心浇铸聚合成型工艺，确定了
适应于该弹使用要求的弹带材料的物理机械性能技术指标。通过7000余发的实弹射击摸底
实验、内外弹道性能试验、密集度攻关试验、以及工厂鉴定和设计定型试验，结果表明所研
究弹带材料满足了弹丸发射的使用要求，所采用的原材料配方技术先进，材料合成聚合成型
工艺技术可行，全部原材料立足于国内，取得了显著的应用效果。
2国内外技术发展概况
2.1国外技术发展概况
美国从20世纪40年代开始对塑料弹带材料及其成型工艺技术的研究工作，到60年代
开始应用于小口径、低膛压、无坐力炮弹；70年代应用于高初速大口径炮弹，并开始装备
部队；到80年代初，105mm钨合金脱壳穿甲弹采用了尼龙6材料的整体塑料弹带。现在一
些技术先进的国家，均开展了整体塑料弹带的研究，并且采用了先进的成型工艺技术，但其
技术资料目前尚未公开报道。
2.2国内技术发展概况
我国从70年代初开始塑料弹带的研究，到70年代末，研究取得了很大进展，相继成功
地研制许多新材料、新工艺，并有相当一部分获得了广泛应用。到80年代初，开始了整体
-267

穿甲弹
龙材料以及弹带整体装配成型工艺技术，制备小口径整体塑料弹带的改性尼龙66材料及其
成型工艺技术，已成功用在100滑、100线、85线、120滑、海30、25mm等钨合金脱穿甲
弹上，取得了显著的应用效果，在某种程度上达到并超过了国外同类产品的水平。
3关键技术及方案的确定
针对DTW式125mm这种高膛压、高初速、大口径脱壳穿甲弹丸用整体塑料弹带的综
合应用特性，通过大量的分析摸索试验研究，拟采用机械强度高、拉伸回弹性好、综合使用
性能优良的具有体型网状结构的未高度交联的铸型尼龙材料作为该项目研究主选对象。由于
合成铸型尼龙材料所用助催剂的种类较多，性能各异，采用各种不同类型的助催剂合成聚合
成型材料的性能各不相同。因此，获得铸型尼龙材料理想性能特征的关键在于如何选择确定
助催化剂的种类及其用量。通过对125mm穿甲弹一步方案塑料弹带采用民用铸型尼龙材料
的实弹射击试验和材料性能检测结果分析，弹带射击后表面有烧焦、平直面脱边和不同程度
的“溜膛”现象，主要是材料的聚合度较低，助催化剂及其用量使用不当，材料物理机械性
能低，而且散差较大，材料质量均匀一致性能较差，不能够适应125mm钨合金脱壳穿甲弹
的综合战技指标要求。
根据铸型尼龙材料合成聚合成型的特点及综合应用特性，在各种不同助催化剂的类型及
其分子结构对合成聚合成型材料结构及性能影响程度分析研究基础上，选择适宜的助催化剂
种类，调整材料各组分配方，结合成型材料的性能检测试验结果，经综合分析认为，完全能
够制得性能优异满足125mm脱壳穿甲弹要求的整体塑料弹带用高分子结构材料。
4试验研究
4.1材料配方的优化设计试验研究
铸型尼龙（MC尼龙）材料合成聚合反应成型所用的助催化剂的种类较多，由于各种助
催化剂活化聚合反应速度和活性大小各不相同，活化聚合反应成型材料的物理机械性能也有
较大差别，所以选择适当的助催化剂是获得理想材料性能的关键因素之一。目前国内生产的
铸型尼龙材料大都为线性结构，物理机械性能偏低，特别是热变形温度较低，材料在高温高
压条件下，线性分子链易产生流动，因而在弹丸发射时易产生所谓的“溜膛”现象。因此，
选用了多官能团的助催化剂，这样能使聚合物分子具有较大的分子量，材料中分子链产生了
相互交联，形成了体型网状结构，从而提高了材料的物理机械性能和制品尺寸的稳定性，并
使热变形性有较大改善，在高温（25℃）条件下不易产生粘流现象，而且具有良好的拉伸回
弹性能，可满足塑料弹带整体装配工艺的性能要求。
助催化剂用量对材料的机械强度影响较大。助催化剂用量过少，材料聚合不完全，即助
催化剂用量增加聚合体分子链数显著增加，材料分子量显著下降，其机械性能降低，所以适
当选择助催化剂用量，是确保材料性能的重要因素。通过大量的试验研究，根据不同配方条
件下的材料机械性能的检测结果，优选出了机械强度较高的铸型尼龙材料配方。
-268

脱壳穿甲弹整体塑料弹带材料及其工艺研究
在上述研究的基础上，射击试验表明，虽然材料强度满足了弹丸的发射性能要求，但从
回收的弹带碎块来看，材料硬度偏高，脆性偏大，弹带在炮膛内压缩流变性能差。因而，对
铸型尼龙材料的所用原材料进行了进一步的研究，找出影响材料性能的各种因素，在确保基
本物理机械性能的基础上，尽可能地使硬度降低，提高塑料弹带材料的流变性能和弹性支撑
的定心闭气作用，以提高弹丸的弹道飞行稳定性和射击密集度。
根据铸型尼龙材料的聚合反应特性，适当减少助催化剂用量，使材料分子量增加，使材
料的分子链柔韧，材料硬度降低。通过儿种不同助催化剂用量配比试验研究，结果表明，机
械性能有明显改善，其配方改进方案和相应的机械性能测试结果分别见表1和表2。
表1材料配方改进方案
名称
配方Ⅱ
配方1
配方II
1000
1000
1000
已内酰胺
催化剂1%
1.4
1.4
1.4
5.5
3.7
助催化剂/%
7.4
表3改进配方材料的机械性能测试结果
项目
配方［
配方IⅡ
配方ⅢI
球压缩硬度/MPa
84.3
91
89
压缩强度/MPa
84.7
85.1
85.8
100
弯曲强度/MPa
6'S6
101
缺口冲击强度/kJ·m2
11.9
12.5
11.5
>200
>200
热变形温度/℃
>200
由上表不难看出，适当减少助催化剂用量，对压缩强度、弯曲强度、缺口冲击强度、
热变形温度等基本机械性能无明显变化，而球压痕硬度，则随着助催化剂用量的减少而明
显降低。这是由于适当减少助催化剂用量，不仅降低了材料的聚合反应速度，而且聚合物
分子量也显著增加，聚合体链分子数随助催化剂用量的减少而减少。但助催化剂用量过少，
对材料性能也会造成非常不利影响。综合试验研究结果表明，适应于该脱壳穿甲弹弹带特
殊性能要求的铸型尼龙材料，其助催化剂的用量应在4.0%～5.4%为宜。
4.2材料合成工艺稳定试验研究
铸型尼龙材料是单体浇铸成型，合成聚合成型工艺直接影响到材料的结晶度、材料分子
量、制品质量、以及材料的机械性能。在材料配方试验研究的基础上，根据铸型尼龙材料的
合成聚合工艺特点，抓住影响制品性能的各种因素和工艺参数，例如：反应料液温度、真空
脱水时间、液料反应终点温度、模具预热温度等，逐步进行试验分析，确定其最佳合成工艺
参数和环境条件。在此基础上，反复进行成型材料的性能检测和制品质量的稳定性试验，从
而确定了合成聚合工艺参数，严格控制反应料液温度在140～150℃，真空脱水时间根据环
境湿度而定，空气湿度越大，需要的脱水时间越长，一般控制在10～25min，料液反应终点
温度控制在143土5℃为宜。
-269

穿甲弹
4.3离心浇铸合成型技术的研究
4.3.1离心浇铸聚合成型方案设计
根据铸型尼龙材料聚合成型工艺技术特点，针对静态浇铸成型工艺所存在的产品成型质
量差、缩孔现象严重、材料利用率较低（约15%）、操作劳动强度大等-一系列问题，特别是
无法浇铸薄壁型管材（20mm以下），对薄壁产品来说，材料的切削量大，造成了很大浪费。
通过研究，拟采用离心浇铸聚合成型机械设备，在特定的聚合成型工艺参数下，把制备好的
活性混合料液，通过适当的方式浇铸到旋转的模具中，在离心力的作用下，使熔融混合液在
模具的内壁上进行聚合成型，从而获得空心件制品。该项工艺关键在于离心浇铸聚合成型机
整体结构的合理设计和工艺技术参数的合理确定。通过各种聚合成型工艺技术参数的试验研
究，结合材料性能检测试验结果，确定其最佳的聚合成型技术参数，制得机械性能优良的薄
壁管材，实现整体塑料弹带材料的离心浇铸聚合成型。
4.3.2离心浇铸聚合成型机的设计
针对125mm穿甲弹塑料弹带产品结构的设计要求，为进一步提高材料的利用率，需要
制备10mm左右厚度的薄壁型管材，而且从提高生产效率的角度考虑，尽可能地使轴线方向
增长，产品设计要求轴线方向尺寸约为直径方向尺寸的7倍，所以根据制件的应用特征，采
用水平式离心旋转成型方法，一个方向旋转方式。
确定离心浇铸聚合成型机的整体结构形式包括：机座、主传动旋转系统、保温箱体、旋
转模具、支撑旋转模具系统、加热元件及温度控制系统，旋车速调节系统等。综合各部件的
特征、整体结构要求，箱体温度为0～250℃，模具旋转速度为0～2000r/min，并能够自由
调节。
4.3.3离心浇铸聚合成型工艺试验研究
4.3.3.1离心浇铸聚合成型料液的计算
离心浇铸聚合成型管材，是把预制好的混合料液，通过专用漏斗浇注入无芯模的圆筒形
则取决于浇铸入模具中混合料液数量的多少。因此，在成型时根据产品尺寸的要求，严格控
制浇铸混合料液的量，才能够获得符合尺寸要求的制品。通过理论计算和大量的试验研究，
得出了以下经验公式：
p= (D² - d°)Lp / 4K
式中：p—已内酰胺浇铸料的质量；D—制件的外径尺（cm);d制件的内径尺寸(cm);
L制件的长度（cm)；p-制件的密度（g/cm²）；K——聚合产率系数。
4.3.3.2离心浇铸聚合成型温度
离心浇铸聚合成型的模具是两端密封水平放置在加热箱体内。模具内的热量扩散较
为困难，加之聚合反应放热，制件的壁厚对聚合成型温度有较大的影响。在浇铸厚壁
制件时，如果模具中聚合开始温度过高，而模具温度因聚合放热反应明显上升，经过
一段时间会超过模具外表温度，造成制品内壁过热现象，出现制品内外壁质量不均。
在浇铸薄壁制品时，模具中聚合开始的温度低，模具内的温度上升较慢，达不到模具
外表温度，同样会造成制品内外壁质量不均的现象，因此，随着制件厚度的减少需要
-270

脱壳穿甲弹整体塑料弹带材料及其工艺研究
适当升高模具的加热温度和入模混合料液的温度，才能使模具中的实际温度相同，而
获得理想的制品。
大量试验结果表明，模具中聚合开始温度要随着管材壁厚的增加而适当降低。一般情况
下，如果成型20～40mm壁厚的管材，其模具中的实际温度应为168～190℃范围内具体选
择确定。
4.3.3.3离心浇铸聚合成型转速
离心浇铸聚合成型是通过高速旋转的模具，在离心力的作用下使注入模具的混合料液均
匀地贴敷在模具内壁上而聚合成型，所以模具的旋转速度是离心浇铸聚合成型的关键工艺参
数之一。如果模具旋转速度过低，模具内的混合料液无法获得足够的离心力，亦不能制得空
心件制品；而模具的旋转速度过高，虽然能够有效地获得空心件制品，但物料垂直于模具壁
的压力增加，制品的硬度偏高，与产品的性能要求不相适应。因此，模具旋转速度不仅直接
影响着制品的聚合成型质量，而且与制品的性能有很大关系。模具的旋转速度可根据制品的
尺寸及其壁厚程度确定，一般模具的转速为6001500r/min，具体转速可按如下经验公式计
n = 2000/ K/R- 8
..式中：n—模具转速（r/min）;R——离心制品外半径（cm）；-—制品的壁厚（cm);
转速系数。
4.3.3.4模具预热保温时间
模具的预热保温时间是指将箱体加热使箱体内温度达到所设定的温度直至混合料液注
入模具的时间。由于模具温度是依赖于加热箱体，并且从模具的外表面遂步传递到模具内部，
使模具内外表面温度逐步达到平衡。如果模具预热保温时间过短，模具不能获得有效的预热
效果，模具内表面温度达不到所规定的温度要求，不仅制品不完全，色泽变浅，而且制品表
面出现大面积的白色斑点和严重起皮分层现象，使制品的性能质量降低。预热保温时间根据
模具壁厚来选择，一般模具壁厚在5～7mm时，要求在箱体内达到所设定的温度范围后，并
保温30～40min，再开始注模为宜。
4.3.3.5聚合成型保温时间
聚合成型保温时间是混合料液注入模具后，使模具在所规定的转速下高速旋转并保温聚
合成型的时间。由于离心浇铸成型无芯模，如果聚合成型保温时间过短，制品聚合不完全，
不能获得理想的成型制品。因此，要根据注入模具中混合料液量的多少，在所设定的转速和
温度条件下，保持定时间，使制品既能够完全聚合，又能够获得理想的空心件制品。一般
注模物料510kg时，要求保温聚合时间10~20min为宜。
4.3.3.6制品的脱模温度及冷却条件
制品在达到所规定的保温聚合时间后关闭加热电源，让模具再继续旋转1～2min，停正
旋转，使其自然冷却至110℃左右即可脱模，但脱模后的制品仍必须在初始温度与脱模温度
相同的烘箱内进行自然冷却，至50℃以下取出。也可直接在原箱体中自然冷却至
50℃以下，脱模取出制品。
-271-

穿甲弹
4.4离心浇铸聚合成型材料的性能检测试验研究
平衡检测性能试验，其检测结果分别见表3～表5。
表3离心管材质量均匀性试验结果
实测结果
项目
试验方法
压缩强度/MPa
GB1041
137
134
125
弯曲强度/MPa
89.0
GB1042
90.7
92.9
10.1
缺口冲击强度/kJ·m2
GB1041
9.7
10.4
球压痕硬度/MPa
118
114
132
GB3398
表4
离心静态浇铸材料性能对比试验结果
静态
项目
试验方法
离心
1.16
相对密度
GB1033
1.16
0.34
0.38
吸水率/%
GB1034
GB1040
80.9
80.4
拉伸强度/MPa
断裂伸长率/%
GB1040
36.9
32.9
拉伸弹性模量/GPa
3.36
GB1040
3.39
123
压缩强度/MPa
GB1041
124
弯曲强度/MPa
97.6
93.9
GB1042
GB1041
9.8
缺口冲击强度/kJ·m²
11.2
124
128
球压痕硬度/MPa
GB3398
7.45×10-5
线膨胀系数/C-1
GB1036
7.56×105
低温脆化温度/℃
HG4-841
-18
-14
表5材料性能平衡试验检测结果
实测结果
项目
试验方法
常温
低温（-40℃）
GB1033
相对密度
1.157
0.47
吸水率/%
GB1034
拉伸强度/MPa
76.6
91.8
GB1040
19.5
断裂伸长率/%
44.8
GB1040
3.10
拉伸弹性模量/GPa
GB1040
3.59
压缩强度/MPa
GB1041
114
128
GB1042
95
133
弯曲强度/MPa
2.2
GB1041
13.5
缺口冲击强度/kJ·m2
136
GB3398
167.5
球压痕硬度/MPa
7.58X105
线膨胀系数／℃-
GB1036
>200
GB1634
热变形温度/℃
靶场实弹射试验结果及讨论
4.5
整体塑料弹带综合使用性能的实弹射击考核结合总体的试验项目进行。经过摸底试验、
工厂鉴定和设计定型的高、低、常温内弹道性能试验，高、低温强度试验，以及1000m立
靶密集度试验，在高温（+50℃）膛压Pm高达559.3MPa，低温（一40℃）膛压Pm高达467.1MPa
条件下，弹带作用正常，未出现任何异常现象。从不同试验项目中回收的弹带碎块来看，高、
—272-

脱壳穿甲弹整体塑料弹带材料及其工艺研究
低常温均未出现漏气熏黑现象，闭气性能良好，作用正常，弹带材料强度满足了弹丸发射的
性能要求，出炮口后立即破碎脱落。确保了弹托的正常脱落，保证了次口径弹丸的弹道飞行
稳定性，随总体完成了各项战术技术要求。
5 结论
（1）DTW式125mm钨合金脱壳穿甲弹整体塑料弹带通过摸底试验、高低温强度试验、
千米立靶密集度试验和威力试验表明作用性能可靠，满足了弹丸发射的各项战术技术指标要
求。
（2）塑料弹带材料物理机械性能适宜，耐老化性能好。材料强度满足了高膛压发射的
性能要求，闭气性能良好，膛内作用正常可靠，确保了弹丸膛内的正常运行。
（3)弹带材料性能满足了弹带整体装配工艺和总体规定的环境一40～+50℃条件下的使
用性能要求。
（4）历次摸底试验结果表明，塑料弹带碎块均小于整体弹带的三分之一，保证了弹托
的正常脱落，确保了弹丸的弹道飞行稳定性能，从而有效地保证了弹丸的射击密集度。
（5）整体塑料弹带材质均匀一致性较好，成型工艺稳定可靠，原材料立足于国内。
（6）离心浇铸聚合成型工艺技术先进可行，成型材料物理机械性能较静态成型材料具
有明显的提高。
一273一

狭缝高速摄影机在穿甲弹脱壳状态研究中的应用
张高宏
（国营第803厂）
摘要本文阐述了用狭缝高速摄影机拍摄尾翼稳定脱壳穿甲弹在飞离炮口1～3m处的飞行姿态及
脱壳情况的方法，根据所拍照片可完善或确定脱壳方案；介绍了采用普通彩色胶片进行狭缝高速摄
影的应用情况。
关键词高速摄影飞行姿态穿甲弹
1引言
狭缝式高速摄影在兵器科研测试中所发挥的作用令人注目。它对弹丸高速飞行的姿
态，弹身表面状况，弹托分离瞬间变化等可提供影像直观、测量精度高的清晰照片和有
关技术参数。对产品的理论分析、.结构改进，均有重要的价值。
由于狭缝式高速摄影机是电子控制的机械快门，受其机械性能因素的制约，快门的
开启时间一般均在5ms以上，有的达8~9mS。就1600m/s速度以上的穿甲弹而言仅能拍
摄到弹丸出炮口9m以外的飞行姿态与脱壳状况，而在此之前弹丸脱壳过程和变化，却
无法拍摄到。这无疑给产品的理论分析和结构改进，带来诸多不便和困难。使得高速摄
影技术的优越性不能充分发挥，有时失去它作为一个重要手段的应用价值。针对这一问
题，我们在快门触发信号提取点上进行改进，很好地解决了这一问题，取得了令人满意
的效果。
2触发方式与时间测试
狭缝摄影机在穿甲弹拍摄中，一般均采用靶丝启动方式。由于狭缝快门固有的
开启时间，当弹丸出炮口瞬间撞断靶丝发出指令，即便延时为0.1ms，快门在开启
动作完成后，高速穿甲弹已飞离炮口9m以外的距离，显然无法拍摄到弹丸在炮口
近距的状态。解决问题的有效技术手段是给狭逢摄影机快门加一提前触发装置，使
得弹丸在出炮口前狭缝摄影机快门已完全打开，处于等待拍摄状态。理论上，这一
时间提前量必须大于快门开启时间。我们采取火炮击发与快门触发同步进行的方
式，即在火炮电击发同时，提取一脉冲信号触发狭缝快门延时电路。大量的数据资
料表明：尽管火炮的种类、形式、口径不同，但就其弹丸自击发开始运动到炮口的
内弹道运动时间而言，均能满足上述条件要求。只须在拍摄前对该项弹丸的内弹道
运动时间加以测试，再带入狭缝摄影机预置延时计算后，便可实施具体拍摄。其测
试原理框图见图1。
-274~

狭缝高速摄影机在穿甲弹脱壳状态研究中的应用
弹丸运动时间
击发电源
火炮
炮口靶丝
触发装置
测时仪
启动脉冲
停止脉冲
图1时间测试方框图
应当指出的是，上述时间并不等于弹丸的内弹道运动时间，与内弹道的p～t测试在时
间参数上有一定的误差。这是因为启动脉冲的触发装置选取时是选电子线路开关，还是手动
开关(机械传动误差)，以及炮口靶丝被弹丸撞断的随机性所造成。切不可不经实际时间测试，
便代入计算拍摄。以125mm脱壳穿甲弹在火炮上时间测试为例，p～t曲线测试时间为8ms，
当触发装置选用手动双向开关时，五次测试时间均在24～26ms之间变动。取平均值25ms
计算预置时间，拍摄时仍用同一手动双向开关操作，弹丸影像基本在胶片中段。
3应用实例
弹丸运动时间经实际测试后，便可进行狭缝摄影。其延时时间预置，仍由原公式计算：
Ti=ti+t2—[(T2/2)+K]
式中T——弹丸击发同时指令快门开启的时
拍摄点距炮口距离
间(ms);
t——弹丸自击发到运动至炮口时间
2m3m4m
1m
(ms);
火炮
弹丸自炮口到狭缝摄影机拍摄
摄影
视场中心的飞行时间(ms);
触发电
触发装置
T2——狭缝鼓轮运转一周的时间(ms);
电源
控仪
K一一摄影机快门实际开启动作时间
图2摄影场地布置示意图
(ms).
摄影场地布置示意图如图2所示。
摄影过程简述如下：狭缝摄影机准备好复原后便可接通电源开炮。触发装置为一手动双
向开关(也可为电子线7路开关)。当开关
打向电源时，火炮接通，弹丸击发。在弹
击发的同时，开关将狭缝摄影机快门触发
线断掉，形成一断靶触发信号，启动狭缝
电控仪延时电路计数延时。经T后，狭缝
快门在K时间打开，当飞行弹丸经过视场
照片1穿甲弹距炮口2.6m处姿态
时在胶片上拍摄成像。对105mm坦克线膛
炮、125mm弹道炮，两种口径不同、火炮结构不同，弹丸初速分别为1560m/s和1780m/s
的脱壳穿甲弹应用上述方法，进行多次摄影均取得了令人满意的结果，见
-275-

穿甲弹
照片1。而在同一科研试验中，仍用炮口靶丝
法方式，狭缝摄影机快门开启时间为6ms，穿
甲弹Vo=1780m/s速度时，仅能拍摄到飞行弹身
与弹托在距炮口11m处完全脱离后的状态，见
照片2。
4彩色狭缝摄影
狭缝摄影由于对“弹丸内运动时间”这
照片2穿甲距炮口11m处姿态
一提前量加以利用，完全抵消了快门固有的动
作时间，使获缝摄影技术应用领域有了
新的扩展。两年来，我们对口径和初速
分别为：30mm、Vo=1100m/s；105mm、
Vo=1560m/s；125mm、Vo=1760m/s的高
速脱壳穿甲弹在距炮口1m、1.5m、2m、
3m等处均成功地进行了多次拍摄，穿
甲弹飞出炮口时脱壳初始段的状态清
照片3125mm穿申弹距炮口3m处姿态
晰地在胶片上呈现出来，为科研提供了
极有价值的可靠依据。由于是炮口段摄影，发射药产生的火焰紧随弹丸，其光照度强于自然
光照。这对于高速穿甲弹拍摄时感光不足的缺陷，恰好是一极好的弥补。即使在光照差的阴
天拍摄，仍能满足胶片感光要求。这使我们很自然地联想到用普通彩色胶卷进行炮口段摄影，
即用210(ISO·100)彩色胶片进行狭缝高
速摄影。我们在105mm穿甲弹和125mm
穿甲弹工厂技术鉴定中，用各种普通日光
型彩卷进行拍摄，效果十分满意。见照片
3、4。
125mm穿甲弹在距炮口3m处摄影
照片4125mm穿甲弹弹托与弹身分离初始段状况
技术参数如下：弹丸运动时间25ms；延
时预置16ms；狭缝快门宽度1mm。摄影时，狭缝摄影机距弹垂直距离L=6m，光圈f=2，鼓
轮线速度44m/s。
彩色胶片的冲洗，与一般彩卷冲洗方法相同，故底片的截取长度须不小于60cm，以便
送入机内运行。彩显时，可依据拍摄弹丸出炮口的距离，即炮口火焰的强弱，操作机器延长
彩显时间，可以提高彩卷的感光度。扩印时，可进行彩色密度与调色的校正操作以获取最佳
的彩色照片。
炮口段的彩色摄影，在狭缝高速摄影技术上是一个成功的尝试。彩色照片不仅为画面增
加了艺术感染力，重要的是不同明度的色彩，构成了彩色照片上的色彩层次，使得高速穿甲
弹飞出炮口时的表面状况更加清晰，弹托与弹身分离初始段瞬间状况的解析透明度，得到了
进一步的提高。它使狭缝高速摄影技术在为科研产品的理论分析和结构改进研制中的应用价
值得到了充分的发挥。
—276-

狭缝式高速摄影机快门参数的测试
孟海龙‧尹绍辉
郭益民
(国营第803厂)
摘要实现对靶场所用狭缝式高速摄影机快门参数的准确测量，能极大提高这种摄影机在靶场
使用中的可靠性，以此还可实现对弹九出炮口时弹九飞行姿态和弹托分离情况的拍摄。
关键词
狭缝摄影测试快门参数
１引言
狭缝式高速摄影机（简称狭缝机）是穿甲弹研制过程中最常用的外弹道测试仪器，在穿
甲弹研制过程中迫切需要了解弹丸在刚出炮口时弹托分离情况及弹丸飞行姿态，这就要求对
狭缝机控制拍摄的快门参数进行定量准确测量，以此数据设定快门启动时间。针对我国靶场
最常用的XG1型狭缝机，我们设计了一种用于快门参数测量的装置，实现了在炮口段对弹
丸的拍摄，并在日常检修中得到了广泛应用。
2
设计思想
要实现对电子控制的机械快门参数的测量，必须有两个信号源一一启动信号、截止信号。
启动信号可取自控制仪的触发装置，截止信号则要从快门板上获取，针对快门具体动作情况，
选用光电转换方式实现。具体是以一个光电三极管为接收管，以一个聚光发光管或白炽灯为
光源，分别置于快门板两侧，使两个管子对准快门打开口并在一条直线上，当快门动作时光
通量就发生变化，这样光电三极管将产生一个电信号，把这个信号整形、放大就得到了所需
的截止信号。
原理简介
设计原理框图如下：
计数器
放大、整形
信号处理
信号采集
3.1信号采集
以狭缝机控制箱所提供的触
发信号为启动信号，以光电探测
电源电路
头所得信号为截止信号，可利用
计数器测出开门动作时间。以光电控测头的两次触发为启动信号和截止信号可测出曝光时
—277-

穿甲弹
间。
3.2信号放大、整形
因从光电头所获信号幅度很小，不能被计数器用于触发，为此我们利用比较运算放大器
的开关特性和放大特性，将信号幅度放大至4~5V的脉冲。
3.3信号处理
针对计数器的要求，我们采用门电路将启动信号和截止信号都处理为正脉冲，再进一步
放大至8~12V。
3.4计数
我们利用现有的六路计时仪作为计数设备。
3.5电源部分
用变压器将220V交流电降压至15V，再用三端稳压集成电路产生5V、9V的直流稳定
电压，提供给以上各电路使用。
4实际应用
利用该测试仪我们解决了很多靶场测试中遇到的问题，以下是最典型的两个实例。
4.1距炮口1~3m段弹丸飞行姿态的拍摄
炮口段拍摄首先要解决的问题是快门启动时间的确定(即控制仪延时时间的设定)。具体
操作步骤如下：
①用该测试仪器对狭缝机开门时间进行准确测定。
②用该仪器对发火到弹丸出炮口时间进行测定。
③依据弹速及狭缝机摆放位置计算鼓转速及转半圈所需时间。
根据以上三个数据计算出延时时间。
图1是125mm穿甲弹工厂鉴定时拍摄弹丸出炮口2.5m处的试验数据及拍摄的照片。
图1弹丸（初速：1720m/s；时标：0.1；距炮口距离：2.50m；延时：27ms；
距弹道：6m；鼓轮转速：43.2m/s。）
-278

狭缝式高速摄影机快门参数的测试
4.2在日常仪器检修中的应用
狭缝机因其工作环境及使用率高等原因，在使用一段时间后故障率较高，以下是实际使
用中出现的两种情况及用快门参数测时仪对其进行排除的例子。
（1）所拍摄照片出现重复曝光
用快门参数测试仪对狭缝机快门部分进行测量，发现曝光时间较正常值大得多，具体测
量数据如表1。依据所测数据判断有两种可能，一是关门动作时间太长，二是控制关闭的计
数脉冲电路故障。经检查发现关门复位弹簧老化且计数脉冲幅度太小造成曝光时间太长，对
两处调换、检修后机头恢复正常。
表 1
曝光时间(鼓轮转速为25m/s)
次数
20.1
20.0
正常值/ms
20.0
20.1
测量值/ms
32.0
31.9
32.0
31.8
（2）拍摄出现部分影像
对狭缝机快门开门动作时间进行测量，具体数据如表2，说明开门动作太慢，检查发现
开门弹簧很弱，更换开门弹簧，机头恢复正常工作。
表2快门动作时间
次数
动作时间/ms
5.70
5.69
5.70
5.71
注：正常值约为3.5ms。
5 结束语
该测试仪器目前国内尚无同类产品，利用它我们成功解决了多项技术难题，在对旧狭缝
机检修中也得到充分应用，其作用价值和经济效益是明显的。
-279-

第四篇
破甲弹

DTP式125mm破甲弹总体结构设计
罗淑兰‧姜禄
(国营第123厂)
摘要本文叙述了DTP式125mm破甲弹弹丸结构设计及其特点，战斗部作用原理，机电引
信，装药结构、半可燃药筒及包装的结构设计，并介绍了产品完成战技指标的情况。
关键词弹九破甲弹结构设计
１引言
我厂承担一二三工程火力系统配备的DTP式125mm破甲弹的研制任务。根据一二三工
程总设计师提出的“系统取胜”、“功能覆盖”的设计思想，结合我国现有的技术基础，采用
新结构、新原理、新工艺优化设计弹丸结构。该弹的各项性能均满足了战技指标要求，21
世纪初仍具备与国外任何新型坦克同量级武器相抗衡的作战能力。
2弹丸结构设计
DTP式125mm破甲弹为分装式，采用半可燃药筒，电一撞双功能底火，机电引信。弹
丸为长杆式头螺，前张式钢尾翼。
弹丸由引信头部机构、导线合件、头螺、压螺、药形罩、隔板、垫板、弹体、引信底部
机构、螺塞、尾杆、翼片、销轴、自锁箍等组成。在药形罩后部的弹体内压装8701炸药，
导线座装在头螺前端，导线通过药形罩、炸药及弹体的导线槽与引信底部机构连接。
2.1弹丸外形结构设计及特点
弹丸外形结构设计与火炮药室和
压心
压力减小
自动装填机构相适应，在此基础上使其
有良好的气动力外形（图1）。由于滑
质心
膛炮在膛内不能赋于弹丸旋转，为保证
Xep
有良好的立靶密集度，弹丸的外形结构
压力增大
设计为长杆式头螺，前张式钢尾翼。弹
图1弹丸气动力特性示意图
丸头部采用无升力、高阻力的平头加前
伸杆，二者以R连接。前伸杆为锥形，由前至后逐渐加粗。这种头部结构相对于锥形头螺
和其它任何头部形状所产生的头部法向力大大降低，从而使压力中心后移。在前伸杆的周围
由于头部激波产生分离流动，形成了近似锥形的死气区。死气区里的气流密度大、压力高、
有抑制攻角和抑制外来干扰的作用，有效地提高了飞行稳定性。
-281-

破甲弹
弹丸飞行时，由于炮口扰动、阵风和弹丸质量偏心作用，几何及物理不对称等都不可避
免地引起攻角增大。当有攻角时，头部处于不对称分离流中，压力中心偏离轴线，这时头部
阻力对弹丸重心形成一个较大的力矩，阻力愈大，力矩愈大，能更有效地提高弹丸飞行稳定
性（见图1所示）。这样，杆形头部压力偏高的缺点又可以转化为另一个较大的优点。
在弹丸设计中，最佳前伸杆长的选取也很重要。因为弹丸在直射距离内马赫数是变化的，
尤其是杆形头部弹和一般弹相比，阻力比较大，在直射距离内马赫数的变化也很大。随着马
赫数的增大，最小临界杆长随着增加。要想使固定的杆长能适应于飞行中马赫数的变化，就
必需使所选取杆长上的死气区不发生高频振荡现象，不发生推后分离的高阻流态，为了保
证这一点，杆长的选取往往偏于保守，使气流在杆的头部分离，一般用临近着靶的飞行马赫
数为参考来选取杆长。由杆形头部风洞试验的气动力特性得知：当马赫数为1.6时，杆长取
2.5以上时，杆长取1.8倍的弹径比较合适。
DTP式125mm破甲弹1000m时的着靶速度约为700m/s，其马赫数约为2，其杆长：
L=(1.5~1.7)d=187.5~212.5(mm)
实际杆长取为216mm，基本上能使弹丸在飞行中处于低阻流态，保证正确的着靶姿态，
有利于稳定破甲。
弹体的主要作用在于盛装聚能炸药，连接头螺、尾翼、固定引信，并保证弹丸在膛内运
动的正确性和良好的气动力外形。
该弹的弹体外形为圆柱形，由于弹体较长，为保证弹丸在膛内运动的正确性，设计三个
定心部，在后两个定心部上分别设置紫铜小弹带。前弹带主要是保证弹丸自动上膛位置的一
致性，其次是闭气作用，后弹带主要是用于闭气，保证弹丸发射过程中的膛内安全。
尾翼由尾杆、翼片、销轴、自锁箍等组成（见图2）。
由于杆形头部弹丸有较好的气动力外形起稳定作用，所以尾翼稳定机构采用小尾杆、小
翼片、宽翼弦，使其迎面阻力减小。
弹丸在发射时受很大的惯性力作用，尾杆需具有较高的强度和刚度。为了在加大尾杆直
二则对提高弹丸的立靶密集度有益处。尾杆前端设有带六个缺口的迎风板，后端有六对支耳，
通过销轴把翼片固定在尾杆上，并通过自锁箍将翼片锁在尾杆上，保证勤务处理和自动装填
时翼片不张开。
低压区
自锁箍在膛内惯性力作用下后移释放翼片，
迎风板
由于翼片质心在销轴轴线内侧5.3mm，在惯性力
作用下向内收拢，不会张开。在炮膛内翼片不能
高压区
划炮膛。当弹丸出炮口后一方面火药气体被尾杆
迎风板阻止而向外飞散，由于气流的粘滞作用，
对翼片有一定的摩擦力，此力使翼片张开；另一
低乐区
方面在迎风板内侧是火药气体形成的高压区，外
侧为低压区，这样就构成压力差，此力也使翼片
图2尾翼结构图
张开。在气体的径向压力差和摩擦力的共同作用
—282—

DTP式125mm破甲弹总体结构设计
下，翼片将同步张开。在空气阻力作用之下，翼片迅速张开到位，见图2。
翼片设有2°30’斜切角，使弹丸在弹道上微旋转，用以提高飞行稳定性。另外弹丸在
飞行中，当攻角不等于零时，在尾翼迎风表面气流受阻，压力提高，背风的一面压力下降，
阻力减小，压力差增大，提高了尾部升力，使弹丸获得较大的稳定力矩。这种稳定结构作用
准确可靠，能保证良好的密集度。
2.2聚能装药战斗部的结构设计
2.2.1有利动炸高的确定
头螺的长短与弹丸的炸高密切相关，炸高太小射流不能充分拉长，炸高太大射流易拉断，
均影响破甲。因此弹丸需要一个有利的炸高，它是通过头螺的合理设计而得到的。有利炸高
有定范围，一般取下限，既能保证破甲威力的充分发挥，又可使弹丸重量减轻，为总体设
计和勤务处理创造条件。
当2α>50°时，动炸高H=(2.5~3.0)×D=275~330(mm)
该弹实际动炸高为292mm，是理论值的中下限，能够保证金属射流的稳定性，有利于
破甲。
2.2.2头螺内腔尺寸的确定
头螺内腔的设计要使其在满足强度要求的情况下，中心孔尽量大一些，后部空腔有一定
的高度，使前进中的射流不受阻。125
I型破甲弹的头螺内腔原设计为Φ
28mm圆形孔，而带头螺与不带头螺静
破甲穿深相差约100mm，说明射流通
过内腔受阻。后将头螺内孔改为锥形
原头螺
孔，小头Φ34mm，大头Φ51.6mm，锥
改进后头螺
角6°38”，并把后部空腔增大，试验
证明改进后头螺对破甲无影响，如图3
图3头螺结构图
所示。
2.3.3弹体内腔尺寸确定
弹体的内腔设计为锥形，锥角为3°25”，弹壁由前至后逐渐增厚，目的是在保证弹体
有足够强度的前提下，减轻弹重，并使装药直径尽量加大，提高破甲威力。
弹体的后端设计有引信室，不仅减少弹丸零件，同时使引信、药形罩与弹体同心性好，
保证爆轰波和射流的对称性，使破甲性能稳定。
2.2.4聚能装药结构的优化设计
聚能装药结构对破甲弹的威力影响很大，主要影响因素有药形罩的结构、材料和工艺；
装药及密度；装药直径与高度；隔板形状尺寸等。
在装药结构优化设计过程中，我们进行了多方案设计、计算和筛选工作，最后确定以
36°/58°和以36°/62°两种双锥药形罩和Φ60、Φ70的两种隔板结构进行论证试验。并同
时对主、辅药柱用A-IX-1和主药柱用8701，辅助药柱用HT-50，A-X-1、8701，以不同的
组合进行多方案对比试验，同时对药柱与弹体间的间隙填充剂也分别用地蜡，塑料衬筒和硅
—283-

破甲弹
橡胶进行工艺探索和对威力影响的对比试验。经过多方案的对比和论证试验，取得了静破甲
组平均749mm的较好结果，并最终确定了破甲弹装药结构：
药形罩36°/62°；
主、辅药柱炸药8701；
隔板
垫板厚4mm，材料为酚醛层压布棒；
Φ60材料为酚醛层压布棒；
填充剂（
GPS-2硅橡胶。
3选用高瞬发度机电引信
3.1＇结构设计
125破甲弹开始研制时曾采用电-4引信方案，试验结果表明电-4引信由于瞬发度低而且
作用时间散布较大，配用于高初速破甲弹不能满足要求。二步方案机电引信的研制由212
所负责底部机构、304厂负责头部结构。机电引信结构方案是在充分利用“七五”引信专业
预研技术成果“磁后座电机”、“双环境力保险机构”等，同时参考国外相关产品逐步完善的
基础上设计的。对引信设计方案的可行性进行了静、动态试验，并对引信的基础性技术、引
信的作用可靠性和引信的发射安全性进行充分的论证、改进设计和试验。引信的安全性设计
全面符合GJB373-87《引信安全性设计准则》中的有关规定。引信头部机构的设计既能对付
主装甲，也能对付反应装甲（FY-1型），较好地处理了钝感度、对付反应装甲和落地自毁三
者之间的制约关系。
3.2战斗部作用原理
弹丸的引信由头部机构和底部机构两部分组成，中间用不锈钢丝绳连结构成一极导体。
引信头、头螺、弹体、压螺、引信底部机构，构成另一极导体。头部机构是一个闭合开关，
平时处于常开状态。对付FY-1型反应装甲目标时，采用了穿破技术，使空心装药产生的射
流避开反应装甲的干拢；对付主装甲时，引信头部闭合开关在外力作用下闭合，电路接通，
电容器中储存的电能起爆电雷管，进而起爆主装药，压跨药形罩，形成高速金属流侵彻靶板。
机电引信在125mm破甲弹上的研制成功，为我国高过载、高初速破甲弹提供了高性能
的引信，填补了国内装备空白，其总体性能达到国际同类产品的先进水平。
4发射装药结构及半可燃药筒
4.1发射装药
发射装药选用高氮量单基粒状药及管状药作为主装药，管状药在药筒中心位置起传火作
用。药筒的底部有点火和消焰药包，点火药为50g5号类黑火药，消焰药50g。为了提高火
炮寿命，降低炮膛烧蚀量，加入90g护膛衬纸。药筒口部设有密封盖、紧塞具及支筒，避免
发射药在简内窜动，保证内弹道的一致性。试验结果表明发射药及装药结构设计合理，内弹
道性能稳定。
-284

DTP式125mm破甲弹总体结构设计
4.2半可燃药筒
半可燃药筒由可燃简体和金属钢底座粘结而成，筒体部分采用硝化棉纸涂梯恩梯卷制而
成，密封盖也是采用涂有梯恩梯的硝化棉纸经卷制后热压加工而成。
半可燃药筒的筒体与筒底要有一定的粘接强度。
筒体要有足够的强度来满足自动装填机构和勤务处理的要求，同时要有良好的燃烧性能
和使用安全性。经工厂鉴定及设计定型试验考核，半可燃药筒性能稳定，满足使用要求。
5产品的包装
包装形式采用内包装，外包装及托盘组合包装结构。外包装为铁皮包装箱，箱内装弹丸
1发，发射装药1发。弹丸的内包装为防静电薄膜袋，弹丸装入袋内用冰袋夹子夹紧。发射
装药的内包装为玻璃钢包装简，简盖有橡胶密封圈密封。
内包装具有良好的防霉、防虫蛀、防大气腐蚀、防静电和抗老化性能；同时具有良好的
密封性、防水性；具有良好的强度和刚度。
外包装有良好的强度和刚度，全弹的包装经运输试验和自由跌落等项考核，表明其设计
合理，不仅结构简单，而且作用可靠。
6完成指标情况
6.1千米立靶密集度
弹丸由于外形结构设计合理，作用可靠具有良好的密集度，其试验结果见表1。
表1千米立靶密集度试验结果
阶段
组数
指标E,×E/mXm
EyXE/mXm
常
0.093X0.087
高
0.100×0.162
工厂鉴定
≤0.28X0.28
0.109×0.159
运后常温
0.094×0.144
0.140X0.150
0.120×0.140
设计定型
≤0.28×0.28
0.210X0.110
运后常温
0.180×0.160
弹丸千米立靶密集度试验结果明显高于战技指标0.28m×0.28m的要求，提高了弹丸首
发命中概率，此项性能为世界同类产品的先进水平。
-285

破甲弹
6.2破甲威力
优化设计的装药结构，还必须有先进的加工工艺和装配工艺才能充分发挥威力的效果。
工厂鉴定试验常温动破甲三组平均穿透2.3层后效板。设计定型试验时在结构不变的情况下，
控制主、辅药柱与药形罩隔板的装配间隙，主药柱与药形罩的配合间隙由0.15mm减小到
0.06mm。用同轴套控制主、辅药柱的同轴度，并100%测量辅药柱对主药柱的径向跳动，装
配时用定位杆控制引信室与组合药柱的同轴度。采取以上措施保证了药形罩、组合药柱、起
爆中心的轴对称性，使破甲威力有很大提高：设计定型常温动破甲30发，主靶板穿透率
100%，穿透后效靶平均层数3.0层；高温20发，主靶板穿透率100%，穿透后效靶平均层
数3.2层；低温20发，主靶板穿透率95%，穿透后效靶平均层数3.7层。
总之，DTP式125mm破甲弹经过多次破甲威力攻关，优化装药结构，采用了高瞬发度
的机电引信，8701高能炸药，解决了装药质量、间隙填充、消除底隙、发射安全性、破甲
稳定性和装药工艺等关键技术，使破甲威力上了一个新台阶，与国际先进的破甲弹相比接近
国际领先水平。
7 结束语
DTP式125mm破甲弹采用长杆式头螺，前张式钢尾翼。全弹结构合理，作用可靠，千
米立靶密集度好。采用8701高能炸药，用常温易于流动和固化的硅橡胶作填充剂，配用双
环境力保险机构的高瞬发度机电引信，这几项措施使破甲弹威力明显提高，已超过俄罗斯同
类产品的水平。该弹除具有良好的反坦克装甲的能力外，还有一定的抗反应装甲能力，以及
能达到了国际先进水平，并且具有较大的发展潜力，为高膛压火炮研制大威力破甲弹提供了
可靠的技术途径。
-286-

DTP式125mm破甲弹装药结构优化设计
姜禄邵树进
（国营第123厂）
摘要本文论述了DTP式125mm破甲弹装药结构设计的特点及原理。通过试验结果表明装
药结构设计合理，威力达到指标要求并保证了发射安全性。
关键词破甲弹装药结构优化设计
1引言
DTP式125mm破甲弹二步研制工作主要内容为：在保持一步弹丸的外形结构和内外弹
道参数不变的情况下，“提高威力，扩大功能”。其动破甲威力指标是对主靶板
180mm/68°+2×10mm/68°靶板穿透率不小于90%，并具有抗FY-1型反应装甲能力。这个
指标，高于装药直径相近的国内外高过载破甲弹的威力水平。DTP式125mm破甲弹(一步）
的威力指标要求对主靶板180mm/68°+1×10mm/68°靶板穿透率不小于90%。一步弹经数
年研制威力始终达不到指标要求，要完成二步弹的威力指标难度相当大。
根据计算与经验，完成二步弹威力指标，静破甲穿深应达到720mm以上。
一步采用58°/57°双锥罩、无隔板，注装黑梯50/50炸药的装药结构，静止破甲平均
水平为650~680mm。要完成二步弹研制任务必须选择爆速、威力均高于黑梯50/50的高能
炸药，重新优化设计装药结构。
2装药结构设计研究
装药结构是影响破甲弹威力的主要因素。装药结构包括药形罩的结构、材料和工艺；炸
药的种类及密度；隔板的结构、材料等。
2.1药形罩设计
药形罩是影响破甲威力的主要因素，它的结构及质量直接影响到射流的优劣，从而影响
破甲威力。
目前常用的药形罩有单、双锥形，喇叭形与半球形。从理论上分析，喇叭形破甲深度最
大，双锥形次之，半球形最小。但在实际应用中发现喇叭形罩比双锥罩破甲深度增加很小，
且稳定性和工艺性较差，故一般很少采用。我们决定采用双锥罩。我厂研制定型的几个破甲
弹，药形罩都是单锥。双锥药形罩，在装药直径相同、罩高相等情况下，因小锥角较小，使
射流头部速度提高，有利于开坑和提高破甲深度；而大锥角较大，有利于继续侵彻和提高后
效。
对药形罩的材料要求密度较高、塑性较好、有一定强度。目前，国内外威力较高的破甲
弹其药形罩材料一般都是纯铜。药形罩为双锥角，设计了四种方案：58°/32°、
-287

破甲弹
58°/27°、58°/36°、62°/36°。材料均为纯铜。
2.2炸药的选择
炸药是聚能破甲的能源，它影响破甲威力的主要因素是爆轰压力。爆轰压力增加，破甲
深度增加，而爆轰压力是爆速和装药密度的函数，即：
Pc = pD? /4
式中：Pc—爆轰压力；p——装填密度；D——爆速。
可见选择高爆速、高密度的炸药，对提高破甲威力是非常重要的。
经爆速、威力、发射安全性、工艺性综合分析，决定选用A-IX-I和8701两种炸药进
行论证试验。
A-IX-I炸药:
爆速8498m/s(p=1.67g/cm²)，威力127%TNT当量。
该炸药被广泛应用在高过载后膛炮弹上，发射安全性有保证，我厂有压制A-X-I药柱
的经验，使用安全性好，但压药成形性不好。
8701炸药：
爆速8425m/s(p=1.72g/cm²），威力153%TNT当量。
该炸药压药成形性好，在常温下容易压制成形，但该炸药首次应用在高过载后膛炮弹上，
发射安全性要经过充分的论证和试验。
2.3隔板设计
在装药结构中放置隔板的目的是改变爆轰波形状，提高爆轰压力，使射流速度提高，从
而提高破甲威力。对隔板材料的要求是：成形后要均匀，密度要小并有一定的强度。隔板的
材料预选了有机玻璃和酚醛层压布棒两种。直径预选了Φ60mm和Φ70mm。经静止破甲试
验，最终确定了隔板的材料为酚醛层压布棒，直径为Φ60mm。
2.4垫板设计
设置垫板的主要目的是为了保证发射安全性。在辅助药柱的底部粘结一个4mm厚惰性垫
板，增加一个缓冲件改善药柱底部受力状态。另外导线通过垫板上的导线槽与引信底部机构
相连，这样辅助药柱不用开槽，可避免因开槽引起的炸药崩落，弹丸发射时的膛内安全性较
好。虽然垫板占据了一部分炸药装药的容积，但是为了发射的安全性必须这样做。
2.5静止破甲穿深的计算
对四种结构的药形罩、两种炸药、有无隔板，组合成16种装药结构方案，计算的破甲
穿深见表1。
根据计算结果，预选了表1序号12和16两种方案，即：
(1)58°/36°药形罩，有隔板，压制A-IX-I；
—288

DTP式125mm破甲弹装药结构优化设计
(2)62°/36°药形罩，有隔板，
表116种方案破甲计算结果
压制8701。
8701炸药应用于高过载的后膛
序号
炸药
隔板
药形罩锥角
穿深/mm
炮国内尚属首次。弹丸发射时，辅
58° /27°
A-IX-I
734
助药柱承受最大发射应力。基于发
127
58°
A-IX-I
760
射安全性，该方案又分三个小方案：
58° 27°
8701
650
(1）主药柱为8701炸药，辅助
58° 27°
8701
777
药柱为注装黑梯50/50炸药；
58° /32°
A-IX-I
710
(2）主药柱为8701炸药，辅助
58° /32°
A-IX-I
754
药柱为压装A-IX-I炸药：
58° /32°
8701
733
(3）主、辅药柱均为8701炸药。
58° 132°
8701
769
静止破甲试验
2.6
58° /36°
695
A-IX-I
静止破甲试验结果见表2。
10
58° /36°
A-IX-I
800
表2序号1方案，A-IX-I主、
58° /36°
8701
716
辅药柱是我厂委托204所压制的。
58° 136°
8701
12
833
药柱的质量很好，周向和轴向密度
62° 136°
13
A-IX-I
686
差均在0.002g/cm²以下，达到世界
14
62° 136°
A-IX-I
726
先进水平，静破甲达到设计要求。
15
62° 136°
8701
709
由于A-X-I的压药成形性不好，
62° /36°
16
8701
819
204所制订的压制主药柱的工艺很
复杂，炸药要加热到50℃左右，要加一0.78MPa的负压，保压时间45min，压制一发主药柱
需要近1h时间。由于不适合大量生产，此方案被淘汰。
表2序号4的试验效果较好。8701炸药的压药性很好，在常温下很容易压制成满足要
求的药柱，压一个主药柱仅需要5min，适合大量生产。此方案被初步选定。
表2静止破甲试验结果
序号
方案
试验发数
平均穿深/mm
746
58°/36°罩，有隔板，主、辅药柱压制A-IX-I
62°/36°罩，有隔板，主药柱8701，辅药柱黑梯50/50
722
62°/36°罩，有隔板，主药柱8701，辅药柱A-IX-I
10
720
779
799
741
62°/36°罩，有隔板，主、辅药柱均为8701
716
749
744
药柱与弹体的间隙填充及填充剂的选择
2.7
药柱与弹体的间隙（底隙与侧隙）是影响发射安全性的主要因素之一。合理地选择填充
剂及良好的填充质量，不但有利于提高发射安全性，同时可以提高破甲威力。选择了三种填
充剂：合成地蜡、塑料衬套和硅橡胶。静止破甲试验结果，硅橡胶的较好。
-289-

破甲弹
硅橡胶是一种像牙膏一样的膏状体，甲乙两组分混合后，涂刷在组合药柱表面上，安上
导入装置后，用手搬压力机装入弹体，这时硅橡胶没有固化，导入装置将组合药柱导正，弹
体与组合药柱结合后二者的同轴度好，这有利于破甲；其二，由于硅橡胶是状体，不需要
较大的力即能将药柱压装到位（工艺规定只允许一人搬动压机），药柱到位又不被压破碎，
这有利于破甲；其三，硅橡胶是见缝就挤进，药柱与弹体间的空隙全部挤满硅橡胶，固化后
药柱周围介质均匀，这有利于破甲，更有利于发射安全性。同时填充硅橡胶的工艺简单易行。
最后选定硅橡胶为填充剂。
2.8主、辅柱密度匹配试验
试制初期主药柱密度定为1.70g/cm以上，但在压制主药柱时，密度始终达不到要求。
压装8701炸药一般密度为1.70g/cm，而压制125mm破甲弹主药柱为什么如此困难呢？这
是由于主药柱的结构所决定的（见图1）。压药时，药柱Φ17mm圆柱端面处承受大部分压力，
压力到一定值，密度就不增加或增加很小，而炸药温度则急剧升高，同时压力要传递，Φ17mm
圆柱端面处以外的炸药要移动，炸药与模具表面发生巨大摩擦力，再增加压力，可能压爆炸。
为了压药时的安全，决定主药柱的密度在1.69g/cm²以上，药量控制在1296~1298g。经静止
破甲试验，静破穿深均在720mm以上。
辅助药柱密度初定为1.67、1.68、1.70土0.005g/cm²三个档次。
做5发辅助药柱密度为1.706g/cm²的静破甲试验，平均穿深658.5mm。
做辅助药柱密度为1.68g/cm的静破甲试验。第一组3发平均穿深706mm；第二组5
发平均穿深739mm；第三组9发平均穿深725mm。试验结果说明，辅助药柱密度为1.67土
0.005g/cm3与主药柱密度匹配性好，因而破甲效果好。
辅助药柱密度为1.67土0.005g/cm²，其相对密度为(93.6~94.2)%。南京理工大学论文“关
于炸药装药发射安全性问题的综述”指出：辅助药柱相对密度在93.6%以上，发射安全性有
保证。辅助药柱密度最终确定为1.67土0.005g/cm²。
2.9装药结构设计的最终确定
经过理论计算、静破甲试验、药
柱密度的合理匹配研究、最佳填充剂
的选择，最后确定的装药结构见图1。
该装结构的主要参数如下：药形罩
（1）62°/36°；主药柱（2）8701
炸药，密度1.69g/cm²以上；隔板（3）
@60mm酚醛层压布棒；辅助药柱
（4）8701炸药，密度1.67±
0.005g/cm；垫板（5）酚醛层压布
棒。
2.10发射安全性
图1装药结构图
8701炸药应用于高过载的破甲
弹在国内尚属首次，首要必须解决的是发射安全性。北京理工大学、南京理工大学在理论分
-290-

DTP式125mm破甲弹装药结构优化设计
析与计算上都做了大量的、系统的工作，并提出了研究报告。北京理工大学的“关于8701
炸药发射安全性研究报告”与南京理工大学的“关于炸药装药发射安全性综述报告”都作出
了发射安全性有保证的结论。我厂根据两个报告的建议，采取多项措施尽量将疵病控制在允
许范围内。
一二三工程总师办组织国内知名专家召开了发射安全性评审会一致认为：
DTP式125mm破甲弹应用8701炸药，采用易于流动的硅橡胶作填充剂填满间隙，且
采用垫板清除底隙，这是一个符合发射安全性的设计。为了保证发射安全性，在研制过程中
严格控制装药质量。根据北京理工大学和南京理工大学实验与计算的结论，125mm破甲弹
采用8701炸药的发射安全性不低TNT、B炸药、A-IX-I、Hexal四种炸药。
自采用8701炸药以来。实弹射击共807发，其中强装药发射安全性试验250发，弹丸
在膛内、外弹道及落地均安定。
理论分析与计算及实弹射击试验说明DTP式125mm破甲弹装药结构设计合理，射击安
全性有保证。
2.11动破甲试验
（1）工厂鉴定前摸底试验
常温动破甲一组，穿透率100%，平均穿透4.2层后效板。
高温动破甲一组，穿透率100%，平均穿透3.9层后效板。
低温动破甲一组，穿透率100%，平均穿透3.43层后效板。
(2）工厂鉴定试验
常温动破甲三组，穿透率97%，平均穿透2.3层后效板。
高温动破甲一组，穿透率100%，平均穿透2.2层后效板。
低温动破甲一组，穿透率100%，平均穿透1.8层后效板。
(3）设计定型试验
常温动破甲三组，穿透率100%，平均穿透3.4层后效板。
高温动破甲二组，穿透率100%，平均穿透3.3层后效板。
低温动破甲二组，穿透率100%，平均穿透3.9层后效板。
试验结果表明，DTP式125mm破甲弹设计先进，威力满足战技指标要求。
3结论
(1）DTP式125mm破甲弹装药结构设计合理、先进，威力指标达到设计要求，发射安
全性有保证。
(2）压药与装配工艺具有科学性、可行性，我厂的其它文章对此作了全面的论述，本文
不再重复。但药形罩的加工较困难，由于药形罩为双锥，尺寸公差较严，为了和主药柱吻合
贴紧，采取用假药柱配作的加工方法，用数控车床加工药形罩，一个工作日只能加工9~10
个药形罩，无法满足批量生产的需要，必须改进。改进的办法是旋压加工药形罩，带罩压药。
—291—

炸药装药发射安全性问题的综述
朱鹤荣
（南京理工大学）
摘要本文着重介绍了西方及俄罗斯对炸药装药发射安全性的模拟试验方法及结论。试验表
明炸药装药发生膛炸主要是装药缺陷造成的，并对各种装药缺陷及其大小对膛炸的危险程度
进行了研究，提出了控制缺陷的技术规范。根据试验对常用炸药的后坐感度进行了比较排队。
感度高、威力大的单质炸药经过钝化处理后其发射安全性得到极大的提高。由于注装难以杜
绝缺陷，采用压装技术将是高性能弹药的发展趋势。
关键词后坐感度临界应力发射安全性
1引言
70年代以来各国都在发展高性能大口径炮弹，弹丸威力不断提高，但是膛炸事故也频
频发生。尤其是西方国家注装B炸药应用于高性能大口径炮弹时膛炸概率明显增加，这迫
使人们对炸药装药的发射安全性进行认真研究。早在50年代，美国匹克丁尼兵工厂就对该
广生产的120mm炮弹发生膛炸事故作了系统分析，并设计制造了小型模拟试验装置。到70
年代初，美国BRL与匹克丁尼兵工厂合作对B炸药的发射安全性问题进行了系统的实验研
究。以后联邦德国、加拿大等也建立了类似的试验装置。俄罗斯鲍曼大学也建立了自已的实
验装置，对各种炸药进行了大量的实验研究。不过俄罗斯的研究方法及实验装置与西方不尽
相同，但殊途同归，最后的结论非常接近。用高能炸药提高我国高膛压大口径炮弹的威力一
直是弹药工作者的迫切希望，但由于我国在发射安全性方面的理论和实验研究工作滞后，我
们的认识还停留在“许用应力”的概念基础上，因此有必要对美国和俄罗斯等军事大国对发
射安全性问题的研究和认识作一介绍。
2美国及西方国家的炸药装药发射安全性模拟装置及研究方法
2.1美国的模拟试验装置和研究内容
图1是美国匹克丁尼兵工厂的模拟试验装置，称为P.A.冲击器。作用在试样上的冲击加
载由控制发射药量和针形阀组件来调节。由作用在试样上的冲击加载来模拟发射时炮弹底部
装药所受的冲击应力，并通过击发室的压力传感器加以测量和记录。因此P.A.冲击器可以用
来模拟：发射时的弹道条件（最大载荷，加载速率，加载时间等）、装药缺陷（底隙、环隙、
气孔、缩孔、裂纹等等）和装药发射环境(如装药温度)等。对B炸药进行了模拟试验，试样
尺寸为@12.7mm×25.4mm，药量为5g，p=1.69g/cm²。
292

炸药装药发射安全性问题的综述
1-炸药：2—药室外壳；3—发射药室：
4—针形阀组件；5发射药；6—电点火管；
7一后挡板；8—千斤顶螺杆；9冲头：
10—接合器；11-套管；12—大活塞；
10
13一测压计；14发射药包；15一点火装置。
11
12
13
图1P.A.冲击器示意图
试验得出如下一些基本结论：
(1）装药缺陷的影响
装药缺陷是引起膛炸的主要原因，它包括装药本身的孔洞、裂纹、装药与弹体间的底隙
和环隙等等。试验表明无缺陷的注装B炸药在标准发射条件下是不可能发生膛炸的，但如
果装药有缺陷特别是底部缺陷，在发射状态下由于受空气绝热压缩和剪切变形的作用，加热
了临近的炸药使之达到点火温度而发生膛炸。试验进一步表明装药缺陷中截留的空气绝热压
缩是B炸药膛炸的主要原因，而空洞的压跨变形加热只在高压缩率和较大尺寸条件下起重
要作用。图2是注装B炸药在125°F(51.7℃)、各种底隙尺寸下的临界压力（不发生膛炸的
最大应力）。由图2看出，随着底隙的增大临界压力呈对数线性下降，所以底隙是一个必须
严格控制的尺寸。在美国对B炸药的试验结果指出：当试验压力506MPa时，用B炸药装
填的炮弹底隙最大不能大于0.381mm。加拿大用DREV后坐模拟器模拟105mm炮弹发射条
件进行的试验结果也表明了这一点，见表1。德国利用E91高加载/变形试验装置对B炸药
的各种缺陷也进行了实验研究，试验样品尺寸为@50mm×35mm。表2是对各种气孔和半
球形底隙的试验结果。表2中50%（MPa）表示爆炸概率为50%时相应的压力值。在这里
100000%
可以看出当孔洞直径d和深度h都比较小
时对50%影响不大，但随着d和h的增大
相应50%的压力迅速下降。因此装药中限
临界压力/Ibf-in?
制缺陷尺寸也是十分重要的。应当指出的
10000
是当缺陷的体积相同，其尺寸的纵横比不
同时，50%相应的压力值也不同，表3的
数据表明横向缺陷比纵向严重。B炸药药
柱与弹壁粘结缺陷的影响由表4给出，试
1000
1/16
1/4
1/83/16
验时弹体内腔为@50mm，缺陷药柱为高度
底隙尺寸/in
h=20mm、直径d为@49mm和@48.5mm
图2125F时B炸药在各种底隙时的临界压力
的圆柱体。
293

破甲弹
表1各种底隙尺寸下B炸药的后坐感度
加载加速度
底隙尺寸
/mm
Im-s*2
频率
类型
微孔
不爆
0/5
25000X9.806
不爆
0/5
0.24~0.4
25000X9.806
0.6-0.8
25000×9.806
3/3
1.2~1.8
215
25000X9.806
B炸药药柱中气孔和半球形底隙的影响
炸药
O 50% /MPa
密度/g·cm3
温度/℃
缺陷尺寸/mm
402.7
d =2, h=2.5
412.2
20
B炸药
1.69
=y 'p
382.4
d =32, h=7
252.9
缺陷体积相同纵横比不同的影响
O 50% MPa
炸药
密度/g·cm3
温度/℃
缺陷尺寸/mm
d =30, h =1.5
206.1
B炸药
20
1.69
d =10, h=13.5
405.3
表4B炸药柱与弹体壁粘结缺陷对后坐感度的影响
O 50% /MPa
炸药
密度/g·cm3
温度/℃
径向间隙尺寸/mm
20
420.7
B炸药
1.69
B炸药
1.69
387.1
20
B炸药
1.69
1.5
353.1
20
(2)弹道条件的影响
弹道条件也是引起膛炸的重要因素，它包括最大压力、加载速度和加载时间等诸因素。
图3和图4分别表示相同条件下不同加载速率对临界压力和α50%压力变化的影响。图4所
示的加载速率高于图3。图3和图4表明了对于不同炸药加载速率的影响程度。在较低加载
速度时A类型炸药的后坐感度比B炸药高，而当加载速度增大时B炸药的后坐感度比A类
型炸药高。这说明B炸药对发射加载的速度变化比较敏感。对发射安全性来说我们希望选
择临界应力比较高的炸药。
(3）环境条件的影响
这里所指的环境主要是环境温度。美国在P.A.冲击器上的试验表明环境温度对装药的临
界应力是有影响的，图5是不同温度下B炸药的后坐感度（25次试验中不发生爆炸的最高
压力）。从图5见从0~160FB炸药的临界压力大约从11×10°lbf/in²下降到7.5×10°lbf/in²。
所以弹丸温度高或者长时间滞留在高温的炮膛内将增加发射的不安全性。
—294

炸药装药发射安全性问题的综述
100
38828845
8881
反应百分率/%
70
应百分率/%
60
50
40
30
30
20
0300
600
400
500
500
300
400
600
α/MPa
α/MPa
0 50%
0 50%
密度
温度
密度
温度
炸药
Igcm3
Ig°cm3
/MPa
/MPa
COMPB
20
1.69
RDX/W(95/5)
1.68
20
420.7
489.0
RDX/W(95/5)
20
COMPA3
1.68
375.7
20
570.5
1.82
TNT
1.62
20
526.2
502.2
HEXAL
20
RDX/AL/HTPE
1.69
COMPB
20
452.0
20
405.0
1.66
(75/10/15)
图3在相同件下，B炸药，A类型炸药
图4实际加载升高时A类型炸药和
B炸药感度曲线的变化
（黑索金/蜡=95/5），TNT和复合炸药
（黑索金/铝粉/端羟基聚丁二烯=
75/10/15）的试验结果
11.0
俄罗斯的研究方法与研究结果
10.5
压力/10*lbf·in-2
10.0
9.5
3.1试验装置与试验方法
9.0
8.5
与美国不同，俄罗斯人对发射安全性的研究
8.0
是从细观开始的，它的基本试验装置如图6所
156
4080120
160
示，被试炸药直接压入试验壳体中，放在图示位
温度/F°
图5不同温度下B炸弹的后坐感度
置，上下各放一些惰性物质，在钢筒的上端装填
（25次试验中不发生爆炸的最高压力）
一长度为L的炸药，其密度po=0.2~0.6g/cm²。
钢筒的下部为一些填充物，以便缓冲和吸收能量。它利用在靠近被试物附近起爆的方法，使
爆轰波从起爆点向远离被试物方向传播，这样的一维爆轰可以在被试物上获得稳定的作用压
力。其值大约为0.3PH。P为爆轰压力，可近似用PH=PoD²/4计算，式中Po为炸药的
密度，D为爆速，调节p。可以调整爆速，从而达到所需的作用压力。压力脉冲作用的时间
T=3L/D。调整炸药长度L可以调整加载脉冲的作用时间。试验后取出试样解剖做成样片，
在显微镜下观察炸药是否开始出现化学反应，图7是炸药装药内部已出现化学反应的放大
照片。装药内部刚刚出现化学反应时的冲击压力称为炸药装药的临界压力。在此压力以上就
将出现化学反应，进一步的发展就可能引起爆炸，在此压力以下装药是安全的。
—295-

破甲弹
3.2有关试验与结果
俄罗斯学者为了研究各种装药缺陷对临界压力的影响，他们对不同缺陷做了相应的实
验，图8是气体绝热压缩对炸药装药感度影响的试验示意图，试验时在装药的上方设置了一
个充有气体的方孔，它反映了在冲击绝热压缩下装药内引起化学反应的情况。在曲线的上方
是化学反应区，下方是不发生化学反应的安全区。这里给出了黑索金、TNT、钝化黑索金三
条曲线。从这三条曲线的位置可以看出，方孔尺寸越大，临界压力越小；三者的冲击感度黑
索金最高也就是临界压力最低，TNT次之，钝化黑索金的冲击感度最低。这表明钝化黑索
金的发射安全性比TNT还要好。所以单质高能炸药的发射安全性可能很差，但经过钝化处
理后它的发射安全性可以得到极大的提高。
、炸药
300
片状起爆药
局部放大
试样
密封舱
压载物
金属板
炮管
扩展室
基座
图6俄罗斯的模拟试验装置图
图7炸药装药内部出现化学反应的金相照片
钝化黑索金
ww/y
ao/mm
钝化黑索金
黑索金
梯黑50
TNT
TNT
0.2
0.3
0.4
0.3
0.7
0.1
0.5
P /GPa
P/GPa
图9气体绝热压缩与孔洞压垮变形的综合影响
图8气体绝热压缩对炸药感度的影响
—296

炸药装药发射安全性问题的综述
图9是研究孔洞压跨时空气绝热压缩和炸药变形对炸药感度的综合影响。在这三条曲线
中同样表明钝化黑索金的冲击感度比TNT低得多。从图中可以看出在孔洞直径αo~0时
TNT的临界压力为0.5GPa，钝化黑索金为0.7GPa。
由于注装难以杜绝装药缺陷，所以俄国在所有炮用弹药上已全部采用了压装技术，而且
为了杜绝装药密度的不均匀性，螺旋压装方法也不再使用，并且规定了装药密度的要求，认
为压药密度最好能达到理论密度的97%。目的是减少药柱中空气的含量，事实证明压装方法
比注装方法具有更高的发射安全性。一贯以注装B炸药为主的美国等西方国家，也正在研
究用压装技术替代注装工艺。
4共同的结论
(1）西方及俄罗斯等军事大国都采用小药量的模拟试验方法来研究炸药装药的发射安
全性问题，而且取得了极大的成功。他们通过模拟试验对膛炸的原因及作用机理有了科学的
认识，并且为了保证发射安全提出了完整的工艺技术规范。
(2）感度和能量都很高的单质炸药如RDX，HMX经过钝化处理后其发射安全性得到了
极大的提高。如钝化黑索金（RDX/石蜡=95/5），OKΦJI（HMX/石蜡=97/3）这样的炸药
都能成功地应用于高膛压、高初速的大口径破甲弹。对于发射安全性的观点完全超越了过去
的许用应力的概念。
(3）完善的装药工艺，严格控制缩孔、气孔、裂纹、底隙、环隙、装药密度及其均匀性
是保证发射安全性的关键。
(4）我国用模拟方法进行发射安全性研究开展较晚，目前北京理工大学，南京理工大学
都已建立起自已的模拟试验装置。204所引进了俄罗斯的试验装置。各自都开展了一些工作。
经过南京理工大学、北京理工大学和123厂等单位的共同努力，8701炸药（黑索金/聚醋酸
乙烯/地恩梯/硬醋酸/硬脂酸钙）=94.5/2.0/3.0/0.3/0.2）已成功地应用于一二三工程125mm破
甲弹上。通过这一实践进一步提高了我国弹药工作者对发射安全性的认识，极大地推动了我
国对发射安全性问题的研究工作。这必将促进我国高性能弹药的发展。
-297—

p 采用 8701炸药的发射安全性论证
罗淑兰‧黄晓杰‧渊凡华
（国营第123厂）
摘要本文论述了弹药膛内发射的不安全因素，以及在破甲弹装药结构设计中为保证安全采
取的措施。对该弹采用8701炸药的发射安全性进行了理论分析及计算，通过大量的发射安
关键词炸药安全性破甲弹
1 引言
DTP式125mm破甲弹破甲威力要求高，为了完成这一指标，在装药结构的优化设计中，
我们对四种药形罩结构，8701、HT50、A-IX-I三种炸药，装药结构中有无隔板等24种方
案进行了计算与分析。结果表明，使用制式的注装HT50炸药不能完成战技指标，必须采用
高能炸药。我们拟用爆速、爆压较高的8701炸药替代HT50炸药。虽然8701在十多年中，
已用于多种武器弹药上，且有比较好的综合性能，但国内高膛压后膛炮使用高能炸药还没有
先例，要将它用于高过载的DTP式125mm破甲弹上，其发射安全性必须经过充分的论证、
分析。
2膛内发射的不安全因素分析
近年来国内外弹药口径不断增大，走高膛压道路，提高初速，提高威力，随之而来的膛
炸事故时有发生。就发射安全的一般分析，其不安全因素有引信早炸、发射药的不稳定燃烧、
弹体强度不足、炸药在应力加载下的敏感问题、弹丸密气性不好造成弹体燃爆、漏装引信等
等。
2.1装药缺陷对发射安全的影响
炸药装药引起的膛炸事故主要是装药中的某些缺陷，如气孔、缩孔、裂纹、疏松、硬杂
质以及装配中造成的底隙、侧隙等。由于这些缺陷的存在，发射时在惯性冲击载荷作用下，
产生局部的绝热压缩或摩擦，形成热点而引起燃烧爆炸。将这些问题在设计和装配中避免或
完全消除，炸药装药就能承受很大的冲击载荷，其发射冲击感度也就低得多，可以保证膛内
发射安全。
2.2装药密度对发射安全性的影响
装药密度对发射安全性也有很大的影响，装药密度低不安全。一般希望装药的相对密度
（装药的实际密度与理论密度的比）能达到98%左右。这是因为装药的相对密度大，表明药
-298-

采用8701炸药的发射安全性论证
柱中的缺陷、气孔减少。所以，相对密度较高发射中就越安全。因此，在装药结构设计和工
艺控制中应当尽量达到较高的装药密度。
2.3关于装药方法的分析
装药质量与装药方法有密切的关系，随着火炮和弹药技术的发展，要求炮弹装药有较高
的装药密度和合理的密度分布，并绝对避免缺陷。由于注装药方法难于杜绝装药缺陷，俄罗
斯已经不用，美国一直采用注装B炸药，现在也正在研究用压装方法代替。对破甲弹来说
采用压装药比较好，先压好药柱，然后装入弹体中，这种装药方法可以消除装药缺陷而且能
够得到预想的装药密度和装药密度分布。在结构设计中可在药柱中加隔板改变爆轰波形，这
采用。
3DTP式125mm破甲弹装药结构设计及分析
3.1装药结构的组成
装药结构由药形罩、主辅药柱、隔板、垫板等组成，在组合药柱的侧面有一根导线穿过，
因此在药形罩、药柱的侧面和垫板的下端面有一个3mm宽的导线槽。
3.2装药结构设计中采取的安全措施及分析
(1）减小弹体与药柱之间的间隙。在工艺可能的条件下严格控制弹体与药柱的尺寸公
差，最小间隙为0.2mm，最大间隙0.4mm。
(2）在组合药柱的底部加一个垫板。在辅助药柱下端加垫板的好处是完全避免了底隙的
产生，装药底部增加一个冲击阻抗比较小的弹塑性体，以降低发射应力波对装药的作用，即
增加了一个缓冲件。另外避免了在辅助药柱底部开槽边缘的崩落，减小了辅助药柱的高度，
改善了辅助药柱受力条件。
(3）采用流动性好、易于填充间隙、常温可固化的硅橡胶填充剂代替地蜡粘结剂、聚乙
烯衬筒、棉纱套，较好地消除了间隙和气泡。
(4）减小主药柱与药形罩、辅药柱与隔板、引信底部机构与药柱间的间隙，隔板与主药
柱之间加纸垫消除间隙。
(5）隔板与辅药柱之间，引信与辅药柱侧向填满硅橡胶，完全消除装配间隙。
(6）主、辅药柱粘结后加定位套调整轴对称性。组合药柱装入弹体时，在弹体
与炸药引信室置入定位杆，保证引信、药柱的轴对称性，进而保证爆轰波的轴对称
性。
(7）组合药柱用压螺压紧于弹体内腔中，使其不能轴向窜动，防止在运输和发射过程中
药柱破损。
（8）装配好的装药弹体全部在直线加速器上经X射线照像，检查装药、装配质
量。
采取以上措施，为8701炸药用于高过载后膛炮上的发射安全性提供了可靠保证。
—299

破甲弹
48701炸药安全性的理论分析及计算
4.18701炸药对发射应力加载的敏感性问题
北京理工大学在“8701炸药发射安全性的研究”报告中指出：炸药自身对发射应力加
载的敏感性问题往往是不重要的因素。各国专家几乎一致认为，炸药在装药无缺陷的情况
下，对高发射应力加载是不敏感的。说明原各种炸药沿用临界应力概念，作为装药设计的
主要依据是不正确的。研究证明缓慢地对炸药进行应力加载往往能承受9810MPa的巨大
压力。所以8701炸药在没有缺陷的条件下，同样可以承受相当大的应力加载而不致发生
爆炸。
4.28701炸药冲击模拟试验研究
北京理工大学采用比较评价方法，用冲击模拟试验测定8701、钝黑铝、TNT、
HEXAL、B炸药等五种炸药的“临界应力”、“应力率”，然后进行比较评价，见表
1.
表1，五种炸药1.5mm间隙冲击试验结果
密度
应力
应力率
试验
炸药
发数
/GPa ·ms'
/GPa
/g°cm3
1.70
0.79
3.92
10
注装B炸药
1.60
0.90
4.38
注装TNT
压装钝黑铝
1.76
24
0.69
2.25
35
压装HEXAL
1.88
0.89
2.43
压装8701
1.70
0.95
2.42
在相同的冲击模拟条件下，所测的“临界应力”表明了炸药在动态应力加载下的安
全性。由表1可知，8701炸药较其他四种炸药更安全，从所测的“应力率”来看，8701
炸药与其余两种压装炸药相近，而较注装的B炸药和TNT小，说明8701炸药在应力
加载过程中应力增长较慢，可以达到较高“临界应力”。TNT、B炸药、钝黑铝、HEXAL，
早已应用于高膛压武器弹药上，并证明是安全的，所以8701炸药的发射安全性也是较
高的。
4.3有限元计算
南京理工大学在《125mm破甲弹发射过程中炸药应力应变分布的有限元计算分析》、
《炸药装药发射安全性问题的综述》中对125mm破甲弹发射安全性进行了论证分析，为弹
丸装药结构设计提供了依据。
4.4炸药性能比较分析
各种炸药的性能比较见表2。表中数据说明8701炸药的爆速、爆压、威力、力学性能
及发射安全性高于A-IX-I、HT50炸药。
—300-

采用8701炸药的发射安全性论证
表2炸药性能
性能
A-IX-I
8701
HT50
1.732
1.729
理论密度/g·cm^3
1.776
7860
8614
8516
理论爆速/m·s"
理论爆压/10°Pa
314.8
269.2
326.5
153.0
127.0
112.2
威力(TNT=100)
32
50
22
撞击感度/%
28
28
36
摩擦感度/%
不燃不爆
不燃不爆
不燃不爆
枪击感度/%
≥148.76 (p=1.67 g/cm²)
≥137.20(p =1.67g/cm²)
发射安全性/MPa
19.54
9.49
28.62
常温抗压强度/MPa
4.5炸药装药密度比较分析
经过论证分析和静止破甲试验结果比较，确定DTP式125mm破甲弹主药柱密度为
1.69g/cm²，辅助药柱的密度为1.665~1.675g/cm²，8701炸药的理论密度为1.776g/cm²。通过
两次解剖俄.125mm破甲弹的装药结构，我们测得实际装药密度主药柱为1.835g/cm²，辅药
柱为1.735g/cm²，炸药理论密度为1.872g/cm²，炸药密度的比较见表3。
表3炸药密度比较
辅药柱
主药柱
炸药
名称
实际密度/g·cm^3
实际密度/g·cm3
相对密度/%
相对密度/%
1.735
92.7
1.835
俄125破
HMX
98.0
93.7
95.2
1.665
DTP125破
1.69
8701
由上表可知，DTP式125mm破甲弹辅助药柱的相对密度与弹道条件相同的俄125mm
破甲弹辅助药柱相对密度相比高出1%，俄125mm破甲弹已大量装备部队，据俄专家介绍
未发生过安全事故，所以125mm破甲弹采用8701炸药，从装药密度来分析也是能够保证安
全的。
4.6炸药底层应力的计算
当8701炸药密度为1.67g/cm²时，其
炸药底层应力比较
表4
“临界应力”区间为197.27MPa>应力区
间≥148.76MPa。对125mm破甲弹用布林
安全系数
计算方法
底层应力/MPa
克法和有限元方法分别计算了炸药的底层
2.24
布林克方法
66.44
应力，其结果见表4。
有限元法
1.90
49.00~78.40
由表中数据可见，该弹采用8701炸药
膛内发射是安全的，而且安全系数较大。
—301

破甲弹
4.7对炸药成形比压的分析
在常温下压制8701炸药，其辅药柱的密度为1.67~1.68g/cm。按成形比压与装药密度
关系计算，其成形比压为102.12~115.15MPa，药柱在膛内承受的最大应力按布林克方法为
66.44MPa，有限元法为49.00~78.40MPa。药柱成形比压高于药柱承受的膛内最大发射应力，
是布林克计算方法的1.54~1.73倍，有限元法的1.3~1.47倍。可见，在发射应力加载下，炸
药不会产生二次变形，膛内也是安全的。
综上，DTP式125mm破甲弹应用8701炸药，采用易于流动的常温可固化的硅橡胶作
填充剂可完全填满间隙；且采用垫板完全消除底隙；这是一个符合发射安全性的设计。为了
保证发射安全性，在研制过程中严格控制装药质量。根据北理工和南理工实验数据与计算分
析，8701炸药在DTP式125mm破甲弹上的发射安全性不低于TNT、B炸药、HEXA1和钝
黑铝四种炸药。
5发射安全性试验
5.1实弹射击试验
对装药结构采用8701炸药多次进行了发射安全性试验。强装药时共射击250发，全装
药常、高、低温共射击557发，在各项试验中弹丸在膛内、外弹道、落地均安定。
5.2温度循环试验
根据弹药使用的环境温度的范围，按照国家靶场现行的标准对弹丸进行温度循环试验。
温度循环流程如下：
15℃±2℃
→50℃±2℃-
→15℃±2℃→
保温48h
保温48h
保温48h照相检查
-40℃±2℃
→15℃土2℃-一→发射安全性试验
保温48h
保温48h照相检查
经温度循环后的10发弹丸用强装药考核其发射安全性，试验结果表明弹丸在膛内、弹
道、落地均安定，说明8701炸药在使用环境温度下具有良好的使用安全性能。
5.3关于药柱变形
1994年6月，采用主、辅药柱均为8701和主药柱为8701、辅助药柱为钝化黑索金，进
行了这两个方案装药安定性试验，各30发。弹丸在膛内发射、弹道飞行和落地均安定。但
射击进行至第8发时，发现火炮身管距炮口4400~4700mm处有严重的火药气体冲蚀凹坑。
在试验后回收2发安定性试验弹丸，经拆卸测量发现弹体在圆柱部前端产生缩颈，呈喇叭形，
弹体最大变形为一2.76mm，详见表5。从退出的药柱看到，药形罩口部宽3mm的导线槽闭
合，内表面鼓起，与药形罩口部相邻的主药柱导线槽变窄，直径缩小，往下导线槽由3mm
变宽为5.5mm，药柱呈鼓状。导线槽底部有一纵向裂纹贯穿，有暗红色硅橡胶渗入，主药柱
口部的最大变形量为一2.71mm，详见表6，辅助药柱基本没有变化。
综上以8701为主、辅药柱的装药结构方案，在30发安定性试验中，在药柱变形
达2.71mm导线槽变宽2.5mm，槽底有纵向裂纹这样恶劣的环境下，弹丸从发射至落
—302—

采用8701炸药的发射安全性论证
地的全过程中均安全，说明8701炸药有极好的发射安全性。从工艺上看，常温压制
工艺性好，而且药柱强度高、便于大量生产。实践证明8701炸药用于125mm破甲弹
是成功的。
表5装药安定性回收弹丸弹体测量结果
定心部
柱部
/mm
/mm
距弹体前端
序号
/mm
射后
射后
变形量
变形量
124.80
+0.45
125.25
10
124.80
124.26
-0.54
20
124.80
123.34
1.46
124.80
122.23
2.57
40
124.80
122.04
-2.76
45
123.80
121.10
-2.70
50
123.80
121.70
-2.10
55
123.80
122.00
-1.80
123.80
122.47
-1.33
60
10
65
123.80
122.78
-1.02
123.06
70
-0.74
123.80
12
75
123.30
123.80
-0.50
123.48
13
80
-0.32
123.80
14
85
123.80
-0.21
123.59
15
90
-0.10
123.80
123.70
95
-0.09
16
123.80
123.71
注：距弹体前端40mm处，弹体最大变形为2.76mm，与此对应处药柱最大变形量2.71mm。
表6安定性试验退出主药柱测量结果
变形量/mm
射前药柱直径/mm
射后药柱直径/mm
距药柱小端距离/mm
序号
93.52
-0.02
93.54
95.28
15
95.33
-0.05
25
96.44
96.52
-0.08
97.80
35
97.74
+0.06
45
99.12
98.36
+0.76
55
100.35
100.11
+0.24
101.58
101.30
+0.28
65
70
102.19
101.90
+0.29
102.60
102.50.
75
+0.10
80
103.26
103.10
+0.10
10
103.69
+0.33
85
11
104.02
104.48
104.30
90
+0.10
12
13
95
104.88
104.90
0.02
105.26
105.50
-0.24
14
100
105.11
106.68
0.97
15
105
110
16
105.80
106.67
0.87
-1.51
17
105.76
107.72
115
120
105.78
107.87
2.09
18
105.76
108.47
2.71
125
19
注：辅助药柱尺寸基本未变。
—303

破甲弹
6动破甲试验
6.1工厂鉴定前摸底试验
常温动破甲10发有效，100%穿透主靶板，平均穿透4.2层后效板。
高温动破甲10发有效，100%穿透主靶板，平均穿透3.9层后效板。
低温动破甲7发有效，100%穿透主靶板，平均穿透3.43层后效板。
6.2工厂鉴定试验
常温动破甲3组30发有效，有1发未穿透主靶板，平均穿透2.3层后效板。
高温动破甲10发有效，
100%穿透主靶板，平均穿透1.8层后效板。
100%穿透主靶板，：平均穿透1.8层后效板。
低温动破甲10发有效，
6.3设计定型试验
由于工厂鉴定试验平均后效层数较低，在设计和装配工艺上又进行了改进，主要是减小
配合间隙，严格控制战斗部的轴对称性，效果比较明显。
常温动破甲10发有效，100%穿透主靶板，平均穿透3.4层后效板。
高温动破甲20发有效，100%穿透主靶板，平均穿透3.25层后效板。
低温动破甲20发有效，有1发未穿透主靶板，平均穿透3.6层后效板。
试验结果表明该弹破甲威力满足了战技指标的要求。
7 结论
根据以上装药结构设计、8701炸药发射安全性论证分析、发射安全性试验及动破甲试
验结果，可得到以下结论：
(1)DTP式125mm破甲弹的装药结构，采用双锥药形罩、加隔板、压装8701炸药，用
易于流动、常温可固化的硅橡胶完全填满间隙，采用垫板消除底隙，是一个符合发射安全性
的设计。
(2）影响发射安全性的主要因素是装药缺陷、气孔、裂纹、底隙、侧隙、底部硬杂质等，
在工艺控制中应当避免和完全消除。
(3）8701炸药的发射安全性，不低于已在高膛压火炮弹药中使用的TNT、B炸药、A-
IX-I和HEXAL四种炸药。
计算，其安全系数分别为2.24和1.9，裕量是较大的。
(5)8701炸药有良好的工艺性，药柱强度较高，便于大量生产。
(6）试验结果表明，该弹采用8701高能炸药使威力水平上了一个新台阶，为高膛压后
膛炮破甲弹的研制并创了新的技术途径。
总之，DTP式125mm破甲弹装药结构采用8701高能炸药，用硅橡胶填满间隙，能够
保证膛内发射安全，并满足了威力指标的要求。
-304-

DTP式125mm破甲弹压装8701炸药工艺研究
邵树进王玉祥
(国营第123厂）
摘要DTP式125mm破甲弹压装8701炸药，在单向压机上实现了双向压药，药柱密度的
均匀性上了一个新台阶。压药与装配工艺简而易行，适合大量生产。发射安全性有保证，威
力满足指标要求。
关键词破甲弹压药工艺研究
1 引言
DTP125mm破甲弹二步动破甲指标高于国外同类先进破甲弹威力水平，如原苏T-72破
甲弹、美M456A1破甲弹动破甲分别为200mm/60°、178mm/60°。显然要达到威力指标，
难度很大。
根据动破甲指标，按经验公式计算所需的静破甲穿深为747mm，实际上静破甲平均穿
深达到720mm即可。
试制初期，采用58°/27°双锥罩、无隔板、注装黑梯50/50炸药，静破甲平均穿深650~
680mm。对于注装黑梯50/50炸药，虽然经过多种装药结构优化设计及采用真空振动注药，
但静破甲平均穿深始终达不到720mm。经过6年多试制，动破甲一直达不到指标。
美国在“陶”式导弹上装octo炸药（奥克托金含量75%），爆速为8480m/s，静破甲穿
填2761炸药，爆速为8568m/s，静破甲穿深732mm；某导弹战斗部装填H851炸药，爆速
8847m/s，静破甲穿深940mm。黑梯50/50炸药，爆速仅为7600m/s，威力130%TNT当量。
可见125mm破甲弹静破甲穿深要达到720mm以上，并完成动破甲指标，必须装填爆速、
威力均高于黑梯50/50的炸药。经与南京理工大学合作，最后确定压装8701炸药。8701炸
药，爆速8400m/s左右，威力153%TNT当量。
2压药与装配工艺
对压装药来说，主、辅药柱与药形罩、隔板、垫板组成空心组合件装入弹体，要保证主、
辅药柱的同轴性；药形罩与主药柱要吻合贴紧；药柱密度应均匀、无缺陷。同时，要保证压
药过程的安全。对此制定正确的压药与装配工艺，合理地设计压药模具是很重要的。
2.1压药模具设计
药形罩与主药柱贴合压紧是提高破甲威力的重要因素。DTP式125mm破甲弹采用双锥
-305

破甲弹
药形罩，将药形罩表面与主药柱贴合压紧很困
难，解决这问题的关键之一是正确设计压药模
具。根据几年试制经验，模具下冲
62°/36°的角度公差要严格控制，一般不超
过产品公差的1/3；为了保证压制药柱密度的
均匀性，压药模具应该有调整垫；模具光洁度
要高以减小模具与炸药的摩擦力，粗糙度不应
大于0.2μm；形位公差应在0.02mm以下，
以保证药柱同轴度。总之，125mm破甲弹压
药模具的设计与加工要严于常规压药模具，见
图1。
2.2压药工艺
2.2.1压制主药柱
压制主药柱采用二次压药工艺。第一次压
药，模具带调整垫，上冲向下运动，炸药受自
上而下的压力；第二次压药，不带调整垫，下
图1压药模具
冲向上运动，炸药受自下而上的压力。压机是
1上冲，2—套模，3—炸药，
300t单向油压机，由于模具带调整垫，实现了
4—下冲，5—调整垫。
双向压药。压力应缓慢加压，适当增加保压时
间，炸药预热温度不宜过高。压制成的主药柱表面光亮如镜，不掉药、不崩落、无裂纹，基
本无缺陷；密度比较均匀，密度差在0.009~0.011g/cm²，在国内处于先进水平。国内大多数
用单向压机压制的药柱，密度差在0.020g/cm左右。
方案试制阶段，要求主药柱的密度不低于1.70g/cm²。经过多次试压，尽管采取了增加
压力、药量和炸药预热温度但密度始终达不到要求。当炸药预热温度为55~60℃时，药柱出
现裂纹；当药量为1300g时，药柱尺寸超差。为了寻找原因，解剖1300g的药柱，发现在药
柱Φ17mm圆柱端面处有分层现象。在压制硫磺药柱时，发现在Φ17mm端面处，硫磺熔化
了。硫磺的熔点为180℃。8701炸药的主成份是黑索金。黑索金的爆发点为230℃/5s，再增
加药量和压力，就有压爆炸的危险。我厂在压制子母弹子弹小药柱时，炸药为8701，当压
药密度为1.71g/cm时，发生了爆炸。对于8701炸药，压制一般圆柱形药柱时很容易压到
1.70g/cm²，而压制125mm破甲弹主药柱为什么如此困难呢？这是由于主药柱的结构所决定
的。压药时，药柱Φ17mm圆柱端面处承受大部分压力，压力到一定值，密度就不增加或增
加很小，而炸药温度则急剧升高，同时压力要传递，Φ17mm圆柱端面处以外的炸药要移动，
炸药与模具表面发生巨大摩擦力而容易发生爆炸。为了生产过程中的安全，确定主药柱的密
度不低于1.69g/cm²，药量控制1296~1298g。经过静动破甲试验，满足威力指标要求。
2.2.2压制辅助药柱
辅助药柱密度要求为1.67土0.005g/cm²，药量为415~416g，正负差1g，密度都超差。
压制辅助药柱也有一定难度，但必须如此严格控制。密度超过1.68g/cm，破甲威力降低；
-306

DTP式125mm破甲弹压装8701炸药工艺研究
密度小于1.665g/cm，发射安全性得不到保证。
根据《发射安全性评审意见》中的建议：“辅助药柱密度应接近p=1.70g/cm3”，作了5
发辅助药柱密度为1.706g/cm的静破甲试验，平均穿深658.5mm。在此以前，作3发辅助
药柱密度为1.68g/cm²的静破甲试验，平均穿深682mm。辅助药柱密度为1.669~1.675g/cm²，
作了3组静破甲试验，第一组3发平均穿深706mm；第二组5发平均穿深739mm；第三组
9发平均穿深725mm。试验结果说明，辅助药柱密度高与装药结构不匹配。在压制辅助药柱
时，严格控制密度对于提高破甲威力具有重要意义。
压制成形的主、辅药柱应在室温中至少存放24h后，再作尺寸与密度的检验；存放一周
后，作威力试验效果较好。
8701炸药毒性比TNT、A-IX-I小得多，且炸药成型性好。在常温常压下，压一发主药
柱的时间为5min；压一发辅助药柱2min。压药工艺适合大量生产。
2.3装配工艺
保证药形罩与主药柱贴合压紧，除正确设计压药模具，另一个重要措施是药形罩加工。
在试制阶段，由于量具没有制造出来，加工药形罩采用假药柱配作的方法，取得了工厂鉴定
前摸底试验常温动破甲穿透4.2层后效板的理想结果。工厂鉴定阶段，考虑加工药形罩用假
药柱配作的方法不适合大量生产，取消了配作方法，但工厂鉴定试验动破甲效果不理想。设
计定型文恢复了配作方法，也取得了较好的结果。
主药柱与辅助药柱结合后，采用加定位套。定位套内形与弹体内膛一样，但尺寸公差要
求严格并有足够质量，从而保证了主、辅药柱的同轴性。
主药柱与辅助药柱结合时，要加一定压力，其目的是使二者之间缝隙小，并充满虫胶漆
粘结剂。
为了保证组合药柱与弹体结合后的同轴度，加导向装置。
组合药柱装入弹体，采用GPS-2硅橡胶填充弹体与药柱间的间隙，这种工艺方式既能
保证弹丸发射的安全性，又有提高弹丸的破甲威力。因为硅像胶是一种像牙膏一样的膏状体，
甲乙两组份混合后，涂刷在组合药柱表面上，安上导向装置后，用手搬压力机装入弹体，这
时硅橡胶没有固化，导向装置将组合药柱导正，弹体与组合药柱结合后二者的同轴度好，有
利于破甲；其二，由于硅像胶是膏状体，不需要较大的力即能将药柱压装到位（工艺规定只
充许一人搬动压机，药柱到位又不被压破碎，有利于破甲；其三，硅像胶是见缝就挤进去，
药柱与弹体间的空隙全部挤满硅像胶，固化后药柱周围介质均匀，有利于破甲，更有利于发
射的安全性。
在试制阶段，压药与装配工艺采取的措施大部份简单易行，效果也好，但加工药形罩采
用假药柱配作的方法不适合大量生产，这是一个问题，应想法解决。解决的最好方法是带罩
压药。
3发射安全性及威力试验
自压装8701炸药以来，实弹射击共807发，其中强装药发射安全性250发，弹丸在膛
-307—

破甲弹
内、外弹道及落地均安定。
静破甲试验多次，平均穿深720~750mm。
动破甲试验，平均穿透率97%~100%，平均穿透2.3~4.2层后效板。
试验结果表明，压装8701炸药的DTP式125mm破甲弹，射击安全性有保证，威力满
足战技指标要求。
4 结论
DTP式125mm破甲弹压装8701炸药，压药与装配工艺具有科学性，简而易行，适合
大量生产；发射安全性有保证，威力满足指标要求；存在的问题也是可以解决的。
-308—

破甲弹机电引信设计原理
少雄
（兵器工业第212所）
摘要本文介绍了破甲弹引信的发展、演变，并着重阐述了机电引信的总体设计原则，详细
论述了破甲弹机电引信主要组成部分的结构设计思想和工作原理。
关键词机电引信总体设计保险机构
1 引言
1.1破甲弹引信的发展
破甲弹引信一般分为两类，一类为触发引信，一类为非触发引信。自从出现了聚能装药
破甲弹以来，触发引信的发展已经历了三个阶段：机械触发引信，压电触发引信，机电触发
引信。早期配于破甲弹的机械触发引信由于瞬发度低，在20世纪60年代逐渐被压电引信取
代。压电引信的瞬发度可达几十微秒，相对于机械触发引信确实有很大的提高。瞬发度对于
破甲弹的破甲威力而言是-一项极其重要的指标。我国60年代初已开始发展压电引信，70~80
年代，我国高、低膛压的破甲弹引信基本上都配备了电-1或电-2系列压电引信。
近几年坦克的防护能力不断提高，为了提高弹的威力，在压药、药形罩的设计及工艺上
做很多的工作。如精密压药，采用高性能炸药，设计双锥药形罩，控制药形罩壁厚精度等，
这些措施都是有效果的，但是提高引信瞬发度的效果也很显著。国外70年代末就开始发展
贮能式机电引信，我国同期也开始了这方面的研究。我所早期研制的J206引信通过了工厂
鉴定试验。80年代初我所又开始了机电引信的研究，直至第一个机电引信一一DRD10引信
（配于78式82无坐力炮Ⅱ型破甲弹引信）定型并生产，比起美国迟了约十几年。近十年
来，相继有5种破甲弹机电引信研制成功，覆盖了从低速到高速绝大部分破甲弹弹种，完成
了我国破甲弹引信的更新换代，使我国破甲弹引信达到了国际先进水平。
贮能式机电引信，其基本原理是在弹丸碰击目标前引信已贮有电能，当弹丸碰击目标时，
有一开关闭合，电能迅速起爆电雷管使弹丸爆炸。由于引信的瞬发度高，可以减少弹丸炸高
的损失，使破甲威力提高。
机电引信的瞬发度与弹丸的速度也有直接的关系，弹速越高，瞬发度越高破甲效果也越
好，如125mm破甲弹引信(DRD16)、105mm破甲弹引信（DRD17）瞬发度可达到
10μs左右。
1.2破甲弹机电引信的基本技术要求
引信安全系统要符合《GJB373-87引信安全性设计准则》的要求；
引信要具有远解功能；
-309

破甲弹
引信要具有擦地炸功能；
引信要具有较好的大着角发火性能，一般情况下要求在68°或70°左右的着角下能可
靠发火；
引信具有一定的低灵敏度。对于这一指标要求，可以根据引信所配用弹种的差异而有所
不同。同时引信的低灵敏度（亦称钝感度）指标往往与擦地发火指标有矛盾。通常情况下应
以后者为主。
2破甲弹机电引信总体设计
125mm破甲弹引信设计参考了国外同类产品的技术特点，根据战技指标的要求确定了
以下几点总体设计要求：
（1）膛内贮能的机电引信体制；
(2）膛内直线惯性力与膛外爬行力为工作能源的双环境力保险机构；
(3）无返回力矩钟表机构作为远解机构；
(4）电雷管、导爆管、传爆药柱三级火工品的传爆序列；
(5）含有惯性擦地开关的头部刚性闭合开关机构。
3保险机构设计
3.1双环境力保险机构的研究
125mm破甲弹属于一种微旋高速弹丸，按GJB373-87《引信安全性设计准则》的要求，
引信保险机构必须设计成为双环境力的保险机构。膛内高过载的直线惯性力则毫无例外地作
为第一保险机构设计的外部能源。由于是微旋弹，离心力很小，一般不以它作为第二保险机
构的设计条件。另一种外弹道能源则是由于弹丸在膛外减速而使引信质量所产生的爬行力。
利用爬行力作为非旋转、微旋转弹引信的外部能源的研究工作我所在1983年就开始了。
当时我国还没有一个强制性标准，甚至指导性标准也还未制定出来。当时MIL-STD-1316已
引入我国，引信界已经认识到，作为保险机构的设计，必须要走双环境力保险机构这一条路。
对于旋转弹而言，利用膛内直线惯性力与离心力来作为保险机构的两种能源技术上没有太多
的难度，已被大量用在旋转弹引信设计中。但在当时普遍认为，爬行力的利用存在着较大的
技术难度，主要原因就是爬行力太小，从理论上讲，在膛外有减速现象存在，则必然引信零
件会产生爬行力，但按公式F，=pJ/g（式中F,为爬行力；P为引信零件质量，g为重力
加速度，J为空气阻力加速度）计算，引信零件的减加速度很小，所受到的爬行力很小。对
于高速弹丸而言也仅几十个g，对于低速弹丸来说仅有几个g甚至低到2g，这相对膛内直线
加速度达几千个g甚至几万个g而言确实是微乎其微，甚至可以忽略不计。所以，爬行力是
否可用？是否可靠？这在当时的引信界确实存在着较大的疑虑。
我们认为，虽然低速弹减加速度很低，但飞行中的弹丸凡是有减速现象存在，则引信零
-310-

破甲弹机电引信设计原理
件必然会受到爬行力的作用，而且在外弹道，爬行力的存在是一个相对较长的过程（除非弹
丸在外弹道被增程发动机点火重新增速）。这一减速过程往往要持续几十甚至几百毫秒。对
于无增程的弹丸，爬行力存在于外弹道的全过程。这一优势相对于膛内直线惯性力仅存在的
十儿毫秒来说，却是一个有利的条件。也就是说，爬行力虽然量值小，但作用时间长，根据
运动学公式
S=at? /2
加速度值α很小的情况下，只要获得足够的t，仍可设计出满意的机构来，而且t与S呈平
方的正比例关系。
另一方面，对于低速弹引信来说，爬行力传感器运动的阻力是不能不考虑的问题。根据
动力学公式
F=ma
由于α值极小，引信中的零件即爬行力传感器的质量不能大，所以爬行力确实小。按传统的.
设计方法，在爬行力传感器（或称爬行销）前面设计一只阻力簧，这样爬行销要运动必须克
服本身与驻室的摩擦力，而且要克服阻力簧的抗力，在F值较小的情况下很可能爬行销运
动不了。另一方面，一般弹簧抗力的散布较大，这种机构设计很可能对于低速弹引信而言是
不可行的。
根据以上分析，最初的设计是采用了无阻尼的形式，即采用无阻力簧的方法。
如前所述，肥行力作用的时间较长。但引信保险机构的设计还有远解距离指标的要求，
即引信必须在指标规定的距离内完全解除保险，并处于待发状态。这样作为爬行力保险机构
的设计可用的时间就是炮口后效期以后到隔离机构完全转正这段时间了。
在“七五”期间，我所承担了“低K，值双环境力保险机构”预研课题，对双环境力保
险机构不断修改完善，最终形成了现破甲弹机电引信保险机构的基本模式。1989年该课题
通过了部级鉴定。
该机构的设计是采用了传统的两只钢球作为保险器件，分别感受膛内直线惯性力与膛外
爬行力来释放由垂直转子组成的隔离机构，而在勤务处理状态，这两只钢球又被垂直转子所
约束。
该机构在设计时就考虑到应不仅通用于低速也能通用于高速破甲弹上，实践证明这种机
构的设计是成功的，它通用于五种高、低速破甲弹机电引信中，全部通过了设计定型，并已
开始生产，装备部队。
3.2125mm破甲弹机电引信的保险机构
而且利用了磁电机中的磁芯杆又作为一道感应膛内直线惯性力的保险器件来锁定隔离机构，
这样实际上引信中有三重独立的保险器件，即感受膛内直线惯性力的磁芯杆、钢球；感受膛
外爬行力的第二只钢球。
关于保险器件作用的独立性问题，在“低K值双环境力保险机构”的研制中，我们曾
分别取出一个钢球，仅留另一钢球作为保险件进行了大量的各种严格的静态安全性试验考
-311

破甲弹
核，如2m、1.5m落高，23齿锤击，运输振动，四臂震动等，从未发现有一例解脱保险，甚
至在作落下试验时，将装有引信的试验弹向各种介质落下，如钢板、木板、混凝土、橡胶板
等，也均未发现解脱保险的现象。也就是说每一个保险钢球都能单独起到很好的安全保险作
用。这两只钢球与隔离转子组成的安全系统不仅是独立的而且还具有时序作用的功能，显示
出了更高的安全性，以致于在设计参数不适当而过分安全时出现了大量的瞎火一保险机构
打不开。
在125mm破甲弹机电引信中又增加了前述的一道保险，其安全性更为可靠。
关于爬行钢球的作用在前面所述的各类静态试验已证实，它不是虚设的。而在从低速的
78式82无坐力火箭增程弹到高速的125mm破甲弹或更高速的105mm破甲弹的研制工作中，
最初造成大量动态试验瞎火的绝大部分故障出自于爬行力钢球保险器打不开，也就是说爬行
力保险机构解脱不了保险，在对瞎火弹引信解剖中发现，基本上都是第一保险解脱了，而第
二保险未解脱，也就是爬行钢球由于运动不到位又卡住了隔离机构，使其不能转正。所以该
爬行钢球是引信设计中必须要解决的一个重要技术关键。
125mm破甲弹机电引信在几年的研制过程中经历了发火率不断增长的过程，按战技指
标的要求，瞎火率应不超过1/30，而在最初的研制过程中，瞎火率甚至达到50%，这里面
到20%、10%、5%，最后在国家靶场定型试验中达到了发射实弹125发全部正常发火，瞎
火率为零。
125mm破甲弹机电引信双环境力保险机构中第一道保险的设计即膛内直线惯性力保险
使质量偏心的转子逆方向（指与解脱方向相反）转动，释放一只钢球，从而也解除了钢球对转
子本身的约束。当弹丸飞离炮口后直线惯性力消失，转子在扭力簧提供的力矩作用下逐步到
位。125mm破甲弹机电引信继承了这一机构的特点并有了进一步发展。电-6引信中转子倒
转角度仅十几度，而125mm破甲弹机电引信中的转子倒转60°。这种改进有两种目的：其
一，就直线惯性力而言大大提高了其安全性，即无论在什么情况下，引信受到大载荷的冲击，
必须要有足够的时间才能解脱，而这种环境只能在膛内发射时才能出现。这就是在落下试验
时无论落在什么介质上都解脱不了的原因。其二，为第二保险机构（即爬行力保险机构)的正
常工作留下足够的时间，开出足够大的“时间窗”，这是爬行力保险机构设计的关键。
对于爬行力的研究在国内引信界还比较少，无其是与爬行力相关的后效期的研究更不
多。爬行力的利用，仅仅就是后效期结束后到战技指标所要求的解脱距离这一段。对于不同
的火炮这一段距离差异很大，所谓时间窗的概念与这一段距离直接相关。遗撼的是引信界对
于后效期实际的距离知之甚少，这对于爬行力保险机构的设计带来了较大的困难。设计者只
能在实际靶场试验中反复调整相关参数来提高机构工作的可靠性，这也是在机电引信研制初
始阶段出现较多瞎火的主要原因。
解脱，这为125mm破甲弹机电引信的设计打下了较好的技术基础。
在“低K，值双环境保险力机构”的研究过程中，为了既能通用于低过载弹药，也要适
用于高过载弹药，其中最大的贡献即碟形簧片的应用。
-312-

破甲弹机电引信设计原理
对于低膛压弹药引信，由于膛内过载低，和弹药勤务处理所经受的过载接近，甚至在有
些环境试验中低于实际经受的过载。为了解决这一矛盾，人们经常利用膛内发射环境所经历
的时间长于勤务处理受冲击过载的时间，即时间积分仪的概念，如蛇形槽的应用。《低K1
值双环境力保险机构》采用了无返回力矩钟表机构和带有中心轮的偏心转子的作用，解决了
这一矛盾（最近在解剖了苏制航空122火箭弹引信发现，该引信也是采用了相同的原理，即
利用一带有齿条的惯性圆柱销，来啮合一无返回力矩钟表机构，实现了低过载弹药引信的保
险）。但是该机构在经受较大膛内过载时，中心轮片的牙形承受不了由此产生的弯曲力，而
发生破坏和变形的现象，这样将会造成保险不解脱，试验已证实了这一点。设计该机构时充
分考虑到了这一点，改传统的中心轮片与回转体铆死结合为利用一个碟形簧片将其压紧的动
配合。在机构经受低过载时，回转体带动在碟形簧摩擦力作用下的中心轮片转动，与无返回
的强度时中心轮片与回转体产生打滑现象，这样既保证了回转体的正常转动，又保护了钟表
机构不致于损坏而影响工作。因之在125mm破甲弹机电引信中直接采用了“低K值双环境
力保险机构”，并获得了成功。：
4远解机构设计
在50~60年代我国大都仿制原苏式引信，这些引信中远解机构不多，远解功能基本上也
是采用火药延期的方式。在70年代我国自行研制的一些引信中就开始采用无返回力矩钟表
机构来作为远解机构。在当时人们普遍认为，火药延期成本低，工作可靠，但长贮性能差；
钟表机构延期成本高，加工工艺性复杂，工作可靠，长贮性能好。但人们也认识到，用无返
回力矩作为远解机构是发展的方向。在进入80年代，随着技术的发展尤其是工艺技术的发
展，几乎所有的引信设计已毫无例外地采用了无返回力矩钟表机构来实现引信的远解功能。
125mm破甲弹机电引信中的无返回力矩钟表机构被赋予了三项功能：
(1）解决了工作可靠与勤务处理安全的矛盾；
(2）满足爬行力可靠解脱第二道保险的时间要求；
(3）满足战技指标对远解距离的要求。
125mm破甲弹机电引信的远解机构采用了类似电-6引信的钟表机构，即主动轮为铆接
在隔离回转体的转动轴上带动一齿轴，齿轴又带动同轴的骑马轮，而骑马轮与一摆相啮合来
实现引信的延期功能。与电-6不同的是，由于引信的保险机构的正常工作与远解机构紧密地
结合在一起，这就要求其工作可靠性非常高，而且远解机构在膛内高过载冲击下就要开始工
作，为此125mm破甲弹机电引信的远解机构设计为双夹板结构，实践证明这种设计是相当
可靠的。
另外一点与电-6引信不同的是中心轮片，即主动轮与回转体轴的铆接是可以通过一碟形
簧片作相对运动的。这一点也和传统的钟表机构的工艺结构有差异。电-6引信用于诸如69
式40火箭弹或是单兵火箭弹这类低膛压弹丸上。在膛内工作时受到的冲击相对小，中心轮
片的齿形一般可以满足强度要求。但当膛压较高时轮片的齿就会变形，使保险机构不能正常
工作。这也可以用典型的力学公式计算出来。而该机构的优点就是可以很好地解决膛内可靠
-313-

破甲弹
工作与勤务处理安全的矛盾。采用碟形簧片铆结的形式，不仅保留了原电-6引信的优点，也
很好地满足了各类高膛压弹丸引信的强度要求，该机构不仅在125mm破甲弹引信中得到了
应用，而且也成功地用在了中、大口径火炮弹丸中膛压最高的（~550MPa）105mm破甲弹
引信中。
5机电引信能源设计
能源是机电引信中较重要的一个部分，在某些导弹的机电引信中，由于引信可以充分利
用弹上电源，因而为引信的设计带来极大便利条件，因之在美国的一些导弹上，对于此类引
信往往被称为安全执行机构。配于一般破甲弹的机电引信，则必须要单独设计电源，以为电
雷管的工作，或者同时为延时电路等提供足够的能源。在我国几种已定型并投产的破甲弹机
电引信上通常有两种电源：爆电电源及磁电机。
爆电电源，实质上是利用一只小型火工品的爆轰输出，通过衰减器施压于压电陶瓷片上
以产生电能。压电陶瓷上产生的电能能量与其所受压力及其电极面积有直接的关系。而衰减
器的作用是将火工品的轴向不均匀的输出，转化为较为均匀的平面波，平行地施压于所需要
的电极表面积上以取得最大的电能输出。
上取得了成功，该电源已用于DRD10引信中。该电源的优点是成本较低，结构简单，工作
可靠。
磁电机是国内外机电引信设计中广为应用的一种电源。它利用磁性物体与线圈的相对运
动来产生电能，这是一种很经典的物理现象，可以用很成熟的计算公式计算出工作能量。因
之也常常被称为物理电源。该电源的优点是输出能量通常较大，由于工作是物体之间的相对
运动，时间可达几个毫秒，因之对贮能的开关电子器件（如整流二极管、开关二极管）电性
能参数中的反向恢复时间这一指标要求不是很严格。而爆电能源的工作过程大多为微秒级，
因之对二极管的反向恢复时间这一参数要求较严格，必须作到产生电能的工作时间要大于二
级管的反向恢复时间。只有这样才能将产生的电能贮存在电容器上。磁电机在制造时，应注
意其工艺，如线圈绕制，线圈固封，线圈与外壳的绝缘强度等，以避免在高膛压火炮上应用
时，线圈断线或短路等现象发生。在DRD16、DRD17以及DRD11、DRD11A引信上均应
用了磁电机。
另外还可以采用涡轮电机，环形电机，化学电池等，都可以作为机电引信的能源。
-314

破甲弹引信传爆序列的优化设计
阎华丽康•军少雄
（兵器工业第212所）
摘要125mm破甲弹机电引信的传爆序列是在大量试验资料的基础上产生的，该传爆序列可满
足破甲弹丸对引信的使用要求。
破甲弹机电引信传爆序列
关键词
１引言
破甲弹是依靠高温、高速的金属射流来摧毁目标的。为使弹丸在有效时间、有利高度获
得最佳的毁伤效果，具有高瞬发度的机电引信可满足这一要求。机电引信的最大特点是具有
高瞬发度，而传爆序列的作用时间则是引信瞬发度的一个重要组成部分。
对每一特定引信的传爆序列没有固定模式，在我国关于这方面的资料非常贫乏，因此在
研制新型破甲弹机电引信时，在传爆序列设计中，需要通过大量的匹配试验与摸索，以完成
传爆序列的优化设计。
2传爆序列设计
2.1选用LD-18电雷管的依据
125mm破甲弹机电引信采用LD-18低阻导电药电雷管。该雷管是在航引-16导电药电雷
管（型号LD-12）基础上演变和发展的产品。对用于破甲弹引信的电雷管而言，作用时间是
一个非常重要的指标。由于对破甲弹引信高瞬发度的要求，作为引信传爆序列的第一级火工
品一一电雷管的作用时间就需要尽量地短。按指标规定，在正常的发火条件下，LD-1，LD-2，
LD-3，以及LD-12，作用时间一般不超过10μs。实验证实，雷管的作用时间通常与其发火
电压有关。通常，发火电压高，作用时间则短；反之，作用时间相对会变长一些。以上几种
电雷管均用于我国的第二代破甲弹引信一一压电引信上，一般压电引信均可以获得较高的发
火电压。如
火花式电雷管
LD-1
发火电压
3000~4000V,
薄膜式电雷管
发火电压
350V,
LD-2
发火电压
LD-3
500V.
屏蔽式导电药电雷管
对于膛内已贮能的机电引信而言，显然不易获得如此高的发火电压。即使能获得如此高
的发火电压，对于在整个弹道上都带电的机电引信将会带来一系列技术问题。例如引信零部
件的耐压问题，会不会在某一环节上产生电击穿而产生弹道炸？或是由于电击穿出现瞎火？
-315--

破甲弹
电子器件的体积是否适应引信的要求等。在机电引信研制初期，我国可用的电雷管种类不多，
如果重新研制新的电雷管，对于引信的研制工作，可能会受到研制周期要求的影响。经过一
选用一种，以满足机电引信研制的需要。经过对现有的几种电雷管大量的试验，确定用LD-12
电雷管。
LD-12电雷管属于导电药电雷管。人们通常认为，导电药电雷管是一个较敏感的电雷管，
安全性较差，其表现为安全电压低。因之在结构上设计为屏蔽式，即将芯极屏蔽于外壳之中，
这种结构被用于电-1系列压电引信中。这种结构一旦引信解除保险，即芯极被引出屏蔽失效
后是比较危险的。在国内屡次出现的安全事故，一般都是因为在一些静态试验中，电雷管屏
蔽状态被破坏后，由于静电感应而发生的。LD-12电雷管的阻值为15~552，远小于LD-3
电雷管的阻值100kQ。LD-12是一种低阻导电药电雷管，由于是低阻，因之在结构上是非
屏蔽式的。
LD-12电雷管主要参数同于LD-18，见下表：
作用时间/uS
安全电压V
发火电压/V
发火电容/pF
雷管电阻/Q
500
80
10
150
15~55
使用条件：发火电压100~120V，发火电容0.47μF。
LD-12电雷管经过试验，在起爆电压为100V左右，电容为0.47μF时，作用时间仍能
在5Ⅱs左右，这对于高瞬度的要求还是可以满足的。在同样的起爆条件下，火花式、桥丝
式电雷管均不能达到。
人们对LD-12电雷管最大的争论就是该雷管不能满足抗静电感度的要求。在早期的美
军标中曾提出过1500pF电容，5000Q电阻，20kV电压不许爆的要求。实际上，当时我国没
有任何一个电雷管可以满足上述抗静电指标的要求，就是美国自已的电雷管也很少有可以满
足该要求。
最先进的美国M764机电引信和我所研制的125mm破甲弹机电引信同属一个类型的引
信，该引信采用了M69电雷管。而M69电雷管的前身为M48型电雷管，它相当于我国的
M509系列压电引信，后来用于M764机电引信时，电性能参数未作任何改动，仅将其两极
引出线改为自带短路帽式结构，即成为M69电雷管。M69电雷管性能参数如下：发火电压
300V，作用时间5μ，发火电容0.0022μF，雷管电阻1~10kQ。
其使用条件：发火电压80~100V，发火电容：0.56μF。
鉴于上述分析，改型后的LD-18雷管保留了原LD-12雷管的电性能参数。同时为了适
用于78式82无II型破甲弹机电引信的要求，对原性能指标作了更严格的要求。其一雷管需
经受23齿高过载锤击，其二为增大输出能量，适当增加了猛炸药药量。改型后的雷管可满
足引信使用要求。78式82无破甲弹机电引信与125mm破甲弹机电引信都属同一类型，两
种引信在使用过程中过载值虽有一定差异，但在研制82无破甲弹机电引信用雷管时，就已
-316-

破甲弹引信传爆序列的优化设计
充分考虑到要发展适用于高、低过载环境条件的破甲弹引信系列。几年来，经过不同口径弹
丸，用于不同条件下对引信的考核证明：LD-18雷管可满足高、低过载条件下破甲弹机电引
信的使用要求。这样不仅符合产品通用化思想，同时也缩短了研制周期，并为今后的生产、
使用提供了极大方便。
2.2导爆药、传爆药的选择
对于传爆药柱用药，引信中多选钝化黑索金、钝化太安、特屈儿等。而破甲弹机电引信
在选择导爆药和传爆药时，采用了近年来新研制的已经批准使用的聚黑－14炸药。该炸药
已成功用于多种引信，其中57高无线电引信已定型。
2.3结构设计
雷管与导爆管采用直接起爆形式，有利于提高雷管起爆能力。同时为了提高导爆管的输
入性能和轴向起爆能力，导爆管的管壳采用翻边进行轴向定位，并与隔板通孔为压入配合，
有效地限制了导爆药爆炸时的径向膨胀，而传爆药与导爆管采用了无间隙配合。此外，传爆
药柱输出端一部分埋入主装药，使侧向的起爆能量也得到利用。这样从结构上保证了传爆序
列设计的合理性。
3传爆序列匹配试验及作用时间测试
3.1传爆序列参数匹配和作用时间测试
传爆序列参数匹配比较复杂且受多种因素影响。机电引信研制初期，首先在78式82
无及105mm破甲弹机电引信的传爆序列上进行了大量的匹配性试验；包括雷管的改型，导
爆药、传爆药的选择以及装药量、压药密度、压药方式、测试作用时间等。125mm破甲弹
机电引信传爆序列在相互借鉴的基础上迅速形成。参数匹配方案见表1。
上述各方案同时进行起爆完全性试验。并通过收集到的残骸进行分析、比较爆炸效果，
从全序列作用时间看，差异不明显。
表1125mm破甲弹机电引信传爆序列参数
全序列
导爆管与雷管间隙
雷管装药量
序号
雷管
导爆药
传爆药
作用时间
Img
/mm
/us
聚黑－14
聚黑－14
9.0
LD-12改
320
2.0
LD-12改
320
1.76
聚黑-14
聚黑－14
6.6
10.3
LD-12改
320
聚黑-14
聚黑-14
2.22
LD-12改
太安
钝化太安
10.7
2.86
150
钝化太安
2.65
太安
6.1
LD-12改
150
钝化太安
LD-12改
150
3.06
太安
9.9
2.76
钝化奥克托金
LD-12改
150
聚黑-14
9.6
钝化奥克托金
LD-12改
150
2.42
聚黑-14
9.4
3.48
150
钝化奥克托金
聚黑－14
10.3
LD-12改
2.34
10
LD-12改
150
钝化奥克托金
聚黑－14
10.5
LD-12改
150
钝化奥克托金
钝化太安
10.8
2.20
-317-

破甲弹
3.2LD-18雷管作用时间测试
测定LD-18雷管在电容为0.47μF，起爆电压为80~100V（电机静态验收值），也即引
信实际工作状态参数的作用时间，结果见表2。
表2LD-18雷管作用时间
雷管内阻
作用时间
雷管内阻
作用时间
起爆电压
起爆电压
序号
序号
/us
/μs
31.1
80
1.9
100
2.2
30.2
11
25.6
2.2
35.2
80
1.9
12
100
36.0
30.5
80
2.1
13
102
2.2
3.4
26.8
41.0
80
14
100
1.9
15
44.8
80
1.9
36.7
101
1.8
28.0
28.1
80
1.9
16
1.7
100
43.8
37.5
80
2.0
17
100
3.1
28.1
80
2.0
18
39.4
100
1.7
27.0
26.0
80
1.8
19
100
2.0
30.6
10
80
2.0
20
101
1.9
40.3
LD-18雷管在电容为0.22uF，起爆电
表3LD-18雷管作用时间
压为220V时的作用时间见表3。由表2、3
可看出：雷管起爆电压高时，作用时间变短，
作用时间
雷管内阻
起爆电压
序号
/us
且时间稳定性较好。
220
1.7
33.6
我们也曾采用Φ35mm×4mm铅板做
25.1
220
1.8
雷管威力试验。选用同一型号不同标称量值
220
34.2
1.6
电容，一种0.47μF，起爆电压100V；另一
32.0
220
1.6
种0.22μF，起爆电压220V。各试10发，
40.0
220
1.8
测量炸后铅板孔，结果见表4。仔细比较可
1.6
31.1
220
发现，起爆电压220V比100V时炸孔要略
微大一点，但均满足雷管威力指标要求。
表4炸孔尺寸
220V
100V
0.22μF
0.47μF
炸孔尺寸大径×小径
炸孔尺寸大径×小径
序号
序号
雷管电阻/Q
雷管电阻/Q
/mmXmm
/mmXmm
44.2
12.5×12.2
30.1
14.4X14.0
26.9
32.6
15.0X14.0
12.7X12.2
34.9
13.8X 13.4
33.7
13.3X12.9
26.9
36.2
14.3X13.7
14.3X 13.7
13.7×12.9
12.4X12.0
34.4
34.2
39.9
13.6X 13.3
30.2
13.1X13.0
14.2X13.8
30.7
30.9
12.7×12.1
28.5
13.7X13.4
45.3
12.8×12.1
22.5
30.1
14.3X13.6
14.0X13.4
10
10
29.2
14.0X13.5
32.6
14.2X13.8
炸孔平均值
直14.1×13.56/mmXmm
炸孔平均值
13.2×12.74/mmXmm
-318—

破甲弹引信传爆序列的优化设计
3.3静态弹、引配合系统作用时间测试
采用125mmI型弹做静破甲，测试引信起爆瞬间至弹丸射流到达钢锭表面所需时间。
其结果见表5。
表5弹、引信静破甲作用时间
序号
雷管阻值/Q
玻璃钢纸筒
起爆电压/V
作用时间/us
32.0
222
215
61.3
215
未测
223
49.3
30.5
222
227
54.8
头部开关闭合时间测试
3.4
由于受试验条件所限，头部开关闭合时间测试采用模拟方法，利用反弹道方法在外场进
行。试验测试数据见表6。
表6头部开关闭合时间
序号
时间/μs
11.8
15.8
10.5
10.6
5.6
11.7
11.5
10.0
本实验实测初速为782m/s，低于125mm炮口初速905m/s，因此实际开关着靶闭合时间
要低于本测试值。加之试验中弹丸头螺在靶弹撞击头部开关闭合时，头螺可能在破坏的同时
要向后推移，使测试数据偏长。根据理论计算68°着角闭合时间应为6.3μS。
3.5LD-18雷管抗静电干扰及抗电磁干扰试验
对已处于待发状态（雷管短路打开，正常接入电路）的LD-18电雷管，在弹、引合装
条件下曾进行了20万V的抗静电试验。试验12发，加压1min，雷管正常。说明弹、引系
统具有一定的抗静电能力。
同时对雷管随引信一同装入破甲弹丸（雷管接入起爆电路）做电磁兼容性试验。由于对
坦克内部电磁环境数据尚未掌握，因此做坦克内的弹、引电磁兼容性选用条件按照
GJB152-86中RS03要求的雷管条件。试验表明弹、引系统能屏蔽外部电磁环境对弹体内雷
管的电磁干扰。
试验证明：当LD-18雷管随引信被装配在弹丸内时，无论静电干扰还是电磁干扰都不
会影响雷管安全性。对于这种敏感度较高的雷管，在引信的生产装配过程中，只要遵循一定
的安全操作规程，并且采取有效的防护措施，仍是可以保证安全的。而在实际使用时，依赖
于自短路及引信体、弹体的屏蔽也可以保证弹道及勤务处理的安全。
3.6确定传爆序列方案
机电引信的瞬发度主要由两部分时间组成，即三级火工品组成的传爆序列的作用时间和
头部触发开关的闭合时间。根据大量的测试数据，雷管的作用时间在2~3μS，传爆序列的
-319-

破甲弹
作用时间在7~10μS，头部触发开关的闭合时间在6~8μS，引信瞬发度小于20μS。从传爆
序列的匹配试验中可看出：雷管的起爆电压高低对雷管的作用时间略有影响，起爆电压高作
用时间短，且时间也稳定；其二雷管的输出威力在起爆电压较高时，铅板的炸孔要大一点。
但对于机电引信传爆序列选择，并非雷管的起爆电压高就好。由于机电引信是贮能式引信，
因此引信设计上采用了类似于美国M764贮能式机电引信的大电容、低电压起爆体制。综合
分析并全面考虑到弹丸对引信的整体性能要求，经试验确定：引信的传爆序列采用LD-18
雷管+导爆管（聚黑-14）+传爆药柱（聚黑-14）。
4引、弹适配性与效果
1991年5月压电引信与125mmI型弹丸进行第一次联试，主要考核引信发火性及引信
传爆序列与弹丸的适配性，同时观察主靶板180mm/68°+后效钢板10mm/5层靶的作用效
果。试验5发剔除重孔1发，4发穿透主靶板并均有后效，平均后效2.7层。1991年9月机
电引信第二次与弹丸联试，4发穿透主靶板，平均后效2.7层。
观察主靶板入孔与出孔，同时与压电引信入孔相比，机电引信入孔较规则，且出孔也大，
这充分说明引、弹的适配性良好。当然，这里还必须提及注意的是破甲弹引信帽的外形结构、
几何尺寸、使用的材料、及引信帽热处理的软硬程度对破甲效果的影响不容忽视。只有科学
地、合理地使传爆序列匹配，才能最大限度地发挥弹丸的作用效能。
5 结论
(1）传爆序列能满足引信整体性能（发火性、起爆完全性、作用适时性）要求。
(2）雷管起爆能量并非越大越好。我们曾用8*工业电雷管做铅锭试验，由于8工业电雷
管装药量远大于LD-18电雷管，因此，铅锭炸坑也明显较大。但在做静破甲试验时，破甲
效果却不及使用LD-18雷管。由此说明，起爆能量并非越大越好。
(3）传爆序列中采用的导爆管、传爆药柱用药和爆炸序列的隔爆等符合GJB373A-97要
求。
320一

高速破甲弹引信的头部设计
常书惠王润秦
（国营第304厂）
摘要阐述了破甲弹机电引信头部设计的技术难点及其具体实施方案的设计要点。
关键词爆炸装甲机电引信安全性
1 引言
一二三工程火力系统决定在125mm破甲弹上采用以磁后坐发电机为能源的机电引信
后，鉴于本厂与212所对磁后坐发电机引信都曾进行过较深入的研究，并且都取得了阶段性
成果，为了加快研制进度，发挥所结合优势，双方合作确定了一个机电引信优化方案。
按照1993年确定的战技指标，引信头部应承担七项中的四项指标：即大着角发火性、
擦地炸发火性、钝感度及对两种目标的适应能力。另外，对弹道安全性、瞬发度及瞎火率也
要具有相应的指标。因此，引信头部机构设计的成功与否，成为影响机电引信整体性能的一
个至关重要的环节。
2头部设计的技术难点及技术关键
2.1反爆炸装甲和提高瞬发度的矛盾
由于爆炸装甲盒（以下简称爆炸盒）的出现，使带传统引信的破甲弹在对付带爆炸盒的
装甲时，射流损失明显，大着角时可使破甲威力下降60%左右。所以，解决反爆炸装甲技术
成为研究反坦克武器的当务之急。
目前，反爆炸装甲有两种途径：低初速破甲弹采用串联装药战斗部方案；高初速破甲弹
可采用穿破甲方案。因为串联方案两级引信存在固定延时时间，不能保证高初速弹的有利炸
高，而高初速弹着靶动能大，有利于穿透爆炸盒。利用高初速弹的动能优势，在弹丸头螺穿
透爆炸盒药层时，使其失去爆炸作用。具体地讲，就是要充分考带与不带爆炸盒的不同目
标特性：当破甲弹击中带爆炸盒的装甲目标时应有延时作用，而在对付不含爆炸盒的装甲目
标时，应具高瞬发作用。这就是称之为“对带与不带爆炸盒的两种目标均有自适应能力”的
一项关键技术。该项技术的实现，则集中体现在解决反爆炸装甲和提高瞬发度的矛盾上，成
为引信方案的技术难点之一。
2.2钝感度与擦地、落地炸的矛盾
破甲弹的多用途及擦地、落地发火率要提高到接近榴弹水平，也是需解决的技术难点。
一般破甲弹未击中坦克时，擦地着角很小，引信头部无法碰击地面；在某种特定的情况
下，用破甲弹代替榴弹使用时，坦克炮按最大射角射击时，弹丸落地着速仅有210m/s，成
—321

破甲弹
为继前述及带与不带爆炸盒的两种目标之外的又一个新目标。同时，由于战术技术指标中还
有能通过3mm胶合板不炸的钝感度要求，所以，必须通过合理设计惯性开关来解决钝感度
与擦地炸、落地炸的矛盾。
2.3机电引信的安全性问题
由于机电引信采用膛内贮能式磁电机方案，即弹丸在发射过程中，引信在膛内已完成贮
能，弹丸在全弹道将带电飞行。所以，机电引信安全性问题一直是各方面关注的技术关键。
3头部机构基本方案
3.1瞬发开关
瞬发开关主要解决对带或不带爆炸装甲盒的自适应能力，即对不带盒的装甲目标实现高
瞬发，对带盒的目标延时发火。
3.1.1满足瞬发度的设计
瞬发开关的闭合间隙取值为1.5mm（比电-4改引信缩小近3mm）。当弹丸对装甲目标以
800m/s速度着靶，在0°着角时开关闭合时间小于4μS，在68°着角时开关闭合时间也小于
10μs，能够满足机电引信总的瞬发度不大于30μs的要求。
3.1.2反爆炸装甲“延时闭合”技术
目前，国际上典型的爆炸装甲盒是以以色列爆炸装甲盒为代表，国内的“FY-1型”、
“PBFY-1型”均与其相类似。基本上都是由多层薄钢板组成，面板厚度3mm，两层厚度各
2.5mm（也称之为飞板），并夹一层钝感炸药层。由于其结构为数层薄钢板，如果引信头的
强度设计合理，引信头就可以逐层穿过薄钢板，直至穿越炸药层再闭合电路，使引信延时发
火。具体地讲，就是利用弹丸细长的前伸部，使射流在长鼻子内通过时，受有弹壁保护，不
直接接触炸药。因此，不会引爆装甲盒。
对引信头的设计，以不影响弹丸对付不带装甲盒的装甲目标时的瞬发度为前提，尽量提
高轴向强度。目前，对动载下薄钢板变形过程进行力的分析与计算还有一定的困难。实测法
向角68°靶板上爆环的痕迹尺寸，带盒与不带盒相差近150～200mm。此时弹丸头螺应进入
装甲盒180～230mm左右，已穿过炸药层（<140mm）。证实了引信头部强度设计的合理性。
3.2惯性开关
惯性开关主要是为破甲弹擦地、落地发火性能设计的，但同时必须确保弹道安全和满足
钝感度指标要求。
3.2.1惯性开关的擦地、落地炸性能
由于坦克对抗中，破甲弹在直射射程和有效射程内射击时射角很小，要求在未击中坦克
时应能自毁，同时可杀伤跟进人员。因此，需要具有小落角擦地炸功能。另外，为了实现一
弹多用，在大落角时也要正常作用。
3.2.2结构设计
考虑到应尽量减少射流损失，开关的各零件较多地采用了非金属材料。惯性体的长径比
取为1.5，以保证在侧向力的作用下平稳前冲。惯性开关的前冲加速度确定在1800g，在大
落角时，由于有较长的时间，惯性动能很大，惯性开关的灵敏度略有裕度。但擦地时，虽然
322

高速破甲弹引信的头部设计
落速较大，但头部并不能首先触及地面，主要靠尾翼擦地产生的减加速度而使惯性开关闭合，
这其中因为受复杂地面条件的影响，使擦地炸性能远不及落地炸性能。
3.2.3弹道安全要求
前张式尾翼的125mm破甲弹在距炮口8m左右，六个翼片在不到10ms的时间内，就张
开到位。通过用黑厘子对出炮口至70m距离的弹道测试，可以看到这个过程是一个弹性碰
撞过程，将给弹丸产生近200g左右的减加速度。第一代85mm微旋破甲弹（前张式无气缸
方案）配用破-1式机械引信、100mm滑前张式尾翼破甲弹配用电-1丙压电引信，都曾因受
到这种减加速度而多次发生早炸。由于弹道安全是引信的一项重要要求，所以，该引信把惯
而且确保了引信的弹道安全。
3.3电源回路
机电引信是头部触发弹底起爆，电源回路中，要求有一根导线由弹底引至头部开关，与
弹体形成回路。
原使用压电引信的破甲弹均采用注装药工艺，导线悬空段只有头螺内的一部分，长度较
短，用普通全钢丝轻型被复线强度足够。现在125mm破甲弹采用压装药工艺后，导线悬空
段质量增加，原导线强度已不能满足要求。因此，我们选用了“三七”工程引进的压电引信
用导线部件，其结构正好符合压装药的装配关系。选用该尼龙包覆不锈钢芯导线的105mm
坦破甲弹最大过载38500g，比125mm破甲弹大一倍。
4结束语
通过125mm破甲弹引信的研制实践，使我们对高速破甲弹用机电引信的头部设计取得
了一些经验，在反爆炸装甲盒技术上得到了突破。但是，也还有一些不尽人意的地方。笔者
认为：
（1）全钢丝导线电阻偏大，这对低电压、低内阻作用机理的机电引信的发火能量是有影
响的；
(2）为确保钝感度指标，仅仅以增大惯性开关前冲过载，而忽略和降低擦地、落地炸指
标，会影响破甲弹的综合作战效能，即多用途性；
(3）由于导线与弹体间固有分布电容的存在，需要在机电引信电路及电雷管匹配上引起
充分重视，不然将成为产生引信早炸的隐患。
除此之外，作为储能式机电引信，系统因素也是影响引信安全性的一个不可忽视的环节。
对此，在试验时一方面应注意对被试验弹丸的综合检查，另一方面还必须强化弹厂对机电引
信所配弹丸特殊性的认识，在弹丸的科研及今后的生产中，完善有关方面的工艺要求。解决
好压装药弹丸合装过程中对导线的保护、全弹系统的密封及绝缘强度等环节。125mm破甲
量控制分不开。
—323—

磁后坐发电机在破甲弹引信中的应用
王淑贤
（兵器工业第212研究所）
摘要本文阐述了磁后坐发电机的工作原理，分析了磁后坐发电机的输出能量及影响电机性能
的几种因素，以及该电机所达到的技术水平。
关键词引信物理电源磁后坐发电机
1引言
随着现代战场目标防护能力的不断提高，破甲类武器系统对引信和战斗部配合的要求越
来越高，老式的压电引信不能发挥战斗部的最大毁伤效果，已不能满足现代战争的要求。据
引信界有关专家预测，进入21世纪，破甲弹引信将主要采用弹头激发弹底起爆式机电引信，
逐步淘汰性能差的压电引信。这种由磁后坐发电机与头部碰合开关组成的膛内储能式机电引
信，具有瞬发度高、作用可靠性高、大着角发火率高等优点，能大大提高破甲弹的破甲威力
及综合作用率。
磁后坐发电机是一种较理想的引信电源，它具有体积小、能量高、结构简单、能进行无
损检测、能量取自发射环境等优点，在国外，破甲弹机电引信也多采用磁后坐发电机作为引
信能源。但是，作为一项关键技术，美、英、法等国均对磁后坐发电机的技术细节进行严密
封锁。我们在预研技术的基础上，经过多年的攻关，成功研制了125mm破甲弹机电引信用
YWZ03型磁后坐发电机。
2磁后坐发电机工作原理
磁后坐发电机的结构形式有很多，如环形磁钢式、单磁钢式、双磁钢式等，为了使磁后
坐发电机具有体积小、输出能量高的特点，经过分析比较，最后选定了双磁钢式磁后坐发电
机。其原理图如图1所示。
双磁钢式磁后坐发电机由电枢和磁芯两部分组成。电枢为固定件，它由外筒、骨架、线
圈及引线等组成。磁芯为运动件，它由套筒、板靶、磁钢和铁芯等组成。平时磁芯由于磁钢
吸引力的作用，磁芯下端面和电枢下端面处于同一水平位置，构成如图1(a)所示的磁回路。
这时线圈中会有-一个稳定的磁通Φ通过。这个磁通从磁钢下端N极出发，经过外壳回到磁
钢的S极。由于磁钢的同极性聚磁作用，使磁通较集中地通过线圈。当受到后坐力时，磁芯
克服磁引力突然下移，到达如图1(b)所示位置。这时构成了一个与图1(a)磁通方向相反的磁
回路，通过线圈的磁通由Φ→0→Φ变化。根据电磁感应定律，其感应电动势为：
(1)
V=-N[@. (-@) ]/△t=-2NΦ/4t
~324—

磁后坐发电机在破甲弹引信中的应用
式中：N—电枢线圈匝数(匝)；Φ——通过线圈的磁通(Wb)；△t磁芯运动所需的时间
(s)。
因此，当线圈内磁通量发生变化时，线圈中就会产生感应电动势。这个感应电动势的大
小与线圈匝数及通过线圈的磁通变化量成正比，与磁芯通过线圈的时间成反比。图2是试验
测得的典型电压输出曲线。
(a)
(b)
图1双磁钢磁后坐发电机原理图
图2磁后坐发电机输出曲线
由于磁芯在后坐力作用下的运动时间很短，磁后坐发电机的电压输出是一个很窄的脉
冲，无法被引信直接使用。设计中一般将该电能储存在一个电容器中。
3关键技术及解决途径
磁后坐发电机高输出能量技术
3.1
定义磁后坐电机的输出能量为储存在负载电容中的电能，则电容上的能量为：
dt)/2
(2)
磁后坐电机储能电路示意图如图3所示。
根据电路原理，有下列方程：
负载
V = Ri+ Vc
电源
(3)
电容
内阻
i=CdVc /dt
(4)
磁后坐
贮能电容上的电能；
式中 W--
电机、
一负载电容值；
i充电电流;
图3
磁后坐电机储能电路示意图
磁后坐电机线圈电阻；
R-
电容两端电压；
Ve-
磁后坐电机输出电压。
V-
从（1）式可知，影响磁后坐电机输出电压的参数有线圈匝数、通过线圈的磁通变化量
及磁芯运动时间等，它们和磁后坐电机的结构参数、电磁参数等有关。当这些参数确定时，
-325—

破甲弹
电机的输出电压确定。这时选定负载电容C，就能通过（2）、（3）、（4）式得到负载电容上
的电能W。可以用优化方法选择电机参数及负载电容C，使电容上的电能最大。
设计中采取了以下具体措施以提高电机的输出能量：
（1）选取较细的漆包线绕制线圈，提高线圈有效匝数；
(2）采用我国称为“磁王”的稀土永磁合金钕铁硼材料，提高电机的有效磁通；
(3）采用了先进的聚磁技术，如同极性聚磁及极靴聚磁，增加了通过线圈的有效磁通；
(4）在电机结构中采用了反转换向原理，使通过线圈的磁通量在相同条件下比其他结构
形式提高了一倍。
3.2磁后坐电机的绝缘技术
125mm破甲弹机电引信用磁后坐电机是直接装入金属引信体内的，如果电极的一根引
出线与外壳的绝缘电阻很低，将会引起能量很快泄露，不能满足使用要求。125mm破甲弹
飞行时间约35s，若绝缘电阻为10°2，则弹着目标时电能已基本全部泄露；若绝缘电阻为
10°2，则电能已泄露79%；若绝缘电阻为10°2，则已泄漏30%；若绝缘电阻为101°2，则
1min内基本不变。经过反复试验，采取了双涂漆工艺，使电机的绝缘电阻达到10l°α以上。
3.3磁后坐电机抗高过载技术
125破甲弹的发射过载在2×10°g左右，使磁后坐电机能承受这么高的过载，是电机研
制中的关键技术之一。为此，我们采取了下列措施：
(1）采用密排绕线工艺，并将线圈牢固地包封成一个整体；
(2）磁芯采用铜壳结构，将磁钢、铁芯及极靴牢固地连成一体；
(3）采用牢固的封口工艺；
(4）采用高强度引出线及高强度漆包线。
4达到的技术水平
YWZ03型磁后坐电机具有体积小、重量轻、输出能量高、储存期长、工作环节少、强
度高、使用温度范围广等特点。居国内领先地位，达到国际先进水平。YWZ03型磁后坐电
机和国外典型磁后坐电机的主要性能对比如表1所示。
表1YWZ03型磁后坐电机与国外典型同类电机比较
电机性能
单位体
电机
电机
电机
体积
积能量
电机类型
尺寸
重量
匹配电容
储存电压
输出能量
/10°j·mm3
/mm
/mm
/10-0
/μF
0.22
180
3564
2.28
6.0
@12×8.1
915.6
YWZ03型电机
1927
90
0.47
2.10
法APLAS电机
72.2
15.6
Φ22×9.0
3421
0.10
38
0.02
0.028
32
Φ18X12
2757
0.47
240
美M509A2电机
12.7
—326-

贮能式机电引信弹道炸故障分析及对策
张敏
（兵器工业第212研究所）
摘要本文分析了贮能式机电引信发生弹道炸故障的原因，深入分析了由于分布电容影响导致的
弹道炸模式，提出了预防措施。
关键词引信弹道炸故障分析
1 引言
贮能式机电引信是继机械引信、压电引信之后发展起来的第三代新型产品。由于该类引
信发火所需的电能，在弹丸到达目标前就已贮备妥当（一般分为膛内贮能和膛外贮能），一
但碰击目标，只需装在弹丸最前端的机械碰合开关闭合，即可起爆雷管。所以贮能式机电引
信的瞬发度很高，而且非常稳定。其瞬发度由两部分组成，一是机械碰合开关的闭合时间，
二是引信传爆序列的作用时间。机械碰合开关的闭合时间由弹速、开关间隙和着靶姿态决定。
引信传爆序列的作用时间由雷管作用时间及导、传爆药的爆速决定。在设计中，机械碰合开
关的间隙都设置得很小，一般为1.5～4mm。对于高速弹（1000m/s左右）来说，正碰时开
关闭合时间约为1.54μs（不考虑因开关外层碰靶变形而提前接通的情况，尽管它是普遍
存在的），若考虑68°斜碰的因素（也不考虑因开关外层碰靶变形而提前接通的情况，尽管
它是普遍存在的），其作用时间也不超过10μS。引信传爆序列的作用时间，由于破甲弹引
信一般都选用作用时间极短的电雷管，故整个传爆序列的作用时间也不超过10uS。因此，
设计合理的贮能式机电引信的瞬间发度一般可达20s左右。另一方面，由于影响瞬发度的
这些因素（如弹速、爆速、开关间隙、雷管作用时间等）都是很稳定的，因此，贮能式机电
引信的瞬发度精度很高，散布很小。正是由于这两条明显的优点，使该类引信在破甲弹中得
到了广泛的运用，对提高破甲弹的破甲威力发挥了较大的作用，成为80年代初国外破甲弹
引信中占主要地位的新型引信而大量装备部队。
在一二三工程总师系统决定破甲弹配用机电引信后，经过几年攻关，解决了瞎火率高等
问题。但在1995年12月破甲弹系统工厂鉴定试验中，因出现1发弹道炸，使试验终止。
引信出现弹道炸问题，引起了上级有关部门的高度重视，一二三工程总师办和兵总军品
局在北京专门主持召开了《一二三工程破甲弹用机电引信安全、可靠性研讨会》，邀请了国
内诸多著名引信专家，进行分析、讨论，提出了很多很好的意见及建议，在所内也先后四次
组织专家分析会进行研究。分析认为，弹道炸问题除了头部开关异物导通、连接导线断线或
绝缘受损、弹道环境异常外，还应该更深入地从引信自身找原因，进行综合治理，排除一切
可能引起弹道炸因素。经过近半年攻关，进行了一系列的测试、试验及计算，修改了有关设
计参数，终于解决了弹道炸这一关键问题。.于1996年完成了工厂鉴定试验，发射安全性试
-327—

破甲弹
验25发，弹道安全，落地后23发发火。1998年完成了设计定型试验，试验表明，引1信
弹道安全性好，作用可靠性高，各种发火性试验共计125发，无一发瞎火。破甲威力常
温时对主靶穿透率为100%、后效平均3.0层；高温时对主靶穿透率100%、后效平均3.2
层；低温时对主靶穿透率95%、后效平均3.7层。为一二三工程破甲弹的研制划上了一
个圆满的句号。
2机电引信弹道炸故障分析
瞬发度高、散布小是贮能式机电引信的两个突出的优点。但该类引信不论是膛内贮能
还是膛外贮能，在解除保险以后，引信都要带电飞行一段时间。在这段时间中引信处于待发
状态，一旦发火电路导通就会出现弹道炸，这是贮能式机电引信一个缺点。
在DRD16及DRD17引信研制初期，我们比较注意由于头部开关异物导通、连接导线
断线或绝缘损坏、擦地炸机构动作等较直观的原因，并给予足够的重视，但对于发射过程中，
产生的一些变化情况认识不够，经过近半年的攻关，比较深刻地、系统地分析了此问题。贮
能式机电引信弹道炸的原因分为三类：各种情况造成的发火电路误导通；分布电容充电造成
弹道炸；雷管自炸。下面分别讨论前两类。
2.1各种情况造成的发火电路误导通
(1）导线断线、绝缘损坏，在飞行过程中甩动而使导线的金属与弹体或药形罩接通。
(2）头部开关装配时未清理干净或螺纹旋紧过程中产生的金属屑使开关导通。：
(3）头部擦地炸机构设计不合理，误动作而造成的开关接通。
(4）外弹道异常，章动增大，或飞行受阻造成擦地炸机构动作而导通。
(5）磁电机受过载损坏，导线碰外壳或通过磁芯杆与外壳导通。
(6）引信底部机构在发射过程中产生的某些零件变形或破片导致芯极与外壳接通。例
如，在螺塞中心漏装绝缘垫片时，由于受过载磁电机芯杆将底部冲裁破，冲裁下来的破片移
动就有可能使接电螺套与下体接通，DRD17引信就曾出现过这种情况。另外，在过载情况
下，导线夹变形，也有与螺塞接通的可能。
(7）电路板质量不好，有不稳定的搭桥现象，在动态情况下加剧而导通。
2.2分布电容充电造成弹道炸
2.2.1DRD16引信的分布电容、发火电压及发火率
贮能式机电引信在结构上都有一根长导线从引信的底部机构紧贴弹壁直达装在弹丸头
部的引信头部机构，同时还有一个根据弹形结构要求而设计的碰合开关（如连营二代引信设
计的是双锥罩开关，而DRD16和DRD17引信设计的是符合杆式弹要求的开关），这样，就
产生了一定的分布电容。尽管DRD16和DRD17引信的头部开关与双锥罩开关相比，分布
电容要小得多，但分布电容确实是存在的。经测试，DRD16引信的总分布电容为50～60pF，
其中，头部开关分布电容为7～8pF，导线和弹体间的分布电容约为40～55pF（由于连接导
线在药形罩到头部之间的位置是随机的，因此，此电容值有一定的散布）。
一328一

贮能式机电引信弹道炸故障分析及对策
DRD16引信使用的雷管是LD18雷管，其安全条件是150pF、80V，对于50～60pF的
分布电容，是否能引爆该雷管？我们对该雷管在56pF电容条件下的发火电压进行了测试，
测试结果统计见表1。
表1LD-18雷管的发火电压及发火率（电容56pF）
发火率
不发火可靠度（r=0.9）
发火电压/V
260
1/2
0.05132
1/1
0.00000
240
0.74932
220
1/14
0/300
0.99235
150
测试结果表明，电压高于220V时，56pF电容起爆该雷管的可能性是不容忽视的。问题
是在什么情况下会出现此高电压。
在正常情况下各接点均可靠接通，弹丸发射时磁后坐发电机发电给贮能电容充电的同
时，也经过保护电阻向分布电容充电。飞行过程中，虽然不断地漏电（因绝缘电阻不可能为
无穷大），但雷管两端的电位始终是相等的，不会在雷管中流过电流。直到碰击目标，K1（碰
合开关）或K2（落地炸开关）闭合，贮能电容正常起爆雷管。但若情况异常，也即是电路
中某些接点出现了瞬间断通的情况，则可能有充电电流流经雷管，是否会引起弹道炸，则决
定于是否达到了雷管的起爆条件。
2.2.2LD-18雷管的起爆条件分析
为便于分析，给出DRD16引信的实际电路结构示意图（图1）。
引信底部机构
图中接点含义如下（有*者为比较可靠的连接点）：1一
接电簧与接电柱之间的弹性连接（*)：2一接电簧与接电柱
引信底部机构下体
之间（*)；3一接电簧片与接电销之间的弹性连接；3(0)
接电簧片与雷管外壳弹性连接（起雷管短路作用)；3(1)
接电簧片既与接电销连接，又与雷管外壳连接，是3接点
58910
1112
的过渡位置；4一接电簧片与雷管芯极之间的弹性连接；5
3(1)3(0)
一保护电阻接地端用螺钉固定在下体上；6一压螺紧压下
15
体：7一压螺与弹体之间螺纹连接；8一雷管外壳与转子铆
16
接（*）；9一转子通过转子轴、扭力簧、制转销与上体连接
（*）；10一上体通过两个螺钉与下体压紧（*）；11一下体
与引信外壳三处点铆连接（*）；12一弹体与引信外壳随机
接触；13-一导线夹与接电螺套用螺钉连接（*）；14落地
113
炸机构接电套筒与弹头螺上的接线部件的插座插接：15一
弹头螺与弹体螺纹连接并点铆（*）；16一引信帽与弹头螺
图1DRD16引信电路结构
螺纹连接。
2.2.2.1.在雷管两端出现电位差的原因
(1）弹丸发射时就存在断点，即原发性断点
在这种情况下，当弹丸发射时，磁后坐电机工作，将贮能电容和与它连在一起的部分分
—329-

破甲弹
布电容充电至工作电压（即最高电压），而断开的另一部分分布电容则未被充电，故断点两
边的最高电位差为工作电压。
(2）弹丸发射后，磁后坐电机工作结束后出现的断点，即继发性断点
在这种情况下，当弹丸发射时，磁后坐电机同时给贮能电容和分布电容充电至工作电压。
充电结束后，电能缓慢地泄漏（因绝缘电阻不可能为无穷大），电路上不存在电位差。一但
有断点出现，则将分布电容分成了两部分，一部分仍然与贮能电容并联着，而另一部分则成
为孤立的部分。从断开开始，断点两边就逐渐出现电位差，其值逐渐上升，上升所能达到的
最大值取决于工作电压、断点断开的时间及绝缘电阻的阻值这三个因素。
与贮能电容并联的部分，总容量为C+Ci（C为贮能电容，C1为部分分布电容），继续
泄漏，泄漏速度取决于时间常数
T1=R（C+Ci）（R为绝缘电阻）
t时刻的电压
（uo为断开时的电压）
ut =uoe-tit
孤立部分的分布电容也在不断地泄漏，其泄漏速度取决于它的时间常数
（C2<50～60pF，具体数值取决于断点位置）
T 2=RC2
t时刻的电压
u2 =uoe-/t (uo 为断开时的电压)
当t=0时，即断开瞬间，u1=u2r=uo不存在电位差，但由于 T1》T2随着断开时间的增
长，即t的增大，必然有u2<u1t，即贮能电容这一边泄漏慢，孤立部分的分布电容这一边泄
漏快，断点两边就形成了电位差。一旦断开的接点接通，贮能电容这一边就通过雷管向孤立
部分的分布电容再次充电，就有可能造成雷管起爆。
2.2.2.2造成弹道炸的条件
存在分布电容的情况下必须满足三个条件，才能促成弹道炸的发生。
(1）工作电压必须足够高。因断点两侧的电位差与工作电压有关，但不会大于工作电压
（因电路中的分布电感极小，可忽略）。从雷管的发火条件看，电压越高，雷管发火的可能
性就越大，反之越小。例如，对56pF的电容来说，电压为220V时的发火可能性为25%，
而电压为150V时的发火可能性则下降为7.7%。
(2）工作电压一定时，断点断开的时间越长，其两端的电位差就越大，断开时间不够，
断点两端就形成不足以使雷管起爆的电位差。例如，技术更改前的DRD16引信，工作电压
240V，贮能电容为0.22μF，绝缘电阻为3×10°α，若某接点磁电机充电结束后就断开，则
经过37.5ms后，其断点两端的电位差就可达220V。
(3）断点的位置。断点所断开的分布电容越大，造成雷管发火的可能性就越大。断点所
断开的分布电容小到某种程度，对它的充电电流已小于雷管的安全电流，雷管也就不会起爆
了。在图中所列的各接点中，越靠近能电容的接点，断开的分布电容就越大，因此，引信
内部的接点以及弹引结合部的接点（图1中的6、7接点）是最危险的，而引信内部的接点
（1、2、3、4、8、9、10及5）中，只要接点5可靠接通，保护电阻R不损坏（断路），其
-330-

贮能式机电引信弹道炸故障分析及对策
余接点的断通与否，都不会造成影响。
要同时满足这三个条件并不容易，因此，由于分布电容问题发生弹道炸的概率并不大。
只须控制住这三个条件中的某一条件，就可控制弹道炸。在DRD16和DRD17引信的电路
结构中，接点的连接方式大都是弹性连接或螺纹连接，瞬间断开的可能性是存在的，但除压
螺外（压螺直径大、螺距长、公差大），瞬间断开的时间不可能很长。为避免弹道炸，在满
足发火条件的前提下，降低工作电压是一条切实可行的措施。
另外，发生断路的时刻不同，造成的影响也不一样。在引信未解除保险前断路，因雷管
未转正，还处于短路状态，一切故障均表现为瞎火。在雷管转正瞬间，由于DRD16引信设
计中雷管的接电簧片有三个位置，一一是短路位置；二是短路打开，将接电簧片与接电柱接通
的位置（即将雷管接入起爆电路）；三是过渡位置，在此位置上，接电簧片与接电柱已接通，
但雷管的短路还未打开。过渡位置对于保护电阻能否起保护作用是十分重要的，如前所述，
此时，接点3两端的电位差最大，若无这一过渡位置，雷管一转正就会发生弹道炸，有了这
一过渡位置，贮能电容经过这一过渡位置向分布电容充电，雷管仍处于短路状态，不会引起
弹道炸。引信解除保险后，引信外部的接点瞬间断开，若满足上述三个条件，则发生弹道炸。
引信内部的接点瞬间断开，若保护电阻未可靠接入或保护电阻损坏，起不到保护的作用，若
满足上述三个条件，也同样发生弹道炸。
3防止贮能式机电引信弹道炸的措施
(1）重视连接导线的质量，确保不发生断线或绝缘破损。特别是在装配过程中，一定要
采取措施防止导线受损。
(2）弹引合装时，应检查引信帽是否清洁，不应有金属屑等混入，并注意螺纹质量，不
应有飞边等，避免产生金属屑。
(3）合理设计擦地炸机构惯性簧抗力。鉴于弹道上有些参数不清，应采取保守设计方法，
适当增大惯性簧抗力，这对于解决瞎火、弹道炸及满足钝感度指标均有好处。
(4）增大贮能电容，降低引信工作电压，从根本上排除弹道上因起爆回路接点瞬间断通
而引起已充电的贮能电容再次向分布电容充电而造成弹道炸的条件。
(5）采用阻值适当的保护电阻，在工艺上保证其可靠接入电路。电子元器件应经过老化
筛选，以保证质量。
(6）尽量降低弹引合装后分布电容的量值。
必要时，按引信工作电压和分布电容的条件对雷管进行筛选，去除感度高者。
(7)
(8）弹和引信的连接可靠，特别应考虑经受动态冲击后的情况。如有可能，可以考虑加
波形簧片，使弹体和引信的连接变成二路并联，从而大大提高了接通的可靠性。
一331

对125mm破甲弹一步方案的技术分析
周箭隆
朱鹤荣
(南京理工大学)
摘要本文针对125mm破甲弹一步方案存在的静破甲水平较高而动破甲达不到指标要求
(180mm/68°)的问题，通过旋转破甲和引信实际动态瞬发度的测试对其原因进行诊断与分
析，为二步方策的决策与实施提供了科学依据。
关键词破甲弹旋转破甲引信瞬发度
1引言
装药最大直径110mm；装药量约1.88kg；实际达到的静破穿深组平均值约为730mm（1990
年在南理工试验结果）；要求达到的动破甲指标为能击穿180mm/68°的603装甲靶板。弹丸
初速为900m/s，为了保证千米立靶密集度的要求，该弹采用了杆式头螺及前张式稳定尾翼
装置，并且翼片上设置了一定斜置角，使弹丸在飞行中具有一定的旋转角速度，以保证其具
有良好的千米立靶密集度。根据实际测定的计算，在一步弹的有效作战距离上弹丸转速大约
保持在1400~1000r/min的范围内变化。一步弹选用了制式的压电引信。
在正常情况下，一步弹静破甲达到组平均值730mm的威力水平，对于动破甲穿透
180mm/68°的装甲靶板（实际斜穿深480mm）是有较大余量的。但实际动破甲为什么达不
(1）静破甲通常是使用45钢柱作为靶材，与603装甲靶板在强度上有差异。根据实验
研究，同样条件下，对603靶板的静破甲深度要比对45钢板时降低5%~10%，对不同的弹，
射流结构不同，降低值有所不同，即使按10%的比例降低，则对603靶板的静破甲仍应达到
657mm左右，在一般情况下应能满足动破甲指标的要求。这说明动破甲达不到指标不是因
靶材的不同，而是另有原因。
(2）引起动静差别的另一个主要原因是弹丸旋转使破甲能力降低。旋转条件下的破甲损
失与弹丸的转速有关，与装药直径的大小有关，与药形罩的成形方法（车制、冲压、旋压、
电铸等）有关，也与药形罩的结构有关。因以往没有进行旋转条件下的破甲试验，所以对于
一步125mm破甲弹在不同转速条件下的破甲损失难以确切估计。
(3）引信的实际动态瞬发度的影响，一般正常情况下，不应引起明显的动破甲损失，只
有在引信瞬发度过低，或瞬发度跳动量过大引起动炸高降低和弹丸着靶姿态变化，会导致动
破甲不稳定。
根据上述分析，必须获得弹丸旋转速度及引信瞬发度，对破甲威力影响规律的定量关系，
才能对一步弹动破甲威力达不到指标的原因作出确切的判断。为此，对这两方面问题进行了
专项实验。
332

对125mm破甲弹一步方案的技术分析
2旋转破甲试验
根据实测与理论计算，弹丸在2000m距离内转速的变化规律如图1所示。由图1可以
看出在距炮口80m左右的验收距离上弹丸转速约为700r/min左右；在300~500m的距离上
弹丸具有的最大转速约为1300r/min左右；500m以后转速开始缓慢下降；到1500m处转速
约为900~1000r/min；2000m时转速约为800r/min。根据这样的变化规律对一步弹在0r/min、
500r/min、1000r/min以及1500r/min等几个转速下做了旋转破甲试验，试验结果列于表1。
根据表1的数据作出破甲深度与弹丸转速的关系曲线，见图2。
1300
800
1200-
700
1100-
1000-
600
900
深/mm
转速/r.min
500
800
700
400
穿4
600
300
500
X=2000(m)
400-
200
300
100
200-
100
500
1000
1500
转速/r·min-
0.00
1000.00
1500.00
2000.00
500.00
距离/m
图12000m射程内弹丸转速曲线
图2
旋转破甲曲线
表1一步方案破甲弹旋转破甲试验结果（1991年9月）
转速
罩质量
入口情况
炸高
穿深
弹体质量
炸药质量
/mm
/mm
/mmXmm
Ir·min"
1870
Φ55×54未裂
584
3026
250
729
250
739
$51×55未裂
587
2916
1898
584
2896
1920
500
250
758
Φ60×60已有小裂纹，未开
6258未裂
2414
596
1900
500
250
721
Φ63×55有较大裂纹，已有稍许开
250
661
585
2905
1860
1000
1000
588
250
654
Φ54×57有较大裂纹，未开
2893
1880
1500
炸开
2923
582
250
370
1885
炸开
587
2843
1500
250
340
1890
根据图2可以得到以下一些结论：
(1）一步弹的破甲威力随着弹丸转速的增加而不断降低，但在转速小于1000r/min时威
力下降缓慢，特别是在小于500r/min时破甲威力基本不受影响；但在大于1000r/min以后
破甲威力将迅速下降，到1500r/min时破甲深只有350mm左右了。
(2）在80m左右的验收距离上，弹丸转速约为700r/min左右，破甲威力仍应保持在
700mm左右，这对穿透180mm/68°的装甲靶板应该是有一定余量的。
-333-

破甲弹
(3）在200~1500m的距离上，由于弹丸转速保持在1000~1300r/min范围内变化，在该
作战距离上，一步弹的破甲威力将受到严重影响，无法穿透180mm/68°的装甲靶板，失去
有效的毁伤能力。
3引信实际动态瞬发度的测试
本试验在用实弹对180mm/68°的装甲靶板进行射击的条件下，测定引信的实际作用时
间，它包括两个过程的时间：（1)从引信头部碰靶开始，经头部变形、压电和传输、电雷管
爆炸到传爆药爆炸完毕所经历的时间T1：(2）从装药开始爆炸到弹丸最先破裂处出现爆炸闪
光经历的时间T2。因此本试验测得的引信作用时间T=Ti+T2。由于T2是个较小的值而且近
似常量，一般在10~20μs之间，所以可直接用Ti来衡量引信的实际动态瞬发度，本试验所
测得的T值的跳动量，它真实地反映了引信作用时间的跳动量。
测试方法是：当弹丸头部碰靶瞬间，引信头部刺破启动靶而接通测时仪的触发电路，测
时仪开始启动，当弹丸爆炸破裂发出爆炸光时，红外光电传感器接受光信号，转换成电信号
输入到测时仪终止电路，测时仪停止
计时，从而记录下引信作用过程的时
表2
引信动态瞬发度测试结果
间。
试验序号
3.1i
试验结果
33
86
引信作用时间/us
260
试验于1991年在123厂靶场进
入口长轴/mm
190
220
190
205
行，其数据列于表2。
注：本次试验所用靶板是使用过的旧靶板翻过身来使用的，所以
出口多有重孔，不能作为动破有效数据。
3.2结果分析
(1）测试数据表明引信的实际作用时间确实较长，而且跳动量大，这是一步弹在80m验
收距离上达不到180mm/68°的动破指标的主要原因。
(2）本次试验发数虽然较少，引信作用时间只有三发有效数据，分别为33μs、
260μs、86μs，但实验结果有很强的规律性：引信作用时间越长，靶面上入口长轴越大（如
表2）。所以我们认为测试结果可信。
4 综述
通过对一步弹的测试，正确地诊断出了一步弹的技术问题。并为二步弹的方案设计提供
了有益的经验：
(1）一步弹采用黑/梯55/45能量较低的炸药，为了追求较高的射流头部速度和较大的静
破甲穿深，药形罩采用27°/58°的双锥组合。由于小锥27°偏小，虽然可以获得较高的射
流头部速度，但射流质量小，射流直径细，致使射流稳定性差，抗旋能力低，旋转条件下威
力损失大，使一步弹在实际的有效作战距离上威力损失很大。对此，我们认为二步弹的装药
结构，首先应提高炸药能量，采用高能炸药；其次药形罩应采用较大的大小锥锥角，以提高
射流的稳定性和抗旋转性能。
(2）引信应采用高瞬发度的机电引信，以保证其作用迅速性，便能确保破甲威力的发挥。
-334-

硅橡胶在破甲弹上的应用
黄晓杰
（国营第123厂）
摘要通过不同填充方式的对比试验，确定将在常温下易于流动、固化而且工艺简单、填充效果
好的GPS-2硅橡胶作为填充剂。通过大量的实弹射击试验，验证了硅橡胶能可靠地消除其间陈，
确保弹九发射安全。
关键词破甲弹安全性硅橡胶填充剂
1引言
在DTP式125mm破甲弹一步研制中，由于采用高膛压后膛炮常用的炸药HT50注装及
压电引信，破甲威力始终不稳定。在二步研制中，经充分论证弹体装药结构采用了8701高
能炸药。压制8701炸药的主要问题是将压制成型的组合药柱装入弹体内腔中，如何消除二
者间隙。一般采用石蜡、编织物、塑料衬筒等方式来消除间隙，但这些方式工艺复杂且不能
很好消除其间隙。我们根据北京理工大学提出的建议，决定采用硅橡胶作为填充剂。通过大
量工艺对比试验，相容性及温度循环，试验实弹射击试验等，确定用GPS-2硅橡胶作为填
充剂。过去硅橡胶及其制品只作为舰（潜艇）对地导弹、火箭发动机以及反坦克导弹上的一
种密封剂，在破甲弹上作填充剂这在国内还是首次。
2弹体与药柱间隙几种填充方式比较
2.1石蜡填充方案
国内较多采用石蜡填充间隙，如海130半穿甲弹等，其缺点是工艺复杂，操作环境恶劣。
为了使石蜡处于熔融状态，弹体温度必须保持60℃左右，且药柱组合件也必须保持一定温
度，如三者温度控制不好容易引起药柱脆裂，而且蜡层很薄，很快在常温下凝固，装配操作
要迅速，不允许任何停留，可操作性不好；其次这种工艺方式也难以消除弹体与药柱之间的
全部间隙。这种方案我们也相应做了工艺及静止破甲试验。
2.2塑料衬简方案
这是用模具注塑成型高压聚乙烯衬筒消除药柱组合件与弹体内膛的间隙，衬简的口部厚
约0.5mm，到药柱的底端厚约1mm，装配时首先将塑料衬筒套在药柱组合件上，然后与药
柱一起推入弹体内膛，并施加一定的压力压到位。这种方式虽装配工艺简单但对机加成形的
弹体内膛尺寸有上限与下限，而模具压制成形的高压聚乙烯衬简不能适应每一个弹体尺寸，
这样不能完全消除药柱与弹体的间隙。
—335

破甲弹
2.3硅橡胶方案
GPS-2硅橡胶由甲、乙两种组分组成，甲组分为橙红色膏状物；乙组分为浅黄色透明液
体。
使用时按照一定比例调配好，然后涂于药柱组合件外表面，用一定压力压入弹体内膛使
其到位。这种工艺操作简单且硅橡胶在常温易于流动和固化，能够可靠消除弹体与药柱组合
件之间的间隙。
3硅橡胶试验
3.1硅橡胶相容性试验
我们委托南京理工大学做8701炸药与GPS-2、GT-3、RTV三种硅橡胶相容性试验。采
用100℃加热试验方法，试验结果表明8701炸药与这三种硅橡胶均相容。
3.2硅橡胶填充的工艺试验
3.2.1假药柱填充试验
采用聚四氟乙烯加工成假药柱组合件，用开合弹与真弹体在常、高、低温条件下进行九
次填充粘结试验，从中摸索出GPS-2硅橡胶甲、乙两种组分最佳配比及固化时间，检测硅
橡胶的胶层厚度，在药柱组合件上、中、下三部位对称采集样品，其厚度均在0.20～0.25mm
之间，厚度均匀，药柱侧面与弹体内膛粘结较好，导线槽充满硅橡胶，导线牢固地固定在导
线槽之内，但底部有小于Φ1.5mm小麻孔。
3.2.28701药柱组合件填充试验。
(1）试验条件
常温
时间
15±20℃
36h
高温
时间
36h
50±2℃
时间
低温
-40±2℃
36h
相对湿度在15%，甲乙两种组分配比为（13～15）：1。
(2)试验结果
硅橡胶胶层厚度上、中、下三部分均为0.20～0.25mm，且胶层光泽、均匀、密实。
药柱组合件与弹体侧面、底面填充较好，无气孔、间隙。
3.3常温最大间隙试验
(1）试验条件
最大间隙是通过在组合药柱底部加厚垫板来产生。温度20土2℃，时间48h，弹体与药
柱组合件最大间隙0.38mm。
(2)试验结果
硅橡胶胶层均匀光泽有弹性，上、中、下三部位厚度为0.40、0.36、0.44mm。
药柱组合件侧面、底面填充较好，但弹体内膛R处有Φ1.5mm的气孔，参照130半穿
-336-

硅橡胶在破甲弹上的应用
甲弹标准允许有小于Φ1.6mm小气孔存在。
3.4破甲试验
三种填充剂静止破甲试验结果
表 1
(1）填充剂效果对比试验
平均穿深
序号
填充剂方案
/mm
用三种填充剂做静止破甲对比试验，见表1。
浸蜡
611.0
(2）实弹射击试验
729.0
装药结构采用8701炸药，弹体与药柱组合件
塑料套筒
750.0
639.0
间隙采用硅橡胶填充。在方案研制、工厂鉴定及
.730.0
设计定型阶段多次进行实弹射击试验，强装药发
779.0
射安全性试验共射击807发，弹丸在膛内、外弹
682.3
道、落地均安定。
799.0
硅橡胶
741.0
3.6温度循环试验
716.0
749.0
根据弹药使用环境温度的变化，按照国家靶
744.0
场现行的标准，利用引进的155设备对弹丸进行
温度循环冲击试验。其流程如下：
常温15±2℃
常温50±2℃
常温15±2℃保温48h
保温48h
保温48h
直线加速器检测质量
低温-40±2℃
常温15±2℃保温48h
保温48h
直线加速器检测质量
经温度冲击后的10发弹丸用强装药考核其发射安全性，试验结果表明弹丸在膛内、弹
道、落地均安定，说明8701药柱组合件以硅橡胶作为填充剂在使用环境温度下具有良好的
使用性能。
4结束语
DTP式125mm破甲弹属国内首次成功地将高能炸药8701用于高膛压火炮上的破甲弹，
突破高能炸药在高过载条件下装药发射安全性设计技术，并在国内首次以硅橡胶填充药柱组
合件与弹体内腔的间隙，有利于发射时的炸药安全性。硅橡胶在125mm破甲弹上的应用，
为压制成型药柱与弹体内腔间隙填充，提供了一种新方法、新思路。硅橡胶填充工艺的采用
净化了工作环境，减轻了工人劳动强度，应全面推广应用。
-337

125mm破甲弹炸药装药发射安全性模拟试验
马宏伟崔艳丽‧朱鹤荣
（南京理工大学）
摘要随着弹药技术发展，高能炸药应用于高膛压大口径火炮是一种必然趋势。本文论述了
高膛压火炮模拟发射试验装置的基本原理及对8701炸药发射安全性进行模拟试验的结果。
试验表明装置的设计是成功的。得出的8701炸药装药发射安全性的基本数据，为125mm破
甲弹采用8701炸药莫定了安全性评价的基础。
关键词发射安全性炸药装药模拟发射装置
1前言
对于发展中的远射程大威力大口径炮弹，由于它的初速高、承受的膛压高，发射时受到
的惯性力很大，因此严重威胁火炮发射安全性，膛炸事故时有发生。各国对发射安全性问题
都极为重视，对此进行了较深入的研究。
射击过程中炸药装药发生爆炸现象主要与炸药自身的性质、冲击载荷的大小、冲击加载
的速率、装药的密度、装药的缺陷（缩孔、气孔、底隙、侧隙、裂纹等）有关。因此，冲击
模拟试验应该尽可能地模拟发射时的装药条件（密度、底隙、侧隙和其他装药条件）和加载
条件，这样的模拟试验才能真正有效地模拟发射时装药的受力过程。
为了能大幅度提高125mm破甲弹的威力，经多次论证，决定将8701高能炸药应用于
125mm破甲弹。然而，有关保证8701炸药装药发射安全可靠性的各种工艺因素（装药密度
P，装药与弹壁的侧向间隙，缓冲垫板等等），以及各种因素对冲击起爆临界应力的影响规
律及影响程度我们还没有系统地做过试验，缺少这方面的数据。为了保证应用8701炸药的
发射安全性必须用试验的方法来研究和弄清上述问题，以便进一步完善装药设计和装药工
艺。为此，我们设计制造了炸药装药模拟发射冲击装置，它能满足大范围冲击应力的模拟发
射试验要求。
2对试验装置的功能要求
模拟发射试验装置必须满足以下功能要求：
(1）能够模拟多种火炮发射时的膛压变化过程，即能模拟膛压上升段的时间、最大压力
和膛压下降段的时间：
(2）能模拟火炮发射状态下炸药装药所受到的惯性力作用过程；
(3）能检测膛压曲线；
-338-

125mm破甲弹炸药装药发射安全性模拟试验
(4）能测试在发射时炸药柱的应力应变；
(5）试验装置本身应具有防爆功能以防止自身的损坏，同时应有对周围环境的防爆功
能。
3总体设计
试验原理
3.1
装药试件处在与火炮膛压加载特性相似的环境下，模拟火炮发射过程中对试件所受的冲
击加载压力过程，测试系统框图见图1。
活塞
冲击压力发生器
压力传感器
电荷放大器
药柱试件
力传感器
瞬态记录仪
微机
打印机
绘图仪
图1试验原理框图
测试采集的数据分两路同时进入瞬态记录仪的两个通道，一路是由压电传感器送来的冲
击压力源的模拟膛压的压力信号，另一路是由应变传感器送来的药柱所受到的冲击压力信
号。瞬态记录仪记下的信号由计算机处理，可进行显示、打印、绘图和存盘。
3.2试验装置与仪器设备
模拟发射试验装置由发射动力
源、试件装夹具、测试仪器仪表、数
据采集及处理系统组成，其总体结构
如图2所示。
从图2可以看出各部件的相互
位置和功能，图中：1为发射动力源
亦称压力源，它是由带压力活塞的半
密闭爆发器构成。考虑到试件的尺寸
和应力的变化，压力源应有较宽的压
图2模拟发射试验装置结构示意图
力范围和较大的力转换系数。半密闭
爆发器容积是可调的，因此活塞的输出压力也是可调的。2为发射装药，可采用枪药或炮药，
—339—

破甲弹
药型和药量可根据内弹道学进行估算。3为压力传感器，一般采用压电传感器，量程的大小
根据膛压的大小来选取。4为压力活塞，活塞是传力的主要部件，因此对活塞的技术要求较
高，必须满足强度、刚度、运动灵活性、密封可靠性等条件的要求。5为试件。6为力传感
器。7为定位与夹紧装置。8为可移动台架。
4发射安全性模拟试验
4.1
试验目的
测定8701炸药在不同装药条件下冲击起爆的应力下限，根据它来拟定装药工艺的控制
条件。
4.2试验条件
装药条件
4.2.1
药柱材料为8701炸药；药柱直径Φ12.7mm，药柱高h为20.2mm；药量4.25g；装药密
度 1.65g/cm²。
4.2.2试件安装条件
试件安装有三种方案：
(1）弹壁内径为Φ12.9mm，药柱与弹壁的总间隙为0.2mm，击砧直接作用于药柱；
(2）弹壁内径为Φ12.9mm，药柱与弹壁的总间隙为0.2mm，击砧与药柱间有一直径为Φ
12.9mm、厚为5mm的缓冲垫；
(3）弹壁内径为Φ13.1mm，药柱与弹壁的总间隙为0.4mm，击砧直接作用于药柱。
4.2.3发射条件
发射药为3/1樟小粒药25g，点火药为3号小粒黑火药2g；喷口直径10mm。
试验结果与初步分析
4.3
试验结果
4.3.1
三种方案的试验结果分别列入表1，表2，表3。具有代表性的炸药应力曲线见图3，膛
压曲线见图4。
表 1方案1 试验结果
药柱高
应力上升
密度
冲击应力0m
90% m脉
药量
加载速度
试验
时间
/MPa·ms"!
结果
/g·cm3
冲宽/ms
/MPa
/mm
/ms
未炸
1.643
591.4
261.2
20.28
4.22
1.80
1.30
未炸
20.28
4.22
1.643
2.05
1.20
650.6
252.0
682.9
2.05
264.3
未炸
20.28
4.22
1.643
1.15
20.28
4.22
1.643
863.1
2.05
376.5
1.45
20.28
746.6
295.9
4.25
1.654
2.00
0.90
2.00
732.1
20.28
4.25
1.654
292.8
1.00
20.28
4.25
1.654
729.8
2.00
291.8
1.00
20.28
637.8
245.9
4.25
1.654
2.05
1.25
未炸
未炸
20.28
4.25
1.654
2.05
248.0
636.1
1.25
10
4.25
640.6
2.10
245.0
未炸
20.28
1.654
1.15
-340-

125mm破甲弹炸药装药发射安全性模拟试验
表2方案2试验结果
应力上升时
药柱高
90% 0 m
冲击应力○m
药量
密度
加载速度
试验
序号
Ig ·cm3
IMPa · ms*!
结果
/MPa
/mm
/ms
20.31
4.25
541.2
1.652
1.30
1.95
222.4
未炸
1.652
20.31
4.25
627.7
238.8
1.30
2.10
未炸
20.30
1.653
593.7
2.50
4.25
189.8
未炸
1.35
20.31
1.652
4.25
854.7
2.15
312.4
1.05
297.4
20.20
4.25
1.661
818.0
2.20
1.25
20.31
4.25
596.5
2.10
1.652
232.7
未炸
1.80
20.32
4.25
701.9
2.30
1.651
248.0
2.25
未炸
20.30
1.653
6'169
221.2
1.25
4.25
2.30
未炸
20.30
4.25
661.8
1.95
1.653
271.0
1.30
未炸
716.4
10
20.30
1.653
2.20
4.25
262.8
1.20
未炸
20.34
1.650
706.4
2.10
11
4.25
267.8
未炸
1.25
12
20.35
4.25
1.649
828.0
2.30
289.2
3.35
未炸
294.6
13
20.34
1.650
828.0
2.25
4.25
3.70
未炸
14
20.35
4.25
332.4
4.15
1.649
793.4,
1.90
未炸
表3方案3试验结果
药柱高
应力上升
冲击应力○m
药量
密度
加载速度
90% O m 脉
试验结
序号
时间
1g
Ig °cm3
/MPa ·ms*l
mm
/MPa
/ms
20.36
1.648
2.10
3.95
4.25
274.2
未炸
719.8
4.25
20.35
1.649
787.8
2.45
258.8
4.05
未炸
4.25
20.38
1.646
651.7
1.90
1.65
273.7
20.36
534.5
1.25
未炸
4.25
1.648
2.00
212.0
20.35
4.25
1.649
815.0
2.20
296.2
3.85
未炸
20.36
778.9
4.55
未炸
4.25
1.648
2.20
280.3
20.33
2.20
4.25
823.6
302.3
3.85
未炸
1.650
20.30
4.25
1.653
863.7
2.40
287.3
1.00
4.25
796.7
20.30
1.653
315.3
3.20
2.00
10
4.25
834.7
20.25
1.657
2.10
316.7
2.25
11
20.25
4.25
1.657
752.2
2.00
4.35
309.1
70
60
0/kN·cm-2
50
40
30
20
10 +
36
16
20
24
12
28
40
时间/ms
炸药应力曲线
图3
4.3.2
基本结论
利用我们的试验装置对尺寸Φ×h为12.7mm×20mm，实际密度为1.65g/cm²的8701炸
药柱做了35发冲击试验，根据试验结果可以得出以下一些初步结论：
-341-

破甲弹
(1）药柱与弹体侧壁间隙的影响
间隙的影响是明显的，方案1的侧面总间
FOL
隙为0.2mm，临界起爆冲击应力都在700.0MPa
60
以上，同样条件下当方案3的侧面总间隙增大
50
到0.4mm时，其起爆冲击应力的下限降低到
650.0MPa左右。所以装药与弹体内腔的间隙增
30
大必然导致射击安全性降低。究竟允许多大的
20
间隙才不致于危及射击安全，目前还不能拿出
10
准确的数据，必须再做充分的试验。但是，做
过的试验提示我们应避免弹体内腔间隙或尽量
12
16202428323640
时间/ms
缩小这一间隙。
图4膛压曲线
(2)缓冲垫片
缓冲垫片对提高发射安全性的作用是明显
的，在侧隙0.2mm的条件下可将起爆冲击应力提高到800.0MPa以上。所以在高过载条件下
装药底部设置一缓冲垫片是必要的，但是缓冲垫片材料必须满足一定的要求，现在看来至少
必须满足：
Pex -Cex ≤ Pb -C, ≤Ppj ·Cpj
否则缓冲垫片就不起作用，甚至是危险的。式中：Pex为炸药密度；Cx为在炸药中传播的
声速；P,为缓冲垫片材料密度；C,为在缓冲垫片材料中传播的声速；Ppi为弹体材料密度；
Cpj为在弹体材料中传播的声速。β·C 称为动力学硬度。
-342-

125mm破甲弹发射过程中炸药应力应变分布的
有限元计算分析
姜沐‧朱鹤荣周箭隆
（南京理工大学）
摘要为提高威力，125mm破甲弹开创性地采用了高能炸药。作为发射安全性研究的一部
分，本文采用有限元法计算了该弹发射时其炸药内部的应力应变分布，计算时选择了较为合
理的计算模型以模拟弹壁与炸药间的相互作用。并绘制了炸药应力应变等值线，对炸药安全
性评估和弹丸设计有一定参考价值。
关键词破甲弹应力分布炸药安全性
1 引言
炸药安全性是破甲弹研制中一个重要问题。由于发射时弹丸受高压火药气体等多种载荷
作用，弹丸各种部件会产生一定的变形和应力，因此设计时必须保证炸药不致由此自燃或爆
炸。炸药的安全性与多种因素有关，主要有所受冲击应力的大小、底隙大小、炸药内有无疵
病等。因此在设计时必须了解炸药在发射时的应力分布，限制炸药的最大应力值。
传统的弹丸设计方法，是按照弹丸内腔底面积上相应的药柱质量求出相应的惯性力，平
均地加到底面上以求出平均应力。这种方法忽略了弹壳与炸药间、以及炸药颗粒间的相互作
用，且无法考虑弹带压力、弹体变形、应力集中等多种因素的影响，因而其结果不很准确，
尤其是弹丸内腔底部为曲面时误差更大。
本文考虑了惯性力、弹体变形及弹带挤进压力等多种复杂因素的影响，采用有限元法详
尽地计算了125mm破甲弹发射时炸药内的应力应变分布情况，对炸药的安全性评估和弹丸
设计、改进有重要意义。
2 计算模型
由于分析的主要目的在于求
P2
出发射时破甲弹内部炸药的应力
分布，故计算时只截取弹丸中间
一部分(图1)进行计算分析，以简
化模型，减少计算量。根据圣维
图1计算所截取的隔离体
南原理，这样简化对炸药应力和
应变结果影响不大。
—343—

破甲弹
所截取的隔离体如图1所示。在弹的尾部取两点以约束弹的刚体位移，并略去了尾翼的
不对称影响，将问题简化为轴对称问题。
弹所受载荷为：轴向惯性力，头部质量产
表1材料及其力学性质
生的均布压力P1，弹带压力P2、P3，火
杨氏模量
比重
部件
泊松比
药气体压力P4。计算按最不利的工况进
/GPa
/kg : dm:3
弹外壳
7.80
205.80
0.39
行，即各种力同时取最大值。
主药柱
1.70
4.73
0.35
为了准确地模拟炸药与弹壳体间的
副药柱
1.68
4.73
0.35
相互作用，共计算了两种情况：
药型罩
8.90
126.0
0.40
(1）炸药与弹体内腔相固结；
20.58
引信底部
2.70
0.39
(2)炸药与弹体内腔可相对滑动。
隔板
1.80
8.90
0.32
后一种情况采用约束方程处理，本文
认为真实的情况应介于两种模型之间。
计算时，第一种模型共用了1657个节点，1445个单元，第二种模型用了1749个节点，
1518个单元，计算是用ADINA程序进行的。
计算共涉及了七种材料，各材料的力学性能见表1。
3计算结果及分析
根据计算，得到了炸药底部各种应力应变的分布情况，并绘制了轴向正应力和最小主应
力、轴向线应变和轴向位移的等值线。图2、图3、图6、图7为按炸药与弹壁固结假设得
到的结果。图4、图5、图8、图9为按炸药与弹壁可相对滑动假设得到的结果。
18.8
-21.3
23.2
26.6
23.2
37.0
27.8
37.7
n-41.4
42.6
26.6
27.8
-31.9
41.4
—42.6
32.5
5 46.4
47.9
46.4
-31.9
47.9
5-51.0
-37.3
32.5
53.3
37.0
51.0
53.3
55.6
58.6
78.8
115.9
133.0
85.2
(单位:MPa)
（单位:MPa）
图2炸药与弹壁固结时轴向应力的等值线
图3炸药与弹壁固结时最小应力的等值线
由计算结果可以看出：
(1）按炸药与弹壁固结假设得到的各等值线比按两者可相对滑动时低，这是由于前一种
情况下弹壳分担了一部分惯性力。
(2）炸药底部的最小主应力一般在50~80MPa左右，在炸药底部和隔板底部有因截面刚
度突变和截面积突变引起的应力集中。这两部位的应力集中存在一定的危险性，应采取
-344-

125mm破甲弹发射过程中炸药应力应变分布的有限元计算分析
适当措施将其降低。
(3）药柱顶部由于惯性力引起的与弹壁间的相对轴向位移量为0.6~1.2mm之间。
(4）在应力集中的局部区域炸药可能进入塑性状态，由于缺乏有关参数，无法作更精确
的分析，但其影响只是局部。
24.4
30.5
27.3
-34.1
30.5
42.7
36.6
48.8
34.1
40.9
40.9
47.8
36.6
48.8
42.7
54.9
47.8
54.6
40.9
-47.8
54.9
54.6
61.0
61.4
146.0
85.7
87.5
163.0
（单位：MPa）
（单位：MPa）
图5
炸药与弹壁可相对滑动时最小应力的等值线
图4炸药与弹壁可相对滑动时轴向应力的等值线
5.09
4.07
0.300
5.59
4.58
W0.325
0.257
4.58
6.10
W0.300
5.09
6.61
0.250
-7.12
w0.275
5.69
7.63
6.10
0.200
0.225
0.225
6.61
0.250
0.160
8.14
7.12
5 0.175
8.65
0.175
0.100
7.63
W0.200
W0.125
-8.14
9.16
0.075
0.125
8.65
9.67
± 0.100
（单位：mm）
w0.150
-9.16
（单位：mm）
图6炸药与弹壁固结时轴向线应变等值线
炸药与弹壁固结时轴向位移等值线
图7
0.493
0.967
w0.548
-1.07
-1.07
1.18
0.384
0.439
1.07
0.439
0.493
-1.18
0.329
1.28
0.274
W0.384
1.39
1.18
0.329
1.28
0.219
-1.50
0.274
1.61
0.164
0.109
1.61
1.39
0.164
w0.219
1.72
-1.50
（单位：mm）
（单位：mm）
图8炸药与弹壁可相对滑动时轴向线应变等值线
炸药与弹壁可相对滑动时轴向位移等值线
图9
345-

125mm破甲弹的高性能铜药形罩材料技术
高云　张全孝　贾万明　陈继森
（兵器工业第52研究所）
摘要125mm破甲弹采用高性能铜药形罩材料，真空熔铸铜锭经冷锻一热处理制备铜药形毛
坏。用此工艺制成的铜药形罩具有高纯度、细晶粒、弱织构、组织和力学性能均匀一致等特点，
明显地提高了125mm破甲弹的穿深与稳定性。
关键词铜药形罩工艺织构
1 引言
开发无氧铜药形罩材料的目的是为125mm破甲弹提供高性能药形罩材料技术，在其原
破甲弹性能基础上提高穿深及稳定性。
药形罩是破甲弹战斗部的核心部件，战斗部的威力取决于三精密技术：精密药形罩、精
密装药、精密装配。而药形罩延性射流侵彻力集中展现出破甲弹战斗部的侵彻能力。国内对
于破甲弹战斗部的各个环节已经进行了系统研究，并且通过多方案的对比和优化，使破甲穿
深与装药直径之比达到6～7。但是试验证明，在现有工艺条件下再进一步提高就非常困难，
特别是大炸高下射流侵彻的稳定性问题很难突破。国外之所以能把穿深与装药直径之比提高
到8～10，主要是采用了先进工艺，采用先进工艺制造药形罩是进一步提高破甲弹破甲威力
的关键。本研究采用冷锻一热处理一数控机床加工精密药形罩，可以使药形罩具有高纯度、
均匀细晶粒、弱织构、匹配良好的力学性能，使不同口径破甲弹铜药形罩具有良好的射流延
性和抗干扰性，从而提高药形罩的侵彻威力。
2实验研究及结果
采用真空熔铸Φ200×200mm铜锭，在800~850℃，经750kg空气锤热锻成Φ60mm的
棒材，然后车皮，依次切成1.8kg的圆锭坏，经冷锻一热处理一数控机床加工成药形罩。
2.1成分、力学性能及晶粒尺寸
真空熔铸铜锭分析成分见表1。为了比较起见，表中列入了·D01俄制和D01国产药形
罩的成分。
表1铜药形罩成分对比
成分/%
Bi
Pb
02
Cu
新工艺
0.0010
0.00006
0.00047
0.0028
99.97
0.0012
98.54
0.0041
<0.0001
0.0011
0.0041
D01俄制
DO1国产
99.75
0.0031
<0.0001
10000
0.0050
注：新工艺栏为真空熔铸铜锭成分。
-346-

125mm破甲弹的高性能铜药形罩材料技术
由表1可见新工艺铜药形罩成分号无氧铜，杂质P、Bi、Pb、S、O2比一号无氧铜低，
D01国内药形罩成分属三号铜，俄制铜药形罩含铜量较国产的低。
高性能铜药形罩的力学性能见表2，同时列入了D01俄制铜药形罩、D01国产铜药形罩
的性能数据。
表2各类铜药形罩力学性能对比
国产
力学性能
新工艺
俄罗斯
244
220
235
0 g/MPa
61%
60.8
32.5
29
由表2可见，高性能铜药形罩延伸率是俄制铜药形罩延伸率的2倍，高于国产D01铜
药形罩延伸率近1倍。
根据GB6394-86评定了三种铜药形罩的晶粒尺寸，如图1所示。结果表明高性能铜药
形罩的晶粒尺寸细小并且均匀一致，明显优于俄制D01铜药形罩和国产D01铜药形罩。国
产D01铜药形罩晶粒粗细不均匀，中部0.015mm，边部0.010mm。俄制药形罩的晶粒度为
0.030mm较均匀。
(a）高性能铜药形罩（晶粒尺寸0.010mm）
(b）俄制D01铜药形罩（晶粒尺寸0.030mm）
铜药形罩的射流长度依赖于药形
罩的平均晶粒尺寸，晶粒尺寸越小，
药形罩越均匀，射流长度越大侵彻性
能越好。10～15μm的晶粒尺寸破甲
性能最好。
2.2织构
织构测量是在德国亚琛工业大
(c）国产D01铜药形罩（晶粒尺寸0.015mm）
学生产的Li-2型全自动X射流衍
图1各类铜药形罩的晶粒大小
射仪上进行的，测试面为药形罩内
表面。其测试电压为35kV，管电流为25mA，管靶材料为铜，滤材为镍，光阑狭缝为
3mm，在铜药形罩体上，测量了（111]、（220)、（200)不完整极图，采用Bunge球函
数谐分析与级数展开法计算了取向分布函数（ODF）。所分析的铜药形罩主要织构见
表3。
-347—

破甲弹
表3高性能铜药形罩的主要织构
织构
组分
取向密度
欧拉角
米勒指数
编号
(h, k, 1)
<u, V, W>
1.92
20°
30°
15°
～[1,4,7]
<5,-3,1>
～[2,3,17]
<10,-13,1>
1.80
12
20°
10°
35°
31
1.80
.06
10°
45°
~(1, 1, 8)
<-4, -4, 1>
32
1.76
20°
40°
80°
～[63,11,77)
<-9,-97,22>
51
90°
15°
45°
~(1, 1, 5)
<-5, -5, 2>
2.17
.6'6
45.9°
52
76°
~[4, 1, 4]
<1, -8, 1>
1.92
由表3可见高性能铜药形罩织构非常弱且漫散，因而各向异性程度很小。织构和晶粒尺
寸的影响作用是不可分开的，这是因为若改变经热处理的药形罩的晶粒尺寸，则会同时改变
织构组成和织构程度，以铜药形罩来说弱织构与细晶尺寸紧密联系。
2.3动破甲试验
DTP式125mm破甲弹动破甲。指标为180mm/68°+2×10mm/68°，试验条件为
180mm/68°+7×10mm/68°，试验结果见表4。
表 4动破甲试验结果
编号
穿透
穿透
主靶板
穿透
穿透
穿透
5层
5层
6层
后效板
6层
5层
显然，高性能铜药形罩材料用于DTP式125mm破甲弹上，其侵彻能力达到56层后
效靶板，而已定型的DTP式125mm破甲弹的铜药形罩射流稳定性差，其侵彻力只能达到2
层以上后效靶板。
3 结论
（1）高性能铜药形罩材料，采用真空熔铸铜锭纯度高，经冷锻一热处理成型的药形罩
毛坯，退火后具有均匀的细晶粒、弱织构，组织和力学性能均一致。
（2）高性能铜药形罩材料技术用于DTP式125mm破甲弹上，其侵彻能力达到5～6
层后效靶板，有利于提高125mm破甲弹的穿深与稳定性。
-348-

药形罩数控加工工艺研究
董殿文‧尤长峰
（国营第123厂）
摘要本文就数控加工工艺用于药形军精加工过程进行分析。
关键词破甲弹药型罩数控加工工艺
1 引言
药形罩在破甲弹中起到至关重要的作用，而保证其加工质量又是重中之重。药形罩材料
为T2（工业纯铜）。其工艺性能有极好的塑性，冷热压力加工性能好。零件的尺寸精度高、
形位公差严格、粗糙度低（具体数据见图1），外形样板局部缝隙不大于0.05mm，形状复杂
@109.68蓝
（双锥药形罩）。该零件晶粒度要求≤0.045，因而采
Φ103.60
用热冲毛坯，冲后为喇叭状，工艺性差，工件在机床
4.8
上装夹为悬臂状态。
2加工过程中工艺误差因素分析
114*029
116-8.1m
由于采用高精度数控车床精加工药形罩，其机床
R25
的几何精度误差均可忽略。主要考虑在装夹零件时的
13-0.08
定位、夹紧、工艺系统弹性变形、对刀误差及内外形
017891
刀具磨损不均等因素所造成的误差。下面逐一加以分
图1 药形罩
析，以便采取相应措施给予解决。
（1）为保证同轴度要求须根据毛坯具体形状按
图2进行悬臂装夹，内外形一次加工成形。此种装夹
11402
方法又因刚度差，受切削力影响零件发生变形，产生
让刀。从工件大端至小端力矩由大变小、挠度由大变
@109.6-0.54
小、壁厚由厚变薄，其结果导致62°土5，36°±5”，
3.1.0.04，2.34.0.04等尺寸精度难以保证。
（2）在加工工件外形时采用原始机床所带尾顶
R25
尖（液压自动控制）。由于是钢制顶尖，工件为纯铜
材质，对内锥面容易滑伤、挤溃。顶尖的重复安装，
图2工件的装夹
与主轴的同轴度产生误差，引起工件的壁偏差增大，
尾顶压力的不适当造成工件在轴向微量窜动，引起壁厚不规律变化。
（3）根据工件材料特性首选高速钢刀具（自制）加工。经过一段时间发现内外形样板
-349

破甲弹
缝隙超差，且大小和部位无规律。经分析研究认为是因为刀尖半径自已刃磨不准确无规律变
化引起刀R（G41、G42）补偿误差。由于刀尖磨损速度快，内外圆刀具磨损不均，造成壁
厚不稳定易超差。加之磨损后需要重新刃磨，重新对刀，对刀引起的误差需要重新调整程序，
从而造成废品率上升。误差因素分析清楚后，便可采取相应措施提高加工质量。
3药形罩工艺保证措施
（1）加工药形罩内形时，在零件的外面设置一个加强套筒（具体结构见图3），一端固
定在卡盘爪上，另一端用顶丝顶在工件的外止口上，使之三为一体增强零件的刚性，从而
保证了角度及壁厚的精度。
（2）采用夹布胶木软质材料制做尾顶尖，并
且在加工零件之前，在机床上按药形罩内形大锥
面车制成形，在顶之前用细布将顶尖工作面擦拭
干净，再把尾顶压力调整在适当的范围内，从而
解决了工件的滑伤、壁厚差和壁厚超差现象。
（3）经国内外刀具市场调研，选择了国外进
图3提高加工刚度的加强套筒
口合金刀具。其耐磨性比高速钢刀具高出5~8倍。
1一卡盘瓜：2一螺钉；3一加强套筒：
且因是机夹式结构，磨损后只换刀片不用重新对
4—顶丝；5工件。
刀，而且刀R数值精确，解决了因刀尖半径不准
确影响刀尖半径补偿功能不能实现的问题，保证
了零件的加工精度。
4结论
采用数控加工药形罩的工艺方法加工精度高，程序控制走刀路线，适用于形状复杂的零
件，不用靠模、形板，且一致性好、表面质量高。在设计定型破甲试验中，用此种方法加工
的药型罩，静破甲深度平均740mm，动破甲穿透180mm/68°均质板，并能穿透2层10mm/68
。后效板。达到了该产品的战技指标要求。产品在研制过程中，采用数控加工方法是安全可
行的。
-350—

125mm破甲弹药形罩镀锡工艺研究
孙丽君‧刘锦春艾启章
（国营第123厂）
摘要本文介绍了125mm破甲弹采用8701炸药而对药形罩进行的镀锡工艺，工艺设计和最
佳工艺参数的选择，以及防止出现二价锡的技术措施。
关键词破甲弹药形罩工艺镀锡
1 引言
破甲弹的核心件是药形罩，由于药形罩与主药柱贴合，而主药柱成分为8701炸药，该
炸药呈弱酸性，对铜材的药形罩在长期贮存中有腐蚀。当今，对与炸药和橡胶接触的零件常
采用镀锡工艺，故产品图要求对药形罩镀锡。
针对镀锡工艺的特点，镀锡工艺分碱性镀锡和酸性镀锡两大类，碱性镀锡工艺具有成分
简单，均镀能力好，镀层细致、洁白，孔隙率较低，钎焊性好等特点，但电流效率低，槽液
管理复杂；而酸性镀锡工艺电流密度范围宽、沉积速度快、电能消耗少，但成分多、均镀能
力差些，不适于对镀层质量要求较高的场合。故此，我们对药形罩采用碱性镀锡工艺。
2镀锡工艺研究
2.1生产线的设计
根据表面处理及酸性镀锡和碱性镀锡的工艺特点，为了获得质量较高的镀层，我们选取
了碱性锡酸盐镀锡工艺。针对药形罩为薄壁铜件，镀锡前处理工序采用相应的化学除油及浸
蚀工序，镀锡后采用中和处理工序；设计了生产线工艺平面布置图，并组建生产线；设计了
挂具。为防止镀锡液沉渣，采用过滤装置，以防止阳极沉渣和二价锡的产生，同时设有加热、
排风装置。
2.2前处理工艺的确定
由于药形罩壁厚为2~3mm，且为紫铜件，故在前处理工序我们采用弱碱性除油和低浓
度的酸浸蚀工艺，为消除由于浸蚀在工件表面形成的钝化膜，增加了一道化学抛光工序，使
镀锡前工件表面状态良好，无油污、杂质及氧化膜，以保证镀层的结合力。
2.3锡酸盐镀锡工艺参数
碱性镀锡中钾盐镀锡成本高，故选取了钠盐镀锡Na2Sn(OH)6，是镀锡的主盐，以提供
电沉积的金属Sn4+离子，提高锡酸盐含量，有利于提高电流效率和沉积速度，但降低了极化
作用，且带出损失也大。锡酸钠镀液经试验摸索，阴极电流密度在0.4~0.6A/dm²操作时，
—351

破甲弹
Sn*含量以10~18g/L为宜，相当于Na2Sn(OH)6为25~40g/L。
NaOH主要作用是与锡离子形成稳定的络离子，提高阴极极化作用，改善镀液的分
散能力，有利于阳极正常溶解，且防止Na2Sn(OH)水解成难溶的偏锡酸的倾向。但过量
的NaOH影响镀层质量，且易吸收空气中的CO2，生成Na2CO3，故准确控制游离碱含量
比控制锡含量重要，其浓度与阳极电流密度、槽液温度、锡含量有关。经试验探索，重
点控制与NaOH的比值，在阴极电流密度0.4~0.6A/dm²，阳极电流密度1.5~2.5A/dm²
温度70~85℃条件下，Sn4+/NaOH最佳比值为0.8~1.2，在此范围内，镀层质量良好，镀
液具有良好的分散能力。
醋酸钠(CH3COONa)在碱性镀锡中，用来中和过量的游离碱，经探索CH3COONa含量
在15~25g/L为宜。
试验中发现槽电压较低时（电压低于4V时），阳极板不能形成金黄色薄膜，表明二价
锡已开始形成。故电压控制在6~12V之间为宜。
2.4碱性锡酸盐镀锡的操作控制方法
碱性锡酸盐镀锡，锡是以Sn(OH)存在，锡的阴极还原主要是络合阴离子直接在阴极
上还原：Sn(OH)2-+4e=Sn+60H-。由于阳极的不正常溶解产生的二价锡与NaOH反应生成
Sn(OH)络合离子，比四价态的络合阴离子易还原析出，造成灰暗或海绵状镀层，故必须
防止二价锡的干扰，这是获得正常镀层的关键。通过试验探索出防止二价锡产生的操作方法。
2.5碱性镀锡液的檐液管理
通过试验探索，当阳极周围缺少泡沫时，意味着二价锡已开始形成。正常碱性镀锡液呈
无色或草黄色，当溶液呈灰白色或暗黑色时，说明有偏锡酸的白色絮状沉淀或二价锡生成。
此时应向槽液中加0.3~0.5mL/L的双氧水(H2O2)，同时减少阳极面积，使阳极板上出现金黄
色薄膜。
当溶液蒸发，液面下降时，应以稀碱液或温水补充，不可直接注入冷水，以防锡酸盐水
解。·
为防止阳极沉渣和二价锡的产生，连续生产时每月过滤镀液一次。
3 结果与讨论
药形罩镀锡工艺研究成果如下：
(1）生产线设计合理，该镀锡生产线满足产品质量要求。前处理工序设计合理，使镀层
结合力良好；镀层厚度测定按WJ545-82点滴法执行；镀层结合力检验按WJ1360-82划痕法
执行；各项指标均满足产品要求。
(2)探索出最佳的参数，工艺参数如下：
Sn4+
10~18g/L，
游离 NaOH
10~20g/L,
Sn**/NaOH
CH3COONa
15~25g/L,
0.8~1.2,
阳极电流密度1.5~2.5A/dm²
阴极电流密度
0.4~0.6A/dm²,
（将阳极板调至金黄色为宜），
-352-

125mm破甲弹药形罩镀锡工艺研究
电压
温度
6~12V,
70~85℃,
时间
工作镀层厚度外表面不小于0.003mm
20~40min,
内表面不小于0.002mm
(3）通过试验探索出防止二价锡产生的操作方法如下：
当第一挂零件入槽时，应先开电源，工件为阴极，接着按阴阳极面积比立即挂入锡
阳极。必须注意不能先挂阳极，因为不通电或阳极电流密度小，都会以二价锡形态溶解。保
持阳极电流密度1.5~2.5A/dm²，使阳极板呈金黄色为宜，这层金黄色薄膜表明锡阳极以四阶
锡形态正常溶解。
②零件出槽时，取出一挂具就立即补充另一挂具的零件，交替进行，使中间电流密度
不降低，更不能断电。
③当要结束最后一挂时，应先取出部分锡阳极，然后再相应地取出零件，使电流逐渐
降低，直到完全取出零件时，再切断电流。不准在断电情况下将锡阳极板留在镀槽内。
④电镀中应注意阳极导电是否良好，应经常保持极杠的清洁，锡板与挂钩铸成一体，
以保证导电良好。
(4）通过试验摸索出槽液管理的方法，见表1。
表1碱性镀锡故障现象及排除方法
排除方法
故障现象
可能原因
按分析结果补充
零件深凹处镀不上
游离碱太少
1）降低电流密度
）电流密度过高
1)
镀层呈海绵状
镀液中有二价锡存在
2）加双氧水氧化二价锡
游离碱含量过高
1）加冰醋酸降低游离碱
镀层疏松多孔，阴极上大量析氢
锡酸钠含量偏低
提高锡酸钠含量
2)
1）温度太低
1）提高温度
镀层发暗，零件凸出部位粗糙
2）降低电流密度
阴极电流密度太大
2)
1）游离碱太低
1）按分析补充
锡阳极发黑
2）降低阳极电流密度
2）阳极电流密度过高
1）阳极电流密度低
1）减少阳极面积
锡阳极呈灰白色
2）降低温度
2）镀液温度太高
综上，碱性镀锡液是很稳定的，只要控制游离碱和操作方法，防止二价锡的干扰，通常
很少发生故障。
(5）编制了“125mm破甲弹药形罩镀锡工艺规程”，成功地指导生产，满足产品要求。
该镀锡生产线为我厂填补了一项空白，也为125mm破甲弹生产提供了保证。
—353—

125mm破甲弹电泳涂漆工艺研究
孙丽君刘锦春
（国营第123厂）
摘要本文讨论125mm破甲弹电泳涂漆的最佳工艺参数，以及它们的相互关系。
关键词破甲弹工艺涂漆
1引言
电泳涂漆技术是60年代发展起来的一项新技术，首先在美国工业化。我国的电泳涂漆
是在70年代中期发展起来的，到了80年代电泳漆的应用已相当普遍，在军品方面有枪弹、
炮弹和其它部件；民品方面有自行车、摩托车、汽车等。
由于电泳漆以水作溶剂节省了资源，消除了有机溶剂对环境的污染和不安全隐患。加之
电泳涂漆适于大批量、.连续化、自动化作业，因此它一出现就引起了涂料界和使用部门的重
视，各国纷纷进行电泳漆和电泳涂装技术研究。
我厂研制的125mm坦克炮破甲弹产品图对个别零部件要求电泳涂漆，而电泳涂漆在
我厂还是一个空白。我们首先进行了调研，并根据工件的几何形状和电泳形状和电泳漆
的特性设计了电泳槽；选取沈阳油漆广生产的电泳漆“F11-52军黄纯酚醛烘干电泳漆”，
配制出合格的槽液；用正交试验法探索出最佳的工艺参数，成功地指导生产，漆膜各项
处理空白。
2．电泳涂漆工艺研究
2.1电泳槽的设计
电泳漆是一种分散胶体，它分散于水中，树脂粒子电离成负离子，颜料表面吸附了带负
电荷的树脂，在电场的作用下带负电的树脂粒子、颜料粒子一起移向阳极，即所谓的电泳。
由于电泳漆以水作稀释剂，所以粘度小颜料易沉淀而影响漆膜的光泽和平整。对此我们设计
的电泳槽为溢流槽，工件为阳极，槽体为阴极，并配有液体循环泵，以保证工作中漆液不断
循环达到搅拌的目的；同时备有过滤网，以除去机械杂质和消泡；槽体带有夹层，用来冷却
槽液保证槽液的工作温度。由于125mm破甲弹需要电泳涂漆的工件有尾杆、翼片和自锁箍，
尤其尾杆的结构比较复杂（有沟槽和盲孔），我们根据工件的几何形状、极间距和电泳时间
设计了电泳槽。
—354

125mm破甲弹电泳涂漆工艺研究
2.2槽液的配制
我们选用沈阳油漆厂生产的“F11-52军黄纯酚醛烘干电泳漆”，该漆处于低胺状态，不
能直接用水稀释。我们首先用一乙醇胺将漆调成以胺盐形式存在（呈中性），然后用电导率
小于10μS/cm的去离子水稀释。这是由于水中含有大量的杂质离子造成电导高，并影响电
泳漆液的物化性能，降低泳透力，故常用去离子水稀释配制出合格的槽液。
2.3用正交试验法摸索电泳涂漆的工艺参数
由于电泳槽液管理比较复杂，产品图要求尾杆和翼片的配合面漆膜厚度不大于
0.025mm，为此我们用正交法探索电泳涂漆的最佳工艺参数，以满足产品图和技术条件的要
求。在其它参数不变的情况下，改变某一参数，从而取得最佳值，见表1。
表1正交表优化法摸索电泳涂漆的最佳工艺参数
M一槽液固体份：T-槽液温度；V-电压；
pH—槽液酸碱度；t电泳时间：d—漆膜厚度。
变量
漆膜质量
工艺参数
漆膜厚度/μm
d <16
↑, =1.5min
良好
M=12.36%
dz=16~22
12 =2.0min
良好
T=20°℃
pH=7.0
良好
d =25~30
13 =2.5min
V=50V
良好
t4 =3.0min
d =30~34
V =30V
d <16
良好
M=12%
Vz =40V
dz =16~20
良好
T=22℃
良好
Vs =50V
pH =7.0
d =20~24
t=2min
易出现桔皮
V4 =60V
d =30~36
良好
M=11.8%
d, <16
T,=15℃
良好
PH =7.0
T2 =18℃
dz =16~20
良好
V=50V
T3 =22℃
ds =20~24
良好
t=2min
d =26~32
T =25℃
M=11%
槽液树脂易析出
pH, =6.0
良好
pH2 =6.5
T=22℃
dz =22~26
良好
V=50V
pH
dg =18~22
pHs =7.0
良好
pH4 =7.5
dg =16~20
t=2min
漆膜易溶解
pH, =7.8
T=22℃
M, =8%
d <16
漆膜易出现针孔
pH =7.0
M2 =10%
dz<18
良好
良好
V, =50V
d =18~22
Ms =12%
良好
t=2min
M4 =14%
d, =22~26
良好
ds =26~34
Ms =16%
-355-

破甲弹
表1（续）
变量
漆膜质量
参数
130℃
漆膜嫩、发粘，呈军绿色
140℃
漆膜干，呈军黄色
炉温
150℃
漆膜干，呈军黄色
160℃
漆膜干，呈深军黄色
注：漆膜以红外线烘干炉烘烤
35min。
3 结果与讨论
(1）电泳槽设计及槽液配制满足质量要求
通过电泳涂漆的生产实践检验，证明了电泳槽的设计及槽液配制满足了产品质量要求，
达到了工作中的大小循环，使工件的沟槽和盲孔漆膜丰满、均匀，颜色一致；槽液具有良好
的泳透力，漆膜各项性能均达标，无针孔和桔皮现象。
漆膜的各项性能指标检测如下：
①漆膜附着力检测
用划圈和压敏胶带法检测漆膜的附着力，均达到一级标准。
②盐水试验
经过20℃、3%NaCl盐水的24h考核，漆膜表面无鼓泡、溶涨和锈点，符合技术条件的
要求。
(2）通过试验摸索出最佳的工艺参数
工艺参数如下：
槽液固体份：10~14%
槽液pH值：6.5~7.5
槽液温度：18~22℃
电压：30~50V
电泳时间：1.5~2min
烤漆温度：140~150℃
烘干时间：35min
从而可见，漆膜厚度(d)与电泳时间(t)、电压(V)、槽液温度(T)及槽液固体份(M)成正比，
与槽液pH值成反比。
同时，探索出槽液调整和管理的经验，编制了“125mm破甲弹电泳涂漆工艺规程”。该
电泳涂漆生产线为我厂填补了一项空白，保证了125mm破甲弹的生产。
-356-

125mm破甲弹威力的试验论证
毕露田
（国营第123厂）
摘要本文根据试验结果分析了射流穿透180mm/68°主靶板所需的能量、射流穿透主
靶板加一层后效板所需静破甲深度、穿透主靶板加3~5层后效板所需静破甲深度，并介
绍了改进装药结构后的动破甲试验结果。
关键词破甲弹威力坦克
1引言
现代地面战争以装甲车辆作为战场上的主要运载工具，地面作战实际是以装甲防护
和反装甲防护的作战方式为主导。现代战场上反装甲作战武器已占整个作战武器的
60%~70%。为了防护装甲武器，在战场上出现了多种多样的装甲防护，其主要种类有：
均质装甲、复合装甲、多间隙装甲、爆炸装甲等，在现代主战坦克上的防护则是这些装
甲防护的组合。
为了对付这些装甲，新设计的破甲弹必须具有多种功能，既要有反爆炸装甲的能力，
又要有穿透均质靶板的能力，还要具有相当的后效，才能在战场上发挥其效能，摧毁敌
装甲车辆及其乘员，使之失去战斗能力。
我们设计的几种破甲弹具体指标有：穿透180mm/68°主靶板；穿过主靶板后具有
相当的后效；先穿过爆炸装甲后，穿透180mm/68°主靶板，同时要穿透3~5层10mm/68
。后效板。
本文通过现有的试验数据，用统计学方法来分析预估穿透180mm/68°主靶板所需
的能量；穿透多层后效板所需的能量。
2破甲威力的试验论证
2.1射流穿透180mm/68°主靶板所需的能量
根据我厂研制的59式100mm线膛炮破甲弹药形罩在注药工艺稳定后的动破甲水平
（未考虑弹丸转速、引信瞬发度和传爆系列的影响），试验数量32发，有效发数28发，
穿透发数22发，动破甲穿透率78.6%，对32发试验数据进行处理。
对于破甲弹穿透靶板的极限静破甲深度的检验应是单侧检验，则0.786应是某一静
破甲深度以上的概率。
-357-

破甲弹
P=2V(L/o)-1 =0.572
WL/ =0.786
由表反查得：
L/o =0.793
= S = 27.1
L=21.5mm
则静破甲极限值是：
X - L=540mm
上述处理结果表明，穿透180mm/68°主靶板的极限静破甲深度约为540mm。
2.2聚能射流穿透主靶板并一层后效板所需静破甲深度的估计
后效板的设置是第一层后效靶平行于主靶板面，二者相距50mm。射流首先穿过
180mm/68°，再穿过50mm/68°空气隙，而后穿过10mm/68°后效板。这所消耗的能
量，可以由改进型的105mm破甲弹的试验结果来分析，这组数据的处理结果是：
试验发数n=13
静破甲平均深度Xcp=618mm
穿深的均方差S=29.375mm
在这一静破甲水平下，做了6发动破甲试验，对180mm/68°主靶板100%穿透，其
中两发穿透两层后效板，一发穿透一层后效板。
上述数据表明，在静破甲平均深度为618mm的情况下，穿透一层后效板与未穿过一
层后效板的静破甲的试验发数各半。可以初步估计，在静破甲深度大于620mm的情况
下，可以穿透一层后效。
.2.3聚能射流穿透180mm/68°主靶板并3~5层后效板所需静破甲深度的估计
125mm破甲弹的威力指标是：
火炮射向与靶面法线成68°角，能穿透180mm均质板并3~5层10mm后效板，其
穿透率不小于90%，并能对付在上述装甲上装有的FY-1型反应装甲。
我们在该弹的一步装药结构上，采用压电引信进行了几组静破甲试验，共30发数据，
先用格拉布斯方法剔除异常值，对余下的25个数据进行处理后得到：
试验发数n=25
静破甲平均深度Xcp=699.68mm
穿深的均方差S=32.52mm
在这一静破甲水平下，采用压电引信做过两组（共10发)动破甲试验，有效试验数量
8发，全部穿透主装甲，又穿透后效板平均2.7层，按此计算出水平侵彻深度为553mm，
则静破甲与动破甲之差：
AX-147mm
按威力指标要求，射流要穿透(180+(3~5)×10)/68°厚的装甲钢板。其水平侵彻深度
分别是：561mm、587mm、614mm。加上静动差△X=147mm，所需静破甲深度将分别
是：708mm、734mm、761mm。为了实现威力指标要求，装药结构做了很大的改进：采
用高能炸药8701压装加隔板，药形罩为双锥62°/36°，使静破甲深度在带头螺条件下
—358-

125mm破甲弹威力的试验论证
达到了720mm，下面对15发弹的试验结果处理如下：
按格拉布斯方法剔除高度异常值得到：
试验发数：n=14
静破甲平均深度：Xcp=730.4mm
穿深的均方差：
S=32mm
一步装药结构的静破甲水平是在不带头螺、引信头的条件下进行的试验，而二步装
药结构下的静破甲穿深是在带头螺、引信头的条件下，二步装药结构的静破甲深度应为：
730×(1+3.5%)=756mm。这一静破甲水平界于动破甲穿透主靶板后，再穿过4层(737mm)
到5层(764mm)后效板之间所需静破甲的深度。
3试验结果及结论
3.1动破甲试验结果
对改进后的破甲弹进行了动破甲试验，其结果是：常温动破甲10发，它们穿透后
效板的层数分别是：5、4、2、6、1、5、4、7、4、4层，平均4.2层。高温动破甲10
发，它们穿透后效板的层数分别是：5、4、3、5、3、6、6、3、2、4层，平均3.9层。
低温动破甲7发，它们穿透后效板的层数分别是：5、5、3、4、1、3、3层，平均3.43
层。试验结果进一步证实了我们处理结果，即常温平均穿透4.2层，处于4层与5层之
间。上节分析结果与试验结果相符。
结论
3.2
上面的几种破甲弹试验数据经过处理的结果表明：
（1）射流穿透180mm/68°主靶板所需静破甲深度约为540mm。
(2）射流穿透180mm/68°主靶板并一层后效板10mm/68°所需静破甲深度约为
620mm。
(3）射流穿透180mm/68°主靶板并3~5层10mm/68°后效板所需静破甲深度约为
710~765mm.
—359

破甲弹用机电引信研制中的测试工作
张敏‧郗少雄‧阎华丽‧胡建民‧康军‧范安乐‧雷勇
（兵器工业第212研究所）
摘要本文总结了机电引信研制过程中一些特殊项目的测试工作，给出了相应的测试结果。
关键词引信测试破甲弹
1 引言
在机电引信的研制过程中，配合引信设计进行了各种基础性测试和设计所需的特殊项目
的测试。较成功地设计和实施了许多特殊项目的试验，取得了很多有意义的测试数据，为该
引信的设计提供了可靠的依据，也为今后同类产品的研制提供了有价值的借鉴。
2瞬发度测试
为了达到弹、引的最佳匹配，充分发挥破甲弹的破甲威力，破甲弹对引信瞬发度要求很
高。DRD16和DRD17引信设计指标要求瞬发度≤30μS。
破甲弹用机电引信的瞬发度由头部碰合开关作用时间与传爆序列作用时间两部分组成。
在研制过程中，分别对这两部分时进行了测试。
2.1传爆序列作用时间
破甲弹引信传爆序列的设计是该引信设计的一项重要内容。由于我国关于破甲弹引信传
爆序列的理论研究比较薄弱，过去一些在传爆序列中常用的药（例如特届儿）已禁用，因此，
传爆序列的设计只有在借鉴其他引信的基础上，经过大量的实验去探索。从设计开始，就对
传爆序列进行过多次匹配试验，并逐级测试作用时间，优选出最佳的配合参数。
测试作用时间使用的仪器是通用计数器。起始信号均取自电容对雷管的放电信号，停止
信号则分别由雷管、导爆管和传爆药柱爆炸后电离导通的通靶信号给出，测出相对应的时间。
测试结果如下：
(1)雷管（一级)
研制初期，测试过LD-12，LD-12改，LD-3等雷管的作用时间。最后产品使用的
LD-18雷管，就是LD-12改定型以后的产品。故在研制初期雷管是LD-12改，后为
LD-18。
对LD-18雷管在不同电容、电压、雷管电阻条件下测定雷管作用时间，结果见
表 1。
-360-

破甲弹用机电引信研制中的测试工作
表1LD-18雷管的作用时间
试验条件
LD-18雷管，0.22μF电容，100V电压
52
56
69.6
雷管电阻/Q
39.9
56
作用时间/us
2.3
1.6
1.7
1.8
平均
i=1.82us,g=0.248μs
试验条件
LD-18雷管，0.22μF电容，220V电压
33.6
25.1
34.2
40.0
31.1
雷管电阻/Q
32.0
作用时间/us
1.7
1.8
1.6
1.6
1.8
1.6
i=1.68μs, =0.09μs
平均
试验条件
LD-18雷管，0.47μF电容，100V电压
26.8
28.0
25.6
36.7
43.8
39.4
雷管电阻/Q
31.1
36.0
27.0
40.3
作用时间/us
2.2
2.2
2.2
1.9
1.8
1.7
3.1
1.7
2.0
1.9
i=2.07μs,=0.39μs
平均
试验条件
LD-18雷管，0.47uF电容，80V电压
30.2
28.1
35.2
30.5
41.0
44.8
26.0
30.6
雷管电阻/Q
37.5
28.1
1.92.1
作用时间/us
1.9
3.4
1.9
1.9
2.0
2.0
1.8
2.0
i=2.09μs,g=0.44μs
平均
(2）雷管+导爆管（二级）
表2雷管+导爆管作用时间
试验条件
LD-18雷管，0.22μF电容，100V电压
71.6
雷管电阻/Q
59.0
39.0
38.7
3.5
2.6
2.8
作用时间/μs
2.5
平均
i=2.85μs,=0.39us
(3）雷管+导爆管+传爆药柱（三级）
表3雷管+导爆管+传爆药柱的作用时间
试验条件
LD-18雷管
雷管电阻/Q
38.4
29.2
21.8
41.0
23.2
34.9
29.1
作用时间/us
5.0
7.8
5.7
5.0
5.5
4.7
5.0
平均
i=5.53us,=0.97μs
头部开关闭合时间测试
2.2
头部碰合开关闭合时间的测试属终点弹道测试范畴，难度较大，硬线、光电等方法均不
适用。若采用弹上存贮测试技术，由于该弹弹速高（907m/s），碰击钢靶板时过载极大（>10°g），
在此高过载下，该技术还不成熟。因此，我们采取了反弹道模拟测试的方法。由于实验室内
条件的限制，本实验将反弹道法从室内搬到室外，利用我所改制的57高炮（去膛线、内径
变为Φ62mm），平射、发射靶弹，去撞击置于距炮口数米处的头部开关（开关与原形相同，
但弹体头螺为模拟的），模拟靶弹重2.5kg，弹径62mm。共测试2次，第一次靶距1.8m，第
二次靶距约6m。二次试验均在051靶场进行，测试结果见表4。
-361-

破甲弹
表4头部开头闭合时间
着角68°靶距1.8m
弹速782m/s来
试验条件
5.6
闭合时间/μs
10.0
10.6
11.8
15.8
10.5
11.7
11.5
=10.9 μ s, G =2.62μ s
平均
弹速670m/s着角68°
靶距6m
试验条件
闭合时间/μs
11.0
12.0
5.4
10.1
11.0
平均
i=9.9μs,=2.33μs
由于该试验是一种模拟方法，受条件的限制，靶弹的直径太小，重量太轻，头螺固定的
方式在强度和刚度上也差得很远，而且又是68°撞击，无法保证在开关闭合的过程中，头部
开关不动，因此该模拟实验是较近似的。但可根据初步的计算与该项试验结果分析，认为
DRD16和DRD17引信的头部开关作用时间不大于10μS。
根据2.1和2.2的测试结果，表明DRD16和DRD17引信能满足瞬发度不大于30μs的
设计指标要求。
3全弹作用时间的测试
在瞬发度测试的基础上，在125弹进行静破甲试验时，兼测了全弹的作用时间，即从电
容向引信的雷管放电开始到射流（准确说是电离气体）到达弹头的时间。测试的起爆信号取
自电容对雷管的放电信号，停止信号由放置在钢锭表面的，由电离气体导通的断通靶给出。
试验弹均由玻璃筒支撑在钢锭上，炸高由玻璃钢支撑筒的长度控制。试验在051靶场进行。
试验结果见表5（电容为0.22μF）。
表5静破甲时全弹的作用时间
时间/μs
炸高/mm
穿深/mm
雷管电阻/Q
起爆电压V
第一发
222
688
61.3
32.0
215
第二发
未测
223
700
49.3
225
54.8
第三发
227
222
717
30.5
4YWZ03电源工作状态的动态测试
DRD16和DRD17引信的起爆能源取自YWZ03电源（磁后坐发电机）。在发射过载的
作用下，磁后坐发电机的磁芯杆剪断其保险销而快速穿过电枢，输出电流并经二极管存贮在
贮能电容上。一旦碰目标，头部开关闭合，电容向雷管放电、起爆雷管。因此磁电机与电容
的匹配关系就是电路设计的一个主要内容，力求在满足发火能量的前提下优化两者的参数。
首先就要对磁后坐发电机的工作状态进行动态测试。
我们曾用空气炮模拟膛内过载，直接拖线测磁电机的充电曲线，但由于空气炮的过载上
升时间太短，2×10°g时，上升时间只有2ms多，而实际发射过程中，膛内过载的上升时间
为5～6ms。因此在模拟实验中，磁芯杆的保险销剪不断，只能将保险销换成Φ0.6mm和@
-362

破甲弹用机电引信研制中的测试工作
0.8mm，测出磁电机向贮能电容充电的曲线，充电时间和最高电压分别为450μs，152和500
μs，138V。从该实验可以基本判断出实际工作电压高于150V，充电时间小于
450 μ s.
后又经过计算与实验拟合的方法，估算出磁芯杆穿过电枢时的平均速度约为16～17m/s，
测出在此速度下，充电时间为360μS，最高电压（3发）分别为198.1V、215.3V和221.0V。
我们认为此结果较空气炮测试的结果更接近于实际。可以基本认定，磁电机的工作电压约为
220V（对0.22μF电容），满足全弹道可靠起爆雷管的要求。
1995年12月在包头进行工厂鉴定试验时，出现了一发弹道炸，引起了有关领导和专家
的高度重视。为了分析弹道炸问题，首先就必须知道在发射中引信实际工作电压到底能达到
多少。212所领导下决心调动全所力量，用弹载存贮测试的方法对磁电机的动态工作状态进
行了动态测试。在我所现有存贮测试技术的基础上，召开专家会，确定了测试方案，然后经
过加工、装配、调试、联试、标定等一系列的准备工作，历时两个多月，于1996年5月及
6月两次在051靶场进行了动态试验（用105弹进行，贮能电容为0.22μF），首次成功地获
得了高过载条件下磁电机的工作电压。试验三发，测得的最高电压分别为224V、239V、245V。
为分析弹道炸、改进设计提供了重要依据。
5125mm破甲弹碰靶作用过程测试
为研究破甲弹对反应装甲的作用过程，用激光高速摄影系统测试了125mm破甲弹碰靶
（反应装甲）的作用过程。测试由203所协助完成，激光高速摄影系统每幅间隔时间为20
μS，试验在803厂分厂靶场进行。
从摄制的的照片中可以清楚地看出着靶姿态，头部开关破坏情况，起爆后弹丸开始变形、
膨胀、直至炸开的情况，弹头穿入反应装甲盒以及反应装甲起爆的情况。根据照片处判读出
的试验结果列入表6。
表6碰靶作用过程
靶板破坏
序号
弹速/m·s1
着靶角度及位置
时间
情况
67.5°
着发时间约为40～60μs,弹丸起爆后
900
击穿
击中药盒下边缘
约为40~60μs药盒爆
68.5°
着发时间约为40～60μs，弹丸起爆后
击穿
900
击中药盒中央
约为40~60μs药盒爆
67°
着发时间约为40～60μs，弹丸起爆后
击穿
第一幅照片已击穿药盒，不能处理速度
击中药盒下部
约为40~60μs药盒爆
70°
着发时间约为40～60μs，弹丸起爆后
第一幅照片已击穿药盒，不能处理速度
击穿
击中药盒下边缘
约为40~60us药盒爆
表中着发时间实际上是弹丸着靶起爆后弹体开始发生变形的时间，约为40～60μs，与
表5中测试的静态全弹作用时间基本相符。
-363

破甲弹
从照片中还可以看出，弹丸碰靶后首先破坏的是头部开关，弹丸头螺强度足够，弹丸头
螺与引信的强度配合适当。
6弹丸正常起爆与挤爆过程的监测
在研制早期，进行引信发火性试验（靶板为10mm厚钢板，立靶）时，曾出现弹丸在靶
后炸的情况。现象是靶板被冲剪出一个弹径大小的规则圆孔，靶板不破碎，在靶后1m多的
地面上散布有不规则的小炸坑，似乎还沿环状分布，有爆炸声，但收集到的破片较大。当时
有人怀疑是否由引信延迟发火造成。若是延时发火，对于破甲弹引信来说，就是一个很大的
问题。但从引信的设计分析，不应存在延时发火的问题，所以必须搞清此问题。
我们采用了摄像头加电视监视系统，监测并记录下了发火性试验时靶板附近的情况，发
现引信正常作用时，可观察到明显的一道约十几米长的金黄色明亮的射流，靶板被炸碎，靶
后地面上的爆环很清晰；而凡是靶板不破碎，只被冲剪出规则圆孔的，则看不见金黄色的射
流，只看见爆炸的火光和黑烟。分析认为是引信瞎火，弹丸被挤炸。为了确认这一问题，我
们用摘火引信代替真引信进行试验，结果观察到的现象与后者相同，两发均有同样结果。由
此证实了靶后弹丸爆炸是挤炸，不是引信延迟作用，而是引信瞎火。从而确认了在发火试验
中引信瞎火与正常作用的简单而准确的判断方法一一看靶板的破坏情况，是圆孔还是破碎。
为后面的试验打下了基础。
除以上试验外，在机电引信的研制过程中，我们还进行过多种试验，在此不再叙述。
一364一

125mm破甲弹机电引1信研制工作概况
刘绍良
（兵器工业第212研究所）
摘要本文系统介绍了破甲弹机电引信研制工作概况，总结了经验与体会。
关键词机电引信科研组织科研管理
1引言
125mm破甲弹机电引信是国内首次研制成功在高过载条件下使用带有磁后坐发电机的
新一代高瞬发度机电触发引信，通过摸底试验、工厂鉴定试验和设计定型试验表明：引信的
安全性设计全面满足GJB373-87《引信安全性设计准则》的有关规定，可确保引信勤务处理
和射击安全性。高瞬发度确保了弹丸的有利炸高，有利于提高弹丸的破甲威力。引信头部机
构，较好地处理了钝感度对付反应装甲和落地炸三者之间的矛盾。该引信对装甲目标有很高
的发火率，引信的炮口保险距离，解除保险可靠性等主要性能均满足战术技术指标和使用要
该引信从1992年正式签定研制合同到1997年进入国家靶场进行设计定型试验，最终各
项战技指标均达到要求，特别是安全性与可靠性大大超出原定的战术技术指标要求，属本专
业的领先水平。
2打基础、上水平、突破关键技术
兵器工业专业研究所必须在“打基础、上水平”的前提下研制出更多的高起点、高水平、
新体制的产品，才能满足未来高科技战争对精确打击技术的要求。本所经过不解努力于80
年代相继建设、建成一批引信特殊工作环境的模拟、测试实验室，预研成功了一批引信专业
的新技术，开始立项研究了一些新体制的引信。国际上，破甲弹引信已从机械引信、压电引
信发展到机电引信，机电引信已成为新一代的破甲弹引信。在我国70年代就开始探索，于
80年代将带有垂直转子的低K，值保险机构和爆电换能器为能源的新一代高瞬发度机电触发
引信，在低速低过载的78式82mm破甲弹上开始试验。实践证明，这种引信的瞬发度高，
能有效提高破甲威力。125mm破甲弹引信初始采用压电引信，经过五年多的努力，破甲威
力总是不能满足要求。我所通过反复论证，提出了上新体制的以磁后坐发电机为能源的机电
触发引信。在得到一二三工程总师系统认同后，于1991年2月组建研制机构并着手图纸设
计和零部件加工。在弹厂的大力协同下，首次试验取得了5发5透的好成绩，打破了125mm
破甲弹破甲达不到指标的僵局。
—365一

破甲弹
3·重人才、讲团结，厂所结合、联合研制
“科学技术是生产力，而且是第一生产力”。人是生产力中最活跃的因素，因此，组建
一流的科研队伍是搞好科研的关键。本所从80年代开始在抓好硬件设施完善提高的基础上，
下大力气狠抓了科研队伍的建设。经过10多年的充实、调整、培养、提高，形成一个专业
结构配套、年龄层次合理、学历水平优化的科技群体。全所按照“以型号研制带动专业建设，
以专业建设促进型号研制”的总体思路，使全所科研生产步入了一个良性循环的轨道。125mm
破甲弹采用带磁后坐发电机触发引信，这对我们引信专业研究所来说是机遇和鼓舞，同时也
是挑战和考验。因为二三工程是国家的重点科研任务，125mm破甲弹已研制几年时间，
该弹又是高速高过载的弹药，引信研制中肯定会有不少的问题和困难。为此在合同签定后首
然，也是所里重中之重的任务，全所上下通力合作，从论证、立项、安排计划、组织实施，
前后不到半年时间就组装出产品。于1991年5月在弹广首次试验成功，同年11月20日通
为集中人力财力，发挥各自优势，经厂所协商，决定厂所结合，联合研制。具体分工为，机
电引信总体设计和核心的底部机构由所负责研制，304厂负责引信头部闭合开关和擦地炸机
构的研制，从此正式开始了厂、所联合研制125mm破甲弹机电引信的任务。
4抓质量、靠专家、集智攻关
“军工产品质量第一”的方针尤为重要，并有其更高的要求。我所从1990年起就通过
了质保体系考核，1997年通过IS09001质量体系认证，125mm破甲弹机电引信的研制自始
至终都是在这一体系的控制之下运行。
125mm破甲弹机电引信的研制同其他军工产品-一样首先要建立在先进性这一点上，只
有这样才能缩短与世界先进水平的差距，才能适应未来战场上的需要。而要达到这一点，就
必须继承与创新相结合。对125mm破甲弹引信来说，创新尤为重要，应尽可能利用预研成
果。经过论证：对125mm破甲弹引信来说要保证高瞬发度就应采用机电触发引信的新体制
和新研制的磁后坐发电机能源；要确保安全就要采用双环境力的保险机构。这些技术同时应
一再认识的反复过程。在这一过程中必然会遇到这样的困难和遭受到那样的挫折，需要攻克
不断出现的技术难关，应该说是正常现象。科学技术不就是探索未知领域吗！纵观新产品研
制的全过程不难发现，大部分时间是处在各种不同挫折和失败之中，而真正的成功只是最后
的阶段。125mm破甲弹机电引信在研制中首先出现的技术难关就是瞎火率高，战术技术指
标要求瞎火率≤1/40，而从1992年开始到1995年三年多的时间里52次400多发外场动态
试验中，虽然可靠性不断增长，但瞎火率平均仍在15%左右。为解决这一关键问题，研制组
在有关专业的配合下和众多所内外专家的咨询指导下，从零部件参数、强度、配合关系经过
检查调整，采用仿真、模拟、回收等先进的测试手段验证，终于在1995年秋获初步解决，
同年底首次进入工厂鉴定。鉴定试验中不但仍有瞎火出现，而且又出现了新的问题，即弹道
炸！这种情况迫使我们只好退出鉴定试验。
一366-

125mmmm破甲弹机电引信研制工作概况
可靠性和安全性是引信研制的两个重要性能，特别是弹道安全性，只要出现不安全问题
即可否定。这次工厂鉴定试验结果引起了所内外同行们、总师系统、装甲兵、总公司和原科
找出症结总能解决。首先是要严格按照科研程序办事，对于技术要求要有严肃性，不能急于
转产；其次是坚持民主集中制原则，技术上的问题既要坚持总决策者是总设计师，又要集思
广益，发挥群众的智慧；再次是在确保质量的前提下，努力保持全局的进度要求，即全弹的
研制进度要求。根据这些原则，研制组在听取所内外专家咨询的意见后，对引信涉及瞎火和
弹道炸的有关零部件和电路一进行了分析检查，最后终于将问题归结在安保机构的时间
窗、磁电机输出电压以及引信的内外电路上，并提出了解决这些问题的突破口一一搞清楚磁
后坐发电机在动态条件下输出的电压值。为此我们在所内招标求贤，有几个青年科技人员应
标，他们提出了用弹上存储技术测试的方法。经过短期准备，模拟弹射击三发即取得了电路
上磁后坐发电机输出的实际电压比原设计的电压值大一倍多的结果。据此研制组和专家们一
致认为调整电路参数是解决弹道炸的关键。此外，还相应调整了钟表机构的参数。经过半年
多的调整试验，瞎火和弹道炸这两个技术难点终于在125mm破甲弹工厂鉴定前夕得以解决。
1996年10月机电引信顺利参加了全弹工厂鉴定试验。鉴定试验结果表明：瞎火率1/40，·
20发全弹道安全性试验未出现弹道炸。
5新产品，严管理必不可少
实践是检验真理的唯一标准。125mm破甲弹机电引信经过工厂鉴定试验证明各项战术
技术指标均达到了要求，所以各项技术参数、工艺要求均应冻结，并应在设计定型批产品中
严格贯彻实施。经过在厂三个多月的加工、装调，定型批产品在出厂交验时又出现了瞎火和
弹道炸。经报请总师系统同意，定型批产品全部返批检查，结果发现漏装零件的有，试验弹
引信头部导线长短不一的有，这些都是引起瞎火和弹道炸的重要因素。由此看出科学的东西
是容不得半点虚伪和粗糙的，必须严格遵守经过研制者实践证明是可行的技术文件和工艺规
程。质量是敬业永恒的主题，必须把人的积极性和责任心放在首要位置上去管。.125mm破
甲弹机电引信在经过返批检查改正后与弹结合加倍抽试，结果火和弹道炸均未发生。1997
年5月产品按期进入国家靶场参加全弹设计定型试验，引信经过严格、全面的考核试验，结
果全部合格，顺利通过设计定型试验，所试125mm发实弹全部正常发火。
6搞生产、求发展，面向未来
人类社会总是不断前进的，发展才是硬道理。125mmmm破甲弹机电引信设计定型后，
我们所又相继完成连营二代破甲弹、105mm破甲弹等机电触发引信的设计定型，并都将很
快转入生产，装备部队，增强国防实力。
弓引信研究所的全体职工将充满希望，执着追求，在军工科研这块热土上做出不懈的努力，
团结奋斗，再创辉煌。
-367-

第五篇
杀伤爆破弹

125mm坦克炮杀爆弹研制
倪庆杰
赵丽新
(国营第724厂)
摘要本文介绍了125mm杀爆弹的研制过程及关键技术。
关键词杀爆弹高能炸药引信弹钢
1 引言
125mm杀爆弹是125mm坦克炮主用弹之一，它不仅要对付敌装甲目标，还要完成穿甲
弹和破甲弹所不能完成的任务。根据总设计师提出的“系统取胜、功能覆盖”的决策思想，
为实现总的目标，在研制工作上分两步进行。125mm杀爆弹在二步指标研制过程中，解决
了较多的关键技术，圆满地完成了研制任务，积累了较丰富的经验。
2一步指标的研制
总体方案
2.1
一步指标研制是利用当时国内现有成熟技术开展工作的，经过系统反复论证，确定了总
体技术方案，其全备弹丸结构见图1。其中：
该引信为单环境力引信，炮口保险距离≥20m。
(2）半备弹丸：采用58SiMn合金弹钢，弹体内螺装TNT炸药，口部螺纹为特36.22。
(3）半可燃药筒：选用卷制成型可燃筒体，与钢底座粘接。
(4）发射装药：选用成熟的高氮量单基药14/19和16/1。
672
图1一步弹全备弹丸结构
1一引信：2—弹体：3-炸药；4—铜带；5一稳定装置。
-369-

杀伤爆破弹
2.2研制中的主要关键技术及解决措施
一步指标研制中的主要关键技术集中在弹丸上，主要技术难点有两个：一是常用的弹体
材料强度低，满足不了高压要求（125mm杀爆弹常温膛压343MPa，强装药最大膛压
392MPa，而一般杀爆弹膛压小于294MPa），必须采用合金钢并经热处理，使弹体材料屈服
强度达到1078MPa以上，这在以往杀爆弹研制、生产中从未尝试过。第二个难点是尾翼稳
定式弹丸飞行阻力大，要实现直射距离大于1010m，必须使弹形系数小于1.6，选择作用可
靠、阻力小的稳定装置。
2.2.1弹体材料的选择
弹丸结构尺寸初步确定后，利用有限元法计算弹体强度以保证发射安全。计算结果要求
弹体材料的屈服强度达到1078MPa以上。鉴于我国高强度弹钢还是空白，根据研制任务所
需，决定采用我国自行研制的58SiMn钢，并请52所帮助我厂制定热处理规范。经过热处
理攻关，保证了弹体材料的性能满足要求。
2.2.2稳定装置的选择
125mm杀爆弹要满足射击精度，就要求弹丸具有足够的飞行稳定性，其关键是设计合
理的稳定装置，使弹丸在飞行中既有足够的稳定储备量，保证飞行稳定，又要尽可能地减小
飞行阻力。
用于杀爆弹的张开式尾翼稳定装置主要有两种方式：气缸式前张尾翼稳定和靠火药气体
作用（或惯性力作用）张开的后张尾翼稳定装置。
考虑到气缸式前张尾翼稳定装置结构复杂、工艺性差，翼片张开受空气阻力、零件加工、
装配质量及内弹道的诸多因素影响，一致性较差，故未采用这种结构。
由于该炮不带炮口制退器，在对后张式尾翼稳定装置进行分析的基础上，对若干种方案
进行了风洞试验和分析计算后，最终选定了惯性力后张尾翼稳定装置。它具有如下优点：
(1）来用小翼展、宽翼弦结构，在保证一定稳定面积的基础上，具有较小的空气阻力，
弹形系数较小；
(2）结构简单，易于加工，且作用可靠；
(3）尾翼座可选用铝合金，使弹丸质心前移，增加静稳定度；
（4）在膛内翼片处于翼座槽内，保证在火药气体作用下不产生变形，可以适当减薄翼片
厚度，减小飞行阻力。
2.2.3弹丸结构的选择及效果
在选定弹体材料及稳定装置后，根据弹体发射强度、威力及射击精度的要求进行了优化
设计。经试验验证，弹丸的综合性能满足了战技指标要求，并顺利通过了技术鉴定及外贸设
计定型。
3二步指标的研制
自步指标通过技术鉴定后，就着手进行二步指标的研制。二步指标主要利用近年来的
新技术、新成果，大幅度提高杀爆弹的性能。根据使用方提出的要求，首先进行了总体方案
-370—

125mm坦克炮杀爆弹研制
700
论证，确定了结构方案，其全备弹丸
672~676
结构方案见图2。
50
3.1总体结构方案
全弹总体设计方案如下：
1 2
(1）DRH05A型机械引信：在大
量采用DRH02A引信成熟技术的基
础上，借用其主要零部件，按照有关
国军标要求，设置完余保险系统，使
图2二步弹全备弹丸结构
其满足双环境力解除保险要求；增长
1一引信：2一头螺；3—装药；4一弹体；5一稳定装置。
炮口保险距离；改进传爆序列，提高
引信瞬发度。
(2）半备弹丸：采用随一二三工程型号研制的新弹钢（823钢）；为保证压装高能炸药
及热处理质量，将原弹小口螺改成大口螺，弹头加头螺；从弹体口部直接压装高能炸药（钝
黑铝）；调整弹丸结构参量，改善弹丸飞行稳定性，进一步提高弹丸射击精度。
(3）装药结构：在保证内弹道指标的前提下，进一步优化装药结构。发射装药仍采用对
火炮烧蚀小、适于大量生产的高氮量单基药14/19和16/1。
(4）半可燃药筒：在一步研制基础上进一步优化结构、工艺及配方设计。
3.2研制中遇到的主要关键技术及解决措施
3.2.1机械引信传爆序列设计
根据战术技术指标要求，改变DRH02A引信HZ-4针刺火帽对LH-5火焰雷管的火焰传
递形式为针刺雷管对针刺雷管的爆轰传递形式，缩短了火工品爆炸传递时间，使DRHO5的
瞬发度高于DRH02A引信。
在隔离机构中，由于受机构结构尺寸的限制，隔爆距离较小，所以该机构雷管威力不能
过大，但必须可靠起爆导爆管。所以头部发火机构和隔爆机构中的火工品匹配非常关键。
在充分论证的基础上，头部针刺发火机构选用了LZ-46针刺雷管，它具有火焰和爆轰两
种能量输出；隔爆机构中的火工品选用LZ-30针刺雷管，它体积小、威力大，能保证有足够
的隔爆距离和起爆能量，这两种火工品均已在制式产品中得到应用。
导爆管采用密闭形式，炸药用钝黑-5高能炸药。为考核传爆序列的安全性和作用可靠
性做了大量试验，结果表明DRH05引信的传爆序列匹配可靠，具有较高的瞬发度。
3.2.2机械引信延期解除保险机构设计
根据战术技术指标要求和有关国军标规定，DRH05机械引信安全距离不小于60m。由
于DRH02A引信准流体延期解除保险机构结构简单、作用可靠，所以DRH05引信延期解除
保险机构借鉴了DRH02A引信延期解除保险机构的作用原理。但DRH02A引信的安全距离
只有20m，根据准流体特性，增大延期解除保险距离最有效的措施是增大准流体容室。但由
于受结构尺寸限制，准流体容室不能增大，所以该机构设计非常关键。经过充分论证和分析，
圆满解决了这一关键。
3.2.3机械引信爬行保险机构设计
—371-

杀伤爆破弹
根据战术技术指标要求，DRHO5机械引信应具有亢余保险机构。对于滑膛炮杀爆弹引
信来说，后坐保险机构设计比较容易，安全落高和可靠解除保险的矛盾能够统一，但是其它
环境力的利用，目前无成熟技术和有关资料，所以完余保险机构设计非常关键。经过广泛讨
论和充分论证，通过巧妙而合理地安排机构，利用爬行力作为解除保险的原动力，设计了爬
行保险机构。
3.2.4弹体内压装高能炸药技术
我国在大、中口径杀爆弹研制中，压装高能炸药一直是比较敏感的问题，没有定量的安
全标准，也缺乏可靠的检测手段。我国普遍应用的是螺装TNT炸药，但螺装TNT炸药能量
较低，满足不了125mm杀爆弹威力指标的要求。我们在研制过程中进行了多种装药工艺试
验，找到较佳的装药方案。
口径弹药普遍压装钝黑铝炸药。俄1987年生产的0Φ26型125mm榴弹就是从口部分六次
直接压装钝黑铝炸药。参照俄产品压药情况，我们将125mm杀爆弹原小口螺改成大口螺，
从口部分六次直接压药，经过大量的压装药工艺匹配试验，获得了较好的装药密度，全弹平
均装药密度可达1.73g/cm²，装药量由原螺装TNT炸药2.97kg改为压装钝黑铝炸药3.5kg
而钝黑铝炸药威力为TNT当量的147%。：因此125mm杀爆弹采用压装钝黑铝炸药及新弹钢
技术，较大幅度提高了弹丸威力。同时经过大量炸药发射安定性试验表明，125mm杀爆弹
压装钝黑铝炸药发射是安全的。
3.2.5弹体采用新弹钢技术
1983年58SiMn高破片率弹钢的研制成功，改变了我国长期使用D60钢的历史。58SiMn
钢与我国随GC45-155配套引进的9260钢性能基本相当。D60钢为低强度级别的弹钢，
58SiMn和9260钢为中强度级别的弹钢。由于125mm杀爆弹发射膛压较高，为保证弹体强
度及弹丸的威力指标要求，急需研制一种高强度级别的弹钢。1986年我们与52所、鞍钢、
北钢院等单位联合立项进行高强度弹钢的研制，经过实验室试验、半工业化及工业化冶炼试
验等阶段，并经机械加工、热加工工艺及实弹考核试验，最终确定新弹钢为50SiMnVB,牌
号为823。该弹钢于1996年通过设计定型。
经过几年的技术攻关，解决了各项关键技术，一次性通过了设计定型考核。
4进一步发展与展望
我们认为125mm杀爆弹还有很大的发展潜力，尤其是在进一步提高弹丸威力、射击精
度及多用途等方面已有一定的技术基础。如能对其进一步改进，必将进一步提高我坦克与敌
坦克的对抗能力，提高在战场上的生存能力。
-372-

由125mm杀爆弹压装高能炸药看
杀爆弹装药技术发展途径
倪庆杰李春雨　段　梅
孙甲忠
（国营第724厂）
（驻724厂军代表室）
摘要本文通过对我国已经应用几十年的螺旋装药法、压装药方法及正在开展的注装药法等几种
，方法的优缺点进行分析比较，并结合125mm杀爆弹的研制实际，提出我国目前急需发展压装高
能炸药技术，同时继续开展注装高能炸药的研究。
关键词杀爆弹高能炸药装药技术
1前言
提高杀爆弹威力的根本办法是装填高能炸药，比如用钝黑铝、HEXAL、B炸药取代TNT
炸药，威力可提高50%左右。我厂在125mm杀爆弹上成功地实现了用压装钝黑铝代替原来
的螺装TNT，使威力大幅度提高。钝黑铝的爆速为7898m/s，装药平均密度可达1.75g/cm²，
相对密度可达理论密度的93.7%；而螺装TNT平均密度只有1.48g/cm²，相对密度只有理论
密度的90%。钝黑铝爆速较螺装TNT提高1000m/s，装药密度的提高使在弹丸有效空间内
能装更多的炸药，这为进一步提高杀爆弹的威力创造了极为有利的条件，而且由于相对装药
密度提高了3.7%，可大大提高装药的力学性能，这对杀爆弹的射击安全性极为有利。装填
高能炸药，关键是装药工艺和装药质量。我们在125mm杀爆弹上采用六次压药，对压药的
工艺装备、模具、压药的工艺参数等进行了攻关，取得了可喜的成果，产品的质量很好，达
到指标要求，这为杀爆弹装填高能炸药闯出了一条新路。
2国内外压装高能炸药工艺现状
2.1我国装药现状
我国目前大多数的中大口径杀爆弹均采用螺装TNT，其优点是装药工艺设备简单，操
作容易，机械化程度高，班产量大；其致命的缺点是装药密度低，边部密度仅为1.47g/cm²，
就是在螺杆行程中部，密度也只能略高于1.50g/cm²。炸药爆速和密度有着密切关系，其关
系可用卡姆利特公式表示：
D =1.01.@l/2 (1 +1.30p)
@= N.M 1/2 Q1/2
-373—

杀伤爆破弹
N——气态产物的mol数；M——气态产物的平均分
式中：D一密度为β时的爆速；
子量；Q炸药的定压爆热。
根据该公式计算TNT炸药的密度与爆速关系如下：
p=1.45g/cm时D=6411m/s;
p=1.56g/cm²时 D=6725m/s;
p =1.63g/cm²时 D=6930m/s 。
采用标准的试验方法对上述三种装药密度下的爆速实测值与计算值之差不大于1%，说
明该公式对TNT炸药来说相当准确。由此计算，螺装TNT在P=1.45g/cm时的爆速比TNT
的理论爆速6900m/s低很多，说明螺装TNT没能充分发挥TNT的威力。
2.2西方国家装药现状
西方国家在提高杀爆弹威力方面多是采用注装B炸药。B炸药是由60%的RDX（黑索
金）和40%的TNT组成，在注药密度p=1.68g/cm时，爆速为7950m/s，威力与钝黑铝相当。
注装B炸药的优点在于装药流程可以实现自动化，易于实现电脑控制，从而改善工作
环境，减少人为因素，同时能够用于弹丸内膛结构复杂的弹体，所以在西方国家流行很广，
比如美国的M334式75mm加农炮杀爆弹、M362A1式81mm加农炮杀爆弹、XM591式90mm
加农炮电光杀爆弹、M482式105mm杀爆弹、M107型155mm杀爆弹等产品都采用注装B
炸药。
在注装工艺上，美国虽然采取了热探针补药、真空注药、自动程序降温等一系列保障措
施，但仍不能完全消除气孔、裂纹、弹底间隙等疵病。因此，他们在保障射击安全的前提下
为方便生产，制定了切实可行的装药质量标准，同时配备专用检测设备。
2.3俄罗斯装药现状
俄罗斯是通过在弹体内压装钝黑铝炸药来提高杀爆弹的威力。如T-72坦克配OΦ26型
125mm杀爆弹和BMII-3步兵战车配0Φ32型100mm杀爆弹，他们采用多次压药方法，从
弹体口部直接压药，平均压药密度p=1.75g/cm²。钝黑铝炸药的爆速为7898m/s，威力和B
炸药相当或稍大。
俄方认为，采用压药方法，可以使弹丸底部密度提高，相对密度不低于97%，这就大
大地提高了发射安全性；而螺装TNT则正好相反，在实际装药中，TNT要求有较高的底部
密度，而实际上是最低的只有1.45g/cm左右，相对密度小于90%。
3钝黑铝、HEXAL和改性B炸药的对比分析
3.1三种炸药的组成
钝黑铝炸药由80%的钝化黑索金和20%的铝粉机械混制而成。钝化黑索金由95%的黑
索金和5%的钝感剂组成。
HEXAL（PW30）炸药由67%的黑索金、30%的铝粉和3%的钝感剂机械混制而成。
改性B炸药由60%的黑索金、40%的TNT和外加1%的钝感剂混制而成。
-374-

由125mm杀爆弹压装高能炸药看杀爆弹装药技术发展途径
3.2威力分析
钝黑铝、HEXAL和改性B三种炸药威力对比结果见表1。
表1钝黑铝、Hexal和改性B炸药的对比分析
项目
钝黑铝
改性B
TNT
HEXAL (Pw30)
典型密度/g·cm3
1.750
1.880
1.701
1.526
爆速/m·s
7898
7898
6622
7925
爆压/10~pa
238.5
246.1
207*
17420
爆热/KJ·kg
14688
157%*
147%
135%
100%
说明：#该值由HEXAL与钝黑铝的威力比值换算而来；
*该值为TNT密度为理论密度（1.63g/cm²）时的值。
3.3安全性分析
TNT是目前最常用的炸药之一，一般认为它的安全性最好，现将钝黑铝、HEXAL和改
性B炸药的安全性从冲击感度、摩擦感度、真空安定性及热分解温度等方面与TNT比较，
结果见表2。
表2几种炸药的安全性对比表
钝黑铝
改性B
TNT
项目
HEXAL(Pw30)
冲击感度/%
12
4~8
0~8
摩擦感度/%
68
8～12
0.56
0.08
0.70
0.10
真空安定性（100℃/40h）
212.8
216.0
286.0
208.0
热分解温度/℃
3.4工艺性分析
螺旋装药是针对传统的注药工艺在50年代发展起来的，它只适用于感度不高的炸药，
如TNT、铵梯、梯萘炸药等。这些炸药的密度都比较小，威力小，并且装药过程中有毒气
体、粉尘较多，使工人职业病多，生产时废品率也较高。螺旋装药不能装填感度相对较高的
高能量炸药，如不改革已成弹药发展的重大障碍。
压装工艺是用冲头直接将炸药压入弹体。俄罗斯最近十年在压装药技术、压药设备上有
了较大发展，目前有许多常规弹药都改为压装钝黑铝炸药，较大幅度提高了原有制式弹药的
威力。我厂研制的125mm杀爆弹，采用从口部分六次直接压药，经过大量的工艺试验，在
工艺上已经取得了突破性进展，不论在装药质量上，还是在威力上，都得到了很好的结果。
目前存在的问题是生产效率低，一台压机，压一发弹需20min；此外生产环境差，铝粉飞散
严重，污染环境，同时为保证压药质量，要求弹丸口部直径与弹丸最大药室直径相比差距不
能太大。
HEXAL炸药的压药工艺与钝黑铝炸药差不多，但HEXAL炸药由于采用了特殊的钝感
剂，具有较好的塑性，其压药工艺性明显优于钝黑铝炸药，是钝黑铝炸药的替代品。
压装工艺的优点是容易控制装药质量，不像注装那样容易造成装药的底隙、裂纹、气孔
等疵病，对发射安全性极为有利。目前国内正在开展先进压装药技术的引进、消化、吸收工
—375-

杀伤爆破弹
作。
注装药工艺是西方国家广泛使用的一种装药方法，B炸药的装填方法是采用注装工艺进
行的，其优点是能够适应弹丸内膛结构复杂的弹体，易于实现自动化，成本略低；它的缺点
是装药质量不易保证，注药过程中容易产生底隙、裂纹、气孔等疵病，造成射击不安全。北
京理工大学对B炸药进行了改造，在配方中加入了DOP等增塑剂，同时在注药工艺上有了
较大的改进。目前我厂正进行改B炸药的注药工艺研究工作，已取得了一些成果。但目前
还不具备上炮进行射击试验的条件，关键是有关部门要及早建立检测标准，选择合适的检测
设备。
3.5成本分析
钝黑铝、HEXAL基本组分是黑索金、铝粉和钝感剂，B炸药的基本组分是黑索金、
TNT和钝感剂。目前市场价格：黑索金3.6万元/吨，铝粉2.8万元/吨，TNT为0.6万元
/吨，不同炸药使用的钝感剂不同，价格略有差别。由上分析，抛掉钝感剂及混制工艺等
因素，B炸药最便宜，钝黑铝最贵。但由于HEXAL炸药刚在国内试生产，钝感剂和混
制工艺费用较高，总的价格是B炸药最便宜，HEXAL最贵，但随着用量的增大，HEXAL
将会越来越便宜。
4125mm杀爆弹压装钝黑铝的威力
4.1静爆杀伤威力
几种型号125mm杀爆弹威力对比结果见表3。
表3几种型号的125mm杀爆弹威力对比表
破片速度
杀伤面积/m²
炸药
弹体钢材
有效破片/块
破片符合系数
Im·s*
TNT
2385
1192
19.88
125-I型弹
58SiMn
989
DTB式125弹
1621
钝黑铝
15.10
3333
1160
50SiMnVB
俄0Φ19型125
46Crl
TNT
1828
俄0Φ26型125
1601
46Crl
钝黑铝
2478
12.07
886
由试验结果可见，125mm杀爆弹压装钝黑铝炸药后，较螺装TNT威力有了较大幅度提
高。
静爆爆轰威力
4.2
为了进一步了解125mm弹的爆轰效果，我们于1992年进行了冲击波超压试验。试验三
发，其中125-I型弹二发，0Φ26型125mm弹一发。
125-I型弹和俄0Φ26型125mm弹冲击波超压测试距弹心分别为3、5、8、11、15m五
点，用最小二乘法回归后，结果见表4。
376

由125mm杀爆弹压装高能炸药看杀爆弹装药技术发展途径
表4125-I型弹和俄0Φ26型125mm弹冲击波超压值
X/m
0.5
11
13
0.30
1.01
0.81
0.10
0.02
125-I型弹
0.51
0.04
0.03
0.02
p/MPa
俄0Φ26
1.51
1.20
0.72
0.41
0.11
S0.0
0.05
0.02
0.02
由表4可见，俄0Φ26型125mm杀爆弹爆轰威力比125-I型弹有较大幅度提高。
4.3DTB式125mm杀爆弹的发展方向
125-I型弹螺装TNT炸药3.0kg。
DTB式125mm杀爆弹压装钝黑铝（密度1.75g/cm²）3.53kg，相当于5.19kg的TNT当
量炸药。
如DTB式125mm杀爆弹下一步压HEXAL炸药，密度可达1.85g/cm²以上，装药量为
3.7kg的HEXAL炸药，相当于5.81kg的TNT当量炸药，威力可在现有基础上大幅度提高。
5对我国当前装药技术发展方向的几点建议
（1）通过上述分析，结合我国目前装药的实际情况，我们认为在建立注装药检测标准
及完善检测手段等方面，还有许多工作要做，也许几年之内难以完全解决。为了解决目前我
国常规弹药威力低的落后状况，当务之急是进一步发展压装药技术，利用压装药法压制高能
炸药（钝黑铝或HEXAL炸药），提高弹丸的威力。
（2）我们发展压装药技术，同时要继续开展注药研究，毕竟注装药具有成本低、可以
适应各种复杂内膛结构的弹体等优点。经不断摸索注药工艺，建立检测标准，选择检测设备，
等条件成熟后推广应用。
（3）弹丸威力是一个综合指标，需要炸药、弹钢与弹丸结构合理匹配，要综合考各
方面因素。
-377—

125mm杀爆弹应用新型高强度弹钢的研究
张涛
（国营第724厂）
摘要为提高125mm杀爆弹威力采取的主要技术措施是：研制新型高强度弹钢材料、优化结构
设计、弹体内装高能量炸药、以及生产工艺研究。该弹综合性能达到世界同类产品的先进水平。
关键词合金钢杀爆弹坦克炮
1引言
用D60弹钢的历史。58SiMn钢的强度及破碎性较D60钢有较大幅度提高，与1982年随
钢，58SiMn钢、9269钢为同一级别的中强度合金弹钢。
DTB式125mm杀伤爆破弹发射时最大膛压为392MPa，在常规杀爆弹中为最高。它要
求杀爆弹弹体材料机械性能，≥1078MPa，W≥20%以上，用现有的58SiMn钢经特殊热处
理工艺条件虽可以满足此要求，但弹丸威力达不到战技指标要求。因此决定研制我国新一代
高强度级别的弹钢（823钢）。
研制指标如下：
(1)823钢经热处理后机械性能，≥1078MPa，≥20%;
(2）在125mm杀爆弹上应用，在同样装药条件下，有效杀伤破片较俄0Φ19型125mm
杀爆弹提高15%以上，杀伤面积与俄0Φ26型125mm杀爆弹相当；
(3）具有良好的淬透性能和较好的机加工艺性能。
2823钢化学成分设计的原则和依据
2.1设计原则
设计823钢成分的指导原则是既满足产品性能要求，又要立足国内资源；既考虑低成本，
又要考虑大、中、小、新老钢厂都能生产。
2.2成分确定
经过反复论证，采用正交试验法设计出九种新材料，通过冶炼工艺、水井静爆模拟弹、
实弹静爆，及机加、热处理工艺等多方面综合考核，最后确定的823钢成分如表1。
-378-

125mm杀爆弹用新型高强度弹钢的应用研究
表150SiMnVB(823)钢化学成分
化学成分
Si
Mn
Cr
含量/%
0.46~0.52
1.35~1.70
0.95~1.30
0.15~0.35
0.02~0.06
0.0005~0.0035
2.3合金元素选择的依据
(1）碳元素对强化钢的结构是最有力的元素之一。钢中的碳来源于铁水和生铁，提高钢
中碳含量，不增加钢的成本。在研制高强度钢时，首先要考虑到充分发挥碳的作用，但根据
我国刀具情况，钢的强度又不能太高，碳的含量设计为0.46%~0.52%。
(2）在钢中加入Si元素，强化铁素体，.提高钢的弹性应变能和抗回火性。
(3）在钢中加入Mn元素是通过固溶作用提高强度，增加珠光体百分量，进一步提高强
度，同时可降低奥氏体分解速度，提高钢的淬透性。
(4）钢中加入V元素，使之与钢中氮氧化形成稳定的化合物，提高钢中加B元素的有效
作用。可细化钢的组织和晶粒，提高钢的强度和韧性，增加淬火、回火的稳定性。
(5）钢中加入B元素，以固溶形式存在钢中，延长奥氏体晶粒的孕育期，提高钢的淬透
性。
(6）钢中加入Cr元素，延长奥氏体晶粒的孕育期，提高钢的淬透性。
3工艺性考核
823钢实验室工作结束后，转入半工业性试制。根据125mm杀爆弹研制进度要求，决
定用10t电炉冶炼823钢的上、下限成分钢，用200t转炉炼中限成分钢，再用大平炉冶炼设
计定型批钢，做弹体毛坯下料、热冲、机加、热处理工艺及实弹威力、弹体高低温强度等考
核。
工艺性试制及实弹考核用钢的成分
3.1
鞍钢提供的10t电炉冶炼的823钢上、下限成分钢，用200t转炉炼的中成分钢，成分如
表2所示，设计定型批弹用钢成分见表3；设计定型批弹用钢机械性能见表4。
表2823钢成分含量（%）
成分
Mn
Cr
成炉号
0.492
电、上
1.25
99000
0.0217
1.70
0.259
0.056
8000°0
转炉、中
0.480
1.40
1.06
0.0081
0.0176
0.222
0.038
0.0012
电、下
0.444
160
0.0066
1.31
0.0193
0.220
0.0003
0.042
表 3
设计定型批用弹钢成分
成分
Mn
Si
0.480
1.40
含量/%
1.040
0.018
0.012
0.230
0.035
0.016
—379

杀伤爆破弹
表4设计定型批弹用钢机械性能
0 0.2
0b
试样
炉号
钢种
N ·mm?
N·mm?
1%
1%
33
1170
1110
14
3D451
823
35
34
3D451
823
37
1200
1120
15
弹体毛坯下料
3.2
弹体毛坯下料在生产线上进行考核，用气焊切缝机剪切下料，下料端面断口较平，研制
期间共投产4200发，无异常现象，说明823钢在现有生产线上下料是可行的。
3.3弹体毛坯热冲压、拔伸、收口工艺考核
弹体毛坯在旋转式喷油加热炉上加热，将毛坯料加热到1130～1180℃时进行热冲压后
连续拔伸，通过试验可以看出热加工工艺性能良好，在拔伸时没有听到明显的噪声。
弹体收口前将收口毛坯料加热到980～1100℃，时间15～20min，毛坯加热长度50~
170mm，收口长度为230mm，经测验工艺性能稳定，823钢热加工工艺优于58SiMn钢。
3.4弹体机加工艺性考核
3.4.1热处理前机加
弹体毛坯热冲压后进行粗加工，考核如下工艺：弹体毛坯顶端打定心桩、切断多余料头、
平端面、粗车弹体底部、弹体外表面粗车、镗铣弹底药室底部。
经热处理前弹体机加工艺考核，823钢热处理前机加工艺性能优于58SiMn钢。
823钢与58SiMn钢毛坯热冲后弹体布氏硬度（印痕直径）值对比见表5。
(单位：mm)
表5硬度（印痕值）比较
823钢转炉
823钢平炉
58SiMn钢
823钢电炉上限
823钢电炉下限
3.4~3.5
3.5~3.6
3.8~3.9
3.6~3.8
3.5~3.65
3.4.2弹体热处理后机加
弹体热处理后用数控机床，采用成型刀块进行冷却切削加工，因弹体热处理后硬度值较
高，加工有一定困难，对刀具磨损较大。在车制内、外螺纹，弹体内弧形加工，弹带槽滚花
等工序中，现有刀具能适应生产。823钢与58SiMn钢弹体机加性能相当。但考虑今后大量
生产的需要，应研制耐高温、耐磨损的高强度硬质合金刀具，以提高生产效率。
3.5热处理工艺规范的选择
823钢的特点是适用于热处理的弹体，热处理主要考核转炉下限成分钢。
为了制定823钢热处理的工艺规范，首先用小型试样进行正交试验，通过不同的淬火温
度和回火温度进行比较，并经大弹试验，最后确定处理工艺规范如下：823转炉钢热处理，
将弹体放入箱式电炉里加热，淬火880℃，保温时间60min，喷淬时间3min；回火
510℃，保温时间120min；淬火硬度印痕值为2.5～2.7mm，回火布氏硬度印痕值为
-380

125mm杀爆弹用新型高强度弹钢的应用研究
2.9～3.1mm；其力学性能见表6。热处理工艺考核表明：823钢弹体热处理后力学性能满足
要求，产品质量稳定，其热处理工艺性能优于58SiMn钢。
表6823热处理后性能
炉批
大平炉设计
转炉一批性能
转炉二批性能
硬度
定型批性能
印痕值/mm
3.1
3.1
3.15
2.9
2.9
2.9
性能
1290/1340
1250/1230
1170/1170
1180/1090
oJN·mm?
1290/1270
1180/1230
33/33
32/27
38/22
39/38
40/40
39/43
4提高杀爆弹威力及技术攻关
优化弹丸结构设计
4.1
为适应从口部压装高能炸药及保证弹体热处理质量的需要，我们将小口螺截去37mm改
成大口螺，在弹头部加通孔头螺，头螺内装高能炸药传爆药柱，增加弹丸起爆能量，以利于
提高弹丸威力。
4.2压装高能炸药（钝黑铝）工艺攻关
弹体头部加头螺是为增加压装炸药直径，有利于提高压装炸药的质量。经过多次试验，
采用正交试验法研究合理的压药工艺方案，最终确定用六次压药工艺完成全弹压药。各层次
压药密度的测量值见表7。
表7各层次压药密度
序号（自上而下）
上端密度/g·cm3
下端密度/g·cm3
边部密度/g·cm3
压药高度/mm
1.748
1.755
55
55
1.660
1.777
1.755
1.800
1.770
55
55
1.755
1.773
1.650
65
1.758
1.760
1.668
65
1.750
1.740
5靶场考核试验
125mm杀爆弹试验在31基地进行。
5.1
823转炉钢弹体强度试验
用强装药发射膛压为387.7MPa，回收弹体测量径向变形量为一0.06～+0.17mm，满足要
求。
5.2823钢上限成分弹体低温冷脆性试验
弹丸于低温一40℃，保温48h，用全装药射击10发，膛压最大为344.2MPa。
射后回收弹体测量径向变形量为一0.04～+0.09mm，弹体外表面没有出现裂碎现象，试
验结果满足要求。
-381-

杀伤爆破弹
5.3125mm杀爆弹设计定型批大平炉钢弹体高低温强度试验
用强装药、砂弹、摘火引信，于常温下进行射击，最大膛压为380.3MPa，初速为898.5m/s。
射击20发，射后回收18发，测得弹体径向变形量为一0.13～+0.07mm，弹体及零部件强度
试验结果见表8。
表8弹体强度试验结果
下圆柱部
上定心部
类别
上定心部
上圆柱部
中定心部
径向变形量
0.05~+0.07
.0.1～+0.07
0.05~+0.03
0.04~+0.07
0.13~+0.03
范围/mm
说明：①图定值：弹体变形量不超过+0.25mm，及一0.5mm；
②弹体回收后经检查弹带无断裂、位移和脱落现象。
为考核弹体及零部件的低温强度，进行了射后检查，靶上弹孔、尾翼印痕结果均正常（低
温一40C试验，射击全装药，最大膛压为338.8MPa，初速为870.1m/s，摘火引信）。
5.4威力考核
威力试验在31基地进行，结果如表9。
表9威力试验数据
弹体材料
有效破片数/块
符合系数值
杀伤面积/m²
破片速度/m·s
1666
2980
15.58
1189.0
823转炉钢
1630
13.56
1057.0
823上限钢
3091
2735
1624
12.76
0'696
823下限钢
1081.0
823平炉钢
2789
1533
14.54
0中26型弹
1601
12.09
885.7
2478
46Cr1钢
注：弹体内装钝黑铝炸药。
823钢特点
经过冶炼、热冲、拔伸、机加、弹体热处理及实弹考核，表明823钢具有如下特点；
(1)823钢所用合金元素立足国内，成本低；
(2）有良好的淬透性，可以满足弹体强度要求；
(3）具有较好的机加工艺性能；
(4）823钢的性能与弹丸结构、弹体内装高能炸药三者匹配合理，从而获得较好的杀伤
威力；
(5）弹丸破碎性好。
７结论
823钢经过试验室、半工业性试制，弹体机加工艺、弹体热处理工艺考核及靶场实弹考
核表明，钢材成分设计合理并能与弹丸结构、高能炸药合理匹配，具有较大的杀伤威力。通
过试验及设计定型试验考核，已全面达到指标要求，使125mm杀爆弹的性能达到世界同类
产品先进水平。同时填补了我国高强度弹钢的空白，为我国高强度弹和特种弹的研制打下良
好的基础，具有广阔的应用前景。
-382-

弹体材料对DTB式125mm杀爆弹威力的影响
梁栋‧殷涛阎建国
（兵器工业第52研究所）
摘要利用模拟弹水井静爆破碎性试验及实弹靶试验，分析不同的弹体材料在相同弹型的条件下对
威力的贡献，证明823钢是DTB式125mm杀爆弹最佳的弹体材料。
关键词材料破碎性威力弹钢
1引言
近年来，外军不断改进老弹种，发展新型杀爆弹，逐渐形成了一炮多弹、一弹多功能的
特点。不仅弹体径持续增大，并且作战对象也在扩大及多样化，已从单纯杀伤人员发展到
兼有反装甲、反飞机和导弹，特别是大面积的杀伤和反装甲功能有增无减。发展多用途弹药
被认为是提高火力系统作战威力最有效、最经济的主要途径。
DTB式125mm杀爆弹是我国自行研制的125mm高膛压滑膛炮配用的三种弹之一，不
仅要求具有强大的杀伤威力，同时具备攻击主战坦克及武装直升机的能力。因此对该弹采用
的弹体材料提出了很高的要求，具体地讲：高压要求材料具有超高强度，以保证发射安全
性；改装高猛度炸药，从而要求材料与炸药有良好的匹配性；要求破片具有很高的硬度及一
定的质量、数量。总之，为了满足DTB式125mm杀爆弹的战技指标，弹体材料必须具有较
高的强度和良好的适应性。为此本文通过三种弹钢的性能研究和对比，说明弹体材料对DTB
式125mm杀爆弹威力的影响。
2实验方法
利用模拟弹水井静爆破碎性实验法结合弹丸破片质量和数量分布预测技术，对比实
验室条件下三种弹体材料的破碎性；同时给出31基地国家靶场的实弹数据加以验证。
三种弹体材料为：125-I型用58SiMn钢、125-II型用823钢、俄0Φ26型用46Crl钢。
模拟弹水井静爆破碎性实验，回收后，结合计算机分析，利用弹丸破片质量和数量分
布预测技术计算出修正Payman参数Co（破碎性参数）和实弹的有效破片数。简单地
讲：通过水井实验得出破碎性参数Co，利用破碎性参数Co和弹体几何尺寸，就能计算
·出弹丸破片的质量和数量的分布，因此对于同种弹型来说，Co的大小就可以代表该材
料的破碎性。
在31基地进行的DTB式125mm杀爆弹威力实验，采用综合法测定。
—383—

杀伤爆破弹
3实验结果
将三种弹钢调质成最佳状态，性能见表1，破碎性实验结果见表2，穿靶结果见表3，
实弹靶试结果见表4。
表 1 力学性能
温度
钢种
6/%
0 /MPa
0 0.2/MPa
1200
31
880~550℃
1110
11
823
1290
29
870~500℃
13
1130
58SiMn
49
46Crl
15
850~400℃
1310
1200
表2
模拟弹破碎性
破碎性参数Co
炸药
发数
钢种
回收率/%
破片数
温度
517
钝黑铝
98.5
137
823
880~550℃
钝黑铝
407
83
870~500℃
99.1
58SiMn
46Crl
钝黑铝
99.7
365
107
850~400℃
表3木
模拟弹穿靶结果（三层2mm厚间隔硬铝板）
穿孔数
钢种
温度
炸药
初速/m·sl
着速/m·sl
1435
钝黑铝
1907
2351
880~550℃
823
钝黑铝
1934
1415
2060
58SiMn
870~500℃
钝黑铝
46Crl
850~400℃
2095
1492
1738
表4综合法实弹结果
温度
炸药
杀伤面积/m²
钢种
初速/m·s
有效破片
钝黑铝
1621
1160.0
823
880~550℃
3333
钝黑铝
1628
3032
1066.0
58SiMn
870~500℃
钝黑铝
46Crl
885.7
850~400℃
1601
2478
由表1可以看出，在保证威力及加工性能的前提下，823钢的性能优于其他两种弹钢；
由表2、表3可以看出823钢破碎性最好，穿靶性能比58SiMn提高18.5%，比46Crl提高
35%。由表4可以看出823钢的有效破片比58SiMn提高10%，比46Crl提高34.5%；杀伤
面积比58SiMn提高9%，比46Crl提高31%。
4分析讨论
本文认为弹体材料对杀爆弹威力的影响，在材料性能方面表现为强度与韧性的最佳匹
配。在材料、炸药、结构一定的条件下，若片面提高强度，韧性降低，虽有利于破碎性提高，
但不利于使用安全性；若只提高韧性，必然降低强度，虽使安全性有较大的保障，但破碎性
降低，损失弹丸威力。因此，寻找强韧性的最佳匹配是弹体材料研究的根本。
-384

弹体材料对DTB式125mm杀爆弹威力的影响
441MPa，≥20%。由于当时在钢种设计时，没有考虑其热处理性能，现经热处理后，能
符合使用要求，但其力学性能已达到材料极限，其潜力和余量很小，主要是率透性不足（约
9mm）。如果应用于实弹，在大批量生产时，因钢材的冶金质量、成分及热处理工艺引起的
性能波动，将直接影响产品合格率，使生产效率降低，成本上升。同时，弹体威力的稳定性
也会不同程度地受到影响。
俄罗斯的0Φ26杀爆弹采用46Crl钢，主要含有1.2%～1.5%的Cr元素，它给力学性能、
工艺性和破碎性带来了许多好处，该钢淬透性比58SiMn大得多，因此力学性能储备较大，
韧性好，工艺性好，破碎性潜力也较大。改装钝黑铝炸药后，其威力比原0Φ19提高许多，
但弹丸的杀伤面积和穿透能力与823钢相比均有较大差距，这是因为46Cr1钢良好的韧性导
致其威力明显低于823钢。
5结论
(1）823钢圆满解决了弹体材料强韧性的矛盾，在二者之间选择了较佳的平衡点，使得
该钢既满足DTB式125mm杀爆弹的战技指标，又符合使用安全性的要求，使DTB式125mm
：杀爆弹威力大幅度提高。
(2）823钢不仅具有高而稳定的力学性能和良好破碎性，又具有良好的工艺性和足够的
淬透性，为材质一炸药一结构合理匹配获得最高的威力效果创造了条件，在当前是DTB式
125mm杀爆弹最佳的弹体材料，为该杀爆弹的威力提高作出了巨大的贡献。
一385一

滑膛炮杀爆弹引信关键技术设计
孙永满徐立文　吴亚明
（国营第641厂）
摘要本文通过对滑膛炮杀爆弹引信现状分析，提出了炮口安全距离和允余保险设计两大技术
关键，并运用“田口”方法对安全机构进行了优化设计，使安全距离不小于60m。首次在滑膛
炮杀爆弹引信上增设了允余保险，使引信安全性大大提高，作用可靠性满足设计要求。
关键词引信安全距离完余保险
1滑膛炮杀爆弹引信综述
1.1滑膛炮杀爆弹引信现状分析
随着弹药技术的发展，对引信技术性能要求越来越高，特别是安全性指标的要求，
不仅要求引信有足够的炮口安全距离，而且还要有亢余保险装置。目前，我国滑膛炮杀
爆弹配备的主要引信有滑榴一1引信、滑榴一2引信等，它们安全距离仅有20m，且无穴
余保险装置。按GJB373A-97《引信安全性设计准则》.的要求，引信炮口安全距离不应于
小60m，而且应具有穴余保险装置，所以，我国已装备的滑膛炮杀爆弹引信已不能满足
安全性设计准则要求。
1.2滑膛炮杀爆弹引信设计关键分析，
目前我国现装备的滑膛炮杀爆弹引信，在安全性能方面主要存在炮口安全距离短、无完
余保险装置的缺陷。要满足GJB373A-97《引信安全性设计准则》的要求，关键是提高引信
炮口安全距离，增设几余保险装置。
2引信关键技术设计
2.1引信炮口安全距离优化设计
2.1.1提高引信炮口安全距离
根据我国目前滑膛炮弹的引信结构分析，采用准流体实现引信延期解除保险的方法是简
单可行的，该技术在滑榴一2引信上已获得成功，但是滑榴一2引信炮口安全距离只有20m。
通过对准流体延期解除保险机构的分析，提高引信炮口安全距离的方法是增大准流体容积，
以延长准流体泄流时间。由于受引信结构、口螺等因素限制，引信准流体延期解除保险机构
尺寸不宜增大，这就要求必须在原结构的基础上，进行参数优化设计，以满足引信炮口安全
距离不小于60m的要求。
-386—

滑膛炮杀爆弹引信关键技术设计
准流体延期解除保险机构参数优化设计
2.1.2
2.1.2.1
因素分析
根据准流体延期解除保险机构系统设计及经验分析，影响准流体解除保险时间的因素较
多，但在该系统中主要可控因素有：
(1）泄流孔直径A；
(2）活塞解除保险行程B；
表 1
因素水平表
(3）泄流孔位置C。
因素
2.1.2.2
因素水平的确定
A/mm
B/mm
C/mm
水平
根据因素分析，为便于统计分析，可控因素
1.6
2.5
1.0
均取等间隔三水平，因素水平如表1。
1.7
4.0
1.5
2.1.2.3内设计
1.8
2.0
5.5
根据可控因素水平表，选L9（34）正交表，
计算结果见表2。
表2L9（34）正交表及计算结果
因素
A/mm
B/ mm
C/mm
序号
1 (1.6)
1(2.5)
1(1)
23.32
25.79
25.14
2(1.7)
2(1.5)
21.76
2(4)
23.49
27.89
3(3)
3(1.8)
20.37
26.34
3(5.5)
25.82
74.25
65.45
77.52
72.63
T=219.89
73.14
T2
75.59
73.37
74.05
T=5372.4
T3
72.5
78.85
69
73.21
ST=45.52
0.524
32.5577
0.3412
12.1024
2.1.2.4外设计
根据准流体延期解除保险机构系统设计分析，该机构误差因素较多，如准流体平均直径
和泄流孔直径大小、泄流孔位置和大小、活塞解除保险行程、活塞长短等均影响解除保险时
间。为减少试验量，准确模拟实际状态，对误差因素必须综合考虑，因此，在每个试验条件
下，制做了3套试验用零件，公差按随机选用，测试6次，其结果见表3。
2.1.2.5SN比的计算
2.1.2.5.1特性分析
一般情况，大口径杀爆弹引信炮口安全距离不小于60m，解除保险距离不大于200mm。
那么，引信延期解除保险距离在130m时，其散差有最大值。
-387-

杀伤爆破弹
表3正交试验结果
试验结果/ms
试验号
23..32
82
93
96
84
83
92
95
98
105
97
108
25.79
104
90
92
86
88
25.14
101
90
67
21.76
64
76
61
69
73
58
61
58
23.49
60
57
68
114
108
103
105
107
27.89
113
47
49
58
56
53
46
20.37
111
104
98
26.31
103
109
100
91
93
89
25.82
97
98
102
*此表试验号与正交表（表2）中试验号一致。
2.1.1.5.2SN比n的计算
以第1号试验为例
Sm =(Zx,)? / n = (82 + 93 + .. + 92)2 / 6 = 46816.67
Y =(Zx) n =(82 + 93 +..92)/6 =88.33
V。=[Z(Y -Yo)"1(n -1)
S / Lz(EE88 -26) + ... + z(E88 -E6) + z(E88 -Z8)) =
= 36.27
n=101g(Sm -V)/ nV。
= 101g(46816.67 36.27)/636.2
=23.32
仿此可得到第2号至第9号试验的SN比，并填入表3和表2中。
根据SN比结果，第6号试验结果比较理想，因此确定最佳条件参数为：泄流孔直径
1.7mm；活塞行程5.5mm；泄流孔位置1mm。
2.1.2.6验证试验
在最佳条件下，对机构进行了实弹射击测试试验，试验结果引信延期解除保险距离如表
4。根据最佳条件测试结果（第6号试验）计算解除保险距离如表5。
表5计算引信解除保险距离
实测引信延期解除保险距离
表 4
序号
序号
85
84
距离/m
90
90
90
91
距离/m
88
91
95
96
86
88
90
由上述结果统计可知：平均解除保险距离：S验=88mm；S佳=91m，标准差：0验=2.55mm；
-388

滑膛炮杀爆弹引信关键技术设计
0佳=3.9m。
由此可以看出验证试验结果与最佳条件试验结果基本一致，说明最佳条件试验结果是可
信的。
2.1.2.7试验分析
根据验证试验结果，引信解除保险距离最大91m，最小84m，平均88m，标准差2.55m。
由于设计要求，解除保险距离设计为S=91土21m，Smax=112，Smin=70m，取置信水平0.9，
根据GB4885-85计算，该机构解除保险距离满足上限、下限和同时满足上下限要求的可靠
度均大于0.9999，所以该机构完全满足设计要求。
2.2引信余保险设计
2.2.1引信余保险设计
一般情况，滑膛炮膛压比较高，其后坐力比较大，但是离心力、爬行力等都很小，因此
利用后坐力解除保险容易实现，其它环境力很难利用。目前现装备滑膛炮杀爆弹引信均无
余保险技术，但是根据滑膛炮弹特性分析，当弹丸飞出炮口后尾翼张开，弹丸外弹道减加速
度较大，引信内部零件将会产生较大前冲力即爬行力。如果引信机构设计巧妙，利用爬行力
作为解除保险环境力是可行的，因此，在滑膛炮弹引信上增设穴余保险，结构设计非常关键。
2.2.2穴余保险机构设计
2.2.2.1爬行销保险系统
根据滑膛炮弹引信特点，完余保险机构采用爬行销保险系统，即爬行销在其弹簧作用下，
使安全系统处于安全状态。在发射后的外弹道上，由于爬行力作用，使爬行销克服其弹簧抗
力前冲到位，释放保险元件，使安全机构处于解除保险状态。
2.2.2.2保险机构分析
根据保险机构设计原理，若要保证作用可靠必须实现爬行销与其弹簧合理匹配，爬行解
除保险时间与延期解除保险时间时序合理。也就说，爬行销所受前冲力必须大于其保险簧的
抗力，而且爬行销保险时间必须小于延期保险解除保险时间，引信才能完全解除保险，否则
保险机构失效，引信瞎火。因此该机构必须进行可靠性分析计算。
2.2.2.3爬行销所受前冲力计算
爬行销所受前冲力：
R=mJ
式中：R—爬行销所受前冲力（N)；m-—爬行销质量（kg）；J—弹丸外弹道减加速度
(m/s²)。
根据系统设计，爬行销质量为1.6g。为便于计算，假设弹丸在出炮口一定距离内（延期
保险距离）空气阻力不变。根据外弹道学，空气阻力F为
F= pV2. S· Cxo (V/ a) /2
那么空气阻力加速度：
J=F/M= pV2 . S· Cxo (VI a) /2M
式中J空气阻力加速度（与弹丸外弹道减速度相同m/s?²）;
p—空气密度（1.206kg·s/m*);
—389—

杀伤爆破弹
d—弹丸直径（0.125m）；
—弹形系数（i43=1.6)；
V——弹丸初速（Vo=850m/s）;
M——弹丸质量（23kg);
Cxo（Vla）-——阻力系数[Cxo（850/340）=0.288]。
代入上述公式整理得；
J = pid22Cxo(V /a)/8 =107(m/s°)
那么肥行销受前冲力
R=1.6X 10-3 × 107=0.1712 (N)
爬行销簧抗力Ro=0.044N，小于爬行销受前冲力R=0.1712N，满足设计要求。
2.2.2.4肥行销作用时间计算
为方便计算，对爬行力销系统做如下假设：
(1）系统无章动力；
(2）系统无旋转运动；
(3）爬行销前冲加速度不变。
由力学公式可得：
d'x/dt= (J· m-R。-R· X) Im
-爬行销前冲加速度（J=107m/s²)；
爬行销质量（1.6g）；
Ro-
一爬行销簧装配时抗力（17.6×103N）；
R-
爬行销簧刚度（6.242N/m）；
一爬行销前冲距离（m）。
X-
解方程可得当X=Xmax=4.25×10^m时tmax=0.0095（s)。
由此看来，爬行销系统作用时间远小于准流体延期解除保险时间60/850=0.07s，能满足
系统作用可靠性要求。
3 总结
通过运用“田口”方法对安全机构参数优化设计，使引信炮口安全距离不小于60m，不
仅满足了GJB373A-97安全设计要求，而且缩短了研制周期，节省了研制经费，在穴余保险
机构设计中，通过分析和计算，实现了前冲保险，填补了我国滑膛炮杀爆弹引信无亢余保险
的空白。因此，在滑膛炮弹上解决了安全距离和穴余保险的技术关键，使引信安全性能大大
提高，引信总体设计达到了较高水平。
—390

引信设计可靠性分配途径
张彦
李作华
（国营第641厂）
摘要本文论述了DRH05引信可靠性分配的原则及方法，并说明了确定产品总体设计可靠性指标
时应注意的问题。
关键词可靠性可靠度引信设计
1改进型产品可靠性分配原则及程序
在我国改进型产品的
产品的功能分析
研制比较广泛，改进型产品
与构成分类
所具有特点是一个继承、移
植、改进、重新设计的综合
建立产品总体
过程。
可靠性模型
由于改型产品继承和
移植了成熟产品的某些机
构，所采用的火工品也经过
确定总体
确定改进与新设计
继承、移植部分
定型，因此其可靠性水平比
可靠性指标
部分的可靠性指标
的可靠性预计
较高，再提高其可靠度将得
不偿失。所以改型产品可靠
改进与新设计部分
性分配原则如下：
可靠性分配
(1）不改变成熟机构
的可靠度；
图1改型产品设计可靠性分配框图
(2)不改变火工品的
可靠度；
(3）适当提高改进机构的可靠度；
(4）合理分配重新设计机构的可靠度。
根据上述原则，改型产品研制过程的可靠性分配可按图1进行。
：可靠性指标分配过程
2.1总体可靠性指标的确定
确定总体可靠性设计指标是一个重要过程，要考虑到生产能顺利进行和验收顺利通过。
—391-

杀伤爆破弹
DRH05引信可靠性指标中，对作用可靠性要求是39/40，为一个给定的验收抽样方案
（40：1）。在进行可靠性设计时，必须将这一方案转换成可靠性设计指标。为确保产品生产
顺利通过验收，如果使其接收概率达到L（P）=0.9，根据泊松分布确定产品需达到的可靠
性水平（不合格品率P～1/40<0.1，nP<5，n<N/40，符合泊松分布条件）如下：
由 L(P)=亡(nP)de-(nP)/ d!, 而 n=40, C=1 得
即（1+np）e （(nP)=0.9，则P~0.01329
得DRH05引信作用可靠性设计指标为R=1一P=0.98671=75/76。
2.2产品功能分析与构成分类
对产品的功能进行分析是建立可靠性模型的基础，而对产品的构成进行分类，区分出继
承、移植、改进、新设计的相应部分是对改进型产品设计进行可靠性分配所必备的条件。
DRHO5引信由头部击发机构、装定装置、后坐保险、前冲保险、隔离机构和传爆序列
组成，其中隔离机构包括准流体远解机构、闭锁装置、滑块隔离机构。各功能及主要功能单
元关系见图2，各组成部分分类见表1。
前冲机构
后坐保险
头部击发机构
瞬、延
惯性简簧
爬行销簧
爬行销
惯性筒
钢珠
闭锁钢丝
引信帽
LZ-4C
摘除
引信帽
准流体
tZ-30
导爆管
活塞
瞬、惯
通过调
传爆管
滑块
节栓
闭锁销
滑块簧
延期管
及簧
弹丸
图2DRH05引信功能框图
—392-

引信设计可靠性分配途径
表1各组成部分分类
机构分类
机构名称
继承、移植部分
头部击发机构、装定装置、后坐保险、传爆序列
改进部分
准流体远解机构、闭锁装置
新设计部分
前冲保险机构、滑块隔离机构
2.3继承、移植部分的可靠性预计
DRH05引信中继承和移植的机构为成熟产品的相应部分，可靠性水平见表2。
表2DRH05引信中继承、移植部分的可靠性
功能单元名称
作用可靠度预计值
RA =0.9997
头部击发机构解除保险
RB =0.9996
后坐保险解除
Rc =0.99795
击发机构按瞬发方式作用
RG =09994
击发机构按惯性方式作用
RH =0.9979
LZ-46正常作用
RL =0.9999
瞬发、惯性传火道畅通
RM =0.9979
延期管正常作用
RN =0.997
传爆序列正常作用
2.4总体可靠性分配模型的建立
某些产品如引信有多种选择功能，每种功能对应的可靠性模型并不一定一致，那么应该
选择一个适当的模型进行可靠性分配。
DRHO5引信三种装定时的可靠性数学模型分别为：
(1）瞬发装定作用可靠度
RsQ=RARpRcRD(Re+Rc-ReRG)RH(RL+RM-RcRm)Rn=0.99949RcRD
(2）惯性装定作用可靠度
RINE=RARBRcRDRGRH(RL+RM-RRM)RN=0.99943RcRD
(3）延期装定作用可靠度
RDEL=RARBRcRD(RE+RG-ReRG)RHRMRn=0.99928RcRD
显然延期装定时作用可靠性水平最低，为了确保产品可靠性水平达到要求，取延期装定
时的可靠性模型作为可靠性分配模型。其可靠性方框图见图3。
393

杀伤爆破弹
隔离机构解除保险
击发机构正常作用,
传爆序列正常作用励
延期管正常工作勋
LZ
后坐保险解除~
14作用正常M
Re
REG
图3延期装定时，DRH05引信作用可靠性方框图
2.5
改进新设计部分的可靠性指标确定
总体设计指标除去继承、移植部分占去的固定部分即为改进、新设计部分总的可靠性指
标。
DRHO5引信改进、新设计部分的可靠性指标为
Rz=R*/RARBREGRHRMRN =0.98743
可靠性指标逐级分配
2.6
2.6.1
分配方法
可靠性分配是逐级进行的，由单元向基本单元直至零件级，本文分配到基本单元为止。
分配方法采用考虑重要度和复杂度分配法。
前冲保险属于一个基本单元，其作用可靠度不再分配；隔离机构由三个基本单元串联组
成，其可靠性模型如下：
DRH05引信隔离机构作用可靠性框图见图4。
准流体远解机构Ra1
闭锁装置Rd2
滑块隔离机构Ra3
图4DRH05引信隔离机构作用可靠性框图
2.6.2分配过程
当每个单元、基本单元未正常作用时，都导致引信瞎火，所以每个单元的重要度均为1。
详见表3。
由于引信属于成败型产品，故有Λ=（n/N）·（1/W），而元×t=F为任务失效率，故
Fi=aXt= (n;/N)(1/W) t= (n/N) (1/W,) Fso
当F、Fs较低时，有R=eP～1一F，此时，任务失效率F近似等于产品的失效概率。所
以进行可靠性分配可按下式进行：
F= (n;/N) (1/W)) Fs
式中F分系统的分配失效概率；
Fs系统失效概率设计指标。
—394-

引信设计可靠性分配途径
Ps=1-Rs=1-Rz=0.01257
Fc=（n/N)（1/Wc）Fs=0.00279
同理得Fa=0.00978
Fa=0.00349
F a3=0.00349
Fa2=0.00279
Ra=0.00349
Rc=1-F=0.99720
Ra2=0.99721
Rd1=0.99651
表3单元重要度
重要度Wi
基本单元件数
复杂度Can/N
基本单元名称
前冲保险机构Rc
4/18=0.22222
隔离机构Rp
14/18=0.7777
14
18
准流体远解机构Ral
5/14=0.35714
闭锁装置Ran
4/14=0.28571
.4
滑块隔离机构Ra3
5/14=0.3514
14
分配结果
2.6.3
改进机构分配结果
2.6.3.1
准流体远解机构作用可靠度：Rd1=0.99651
闭锁装置作用可靠度：Ra2=0.99721
2.6.3.2新设计机构分配结果
前冲保险机构作用可靠度：Rc=0.99721
隔离机构作用可靠度：Rp=0.99022
滑块隔离机构作用可靠度：Rp3=0.99651。
验算引信作用可靠度
2.7
隔离机构作用可靠度为：RalRnRa3=0.99026>Rp=0.99022
延期装定时引信作用可靠度为：0.99928RcRp=0.98672>R*=0.98671
因此，可靠性指标分配是合理的。
结论
以上介绍的可靠性分配方法，在DRHO5引信研制过程中已经得到应用。实践证明，这
一途径不仅切实可行，而且行之有效。不论从理论上还是实践中，这种分配方法都是成立的。
因此，应用以上叙述的方法是进行改进型产品可靠性分配的一条合理途径。
-395-

实测机械引信延期解除保险距离真值的一种方法
徐立文‧孙永满‧吴亚明
(国营第641厂）
摘要本文提出了一种采用机电结合技术测试机械引信延期解除保险距离的方法，并介绍了在
DRHO5引信研制过程中的应用情况。
关键词机电引信延期解除保险距离测试
1：引言
延期解除保险距离是指延期解除保险时引信距发射点或装备的距离，它是引信的一个重
要安全指标，在引信的设计、研究与使用中都需测试该参数。
以往对该参数的测试是在对引信的延期解除保险装置进行理论分析的基础上，然后利用
理论计算值指导靶场试验。一般是通过升降法在弹道的不同位置设置靶位，通过射击试验观
测引信碰靶后是否发火，来估计引信延期解除保险距离。
这种试验方法不但浪费弹药、靶板等试验器材，还耗费大量人力。由于理论计算值与实
际值不可能完全符合，而且每一发引信的延期解除保险距离都不同，所以在试验中需要多次
调整靶位，耗费大量弹药，才能大致估摸出引信延期解除保险距离的水平。针对上述靶场试
验存在的问题，我们设计了一种新的机电结合的试验装置，采用先进的试验方法，克服了原
试验方法中的缺点。
利用这种方法，可以得到引信延期解除保险距离的实际水平，并省去了靶板、靶架等试
验器材，具有省时、省力、节省器材等很多优点。
这种方法已经在DRHO5引信的研制过程中获得应用，取得较好的效果，值得推广使
用。
2设计思想
引信的延期解除保险距离是由引信的延期解除保险机构保证的。在实弹射击中，只有当
引信延期解除保险机构完全正常作用，引信解除保险，隔离机构运动到位，引信才处于待发
状态。
通过上述分析，我们结合引信延期解除保险机构的运动特征，设计了一套电子装置，安
装在被测试引信中。在引信的实弹靶场射击中，通过电子装置检测引信延期解除保险机构正
常作用后，隔离机构运动到位时的动作，并利用它作为启动信号，击发引信的传爆序列，使
引信正常发火。这样，在靶场试验中，通过观测引信在弹道上的发火位置，就可以得到该发
引信的实际延期解除保险距离。
—396

实测机械引信延期解除保险距离真值的一种方法
试验装置
3.1试验装置结构图（图1）
执行开关
电子装置与执行级之间的接
引信传
执行级
电子装置
通开关Ka由引信的延期解除保
爆序列
启爆信号
险装置控制。当延期解除保险装
启动信号
控制信号
置正常作用，隔离机构运动到位
时，开关K，接通，电子装置输出
解除保险信号
延期解除
启动信号，使执行级作用，起爆
保险装置
序列使引信发火。由于在控制中
利用了电信号，所以我们采用桥
图1试验装置结构框图
丝式电雷管作为电子装置的执行
元件，它同时作为传爆序列的起爆元件。
3.2电子装置线路图（图2）
线路图中元器件的参数：
R：电阻（100kQ）
C:电容（4.7μF/25V);
K、K'：接电开关；
Ka：执行开关(由延期解除保险装置控制);
D：桥丝式电雷管；
Ve-21V
元器件的选择
3.2.1
图2电子装置线路图
由于在射击中引信中的各元器件要承受较大
的冲击力，使用耐冲击的高可靠性元器件是非常重要的。利用国内已经定型的无线电引信中
使用的元器件，如电阻、电容、电雷管等，可以保证元器件具有较高的可靠性。
执行开关Ko的形式是根据不同的延期解除保险装
置来设计的。它既能够在延期解除保险装置解除保险的
同时可靠接通起爆电路，又能在勤务处理时使电雷管的
两个端子处于短路状态，保证勤务处理时的安全。
在实际靶场试验中，为保证安全，节省电池能量的
消耗，我们把电池和电阻设计成为一个电源合件，如图
3所示。
只有在临装填时，才接通开关K、K'，使电容在
电源合件
图3
很短的时间里（≤1s）充电到电池的额定电压值（21V）。
当炮弹发射后，引信的延期解除保险装置正常作用，隔离机构运动到位，引信处于待发
状态；与此同时，执行开关Ko接通电容C与电雷管D的两个端子，电容C向电雷管D放
-397-

杀伤爆破弹
电，起爆电雷管，并使引信传爆序列顺序爆炸，引信正常作用。
3.2.2元器件参数的选择
3.2.2.1电雷管
根据212所提供的参数，试验装置中电雷管的起爆电压为6～8V，最小起爆能量为1.8
×10J，作用时间小于100μS。
3.2.2.2电阻、电容
我们取电阻R=100k2；C=4.7μF，充电电路如图
4所示。
I(t)=C · dV.(t)/dt
Ve=R · I (t) +V(t)
Ve=C · R · dV(t)/dt+Ve(t)
解此微分方程
图4充电电路
Ve (t) =Ve(1-e'/RC)
绝缘座
当Vc(t)=0.9Ve时解得：t~1.1s，
电雷管
即：当时间为1.1s时，电容C两端的电
接电片
压变为18.9V。
绝缘垫
接线柱
所以，充电时间很短，并且能达到电
雷管D所需的起爆电压值。线路中电阻R
的作用是防止电池E对电容C进行短路
充电，造成电池E瞬时大电流放电，以至
执行开关
起爆电容
损坏。
3.2.2.3起爆能量的计算
当充电时间达到1.1s时，电容C两
端的电压为Vc=18.9V，远大于电雷管D
起爆电压（6～8V）的要求。
此时电容C储存的能量为：
图5改制后的安全及延期解除保险机构的部件
W=CV/2=8.4×104J，远大于电雷管D起
爆所需能量（1.8×10^J），能满足电雷管起爆的能量要求。
从上述计算结果分析可以得出，电阻R、电容C、电雷管D的选择是合理的。
4试验装置的改进与试验结果
4.1试验装置
在DRH05引信的研制过程中，我们利用了上述试验装置对该引信进行了炮口安全距离
的摸底试验。
针对DRH05引信延期解除保险机构的特点，在不影响原机构性能及指标的前提下，对
—398-

实测机械引信延期解除保险距离真值的一种方法
它进行了改制。在原机构上增加了起爆电容C、电雷管D、执行开关Ka、接电导线、接电
柱及绝缘座等元器件。改制后的安全及延期解除保险机构的部件图见图5。图中扭簧作为执
行开关Ka。
在勤务处理过程中，由于短路销的作用，扭簧使电雷管D的两个端子短路，这样可以
保证电雷管D在勤务处理过程中不会因静电、电磁辐射等因素意外起爆，保证了勤务处理
的安全。
发射前，将电源合件的正、负端分别与试验装置上的正负接电导线相连，保持几秒钟。
这时电容C充满电，电压达到电池额定值。然后小心地将试验装置上的两根接电导线分别
用绝缘胶布仔细包好，绝对不要使其短路，再将它们固定在试验装置中，这时就可以装填上
膛了。
发射后，延期解除保险机构解除保险，滑块运动到位，引信处于待发状态；与此同时，
闭锁销也作用到位，短路销释放扭簧，扭簧转正，使电雷管D的两端与电容C的两端接通，
电容C放电，电雷管起爆，引信传爆序列也顺序起爆，测定引信起爆的位置即可得知引信
的延期解除保险距离。
4.2试验结果
利用上述试验装置对DRH05引信保险机构进行了延期解除保险距离的靶场测试，测试
结果如下：
序号
10
91
失效
84
失效
80
06
90
85
失效
距离/m
90
试验中，出现了3发作用失效的引信，但其余引信的延期解除保险距离的测试结果与
DRH05引信的理论计算非常吻合，这说明该试验装置及测试方法是正确的、可靠的。
5改进及推广
从DRH05引信利用该装置进行延期解除保险距离的测试结果看，该装置能达到预期目
的。但由于受到试验条件与试验设备的限制，这套试验装置的可靠性还有待提高，这可以通
过改善线路接点的连接强度、提高线路间的绝缘性、增加试验装置的密封性等方面来提高装
置的整体作用可靠性。
该试验装置在DRHO05引信延期解除保险距离的测试中取得了良好的效果，为工厂节约
了大量的人力、物力，对DRHO5引信的设计工作起到了验证作用，对引信的优化设计做出
了一定的责献。
装置的连接方式，改变执行开关的控制方式，也可以应用到其它引信的延期解除保险距离的
测试中，其效果将是同样良好。
—399-

125mm杀爆弹立靶密集度影响因素分析
孙文举
贺连梁李庄林
（驻724厂军代室）
（国营第724厂）
摘要本文利用解弹道方法解出影响立靶密集度因素的主次、大小，从而给出研制和生产中
进行控制的方向和方法。
关键词杀爆弹，立靶精度，影响因素
1弹道计算公式的确定
125mm杀爆弹千米立靶密集度试验是直射，其弹道可以说是低伸弹道，所以采用如下
计算公式：
(1)
y = Xk - tano - xx[(Ak - Ao) /(Dk - Do) - Io1/(2C . cos? 00)
其中
Xx = K -voVy
(2)
K = f(vo,CJy)
125mm杀爆弹弹形系数=1.4，由弹重为23.2kg计算C43=0.95。由vo=850m/s，y=2m，
C=0.95，查K值表得K=0.8444。将K、Vo、代入(2)式得x=1015m，此值与外贸鉴定
Xk=1013m实测值相符。当确定y=2m时，利用公式(1)推算得6。=0.4254°=7.1mil。
至此得出干米立靶密集度试验的基本参量如下：
Vo=850m/s，。=7.1mil， C=0.95
为了能定量反映上述三个基本因素对高低方向的影响程度及计算时查表的方便，对上述
三个因素各取三个水平分别组合代入（1)式，得出千米处高低y值列入表1。
表1千米处高低y值
80 /mil
/m- s-l
6.5
7.0
7.5
-0.211
0.312
0.94
0.735
843.0
0.95
0.742
-0.218
0.750
-0.226
0.297
0.96
0.94
-0.611
-0.087
0.436
850.0
0.95
619'0
-0.095
0.428
0.626
-0.102
0.421
0.96
-0.487
0.037
0.560
0.94
856.9
0.95
-0.494
0.030
0.553
0.96
0.023
0.546
-0.501
-400-

125mm杀爆弹立靶密集度影响因素分析
2
影响因素的宏观分析
从表1可以看出：
（1）当固定C、。时，每有△vo=1m/s，则Ay=0.018m。
(2）当固定vo、C时，每有△。=0.1mil，则y=0.105m。
(3）当固定Vo、。时，每有△C=0.01，则△y=0.008m。
根据战技指标和一些火炮的射角中间误差及一些弹道系数的中间误差，我们分别
Ev。=3.0m/s; Ee。=0.25mil, Ec =0.5% ,
那么
/(Ev。-Qv )? +(Ee。·Qe.)? +(Ec ·Qsc1c)?
=0. 268m
这样各种因素所占E，比例如下：
射角散布：
Ee。:Qe。 / E, =0.263/0.268=97.9%
初速散布：
Ev。: Qv. / E, =0.054/0.268=20.1%
弹道系数散布：
Ec Qsc / E, =0.004/0.268=1.5%
上面三个影响因素对落点高低值的影响程度大小依次为：射角散布，初速散布，弹道
系数散布。
同样对于落点横向散布：
E, = J(E。-Qe.) +(Ew. ·Qw.)2
如果忽略环境因素或者说控制试验时的环境条件，则
E, =Ee·Q.
送样E。。就成了唯一的占主导地位的影响因素。
401-

杀伤爆破弹
3对主要影响因素的分析
从以上的计算和分析，我们看出对于125mm杀爆弹的立靶密集度，无论高低和横向散
布，E。都是一个主要的因素，而E。又是由瞄准误差、火炮跳动及弹丸的起始偏角构成。
而起始偏角则与弹丸结构密切相关。对于一般稳定的张开式尾翼弹来说，尾翼在炮口瞬间张
开的一致性直接导致起始偏角的大小，这是我们在弹丸设计中及生产中要注意和控制的。对
于125mm杀爆弹，我们严格控制了翼片和翼座的铆合松紧程度和一致性，严格控制了剪切
销轴的直径尺寸和销轴材料的剪切力，因此保证了尾翼张开的一致性，大大减小了弹丸的起
始偏角，很好地完成了千米立靶密集度指标。
4结论
通过以上的计算和实践，可以得出如下的结论：
(1）对于直射的张开式尾翼弹，各因素对立靶散布的影响，其影响程度依次为：射角散
布E。、初速散布Ev。、.弹道系数散布Ec，而且Ee。是主要因素；
(2）构成E。的主要原因之一是起始偏角，而起始偏角的形成主要是由于弹丸在炮口时
尾翼张开一致性的差异造成的；
(3）尾翼张开的一致性是满足立靶密集度指标的关键，是我们在设计、生产中要注意和
控制的主要问题。
-402-

新型高强度杀爆弹弹体材料823钢
阎建国殷涛梁栋
（兵器工业第52研究所）
摘要本文对新弹钢的静动态性能、组织、工艺、破碎性和侵彻能力等方面研究表明，823
钢强度级别很高，具有良好的工艺性、破碎性和使用安全性，对炸药有良好的适应性，并且
具有独特的破碎机制，是大口径杀爆弹的首选钢种。
关键词硼钢炮弹材料断裂韧度
1引言
在杀爆弹的材料一炸药一结构匹配中，杀爆弹弹体材料有重要作用。
一二三工程杀爆弹承受最高膛压达392MPa，要求弹体材料0.2≥1078MPa，国内原有
弹钢都不能满足要求。
经过五年的努力，综合金属、断裂力学、动态力学、爆炸力学、穿甲力学等多学科的最
新理论和方法，将模拟技术与材料研究相结合，于1996年完成823钢材料研制，1999年随
DTB式125mm杀爆弹完成型号设计定型。试验结果表明，DTB125mm杀爆弹较俄罗斯的
0Φ26型弹有效破片数提高34%，平均杀伤面积提高31%。823钢具有高强度、良好工艺
性、破碎性和使用安全性等优点。它为进一步大幅度提高威力，实现坦克炮杀爆弹多功能的
要求打下基础。
2成分设计及工艺控制
2.1合金成分及其功效
823钢在成分设计中，添加了微量的硼元素(0.0005%~0.0035%)。这是当前硼钢研究中
最佳的也是最低的含量范围。如此低的硼含量对钢的常规力学性能没有什么影响。在低应变
率下对强韧性无影响，只在高应变率下（~10°%s"）才起作用。
由于钢中添加了硼元素，必须大幅度降低钢中硫磷的含量，否则将恶化弹钢的断裂韧度
和冲击功值，这对安全性不利。
钢中添加微量的铬(0.15%~0.35%Cr)作为预防措施，尤其在下限成分钢中，防止弹体组
件在热挤压加工时，由于钢坏长期高温加热产生表面脱硼而影响材质性能。为了提高冶炼时
硼的回收率又添加微量的矾(0.02%~0.06%V)。与其它弹钢相比，降低了钢中的碳含量，
方面改善弹体冷加工性能，同时对冶金工艺、材质韧性有益。
钢中还适当提高了硅元素的含量(Si≤1.7%)。由于硅元素属于材料应变强化较强的元素，
-403-

杀伤爆破弹
在杀爆弹炸药爆炸的瞬间，弹体壁厚受到严重的挤压变形（大约20%~50%），会显著增加破
片表面的硬度，对侵彻十分有利。
2.2工艺控制
找出最佳淬火-回火温度值，在该淬火-回火温度下，不仅破碎性最好，而且避开了回火
脆性的温度范围，实现了强度与韧性的正确配合，使在极细微的组织内出现的硼脆相，只在
爆炸应变率~10°s条件下对裂纹扩展有贡献，在低应变率条件下无有害的影响。
弹体钢坏热挤压工序。毛坯应在1150℃适度保温。它不仅便于挤压操作，而且可以提
高材质内成分的均匀性，尽量减少晶界杂质元素（特别是磷）的偏聚。奥氏体晶界上析出的
硼相也可以再度溶入奥氏体内。热挤压成型的弹体应快速冷却，不应堆冷或缓慢冷却，防止
已溶入奥氏体内的硼相再次析出。
823钢的主要特点
3.1具有很高的强度级别
3.1.1常规力学性能
用材料验收技术指标为依据来对比(如表1)，823钢的屈服强度较58SiMn钢提高1.3倍，
比9260钢提高42%。采用不同的回火温度(300~600℃)其屈服强度可以有很宽的范围
(0.2 =1870~952MPa)。
表1弹体屈服强度对比
8, 1%
y 1%
钢种
钢号
热处理状态淬火一回火/℃
O0.2 /MPa
≥20
>1078
50SiMnVB
823
880550
轧态
≥460
≥15
58SiMn
≥760
≥10
60Si2Mn改
9260
870—500
≥980
≥35
46Cr1
850500
表2应变率对823钢屈服强度影响(平均值)
拉伸屈服强度ps
压缩屈服强度Qus
E Is
E Is
/MPa
/MPa
提高幅度/%
提高幅度/%
1070
常规
1060
6.7X104
8.1X 102
1.23~2.34X 102
26.0
1100
4.0
1346
1.56X103
1210
13.0
4.76X103
1400
5.6~6.5X103
1500
41.5
31.0
注：（1)52所测定压缩屈服强度，使用中频炉钢，经920℃正火，880℃油淬，550℃回火。
(2）科技大学测定拉伸屈服强度，使用转炉钢，经880℃油淬，550℃回火。
3.1.2动态性能
随着应变率ε的提高，其屈服强度也相应提高。当应变率ε≥10°s时，动态屈服强度α。
-404-

新型高强度杀爆弹弹体材料823钢
比常规屈服强度大约提高20%以上(表2)。不同的回火温度，对动态屈服强度的影响也很显
著(表 3)。
表3回火温度对823钢动态压缩屈服强度影响（平均值）
回火温度
动态压缩屈服强度
常规压缩屈服强度
提高幅度
/MPa
/MPa
/10°s-
1%
2577
400
3.25
66
1541
500
3.65
1863
1160
60
550
3.25
1687
1060
59
600
3.07
1550
70
873
注：均为中频炉钢，经920℃预正火，880℃油淬。
3.1.3有较高的静态和动态的断裂韧度KIc和Kld值
断裂韧度试样主要采用中频炉钢制造，以三点弯曲试样在Instron1251型机上进行测定，
其结果如下：
(1）回火温度对断裂韧度K1。值的影响如图1所示。一般讲，随回火温度的提高，断裂
韧度Kc值增高，500℃回火时出现拐点，低温（一40℃）断裂韧度Klc值明显下降。相反，
低温抗拉强度却高于室温值。此外，钢中含硼量增高时，断裂韧度略有下降。尤其当钢中含
磷量达0.04%时，室温断裂韧度KLc值大幅度下降，竟低于正常钢的低温（一40℃）断裂韧
度Ktc值。
-40℃
+185℃
。113B0.0009%
113B0.0009%
116B0.0029%
116B0.0029%
B0.0052%
121
B0.0052%
121
115P0.04%
X 115 P0.04%
1900 f
1800
+18℃
100
+18℃
90
1700
36
（纵向）断裂韧度Kic/MPai
40℃
80
1600
抗拉强度/MPa
1500
32
1400
4-40℃
1300
28
40℃
40
1200
+18℃
30
1100
24
600
400
500
500
600
400
回火温度/℃
回火温度/℃
图1回火温度和试验温度对强度和断裂韧度的影响
(2)横向断裂韧度Klc低于纵向Klc。低温(一40℃)横向断裂韧度Klc又比室温Klc值大
致下降10%左右。表4所列之值说明，823钢与其它两种弹钢在最佳热处理条件下，其横向
断裂韧度基本相当，只是58SiMn钢的Kc值略低。
-405-

杀伤爆破弹
表4三种弹钢横向断裂韧度KIc值（平均值）
横向力学性能
横向 Kic
钢种
试验温度
热处理工艺
O0.2
钢号
/MPa ·ml2
/MPa
1%
/MPa
940℃预正火，
+18
28
25
74
1310
1180
823
880℃油淬，
26
13
67
-40
1410
1273
550℃回火
920℃预正火，
24
23
62
+18
1180
1050
58SiMn
870℃油淬，
1270
1120
24
20
55
-40
500℃回火
900℃预正火，
+18
1100
1020
47
53
81
46Crl
850℃油，
1200
1150
44
-40
36
500℃回火油冷
(3）具有较高的动态断裂韧度Kid值
试验在52所Instron1251型机（K≤10°(MPa·ml2s)和803厂JBC测力冲击试验机上
完成（K≥10°(MPa·ml2s")。试验结果见图 2
100
823
和图3。823钢的动态断裂韧度Kid值均高于
58SiMn和46Crl钢的Kid。最低的动态断裂韧度
80
Kia=68MPa·m"2，此时应力强度因子应变速率
58SiMn
60
Kid～10°(MPa·ml"2s'")。其它状态下，823 钢的
动态断裂韧
46Crl
40
动态断裂韧度Kid均处于高值状态。
由图3可见，随回火温度提高，动态断裂韧
20
10″102
103
度Kl增高。钢中含硼量变化时对动态断裂韧度
应力强度因子速率K/MPa-m12.s1
Kid无明显的影响。但是，当钢中含磷量达0.04%
图2应力强度因子应变速率K
时动态断裂韧度严重下降。
对三种弹钢动态断裂韧度的影响
K=10°MPa-m 12.s1
K=10°MPa-m"2.s*
无B
-112
A120
B0.0038
动态断裂韧度Kra/MPa-m/2
B0.0029%
0116
× 115
100
100
P0.046
B0.0053%
118
A121
P0.042
# 128
P0.041%
80
80
60
60
40
40
20
300
600
400
500
300
400
500
600
回火温度/℃
回火温度/℃
图3回火温度对动态断裂韧度的K1d的影响
-406-

新型高强度杀爆弹弹体材料823钢
具有良好的工艺性
3.2
3.2.1823钢适宜各种热处理工艺
823钢属于热处理型新钢种，淬透性很好，可以按照产品对象的需求施以不同类型的热
处理工艺。
3.2.1.1823钢的淬透性优于其它弹材
以标准水冷端淬试样来测定其淬透性，先采用金相定量方法确定组织内含50%马氏体
时的硬度值，依此值测定端淬样上距水冷端的距离。图4为823钢下限和9260钢下限成分
的淬透性曲线。显然，823钢的淬透性优于其它弹钢。
60
823下限
50
40
30F
9260下限
20 t
30
10
20
40
50
70
60
80
至水冷端距离/mm
图4823钢下限钢末端淬透性曲线
3.2.1.2回火温度对力学性能和破碎性的影响
回火温度对823钢都有显著的影响。从图5~图7上看出，回火温度对力学性能的影响
符合一般钢的规律。只是400℃回火时，冲击功A降低较多，500℃回火时断面收缩率下
降严重，而550℃回火时两者下降得都不大。但是，550℃回火时的破碎参数Cu值却很高。
因此550℃回火温度不仅可以获得很高的破碎性，而且强度和韧性以及动静态断裂韧度（图
1，3）都能满足使用要求。因此550℃回火是823钢获得良好性能的重要参数。
Jos
2100
1900
0。/%,b 1%,Akv /J
40
/MPa
1700
30
1500
20
D0.2
1300
1100
10
900
300
400
500
600
500
300
400
600
回火温度/℃
回火温度/℃
回火温度对转炉钢塑、韧性的影响
图5·回火温度对转炉钢强度的影响
图61
-407-

杀伤爆破弹
预正火、淬火温度和回火冷却方式对
3.2.1.3手
力学性能的影响
一般硼钢为了消除硼脆相的不利影响，规
24
定热处理前要有920℃预正火处理。本研究表
22
钝黑铝
明，920~940℃预正火对823钢的韧性无明显
破碎参数Cu/cm-1
20
影响。如果温度再升高到1150℃时，可以对
18
韧性有较好的影响，特别对上限成分钢很有
16
利。因为此时在晶界上析出的硼脆相可以再溶
解掉，同时也可以消除晶界杂质元素的偏聚例
14
如磷的偏聚。只要在弹体热挤压工序能控制
12
好，热处理前可以取消预正火工序。本研究采
600
300
400
500
用920℃预正火使组织成分均匀。
回火温度/℃
火温度对823钢的强度性能影响不明
图7
回火温度对转炉钢破碎性的影响
显。但是，随淬火温度的提高，塑韧性略有提
高，如图8、图9所示，一般采用880℃油淬。
40
回火500℃空冷
$20mm
$20mm
回火500℃空冷
1150
8/%, /%, Akv
30
1100
Ob,Op0.2/MPa
1050
20
1000
OD0.2
10
950
850
900
950
850
900
950
淬火温度/℃
淬火温度/℃
图9淬火温度对新弹钢塑、韧性的影响
图8淬火温度对新弹钢强度的影响
3.2.2具有良好的焊接性能
试验按GB9446-88规定进行，采用插销冷裂纹试验方法测定焊后临界断裂应力值用以
描述钢种的焊接性能。试验结果列在表5。823钢的焊接性能优于58SiMn和9260钢。
表5四种弹钢插销冷裂纹试验结果（平均值）
58SiMn
钢种
9260上限
46Crl
823
920℃预正火，
860℃预正火，
920℃预正火，
870℃油淬，
850℃油，
热处理工艺
880℃油，
870℃油，
500℃回火，室冷
500℃回火，室冷
500℃回火，油冷
550℃回火，室冷
100
80
40
30
临界断裂应力/MPa
-408-

新型高强度杀爆弹弹体材料823钢
3.2.3热挤压和冷加工性能
40
823
在钢研总院Gleeble-1500型热模拟试验机上
58SiMn
9260
测定823钢的高温应力来描述其高温加工时的抗
34
力，间接说明823钢热挤压时对水压机模具的抗
力和磨损状态。除测定高温抗拉强度以外，还测
26
定变形量达60%时的应力值以60标计供实用时
/MPa,
参考。试验结果如图10所示，823钢的高温抗力
0060
与58SiMn和9260钢基本相似。
10 f
其冷加工性能与58SiMn钢相当，略优于
1100
1050
1150
1200
9260钢。
温度/℃
3.3823钢与炸药有良好的适应性
新弹钢的高温拉力
图10
它可以与不同爆速的炸药或不同C/M比值（炸药重量/金属重量之比）的炸药装填量都
能进行匹配以满足各种要求。
3.3.1炸药种类对823钢破碎性的影响
当模拟弹的热处理工艺和C/M比均相同时，比较五种装填不同爆速的炸药的破碎性。
试验结果如图11所示，随炸药爆速的提高，其破碎参数显著增高。823钢的破碎性优于46Crl
钢。炸药种类对823钢的破碎性有重要的影响。
。新弹钢(114)
920℃880℃550℃
2#B
。823钢
×46Crl钢(96)
850℃-500℃
15#B
58 SiMn
20
30
97#B
46 Crl
破碎参数Cu/cm-l
16
24
破碎参数Cu/cm-1
12
18
TNT塑态
B A-IX-2 HMX
黑梯铝
0.2
0.4
0.1
0.3
炸药类型
C/M
图11炸药种类对新弹钢破碎参数的影响
图12C/M比对三种弹钢破碎参数的影响（B）
3.3.2不同C/M对823钢破碎性的影响
当模拟弹的热处理工艺和装填的炸药相同时，不同的C/M比对823钢的破碎性有显著
的影响。
本研究曾选TNT、B炸药和钝黑铝试验，其结果均相同。图12是B炸药的试验结果。
随C/M比的提高，823钢的破碎参数Cu值增大，破碎性明显优于46Crl钢，也优于58SiMn
钢。
—409-

杀伤爆破弹
3.4良好的破碎性和攻击武装直升飞机的能力
823钢制造的DTB式125mm杀爆弹在31基地威力试验结果表明，其有效破片数比46Crl
钢制造的0Φ26弹提高34%，平均杀伤面积提高31%。比0Φ19型有效破片数提高73%（含
炸药作用）。
表6三种弹钢破片穿透三层2mm厚硬铝板对比（平均值）
破片速度/m·s'l
钢种
炸药
CIM
热处理状态
破片穿孔总数
V着
钢号
钝黑铝
1907
880℃油淬550℃回火，室冷
0.227
1435
2351
823
58SiM
钝黑铝
0.224
1937
1415
2060
870℃油淬550℃回火，室冷
钝黑铝
0.222
46Crl
1738
850℃油淬550℃回火，油冷
1492
按照博福斯40mm预制破片弹的试验方法，使用37mm模拟预制破片弹，装填钝黑铝
炸药，静爆穿透三层2mm厚LY12CZ间隔板。实验结果见表6，823钢的破片穿孔数比46Crl
钢增多35%，比58SiMn钢增多13.5%。可以认为用823钢制造的弹体也具有攻击武装直升
机的能力。
良好的使用安全性
3.5
3.5.1
综合性能好
当采用特殊的淬火回火处理时，能使强韧性合理配合，威力与安全性匹配，以满足结构
设计对弹体安全性的要求。
在DTB式125mm杀爆弹设计定型试验中，由实弹检测的力学性能，弹体上
00.2>1200MPa。大量的高、低温强装药强度试验回收弹体的变形量均在一0.03~+0.07mm
之内波动。
3.5.2深层残余应力低
三种弹钢制造的弹体壁厚深层残余应力的分布状况列在图13、图14内。标号“1”为
距弹丸口部342mm处，壁厚17~18mm，计算应力947~1020MPa。标号“2”为距弹丸口部
317mm，壁厚15mm，计算应力541MPa。从图中看出三种弹体壁厚的深层残余应力都很低。
其中，DTB式125mm弹体“1”处最大切向应力，=21MPa（深度为12.58mm），最大轴向
应力=18MPa（深度7.86mm），而0Φ26弹"1”点最大切向应力,=38MPa深度13.9mm），
最大轴向应力α，=24MPa（深度5.43mm）。125-I型“1”点处最大轴向应力，=43.0MPa（深
度11.18mm），“2”点的最大轴向应力，=48.2MPa（深度13.48mm）。
三种弹体上横向断裂韧度和力学性能测定结果列于表7内。可以看出三种弹钢制造的弹
体横向断裂韧度Kic值基本相同。
-410-

新型高强度杀爆弹弹体材料823钢
1点切向应力α
200
2点切向应力のt
10
12
14
1002
残余应力/MPa
10
12.
14
层深/mm
-200
残余应力/MPa
层深/mm
。125-I(823钢)
200
400
。125-（823钢）
-A0@26 (46cri)
+xi25-I (58SiMn)
0@26(46Cri)
400
-*125-I(58SiMn)
600
600
800F
800
1点轴向应力0z
200
2点轴向应力0z
200
10
12
14
14
10
12.
残余应力/MPa
层深/mm
残余应力/MPa
200
层深/mm
-200
o--.125-I1(823钢)
。125H(823钢)
OΦ26 (46CTD)
400
xx 125-1(58 SiMn)
400
O@26(46Crl)
x 125-I(58SiMn)
600
600
800
-800
图14实弹壁厚深层残余应力分布图（2点）
图13
实弹壁厚深层残余应力分布图（1点）
表7三种弹体横向断裂韧度测定结果（平均值）
横向断裂韧度 KiC
横向力学性能
/MPa · m12
钢种
产地
热处理状态
钢号
00.2
-40℃
16~20℃
1%
/MPa
76
724厂
823
880℃油490℃回火
1380
32
62
DTB式125
73
724厂
58SiMn
870℃油淬410℃回火
1310
26
68
125-1
46Crl
1240
30
73
61
026
850℃油淬480℃回火
4823钢的破碎机制
弹体的破片率主要由应变率和显微组织决定。当炸药和C/M比一定的前提下，材料的
微观组织状态就对破片率起决定的作用。823钢经过特殊的热处理以后，在极细微的组织内
出现Fe23(CB)相。该相在高应变率条件下有贡献，对低应变率工作状态无影响。因此，823
钢利用该硼脆相作用且抑制回火脆的影响，这是具有优良破碎性的主要内因。其它弹钢和高
硅或高铬钢主要依靠回火脆即磷在晶界上的偏聚作用实现高破片率的。
4.1823钢火回火组织特征
利用冲击试样制取薄膜和观察断口来研究823钢淬火回火组织特征。在淬火组织中，823
钢也具有其它弹钢的组织形态，主要有较多的李晶马氏体和残余奥氏体，在9260和58SiMn
钢中板条马氏体间存在较多的白块或白条状组织，显示铁素体谱线，而823钢与46Crl钢均
无此状况。
-411-

杀伤爆破弹
利用S360型扫描电镜观察回火态冲击试样的断口形貌，823钢主要以结晶断裂为主，
550℃回火时，准解理断口只占10%左右，其余为结晶断口。300~350℃回火时以准解理断
口为主，存在少量韧窝，结晶断口占的比例很少，如图15。这都说明823钢的晶界结合力
是很薄弱的。
10PM20KU04002S
20KU17002
OPM
图15823钢冲击试样断口形貌（×400）
4.2组织类型对823钢的破碎性的影响
本试验用结构完全相同的模拟弹，以不同
24r
热处理工艺获得各种微观组织类型，经静爆破
20
o114#
B0.0009%
碎性试验来比较它们的破片率。其结果列在示
119.120#
B0.0038%
122#
B0.0052%
/cm
意图16。以退火热处理获得的珠光体和网状
16
126#
B0.0062%
破碎参数C
铁素体组织破碎参数Cu最高。当钢中含硼量
12
增加，其破碎参数也增高，但是它们的变化趋
势不改变。
4.3细微裂纹在组织内的扩展
贝氏体
索氏体
珠光体+
珠光体
用破片的金相试样做电镜复型或萃取，研
网状铁索体（淬火+
（等温
（正火）
（退火）
回火）
淬火)
究其极细微的小裂纹在组织内扩展状况，以便
图16组织类型对钢种破碎性的影响
间接观察或推断在爆炸应变率时，裂纹在组织
内扩展状况，说明破片率高的原因。经过反复
研究，组织内的微裂纹主要沿晶界、相界、亚晶界和碳化物扩展，如图17。
在极细微的组织内除了存在一般弹钢中常见的磷化物以外，主要在晶界和相界上析出了
较多的Fe23(CB)相，该脆性相在爆炸应变率下极易促进裂纹扩展，对提高破片率作出贡献，
而在低应变率条件下却对强韧性影响不大。
硼是表面活性元素，钢中的硼极易吸附在奥氏体晶界上，降低了奥氏体晶界能和碳在奥
氏体晶界上自扩散的能力，阻碍了铁素体的生成。因此，退火态热处理，特别在共析点附近
保温时，组织内仍很难出现大量的铁素体，反而在晶界成Fe23(CB)6相或Fe3(CB)相。
在回火马氏体和贝氏体组织中，裂纹的扩展状况与其它类弹钢基本相似。在组织内可能
局部存在未溶的硼相，会对裂纹的扩展带来有利的影响。
-412-

新型高强度杀爆弹弹体材料823钢
120-2（10-2）回火500℃索氏体（复体）×20000
120-3（7-4）珠光体（复型）×1500和碳化物
图17爆炸微裂纹在组织内扩展状况（图中的白色条纹为炸药爆炸后组织产生的微裂纹）
5讨论
(1）钢中添加硼元素来提高钢的淬透性，节约贵重的战略元素Cr和Ni，是当今新弹钢
的发展方向。823钢吸收了一般硼钢的优点，发展了自有的特点，成为我国第三代高破片率
弹钢，不仅促进杀爆弹技术的发展也推动了含硼结构钢的发展。
(2）由于首次应用硼钢制造弹体，在科研阶段对钢中的硼和磷含量的影响做过专题研
究，如果钢中局部含硼量仅为0.006%时，对材质的强韧性影响有限，可是破碎性却能大幅
度地提高。无论何种情况，钢中的含磷量都必须越低越好。
我们严格规定了钢的成分范围，大幅度地压缩了钢中磷的含量，只要冶金和热加工工艺
等方面能正确操作，抑制回火脆（即减少磷的偏聚），就能充分利用微观组织中的极微量的
硼脆相，在爆炸应变率条件下做出积极的贡献。实现强韧性的正确配合，达到威力与安全性
的合理匹配，获得材料一炸药一结构最佳匹配效果。
尽管各种大口径杀爆弹体的结构、装药和材质性能要求各异，但是大幅度提高威力却是
共同的需求。使用823钢，选择适用的热处理工艺，获得需要的组织类型，在满足弹体强度
性能的前提下，都可获得最高的破片率。当炸药和组织类型选定以后，进一步减薄壁厚，多
装炸药，这样不仅弹体本身的重量减轻，提高了弹丸的飞行速度，而且可以充分发挥炸药的
爆轰作用，诞生反坦克杀爆弹新型弹种是完全可能的。
6结论
(1）823钢具有很高的强度级别（o.2>1078MPa），良好的工艺性、破碎性和使用安全
性。使823钢制造的DTB式125mm杀爆弹的威力水平大大优于俄罗斯先进的0Φ26型弹
体。因此，823钢在大口径杀爆弹中具有广泛的应用前景。
(2）在823钢的材质和应用研究中，通过正确的成分设计和工艺控制，可以充分利用极
微细组织内的硼脆相，抑制回火脆，不仅能使强韧性合理配合，也能使威力与安全性正确匹
配，实现了材料一炸药一结构最佳匹配。
(3）823钢具有特殊的热处理工艺和独特的破碎机制，充分利用不同的组织类型和不同
的装药结构，就能获得最大的威力效果。
-413-

热处理工艺对823钢破碎性的影响
殷涛梁栋
阎建国
(兵器工业第52研究所)
摘要本文详细地阐述了823钢采用不同热处理工艺，其力学性能、材料显微组织、破碎性的变
化规律，并进行了分析讨论，指出该钢用于DTB式125mm杀伤爆破弹的最佳热处理规范。探讨
了823钢在其它型号杀爆弹推广应用的可能性。
关键词材料钢热处理力学性能破碎参数炮弹
引言
1
决定杀爆弹终点威力的最关键因素之一就是弹体材料的破碎性。DTB式125mm杀伤爆
破弹其膛压高达到392MPa，为确保火炮发射过程中内弹道性能，杀爆弹弹体材料必须具有
高强度。823钢是我国自行研制的新一代杀爆弹弹体用钢，是目前国内强度等级最高的高破
片率杀爆弹弹体用钢。该钢与俄罗斯同口径、同结构的0Φ26型杀爆弹相比，有效破片数
提高34.5%，杀伤面积提高31%，达到了目前世界先进水平。
本文着重论述了823钢在不同热处理工艺条件下，其力学性能、显微组织的变化规律，
并采用小型模拟弹技术，在水井中进行静爆试验，再利用电子称与计算机进行分栋、计算，
最终得到823钢破碎性变化规律，探讨了它们之间的内在关系，从而优化了823钢的最佳热
处理规范，为该钢的推广应用奠定了基础。
实验内容及结果
2.1实验用823钢的化学成分
本次试验所采用的823钢是由鞍钢150t转炉冶炼、轧制成115×115方坏，改锻而成，
其化学成分如表1。
表1实验用823钢的化学成分
元素
Si
Mn
Cr
含量/%
0.48
1.49
1.06
0.0082
0.0176
0.222
0.038
0.0012
热处理规范
2.2
实验采用淬火+回火处理，正火处理、退火处理及等温淬火不同热处理工艺。淬火+回
火处理，采用箱式炉将试样加热至880℃保温1h，油淬至常温，然后在井式回火炉中，分别
经300、400、500、550、600℃回火2h；正火处理，将试样加热至920℃保温1h，空冷；退
-414-

热处理工艺对823钢破碎性的影响
火处理，将试样加热至880℃保温1h，随炉冷却至室温；等温淬火处理将试样加热至880℃
保温1h，淬入400℃的硝盐中等温2h。
2.3
热处理工艺对力学性能的影响
将不同热处理工艺处理后的试样进行力学性能测试，其结果如表2。
表2热处理工艺对力学性能的影响
力学性能
试样
热处理规范
抗拉强度
屈服强度
延伸率
断面收缩率?
冲击功
81%
0/MPa
002/MPa
35
880—300℃
2050
1810
8.0
13
1750
1570
11
49
880—400℃
15
萍火+回
1180
37
3#
880—500℃
12
27
1320
1120
13
38
25
880550℃
1080
31
1080
16
47
880—600℃
930
5#
退火
820
420
40
26
880℃炉冷
18
6#
正火
880℃空冷
18
40
28
900
480
7#
1220
24
52
65
880~400℃
975
由表2可以得出：随回火温度升高，823钢抗拉的强度0b及屈服强度00.2逐渐降低，
断面收缩率W、延伸率及冲击功Ak逐渐升高，这与其它低合金钢变化规律相同；等温淬
火处理后，综合力学性能较高；正火、退火工艺，使其强韧性相对较低，不能满足DTB式
125mm杀伤爆破弹的要求。
2.4热处理工艺对823钢显微组织的影响
将不同热处理工艺处理的试样制成金相试样，在金相显微镜下观察分析，并制成复型样
在JEM-200CX透射电镜下观察分析，进一步确定其显微组织，将断口试样通过萃取方法制
成萃取试样，对碳化物类型做进一步分析，其结果如表3。
表3热处理工艺对823钢显微组织的影响
显微组织
试样号
热处理规范
金相组织
电镜断口萃取组织
电镜复型组织
回火马氏体+少量
韧窝
880--300℃
回火马氏体
上贝氏体
韧窝准解理+极少的Fe:C
回火届氏体
届氏体+碳化物
2#
880—400℃
淬火+
沿晶+少量韧窝+Fe3C及
索氏体+碳化物
880—500℃
回火索氏体
3#
回火
少量Fe23(CB)
韧窝+少量Fe;C及
880-550℃
回火索氏体
索氏体+碳化物
4*
Fe23(CB)为主
880600℃
回火索氏体
索氏体+碳化物
韧窝+Fe3C碳化物
5#
片状珠光体+少量网状铁素
880℃炉冷
退火
6#
片状珠光体+极少量块状
880℃空冷
7#
正火
铁素体
上贝氏体
等温火
880~400℃
由表3可知，823钢随热处理工艺不同其组织变化与其它低合金钢相同，但由于钢中含
—415-

杀伤爆破弹
有硼元素，其碳化物类型变化较为复杂，对力学性能及随后的破碎性产生较大的影响。
2.5热处理对823钢破碎性的影响
将不同工艺处理的试样制做成小型模拟弹，并装填铸装TNT炸药，装填中尽量保持炸
药质量/金属质量（C/M）值相同。在爆炸水井中进行静爆试验，将破片回收，再经计算机、
电子秤进行分栋，最终计算出材料破碎率C。，将C。值除以模拟弹长度，得出单位长度修正
的Payman参数Cu，Cu值越大材料在爆炸载荷的作用下破碎性越好，所产生的有效破片数
越多。不同热处理工艺条件下材料的力学性能显微组织破片率的变化情况如表4。
由表4可知，823钢随热处理工艺不同其破碎参数Cu值变化规律与力学性能有显著不
同，不能用简单力学性能代替破碎性。对于不同型号的杀爆弹，必须要优化其热处理工艺，
才能确保杀爆弹的各方面性能达到最佳。
表4热处理工艺对823钢破碎性的影响
C, (cm")
试样号
炸药类型
C/M
热处理规范
0.173
63.88
9.40
880~300℃
铸装TNT
0.170
39.06
5.70
880~400℃
铸装TNT
淬火+回
铸装 TNT
880~500℃
0.173
54.33
7.76
880~550℃
铸装TNT
0.170
65.98
9.49
0.170
52.44
7.48
880~600℃
铸装TNT
15.24
铸装TNT
退火
0.172
106.70
880℃炉冷
8.87
正火
880℃空冷
铸装TNT
0.173
62.10
等温淬火
880~400 ℃
0.170
23.10
3.30
铸装TNT
3结果分析及讨论
杀爆弹弹体材料的选用原则主要有两点，一是材料的力学性能要满足弹体设计要求，二
是材料的破碎性满足弹丸的终点威力要求。材料的这两条因素主要是由材料的成分及显微组
织而决定，而显微组织是随着材料的热处理工艺的不同而改变。
823钢淬火后，随着回火温度的变化其内部组织也在变化，1*样300℃回火，由于组织
主要是回火马氏体，其塑性偏低，在爆炸载荷的作用下，在片状马氏体层片间产生大量的裂
纹源，因此其破片率较高。2'样400℃回火，此时的显微组织为回火屈氏体+少量Fe3C，回
火届氏体显微组织细小均匀，因此在爆炸载荷作用下其裂纹源较少，最终导致破片率不高。
3"、4°、5样其显微组织，都是回火索氏体，但由于823钢含有硼元素，其析出的碳化物类
型与其它钢有所不同，3"为少量Fe3C及少量Fe23(CB)，4°样的碳化物为大量Fe23（CB）6
与Fe3C,对钢的常规力学性能影响不大，表现在3"、4'、5"的常规力学性能变化与其它类似
的中碳低合钢相似，但在爆炸载荷的作用下（即高应变率ε>10%s"），Fe23(CB)的脆性较大
而Fe3C相对脆性较低。6"样退火处理其显微组织中的网状铁素体将金属分割成性能不同的
-416-

热处理工艺对823钢破碎性的影响
组织区，在爆炸载荷作用下，网状铁素体与珠光体界面的变形不同步，产生大量的裂纹源，
从而导致破碎性急剧升高。7"样为正火组织，组织较为均匀，但珠光体组织是由铁素体片和
碳化物片组成，裂纹会沿碳化物与铁素体的界面扩展，因此，也有较高的破碎性。8*为等温
淬火处理试样，其组织为贝氏体，该组织具有良好的综合力学性能，其韧性相当高，具有阻
碍裂纹扩展的能力，因此其破碎性很低，是不宜用于榴弹材料的热处理工艺规范。
DTB式125mm杀伤爆破弹对弹体力学性能的要求是00.2≥1078MPa、V≥20%。由表
2可知满足此要求的有1*、2、3"、4；而5"、6、7"、8*试样不满足弹体设计要求。而
破碎性较高的6°、4°、1°，6°由于强度不满足要求无法使用；1'由于是300℃回火，其强
度、硬度很高，给机加工带来很多困难，因此，综合各项因素，DTB式125mm杀伤爆破弹
的最佳热处理规范为：880℃淬火+550℃回火。
在有些低膛压杀爆弹型号中，对杀爆弹弹体材料强度要求不高的情况下，采用退火或正
火处理，也是一种非常有效的提高破片率的热处理规范。
4 结论
(1)DTB式125mm杀伤爆破弹采用823钢，其最佳的热处理工艺为880℃淬火+550℃回
火，此时不但力学性能满足设计指标，而且破片率较高，完全满足威力指标。
(2）823钢对于强度要求不高的杀爆弹，通过退火或正火工艺进行热处理，可大幅度提
高杀爆弹的威力。
(3)823钢等温火得到贝氏体组织，不宜用于杀爆弹弹体。
-417-

125mm杀爆弹威力设计及杀爆弹发展趋势
李斩段梅
(国营第724厂)
摘要通过125mm杀爆弹威力设计，根据爆破和杀伤威力两方面的计算与试验，得出杀爆弹
在咸力方面的有关数据，并据此提出杀爆弹发展趋势。
关键词爆破威力杀伤威力杀爆弹设计
引言
杀爆弹是用其爆破作用和破片的杀伤作用来毁伤敌人的暴露目标与轻型工事。现代战场
目标具有复杂、多变、坚固等特点，为了能更有效地发挥其爆破与杀伤两方面的作用，首先
从理论上进行威力设计，拟定弹丸的合理结构，同时内装高能炸药提高毁伤威力，使之达到
杀伤威力的指标要求。几年来，根据大量的计算与试验，得出杀爆弹在威力方面的有关数据，
并据此提出杀爆弹发展趋势。
2实现威力指标的技术途径
2.1内装高能炸药提高爆破威力
对125mm杀爆弹来说，对该弹在总体设计中采用了高强度优质弹体材料50SiMnVB(823
钢)，在满足射程、飞行稳定性等前提下，为了提高爆破威力，采用了钝黑铝高能炸药。表1、
表2分别列入了125mm杀爆弹内装TNT炸药和钝黑铝炸药威力试验结果，两表对比说明后
者比前者爆破威力明显提高。
表1125mm杀爆弹(TNT炸药)实弹试验结果
(M。= 3,m = KM。= 5.4,R = R/3/ma )
2.5
R/m
7.0
8.0
3.0
3.5
4.0
5.0
6.0
9.0
10
3.990
1.425
1.710
1.995
2.280
3.420
4.560
2.850
5.130
5.70
△Pm
0.545
0.363
0.260
0.197
0.125
0.088
0.066
0.052
0.042
0.035
/MPa
3.3
7.2
1.8
2.2
2.7
11.8
17.3
26.5
35.7
t/ms
4.8
-418-

125mm杀爆弹威力设计及杀爆弹发展趋势
表2125mm弹（钝黑铝炸药）实弹试验结果
(M。 = 3.44,m. = M.Q, /Qrl = 5.1886,meo = Km = 9.339)
8.0
2.5
3.0
3.5
4.0
5.0
6.0
7.0
9.0
R/m
10
3.80
4.749
1.425
1.662
1.899
2.374
2.849
3.324
4.274
1.187
APm
0.072
0.831
0.545
0.387
0.289
0.125
0.058
0.048
0.181
0.093
/MPa
2.192
2.605
3.063
4.185
5.768
11.609
16.709
23.99
1.804
8.111
t/ms
杀伤威力的计算及试验结果
2.2
对DTB式125mm弹的研制，威力指标很高，要求杀伤面积为900m²。杀爆弹的杀伤威
力是按照弹丸的破碎率及球形靶杀伤面积来评定。计算出地面上的杀伤概率函数，再积分就
得杀伤面积。125mm弹由于采用了823高强度弹钢及内装高能炸药两项技术措施，杀伤威力
明显提高。无论从计算和试验结果都表明有效破片数和杀伤面积均超过俄罗斯。0Φ26型杀
爆弹的30%以上，达到了当今世界同类产品的先进水平，见表3及表4。
表3125mm杀爆弹杀伤威力计算结果
破片速度
杀伤面积
有效破片数
装药
弹种
钢材
符合系数
Im?
Im-s-1
823钢
1196
3002
1680
15.9
钝黑铝
125mm杀爆弹
(转炉钢)
823钢
1654
14.7
3104
1060
钝黑铝
125mm杀爆弹
(上限成分)
823钢
1250
2580
18.9
钝黑铝
1570
125mm杀爆弹
（下限成分)
1610
13.12
t06
钝黑铝
2576
0Φ26型榴弹
46Cr1
表 4
125mm杀爆弹杀伤威力试验结果
破片速度
有效破片数
杀伤面积
符合系数
钢材
装
Im2
/m.s-!
823钢
钝黑铝
15.58
1666
1189
125mm杀爆弹
2980
(转炉钢)
823钢
13.56
1057
125mm杀爆弹
钝黑铝
3091
1630
(上限成分)
823钢
1573
1238
钝黑铝
2567
19.18
125mm杀爆弹
（下限成分）
OΦ26型杀爆弹
2478
46Cr1
钝黑铝
1611
12.07
886
3杀爆弹的发展趋势
通过以上计算可以看出，增大弹丸的爆破威力，主要是通过改变炸药的装药类型、质量
和能量；增大弹丸的杀伤威力主要是改变弹体材料及合理的弹丸结构，而在杀伤威力满足要
求的前提下，增大爆破威力，更有效地攻击敌暴露目标，就成为杀爆弹发展的主要趋势。
-419-

第六篇
发射装药与内弹道

125mm坦克炮穿甲弹装药结构设计特点与分析
郑泽义
田书春
（国营第845厂）
摘要本文分析论述了125mm坦克炮装药结构设计的主要特点、高能混合硝酸酯火药与其他火
药性能的比较、点火传火系统的设计与效果、卷制型可燃药筒以及该装药结构的弹道效果等。
关键词穿甲弹装药结构装药设计内弹道燃烧
1引言
穿甲弹装药结构的研究与设计，是在对原苏式T-72坦克125mm火炮弹药分析的基础
上进行的，保留其主药筒和副药筒两节装药的结构特点及卷制型可燃药筒。为了提高火炮的
弹道性能，研制了以混合硝酸酯火药为主装发射药的装药结构及其装药元件，完成了第一步
指标的研制任务。随论，又研制了可燃传火管、改进混合硝酸酯火药、护膛衬里、增加了可
燃弹垫、优化了装药结构、提高了内弹道性能，完成了第二步指标的研制任务。现将穿甲弹
装药结构设计的特点，结合国内外同类武器弹药的情况进行简要的分析。
2穿甲弹内弹道指标及装药结构技术状态
2.1内弹道指标
2.1.1一步指标
在弹丸质量Gb=7.34kg的情况下：
初速 V(15℃）=1725m/s，
膛压Pm(15℃)≤ 470.7 MPa
初速中间误差E%≤4.5m/s，高温膛压
Pm(50℃) ≤ 534.5 MPa
高温最大膛压Pmax(50℃）≤549.2MPa
2.1.2二步指标
在弹丸质量Gb=7.44kg的情况下：
初速V(15℃）=1740m/s，膛压’Pm(15℃）≤ 470.7MPa
初速中间误差E≤5.5m/s，高温膛压Pm(50℃）≤544.3MPa（含单发最大值）
低温初速V。（-40℃）≥1680m/s
-421-

发射装药与内弹道
2.2装药结构技术状态
2.2.1原苏式弹药装药结构
原苏式125mm穿甲弹装药结构系主药筒和副药筒（与弹丸联接在一起）两节装药，采
用卷制型可燃药筒，主装药为单基药。主药筒装药以中心管状药束（15/1）为传火药，周围
部配置上点火药包（内装黑火药）和紧塞具；副药筒装药全为管状药（15/1）。
2.2.2一步装药结构
穿甲弹装药结构仍然采用主、副药筒两节装药，使用改进后卷制型可燃药筒。主装药为
混合硝酸酯发射药（TG-115）：主药筒装药以中心管状药束（21/1-35）为传火药，周围填装
粒状药（17/19H），底部配置点火药包和环形消焰药包，管状药束上部装上点火药包和紧塞
具，药筒上部周围装护膛衬里；副药筒装药为在弹尾周围捆绑管状药（21/1-25、21/1-35），
周围填装粒状药（17/19H），药筒上部周围装护膛衬里。
2.2.3.二步装药结构
仍采用主、副药筒两节装药，使用改进后的卷制可燃药筒，主装药为改进后的混合硝酸
酯发射药（ZT-12A）。主药筒装药中配置了新研制的中心可燃传火管（内装单硝碳-11-11-/1
传火药），药筒内装18/19H粒状药，传火管底部套装环形消焰药药包（DX-11-3/1），可燃
传火管上部装点火药包，药筒上部周围装高效护膛衬、紧塞具；副药筒装药为在弹尾周围
捆绑两种不同长度的管状药（22/1-17、22/1-28），周围填装18/19H粒装药，上部周围配装
高效护膛衬里，弹托底部配装可燃弹垫。
3装药结构的特点
3.1两节装药的分装式弹药
125mm坦克炮穿甲弹由于火炮药室较长，装药量大以及受坦克自动装弹机长度的限制，
必然使得弹药分为两节装药。因为受坦克自动装弹机结构的限制，要求弹丸和副药筒联接后
的总长度不大于680mm，在此条件约束下弹丸弹托前部的长度与副药筒的长度相互制约，
当前者确定后就限制了副药筒的长
苏式弹药8=21mm
一步穿甲弹5=54.5mm
度：要求主药筒的总长度不大于
二步穿甲弹，8=48mm
408mm。药室坡膛后部的长度为
800mm，因此在火炮药室内，两节
装药之间，必然存在一定间隙。苏
/副药筒装药
/主药筒装药
式弹药与我国一、二步弹药由于药
图1
简长度略有差别，两节之间的间隙
也不同，如图1所示。
从装药设计的角度看，希望有一合理的间隙长度。若间隙太大，在起始内弹道循环过程
中就会发生主副药筒药床之间较大的撞击，特别是低温（一40℃）下严重时可能出现火药破
裂或破碎，.形成较大幅度的负向压力波。减小间隙有利于多装药，而且有利于减弱主、副药
—422

125mm坦克炮穿甲弹装药结构设计特点与分析
筒之间的药粒撞击。但若间隙太小，火焰峰传到间隙处得不到充分扩散，副药筒初始点火激
励减弱，也易造成较大幅度的负压差。因此，有必要寻求一个最佳间隙范围。南京理工大学
用两相流内弹道理论计算得出，两节装药间的最佳间隙范围为5~38mm。
虽然我国研制的一、二步穿甲弹两节之间的间隙稍大于上述最佳范围，但弹道试验的结
果表明，对弹道效果影响不大，P~t曲线光滑丰满，负压差亦不大；对副药筒传火速度和效
率未见明显的影响，内弹道的一致性亦较好。
3.2高能混合硝酸酯发射药
125mm坦克炮穿甲弹一、二步指标均采用了高能混合硝酸酯发射药(太根TG-115和
ZT-12A），即纤维素硝酸酯、丙三醇三硝酸酯和三乙二醇二硝酸酯以及其他成分组成的发射
药。它的特点是能量较高，强度较好，爆热和爆温适中，属于均质火药，很适合于在高膛压
武器上使用，其特珠成分为三乙二醇二硝酸酯（TEGN太根）。由于对初速要求高，必导致
高膛压及高装填密度，且要求火药具有高能量、高强度、低烧蚀。
国内现有火药中，除单基药和双基药外比较成熟的火药有硝基胍火药和太根火药。硝胺
火药能量高，其火药力达到了1225.8kJ/kg以上，但尚在研制中。单基药能量较低，双基药
烧蚀严重，三基药（硝基胍药）虽然能量较高和烧蚀性低，但着火性能和低温强度差，难以
满足高膛压武器的需要。综上，太根火药较成熟，已在120mm自行火炮穿甲弹等武器上应
用。太根药在125mm一步穿甲弹应用的基础上，又进一步改进了工艺和性能，特别是提高
了低温力学性能，故应用在二步穿甲弹上是较为理想的。有资料报导，以混合硝酸酯代替高
熔点、高爆热的硝化甘油，可以大大改善发射药的力学性能，降低发射药的火焰温度。太根
和硝化甘油的熔点与爆热见表1。
表1太根和硝化甘油的熔点与爆热
序号
名称
分子式
爆热/k·kgl
熔点/℃
爆温/K
6317.8
4250
硝化甘油
C:H,ON3
13.2
太根
2100
CH120gN2
2512
-19.0
在国外，已普遍使用混合硝酸酯发射药，如德国的G发射药，就是改进了的含硝化三
乙二醇发射药，特别是德国豹IⅡI坦克120mm火炮穿甲弹使用的JA2发射药；西方国家的XM35
及PPL-2923发射药含三羟甲基乙烷三硝酸酯（TMETN）、三乙二醇二硝酸酯（TEGEN）以
及丁烷三醇三硝酸酯（BTTN）等成分。发射药示性数的对比见表2。
表2几种主要发射药的能量示性数
爆热Qv
爆温Tv
比容V
火药力于
序号
火药名称
/kJ · kg"
/kJ · kg"
/1 . kg"
单基药
1049.0
3830
3260
875
硝基胍药(M30)
1088.0
4078
3040
JA2火药
1140.0
4619
3412
900
太根火药
1127.8
4484
3381
899
由表2可见，太根火药的能量示性数与JA2火药相当。
经改进后的太根火药（ZT-12A）的力学性能较好，低温（-40℃）落锤试验表明，抗冲
423-

发射装药与内弹道
击性能已接近高氮量单基药的水平。经过大量试验和设计定型试验考核，应用在高膛压
125mm坦克炮穿甲弹上，有安全可靠的基础。
太根火药，因含有相当数量的硝化甘油，其烧蚀性显然较单基药为大，但由于采用了防
烧蚀措施，如使用高效缓蚀护膛衬里和具有降烧蚀作用的可燃药筒，以及身管内镀铬等，
其烧蚀问题已不突出。实验证明，该装药已能满足身管寿命指标的要求。
3.3有效的点火传火系统
：一步穿甲弹装药采用了底部药包点火、中心管状药束传火、上点火药包接力点燃副药筒
装药的系统结构。大量试验结果表明，P~t曲线光滑丰满，负压差小，点火传火效果良好，
作用可靠。选用以管状药束传火的结构，可以增加药床的透气性，通过计算管状药束的通气
面积率为37.9%，传火条件好，不易形成药床强烈的运动与挤压，另外管状药即使遭到部分
破坏也是折断性的而非粉碎性的，对防止危险压力波的产生具有显著作用。
二步穿甲弹为了进一步提高弹道性能，在主药筒装药中采用了可燃中心传火管及上部点
火药包的系统结构。由于主药筒装药较长，装填密度较高（主药筒内为0.88g/cm²左右；副
药筒内为0.85g/cm；全药室含药筒为0.78g/cm左右，采用中心传火管的主要目的是为了加
强纵向传火速度和径向点火强度，提高主副药筒内发射药着火的均匀性和瞬时性。大量试验
表明，该点火传火结构点火传火效果良好，作用可靠。可燃传火管内装单硝碳-11-11/1传火
药65g，上点火药包内装黑火药40g，可燃传火管的主要技术参数见表3。单硝碳-11-11/1
传火药是由黑火药与硝化棉混合后以溶剂法压制的药条（即奔奈药条），它兼具黑火药与硝
化棉的优点，国外在大口径火炮中已广泛地用它来部分取代黑火药作为点火药。其燃烧速度
和传火速度快，能瞬时点燃全部装药。
表3可燃传火管的主要技术参数
外径/mm
内径/mm
管总长度/mm
孔数
起孔距/mm
孔间距/mm
喷火孔径/mm
22
30
27
364
4X 6(=24)
165~180
目前，装药中最适合的点火传火药量是根据试验来确定的。药量太少，装药引燃时间会
显著增长，在这种情况下，装药燃烧很不稳定，初速和膛压跳动较大；药量太多，则点火强
度太大，也易引起不稳定燃烧，即使在不严重的情况下；也会引起膛压的增高。
研究表明，点火引燃条件是产生压力波的主要影响因素。点火激发能量过小，装药的最
初点火区域太局限，不能进行有效的点火，局部受热的火药可能会产生不完全燃烧，大量中
间物聚集起来，可发生爆炸性点火，结果是不时地产生压力波；如点火激发能过大且过分集
中时，也会引起点火和气体压力增长的不均匀性，导致高的压力波。大量实验表明，不均匀
速而分散的点火可显著减小压力波的强度。此外，点火系统必须有良好的重现性，否则弹道
偏差就会增加。
点火与传火效果的优劣，通常用膛底和弹底压力差一时间曲线上最大负压差（△P）以
及P~t曲线的形状来判别。第一负压差如图2所示。
-424--

125mm坦克炮穿甲弹装药结构设计特点与分析
实验表明，本结构的点火药量适中，主副药筒装药接力点火效果好，点火一致性较好，
全部装药的引燃时间短，P~t曲线光滑丰满，无拐点，一步穿甲弹负压差不大，约为△P
AP/MPa
二-23.8MPa。而苏式弹BM15的负压差经测定
150
为△P=-52.6MPa。原高压100mm滑高温负
压差△P=-50~-60MPa；120mm滑的高温负
100
压差△P=-12.8MPa，低温时变化比较大，
最大时曾达-43.4MPa，低温P~t曲线亦有波
50
动。综上一、二步穿甲弹点火传火效能良好，
可保证射击的安全性。
0.006
t/s
AR
3.4卷制型可燃药筒
-50
125mm穿甲弹采用了卷制型可燃药筒。
图2△P~t曲线
此种药筒是用硝化棉纸涂以高能炸药TNT
后卷制成型再加工为成品。对可燃药筒提出的战技指标为：半可燃药筒应与装药结构匹配，
应满足使用要求，强度可靠，射击时应燃烧完全，膛内不允许有影响装填的燃烧残余物。按
该指标要求，可燃药筒最重要的性能就是要燃烧完全、强度可靠。其关键问题就是要解决燃
烧性能与强度的矛盾。影响可燃药筒燃烧完全性的因素很多，除火炮特征、弹丸在膛内运动
特征以及装药结构外，就药筒本身而论，主要是配方、工艺和药筒结构。
3.4.1燃烧性能特点
可燃药筒燃烧性能好坏主要取决于它的配方、工艺和结构。
在配方上，制造硝化棉纸用硝化棉必须有较高的含氮量和较高的硝化棉含量，以提高其
燃速，利于燃烧。配方特点主要是含有近50%的TNT。TNT既是能量成分，又有粘合剂的
功能，是保证药筒燃烧和强度的有利因素。TNT的爆发点为475℃，在常温常压下燃烧缓慢，
但在高温高压下，它可以瞬时爆燃，爆速为6856m/s。
在工艺上，要严格控制硝化棉纸的厚度和紧度，严格控制涂布的工艺条件使涂布均匀，
TNT含量应足够以及严格控制卷筒工艺条件保证药筒的结构均匀一致。
在结构上，要保证药筒有一个适当的厚度，既不能太厚，文不能太薄，这样才能兼顾燃
烧完全与强度的要求。此外还要控制好药筒的密度不要超过规定范围，以利燃烧。
试验证明，目前药筒的技术状态良好，燃烧完全性能满足战技指标和使用要求。
3.4.2强度性能特点
可燃药筒的强度，仍然取决于配方工艺和结构。为了保证强度，在配方中含有相当量的
增强物质，即硫酸盐木浆和高纯度绝缘木浆纤维及粘合剂TNT。通常可燃药筒的强度有多
种检测和判别方法，有拨断力试验、压缩力试验、反复装填试验和力学性能试验等。卷制药
筒的各项强度检测数据见表4和表5。
：3.4.3综合性能特点
卷制型可燃药筒由于在配方、工艺和产品结构上采取了一系列技术措施，严格将重要参
数控制在适当的范围内，有效地协调和兼顾了燃烧性能与强度，使得卷制药筒与装药结构得
到良好的匹配，综合性能优良，满足了战技指标和使用要求。该可燃药筒的特点是配方合理，
—425

发射装药与内弹道
工艺过程简单，工艺条件较易控制。在材质结构上与模压药筒比较，结构较致密，孔隙率较
低，燃烧规律属渗透性燃烧，其F～曲线表明起始阶段较缓和，曲线上升较慢，约到=0.5
时，「才达到最大值；而模压抽滤药筒的密度较低，孔隙率较高，一开始点燃，「～曲线
上升就很快，以后迅速降低。药筒实测的能量示性数与苏式药筒比较见表6。药筒的计算能
量示性数见表7。由两表可见，该药筒爆热和火药力均较高，有利于提高装药能量和弹丸初
速。
表4可燃药筒强度试验
序号
测定值
一般范围
试验项目
指标要求
≥3500(平均)
12200
拔断力/N
6000~12500
≥3000(最低)
6900
11604
≥4500(平均)
8000~12000
压缩力/N
≥3500(最低）
10748
≥4500(平均)
压缩力N
10948
8000~12000
≥3500(最低)
9041
≥4000(平均)
压缩力/N
6000~10000
7630
≥3000(最低)
-40℃~+50℃三次
反复装填
三次(或以上)
三次，最高十次以上
表5可燃药筒力学性能试验
批号
序号
温度/℃
试验项目
73-1/苏
84-1
80-76/苏
86-1
13.6
20
19.8
20.1
20.5
抗拉强度
12.6
24.2
50
23.8
24.4
/MPa
23.0
11.5
25.5
24.5
-40
2.2
20
5.7
2.5
3.8
延伸率
2.2
50
2.6
3.0
2.8
/%
3.7
1.8
3.2
2.1
-40
0.95
0.96
1.04
20
0.74
撞击强度
1.00
0.93
50
0.99
0.89
J·cm2
0.73
0.60
0.70
-40
0.44
表6
可燃药筒能量示性数（实测）
批号
序号
项目名称
73-1/苏
80-76/苏
89-2
94-5-3
密度/g·cm3
1.2~1.34
1.17~1.32
1.1以上
火药力/10'·kgl
60.07
73.42
73.79
58.78
余容/1·kg
0.600
0.8685
0.8446
1.039
爆热/kJ·kg
1619~1749
2486
2442
2228
比容/1·kg
723
870
发火点/℃
200以上
197.7
—426-

125mm坦克炮穿甲弹装药结构设计特点与分析
表7
可燃药筒能量示性数（计算）
火药力/·kg
爆热/KJ·kg
项目
比容/1kg
爆温/K
754× 103
数值
1865
1850
1101
4弹道效果
125mm坦克炮穿甲弹装药除完成规定的内弹道战技指标外，对装药合理性评价亦是重
要的问题，可由以下几方面进行比较和评估：
（1）炮口动能
炮口动能与国外同类武器比较见表8。
表8炮口动能比较
弹丸质量/kg
序号
初速/m·s'
炮口动能/MJ
7.34
1725
11.13
125mm一步穿甲弹
125mm二步穿甲弹
7.44
1740
11.48
6.50
1715
9.74
苏式125mmBMz2弹
苏式125mmEM42弹
7.05
1700
10.38
10. 12(21℃)
西德豹II120mmDM23弹
7.30
1650
11. 79 (21℃)
7.30
1780
法国120mmOFL120GE弹
由表8可见，我国二步穿甲弹的炮口动能较大，比一步穿甲弹大3.13%，分别比苏式
BM22弹和BM42弹大17.8%和10.5%
(2）火药能量利用率
以穿甲弹（二步）方案：弹重7.44kg，初速1740m/s，火药力115×10′J/kg，装药量8.8kg，
计算火药能量利用率：
Y= 0mV? /2 fo = 0. 23
一般火炮在0.2~0.3的范围内，本结构的能量利用率在中限，亦较为合理。
(3）装药利用系数
na = mV? / 20 = 130.5J/kg
装药利用系数
（4）炮膛工作容积利用率（充满系数）
n。=pgV/2g ·A·l。-Pm =0.55
炮膛工作容积利用率
一般火炮在0.40~0.66之间。
(5）燃烧结束点
427-

发射装药与内弹道
燃烧结束点
nNk =lk /l, =0.354
本结构较小，燃烧结束点较早，火药气体可以充分在膛内膨胀作功，有利于提高初
速和火药能量的发挥。
根据鉴定时测得的常温P~t曲线和△P~t（见图3~图4)，最大压力出现的时间tm=6ms，
Pm=544.92~586.03MPa，弹丸到炮口的时间tg=7.5~8mS，炮口压力P。=150MPa（电测）。实
测的AP~t曲线基本无负压差。由此说明，点传火系统的作用是正常的，装药结构的设计是
合理的。
8001
400
700
300
600
200
500
△P/MPa
100
M400
-100
200
200
100
300
-1001
400
结束时问12.5ms
开始时间：0.5ms
结束时间：12.5ms
开始时间0.5ms
图3压力曲线（常温）
图4压差曲线（常温）
5 结论
125mm坦克炮穿甲弹装药结构，经过大量的试验不断修改完善，所确定的技术状态是
比较优化的。文中阐述的两节分装式装药、高能混合硝酸酯火药的采用、有效的点火传火系
统、燃烧性能与强度二者兼优的卷制型可燃药筒等特点，都成功地取得应有的效果。此外，
该装药结构还采用了高效缓蚀护膛衬里、防止药粒撞击弹底的可燃弹垫，效果良好的新型消
焰药和双功能底火以及其他装药元件组成了完整和作用可靠的装药系统。各种试验考核表
明，它满足了内弹道指标和使用要求，弹道效果良好，射击安全。但该装药结构并非是最优，
尚有不足之处，例如弹丸初速偶而有单发跳动较大的现象，致使初速中间误差有时偏大。虽
然造成此现象影响因素较多，且有很大的随机性，但从装药结构本身，还应进一步分析原因，
采取有效措施，逐步加以改善，以便使装药结构进一步优化。
-428-

一二三工程穿甲弹内弹道特点及解法
杨敏涛
（兵器工业第202研究所）
摘要本文分析了一二三工程穿甲弹的内弹道特点，介绍了在内弹道计算中所采用的数学模
型。此模型成功地应用于穿甲弹方案论证及内弹道试验中。
关键词高膛压火炮内弹道可燃药筒
1一二三工程穿甲弹内弹道特点
1.1具有高膛压火炮的内弹道特性
一二三工程穿甲弹其初速已超过1740m/s，最大常温电测膛压已达540MPa以上，药筒
内的装填密度为0.90g/cm²左右，因此其内弹道属于典型的三高火炮（高膛压、高初速、高
装填密度）内弹道。它具有以下特点而区别于一般常规火炮内弹道：
(1)由于装药量多，火药气体密度增大，火药气体分子间的相互作用逐渐增强。在密闭
爆发器中，当火药气体密度从0.20g/cm²增大到0.40g/cm²时，内压强导致最大压力的下降量
从0.6%增大到1.9%。在膛内，这种分子间的内压强对弹丸运动起到的减压减速作用将会随
着装药量的增多而更加明显。
(2）火药气体的定容比热和比热比是压力和温度的函数，而不是常量。例如对太根火药
来讲，当从最大压力状态（3000K、500MPa）变化到炮口状态（2000K、100MPa）时，火
药气体的定容比热从1465.4J/kg?K降到1377.5J/kg?K，比热比则从1.195增大到1.239。
因此在弹道计算中已不适宜使用定值的平均比热和比热比。
(3）弹后气流速度随着弹丸速度的提高而加快，由气体运动所引起的火药侵蚀燃烧也由
此加剧。试验表明，当气流速度为152.4m/s时，燃速增加15%。这种侵蚀燃烧作用不仅影
响膛压和初速，而且明显地影响着燃烧结束点位置，也影响p~t曲线形状。
（4）弹前气体冲击波必然随着弹丸速度的增大而增强，它对弹丸运动起到的减速作用也
会随着弹丸初速的提高而加强。计算表明，当弹丸速度为1400m/s时，弹前空气压力将会使
初速下降1%左右。
1.2使用可燃药筒
一二三工程穿甲弹使用的卷制式可燃药筒是硝化棉、牛皮纸和TNT为主要成分卷制而
成。它除了起到金属药筒的作用外，又具有火药的一些特性。
-429-

发射装药与内弹道
可燃药筒结构疏松，呈现出泡沫型和多孔性，燃烧时表现出无规则的随机性渗透燃烧，
无法用经典内弹道理论中的几何燃烧定律来描述其燃烧规律。可燃药筒又是一种速燃、低爆
温以及低火药力的火药，它的火药力仅为太根火药的50%~60%，爆温也只有太根药的50
%左右。在弹丸膛内运动过程中，可燃药筒的燃气一直处于吸热状态，直至弹丸出炮口时，
可燃药筒燃气温度仍比其本身爆温升高200℃以上。在整个内弹道过程中，可燃药筒燃气是
升温而不是降温。因此简单地把火药力折合法用于经典内弹道计算中，势必会对膛内压力生
成过程，特别是在最大压力点前的压力增长过程产生较大的误差。
1.3膛内压力分布的特殊性
由于火炮结构的约束，一二三工程穿甲弹的装药实行两节装药，即主副药筒结构，且两
节药筒之间又存在一定的空隙距离，因此最完善的点火传火结构也难以保证它具有其他整装
式高速穿甲弹那样的点火均一性。穿甲弹的高性能侵彻威力又必须使它具备高指标炮口动
能，而最大膛压的限制决定了一二三工程穿甲弹的热机效率不会有大幅度的提高。因此，为
了达到内弹道炮口动能的战技指标，必须尽量地增加装药量，致使装药量与弹重的比率の/q
达到1.20左右。
主副药筒的两节装药及の/g>1，致使膛内压力分布有别于常规的拉格朗日假设。
2内弹道模型
根据本文第1节的阐述，笔者根据以往的研究分析，决定一二三工程穿甲弹的内弹道模
型采用以下形式。
2.1状态方程
采用考虑了分子间内压影响的刚球模型范德瓦尔方程：
(1)
(p +a/V2)(V-a)=RT
式中p为压力，V为比容，a为内压系数。用最小二乘法计算出内压系数a的最佳值为
74000dm/kg左右。
对于主装药燃气及可燃药筒燃气组成的混合气体，则采用道尔顿分压定律处理。
2.2.能量方程
采用变比热的能量方程：
(2)
Cv,T,oy - CyToy = pmv? / 2
其中
C =Cv, -KT(T, -T)
-430

二三工程穿甲弹内弹道特点及解法
KT =(Cv -Cv,)/(T, -Tg)
式中Cv、Cv,分别是火药气体在爆温T及炮口温度Tg时的比热。对于可燃药筒及太根药，
(2)式左边分别计算之即可。
2.3燃速方程
考虑到火药的侵蚀燃烧，采用以下形式的燃速方程：
(3)
deldt=urp"+Kyv
式中K,为侵蚀燃烧系数，v为某时刻的弹速。对于太根药，K,约为0.000060~0.000090。
2.4运动方程
计及弹前空气阻力的运动方程为：
(4)
(P - Pr )S = pm .dv /dt
其中
Pr = Po[1+ Ma? . K(K + 1)/4+ KMa(1+[(K + 1)Ma / 4]°)]/2
式中Po是弹前未运动的气体压力，Ma是相对于静止空气的弹速马赫数，K是空气的绝热指
数。
2.5可燃药筒燃气生成函数
考到可燃药筒的结构特点及燃烧特性，用专门设计的试验装置来研究卷制式可燃药筒
的燃烧规律并建立燃气生成函数。令
Z=f pdt/ f' pdt= I/lk
式中I为卷制式可燃药筒在模拟装置中燃烧时的压力全冲量，I即为某时刻的压力冲量。
由可燃药筒的p~t曲线，根据定容状态方程，可建立可燃药筒的已燃部分与相对冲量
Z的一一对应关系，用三次曲线对和Z进行三项式最小二乘法拟合，最后可得卷制式可燃
药筒的燃气生成函数为：
(5)
=1.0539Z(1+1.3019Z-1.3530z2)
dz/dt = d(f, pdt /f' pdt)/dt = p/lk
考虑到侵蚀燃烧：
dz/dt= p/I, +K, -v
(6)
-431-

发射装药与内弹道
式中K为可燃药筒的侵蚀燃烧系数，对于卷制式可燃药筒，K，=0.00003~0.000050。
2.6高低温内弹道
火药初温对内弹道性能有着明显的影响，其原因之一是火药潜能的变化，它直接影响着
弹丸的初速；其二是初温导致火药燃速的改变，它较大程度地影响着最大膛压，而膛压对初
速又有着直接的关系。
因此，在计算高低温内弹道时作以下两步修正：
(1）根据火药初温的变化及火药的比热比，对火药力和爆温作一修正。
(2)在燃速公式中乘以燃速温度系数BL，高温时BL>1，低温时BL<1。
2.7膛内压力分布
通过对穿甲弹装药情况的分析和利用BS-310微波干涉仪测弹丸膛内运动参数及身管多
点p~t的测试研究表明，在穿甲弹发射过程中，膛内的弹后气体压力分布与经典的拉格朗日
假设存在着较大的差别，而与由马蒙托夫系数所得的压力分布较为吻合。因此在穿甲弹内弹
道设计及计算中的次要功系数均采用马蒙托夫系数方法。
3本模型使用情况
本文中的内弹道模型成功地应用于一二三工程穿甲弹方案论证、撰写内弹道计算书、为
身管设计提供压力曲线等工作中。此外，在马鞍型穿甲弹、前推方案及脱尾卡方案穿甲弹的
装药设计及内弹道试验中，应用本模型进行装药量选择时，其准确程度也是十分明显的，在
此不再赘述。
432

125mm破甲弹、杀伤爆破弹的装药设计与研究
戴青
（国营第845厂）
摘要本文论述了125mm破甲弹、杀伤爆破弹装药结构的设计与研制，并对点传火的设计
及减小膛内压力波的方法进行了研究。
关键词装药结构点传火发射药
１引言
在现代战争中，坦克是地面战场的主要突击力量，因此，世界各国都把发展新型主战坦
。一二三工程就是为了适应现代战争的需要而研制的高
克作为本国军事技术装备的重点之一。
科技武器系统，其中125mm破甲弹、杀伤爆破弹是坦克炮的主要弹种，它们将以其优良的
综合性能和强大的威力在未来战争中与敌新型坦克相抗衡。
本文论述了125mm破甲弹、杀伤爆破弹装药结构的设计与研究，并对点传火的设计及
减小膛内压力波的方法进行了研究。
2装药设计与研制
内弹道指标
2.1
2.1.1破甲弹内弹道指标
在弹丸（含引信）质量为18.5kg的情况下：
常温（+15℃）初速v=905m/s，常温初速中间误差E≤3.0m/s，
常温（+15℃）膛压Pm≤289.3MPa，高温（+50℃）Pm≤329.5MPa（含单发跳动）。
2.1.2杀伤爆破弹内弹道指标
在弹丸（含引信）质量为23.2kg的情况下：
常温（+15℃）初速vo=850m/s，常温初速中间误差E。≤3.0m/s，
常温（+15℃）膛压Pm≤343.2MPa，高温（+50℃）Pm≤387.4MPa（含单发跳动）。
2.2装药设计
由内弹道学基本关系式：
pmve / 2 = afn. (k - 1)
(1)
-433-

发射装药与内弹道
Vo =(2gSIg Pm ng / 0g)1/2
(2)
从(1)、(2)式可知，提高Vo的途径有：提高火药潜能f/(k-1)值、增加装药量の、提高膛压
Pm和示压效率n。。如何处理好这些关系是装药优化设计的重要课题。
2.2.1方案论证
根据125mm破甲弹、杀伤爆破弹内弹道性能指标的要求，经过大量的内弹道计算，得
出当发射药的火药力为1030～1050J/g、装药量为5.3kg左右时，即可完成指标的要求。在
装药设计上参阅了国内同类武器以及苏T-72坦克破甲弹、杀伤爆破弹的装药结构，最终确
定采用粒状药与管状药混合装药的结构形式。
2.2.2主装药的选择
根据内弹道计算结果并结合国内发射药的实际情况，选择了高氮量单基发射药作为主装
药。因为高氮量单基发射药与其它高能发射药相比具有烧蚀小、力学性能（特别是低温）好、
温度系数小等优点。
2.2.3火药药型的选择
火药的药型极大地影响火药能量的释放规律和能量利用效率。因此，设计和选择合理的
药型很重要。该装药选择了高增面性的19孔高氮量单基发射药。
2.2.4火药的尺寸设计
火药的尺寸直接影响火药的装填密度和能量利用率。首先通过内弹道计算求得火药的燃
烧层厚度(2e1)并通过射击试验最后确定。其它尺寸可按下列经验公式估算：粒状药孔径
dk=0.3×2e1，管状药孔径dk=(1.0～1.5)×2e1，粒状药长径比LD=1.0～1.2。
2.2.5装药结构设计
装药结构设计不仅要对装药及其药型尺寸进行选择，而且要确定合理的点传火结构及各
种附加物的配置，使之有效地发挥火药能量，满足战技指标的要求，并保证装药使用的安全
可靠。
125mm破甲弹、杀伤爆破弹采
用的是粒状药与管状药混合的装
药结构。药筒底部是点火消焰药
包，管状药捆成一束位于药筒中
央，同时起传火作用，粒状药散装
12
在管状药周围。同时，为避免药粒
在药筒中窜动，在装药面上放一个
图1装药结构图
紧塞具，紧塞具与药筒密封盖之间
1一底火；2一点火消焰药包：3一粒状发射药；
用纸筒支撑固定。为了减小火炮身
4一管状发射药；5一药筒；6一护膛衬里；7一紧塞具；
管的烧蚀，在药筒上部内壁配置防
8一支撑筒：9一除铜剂：10一上顶简。
烧蚀性能良好高效护膛衬里，装药
结构见图1。
-434-

125mm破甲弹、杀伤爆破弹的装药设计与研究
2.3点传火系统的设计与研究
2.3.1点传火方式的选择
目前，大口径高膛压火炮装药设计中点传火系统分为两大类型：一种是底部点火药包加
管状药束结构，一种是中心传火管结构。上述两种结构各有优缺点。第一种结构由于管状药
束中，管内、外均有自然的传火通道，对点火药气体的阻力很小，所以这种装药中的压力波
一般较小。当指标相对较高时，由于管状药装填密度较粒状药小，燃烧增面性差，这种结构
就不适用了。这时可采用第二种结构，由于粒状药装填密度大，燃烧增面性好，能够给弹丸
提供较高的能量。
根据125mm破甲弹、杀伤爆破弹内弹道指标，在点传火设计上采用了点火药包加管状
药束的结构。大量试验也证明，这种结构能够有效地防止破坏性压力波的产生，点火的重视
性好，内弹道性能稳定。
2.3.2粒状药与管状药的重量配比
粒状药与管状药是两种燃烧面变化规律不同的火药，管状药呈定面燃烧。19孔粒状药
呈增面燃烧，因此，装药设计的前提是在点传火稳定的条件下，产生的压力行程曲线有较大
的作功面积。这就要求粒状药与管状药的重量配比要合适，经过多年的研究和实践确定了管
状药与粒状药的重量比为3：7左右，从p-t曲线的测试和弹道结果来看，这个配比是合理
·的。
2.3.3点火药量的确定
点火过程对火炮能否获得稳定的弹道性能有很大影响。点火药量过大，则易形成局部点
火，造成压力反常升高，甚至形成较大的压力振荡和较强的压力波；点火药量过小，则易形
成迟发火等现象。
根据125mm破甲弹、杀伤爆破弹装药量在5kg左右，通过经验和计算确定了点火药量为
50g黑火药。试验结果表明，装药高温无强压力波，低温无迟发火现象。
3减小膛内压力波采取的措施
由于125mm破甲弹、杀伤爆破弹采用了卷制半可燃药筒，它以一种低能量火药参与对
弹丸作功，由于其表面涂有TNT炸药，所以燃烧规律不符合平行层燃烧规律，而是破碎性
燃烧，其起始燃烧表面很大，起始气体生成速率很大，在最大压力点前已基本燃烧结束，使
药室内形成较大的自由空间，容易造成内较强的压力波动。其次是125mm破甲弹、杀伤
爆破弹膛压较低，药筒内火药装填密度较小，药室内存在一定的自由空间，在点火压力的作
用下，使药床极易向前运动，并撞击弹丸底部易产生较大的反向压力梯度。为了减弱压力波，
在装药设计中采取了如下技术措施：
(1）采用了粒状药与管状药混合的装药结构，为火药气体提供了良好的传火通道，减小
：，了局部压力波的形成。
(2）通过调整粒状药的弧厚及尺寸使其充满整个药筒，并用紧塞具和支撑简对药面进行
固定，减小了药室自由空间，有利于减小压力波。
(3）确定了合适的点火药量，减弱了点火猛度，使火药气体起始生成速率降低。
-435-

发射装药与内弹道
4内弹道性能试验结果
经大量的装药内弹道试验，表明该装药设计内弹道性能稳定，满足了战技指标要求，
典型试验结果见表1及表2，试验测得的压力曲线见图2～图7。
表1破甲弹工厂鉴定内弹道结果
Ev /ms
组序
药温/℃
速度增量/%
压力增量/%
Vo /m-s*
Pm /MPa
0.61
273.8
918.0
2.18
276.2
918.3
15
276.5
918.7
0.86
平均
275.6
918.3
1.22
940.8
1.32
304.8
50
936.2
1.95
300.1
2.1
9.8
平均
302.5
938.5
1.63
258.0
894.1
0.71
40
254.1
893.4
1.02
2.7
-7.1
平均
256.1
893.7
0.87
表2杀伤爆破弹工厂鉴定内弹道结果
Ev /ms*
组序
药温/℃
Pm /MPa
速度增量/%
压力增量/%
Vo /m-s*
1.04
328.9
855.8
329.4
0.62
858.9
15
1.48
330.9
857.6
平均
329.7
857.4
1.05
0.56
354.0
873.0
50
357.6
875.1
0.80
1.95
7.92
平均
0.68
355.8
874.1
293.6
838.7
1.43
0.93
293.5
839.3
-40
-2.15
-10.9
平均
293.6
1.18
839.0
—436-

125mm破甲弹、杀伤爆破弹的装药设计与研究
800m
800
700
700
600
600
500
500
400
p/MPa
300
200
200
100
100
-1000
-100
结束时间：25ms
开始时间：1ms
结束时间：25ms
开始时间：1ms
图3破甲弹高温p~t曲线
图2
破甲弹常温p~t曲线
800
800
700
700
600F
600
500
500
400
300
300
200
200
100
100
-100
-100
并始时间：1ms
结束时间：25ms
开始时间：4ms
结束时间：28ms
图4石
图5充
破甲弹低温p~t曲线
杀伤爆破弹常温p~t曲线
800
800
700
700
600
600
500
P/MPa
400
400
300
300
200
200
100
100
-100L
结束时间：25ms
开始时间：4ms
结束时间：10.5ms
并始时间：1.5ms
图7杀爆弹低温P~曲线
图6杀伤破甲弹高温p~t曲线
5 结论
经过多年的研究及大量的靶场试验，证明已确定的125mm破甲弹、杀伤爆破弹装药结构
是合理的、稳定的，达到了各项战技指标的要求。
-437-

穿甲弹装药发射安全性试验研究概况
李国俊
(一二三工程总设计师办公室)
摘要本文介绍了我国在坦克炮、反坦克炮穿甲弹装药发射安全方面的工作，特别是为解决
一二三工程二步穿甲弹装药安全性而开展的一系列工作。阐述了装药系统中发射药的低温力
学性能与其所处力学环境的辩证关系，以及为确保一二三工程穿甲弹装药安全性采取的技术
措施和取得的效果。并对今后进一步深入开展装药安全性研究工作提出了建议。
关键词坦克炮装药安全性
1引言
随着对火炮弹药内弹道指标要求的提高，发射装药的安全性成为复杂而敏感的问题。
在新产品研制和武器实际使用中，由于装药系统匹配不当而出现毁炮事故，国外有不少
报道。我国通过长期科研实践，越来越认识到必须高度重视装药结构的弹道稳定和使用
安全问题，特别是对125mm火炮穿甲弹这种结构特殊的装药系统。在一二三工程第二步
指标的研制过程中，为实现穿甲弹更高的内弹道指标和确保产品的发射安全性，在装药
结构方面做了大量试验和理论研究工作，有些工作在国内是首次进行。通过有关单位科
研人员的不懈努力和密切配合，解决了难度很大的穿甲弹装药安全性和弹道稳定性问题，
确保了产品的顺利定型，同时使我们提高了对装药安全性内在规律的认识。在一二三工
程穿甲弹装药安全性研究过程中，对某些问题也出现过一些不同看法，这是正常的，它
促进了对问题的深入探讨。今后，随着进一步提高产品性能的研究，装药安全性的研究
也应继续深入开展，使之达到更高水平。
270年代我国的装药安全性研究工作
对大口径弹药装药结构俄罗斯和西方的技术途径有所不同。俄罗斯认为，粒状药床
较紧密，难瞬时点燃，在装药量和最大膛压都不大时，才能保证粒状装药良好的弹道稳
定性；装填密度过大，会影响点火药燃烧生成物迅速、自由地均匀点燃发射药。为改善
点传火条件，俄罗斯往往采用较大比例的管状药，俄125mm坦克炮的穿甲弹装药都是这
种结构。欧美各国坦克炮药室容积相对较小，为提高内弹道性能，往往采用全粒状药加
中心传火管的结构。
50~60年代，我国中大口径火炮基本上采用俄罗斯的装药结构形式。60年代末至70年
代初研制的坦克炮、反坦克炮穿甲弹装药结构仍采用管状药传火方式。随着对内弹道指标要
求不断提高，需要提高装填密度。为改善粒状装药的点传火条件，从1973年开始在一些产
品上采用金属传火管进行了试验。在70年代末开始的高膛压火炮系统攻关中，845厂研制
成功了可燃传火管及传火药。用可燃传火管，不仅可改善传火性能，而且避免了药筒的金属
底座在射后抽壳时还带有金属传火管的诸多弊端。这一成果在86式100mm滑膛炮和89式
-438

穿甲弹装药发射安全性试验研究概况
120mm滑膛炮的穿甲弹装药以及一二三工程125mm火炮二步穿甲弹主装药中均得到了应
用。
国内外实践证明，由于装药系统匹配不合理，不能保证沿药室纵向瞬时均匀地引燃
发射药，产生强烈的局部点火而形成大的压力波和负压差，使部分发射药被挤碎或撞碎，
造成膛压异常，是发生安全问题以至出现毁炮事故的经常原因。美国从60年代后期开始，
因点火具和发射药床不适应，在陆海军火炮中发生过多次事故，这促使他们对装药和点
传火问题进行了大量研究工作。在我国，从研制滑膛坦克炮、反坦克炮开始，也逐步重
视了装药发射安全性问题。70年代初，我们在100mm滑膛反坦克炮身管上沿纵向开多
个测压孔，射击时用旋入式铜柱测压器测试各点最大压力，进行某种装药试验时，发现
最先因膛压过高崩掉的测压器不在膛底，而在接近药室坡膛处，由此注意到纵向压力波
和负压差的存在。70年代末，在研制高膛压火炮系统初期，曾出现过一次不应发生的因
膛压异常打坏门体和炮尾的事故。当时，有两个工厂同时进行120mm滑膛炮穿甲弹可燃
药筒研制，其中一家主观上为解决其可燃药筒底部燃烧不尽问题，未经主管装药单位和
上级同意，擅自将原来合理的底部点火药量增加一倍多，射击时因底部局部点火过猛出
现超常压，使弹道炮体、炮尾变形而无法正常动作。这次试验是在常温条件下进行
的，未造成身管损坏等更严重的后果。这次意外事故也说明了瞬时均匀引燃发射药的重
要性。
从70年代末开始研制高膛压火炮系统，到86式100mm滑膛炮和89式120mm滑膛炮
定型，由于重视了装药安全性问题，加之当时内弹道指标、装药条件相对较宽松，故未出现
因装药设计不当而造成射击事故。
80年代末至90年代初，我们还对大口径、分装式、采用全可燃药筒的203mm火炮弹
药的装药安全性进行了较深入的理论和试验研究，保证了203mm火炮系统初期研制工作的
顺利开展。
3一二三工程125mm火炮穿甲弹装药结构的特殊性
一二三工程125mm火炮穿
间隙
甲弹不仅是分装式弹药，且其发
射装药由主药筒（装药）和与弹
丸相结合的副药筒（装药）两部
分组成，因坦克总体和弹丸结构
弹丸
等条件的约束，主副药筒之间存
在一定间隙（图1）。此间隙不仅
主药筒
药室
使这部分容积得不到有效利用，
副药筒
Y77777777777777
而且分割了发射药及其点传火系
统的连续性，极大地增加了实现
纵向瞬时均匀点燃发射药的难
图1主副简（装药）之间的间隙
度。这是该弹装药结构的最大特
点，也是解决其装药发射安全性问题的难点。
-439—

发射装药与内弹道
4125mm火炮一步穿甲弹的装药发射安全性
一步穿甲弹采用ZT-2型太根药，管、粒状混合装药。主药筒有底火、下点火药包及消
焰剂药包、上点火药包、中心为管状药传火、周围为粒状药，副药筒中心为管状药传火、周
围为粒状药，主、副药筒间隙53mm（图2）。
图2一步穿甲弹装药结构
一步装药结构经历了多项试验，包括1989年10月全弹技术鉴定试验、由202所负责的
1989年11月第一次装药安全性试验和1993年3月第二次装药安全性试验，以后又外贸出
口在国外也进行了多次射击试验。通过上述一系列试验以及两相流内弹道模拟计算分析，证
明该装药结构可满足指标要求(q=7.34kg，Vo=1725m/s),也可保证发射安全。1993年8月专
门召开部级专家评审会，通过了一步装药的安全性评审。
5125mm火炮二步穿甲弹研制初期在装药安全性方面出现的问题
在二步穿甲弹研制初期，由于对内弹道指标要求相当高，也由于对一些问题认识不
足，在装药安全方面出现过一些问题。突出体现在1990年11月20日用125mm弹道炮
对装药结构A(图3)进行低温（一40℃）摸底试验时，出现了一次身管胀膛（距尾端面440mm
和1100mm处内径分别扩大10.795mm和7.34mm)、炮尾断裂、弹丸（铝模拟弹）破碎事故。
该发电测p~t曲线显示，当t=1.41ms时p=132.4MPa，其后膛压急剧上升，当t=1.47ms
时膛压达864.5MPa而中断。后来经有关专家分析，这次异常膛压高达1764.7MPa以上。
事故是低温试验第二发发生的，第一发铜柱测压值为481.1MPa(本文中膛压值如无说明，
均为铜柱测压值)。这次事故引起了总设计师和各方面的高度重视。在查找原因过程中，
经验证试验和模拟试验说明，装药结构B(图4)、装药结构C(图5)和装药结构A一样，
都是不安全的装药系统。
图3装药结构A
装药结构A：主副药筒均装ZT-2型太根粒状药(含部分包覆药)，总装药量9.5kg，装填
密度分别为0.913kg/dm²和0.968kg/dm；主药筒有可燃传火管（内径Φ22mm)内装A型奔奈
药管50g，主药筒上点火药包内为黑药25g，下部为消焰药包50g；副药筒底部点火药包黑
-440-

穿甲弹装药发射安全性试验研究概况
药25g；主副药筒间隙53mm；弹丸为铝质模拟弹，弹丸重q=7.658kg。
以下B、C两方案，都是为验证引起A方案发生事故的可能因素而提出的装药方案。
装药结构B：主副药筒均装ZT-2型太根粒状药(含部分包覆药)，总装药量9kg，装填度
及P管（为一内壁黏有炸药粉的管状药，一端有火帽和黑药），上点火药包黑药20g，下部
为消焰药包50g；副药筒底部点火药包20g，另有2根P管及15gB型奔奈药条捆扎后放在
副药筒装药的一侧（未固定）；主副药筒间隙61mm；弹丸为钢质模训弹，弹丸重q=7.492kg。
用此结构在低温(一40℃)摸底试验中，首发即出现使火炮胀膛的异常膛压。以后用此结构在
125mm短管炮上进一步试验时，副药筒中的P管放置和奔奈药条用量有所改变，即两侧各
置1根P管和15gB型奔奈药条(均不固定)，此结构在短管炮试验中显示压力波动很大，并
在低温（一40℃）试验中将短管炮打飞。
装药结构C：装药及点传火结构形式与一步穿甲弹装药相似，区别在于：弹丸为铝
质模拟弹，弹丸重q=7.66kg(比一步弹丸重300g)，副药筒内装药容积比一步弹减少
0.25dm²,粒状太根药实际弧厚为1.66mm(比一步弹技术鉴定和安全试验时均小)。此结构
与上述两种结构的相同之处为：低温（一40℃)膛压正常值均在451MPa左右，比一步弹低
温膛压高29.4MPa以上。用此结构进行低温试验中，第4发产生胀膛的超常膛压，并发
现被打坏的弹丸缩短9mm，前三发也显示弹道性能极不稳定，膛压分别达486.2MPa、
519.8MPa、453.7MPa。
图4装药结构B
图5装药结构C
6为查找装药结构不安全因素和明确改进措施所进行的工作
6.1主要工作内容
为查找上述三种装药结构的不安全因素，明确改进措施，确保二步穿甲弹装药发射安全
性，一二三工程火力系统对装药安全性问题组织了专题研究。此项工作范围之广、涉及单位
和人员之多，都是过去不曾有过的，而且多数工作内容在国内都是首次开展。主要工作如下：
(1）由有关单位专家组成装药安全性专项分析组(南京理工大学牵头)，进行了大量工
作。
(2）多次召开有关单位专家参加的专项分析研讨会，并根据会议要求落实有关工作。
-441-

发射装药与内弹道
(3）根据身管、弹丸损坏情况进行动态强度理论计算分析工作。
(4）对弹带结构及材料性能进行专项分析并进行弹带静态挤进阻力专项试验。
(5）对点传火系统进行专项分析和模拟试验。
(6）对太根药进行多种方法的动、静态强度试验研究，包括落锤冲击、火药燃气动态加
载、药粒撞击钢板等试验，以及用125mm短管炮试验观察药粒破碎状态等。
(7），对装药系统进行两相流理论计算分析。
(8）设计加工125mm短管炮并进行试验分析工作。
(9）设计加工八孔125mm炮进行试验分析工作。
(10）根据实际可能在确保威力指标不变的前提下，调整穿甲弹系统的指标分配，减轻装
药设计压力。
(11）设计并验证合理安全的装药系统。
下面分别对短管炮和八孔125mm炮情况作一简介。
6.2利用125mm短管炮试验装置开展的工作
6.2.1短管炮试验的目的
短管炮试验的根本目的是分析、研究、查找A、B、C三种弹药结构不安全的原因。通
过综合测试，研究各种典型弹药结构在常、高、低温下的内弹道进程特征，特别是对比分析
不安全的A、B、C结构，与发射安全性高的原苏125mm穿甲弹及一二三工程125mm一步
穿甲弹系统内弹道进程的差异。
在试验进程的安排上，从安全的方案到不安全的方案，最后复现事故。
6.2.2短管炮试验中的综合测试项目
短管炮身管长1250mm，沿全长开5个测压孔，位置如表1。
表1短管炮测压孔的布局
P3
P4
P6
测压孔号
P2
坡膛
主药筒顶部
直膛起始部
第二胀膛部位
测压孔位置
药筒底部
主副药筒间隙，第一胀部位
距尾面
450
750
1050
843
370
/mm
1992年11月用短管炮试验了有关装药方案，共耗弹51发，测试主要项目：
(1）用电测传感器测出各测压孔处的p-t曲线，并经处理得：
各瞬时膛内压力分布p-x曲线；
药室各测压点(P1、P2、P3、P4)之间的压差曲线；
③药室各测压点的压力陡度Ap/△t曲线。
(2）用毫米波雷达测弹丸膛内运动的行程-时间(L-t)曲线，并处理得出有关速度、加速度、
时间、行程之间的关系(v-t，a-t，v-L，a-L)曲线。
(3）用炮口靶线给出弹丸挤进过程的信号。
(4）狭缝摄影及高速摄影。
(5）搜集观察炮口前发射药破碎状态。
有关人员对试验结果进行了大量分析研究工作。
短管炮在基本完成预定试验计划后，在用装药结构B进行低温试验时复现了事故被毁
坏。
442-

穿甲弹装药发射安全性试验研究概况
6.3利用八孔125mm炮进行的工作
该炮也是为装药结构专项试验设计的，其身管长度和内膛结构与坦克炮样炮完全相同，
因样炮是筒形摇架不便于拆装测压器，故改为槽形摇架。身管沿全长开8个测压孔，位置如
表2，其中Pi在药筒底部。
表2八孔炮测压孔分布
测压孔号
P4
P9
P2
P3
P6
370
450
843
950
1050
1150
距尾端/mm
750
5890
1993年10月用八孔炮进行试验，综合检测各种典型装药结构的内弹道过程特性。八孔
炮试验的另一重要目的在于，对采取改进措施后准备采用的装药结构进行内弹道过程综合测
试，分析发射安全性。主要测试项目与短管炮基本相同，即主要通过测试各点p-t曲线分析
有关问题，而且还可完整分析从弹丸挤进至出炮口全过程的膛内压力分布情况。另外，此次
试验采用了BS-310微波干涉仪，对弹丸膛内运动情况进行了更精确的记录。但在使用此炮
的指导思想上与短管炮有所不同，即不可把此炮打坏，故确定试验计划时，对不安全的装药
结构只进行常温试验，只对安全性有把握的装药方案进行低温试验。
7对前述三种装药结构存在不安全问题的原因分析
7.1ZT-2型太根药低温强度差
前述装药结构A、B、C均采用ZT-2型太根药，经试验表明该发射药低温力学性能较
差。国外发生的事故表明，使火炮毁坏的超常膛压往往是在低温条件下产生的。
太根药最早用于89式120mm滑膛炮，当时认为这种混合硝酸酯火药不仅能量高，而且
力学性能好（常、高温条件下确实好），适用于高膛压火炮。但在这次一二三工程二步穿甲弹
装药安全性有关工作中，发现ZT-2型太根药低温强度很差，如在低温（一40℃)条件下用落
锤冲击药粒试验，破碎太根药的落锤高度不到破碎单基药所需高度的二分之一，且太根药破
碎为粉末状，而单基药为块状。其他动态强度试验也得到同样结论。短管炮试验观察炮口前
剩药也发现，常温下炮口前太根药未燃完的剩药较完整，而低温（一40℃)时炮口前剩药为砂
粒状。这些事实表明，为适应二步穿甲弹装药发射安全性的需要，必须采取有效措施大幅度
提高太根药的低温力学性能。
7.2弹药系统匹配不合理
三种装药结构的另一共同点是系统匹配不合理，致使在弹丸挤进过程中极易产生使药粒
破碎的力学环境。
7.2.1装药结构A、B
装药结构A和B的共同特点是全部为粒状药，且装填密度大，低温膛压过高，这都是
使压力波增大的因素。两种结构的主药筒顶部和副药筒底部各有一个黑药包，使副药筒底部
局部点火过猛，难以实现副药筒装药的瞬时均匀引燃，易产生大的压力波使药粒破碎而出现
超常膛压。据南京理工大学“力学材料课题组”分析，1992年11月采用装药结构A发生胀
膛事故的膛压变化过程为：从点燃到弹丸开始挤进情况正常，当t=1.4ms时(弹丸挤进22mm)
膛压突然失常，猛增至1730MPa，当1.6ms时(弹丸挤进结束)，压力增至1820MPa。
除上述两种结构的共同点之外，装药结构B副药筒内P管和B型奔奈药条不固定，增
加了压力不稳的随机性；而其主药筒的传火管内径缩小且又增加P管使纵向传火通道更加不
-443—

发射装药与内弹道
畅，这都增加了实现瞬时均匀点燃发射药的难度。从短管炮试验装药结构B所得p-x曲线看，
从点燃到弹丸挤进、到出炮口，膛内压力一直处于波动状态，坡膛及主副药筒间隙处的压力
(P2、P3、P4)在多数情况下都大于膛底压力(P1)，呈负压差状况。最后一发低温试验因极大超
常压力将短管炮打得四分五裂，炮尾飞出90mm以上，足见其破坏力之大。
7.2.2装药结构C
装药结构C形式上与一步穿甲弹装药相似，但由于装药元件变化较大，使装药系统匹
配发生了质的变化。突出问题是低温压比一步穿甲弹高29.4MPa以上，达451MPa，这比
国内外其他穿甲弹的低温膛压也高得多，我国100mm滑膛炮穿甲弹为392.2MPa、120mm
滑膛炮穿甲弹为401.9MPa，德DM13穿甲弹为322.5MPa(铜球测压值)。低温膛压过高会大
大增加火药燃速，使弹道性能不稳定，使低温力学性能差的火药不能适应。据短管炮试验所
得p-t曲线和p-x曲线分析，各发之间一致性很差，压力波动大，有时出现大的二次负压差(电
测值一70MPa)以及低温最大压力pm大于常温最大压力的反常现象。用短管炮试验一步弹装
药结构则比较稳定、正常。所以，尽管结构C和一步弹装药形式相似，又都用ZT-2型太根
药，但结构C是不安全的，而对一步弹则是安全的。
7.3弹丸不是产生事故的主要因素
弹丸（含结构弹、模训弹、模拟弹、弹带材料及结构尺寸)不是上述三种装药结构不安全
大阻力为479kN，相当弹后所需压力为39MPa；国外对155mm炮弹丸挤进阻力试验结果，
最大达1301kN，相当压力为68.9MPa，，而其常温最大膛压仅为344.7~413.6MPa(铜球测压
值)，我们的情况和正常膛压比并不大，不会因此出现异常膛压。经有关专家计算分析认为，
克服弹丸阻力所需压力就是达到100MPa，也不致引发使火炮毁坏的异常膛压，实际的弹丸
阻力与正常膛压相比微不足道。1990年11月用装药结构A的事故中弹丸损坏，是由于先出
现超常膛压而造成的后果，而不是因弹丸出现不可克服的阻力而引起了超常膛压。在装药结
构C试验时发现弹丸残片缩短9mm，据南京理工大学有关专家用应力波理论分析结果，也
是首先出现超常膛压导致高强度应力波在弹体中来回多次反射造成的。事实上，装药结构B
采用阻力较小的模训弹，但其发生问题时产生的破坏力甚至大于采用模拟弹的装药结构A
和装药结构C，这是因为装药结构B的点传火系统更加恶化的缘故。当然，弹带结构尺寸是
否合理、材料质量是否良好，对保证可靠闭气和弹道一致性是重要的，也需充分重视。
7.4发射药的力学强度不能适应所处的力学环境是产生超常膛压的基本原因
综上所述，三种装药结构在低温下均发生超常压是因低温力学性能差的ZT-2型太根
药在系统匹配不合理而形成的恶劣力学环境下被部分粉碎引起的。经有关专家两相流分析认
为，只要3%发射药在弹底或主副药筒间隙处被粉碎，即可发生爆燃或爆轰，就会发生使火
炮毁坏的异常膛压。
8为确保一二三工程二步穿甲弹装药安全性所采取的措施及其效果
8.1提高装药安全性的措施
8.1.1大力改进太根药低温力学性能
进行了改进工作。与此同时，为不间断穿甲弹系统的研制工作，先用能量较低但低温力学性
-444-

穿甲弹装药发射安全性试验研究概况
能好的高氮量单基药进行装药系统试验研究。在太根药改进成功后，再用太根药进行装药系
统试验研究。
8.1.2调整内弹道指标减轻装药设计难度
1990年在二步穿甲弹研制初期，对内弹道指标提出了过高的要求：q=7.65kg，
Vo>1800m/s。在经过一段工作后，于1992年将内弹道指标调整为：q=7.5kg，Vo>1780m/s。
这个指标在现有药室容积、发射药能量等条件下，用常规装药办法仍难实现。经过穿甲弹全
系统共同努力，特别是弹丸对靶板的极限穿透速度大大降低，由1990年的1670m/s降至定
型时的1580m/s。最终确定的内弹道指标为：q=7.44kg，采用高氮量单药时vo=1725m/s，采
用改进后的ZT-12A型太根药时vo=1740m/s，两者均可完成穿甲威力指标，并有一定余量。
这不仅说明弹丸和全弹性能先进，而且就内弹道性能讲，在当前世界各国装备的同类口径穿
甲弹中，其炮口动能也是最大的，见表3。
表3中外同类火炮内弹道性能对比
国别
弹型
弹重/kg
药温/℃
初速/m·s!
炮口动能/MJ
火炮口径/mm
DM23
德国
7.30
21
1650
10.12
120
美国
M829
21
7.40
1650
10.27
120
BM15
俄罗斯
15
125
5.65
1800
9.33
BM42
俄罗斯
15
7.05
1700
10.38
125
中国
二型钨弹
15
7.40
1725
11.22
120
7.34
中国
一型钨弹
15
1725
11.13
125
中国
二型钨弹
15
1740
7.44
11.48
125
改善点传火条件，优化装药结构
8.1.3
为使发射药瞬时均匀引燃和正常燃烧、避免出现大的压力波和负压差，采取了以下改进
措施：
主副药筒装药均不采用作用不可靠的P管。
(1)
主药筒采用粒状药加可燃传火管，传火管内径适当加大、奔奈药管适量、使传火通
(2)
道顺畅，调整传火管开孔位置和数量、避免药室底部局部点火、确保良好的纵向传火性能。
(3）适当增加主药筒上点火药包药量，调整主副药筒间隙，取消副药筒底部点火药包，
避免主副药筒间点火过猛和副药筒底部的强烈局部点火。副药筒内加入一定数量管状药(固
定于弹丸上)，改善副药筒装药的传火条件。
(4）在副药筒装药前端、弹丸卡瓣背风槽处加一可燃缓冲垫，以避免起始段药粒直接挤
压弹丸，减少药粒破碎的机会。
(5）所有装药元件均固定可靠，不能自由窜动。
确保装药系统所有元件(含弹带)质量和装药装配的一致性。
(6)
改进效果
8.2
经系统攻关，以下两种装药结构方案均可完成穿甲弹(二步)的战技指标。
8.2.1高氮量单基药装药结构方案
采用高氮量单基药完成了内弹道指标(q=7.44kg，Vo=1725m/s)，并可保证装药发射安全。
-445-

发射装药与内弹道
装药结构主要情况：主药筒的可燃传火管内有一定数量的奔奈药管和一支纸管，上点
火药包黑药适量。副药筒中间有部分管状药，前端有可燃垫与弹丸卡瓣隔开。弹道性
能稳定，膛底及坡膛处高、低、常温P-t曲线光滑、各发间一致性好、负压差很小并
呈收敛状态(图6)。虽然装药量和低温膛压仍然较大(总装药量为9.24kg，工厂鉴定试
验低温膛压为431.4~441.2MPa)，但由于结构合理、点传火顺畅以及单基药低温强度
好，故本装药系统安全可靠。1996年10月完成了采用单基药的穿甲弹系统的工厂鉴
定试验。
800
800[
700
P（膛底）
600
600
P（膛底）
500
500
400
400
300
300
P（坡膛
P（坡膛
200|
200
100
100
P/MPa
P/MPa
250
250
(R-P)
125
(P-P2)
125
-125
-125
-250
-250
-375
375
500
500
开始时间：.5ms
结束时间：12.5ms
开始时间：.5ms
结束时间：12.5ms
（b）低温
（a）常温
图6单基药装药p-t及压差曲线
800g
8001
700
600
600
P（膛底)
500
500
P（膜底）
400
400
300
300
P（坡膛）
P（坡）
200
200
100
100
P/MPa
P/MPa
200
200
(P-P)
(P-P)
100
100
0.
100
100
200
200
300
300
400
400
开始时间：1ms
开始时间：5ms
结束时间：13ms
结束时间：12.5ms
（b）低温
（a）常温
图7太根药装药p-t及压差曲线
-446-

穿甲弹装药发射安全性试验研究概况
8.2.2改性太根药方案
采用ZT-12A型太根药完成了内弹道指标(q=7.44kg，Vo=1740m/s)，并保证了发射安全。
通过动、静态强度试验，证明改进后的ZT-12A型太根药低温力学性能已接近单基药水平，
并于1996年4月完成了配方及工艺鉴定，同年6月正式用ZT-12A型太根药进行装药试验。
其结构形式与上述单基药结构相同，但主药筒可燃传火管内取消纸管，且其奔奈药管数量和
上点火药包的黑药量均稍有调整，上部的纸紧塞盖改为硝化棉软片。弹道性能稳定，膛底及
坡膛处高、低、常温p-t曲线光滑、各发间一致性好、基本无负压差(图7)。内弹道指标的调
整，为减少太根药装药量和降低低温膛压提供了条件，总装药量约为8.8kg，设计定型试验
的低温膛压为408.9~419.4MPa。1996年6月至1997年5月完成了摸底试验和工厂鉴定试验，
1998年8月完成设计定型试验。
9体会和建议
9.1体会
通过上述一系列工作，极大地加深了对发射药力学性能、特别是低温力学性能和它在点
燃起始阶段所处力学环境的辨证关系的认识。当力学环境特别宽松时，发射药力学性能差一
点也不会出现问题。但当力学环境特别恶劣时，力学性能好的发射药也会出现问题。反之，
力学性能相差很大的发射药，对力学环境的敏感性也大不相同。
ZT-2型太根药低温力学性能差，但它适用于120mm滑炮I型和II型穿甲弹装药结构，
也适用于一二三工程一步穿甲弹装药结构的力学环境。但二三工程二步穿甲弹的研制情况
说明，为了更好地应用高能发射药提高弹道指标，必须从改善力学环境和提高发射药力学性
能、特别是低温力学性能两方面都下功夫。
9.2建议
(1）改进后的ZT-12A型太根药的成本与ZT-2型相差不大，目前100mm滑膛突击炮穿
甲弹也采用了ZT-12A型太根药。120mm滑膛炮穿甲弹和一二三工程一步穿甲弹采用了ZT-2
型太根药，虽不存在安全问题，但若在原装药结构的基础上换用ZT-12A型则更为理想。对
太根药来说，可减少生产品种。
(2）按照采用单基药实现的二步穿甲弹的内弹道指标(q=7.44kg，Vo=1725m/s)来看，用
二步单基药装药结构实现一步穿甲弹的内弹道指标(q=7.34kg，Vo=1725m/s)，则更不成问题。
(3）进一步提高一二三工程二步穿甲弹的内弹道指标可利用ZT-12A型太根药或采用部
分包覆药，适当调整装药参数。这是可能的，也是现实的。在进一步改进工作中，可利用
125mm长管八孔炮进行装药安全性的试验验证工作。
(4）我国在火炮弹药的装药安全性试验研究方面，与先进国家相比还有很大差距，有关
部门对此应高度重视，抓紧组织各方面力量，进一步深入开展装药安全性试验研究工作。
-447-

装药发射安全性模拟检测方法研究
邱沛蓉汤瑞峰施•勇王•浩•崔东明
董健年
（南京理工大学）
摘要本文围绕着影响装药发射安全性的主要因素，研究了点火过程中发射药的力学强度与
膛内所处的力学条件之间的匹配性，研究了发射药粒动态强度的测量方法，提出了提高装药
发射安全性的途径以及模拟检测方法。
关键词起始弹道学．发射装药安全性
1引言
国内外大量研究表明，许多发生在起始弹道过程中的射击事故，主要是由于发射药的动
态力学性能与它所处的膛内力学环境不相适应而引起的。特别是低温下，由于发射药的低温
冷脆性使其力学强度大大减弱，而点传火过程中又不可避免地会造成药床的运动撞击和挤
压，形成颗粒之间、颗粒与弹底之间的机械作用，当作用力超过发射药的力学强度时，将造
成药粒的破碎。又由于发射药玻璃化温度的存在，在低温一定条件下某些药的破坏形态十分
严重，甚至呈粉碎性。发射药产生破碎是造成恶性事故的一个重要原因，因此避免药粒破碎
就成为装药发射安全性设计的首要问题。而检验发射药力学强度与初始膛内力学环境的适应
性，亦就成为装药发射安全性模拟的根本问题。
首先需要检测药粒及药床的动态力学特性，了解其安全使用条件，然后在不同点传火条
件、装药结构以及不同弹带挤进条件下，检测发射时药粒实际所处的力学环境，通过上述步
骤判断出发射药力学条件与装药结构、点传火等条件的适配性。
2发射药的动态力学强度检测
2.1药粒抗挤压能力试验
为了检测发射药在动载挤压作用下的强度特性，定量地测出药粒的承载能力，这里采用
一种新的试验方法。该方法原理是利用燃气通过一小活塞对药粒实施动态加载，在气室的对
应载面上开有测压孔以测量气体压力，调整气室压力则可获得药粒受力与破坏形态的关系。
利用该方法在相同的加载特性条件下对不同性质、不同形状尺寸的发射药在不同温度下进行
检测，其对比结果可以说明问题，主要结果见表1。
-448-

装药发射安全性模拟检测方法研究
表1加载压力与药粒破坏状态的试验结果
发射药A
发射药B
发射药 C
加载力
T= 15℃
T=-40℃
T= -40℃
T= - 40℃
p/MPa
竖放
竖放
竖放
竖放
完好
完好
粉碎
74.42
粉碎
破碎成小颗粒
完好
完好
完好
57.58
粉碎
粉碎
56.50
完好
裂缝
破数块
粉碎
完好
49.04
裂缝
粉碎
破数块
完好
完好
22.76
破块
裂或碎数块
完好
完好
完好
13.00
破裂
完好或破两半
由表1可以看出：
（1）发射药在低温下的强度都要降低，但相比而言，发射药A的低温强度显著高于其
它药。
(2）不同种类发射药的破坏状态不同。发射药A直至试验到p=74MPa.时药粒保持完
好，即可能产生的破坏是整块性的，发射药C在p=13MPa下的破坏状态才能与此相当；发
射药B在p=74MPa时破坏成小颗粒状；发射药C在p>57MPa时呈粉碎性破坏。
(3）发射药的力学强度对药温具有较强的敏感性，以发射药C为例，T=一40℃下
p=13MPa时发射药就可能受损，而常温下当p=74MPa时仍然完好。
(4）发射药的承载能力与药粒受力姿态有关，横向受力时更易破碎。实际的粒状药床中
药粒姿态是杂乱无章的，因此产生破碎的条件可用横放和竖放结果综合考虑。例如，发射药
C在T=一40℃下，当机械应力大于49~56MPa时就可能产生粉碎性破坏。
2.2药床抗冲击能力试验
该试验是在发射环境下对比检验不同发射药的动态强度。因无条件在125mm炮上进行
此项试验，故借助一身管长度仅为15cm的30mm口径短炮进行试验，被试发射药为15/19A
药和17/19C药。将粒度与此悬殊的高能、高燃速的4/7小粒药置于筒底，以它的燃气来形
成对被试药床的初始冲击，增加47药量则对被试药的冲击加强。在炮口前安放纤维板观察
剩药状态，并采取措施回收剩药。从试验中观察到：
(1）随着对药床初始冲击作用的加强，药粒破坏程度趋于严重。
(2）在低温一40℃下，仅用30mm炮底火（不附加小药粒）击发17/19C药，从炮口射
出的药可见17/19C药粒还未着火，虽然此时点火冲击强度很低，但药粒仍有局部破坏现象，
如边棱处。
(3）在T=一40℃、底部加80g4/7药情况下，当用C药时炮口前用于接受剩药的纸靶
上全部是针尖状细药，表明药粒已严重破碎；但用A药时靶板上则仍有50%为药形较好的
大孔。该试验表明C药抗冲击挤压能力明显低于A药。
(4）底部放80g4/7药、上端放17/19C药100g一组试验极为典型。当T=29℃时，最大
膛压为Pm=256MPa，靶板上基本为大孔，表明药粒较完整；而当T=一40℃时，第1发
Pm=259MPa，最大膛压与常温膛压相同，表明发射药已产生破碎；第2发最大膛压则超过
-449-

发射装药与内弹道
563MPa（铜柱压缩量已超出压力表），膛压增大一倍多，表明药粒产生严重破碎。该试验不
仅表明低温一40℃下药床抗冲击能力大大减弱，而且在相同试验条件下前后两发有如此大的
差别，正表明药床破坏程度或事故的发生具有很强的随机性和突发性。
上述试验说明了药粒承受挤压能力的限度。用两种试验方法对不同发射药进行对比试验
对其低温强度特性所得的结论相符。
3药粒与弹底机械作用现象的描述
射击时，由于药床内初始压力梯度的存在，将引起药床的运动、撞击与挤压，并在弹底
滞止而形成药粒与弹底间的机械作用，即所谓颗粒压力作用。同样由于径向压力梯度的存在，
也会形成药粒向药室壁的撞击与挤压。为了描述射击过程中的颗粒压力作用现象，特给出如
下定义：
(1）平均机械应力Pmm
如图1所示，设每个颗粒对弹底的机械作用力为F，接触面积为A，作用的颗粒数为
n，弹底截面积为S，药粒受到机械应力为F/A，平均机械应力Pmm=≥F:/≥A;。
(2)颗粒压力Pk
药室
弹底
药粒
颗粒压力Pk为作用在弹底单位面积上的药粒机械作
用力，它等于颗粒对弹底作用力的总和除以弹底截面积，
即 Ps=≥F:/S。Pk与Pm的关系可表示为
i=l
S/A;倍，它与颗粒的接触面积有关。
(3）弹底总压ps
图1颗粒压力Pk的定义图解
由于存在药粒与弹底间的机械作用，故推动弹丸加速
运动的力，除弹底气体压力pa外，还有颗粒压力Pk的贡献，称ps为弹底总压。根据定义，
P，、Pd、Pk三者之间的关系为
P,=[ZF:+(S-ZA,)pa]/S
i=l
P, = P + Pa - Pa(EA,)/S
(1)
在密实药床中，当药床起始着火时，膛内压力波的传播往往是颗粒压力波速大于气体压
力波速，在气体压力波未达到弹底之前，弹底就先感受到了颗粒压力的作用，这时弹底总压
只有颗粒压力的贡献，即p，=Pk。当气体压力波到达弹底后，弹底总压力p，则由(1)式给
-450-

装药发射安全性模拟检测方法研究
出。一般来说，对于药粒尺寸较大、且杂乱排列的火药粒状药床而言芝A，相对于S是一个
i=l
较小的值，而芝A，不可测量，故作一种近似P=P一Pa。这样，若在弹底位置安装一个
i=1
面积较大的测压传感器测量p，，同时又安装一个气体压力传感器测量Pd，即可近似求得弹
底上的颗粒压力Pk。当然，这样估计的颗粒压力Pk比实际偏小。
颗粒压力P，的大小，是发射时药粒与弹底间相互作用力强弱的重要标志。
4发射过程中颗粒挤压作用现象
在点传火过程和弹丸挤进过程中，药床内存在的颗粒挤压作用，可由下述试验现象得以
证实：
(1）点火流可对药床造成冲击与挤压作用
为了能直观地证明点火流对药床的冲击和药粒间的挤压作用，我们借助于.30mm短管炮
进行试验，将药粒包覆造成射击瞎火获得的照片见图2。显然，底部点火时底火点火流可造
成药床向弹底的运动撞击与挤压。
国外在105mm短炮上用中心传火管进行试验，试验照片见图3。可以看出中心传火管
装药结构也存在点火管前方药粒向弹底挤压和点火管侧方药粒向膛壁挤压的现象。
在火炮装药结构中不可能实现瞬时、全面、同时而均匀着火的理想状态，故点传火过程
中不可避免地会对药床形成挤压撞击作用。
图2底部点火产生的颗粒挤压作用
图3点火管结构产生的颗粒挤压作用
(2）着火迟后可造成弹底附近药粒在着火前的纯颗粒挤压作用
对125mm火炮在药室上进行多孔测压表明，当主、副药筒内全为粒状药时，在压力波
阵面还未到达弹底，弹底附近药粒未着火时，药室中部与坡膛间的压差通常为15MPa左右，
传火较差时可达30~40MPa，该压差将使副药筒药床向弹底挤压。
(3）弹丸起动时，坡膛处气体压力（即弹底附近压力）还为零的现象
125mm坦克炮装药结构为主、副药筒两节装药的结构形式，主、副药筒间存在一定的
间隙，主药筒着火后再传火给副药筒装药，这样对副药筒而言就形成实际上的底部点火现象。
如果前方药床着火过于迟后，甚至会出现在弹丸起动时弹底处药粒还未着火，气体压力为零
（多孔炮试验中坡膛处压力P4=0）的现象。此时弹丸起始运动的加速基本上是颗粒压力Pk
-451-

发射装药与内弹道
的贡献，Pk~(ma+R)/S，式中R为弹丸运动的阻力。对125mm火炮进行综合测试表明，
某些情况下坡膛处压力P4=0时，仅ma/S一项可达25MPa以上，这时实际颗粒压力可能会
达30MPa。在这种情况下，若发射药低温冷脆性较强，该药床在Pk=30MPa左右就会产生
严重破坏，那么此情况下将可能导致射击事故的发生。
药粒在颗粒挤压作用下起动的不利影响还在于，这将显著延长挤进过程的持续时间。由
于在这种情况下，弹丸起动速度和挤进过程中弹丸的运动速度都比正常情况下成倍减小，因
而挤进过程持续时间要比正常情况成倍增长，这对射击安全是很不利的。表2给出了挤进过
程持续时间的对比，表中P4为坡膛处压力。
表2挤进过程持续时间对比
弹丸起动时
挤进过程时间
挤进终点速度
情况
At Ims
V/m·'l
V,m·s!
P4 /MPa
正常
30~40
12
120~160
0.78
点传火迟后
70~80
1.46
(4）挤进过程中的颗粒作用现象
一ma>Spa的现象
当计及颗粒压力P，的贡献时，弹丸运动方程为
(S -≥A,)Pa + Sp -R=ma
ma / S - Pa = Pk -(R+ paZA,)/ S
(2)
由于（2）式中(R+Pa≥A)/S为正，故只有当P足够大时才能出现ma/S-Pa>0（即
ma>Spa)的现象，其差值的大小可表征药粒对弹底机械作用的强弱。
由于在射击过程中 R和≥A以及穿甲弹弹底压力Pa不可测，很难得出真实的 Pk
值，故只能用坡膛压力p4代替弹底压力Pa，并用ma/S-P4~Pk来估算pk，这样估
算的Pk是实际颗粒压力的下限值。125mm火炮综合测试结果表明，挤进过程中某些
情况下会出现ma/S一P4>0的现象。当副药筒为全粒状药装药结构时，试验测得挤进
初始阶段Pk一般为10~20MPa，有时可达40MPa以上。这种情况下，发射药的力学
强度能达到如表1中的A药，药床还不会严重破坏，而B、C药则有可能被挤碎。对
发现ma/S>P4的现象，表明在该装药结构下颗粒压力作用较弱，对于低温冷脆性较
严重的发射药适宜于用此装药结构。
-452-

装药发射安全性模拟检测方法研究
5基本结论与意见
5.1提高装药发射安全性的基本途径
防止药粒破碎是装药发射安全性的基本保证，提高装药发射安全性的基本途径如下：
(1）提高发射药的力学强度，特别是低温力学强度；
(2）点传火系统、装药结构以及弹丸弹带设计必须与发射药性能相匹配，保证发射药的
受力环境符合发射药的承载能力；
(3）点传火系统的设计应避免形成局部高压区，避免造成对药粒过强的撞击与挤压；
(4）严格控制各装药元件的质量，保证各元件作用的可靠性；
(5）装药结构设计应尽量减小药床的可移动性，对低温冷脆性较强的发射药则应尽可能
采用以管状药为主体的装药结构，特别是副药筒装药。
5.2进一步开展装药发射安全性的研究
装药发射安全性模拟的基本任务，是建立一种能与实际弹道条件相联系的试验方
法，它不仅能对比地说明发射药及药床力学强度的好坏，而且能对弹药系统的匹配性，
对发射药力学性能与点传火结构、装药结构以及弹带结构的适配性作出明确的判断和
结论。为此需要建立药粒和药床的动态力学性能检测装置、膛内力学环境综合模拟检
测装置，并发展药床内部压力及压力分布测试技术，弹底总压及弹底气体压力测试技
术，以测出颗粒压力。
根据国外对药床进行动态加载的试验结果，对M30药床在T=一35℃下，当颗粒压力
Pk=35MPa 时药床将产生严重破碎。而表1试验表明，C药的低温强度并不优于M30类的
B药，因而在使用C药时必须使其Pk<35MPa，才能保证射击的安全。
图4是国外105mm火炮模拟试验装置及其部分试验结果。Gl、G2、G3、G4是设置于壁
面的测压传感器，Gs是弹底气体压力传感器，Ko1、Ko2、Ko3是药室内部的压力传感器，并
在弹底设置了总压传感器。由给出的不同时刻沿药室轴向的压力分布曲线可以看出：
(1）点火初期在点火管前方附近的药床中心部出现一高压区，见图4（b）；
(2）在弹底附近火药颗粒还未着火时，总压传感器已给出了一定量级的压力，证实了点
传火初期药床前方颗粒压力作用先于气体压力，见图4（b）、4（c）；
面压力，见图4（a）、4（b）。
这样，就有可能出现由膛壁传感器测压表现为正压差或负压差很小，但实际上在药床内
部确为较高的负压差。以上现象表明在点传火初期膛壁测压结果并不能真实反映药室内部的
压力、压力分布及压差分布规律，难于反映药床内部出现的异常现象，因而由膛壁测压获得
的压力波曲线来评价射击安全性是不够充分的。
从以上试验结果表明，要对发射药及装药结构的射击安全性作出定量的、正确的评价，
需要发展上述检测技术。通过对药粒、药床以及发射时膛内力学环境的检测，从而对装药的
发射安全性作出评估。
-453-

发射装药与内弹道
5.3对125mm炮穿甲弹二步装药结构发射安全性的看法
125mm炮穿甲弹二步装药结构的
G2
G3
G4
G3
定型方案主要采取了以下措施来保障
Ku
Ko Ko2
发射安全性：
点火管
药室
弹底
(1）改进发射药的低温力学性能
定型的发射药为经配方和工艺改
5.4
进后的太根药，该发射药的低温力学性
5.2
能得到较大改善，低温强度得到大幅度
P/MPa
5.0
提高。对改进后的发射药经用2.1节方
4.5
法进行试验，表明药粒抗挤压的能力可
3.5
达到与高氮单基药（1/95批）相当的水
200
100
300
400
500
平。
x/mm
(a)壁面G、G2、G3、G压力分布曲线
(2）改进装药结构
定型的装药结构为：主药筒为
18/19太根粒状药加中心传火管的结
2.4
构；副药筒为以长管状药为主体的装药
p/MPa
结构，周围有小比例的18/19粒状药。
弹底
3.0
总压
这种结构有利于改善副药筒内的点传
3.5
火条件，缩短点火延迟；有利于减弱副
药筒中药粒之间，药粒与弹底之间的挤
100
500
200
300
400
600
x/mm
压作用。对于该装药结构，在125mm
（b)GI、G2、Ko1、Ko2、Ko3及弹底总压分布曲线
八孔测压炮上进行了综合试验，没有发
300r
250
现如第4节中所述的弹丸起动过程中
200
P/MPa
ma>Sp4的现象，并且药室压力分布
150F
p～x曲线较规则，没有副药筒内为全
100
50
粒状药时药室中部孔（主、副药筒间隙
处）压力忽高忽低的现象。
t/ms
弹底总压与G，压力分布曲线
(c)
(3）增用可燃弹垫
图4
105mm火炮模拟试验装置及试验结果
在弹托底凹槽内增设了一元件一
一可燃弹垫，它可缓解击发点火初期药
粒与弹底间的挤压作用。
综上措施，采用125mm炮定型的二步装药结构，发射药的力学性能与发射时形成的膛
内力学环境有较好的适配性，发射安全性有较好的保障。
—454

提高 ZT - 2 发射药低温抗冲击性能研究
张晋盛
（国营第255厂）
摘要本文阐述了通过优化配方、优选助溶剂等技术途径，提高125mm坦克炮穿甲弹用发
射药低温抗冲击的性能，以满足穿甲弹二步方案装药设计需求的研究概况。
关键词发射药抗冲击性能
1引言
125mm坦克炮穿甲弹进入二步方案研制后，为确保实现先进的、高难度的战技指标，
二步方案穿甲弹的装药设计较之一步方案，对发射药的低温抗冲击性能提出了更新、更
高的要求。基于这一情况，二步方案穿甲弹用发射药研制重点放在改进一步方案穿甲弹
用ZT-2发射药的低温抗冲击性能，以使发射药更充分、可靠地满足二步方案穿甲弹装药
设计的需求。
2低温抗冲击性能试验方法及评估方法
2.1抗冲击性能试验方法
在火炮发射过程中，发射药在膛内的受力情况异常复杂，目前尚没有一种能准确地评估、
判断发射药膛内受力情况和耐压能力的有效模拟试验方法。在本研究过程中，对发射药的低
温抗冲击性能选用落锤冲击试验方法。
落锤冲击试验方法为：一定重量的落锤沿导轨自由落下，撞击被测试样（被测试样夹在
两块专制的夹块中），根据被测试样抗冲击破坏的能力进行判断与评估。
2.2落锤冲击试验的判据及评估方法
本研究以“冲击功”、“临界落高”、试样的“破碎率”以及试样的“破碎形态”等参数
和现象作为判据，评估试样的抗冲击能力。
“破碎率”是指破碎试样数量占被试试样数量的比例，以百分数表示；“冲击功”
是指锤重与落高的乘积；“临界落高”是指对于确定的锤重，“恰好”能破坏试样的落
锤高度。采用该试验方法，药粒的破坏具有统计规律性。因试验有限，很难准确测得
临界落高值，为此，试验中将破碎率超过80%，但低于100%时的落锤高度定为临界落
高值。
-455-

发射装药与内弹道
改进ZT-2发射药低温抗冲击性能的技术途径
3.1改进及优化制造工艺
ZT-2发射药采用半溶剂法工艺制造，该发射药的制造工艺已基本成熟、可行。然而半
溶剂法工艺，物料是借助助溶剂的“塑化”作用实现成型的。ZT-2发射药研制中，选择和
确定助溶剂方面的研究侧重在加工成型的工艺可行性方面，而助溶剂对产品性能的影响因
素，则缺乏系统、充分的研究。
聚合物理论及聚合物产品加工制造方面的实践表明，助溶剂是决定聚合物产品的形
态、物理结构和力学性能的一个重要因素。鉴于以上情况，对改进ZT-2发射药的力学
性能研究，首先将改进、优化制造工艺技术一一侧重优选助溶剂一一作为主要技术途
径之一,。
3.2.优化配方
ZT-2发射药的主要成分是硝化棉(NC)、硝化甘油(NG)和硝化三乙二醇(TEGN)。从作为
聚合物体系一一发射药的微观物理结构角度分析，NC是发射药的“骨架”，NG和TEGN是
NC的溶剂（增塑剂），NC与NG、TEGN形成的聚合物体系的微观物理状态是决定发射药
力学性能的一大要素。发射药中硝化棉纤维素的溶塑状况决定着发射药的微观物理状态，而
发射药硝化棉纤维素的溶塑状况又与NC的品质、溶剂的种类以及NC与溶剂的比例一一配
方范畴诸要素一直接相关。
因此，本研究以调整、优化配方，作为改进ZT-2发射药力学性能的另一主要技术途
径。
4试验结果
4.1优选助溶剂试验结果
制造ZT-2发射药采用的助溶剂是乙酸乙酯。运用聚合物溶解理论，通过分析、论证，
分别对乙酸乙酯、乙醇与丙酮的混合溶剂（简称醇酮溶剂）、乙醇与乙醚的混合溶剂（简
称醇醚溶剂）三种助溶剂方案进行试验。不同助溶剂方案的药粒受轴向冲击的试验结果
见表1。
表 1不同助溶剂的试验结果
试样破坏状态
药温
落锤质量
临界落高
试样
助溶剂品种
5目筛筛上物
20目筛筛上物
/cm
1%
1%
65.9
5.9
乙酸乙酯
39
ZT-2 17/19H
74.2
醇酮溶剂
ZT-2 17/19H
40
51
5.9
46
醇醚溶剂
ZT-2 17/19H
40
4.1
84.2
—456-

提高ZT-2发射药低温抗冲击性能研究
4.2优化配方试验结果
优选溶剂
4.2.1
研究过程中对溶剂（含能增塑剂NG与TEGN）组分的比例与溶棉比（溶剂总量与NC
量之比）进行优选，所采用的配方方案见表2。对各配方样品进行药粒轴向冲击试验的结果
见表3。
表2配方
分/%
配
NG/TEGN
(NG+TEGN)/NC
NC
NG
TEGN
C2
65.0
21.0
11.0
2.5
0.49
ZT-2
0.5
1.91
ZT-2(G1)
22.0
15.5
1.5
1.42
0.62
60.5
0.5
ZT-2(G2)
7.0
2.0
0.5
2.50
0.34
73.0
17.5
注：各配方采用的NC相同：C2为2号中定剂，7
TiO2为二氧化钛。
表3药粒轴向冲击试验结果
试验结果
药温
药型
配方
临界落高Icm
破碎率/%
43.8
17/19H
ZT-2
-40
80
ZT-2(G1)
H61/LI
-40
70.0
ZT-2(G2)
17/19H
70.0
-40
67
注：试验用落锤质量为2kg。
优选硝化棉含量
4.2.2
研究过程中对硝化棉（NC）含量进行优选，样品配方见表4，对其进行轴向冲击试验
的结果见表5，对药粒进行侧向冲击试验的结果见表6。
表4配方
1%
配方
NC
NG
TEGN
C2
21.0
65.0
11.0
2.5
0.5
ZT-2
ZT-12A配方是优选NC后效果最佳的方案
ZT-12A
60.0
9.5
2.0
0.5
28.0
轴向冲击药粒试验结果
表5
落锤
单位面积冲击功
破碎率
试样
破碎状态
J·mm2
高度/cm
1%
质量/kg
60
0.111
80
块状及粉末状
ZT-2 17/19H
180
0.384
药粒完整，边缘稍碎
高氮量单基药
180
0.453
药粒完整，少量有裂纹
15/19H
-457-

发射装药与内弹道
表6侧向冲击药粒试验结果
落锤
破碎率
试样
破碎状态
1%
质量/kg
高度/cm
ZT-2 17/19H
20
3.92
100
少量横条状，大量块状，有碎末
20
ZT-12A 17/19H
3.92
100
大量横条状，少量块状，粉末状
高氮量单基药
全横条状
20
3.92
100
15/19H
5结论
（1）采用半溶剂法工艺制造ZT-2发射药，助溶剂是影响发射药低温抗冲击性能的因素
之一；对于ZT-2配方，采用醇酮或醇醚混合溶剂作助溶剂加工的发射药，低温抗冲击性能
明显优于以乙酸乙酯作助溶剂加工的发射药。经过对醇酮混合溶剂与醇醚混合溶剂两方案的
试验结果进行综合分析比较认为，改进ZT-2发射药低温抗冲击性能，以采用醇酮混合溶剂
为宜。
(2）聚合物体系的微观结构形态与聚合物体系的力学性能密切关联；NC是决定发射药
微观结构形态的关键要素，在ZT-2发射药基础上，经优选NC形成的ZT-12A发射药，低
温抗冲击性能得到了突破性的提高和质的改进。这一研究结果，具有一定的学术价值和重要
的应用价值。
(3）本研究确定的改进ZT-2发射药低温抗冲击性能的技术途径有效、可行；改进的ZT-2
发射药，即ZT-12A发射药，低温抗冲击性能优良，接近高氮量单基药水平，较之ZT-2发
射药，可更充分、可靠地满足了125mm坦克炮二步方案穿甲弹装药设计的要求。
-458-

ZT-12A发射药加工过程中的弹性效应与工艺对策
赵大箐张晋盛
（国营第255厂）
摘要本文对ZT-12A发射药加工过程中的粘弹性特征进行了分析，通过改进工艺条件和改
进模具设计，解决了ZT-12A的药形质量问题，满足了125mm坦克炮穿甲弹二步方案对装
药的要求。
关键词发射药太根药粘弹性工艺
1引言
通过优化配方途径确定的ZT-12A发射药，力学性能显著提高，特别是低温抗冲击能力
已与制式高氮单基发射药接近，这对提高发射药的内弹道安全性有重要意义。由于ZT-12A
配方的调整，胶化后的物料粘弹性较大，在采用通常的ZT-2太根发射药制造工艺进行加工
制造时，会出现药面粗糙、各层孔径不均，尤其是中心孔严重偏大等现象，这些药形质量方
面的问题，对使用性能会造成严重的影响。为了满足125mm坦克炮穿甲弹二步方案装药使
用要求，我们开展了改进ZT-12A发射药药形质量的研究。
ZT-12A发射药中含有约60%的硝化棉，挤出成型过程中的药料是-一种典型的高聚物粘
弹休。不同类型发射药配方、不同工艺条件的药料所表现出来的粘弹性有一定的区别。除了
在外力作用下表现出具有不可逆形变的粘性流动的共性外，还表现出不同程度的具有可回复
形变的弹性效应，这种弹性效应具有高分子链独特的高弹形变本质。弹性效应是ZT-12A发
射药存在药形质量问题的首要原因。本文通过对ZT-12A发射药在加工过程中的弹性效应分
析，在工艺上针对改进药形质量采取了相应的对策，并对效果进行评价。
2弹性效应对药形质量的影响与工艺对策
早期由标准模具生产的ZT-12A19孔发射药表面粗糙，凸凹距严重时高达约0.2mm，
孔径、弧厚也严重不均，中心孔明显偏大，中层孔次之，外层孔最小。各层孔径偏离预
期值，又造成内层弧厚、中层弧厚和外层弧厚的严重偏差。各层弧厚的严重差异使得作
为装药设计基本参数的名义平均弧厚失去真实性，可能造成弹道效果与预测的偏离；粗
糙的表面，一方面使外弧的统计值扭曲，另一方面对装药量造成不利影响。虽然弧厚的
不均匀性在不少制式火药上也存在，但ZT-12A发射药的不均匀性尤其严重，以致于难
以保证优良的弹道性能。
下面对加工过程中ZT-12A胶状药团的弹性效应进行分析，找出影响药形质量的原因并
提出工艺对策。
—459-

发射装药与内弹道
2.1弹性效应与表面粗糙
作为一种粘弹体，ZT-12A胶状药团在挤压成型加工过程中伴随有不可忽视的弹性行
为：即部分带有固体的特点，又部分带有液体的特点。众所周知，固体与液体对机械功
的消耗方式不同。在剪切应力作用下，：对纯粘性流体所做的功，瞬时内就全部以热的形
式消耗掉，而弹性固体则把这部分功以应变能的形式贮存起来，只要应力解除，这部分
功就使应变得到回复。粘弹体则介于二者之间，其应变功不像弹性固体那样完全回复，
文不像粘性液体那样以热的形式耗散。聚合物流体的弹性行为是流动过程中大分子定向
排列、使体系摘减小、弹性性能被贮存而形成的。作为粘弹体的ZT-12A在挤压成型时
作稳态剪切流动，存在法向应力分量不相等，产生法向应力差，出现法向应力效应。而
法向应力差为剪切速率的函数。
高聚物熔体的剪切粘度随剪切速率的变化有一定的规律。在低剪切速度范围内，粘
度保持恒定，不随剪切速率而变，其流变行为与牛顿流体一样。当剪切速率增大到一定
值后，熔体呈假塑性行为。当剪切速率很高时，粘度再呈恒定，显示牛顿型行为。因此，
在很宽的剪切速度范围内，高聚物熔体的流动曲线可划分为三个区：第一牛顿区，假塑
性或非牛顿流动区，第二牛顿流动区。ZT-12A胶状药团在成型时是典型的单螺杆挤出工
艺，剪切速度范围在1～10°s之内，该范围一般是在非牛顿流动区。法向应力差与非牛
顿流体性是共生的。即若存在非牛顿流体性，必定存在法向应力差。法向应力差是流体
弹性的重要标志。不稳定流动、熔体破裂等都是由法向应力差引起的法向应力效应。在
低剪切速率下，聚合物挤出物形成光滑的表面。在较高的剪切速率下可能产生若干种不
稳定流动，使挤出物表面粗糙或截面不均匀，严重时出现挤出物表面畸变如波纹、竹节、
螺旋状现象，甚至破裂成碎块。
ZT-12A胶化药团在挤出加工时处于非牛顿流动区，表现出非牛顿流体性，存在着法向
应力差，在稍偏高的剪切速率条件下出现不稳定流动，造成挤出物表面粗糙。在研制中还发
现，ZT-12A胶状药团在过滤工序时，由于螺杆转速更大，剪切速率更高，挤出物经常出现
波纹状表面。
在较高的剪切速率条件下，挤出物外观表面粗糙是ZT-12A药料不稳定流动的一种表现。
对这一类现象，理论界提出过许多流动理论进行解释，但是至今仍末完全弄清。为了解决
ZT-12A药粒表面粗糙的问题，根据前面所述和研究发现，下面两种对策是可行的：
(1）降低剪切速率；
(2）升高温度，提高临界剪切速度。
试验中，降低剪切速率即降低螺机速率存在与生产速度的矛盾。试验发现，当出药速度
已大幅度降低时，药粒表面性能仍无明显改善。显然，单纯降低剪切速率不是改进药粒表面
粗糙的良好对策。
研究表明，升高温度提高临界剪切速率，即在保持相对较高的临界剪切速率的条件下，
升高温度可以得到表面光滑的挤出物。经过试验，在ZT-12A发射药加工中，升高温度获得
了表面光滑的药粒。在一定的温度范围内，药粒表面非常理想。同时，控制加工温度也消除
了气候变化对药粒性能所带来的影响。通过以上措施加工的ZT-12A发射药表面明显接近甚
至优于多种制式发射药。
-460-

ZT-12A发射药加工过程中的弹性效应与工艺对策
2.2弹性效应与弧厚、孔径不均
弹性效应以及力学松弛现象所造成的。解决了孔径不均也就解决了弧厚不均问题。
高聚物流体在同心套管中轴向稳态流动时，外壁压力大于内壁压力，存在内外壁压差。
ZT-12A发射药加工时，中心针位于针座中心，类似于同心套管中的流动。由于针座的阻隔，
药料供向中心针是间接的，相当于缩短了中心针附近药料的加荷时间，并且可能使内外壁压
差现象更加突出，药面和中心孔的受力就更不均匀。
中心孔偏大也是ZT-12A胶状药团在加工时的力学松弛现象之一，它是在流变过程中所
形成的弹性贮能恢复的结果，是一种弹性记忆效应。其原因主要是入口效应。ZT-12A胶状
药团在进入模具单体之前，流道截面很大，药团流动速率较小，在进入过滤板、过滤网及模
具单体后，流道截面迅速缩小，流动速率变大。在单体入口处，药料流动处于收敛状态，所
以在入口处出现沿流动方向的速率梯度，对纤维素分子产生拉伸力，使分子链部分拉直，构
型发生变化，产生可恢复弹性形变。如果药料在单体内有足够的停留时间，使分子链有足够
的时间完全松弛，则弹性形变可以消除。但是，若药料在单体内停留时间较短，把弹性形变
：带出单体模具外，那么，药粒离开出口后伸直了的分子链很快卷曲回缩，表现出要恢复到进
入单体前的形状的倾向。此外，药料在单体内的剪切流动同样会使分子链构型发生变化，也
导致弹性形变。由于中心孔张力的存在，使胶状药团中应力未完全松弛所产生的回缩就表现
为中心孔扩大。还有药料在单体内温度分布、溶剂分布的不均匀性，使靠近中心针附近的药
料相对较软，以及前面所述存在的内外壁压差，也是造成中心孔偏大的原因。中间层针也受
到类似的影响，孔径也稍偏大；外层针和单体壁靠得最近，药温高，药料硬，相对停留时间
长，应力松弛完全，故弹性形变最小，孔径也最小。
如上所述，弧厚、孔径不均是ZT-12A胶体药团在挤压加工过程中的弹性效应和力学松
弛现象所造成的。或者说是因为蠕变效应，药料在一定温度条件下的加荷时间不足，形变未
能充分发展，也就是在一定温度和形变保持不变的情况下，药粒内部应力未衰减完全，造成
中心孔偏大。因此我们的对策应是增大加荷时间，使形变充分发展，应力完全松弛。增大加
荷时间在实践中就是增长成型模具模针的长度，或降低螺压的转速。而后者如前节所述将影
响生产周期，是不可行的。经过试验发现，在试验条件范围内增长模具长度后，中心孔偏大
的问题仍不能有效解决，而且引起了新的问题，过长的模针挠性增大，边针在药料的挤压下
向中心针靠近，造成更为严重的外弧偏大的弧厚不均问题。因此，简单地加长模具以达到提
高加荷时间，使药料的形变充分发展是很困难的。
经过大量试验，我们提出了一种新的变针模具设计思想：不等径针的不等距排列，以此
来解决弧厚、孔径不均的问题。众所周知：火药常用的19孔针架的针径是相等的，针与针
之间的排列尽量对称等距。但是这种针架对于ZT-12A发射药来说只能生产出弧厚不均和孔
径不均的药粒。为了改变这一不利局面，变针模具设计应运而生。其基本思路是，根据ZT-12A
发射药的不同层孔径的收缩或放大率，采用不同的针径，对各层次药粒孔径的目标尺寸进行
预先调控控制。核心是顺势而为，预占药料的回缩空间，不对药料作破坏性处理，不外加苛
性试验条件。
-461

发射装药与内弹道
工艺改进的结果
药粒表面
3.1
经工艺改进后药粒表面已达到平滑光洁的理想状态。
3.2药粒弧厚、孔径
工艺改进前后的ZT-12A发射药与制式高氮单基、三基药的尺寸分析见表1。每个样品
测定20粒药粒，外孔、中孔、内孔、外弧、中弧、内弧，分别统计其平均值，并计算其标
准偏差S。
表1各种发射药的尺寸分析
中弧
内弧
外孔
中孔
中心孔
外弧
名称
/mm
/mm
/mm
/mm
/mm
/mm
1.78
1.82
0.39
0.42
0.45
1.80
96稳1批
太根18/19H
0.03
0.03
0.04
0.11
60'0
0.08
1.76
0.40
0.42
1.81
0.45
1.81
太根18/19H
96稳2批
0.07
0.07
0.03
0.02
0.03
0.11
0.39
0.42
1.82
1.76
1.83
0.45
96稳3批
太根18/19H
0.07
0.07
0.03
0.02
0.03
0.10
0.37
0.42
0.37
1.50
1.54
1.65
高氨单基16/19H3/85
0.07
0.03
0.14
0.08
0.07
0.04
0.49
0.64
1.70
1.46
1.40
0.55
三基药15/19H4/92
0.17
0.11
60°0
0.05
0.04
0.04
0.75
0.45
0.54
2.01
1.74
1.77
太根18/19H(改进前)
0.08
0.03
0.03
0.04
0.12
0.09
我们以m1、m2、m3分别代表19孔发射药的外弧、中弧、内弧，n1、n2、n3分别代表其
外孔、中孔、中心孔孔径。而㎡、π分别为其平均值，并可以从表中分别确定其最大、最
小值 mmax、nmax、mmin、nmin。我们定义弧厚相对偏差K和孔径相对偏差L分别为：
K=100X(mmax-mmin)/ m
L=100 X(nmax-nmin)/ n
显然，对于理想的19孔药型的发射药，外、中、内弧完全相等，外、中、中心孔也完
全相等，则K、L均为零。对于弧厚、孔径不相等的发射药，K、L值越大，则其弧厚之间、
孔径之间的相互偏离程度越大，即弧厚不均，中心孔偏大越严重。表2是表1中各批发射药
尺寸的相对偏差分析结果。
表2发射药尺寸的相对偏差
n /nn
m /mm
名称
L/%
K/%
1.800
2.2
0.426
14.1
太根18/19H96稳1批
1.793
0.428
太根18/19H96稳2批
2.8
11.7
3.9
0.426
14.7
太根18/19H96稳3批
1.803
9.6
0.390
高氨单基16/18H3/85
1.563
12.8
1.520
0.574
19.7
26.1
三基15/19H4/92
1.840
0.606
14.7
49.5
太根18/19H(改进前)
462-

ZT-12A发射药加工过程中的弹性效应与工艺对策
从表2中看出，改进前太根发射药的弧厚偏离度为14.7%，孔径偏离度更是高达49.5%，
高氮单基、三基药的K、L指标也不甚理想。改进后的弧厚偏离度锐降为4%以内，大大优
于制式高氮单基药和三基药。孔径偏离度也降为15%以下，和高氮单基药相当，略优于三基
药。
力学性能
3.3
ZT-12A发射药是在ZT-2发射药基础上，力学性能特别是低温力学性能取得突破性提
高的新配方发射药。为了改进ZT-12A发射药的药形质量而进行的工艺改进，是否对力学性
能造成负面效应，是必须严重关注的问题。
工艺改进后研制的三个工艺稳定批粒状药的低温落锤冲击感度见表3，从表中可以看
出，各批太根发射药与改进前的低温落锤冲击感度相当，工艺变化没有给发射药的低温力学
性能带来不利影响。
表3低温落锤冲击感度
落锤/kg
试样
试验温度/℃
特性落高/cm
110
140
太根18/19H96稳1批
120
140
太根18/19H96稳2批
120
太根18/19H96稳3批
140
140
工艺改进前太根药
120
4 结论
改进制造工艺后的ZT-12A太根发射药，大大改善了发射药的表面粗糙、中心孔偏大、
弧厚不均等药形质量问题。采用改进的工艺研制出的太根药药形质量有较大的提高，为
125mm坦克炮穿甲弹二步方案成功采用ZT-12A太根药奠定了坚实的基础。
—463-

高氮量单基药用于穿甲弹(二步)的装药设计与研究
王建政
(兵器工业集团公司第三事业部)
摘要本文总结了采用高氮量单基药来完成125mm炮穿甲弹二步指标的装药设计与研究，以及最终
的弹道效果。
关键词单基药穿甲弹装药
1 引言
125mm坦克炮穿甲弹用太根火药作发射药。为了提高发射安全性，在研制过程中总师
决定，对太根发射药进一步攻关，以提高低温强度。为保证火力系统工作的正常进行，决定
同时开展采用高氮单基药方案的研究。这一决定是基于弹丸结构的研究已经取得相当进展，
极限穿透速度的降低和弹丸质量的减轻使采用高氮单基药来完成穿甲弹威力指标成为可能。
通过不断改进发射药的性能，优化药形和装药结构以及点传火系统，高氮量单基药装药方案
弹道效果良好，满足了穿甲弹(二步)规定的战技指标要求。
2．装药设计
2.1·内弹道指标
高氮单基药用于穿甲弹(二步)在弹丸质量G=7.44kg的情况下内弹道指标如下：
初速vo(+15℃）≥1725m/s，
膛压pm(+15℃)≤495.2MPa,
高温膛压pm(+50℃)≤539.4MPa(含单发最大值)，
低温初速v（一40℃)≥1680m/s，
低温膛压pm(一40℃)≤451.1MPa(含单发最大值)，
初速中间误差E(+15℃)≤4.5m/s。
2.2高氨量单基药的性能特点
2.2.1较高的氮量及能量
单基药的主要成分是硝化纤维素，不同武器弹药采用不同含氮量的硝化纤维素。所谓单
基药的含氮量，均系指混同硝化棉的含氮量。制造炮药用硝化棉含氮量在12.75%以上，不
超过12.9%；制造枪药用硝化棉含氮量在13%以上。炮药用硝化棉含氮量之所以较枪药为低，
-464-

高氮量单基药用于穿甲弹(二步)的装药设计与研究
是为了减小烧蚀性，提高火炮身管的使用寿命。实际上高氮量单基药就是将枪药用硝化棉应
用于炮药。显然，这会带来烧蚀性增大的问题，但可以采取增加缓蚀护膛衬里及其它办法来
弥补。采用含氮量高的硝化纤维素制造炮用单基药，主要目的是为了提高单基药的能量，有
利于提高初速，增大弹丸威力。
硝化棉火药的爆热(Qw）、爆温(T)、比容(W)和火药力（f)随含氮量的增加而变化，如
表1。
表1硝化棉的氮量与能量示性数
f NJ. kg'
Qw J. kg
WiI - kg'l
T /K
序号
氨量/%
12.6
3516.9
908.0
1010.1
3010
3642.5
890.0
12.9
1029.7
3140
3786.9
878.5
1045.0
13.1
3232
13.2
3805.8
877.0
1047.0
3244
由含氮量为13.13%13.16%硝化纤维素制成的高氮量单基药和由含氮量为12.6%~
12.9%硝化纤维素制成的单基药，它的组分和能量示性数分别列于表2、表3。
表2发射药组分
发射药
外挥/%
内挥/%
序号
硝化棉/%
总挥/%
二苯胺/%
高氨量单基药
约95
≤4.0
≥0.9
1.0~2.0
1.0~1.8
单基药
约95
≥0.9
1.0~1.8
≤5.2
1.0~2.0
表3
发射药能量示性数
TK
Qw/k. kgl
Wi - kg.!
f IkJ. kg
发射药
序号
Idm · s"/kg . dm?
0.88X 10-5
1046. 4
高氮量单基药
917
3075
3985.8
单基药
0.72× 10-5
2800
960. 1
3600. 6
935
由表3可见，高氮量单基药比一般单基药爆热提高了10.7%，爆温高275K，火药力增
加6.9%。
2.2.2工艺性好
高氮量单基药有很好的物化性能、配方简单、工艺成熟、生产安全、原材料来源广泛、
成本低廉、机械强度和低温力学性能好、有利于提高使用安全性、对火炮烧蚀性亦较小，在
国内外的多种中大口径武器上得到广泛应用。
2.3方案设计
经内弹道计算对有关参量确定如下：
-465-

发射装药与内弹道
装填密度△~0.83kg/dm3；
可燃药筒(含盖)质量の药篇=1.12kg
火药力：f火药=1029.7kJ/kg(接近于实测值)，f药筒=686.5kJ/kg;
火药燃速系数： ul(粒状) =8.80 ×10°dm · s'/kg · dm², Ul(管状)=8.20 ×10°dm ~ sl/kg · dm2;
弧厚28粒状～1.58mm，20管状～1.95mm。
2.4药形设计
125mm穿甲弹两节分装式装药结构，使药室有效利用容积较小。合理设计药形及尺寸
有利于提高装填密度和发射药能量利用率。为使副药筒装药的点传火作用可靠，在副药筒内
弹丸尾部周围捆绑一部分管状药，这样既有利于传火，又可有效地减轻副药筒中药粒间挤压
作用，有利于射击安全。按照弹尾杆形状，采用了两种不同长度(170mm和350mm)的管状
药。为了提高发射药的增面燃烧性能，药筒内还散装花边形19孔粒状药，因花边形比圆柱
形增面性好，花边形19孔药的燃烧分裂点，为95%，而圆柱形19孔药为85%。管状药基
本上是恒面燃烧，但其通气性能较好，传火阻力小，但试验表明管状药大多弹道效果差，最
终管状药量确定为0.7kg。通过药形设计规范和实验所确定的药形尺寸见表4。
表4发射药的药形尺寸
序号
项目
19/1-30
19/1-17
16/19花
(1.58)
(1.80)
(1.80)
弧厚28,/mm
1.50~1.60
1.85~1.95
1.85~1.95
(0.4)
(1.60)
(1.60)
孔径d /mm
0.30~0.50
1.60~1.80
1.60~1.80
(5.20)
(5.20)
外径D/mm
(11.48)
(300)
(170)
(11.50)
长度L/mm
300-12
170-12
10~13
2L/d
(187.5)
(112.5)
2.83
长径
2L/D
(10.0)
(57.7)
(34.6)
径厚
(0.9)
(0.9)
(0.25)
d/28
注：括号内为设计值。
装药结构设计
2.5
装药结构见图1。
2.5.1主副装药设计
采用卷制型可燃药筒。主药筒装药占总装药量的66%～67%，副药筒装药占33%～34%，
其装填密度分别为0.90~0.91、0.95～0.98g/cm²。
2.5.2点传火系统
在主药筒装药中，采用可燃中心传火管来提高点传火效率。中心传火管既加强了横向点
-466-

高氮量单基药用于穿甲弹(二步)的装药设计与研究
火效能，又提供了良好的轴向传火通道，有利于实现装药的全面瞬时点火。传火管上部放置
上点火药包，副药筒中弹尾杆周围捆绑管状药，使副药筒装药能瞬时点燃。
18
10
1—3号电一撞两用底火；
2—“0”型密封圈；3一消焰剂药包；
4一接头密封胶圈；5一可燃传火管：
6一粒状药；7一未带密封盖的主；药筒；
16
8一护膛衬里（A)；
9一上点火药包与紧塞具部件：
15
10一支撑简：
11一密封盖12一密封底盖
14
13一副药筒体：14一管状药束；
15粒状药；16护膜衬里（B）：
17-可燃弹垫；18—弹丸。
图1装药结构示意图
中心可燃传火管长度为350mm，外径27mm，内径22mm，喷火孔为4排交错分布，孔
径为6mm，共24孔，起孔距为165mm，内装单硝碳-11传火药，通过试验确定为50g。上
点火药包内装5类黑火药55g。试验证明该点传火系统能满足点传火要求，药床内点火延迟
时间较短。
2.5.3消焰剂药包
在中心传火管下部套装圆环形消焰剂药包，内装单烯11-3/1消焰药50g，消焰效果好，
未发现炮口焰和炮尾焰，药室内无遗留残渍和污染。
2.5.4护膛衬里
试验表明仅需在副药筒中加80g高效缓蚀护膛衬里就有良好的缓蚀作用。为了进一步提
高身管使用寿命，决定在主药筒中也使用护膛衬里100g，共计180g。
2.5.5紧塞具
为使主药筒装药中粒状药床和上点火药包固定，防止装药在运输和勤务处理中移位和窜
动，在装药上部加一纸板制作的紧塞具与上点火药包固定在一起。同时可根据装药药面高度
用不同长度的Φ110mm纸简支撑固定。
2.5.6可燃弹垫
可燃弹垫是用与模压药筒筒体相同的材料经抽滤、模压成型、烘干制成的，放置在弹丸
弹托环形槽内，具有一定强度，燃烧完全。对防止药粒与弹底间挤压具有良好的缓冲作用，
有利于提高射击安全性。
-467-

发射装药与内弹道
3研究与试验
3.1技术状态的确定
在完成方案设计后，通过试验来逐步确定装药的技术状态，包括优选粒状药和管状药最
佳弧厚范围、管状药与粒状药的比例、可燃传火管的结构尺寸，点传火药的重量分配、高氮
量单基药的质量控制等，使装药结构逐步优化，最终确定了装药结构的技术状态。
3.2技术攻关
在研制过程中曾出现过可燃传火管燃烧不完全，可燃药筒也偶尔出现射击后留有小残片
的问题，个别批发射药曾出现过能量偏低，弹道效果不理想。经过查找原因，进行技术攻关，
采取有效措施后均一一得到解决。
3.2.1可燃传火管
经分析认为，燃烧不完全的主要原因是卷管用硝化棉纸的质量问题，采取提高硝化棉
纸中硝化棉含量、降低卷管用胶比例，适当增加传火药量等措施后，此问题得到了圆满解
决。
3.2.2可燃药筒
有的超过规定指标，采取措施将其控制在适当的范围，并在药筒结构上作了一定的改进后，
解决了燃烧不完全问题。这些技术措施是：
(1）严格控制硝化棉纸的紧度在0.42～0.46g/cm²的范围内。因为紧度过大药筒密度增
加，对燃烧不利。
(2）适当调整药筒组分，使纸中硝化棉含量在原基础上提高5%左右，从而提高了热量
和燃速。
(3）适当减薄药筒的壁厚，在保证药筒机械强度的条件下，将药筒壁厚控制在图纸规定
的中下限。
，（4）严格控制卷制工艺，使药筒密度不要过高，控制密度在1.2～1.4g/cm²范围内。
3.2.3高氮量单基药
在投料试制中，曾有两批成品的弹道试验结果不佳，与94-2批花边16/19比较，初速
低73.9～80.3m/s，Pm也低23.6～46.0MPa，主要原因是该批药能量偏低，燃速偏低，弧厚均
匀度差(外弧偏大)，致使射击时燃烧不完全。针对这些问题在工艺上采取了一系列措施，如
严格控制硝化纤维素质量、胶化和压伸工艺，将成品的密度和挥发分含量控制在规定的范围
内。以后生产的各批药理化性能较为理想，通过全面摸底试验和系统工厂鉴定试验证明其弹
道效果很好，均能满足规定的内弹道战技指标要求。
3.3系统工厂鉴定试验
在装药技术状态确定后进行了全面摸底试验，除低温最大膛压单发偶有略超出指标外，
其他各项内弹道指标均满足规定要求。于1996年9～10月进行了穿甲弹系统工厂鉴定试验，
468-

高氮量单基药用于穿甲弹（二步）的装药设计与研究
试验用穿甲弹结构弹)G，=7.44kg，花边16/1995-1批，19/1-3094-2批、19/1-1794-2批，
试验结果见表5。膛压、速度与药温的关系为：
50℃: Apm=7.03%
-40℃: pm=-9.50%
50℃: Avo=2.45%
-40℃: △vo=-2.88%
表5内弹道试验结果
装药量/kg
药温/℃
组×发
Vo /m s'l
Pm MPa
9.24
3.00
1726.0
479.8
1×5
9.24
1727.4
2.33
482.9
1×5
15
1730.3
1.89
493.1
平均
2.70
485.2
1727.9
9.24
2.61
524.8
1×5
1774.8
50
1765.8
1.30
513.6
9.24
平均
1770.3
519.3
1.96
3.37
1X5
9.24
1678.7
441.3
1677.5
2.32
40
1X5
9.24
436.9
2.85
平均
1678.1
439.1
注：低温一40℃试验中有一发膛压超出对单发跳动的规定。
弹道效果与分析
4.1弹道指标完成情况
按系统工厂鉴定试验结果，常温初速达到了规定的要求（vo≥1725m/s），常温膛压和高
温膛压以及初速中间误差均符合要求。另外，弹道性能的稳定性和一致性较好。低温平均膛
压满足要求，只有一一发超出指标限制的低温单发最大膛压值。低温初速按1680m/s的指标规
定只差1.9m/s。综上所述，高氮量单基药装药结构基本满足内弹道指标要求，且发射药装药
的温度系数较小。
4.2p~t曲线与装药射击现象
实测膛压曲线见图2。p～t曲线是火药燃烧、可燃药筒、点传火系统和整个装药结构、
弹丸在膛内运动规律的综合反映，是研究和评价火药和装药设计合理性的重要依据之一，在
技术状态确定后测试了高、低、常温的p～t曲线，所得曲线丰满光滑，无明显波动，因而
说明装药设计和点传火系统设计是合理的。
可燃药筒等元件燃烧完全，射击后膛内外均未发现未燃完的药筒、传火管、可燃弹垫残
片或残燃物，未发现点火延迟现象，无炮尾焰。
-469

发射装药与内弹道
500
800
375
700
250
600
500
125
AP/MPa
P/MPa
400
1006
125
200
250
100
375
0.
-1000
500
结束时间;12.5ms
起始时间：0.5ms
结束时间：12.5ms
起始时间：0.5ms
(a)常温 p~t 曲线
(b)常温Ap~t 曲线
800
500
375
700
250
600
500/
P/MPa
400
300
125
200
-250
100
375
100
500
起始时间：0.5ms
结束时间;12.5ms
起始时间：0.5ms
结束时间：12.5ms
(d)低温Ap~t曲线
(c)低温 p~t曲线
图2压力曲线及压力波曲线
4.3穿甲弹用高氮量单基药装药方案的威力效果
根据31基地主持的穿甲威力定型试验结果，用高氮量单基药也可完成常温2000m距离，
穿600mm均质装甲（90%穿透率）的指标要求。
5结论
125mm穿甲弹(二步)指标采用高氮量单基药装药结构，完成了系统工厂鉴定。内弹道性
能基本上达到了规定的战技指标，弹道稳定性好，射击安全可靠，虽然初速比太根火药低
10～15m/s，但仍能完成对全弹的威力指标要求，且尚有一定余量。因此，可以认为高氮量
单基药完全能用作为125mm坦克炮穿甲弹(二步指标)的发射药。它的烧蚀性小，经济性较
优越，亦是其重要特点。若能进一步优化装药结构，降低低温膛压，则应用效果更佳。
-470-

装药结构点传火对内弹道性能的影响
燕云飞
（国营第845厂）
摘要本文分析了装药结构中的点传火方式，及各种点传火因素对内弹道性能的影响。
关键词装药结构点传火压力波
1引言
随着现代战争对武器威力要求的提高，火炮的膛压、初速也不断提高，随之火炮药室装
填密度显著增大，使发射装药迅速均匀点燃更为困难。点传火技术是装药技术中的重要部分，
优良的点传火系统设计是装药设计的中心环节。不良的点传火往往带来严重的压力波动，甚
至产生膛炸事故。为了改善点传火，目前火炮装药中基本上有两种方式：点火药包加管状药
束和中心传火管。本文着重讨论各种点传火因素对发射装药弹道性能的影响。
2点传火过程
实践证明，良好而稳定的点火条件，是实现良好而稳定的弹道性能的重要基础。
火炮的点火过程由射击开始，电或机械力的作用使底火击发着火，底火药的火焰进一步
引燃点火药。点火药燃烧产生火焰和炽热的固体微粒，以一定的速度进人火药表面，通过对
流和辐射传热的方式加热发射药，使一部分接近点火药的药粒表面温度达到它的着火温度而
首先开始燃烧。然后，火药气体和点火药气体混合在一起向上逐次而迅速地引燃整个装药，
这就是采用底部药包点火的过程。中心传火管点火与之有所不同，当底火击发引燃传火管内
的传火药后，管体内建立起一定的压力时，传火管开始破孔。火焰和炽热粒子沿按一定规律
排列的传火孔由下至上逐次径向喷射入药床，火焰传播距离短、速度快，点火能量分布均匀，
膛底和弹底装药点燃时差小，一致性好，这样可减小膛内压力波动，增加火炮发射的安全性
和可靠性，这一点正是中心传火管的优势所在。
大量研究和实践证明，在大口径长药室的火炮装药中，从药包点火过渡到中心传火管点
火方式，可有效地防止危险压力波的产生，点火重现性好，弹道性能稳定。
3影响装药弹道性能的点传火因素
3.1点传火结构
点火药包加管状药结构与中心传火管结构对弹道性能的影响比较如下：
(1）在相同的膛压下中心传火管结构有较高的初速。采用前一结构当药筒长于500mm
-471-

发射装药与内弹道
时，需用占全部药量12%~20%的管状药束来改善点火。用中心传火管则可全部采用粒状药，
可大大提高装填密度。
(2）中心传火管结构由于点火均匀迅速，提高了初速的一致性。
(3）采用中心传火管点火可减少炮口焰。
(4）采用中心传火管结构可以降低装药的温度系数。两种点传火方式在125H穿甲弹（单
基药）上的对比数据见表1。
表1温度系数对比
膛压（15~50℃c）
膛压(15~-40℃)
初速（15~50℃）
点火方式
初速（15~-40℃)
可燃传火管
+8.2%
-9.2%
+2.4%
-2.8%
底部药包+管状药
+9.0%
-9.8%
+2.6%
-2.9%
另外，我厂在125mm外贸装药结构的研制中发现，中心传火管结构有着底部药包无法
替代的优越性。
3.2点火药种类
目前点火系统使用的点火药有黑火药、多孔性硝化棉、奔萘传火药条。黑火药和奔萘药
条性能的比较见表2。奔萘药条属于高燃速新型点火药，它是由黑火药和硝化棉采用溶剂法
压制的药条状火药，由于其有较高的火焰传播速度，使装药床更接近于瞬间全面点燃，从而
提高了射击时的弹道一致性。近年来，国内外在大口径火炮装药中广泛采用奔萘药条取代部
分黑火药作传火药。
表2点火药性能的比较
点火药种类
燃烧热/·kg
吸湿性
火焰传播速度/m·s
910
奔萘药条
460~480
700
黑火药
100~120
3.3点火药量
点火系统必须具备足够的能量流率，即要求底火被击发后，在单位时间内产生一定数量
的高温气体和炽热粒子，井能迅速到达火药表面，使点火系统和发射药之间进行充分的能量
交换，以确保火药迅速而全面地着火燃烧，而不会产生迟发火和瞎火现象。
目前火炮装药确定点火药量（の）主要是根据经验公式和实验方法。经验公式可参考装
药设计专著，经验公式大多是以发射药单位表面积所需热量91作为估算基础，为了保证低
温条件下有良好的点传火效果，确定点火药量の时应按低温一40℃下点燃发射药表面所需
的热量标准来计算，然后根据射击结果进行修正。
采用弹道实验法确定点火药量，在其它装填条件相同的情况下，只改变の大小，同时
测定膛压pm、初速vo，测量压力曲线p~t及压力波曲线△p~t曲线，确定装药引燃时间。如
果のB偏小，装药引燃时间就大（跳动也大），点火延迟增长，Pm和vo跳动大；のε偏大，则
Pm增大而vo变化不大，且负压差大。
-472--

装药结构点传火对内弹道性能的影响
3.4点火位重
点火药的点燃效果不仅与点火药量有关，而且也与放在装药中的位置有密切关系。当装
药长度较短时，采用的底部点火药一般放在底火和火药之间；当装药长度较大时，可采用中
心传火管结构；如果药室较长，装填密度较大，还可采用“底部点火药十传火管十上点火药
包”的接力式点火模式。其中上点火药包不宜放在装药的最上端，否则，点火药就起不到接
力点火作用，反而易造成装药上下两头受压而使药粒破碎。
在变装药中，由于附加药包可能随时增减，所以点火药包不能固定在附加药包上，当分
成两个点火药包时，一般放置在基本药包的上面和下面。
3.5传火管结构
当确定采用中心传火管结构时，就要对其结构参数管长La、内径Dd、起始孔距Lo、传
火孔径d和孔数等进行研究。
传火管的长度应根据装药床的长度决定，大量研究表明，从中部位置起始点火有利于减
少压力波。因此，传火管长度及起始孔距的设计应符合中部点火的原则，通常情况下，管长
应为装药床长度的0.6~0.9倍，即Ld=(0.6~0.9)Lo
传火管内径的确定既要考虑适当的长径比，又要考虑点火药的装填密度及合适的通气面
积，一般传火管的长径比约在15~45之间，通气面积应为1.5倍的传火药束截面积。
起始孔距对传火管的点火性能有较大影响，起始孔距过小易造成管体从第一排孔处断
裂，影响管内火焰传播，还可能造成下部点火过强，使膛压反常升高；起始孔距过大，使
喷火孔分布整体上移，不利于中部点火。通常，传火管起始孔距为管体长度的1/2~1/9左
右。
传火孔径d通常取2~8mm，孔径和孔数由单位点火药量的喷火孔面积决定，喷火孔过
大，则点火压力降低，不易穿透装药，而且会使管体强度降低。一般单位点火药量对应的传
火孔面积控制在11~22mmg。
对于可燃传火管，设计时还应考虑管体壁厚，可燃传火管的壁厚不但要保证管体有足够
的拔断力和耐压强度，而且要保证其在膛内燃烧完全。一般可燃传火管的壁厚在2.0~3.0mm，
太薄了强度不够，太厚了则影响其燃尽性。
3.6火药的理化性能
火药的理化性能对火药的着火性能有显著影响，如火药组分、爆热、燃烧温度、分解温
度、燃速、火药表面性质和热传导性等。
研究表明，当外界条件一定时，火药的气化点和分解温度愈高，火药愈难点燃；燃速愈
小的火药愈难点燃；火药密度愈大愈难点燃；表面粗糙的火药容易点燃。易点燃的火药相对
点火药量就要少一些。火药理化性能诸方面对火药着火性能的影响是相互关联的，火药着火
难易是许多因素综合影响的结果。
值得一提的是，火药的初始温度对点火也有明显影响，低温条件下，要把相同药量的火
药点燃所需的热量比常温和高温条件下多。因此，在点火药量和其他条件相同时，按照低温、
常温、高温的顺序，点火时间依次减少2/3~5/6。
-473

发射装药与内弹道
3.7药床特性
在药床特性方面，装填密度、药床前端的自由空间和发射药的起始总燃烧面积等因素对
点火过程都有不小的影响。
膛内压力波对药床的透气性比较敏感。药床的透气性好时，点火阶段产生的燃气能顺利
通过药床，从而可有效地减小初始压力梯度，减弱压力波。高装填密度的药床，透气性差，
点火气体受到强烈阻滞，膛内初始压力梯度增大，促使产生并加强压力波。装药床的透气性
好，膛内压力波减小。
若药床前端存在自由空间，点火开始时的压力梯度将使药床前移，一方面，引起药粒互
相挤压和堆积，空隙率和透气性下降，易产生较强的压力波；另一方面，由于药床的运动，
药粒将以一定速度撞击弹底，特别在低温下易造成挤压破碎和撞击破碎，从而使火药燃烧面
骤增，气体生成速率增大，压力波增强。
发射装药的起始总燃烧面积对点火过程有明显影响，起始总燃烧面积大的装药在点火阶
段易于形成压力波，在弹道等效条件下，19孔火药的起始燃烧面积比7孔药小，光泽或钝
化的火药比未经处理的火药的起始燃速小。目前，国内外已广泛采用19孔大颗粒火药，它
不仅增面燃烧性好，而且改善了装药床透气性，有利于火焰的传播，易于实现均匀一致点火。
4结束语
火药装药中的点传火系统对武器性能有至关重要的影响，但是，和装药结构设计一样，
目前没形成严格而科学的设计理论。在解决实际问题时，仍须参考现有已定型的模式，按照
一般知识和经验设计点传火系统，再经过一定数量的靶场试验才能最后确定出合理的结构。
一个良好而稳定的点火系统应符合下列要求：
(1）.点火系统必须具有足够的点火压力和能量，以确保火药迅速全面点燃；
(2）点火过程应迅速而均匀；
(3）点火重现性要好，以保证弹道性能稳定；
(4）点火系统应有利于防止压力波的产生。
-474-

卷制可燃药筒燃烧完全性研究
邵振华
（国营第845厂）
摘要本文对125mm坦克炮卷制可燃药筒燃烧完全性问题进行了分析研究，使其燃烧完全性
满足了使用要求。
关键词可燃药筒燃烧性能硝化棉纸护膛衬里
1引言
125mm坦克炮三个弹种使用的卷制可燃药筒为仿研产品，在没有设计技术资料的情况
下，科技人员在较短的时间内研制成一套生产工艺，制成并顺利地通过了技术鉴定。但在研
制初期对该类可燃药筒的燃烧规律还未开展系统的研究，因此，不能自觉地去把握影响产品
燃烧性能的关键要素，曾一度出现燃烧不完全的问题。问题发生后，我们紧紧围绕着卷制可
燃药筒的燃烧规律开展了技术研究和攻关，成功地解决了这一问题。
2可燃药筒燃烧完全性的评估标准
燃烧完全性属可燃药筒的重要特性，在国内外均有明确的评估标准。
美国是研究可燃药筒最早的国家，对可燃药筒的燃烧完全性有明确的评估标准，如：对
152mmXM157EI型可燃药筒部件，美军标规定在温度为70°F条件下射击，可燃药筒应无燃
烧残渣，并且在40发射击中不出一次以上的过剩残渣。并对所谓膛内过剩残渣作了明确的
说明：如果燃烧残渣的量足够阻碍炮弹进膛或阻碍连续进膛时，或根据靶场的测定残渣超过
1英寸×2英寸的面积时，定为过剩残渣。对不同温度下的试验样品量规定见表1，验收标
准见表2。在温度一40%和+125%下的全部射击试验仅供参考。
美国在M203A，155mm火炮用可燃药筒部件的军用规范中对可燃药筒的燃烧完全性作
了进一步的要求：首批或每个新的组批，在温度为70F、145F和-65F下各10发射击试验
中，没有过多的残渣或药筒燃烧残余物留在炮膛中。
表1不同温度下的试验样品量
温度/F
初制品
第三批
随后的批
20发
20发
-40
80发
80发
+70
40发
+125
20发
20发
-475-

发射装药与内弹道
表2验收规定
燃烧着未燃尽残余物接受准则
过多残渣的接受准则
温度/F
样品量
接受
拒收
接受
拒收
80
+70
40
在我国于1975年下达了第一个可燃药筒燃烧完全性评估标准，要求可燃药筒弹药在使
用温度为-40~+40℃范围内射击试验，可燃药筒应燃烧完全。射击后膛内和筒底内不允许
有继续燃烧的残燃物，药室内不允许有影响装填的残渣。
于1996年对可燃药筒燃烧完全性评估标准作了新的规定：可燃药筒弹药在温度为
-40~+50℃条件下，射击后膛内和底座内不允许有继续燃烧的残燃物，药室内不允许有影响
装填的残渣，炮尾附近及距炮口20m以内不允许有带明火的残燃物。
3卷制可燃药筒燃烧性能研讨
为125mm炮最初试制的一批卷制可燃药筒在使用中曾出现燃烧不完全的现象，工厂立
即组织技术攻关，对影响卷制可燃药筒燃烧性能的内在因素开展了深入的研究，并采取相应
的措施来解决问题。
提高可燃药筒在膛内的燃烧速度是解决燃烧不完全的关键，就卷制可燃药筒自身来说其
影响因素有下列几点：
（1）可燃药筒配方的合理性
该药筒的含能材料主要有TNT和硝化棉。TNT还是该药筒体的粘合剂，为保证筒体
强度TNT含量在50%左右为宜。硝化棉含量增加，有利于可燃药筒的燃尽性，但会使硝化
棉纸的强度有明显下降，因此应选用合适的比例。通过大量试验，硝化棉纸中硝化棉含量提
高到60%能保证强度要求。为了研究硝化棉纸中硝化棉含量对可燃药筒燃尽性的影响规律，
将涂有TNT的硝化棉纸在密闭爆发器中进行燃烧试验，试验结果见表3。试验说明，提高
可燃药筒中硝化棉的含量有利于可燃药筒在膛内的燃尽性，若硝化棉的含量提高2.1%，在
密闭爆发器中燃烧时间则可缩短0.88ms。
涂以TNT的硝化棉纸在密闭爆发器中燃烧的p~t曲线和压力陡度曲线见图1、图2。
表3硝化棉含量的影响
项目
硝化棉纸紧
余容
燃速系数
硝化棉
火药力
燃烧最大活性
燃烧结束时间
IMPa·g"
度/g·cm~3
Icm' · g
/ms
含量/%
/dm·ms". MPa'"
样品号
3.637×10-7
8.06
0.54
758.6
0.83
4.5561
24.1
3.151×107
1.05
8.94
0.55
676.6
3.7572
22.0
-476-

卷制可燃药筒燃烧完全性研究
(2）硝化棉纸紧度
硝化棉纸紧度的变化对可燃药筒的燃烧性能有重大影响，当硝化棉纸的紧度大于
0.5g·cm3时，可燃药筒在膛内有燃不尽的可能，通过密闭爆发器的测试也可证明这一点，
试验数据见表4，试验曲线见图3、图4。
f161
177
Pm=191.178
P=177.156
t k=8.06001
Ix =8.939999
t B=15.8
IB =28.65
p/MPa
95
88
24.64
12.34
t/ms
38.76
19.38
p~t曲线
t/ms
p~t曲线
114.4
82.9]
dp
=104.039
dpidr/MPa/s
=75.43695
s/edw/ipdp
57.2
41.45
0.5
0.5
dpdt曲线
dpdt~曲线
图2样品2
图1
样品1
硝化棉纸紧度的影响
表 4
燃烧结
项目
余容
硝化棉
火药力
燃速系数
TNT含量
硝化棉纸紧
燃烧最大活
束时间
Icm".g
性/MPa·g
含量/%
1%
度/g·cm3
J·gi
/dm·ms"".MPa't
样品
/ms
0.49
771.9
1.61X10-5
15.90
1.08
2.00
34.4
49.7
1.27× 10-s
2.03
32.6
0.54
720.2
21.65
51.2
从所测得的数据可以看出，表4中样品3仅比样品4所用硝化棉纸的紧度低0.05g/cm3，
而在密闭爆发器中燃烧时间却缩短5.00ms（扣除了硝化棉含量的影响）。其原因是由于硝化
棉纸的紧度降低，则纸的空隙增多、增大。用TNT涂布制成可燃药筒时，这些空隙被TNT
所填充。当在膛内燃烧时这些空隙首先被打开，使可燃药筒体结构变疏松，增加了燃烧面
积，所以燃烧活性明显上升，燃烧时间明显缩短。
-477-

发射装药与内弹道
(3）筒体与金属底的粘接
为保证可燃筒体与金属底相粘接段能可靠燃尽，我们除提高筒体本身的燃烧活性外，还
选用了可燃性好的粘合剂，并在生产中严格控制涂胶量。
186]
202
P =186.39
Pm =202.176
P/MPa
Ix =21.65
tx =15.9
tB =8.5
Ig =9.18
93
32.1
16.05
28.2
14.1
t/ms
1/ms
p~1曲线
p~t曲线
56.1
66.3
dp
）m=51.05545
33.15
0.5
0.5
dpidt~曲线
dpkdt~曲线
图3样品3
图4样品4
技术措施与试验结果
4.1技术措施
影响可燃药筒燃烧性能的因素中内因是主导，故针对产品设计、原材料质量和生产过程
中的控制重点，采取了以下措施：
(1）硝化棉纸中的硝化棉含量从50%提高到60%。
(2）硝化棉纸的质量对可燃药筒的质量有极其重要的影响。因此在硝化棉纸的制造过程
中应严格控制下列环节：
①投产前把好原材料分析关，确保投料的准确。
②严格控制生产工艺过程及工艺参数，确保硝化棉纸的紧度在0.42~0.46g/cm²之间。
③把好验收关，各小批均进行全分析，合格后方可组入总批，总批组成后再次进行全，
分析，各项指标均合格方可投入使用。
(3）可燃药筒生产过程中严格粘底的质量控制。
4.2试验结果
由于采用了以上三个方面措施，使可燃药筒燃烧不完全的问题得到良好的解决，火力系
-478-

卷制可燃药筒燃烧完全性研究
统的工厂鉴定和设计定型试验中几千发试验数据充分证明了这一点，见表5、表6。
表5
火力系统工厂试验结果
药温/℃
试验数量/发
可燃药筒燃烧完全性结论
142
17~18
穿甲弹
84
+50
可燃药筒燃烧完全
39
-40
17~18
393
杀伤爆破弹
69
+50
可燃药筒燃烧完全
39
-40
17~18
345
破甲弹
39
+50
可燃药筒燃烧完全
50
-40
表6设计定型试验对可燃药筒燃烧完全性的考核结果
药温/℃
装药
试验数量/发
可燃药筒燃烧完全性结论
90
强装药
+15
88
+50
84
经射击后观察，腹内无影响装
正装药
杀伤爆破弹
90
-40
填的残留物，无燃烧着的残燃
共试399发
-10
+15
专减装药
-40
35
强装药
+15
84
132.
+15
+50
66
经射击后观察，膛内无影响装
正装药
破甲弹
73
填的残留物，无燃烧着的残燃
-40
共试402发
-10
+15
专减装药
35
-40
+15
强装药
60
+15
87
+50
38
经射击后观察，膛内无影响装
正装药
穿甲弹
0+
填的残留物，无燃烧着的残燃
共试271发
51
-40
-10
+15
专减装药
20
-40
可燃药筒燃烧完全性的可靠性评估
以上措施的有效性可以用可靠度来衡量。
(1）可靠度定义
产品在一定条件下，一定的时间内完成预定功能的能力为该产品的可靠性，而评估产品
可靠性的指标则用可靠度，即产品在一定条件下，一定的时间内完成预定功能的概率，也称
为产品正常工作的概率。
-479-

发射装药与内弹道
可燃药筒射击后膛内没有残燃物，没有影响装填的残渣就完成了预定的功能，即燃烧完
全，反之为燃烧不完全。下面计算二者的概率。
(2）可靠度的计算
对可燃药筒燃烧完全性的置信水平没有下达指标，美军标常温射击为97.5%。我国要经
高、低、常温全面和严格地考核，故置信水平取95%。
对样本大小为n，失效数为F，在置信水平y=0.95的情况下，可靠度R的单侧置信下
限Rt按下式计算：
R, =/1-
当F=0时
R-*(1-R,)"=1-
当F+0时
不可靠度Fu（燃烧不完全的置信上限概率）：
Fu= 1-RL
根据系统工厂鉴定和设计定型试验中对可燃药筒燃烧完全性考核的数量和结果，通过计
算可靠度RL=0.9987。
6 结论
通过技术攻关，对卷制可燃药筒在膛内燃烧规律的认识得到了深化，采取的措施是有效
的，从而使卷制可燃药筒一度在燃烧完全性方面存在的问题得到了圆满解决，满足了使用要
求。
-480-

硝化纤维素纸配方的研究
李青
(国营第845厂）
摘要本文主要论述了硝化纤维素纸各组分原材料的特性及配方的研究，并对进一步提高
硝化纤维素纸的燃烧性能作了分析。
关键词可燃药筒硝化纤维素纸配方
1 引言
制造可燃药筒用的原材料，一般随着可燃药筒的品种不同而有所差异。但总的来说，所
有原材料应满足供氧、增强、粘合和安定等方面的要求。因此，制造可燃药筒的基本原材料
有以下四大类：供氧材料、增强材料、粘合剂和安定剂。在125mm坦克炮穿甲弹、榴弹和
破甲弹上采用的是卷制半可燃药筒。该药筒是由涂有TNT炸药的硝化纤维素纸经卷制而成
的筒体。而硝化纤维素纸则是由硝化棉和纸纤维、安定剂经打浆等造纸过程制成的，它是影
响可燃药筒燃烧完全性的主要因素之一。
对硝化纤维素纸的主要性能要求是：必须具有良好的燃烧性能；必须具有良好的抗拉强
度；必须具有较低的紧度；必须呈中性或微碱性。
2硝化纤维素纸的研究
2.1供氧材料
供氧材料是一种可燃物质，是能量的主要供给者。硝化纤维素纸的主要成分是硝化纤维
素，它使可燃药筒能够瞬时燃烧，并赋予弹丸部分能量。而影响硝化纤维素性能的主要指标
是硝化度，它影响能量大小和机械特性，通常以含氮量的百分值来表示。对含氮量的选择，
一般采用含氮量为12.6%以上的硝化纤维素，目前各生产厂商大都采用强棉，含氮量为
12.6%～13.5%。我厂选用的是含氮量约13%的硝化棉。
在制造过程中硝化纤维素纸的硝化棉含量大都选择在55%～70%的范围内。大量试验结
果表明，若硝化纤维素含量较少，燃烧完全性不好，其含量一般不小于55%；硝化纤维素含
量又不宜太高，含量太高对生产和贮存文构成不安定的因素。
2.2增强材料
增强材料在硝化纤维素纸的结构中起骨架支撑作用，可以提高硝化纤维素纸的
强度。增强材料一般采用木质或纸质纤维。在增强材料的选择上有的生产厂选用亚
-481-

发射装药与内弹道
硫酸盐漂白的惰性木质纤维；有的厂商选用本色硫酸盐牛皮纸纤维。通过试验，在
同样的配方、工艺条件下硫酸盐木浆比亚硫酸盐木浆强度高。增强材料含量的多少，
会影响硝化纤维素纸的强度和燃烧性，一般含量选择在18%30%之间。含量太低
时，硝化纤维素纸的强度太差；含量太高则会影响硝化纤维素纸的燃烧完全性，甚
至会留下大量的灰和残渣。
在初期选择的增强材料是本色硫酸盐木浆纤维，后来在加入硫酸盐木浆纤维的
基础上又加入了少量的高纯度绝缘木浆纤维，以此来提高硝化纤维素纸的强度。
2.2安定剂
安定剂的种类很多，我厂在制造硝化纤维素纸的过程中选择的是二苯胺，它的分子式为
(C6Hs)2NH，是白色晶体，遇光变成灰色或黄色，难溶于水、易溶于有机溶剂，呈弱碱性并
有还原性，故硝化纤维素纸中用量不宜过多。
二苯胺所以能起安定剂作用，是由于二苯胺在硝化纤维素纸中可进行下列反应：
(白色)
CrHs--NH—CHs
II (淡黄色)
C6Hs—N—CHs
NO
IV(深黄色)
CHs—NH-CrHs—NO
V(蓝色)
C6H5—NH—C6Hs—NO2
VI、VI(绿色)
O2N—C6Hs-NH—C6H5-NO2
VI(黑色)
(NO2)—C6Hs—NH—C6Hs—NO2
在硝化纤维素纸中，二苯胺首先与分解出的氧化氮作用，生成N-亚硝基二苯胺(III)，实
验证明它和二苯胺一样是一种良好的安定剂。随着反应的进行，N-亚硝基二苯胺变成二硝基
二苯胺(VI，VI)，最后变成黑颜色的三硝基二苯胺(VI)。实际上，三硝基二苯胺只有在高温
时才能产生，在通常的仓储温度下，产生三硝基二苯胺的可能性很小。
由于二苯胺呈弱碱性，可以对硝化纤维素的分解起缓解作用。同时二苯胺能使产品变化
颜色，根据颜色的变化可以判断出硝化纤维素的分解程序，所以又能起指示作用。另外，二
苯胺又对硝化纤维素有皂化作用，所以二苯胺的加入量不应超过2%。在造纸过程中，二苯
胺加入时必须溶解在乙醇溶剂中，其配比为乙醇：二苯胺=90：10为好。二苯胺溶液在物料
混合搅拌的情况下加入，这样可使二苯胺溶液在乳化状态下均匀分散在浆液中，且制造出的
硝化纤维素纸的外观一致。
-482-

硝化纤维素纸配方的研究
硝化纤维素纸配方的研究
3.1研制初期
根据以上硝化纤维素纸成分对其性能影响的分析，先后研究了四种配方：
(1）硝化棉与纸浆板的配比为55%：45%；硝化棉为含氮量高的1#棉；为增强纸的强
度在造纸过程中加入纸浆板，纸浆板为本色硫酸盐木浆板。
(2）硝化棉含量由55%提高到60%，纸浆板为高纯度绝缘木浆和本色硫酸盐木浆，其
配比为3：7。
1硝化棉含量为55%，高纯度绝缘木浆和本色硫酸盐木浆的配比是1：2。
(3)
采用的是M硝化棉，其含量为50%；高纯度绝缘木浆和本色硫酸盐木浆的配比是
(4)
1 :2.
试制阶段
3.2
根据以上四种配方分别在现有的造纸机（即圆网机）上进行试制，生产出的硝化纤维素
纸经物理检测、理化分析及射击试验，结果见表1。
表1硝化纤维素纸的配方及性能
项目名称
配方1
配方2
配方3
配方4
硝化棉含量/%
54.2
56.0
53.8
59.2
紧度/g·cm3
0.45
0.449
0.436
0.435
厚度/mm
0.230
0.235
0.235
0.21
纵：1419
纵：1123
纵：2869
纵：1278
裂断长/m
横：
横：1074
横：837
横：1093
786
18.18
定长下的燃烧时间/s
23.5
23.5
20.0
1.05
二苯胺含量/%
1.31
1.26
1.03
水分/%
3.56
3.69
4.02
3.98
灰分/%
0.56
0.54
0.73
0.72
pH值
7.76
7.85
7.82
7.80
射击结果
有残渣
有残渣
有残渣
少量残渣
配方确定
3.3
按以上四种配方的硝化纤维素纸生产出卷制药筒，再经密闭爆发器和射击试验。经现场
观察发现由配方1、配方2、配方3生产的卷制药筒均有大量残渣出现，而由配方4生产的
卷制药筒仅有少量残渣。故决定在配方4的基础上进行改进，主要改进措施为：
将硝化纤维素纸中的硝化棉含量由50%提高到57%~62%；
(1)
降低硝化纤维素纸的紧度，紧度控制在0.42~0.44g/cm²之间；
(2)
在保证硝化纤维素纸强度的条件下，尽可能地降低其紧度。硝化纤维素纸的强度指
(3)
-483-

发射装药与内弹道
标为裂断长，其横向指标控制在不小于750m；纵向指标控制在不小于1100m。
按改进后的配方4先后生产了约40t硝化纤维素纸，生产出三万多发卷制药筒完成了外
贸出口、工厂鉴定和设计定型，射击后火炮膛内、膛外无残渣出现。配方4确定的硝化纤维
素纸的标准见表2。
表2定型方案的配方及性能
项目名称
指标
硝化棉含量/%
57~62
紧度/g·cm3
≤0.42~0.44
厚度/mm
0.17~0.23
纵：太1100
裂断长/mm
横：+750
水分/%
<50
灰分/%
<0.8
pH值
7~8.5
定长下的燃烧时间/s
<30
二苯胺含量/%
0.6~1.5
4结论
研制实践表明，按配方4生产的硝化纤维素纸可满足卷制半可燃药筒的燃烧完全性要
求。除了在配方中提高硝化棉的含量，降低纸浆板在配方中所占的比率之外，还可通过以下
三种途径来改善硝化纤维素纸的燃烧性能：
(1）在配方中添加氧化剂，如MgO粉等，都可提高硝化纤维素纸的燃烧性能。
化度为206~207.5ml/g），可以增强硝化纤维素纸的强度。因为随着硝化棉含氮量的提高，硝.
化棉纤维的强度就越差，这个结论已经被大量的试验数据所证实。
(3）由于长网机与圆网机结构特点的不同，生产纸的工艺也不尽相同。长网机生产硝化
纤维素纸时，喷射在毛布上的纸浆中的水分是靠毛布的振动及抽真空脱去水分的，生产出的
纸的两面粗糙度基本一样且紧度小。而圆网机生产硝化纤维素纸时，纸浆中的水分是靠辊与
辊之间的压榨除去的，纸两面的粗糙度相差大，用圆网机生产的纸的紧度比长网机生产的纸
的紧度高。所以采用长网机生产硝化纤维素纸，可以在保证硝化纤维素纸强度的前题下尽可
能降低纸的紧度，这样可以提高硝化纤维素纸的燃烧性能。
-484-

CPVC型消焰药的性能、试制与应用
郑泽义
（国营第845厂）
摘要本文对一种含氟化聚氯乙烯（CPVC）型消焰药的性能、消焰作用机理、试制中主要工艺
技术问题，以及应用效果等方面进行了简要论述与分析。
关键词氯化聚氟乙烯消焰剂制造工艺
配方
１引言
在大口径火炮弹药中，为了消除射击时产生的炮口焰和炮尾焰，通常在发射药中加入消
焰药包。
由于发射药燃烧生成的气体中含有CO、H2及其它可燃气体，这些可燃气体喷出炮口后
与空气中的02作用，进行二次燃烧而产生所谓二次火焰，即炮口焰。炮尾开闫后可燃气体
喷出而燃烧，生成炮尾焰，也属于二次火焰。二次火焰一般是黄色的，在炮口，其长度可达
0.5~50m，宽度大致为0.2~20m，能持续千分之几秒至百分之几秒，以至在10~30km的距离
内都可以看到。二次火焰的形成与许多因素有关，具有一定的随机性。从战术上讲是不希望
产生炮口焰的，因为在夜间会暴露目标；大部分火炮根本不允许产生炮尾焰，特别是坦克炮
和自行火炮，因为炮尾焰可能烧伤射手或引燃舱内准备射击用的弹药，尤其是可燃药筒装药。
含有消焰物质的发射药称为无焰火药。但通常把消焰物质制成专用火药即消焰药，装在
布袋或丝织袋内放于装药中。为了消除炮口焰，可放在装药上面；而消除炮尾焰则放在装药
底部。传统使用的消焰药主要是含钾的有机盐或无机盐的火药，例如含KC1、K2SO4、K2C2O4、
KHC4O%等，其它也有加入邻苯二钾酸（I)、硬脂酸盐、山梨酸酯或二酰胺(CONH2)2的，使
用最普遍的是K2SO4和松香。
近年来，国外在某些大口径火炮弹药中，已有采用一种树脂作为消焰剂制成消焰药。该
消焰药的主要特点是消焰效果甚佳，发射时无烟，炮膛和药室内较清洁而极少被污染，本文
将对这种消焰药的主要性能、消焰作用机理、试制中主要工艺技术问题及应用情况等方面进
行简要论述。
2CPVC型消焰药的主要特性与作用机理
2.1CPVC型消焰药的组成
硝化纤维素（含氮量12.80%~13.05%）75%~85%，氯化聚氯乙烯（CPVC）10%~20%，
二苯胺（安定剂）
内挥发分
≥0.5%,
1.0%~2.0%，
外挥发分
1.0%~1.8%。
-485-

发射装药与内弹道
2.2CPVC的主要理化性能
0.28~0.36mm,
药型单孔粒状，
燃烧层厚度28
孔径d0.10~0.25mm，
长度 L
1.6~2.1mm,
爆热Q
密度p1.57~1.59g/cm²,
2800~3637kJ/kg。
安定性（106.5℃重复十次试验）≥60H。
CPVC型消焰药中特殊成分CPVC的性质
2.3
氯化聚氯乙烯（CPVC）又称过氯乙烯，是将聚氯乙烯（PVC）溶液通入氯气加以氯化
而制得。其分子式为[C6H:C14]n/3；结构式为：
-[-CH-CHC1-CH2-CHC1-CHC1-CHC1-1- n/3
是白色或微带浅蓝色的疏松细粒或粉末，具有热塑性，广泛用于合成纤维、油漆和涂料。
CPVC的主要性能如下：
密度（20℃）1.6g/cm
氯含量64%~65%(PVC55%~56%)
碳氢总含量35.5%
氯/碳+氢1.80(PVC1.25)
软化温度（℃）90~125
耐热160~170℃；耐-40℃低温
CPVC溶于丙酮、醋酸酯、二氯乙烷、氯化苯和苯等溶剂中，在醇、汽油中不膨胀；具
有较高的热变形温度，不可燃，用于特殊的阻热用途，但加热时容易脱去氯。
2.4CPVC的消焰作用
火药在膛内燃烧，其反应方程式为：
dN2
C,H,O.Na→ xCO2+yCO+uH2O+zH2+
其反应生成物的组分，随火药组成和燃烧温度而定。但其中CO2、CO、H2O和H2组
成的比例是由水煤气平衡常数Kw所决定，即：
Kw =yu/xz =f(Ti)
式中，y、u、x、z分别代表CO2、CO、H2O和H2的摩尔数；‘T（K）为燃烧温度。
根据该反应方程式可知，燃烧产物的组成随燃烧温度（T）的高低而变化。温度升高，
Kw值增大，CO、H2的摩尔数增高。但在实际炮膛温度（一般在2000~5000K之间）的情况
下，燃烧产物中存在着一定数量的可燃气体CO和H2，此外还有少量的CH4。形成炮口焰
或炮尾焰的原因与很多因素有关，例如装药结构、燃气温度、射击时的环境条件和火炮结构
以及当时的气象条件等。但其主要原因是火药燃烧后气体产物中存在的可燃物及燃气排出炮
膛时的温度。
据有关文献报道，CO和H2与空气中的O2互相作用以连锁反应的方式进行氧化和燃烧。
这种反应在很大程度上决定于火药气体中是否含有中间产物如氧化氮、醛类等。这些中间产
物在CO和H2进行氧化的连锁反应中可能起一种催化作用。
装药中消焰剂的主要作用有以下三点：
（1）提高火药燃气中可燃物的燃点
-486-

CPVC型消焰药的性能、试制与应用
这些物质的燃点约为：H²一500℃；C0一700℃；CH4一800℃
(2）降低可燃气体产物出炮口时的温度
火药燃烧结束点愈近于药室，火药气体在炮膛内绝热膨胀阶段愈长，不但能量愈能充分
利用，而且炮口温度也愈低。炮口气体温度与可燃气体的着火点温度差别愈小或低于着火点，
则不易产生炮口焰。一般可加入某些高分子有机物如苯二甲酸二丁酯等，以降低火药气体的
温度。
(3）减少可燃成分二次氧化的可能性
在火药配方中要有一个适当大的氧平衡，使更多的CO和H2在炮膛内燃烧生成CO2和
H2O，或在发射装药中加入某些钾盐（如K2SO4），它在高温分解后包围可燃气体，阻止其
与空气中的O2接触，阻止H2与CO氧化的连锁反应的进行。
CPVC在高温下很容易放出氯气（Cl2），Cl2与H2、CH4作用分别生成HCl、CH3Cl，既
减少了可燃物质的组成比例，文减少了燃烧中间产物的催化作用。而且C12本身还可以与
CO作用生成COCl2；Cl2还能取代醛类（-CHO）物质中的H原子，以减少醛类物质在燃气
中的比例，减少其催化作用，有利于防止二次火焰的形成。
在火药中加入惰性物质以降低火药气体温度，达到消焰目的。这类物质如碳、石墨、淀
粉和树脂等。因为这些物质是一种高聚物树脂，又含有大量的碳和氢，因而具有较高的消焰
功能。
3CPVC消焰药的研制
3.1CPVC消焰药组分的确定
原苏125mm坦克炮弹药的点火药包周围，有一个圆环形药包，其标记为BTX-20，分
析测定其组分，并不含有松香，K+、SO微量，该圆环形药包应为消焰剂药包。根据得到
的技术资料和信息证明其含的特殊成分为CPVC，在消焰药中的含量为20%左右。此外，原
苏式Ⅱ-30122mm榴弹炮减变装药亦有类似的药包，其标记为BTX-10，CPVC含量为10%
左右。工厂对此两种消焰药均进行了研制，并用两种消焰药分别进行弹道试验，结果表明，
两种药的消焰效果良好，两者差别不大，均无炮口焰和炮尾焰。125mm坦克炮三弹的大量
试验表明，用含10%CPVC的品号为DX-11-3/1消焰药（相当于原苏式BTX-10品号）已
能取得较好的消焰效果。
3.2CPVC消焰药的研制
含CPVC消焰药的制造，基本上与单基药和传统消焰剂火药的制造大致相同，但需要
解决以下的工艺技术问题：
(1）CPVC的粒度与粉碎工艺
CPVC要成为消焰火药的一个组分，必须在胶化时同硝化棉及其他组分一并加入胶化机
中进行混合。为了得到均匀的混合物，CPVC要预先进行处理。由于CPVC在高温易于分解，
不能像加入二硝基甲苯那样，预先熔化后再加入的工艺方法；又因为CPVC在乙醇、乙醚
或醇醚混合溶剂中既不溶解也不膨胀，故也不能采用溶解的工艺方法。因而只能采用粉碎后
-487

发射装药与内弹道
以极细的固体粉末状态与其他组分混合胶化的工艺。
原材料CPVC颗粒大小不均，细的成粉末状，粗的可达约50mm的块状。参照传统消
焰药用K2SO4预先粉碎的工艺和经验，可将CPVC进行粉碎至一定细度。通常将K2SO4粉
碎至能通过120目筛网，但CPVC系高分子树脂状物质，不像结晶形无机物那样容易粉碎。
作为火药，要求具有相当的细度和均匀性。通过试验表明，用磨粉机粉碎3~4遍后，经过筛
选其细度基本上可以满足使用要求。
(2）胶化工艺
为了制得质量均匀的消焰火药，胶化的配料与混合是一个十分重要的向题。由于CPVC
特殊性能所决定，因而不能像常规单基药那样的方式加入各组分。否则，各组分分散不均，
达不到良好混合与胶化的目的，更严重的情况是产生一种类似凝胶的胶状物质，在这种胶状
物质存在的情况下，压伸出药十分困难，压伸压力不断上升，出药的质量很差。因而必须充
分注意严格掌握加料的顺序与时间，以防止CPVC与其他组分之间的物化作用产生，而形
成凝胶状物质。为了得到良好的胶化药团，胶化时间亦应适当延长。
(3）其他工艺条件的掌握与控制，例如药模的设计要考虑到其收缩率变化的特点以及预
烘和浸水工艺的差异。
4含CPVC消焰药的应用与效果
这种消焰药用在125mm火炮三种弹药中，曾进行大量射击试验以及夜间试验，均未发
现炮口焰和炮尾焰；也专门在炮尾部上端粘贴硝化棉，未有因炮尾焰而引燃硝化棉的现象。
在31基地的各项设计定型试验以及炮口焰的专项试验中（夜间射击）观察，均未发现炮口
焰和炮尾焰。在D-30122mm榴弹炮弹药中，用该消焰药进行弹道试验时，曾在夜间用高速
摄影机对炮口和炮尾进行观察摄影21发，结果均未发现炮口焰和炮尾焰。在大批量生产中
考验过，也充分证明和显示了其消焰效果。采用这种消焰药还有一个显著的优点，即由于它
不含无机钾盐，射击时大大减少了烟雾，炮膛药室十分清洁无污染。
这种消焰药已在国外大口径火炮中应用。在国内除了本文125mm坦克炮三种弹药中采
用外，还在120mm自行火炮钨铀穿甲弹以及D-30122mm榴弹炮减变装药上应用。预计这
种消焰药将在今后发展的弹药中得到更广泛的应用。
-488—

125mm坦克炮用高效新型缓蚀剂的研究
岳‧葛朝晖‧刘若涛白若华
梁西瑶
（兵器工业第52研究所）
摘要本文主要阐述了高效新型缓蚀剂的研制过程及在125mm坦克炮三弹种上的应用情况。应用
结果表明，高效新型缓蚀剂满足战技指标要求，可以显著地降低火炮身管烧蚀，提高火炮身管使
用寿命。
关键词缓蚀剂烧蚀
1 引言
125mm坦克炮采用了高能发射药，同时也使身管面临着严重的烧蚀磨损问题。我国自
行研制的高膛压火炮普遍采用身管内膛镀铬和缓蚀剂的防烧蚀技术，其中，缓蚀剂技术一直
被认为是降低身管烧蚀最简便、最经济、最有效的技术途径之一。身管内膛镀铬层具有较好
的降烧蚀磨损作用，但是当铬层开始龟裂、脱落时，身管内膛会出现异常快的烧蚀速度。此
时再采用护膛衬里已无法延缓铬层的脱落及延长身管的使用寿命。一二三工程在二步研制中
要求125mm坦克炮的烧蚀磨损在一步方案的基础上降低50%。为此，本所展开了125mm
坦克炮三弹种用高效新型缓蚀添加剂的研究，旨在为125mm坦克炮三种弹提供满足战技指
标要求的护膛衬里，并在缓蚀剂作用机理方面展开探索性研究，对防烧蚀技术研究起到推动
作用。
2高效新型缓蚀剂的研制
2.1战技指标
(1）满足火炮内弹道技术指标要求；
(2）同发射药和半可燃药筒相容；
(3）满足镀铬身管700发使用寿命要求。
2.2高效新型缓蚀剂的成分设计
2.2.1成分设计的原则
身管烧蚀是一个十分复杂的物理和化学过程，是多种因素作用于身管内膛表面造成破坏
的结果。引起身管烧蚀的主要因素是射击过程中高温、高压火药燃气流对身管内膛表面的化
学作用、热作用，以及弹丸在膛内运动所产生的机械磨损作用，三大因素相互促进，相互影
-489-

发射装药与内弹道
响。身管射击条件越苛刻，这些因素的综合作用越明显，对火炮身管的烧蚀越严重。
结合125mm坦克炮烧蚀特点，综合考虑各种因素，高效新型缓蚀剂材料的成分设计依
据以下原则：
(1）选用高熔点、低热导率的稳定的无机化合物；
(2）缓蚀剂材料不影响火药和药筒的安全性、燃烧性；
(3）满足火炮内弹道性能要求，不在内膛形成过量残渣；
(4）多种材料复合，发挥综合作用；
(5）原材料来源广泛，成本低廉。
2.2.2成分的确定
在125mm坦克炮（I型）采用的滑石粉缓蚀剂的基础上，经过理论分析和试验研究，
率先将稀土材料应用于缓蚀剂领域。由于稀土材料能够提高缓蚀剂材料中化合物的活性，促
进炮膛内各种物化反应，因此在高效新型缓蚀剂中添加了稀土氧化物，将其作为催化剂，使
各种缓蚀材料充分发挥综合效果。
由于粉末材料的颗粒越小，比表面积越大，表面活性增强，容易参与各种反应。因此，
通过减小缓蚀剂材料中基础材料一一滑石粉的粉末颗粒尺寸，达到了高效降烧蚀性能的目
的。
经过大量烧蚀模拟试验研究，确定了高效新型缓蚀剂的成分及其配比为：无机化合物的
混合物45%～48%，石油脂7%~10%，余量为地蜡。
2.3高效护膛衬里的生产可行性
护膛衬里作为弹药装药结构的一个部件，为便于高效新型缓蚀剂发挥作用，将衬里表面
用自动化设备刮制成沟纹状。为防止高效新型缓蚀剂涂层的脆裂，在衬里表面包覆一层聚酯
薄膜。
52所在科研试制阶段建立健全了一套完整的生产质量保证体系，先后为三弹种配套生
产了1.3万余套护膛衬里。该衬里生产工艺简便易行，产品质量稳定、性能可靠基本无工业
废物，已具备批量生产能力。原材料由国内定点厂家供应，资源丰富。
2.4高效护膛衬里的装填结构
125mm坦克炮护膛衬里为矩形、片层、折瓣封顶式的结构，护膛衬里装填在各弹种的
药筒前部，包裹发射药。衬里的最佳理论装填量一般为发射药装药量的3%。
根据三种弹装药结构的特点，考虑实际装药要求，并从全局利益出发，高效护膛衬里经
过多次靶试，装填结构曾进行了数次调整，最终确定了125mm坦克炮护膛衬里的装填结构。
DTW式125mm穿甲弹用护膛衬里：主药筒长450mm，宽150mm，重量120土10g；副
药筒长360mm，宽150mm，重量80±10g；
DTB式125mm杀伤爆破弹用护膛衬里：长410mm，宽150mm，重量90土10g；
DTP式125mm破甲弹用护膛衬里：长410mm，宽150mm，重量90土10g。
-490—

125mm坦克炮用高效新型缓蚀剂的研究
DTB式125mm杀伤爆破弹和DTP式125mm破甲弹用护膛衬里的尺寸、重量都与125-I
相同，DTW式125mm穿甲弹用护膛衬里的装填量（200g）比125-I衬里装填量（330g）还
少。正是在缓蚀材料上取得了新的突破，运用了微细粉技术和稀土材料，才使高效护膛衬里
的降烧蚀性能得以大幅提高，达到战技指标要求。
2.5高效护膛衬里的使用性能
2.5.1高效护膛衬里与发射药和半可燃药筒的相容性
护膛衬里使用的必备条件是衬里与发射药和半可燃药筒相容，不影响火药的安定性。经
204所测试，结果表明高效护膛衬里满足战技指标要求，见表1。
分析方法：火炸药真空安定性试验法（水银法）。
试验条件：YC-I真空安定性试验仪，混合试样5.0g，火药、衬里各2.5g，混合质量比
为1：1，试验温度为100℃，连续加热40h。
评价相容指标：R<1.5。
表1高效护膛衬里相容性分析
真空安定性法
差热分析法
测试方法
评价
试样
放气量/ml
分解峰值/C
ATm℃
高效护膛衬里
0.07
1.30
高氮量单基药
206.8
207.7
护膛衬里+高氮量单基药
0.48
0.35
-0.9
相容
太根药
2.50
248.2
1.07
2.62
太根药+护膛衬里
246.3
相容
1.9
0.18
半可燃药筒
1.28
相容
0.32
半可燃药筒+护衬里
2.5.2高、低温性能
高效护膛衬里作为弹药中的一个部件，随三弹种多次进行过高、低温性能试验，解剖整
弹后发现，护膛衬里在高温（+50℃）下不熔化，不与发射药和相关部件粘连，在低温（一
40℃）下不脆裂，缓蚀剂涂层不与布基脱落，完全能够满足炮弹使用要求。
2.5.3衬里的燃烧情况
高效护膛衬里在穿甲弹、杀伤爆破弹和破甲弹上的多次实弹射击试验结果表明，衬里燃
烧完全，在药室及身管内膛从未发现过尚未燃尽的衬里残留物。
3高效护膛衬里在125mm坦克炮上的降烧蚀性能
125mm坦克炮身管烧蚀量是以距炮口5135mm处（即，炮身直膛起始部25mm处）内
膛直径变化值作为衡量标准，此处是身管烧蚀最严重的区域。当身管内膛直径磨损量
-491-

发射装药与内弹道
△d≥3.4mm时，可判定炮管寿命终止。
3.1主要试验结果
(1）1990年10月，破甲弹补充鉴定试验，试验所选用镀铬炮管寿命指标是500发。本
次试验时，镀铬身管已射弹362发，内膛镀铬层已基本脱落，烧蚀迅速加快。试验中先用
125-I滑石粉衬里射击弹56发，测量内膛直径扩大量为1.04mm，按等效发数折算，身管平
均烧蚀量每发为0.19mm。然后改用微细滑石粉制成的新衬里射弹54发，测量内膛直径扩大
量为0.24mm，按等效发数折算，平均烧蚀量每发为0.0016mm。试验结果表明，在身管受
到如此严重烧蚀的情况下，提高了滑石粉的粉末度就能够有效地减缓身管烧蚀，延缓镀铬层
的脱落。
滑石粉衬里的杀伤爆破弹，平均烧蚀量每发为0.0044mm，又射击12发装有高效护膛衬里的
破甲弹，内膛直径没有扩大。
(3）1992年11月，724厂在31基地杀伤爆破弹摸底试验中，射击装有高效护膛衬里的
杀伤爆破弹146发，距炮口5135mm处内膛直径平均扩大0.44mm，按等效发数折算，身管
平均烧蚀量每发为0.0027mm，采用125-I滑石粉衬里的身管平均烧蚀量每发为0:004mm。：
高效护衬里的降烧蚀效果与125-I滑石粉衬里相比，相对提高1.48倍。
(4）1997年5月，125mm穿甲弹太根药装药试验，共射击56发装有高效护膛衬里的穿
甲弹，其中含高温弹27发，模拟弹4发，按等效发数折算，身管平均蚀量从125-I的每
发0.005mm降至每发0.0018mm，相对下降64%。
3.2工厂鉴定试验结果
1996年5月，在447厂靶场的工厂鉴定试验中，对95002号身管进行了身管内检测，
身管内膛局部镀铬，身管经受了702发的实弹射击考核，杀伤爆破弹和破甲弹共500发，穿
甲弹202发，三种弹都装有高效护膛衬里，按穿：榴：破=4：3：3等效系数折算，相当发
射标准弹620发。测量径扩大量为0.06mm，与身管寿命终止的评定标准相比还有较大余
量，显示出身管寿命尚未终止。身管内膛表面质量良好，被镀铬层保护的高膛压区段烧蚀并
不严重。
本次试验结果充分说明，高效护膛衬里完全满足镀铬身管700发的使用寿命要求，并对
镀铬层起到保护作用。
3.3设计定型试验结果
1997年7月～1998年12月，在31基地对125mm坦克炮进行设计定型，火炮身管95010
号累计射弹632发，穿甲弹286发，破甲弹181发，杀伤爆破弹165发，三种弹都装有高效
护膛衬里，按穿：榴：破=4：3：3等效发数折算，相当于常温全装药685发弹。测量内膛
直径增大1.61mm，此时穿甲弹初速下降1.2%，显示出身管弹道寿命尚未终止（身管寿命终
止的评定条件之：穿甲弹初速减退量≥2.9%）。
-492~

125mm坦克炮用高效新型缓蚀剂的研究
本次试验结果说明，高效护膛衬里完全满足125mm坦克炮镀铬身管700发的使用寿命
要求。
3.4高效护膛衬里对镀铬身管的作用
当身管内膛采用镀铬技术后，铬层在射击初期表现出极好的耐烧蚀、耐高温性能，随着
射击发数的增加，身管承受着冷热交变的应力作用及火药燃气流的冲刷作用，身管内膛表面
的铬层形成龟裂，在高温、高压作用下，裂纹遂步扩展、分叉，纵横贯通，火药气流沿裂纹
侵入，对局部膛面的热作用、冲刷作用和化学腐蚀作用加剧，致使铬层开始脱落，使膛面基
体材料强度降低，这样就加快了身管的烧蚀破坏进程。
采用高效护膛衬里后，缓蚀材料随着火药气流的冲刷作用和弹丸挤进喷涂在内膛表面，
并且填充在裂纹中，这样就可以有效地延缓铬层中裂纹的开裂，从射击初期就对镀铬身管内
膛起到了良好的保护作用，从而提高了铬层的抗烧蚀性能。
3.5高效护膛衬里的降烧蚀作用分析
高效护膛衬里的降烧蚀作用机理在于：高效新型缓蚀剂中的多种无机金属化合物在射击
过程中分解吸热，同时与火药燃气中的氧化性气体发生反应，减轻火药气体对身管材料的化
学腐蚀。并且随着火药气流的运动，弹丸挤进作用，均匀涂覆在内表面，形成一层保护层。
沉积层中的物质热导率低，熔点高，因此既可以阻碍高温燃气对身管的热化学作用，文可以
降低火炮身管的膛壁温度；并且沉积层在射击过程中被自然地消耗掉后，下一发射击时再迅
速地形成，周而复始，内膛表面始终有适量的保护层，从而起到减轻内膛烧蚀磨损的作用。
4结论
（1）125mm坦克炮三弹种采用了高效护膛衬里，使火炮身管使用寿命显著提高，镀铬
身管由不足500发达到700发以上的水平。
（2）高效护膛衬里的成分及配比为无机化合物的混合物45%~48%；石油脂7%～10%；
余量为地蜡。
（3）高效护膛衬里在125mm坦克炮上取得了良好的应用效果，表现出优异的降烧蚀性
能。125mm炮三弹种使用衬里后不影响火炮的内弹道性能，与发射药及半可燃药筒相容，
使火炮身管使用寿命达到预期的指标。
（4）高效护膛衬里生产工艺可行，产品性能稳定，应用前景广阔，具有显著的经济效
益。
-493

坦克炮半可燃药筒用钢底座闭气性探讨
顾文娟
（国营第393厂）
本文阐述了125mm坦克炮半可燃药筒用钢底座射击时的闭气机理，对影响钢底闭气
能的因素进行了分析，提出了改善闭气性能的具体措施。实践结果表明，改善闭气性能的
各项措施技术先进、简便可行、效果良好，使125mm坦克炮可燃药筒用钢底座的研制工作
达到了预期的目的，完成了设计定型。
关键词可燃药筒钢底座闭气性
1引言
闭气性是指炮弹击发后，药筒能在较低的火药气体压力作用下迅速贴紧火炮药室，不使
火药气体溢出的性能，该性能是药筒重要的战术技术指标之一。
目前国内生产和研制的高膛压火炮弹药，多采用带钢底座的半可燃药筒。在射击过程中，
钢底座以上的可燃筒体全部燃尽，密闭火药气体的功能完全由钢底座完成。
125mm坦克炮半可燃药筒用钢底座（简称钢底座）于1986年开始研制，是继100线、
100滑、120滑半可燃药筒钢底座研制成功之后又研制成功的技术水平更高的钢底座。与制
式药筒相比此钢底座因体短，且为分装式药筒，故对闭气不利；与100线、100滑、120滑
钢底座相比，125mm坦克炮钢底座虽体部稍长，但无塑料闭气环，对闭气亦不利；与可用
不同牌号材质焊接的钢底座相比，125mm坦克炮钢底座采用一种牌号材质，且用整体引伸
工艺加工，要完成闭气功能亦较困难。与制式钢底座不同的是125滑钢底座体部有一环形沟
槽，亦称闭气槽，射击时对闭气有利。
如何利用有利条件，克服不利因素，使125mm坦克炮药筒用钢底座具有可靠的闭气性
能是研制过程难度较大但又必须解决的问题。
2射击时钢底座变形过程及闭气机理分析
射击前，钢底座筒体与火炮药室之间有一定的间隙，称为径向初始间隙，用u。表示。
(1)
uo =(D, -D,)/2
()()
D,一与火炮药室某断面相应处的钢底座外径(mm)。
初始间隙不仅是保证半可燃药筒顺利装入火炮药室的前提条件，而且是影响钢底座射击
强度、退壳和闭气性能的主要因素之一，必须保证其设计的合理性。
-494-

125mm坦克炮半可燃药筒用钢底座闭气性探讨
射击时，在膛内火药气体压力作用下，钢底座口部最先产生径向变形和位移，开始是弹
性变形，当所受应力超过其弹性极限时，便产生塑性变形，并使钢底座材料强化。径向变形
的结果，消除了口部径向初始间隙，口部外壁与火炮药室壁接触、贴紧，并与炮膛一起变形，
起到了密闭火药气体的作用。随着膛内压力不断升高，径向变形由口部逐渐向体部扩展，特
别是在闭气槽部位，因其变形速度较其余部位快，能迅速与火炮药室壁接触、贴紧，并随炮
膛一起变形，也起到了闭气作用。另外，闭气槽槽底部位与火炮药室之间的间隙较大，从口
部溢出的少量火药气体压力在这里有所降低，减慢了火药气体向炮尾喷射的速度，亦有利于
闭气。
从射击时钢底座的变形过程可以认为：钢底座的闭气机理是炮弹击发后，其口部和闭气
槽部位能在较低火药气体压力作用下，在较短时间内，迅速产生径向变形，消除该部位初始
间隙，与火炮药室壁接触、贴紧并随炮膛一起变形，起到了密闭火药气体的作用。
3影响闭气性的主要因素及提高闭气性的措施
125mm坦克炮钢底座研制初期，特别是破甲弹低温靶试时，约有8.3%的钢底座闭气性
能较差，不符合规定要求。影响闭气性能的因素较多，有钢底座自身的内部因素，如初始间
隙的大小、抗拉强度的高低、闭气槽的结构尺寸等；也有来自火力系统的外部不利因素，如
火炮药室结构尺寸、发射药状况等。对不同影响因素实施相应改进措施后，获得了预期的效
果。
3.1初始间隙
初始间隙是影响闭气性能的主要因素之一，尤其是口部和上体部的初始间隙的影响更明
显。对于分装式炮弹药筒，因为不与弹丸结合，而是分别装填，为了提高闭气性能，初始间
隙一般沿药筒接际部向口部逐渐减小，如制式152钢药筒，初始间隙由接际部的0.78mm逐
步减小为口部的0.12mm。
口部逐渐减小的原则。在火炮药室结构尺寸更改前，初步选定125滑钢底座口部最小和最大
初始间隙为1.18~1.41mm，闭气槽上圆弧部位为0.82~1.07mm、下圆弧部位为0.63~0.88mm。
经靶试实践证明，因口部和闭气槽部位初始间隙较大，钢底座闭气性能较差，不符合规定要
求。
1988年9月以后，在修改了火炮药室结构尺寸的基础上，又多次修改钢底座口部内径
和口部壁厚尺寸，最后通过技术协调，确定了钢底座与可燃筒体装配时的口部内径接口尺寸，
口部壁厚尺寸也作了相应调整。相关结构尺寸修改后，钢底座口部初始间隙减小为
0.40~0.975mm，闭气槽上圆弧部位减小为0.31~0.88mm，下圆弧部位减小为0.38~0.95mm。
据有关资料介绍，药筒任意断面处的最小初始间隙可用下面经验公式确定：
(2)
Uomin =1.3R,0e1 / E,
极限(MPa)；E,一一药筒材料的弹性模量(MPa)。
—495—

发射装药与内弹道
为0.12mm。由计算结果可以看出，钢底座口部初始间隙调整后仍然较大，因考虑到在提高
钢底座闭气性能的同时，还要给可燃筒体的燃烧创造有利条件，故未再继续减小口部初始间
隙。
实施减小口部和闭气槽部位初始间隙措施后，经破甲弹低温靶试考核，钢底座闭气性能
得到了明显改善。
3.2抗拉强度
钢底座口部和闭气槽部位抗拉强度也是影响闭气性能的主要因素，因为抗拉强度的高低
会直接影响到钢底座变形及贴紧火炮药室所需的压力和闭气过程所需的时间。
射击时，钢底座口部贴紧火炮药室所需压力可用下式计算：
(3)
P, = Arrt,E,[1 - W(e)]/ r?
式中△rk——可近似地取钢底座口部的初始间隙(mm)；t——钢底座口部壁厚(mm);
E,——钢底座材料的弹性模量(MPa)；の(e)—与钢底座口部抗拉强度有关的材料变形系
数；rs——钢底座口部内半径(mm)。
由(3)式可知，在△r、t、E,和r确定的条件下P,的大小则与(e)有关，而の(e)又
与抗拉强度有关，当抗拉强度较低时，の(e）就大，P，则小，即钢底座变形容易，变形所需
压力和时间较小，容易闭气；反之，变形困难，变形所需压力和时间增加，钢底座被火药气
体熏黑的长度增加，闭气性能差。
抗拉强度的高低与原材料和加工过程中的加工率及热处理等工艺有关。原T-72式钢底
座口部和闭气槽部位抗拉强度测绘结果为380~390MPa，原材料相当于我国的S10A钢材。
经分析认为，如果我们也选用S10A钢材，加工后虽可获得较低的口部和闭气槽部位抗拉强
度，对闭气有利，但根部和底部即使通过较复杂的工艺加工，也较难获得设计中要求的较高
的抗拉强度，对退壳不利。为使钢底座既具有较好的闭气性能，又有较好的退壳性能，在参
考测绘资料的同时，结合工厂多年生产大口径钢药筒的成熟经验，最后选用了目前国内大口
径钢药筒常用的S15A钢材。
S15A钢材含碳量比较高为0.12%~0.18%，为了获得较低的口部和闭气槽部位抗拉强度，
多次进行减少口部引伸加工率及调整热处理工序工艺参数试验，同时还进行了不同含碳量钢
材适用性的专项工艺试验，结果均获得了较低的口部和闭气槽部位抗拉强度，而根部和底部
抗拉强度较高。实施控制抗拉强度的措施后，经靶试，钢底座不仅闭气性能有一定提高，退
壳性能亦有明显改善。
3.3闭气槽
125mm坦克炮钢底座与制式钢底座不同处之一是体部有一环形的闭气沟槽。闭气槽的
位置、结构尺寸及抗拉强度等参数对射击时的闭气性能有较大影响，因此在设计和加工中应
严格控制。
-496—

125mm坦克炮半可燃药筒用钢底座闭气性探讨
研制初期，参考原T-72式钢底座测绘资料，经分析后初步确定闭气槽位置距底缘上端
面56.8~57.26mm，槽深3.4~3.8mm，槽底厚度1.6~1.7mm，槽底圆弧R3mm，槽上槽下圆弧
均为R12~R13mm。为了达到设计和结构尺寸要求，滚槽时进刀量较大，滚的圈数也多，不
仅加工困难，而且造成金属强化程度增高，靶试时槽形部位变形困难，闭气性能不好。
经分析，对槽形部位进行了多次改进设计，并反复进行滚槽及热处理等工艺试验，最后
确定将槽形位置向上移至58~59.5mm，槽深改浅至1.8~2.4mm，槽底厚度减薄为1.2mm，槽
底圆弧加大为R6mm，槽上槽下圆弧均调整为圆滑过渡，引伸后半制品进行完全退火，滚槽
时严格控制工具尺寸、进刀量及滚槽圈数等工艺参数。实践表明，通过改进设计和工艺控制，
闭气槽部位初始间隙已相应减小，金属强化程度平均降低30%左右，符合设计要求，滚槽加
工亦比较顺利。改进后的钢底座靶试时闭气性能明显改善，符合规定要求。
3.4身管药室结构尺寸及发射药
钢底座研制过程中，身管药室结构尺寸曾作过修改。修改前，药室尾端面向上至400mm
处为一个锥度，尾端尺寸为Φ162.3mm，400mm处为Φ159.5mm。修改后，药室尾端向上至
392mm处有两个锥度和一段圆柱形，尾端尺寸增大为Φ162.8mm，392mm处尺寸为
Φ159.5mm，增加了距尾端50mm处的尺寸Φ160.3mm和距尾端133mm处的尺寸
Φ159.5mm，而50mm和133mm处分别与钢底座的闭气槽和口部相对应。修改后药室尾端
向上至50mm处的锥度增大了，有利于退壳；50mm向上至133mm处药室尺寸均小于改前
尺寸，带来了相应部位初始间隙的减小，有利于闭气。通过靶试考核，火炮药室结构尺寸修
改后，钢底座的退壳性能和闭气性能均有明显改善。
4结论
提高125mm弹药钢底座闭气性能的研究成果及结论：
（1）在综合考虑钢底座射击强度、退壳性能、闭气性能、半可燃药筒顺利装填和燃烧的
条件下应合理选择钢底座与火炮药室间的初始间隙，而口部和闭气槽部位初始间隙应尽量小
些；
(2）合理选材，通过减小口部引伸加工率，调整热处理工艺参数等工艺途径，获取较低
的口部和闭气槽部位抗拉强度；
(3）合理设计闭气槽结构尺寸，严格控制热处理和滚槽工序工艺参数，减小闭气槽部位
初始间隙和金属强化程度。
实践结果证明，实施上述各项措施后，钢底座闭气性能完全满足规定的指标要求，研制
工作达到了预期目的。
提高125mm弹药钢底座闭气性能的各项措施技术先进，安全可靠，可实施性强，效果
良好。该项研究成果在保证不带塑料闭气环钢底座的闭气性能方面是新的突破，对今后其它
类似的不同型号钢底座的闭气性问题有一定的借鉴和指导作用。
-497

高膛压火炮用焊接钢质筒底座的研究
崔连生
（国营第843厂）
摘要本文论述了125mm弹药半可燃药筒焊接钢质筒底的设计方案、技术措施、主要相关量的
确定及与火炮药室结构尺寸设计相匹配的关系。总结分析了焊接钢筒底的研究成果和经验，以及
所达到的技术水平的先进性。
关键词药筒火炮筒底焊接
1引言
钢质焊接药筒的研制在我国始于1966年，在70~80年代初研制的钢质焊接药筒均是用
在低膛压火炮上，见表1。
表1钢质焊接药筒用的火炮膛压
弹种
榴弹
诸元
口径/mm
120
122
76
85
100
152
常温膛压pm/MPa
249.9
249.5
294.2
255.0
258.4
230.5
通过对高膛压125mm坦克炮用焊接钢质筒底的研制，我们成功地解决了一些技术关键，
将我国钢质药筒和筒底研制的技术水平大大向前推进了一步。
2焊接钢质筒底设计
筒底的设计依据是强度、退壳、闭气三项主要战术指标，125mm坦克炮配属的三弹种
最大高温膛压539.4MPa，最小低温膛压217.6MPa，两者差值达321.8MPa。对于筒底，既
应满足高膛压，又应满足低膛压使用性能的要求。对于125mm坦克炮又有它特殊的要求，
筒底的闭气性能要高于其它火炮，必需防止射击后烟雾和有害气体逸出。另外，筒底必须兼
顾强度与退壳性要求。
综上所述，钢筒底虽然只是一个部件，但是作用至关重要，对它的战术技术性能要求较
高，对它的工艺加工技术要求也较高。
2.1结构设计
焊接钢质筒底的结构设计要解决高膛压下强度、退壳性及低膛压下的闭气可靠性。这三
者是互相制约的，因此对钢质筒底的结构设计采取了由短筒和底板两部分焊接组成，短简为
低强度区，底板为高强度区，如图1。
-498-

高膛压火炮用焊接钢质筒底座的研究
在底部设计为二台结构。这样设计的优点是：
(1）内底平面（A-A）位于炮尾切面里面，见图2；
(2）减少了筒底消极重量；
(3）提高了底部强度，退壳
性好，高膛压下更为有利；
直焊缝
防止射击时转角处打
(4)
裂；
(5）增加了药筒有效空间，
短筒（低强度区）
对装药有利。
对于根部设计，一种是带底
环焊缝
缘槽（见图2药筒底缘），另一种
是不带底缘槽(如图1中底缘)。
底板（高强度区）
对高膛压根部带有底缘槽对退壳
有利，因为带有底缘槽的筒底与
图1焊接钢质筒底结构
火炮初始间隙大，使得根部不致
1一口部；2一闭气沟槽；3一底火室；4一底部；5—底缘。
于紧贴火炮药室壁而增大退壳阻
力。
对于根部内腔圆R，取R=13mm，这样可解决该处应力集中的敏感性。从根部内腔圆R
到止口的壁厚t采取了薄壁高强度，这样可提高它的退壳性。实践证明，止口的壁厚t厚了
不利于退壳。t的选择要根据火炮药室结构尺寸、战技指标等综合因素分析确定。
底缘
炮尾切面
炮尾切面
（a）筒底内底平面带二台结构
（b）筒底内底平面不带二台结构
及相对炮尾切面的位置
及相对炮尾切面的位置
图2筒底内底平面结构
结构尺寸相关量的确定
2.2
焊接钢质筒底与火炮药室初始间隙的确定是设计中的重要组成部分，它直接影响使用性
能。初始间隙的确定既要保证最大膛压时钢质筒底与火炮药室壁形成的最终间隙时能顺利退
壳，又要保证最小膛压时可靠闭气，还要保证一40℃～50℃条件下不产生纵向和横向裂纹，
同时保证使可燃药筒与焊接钢质筒底装配粘结后顺利装入火炮药室。各相应距离处初始间隙

发射装药与内弹道
见表2。
125mm坦克炮药室结构尺寸设计的特点是在钢质筒底部位为两锥度结构，见图3。目
前我国坦克炮、反坦克炮配属的半可燃药筒用金属筒底同125mm坦克炮药室锥度K比较
见表3。
表 2
焊接钢质筒底与火炮药室初始间隙值
部位编号
距底缘上端面距离
50
73
103
133
28
/mm
0.275
0.686
0.830
0.975
μ Omax
0.598
1.790
1.293
间隙值
0.255
0.200
0.400
μ Omin
1.400
0.323
0.111
1.018
/mm
0.688
1.445
1.155
0.460
0.237
0.398
0.545
表3
金属筒底配用坦克炮、反坦克炮药室K值比较
120（滑）
125（滑）
火炮口径/mm
100坦（线）
100轮（滑）
105（滑）
0.01154
0.01154
0.020
0.00817
0.00964
1锥度K1
1/86.667
(1/49.99)
(1/122.4)
(1/103.75)
(1/86.667)
0.05208
ⅡI锥度K
(1/19.2)
87
130
140
140
（黄铜、带塑料闭
筒底长度1/mm
（钢质）
（钢质）
（钢质）
气环）
与火炮药室尺寸相匹配，125mm炮用焊接钢质筒底的设计采取了两锥度结构，同时又
配以合理的初始间隙值。从表2、图2、表3可看出，口部（7）初始间隙值较大，这样可燃
药筒与筒底装配粘结后能顺利地装
火炮药室
ⅡI锥度
焊接钢简筒底I锥度可燃药筒
入火炮药室。从口部（7）133mm至
（4）50mm处，它的初始间隙值逐
渐减小，到（4）处初始间隙最小。
这样，在射击初期虽然初始火药气
体压力还不能使钢质筒底口部完全
封闭，有少量火药气体逸出到（4）
处。但因该处的初始间隙最小，又
是火炮药室锥度I与锥度II结合
L.
处，此时的膛压已能使该处贴紧炮
97
膛药室壁。当火药气体压力继续升
高时，在环形闭气沟槽作用下达了
可靠的闭气效果。
图3火炮药室结构图（两锥度结构火炮药室）
经破甲弹、杀爆弹在常温、高
—500-

高膛压火炮用焊接钢质筒底座的研究
温下大量的射击试验，各项考核符合要求。从底缘上端面至500mm（4）处圆周无熏黑（保
持了筒底未射击前的光洁），从各部位与火炮药室贴膛压力理论关系计算结果也证明了这点，
见表4。
表4焊接钢质筒底各部位与火炮药室贴膛压力计算结果
部位编号
距底缘上端面距离/mm
73
50
133
103
28
30
60
83
105
距口端面距离/mm
36.47
33.46
34.06
14.00
49.68
Pomax
贴膜压力
21.86
9.76
8.65
5.48
10.18
Pomin
/MPa
21.61
22.56
19.77
12.09
35.77
Pbep
注：（1）筒底口部及各部位与火炮药室贴膛所需压力各不相同，影响贴膛压力大小因素较多，但主要有初始间隙μ、
筒底壁厚t、抗拉强度O等。
（2）表4中贴膛压力的计算0取的是实测值。
药室的II锥度比I锥度大，从药室I、I锥度接合处（4）至底缘上端面（1）初始间隙
逐渐增大，这样当膛压达到最大时与火炮药室贴膛形成的最终间隙较小；同时从口部开始间
隙又逐渐小，又使该区内一部分贴膛紧度较小，这就大大地减小了退壳阻力，保证了钢质筒
底顺利退壳。
3筒底用钢
为了使筒底在短筒部位为低强度区，底板部位为高强度区，我们选择不同的钢材来实现。
短筒用含碳量低、延伸率高的优质冷轧钢板；底板用优质碳素结构钢，经锻造制成毛坯，在
机加后进行热处理，达到底板高强度区。
在80年代初曾对不同筒底用钢进行过各项试验，如45、60*、65*和低合金结构钢等，
试验中个别出现筒底底部裂。试验表明，选择含碳量高、强度高的钢材并不能满足高膛压火
炮强度、退壳、闭气性能的综合要求。这几种牌号的钢，因其含碳量高，抗拉强度也随着提
高，延伸率降低，塑性和韧性则降低。经过试验选用了具有含碳量低、强度低、延伸率高、
塑性和韧性良好的钢材，并采用合理的热处理工艺，改变其钢材的性能。使筒底在火炮射击
后有较好的弹性变形和塑性变形，从而使筒底对火炮配属的各弹种，在不同膛压下均能满足
使用性能要求。
焊接钢质筒底的推荐用钢牌号：短筒用优质碳素结构钢冷轧薄钢板08、10"，底板用
优质碳素结构钢25*、30圆钢；对整体引伸钢质筒底用深冲用优质碳素钢S10A、S15A。
表5、表6是经过大量的射击试验考核优先推荐用钢的化学成分及力学性能。前苏联也采用
低碳钢制造钢质筒底，从实测化学成分含量分析相当于我国的S10A或S15A之间。
-501-

发射装药与内弹道
表5钢质筒底用钢化学元素成分
钢的
化学成分（%）
加工方式
牌号
Ni
Si
Cr
Cn
Al
Mn
0.350
10'
0.070~
0.170~
短筒
焊接
(钢板)
0.140
0.250
0.250
0.370
0.650
0.270~
0.50~
0.170~
底板
30'
≤0.250
0.350
0.80
0.370
0.250
0.250
0.250
0.120~
0.030~
S15A
整体引伸
≤0.10
～0.50
0.080
0.180
前苏联六四
0.360
0.070
600'0
0.013
0.080
0.050
0.070
0.040
0.130
式整体引伸
注：（1）根据技术标准GB699-88、GJB163-86：（2）前苏联筒底用钢化学成分为实测结果。
表6钢质筒底用钢力学性能
力学性能
热处理状
钢的牌号
61%
4/%
0 /MPa
0 JMPa
10'钢板
退火
≥29
295~430
30"
≥295
≥21
≥50
≥63
正火
≥490
纵向
横向
81%
61%
AMJ
0 /MPa
0 /MPa
S15A
≥118
≥39
正火
335~440
≥32
335~440
≥30
≥196
≥30
≥27
调质
≥365
≥59
≥365
注：根据技术标准GB13237-91、GB699-98、BJG163-86。
4焊接钢质筒底相关尺寸的确定
最初，短筒钢板选用1.2mm厚，在pm=534.5MPa条件下，经20发射击试验有2发在环
焊缝热影响区出现断裂；2发裂纹周长分别是275mm、300mm；2发有击穿小孔，但直焊缝
无裂纹（缝），这说明1.2mm厚不能适应最大膛压534.5MPa。后来将钢板改用1.5mm厚，
同时改进环焊部位止口结构和焊接工艺，试验结果见表7。
表7
改进后的焊接钢质筒底试验结果
钢板厚
膛压pm/MPa
可燃药筒
序号
弹种
药温/℃
数量/发
加工方式
Pmcp
Pmax
Pmin
/mm
穿甲模拟弹
50
1.5
卷制成型
512.99
520.49
493.37
546.45
553.88
539.95
1.5
热模压一
52
穿甲模拟弹
546.13
549.27
541.43
1.5
次成型
试验结果
（1）上膛顺利；(2)退壳顺畅；(3)强度满足要求；（4)无断裂、裂纹（缝）等缺陷；(5)闭气性好。
从表7可看出，经改进后当Pm=553.88MPa时，焊接钢质筒底退壳顺畅；无断裂、裂纹
（缝）等缺陷，强度满足要求。
焊接钢质筒底用在杀爆弹和破甲弹，因膛压较低pm（+50℃）≤387.37MPa，焊接钢质
筒底有较大的强度余量，同时又解决了破甲弹低温（一40℃）闭气问题（实测pm=217.6MPa）。
底板用钢的直径对底板的模锻性能有直接影响。试验表明直径在80～90mm范围模锻加
工可获得合理的金属流线（低倍流线明显、对称、均匀、连续分布）和晶粒度8～9级，显
微组织为铁素体+珠光体。
—502—

高膛压火炮用焊接钢质筒底座的研究
5力学性能的确定
钢质筒底的力学性能要满足强度、退壳、闭气性要求，经大量射击试验的考核，最终确
定的力学性能见表8。
表8焊接钢质筒底力学性能测试结果
试样编号
短简区段
底板底部
一区（口部）
二区（中部）
三区（下部）
0 0.2
00.2
0b
0b
00.2
00.2
0b
/MPa
/MPa
1%
1%
/MPa
/MPa
/MPa
/MPa
1%
/MPa
1%
1%
/MPa
34
38
305
385
290
395
305
35
415
615
635
11
73
2'
290
27
395
31
405
260
300
415
34
585
19
815
59
3'
335
30
290
405
395
34
30
290
415
565
740
24
64
注：（1）表内为设计定型97-1批力学性能实测结果。
（2）短筒用10钢板进厂验收=407MPa，钢板交货状态是退火状态。
焊接钢质筒底研制阶段共试制了10个交验组、批（8487发），短简部位力学性能测试
结果0b=358～446MPa，延伸率S=27%～48%。从表8可看出经加工后的焊接钢质筒底测试
的b与原材料测试的基本相当。这说明我们确定的热处理工艺是合理的。
我国钢板生产抗拉强度规定范围较大，经大量的静态和射试验结果表明，短简部位的抗
拉强度最大不超过470MPa。根据我们测得国外产品在该部位的抗拉强度和我国的实际情况
综合分析，短简（体部）应控制在350～410MPa为最佳状态。
对于底板强度要求应严格控制质量，我们采取了在热处理工序后测硬度的方法，其硬度
值控制在HRC22～40，使底板抗拉强度、韧性控制在一定范围。保证射击后底板部不打裂，
已经近万发的试验底板底部无裂纹。
6 结论与建议
(1）焊接钢质筒底已经不同弹种，在高温（+50℃)、低温（一40℃）、常温下，以及强装
药（15℃）和减装药（一40℃）条件下近万发试验考核，证明已满足设计要求。
(2）对焊接钢质筒底，我们采用了先进的《钨极脉冲氩弧焊》焊接技术，它的优点是：
具有热量集中，热影响区窄，焊接不易变形，可焊接0.5～3mm的薄壁构件，采用氩气保护，
易于控制；焊接平滑美观，易实现机械化等，因此确保了筒底的焊接精度和质量。
(3）通过125mm坦克炮的研制，把我国焊接钢质筒底研制设计水平、工艺水平大大地
向前推进了一步，使我国钢质药筒整体性能达到了一个新水平，在pm=553.88MPa条件下退
壳顺畅，强度满足要求无断裂、裂纹（缝）等缺陷。此项研制成果已用到不同口径高膛压火
炮用焊接钢质筒底。
(4）125mm坦克炮药室在钢质筒底长度（140mm）内设计为两锥度结构，这种结构既有
利于在高膛压下顺利退壳，又利用于在低温低膛压下可靠地闭气。建议推广应用这种结构。
—503-

提高大口径火炮穿甲弹初速的有效途径
郭德惠
（国营第845厂）
摘要本文从发射装药角度，分析了提高大口径武器穿甲弹初速的有效途径潜力和可行性，提出
了应研究的相关技术。
关键词装药设计发射药内弹道
1 引言
现代战争对大威力穿甲弹的需求，使提高初速成了人们对坦克或反坦克武器装备关注的
焦点和重点的研究课题。
穿甲弹威力的基础是弹丸的炮口动能E，=mv/2，该式表明提高弹丸的质量和初速是
提高弹丸炮口动能的直接因素，提高初速则更为突出。从内弹道角度来说，提高弹丸的初速
就成了增加炮口动能的唯一途径，也是装药设计的根本目的。
2提高初速的途径
从装药设计角度分析，提高发射药的能量、增加装药量、改善发射药在膛内燃烧规律是
提高初速的重要途径。随着现代高新技术的发展，新技术、新材料、新工艺等在各个领域的
推广和应用已成为发展的特点和趋势，作为装药设计也不例外。
2.1采用高能发射药
发射药设计始终把研究弹道性能良好的高能发射药作为永恒追求的目标，装药设计也对
综合性能良好的高能发射药情有独钟，因为采用高能发射药对提高大口径身管武器穿甲弹初
速的效果较为明显，这已被试验所证明，见表1。
由表1可以看出，火药力的提高对提高初速效果很明显。这对药室比较小或药室有效利
用容积比较小的分装式装药结构的武器无疑是有利的。据有关资料介绍，国外已研制了定容
火焰温度为3100K、理论火药力大于1750kJ/kg的高能发射药。我国在高能发射药的研究方
应用于大口径武器穿甲弹，火药力可达1225.8kJ/kg的硝胺发射药，技术上已基本成熟，很
好地推广和应用可以较大幅度地提高弹丸的初速。
—504

提高大口径火炮穿甲弹初速的有效途径
表1不同能量的发射药在不同武器上的试验结果
发射药
试验结果
武器类型
f/kl - kgl
Pm /MPa
Vo /m -sl
9.24
1029.7
483.5
1729.1
125H
1127.8
8.80
459.7
1744.5
9.92
1029.7
463.4
1724.6
120H
1078.7
9.30
463.5
1734.7
6.71
481.0
1578.4
1029.7
HOOI
1127.8
6.35
451.4
1588.4
提高装填密度
2.2
据资料介绍，国外火炮设计的特点是小药室，长身管。因此采用高装填密度装药技术成
为提高弹丸初速的重要方法之一。从原理上分析，增加装药量与提高火药力对提高初速起着
同样的作用。由于大幅度提高火药力受到许多因素的制约，有相当的困难。因此采用高装填
密度装药技术对提高弹丸初速具有明显的潜在优势。
若采用密实装药技术更充分地利用装药空隙；提高发射药单体的能量密度；或把具有不
同燃速的发射药做成外、中、内不同燃速的装药，使其在膛内燃烧过程中燃速从外向内呈渐
增性，使气体生成速率高速增加，以保持弹后气体在膛内有较长时间的恒压而产生所谓的“平
台效应”，提高膛容利用系数，以上措施均能大幅度提高弹丸初速。
据有关资料介绍，在保证发射药在膛内燃烧完全的前提下，采用密实装药技术使装填密
度达到1.25g/cm²以上，可在保持最大膛压不变的情况下，使初速增加10%以上。
2.3合理设计发射药的几何形状
合理设计发射药的几何形状，使发射药在燃烧过程中尽可能好地呈现增面性燃烧是提高
弹丸初速不可小视的重要途径，见表2、表3。
表2不同药型的对比试验结果
药型
初速/m·s-1
最大膛压/MPa
7孔圆柱
919.4
319.2
19孔梅花
955.4
313.3
805.4
292.4
7孔圆柱
14孔花
810.2
279.1
19孔梅花
815.1
277.2
表31
125H穿甲弹采用不同管、粒状药比例试验结果
19孔花粒状
单孔管状
初速/m·s-1
最大膛压/MPa
·30%
1708.1
70%
464.4
91.5%
8.5%
1732.1
462.2
为了设计和选择较为合理的药形，按内弹道学中几何燃烧定律关系式绘制出不同形状火
药的α～z曲线及W～z曲线，计算了燃烧分裂瞬间的已燃百分数"和相对燃烧表面积s
-SOS-

发射装药与内弹道
见表 4。
表4不同药形火药燃烧分裂瞬间的，和，
相对燃烧面积Q
已燃相对量s
药型
1.0
实心圆柱药
管状
0.77
1.0
7孔圆柱药
1.31
0.77
0.95
7孔梅花药
1.32
0.95
14梅花药
1.51
19梅花药
1.60
0.95
对比各种发射药的α～Z曲线可见，多孔发射药均呈增面燃烧，增面性随孔数增加而增
大的幅度至14孔逐渐减慢。同样是7孔药，则花边形比圆柱型的增面性好，表4中几种发
射药，以19孔梅花型的增面性最好，其燃烧分裂瞬间（已燃相对厚度Z=1时）的燃烧表面
积可达起始表面积的1.60倍。
从表4可知，同样是多孔发射药，梅花药比圆柱药增面燃烧阶段的体积百分数大得多，
仅有5%的药呈减面燃烧，而且三种梅花药的~Z曲线基本吻合，"，基本相同。
大量试验结果和理论分析研究证明，不改变发射药的组分，仅提高发射药几何形状的渐
增性就可达到提高初速的目的。据资料介绍，近年来国外研究了几种易点火、燃烧性能好、
能明显提高装填密度、可降低危险压力波、能提高初速的不同几何形状的中心为星形和程序
开裂及分段部分切口的多孔（19孔）棒状药等。美国陆军弹道研究所内弹道学部已将高燃
烧渐增性、高装填密度发射药装药技术定为将要研究的重点项目，以便能达到提高弹丸初速
10%的目标。
2.4采用温度补偿技术
发射装药的初温对武器的弹道性能影响非常大，见表5。这种影响还会随装填密度和初
速的增加而增大。
表5初温对弹道性能的影响
初速/m·sl
武器
装药初温/℃
最大膛压/MPa
408.9
1678.2
-40
1702.6
419.4
-10
125穿甲弹
+15
1744.5
459.6
1759.1
487.1
+30
515.2
+50
1784.2
-40
1650.1
393.1
1719.2
450.2
120H穿甲弹
+15
498.7
1762.9
+50
1600.1
40
413.2
459.7
100H穿甲弹
+15
1638.2
513.2
+50
1669.3
装药设计时必须考虑身管和弹丸强度对发射装药高温膛压的限制，而低温时的初速（vo）
-506-

提高大口径火炮穿甲弹初速的有效途径
文必需满足弹丸射程及穿甲能量的要求。由于多种高能发射药的燃速对初温很敏感，因而温
度系数较大，这使其在武器应用中不能充分发挥高能量的优势。
近年来，国内外越来越认识到采用装药温度补偿技术来提高火炮性能的重要性，研究了
弹道性能随温度变化影响较小的低温度系数装药技术，使其弹道性能达到或接近理想状况，
以最终达到提高初速的目的。据资料介绍，美国把这种技术用于高能发射药，同时使用增面
燃烧性更好的药形和较大的装填密度，这样把M68坦克105mm动能穿甲弹的初速提高了近
10%。我国也采用低温度系数装药技术，使105mm穿甲弹较好地完成了战术技术指标。
2.5探索随行装药技术
采用常规的发射药装药结构，在射击过程中弹底压力比膛底压力低得多，直接影响到弹
丸初速的提高。为了大幅度提高弹丸初速而同时又维持最大膛压不变，国内外均对随行装药
技术进行了大量的探索和研究。尽管实际应用还有相当的距离，但也取得了进展。有资料介
绍，国外采用随行装药技术把105mm坦克炮脱壳穿甲弹的初速提高了7%左右。
随行装药技术对于提高弹丸初速有较大的潜力。关键技术在于必须保证随行发射药在动
载下能跟随弹丸一起运动；随行药能有控地着火燃烧；能迅速燃完而提高弹底压力，使膛底
与弹底的压力梯度减小；随行药的着火燃烧应控制在膛内最大压力之后，这是实现安全、有
效提高弹丸初速的重要保证。
2.6研究相适应的点传火方式
常规的点火方式是点火药包+管状药或中心点火管结构。从装药角度来讲，大幅度提高
弹丸初速的根本途径是采用新型的装药技术。然而，这些新技术均给点传火带来更大的困难，
对点传火系统设计提出更高要求。力求使装药瞬时、全面、均匀地着火，是装药设计研究的
一个重要课题，解决好这一问题是装药安全性的可靠保证。
研究高能量点火具（如微型激波点火具）、高效中心传火具及程序控制（多点网络）点
火具，使其与新型装药技术相适应，以达到提高弹丸初速的根本目的。
3结论
综上所述可得以下结论：
（1）为提高大口径武器穿甲弹的初速，采用高能发射药、合理设计药形、改善发射药
在膛内燃烧规律等措施是装药设计上可行的重要手段。
（2）研究新型发射装药技术，对发射药进行钝感、涂覆、密实、变燃速处理等，对提
高弹丸初速有重要意义。
（3）研究适应新型发射装药的点传火方式和点火具是安全有效地提高弹丸初速的保证。
-507-

装药结构对穿甲弹挤进过程中的阻力
及药床挤压应力影响的试验研究
杨敏涛　李启明李　兵
（兵器工业第202研究所）
摘要本文介绍了装药结构对一二三工程穿甲弹挤进过程中的阻力及药床挤压应力影响的试
验研究结果，并根据试验结果对装药安全性提出了分析意见。
关键词起始弹道药床挤压应力装药结构
1 引言
众所周知，不合理的装药结构除了对装药的点火一致性和均匀性产生不利影响外，还会
导致药床间的挤压。足够强的药床挤压将会使药粒的破碎可能性增大，从而使火药燃烧面剧
增导致局部压力的骤然上升，最终将会产生灾难性事故。对于力学性能不佳的火药尤为如此，
特别是低温。125mm穿甲弹的装药结构是主副药筒两节装药，副药筒实行底部黑药包点火、
管状药传火的点传火结构，使用的火药是低温力学性能不如单基药的太根药。因此研究改进
副药筒的装药结构减弱弹丸挤进过程中药床间挤压应力就显得十分必要。本文以试验数据为
依据，对副药筒的不同装药结构对于药床间挤压应力的影响进行了研究和分析；并对常、低
温时相同装药结构的弹丸挤进阻力进行了研究分析。这些结果对指导装药结构设计、研究弹
丸挤进时弹带阻力规律都同样具有参考意义。
2假设
由于无法直接测量弹底的气体压力及药粒间的挤压应力，我们作如下假设：
（1）以安装在弹丸合膛后紧弹带后沿身管上的压力传感器所测的气体压力作为弹丸
挤进过程中的弹底气体压力。
(2）在同一药室、弹带材料和形状相同的不同装药结构，在同一温度下弹丸挤进时所受
的阻力仅与行程有关。
（3）在弹后装药为全管状药时，当弹丸起动后，忽略固体药柱对弹丸的作用力。
（4）药粒与弹底的接触为点接触和棱接触，忽略药粒对弹丸的撞击力。
（5）忽略同一截面处的压力径向差，即只考虑为一维问题。
对于假设（1），由于弹丸挤进过程为40mm，且挤进过程中弹丸速度从零增至几十米每
秒，因此本假设不会引起太大的误差。
尼龙弹带在挤进过程中为塑性变形，相同形状、相同材料的尼龙弹带在同一内膛尺寸身
管中及相同温度下挤进时，它在各点受到的强制变形是由于受到身管对它的挤压所致，这种
挤压力是由于身管内膛尺寸与弹带尺寸的差异产生。因此对于挤进过程为1~2ms、挤进速度
-508-

装药结构对穿甲弹挤进过程中的阻力及药床挤压应力影响的试验研究
相差不多的不同装药结构来讲，挤压应力只与挤进行程有关，亦即弹带受到的阻力仅是行程
的函数。试验表明，同一挤进长度的静态挤进阻力功为12689J，而在火炮中瞬态挤进所测
的阻力功为12892J，两者几乎一致，因此假设(2)是可以成立的。
由于弹后装药与弹底间不留空隙，因此在挤进过程中靠近弹底的那层装药是紧随弹丸运
动的，它不会产生对弹丸的撞击力。而全管状药装药，由于其整体性较好，单根药柱的质量
较大且气、固相之间的裹胁力又较小，因此一旦弹丸起动后，药柱与弹底基本脱离，可以忽
略药柱对弹丸的固体作用力。至于药粒与弹底的接触是点接触和棱接触，这是目前两相流内
弹道中常采用的，我们沿用这一点。忽略挤进过程中同一截面处的径向压力差，由于没有可
靠的试验数据，所以这里仅考虑一维问题。
3试验方案及数据处理方法
(1）以波长为5.6mm的微波干涉仪测弹丸挤进过程时的运动参数一一行程、速度和加
速度随时间的变化，并同步测量弹底压力，从而进行数据处理。
(2）以副药筒中全管状药装药为标准，不计固体作用力，由弹丸运动加速度a及弹底压
力Pd，根据
(Pd-R)S = ma
计算出各挤进行程时的以弹底面积为参考的阻力压强R。
(3）.以同样方法求出各副药筒装药方案在挤进过程中的阻力压强R’随行程的变化。
(4）数据处理表明，阻力压强R'根据假设(3)的计算值明显地低于同种弹丸由假设(2)
得到的结果。原因在于计算非全管状药方案时，忽略了颗粒对弹丸的作用力，因此由(3)得
到的R’是非真实阻力压强。根据假设(2)、(3)和(4)，可得到非全管状药方案时颗粒对弹
丸的作用力压强P：
(Pd-R')S = ma
Pd +F粒-RS = ma
定义P粒=F粒/S，即可得：
P粒=F粒/S=R-R'
由于药粒在受挤压时会产生变形，因此用上述方法求出的P粒只会比药粒受到的真正挤
压应力小，亦即我们用此方法得到的是药粒间颗粒挤压应力的下限值。
试验方案见表1。其中方案6和7是挤进长度为36mm的常、低温比较。由于没有该挤
进长度的全管状药方案试验结果，因此得到的是没有计及颗粒力的阻力值。
表1试验方案
药温/℃
点火
方案
挤进长度/mm
副药筒装药
底部点火
40
17
全部管状药
17
底部点火
40
33%管状药
底部点火
17
40
23%管状药
17
底部点火
40
12%管状药
17
底部点火
40
全部管状药
底部点火
17
36
24%管状药
底部点火
36
23%管状药
40
-509-

发射装药与内弹道
4试验结果及分析
由实测的弹底压力Pa和弹丸运动参数，我们以行程2mm为间隔，逐点计算了各行程时
的弹丸阻力R、非真实阻力R'，及颗粒作用力P粒。表2表示的是各方案在某些点的阻力值
R或R'。表3是各装药结构情况下的颗粒作用力P，亦即颗粒挤压应力的下限值。由弹丸
挤进终了时的动能E动、真正的阻力功WR可反算出外力作功W外（定义W外=W4+W粒），由此可
计算出粒子所作的功W粒。表4所示的即是各装药情况下的各种能量分配。图1和图2显示
的是各装药方案的真实阻力R和非真实阻力R’的分布曲线。图3表示的是各装药情况下的
颗粒作用力P粗。图4则表示了挤进过程中平均颗粒力和最大颗粒力随管状药比例改变而变
化的情况；图5是各方案的颗粒作功在外功中占的比例。对于挤进长度为36mm的常、低温
挤进阻力R'的变化情况见表5和图6。
表2各方案的阻力值R或R
(单位：MPa）
L/mm
方案1(R)
方案2(R)
方案3(R)
主案4(R)
方案5(R)
26.60
20.22
14.17
14.06
10.67
10
34.44
30.36
10.62
9.74
12.29
20
34.66
29.15
22.59
17.92
20.01
44.32
36.63
22.30
16.86
12.85
24
30
33.15
23.18
6.05
1.04
10.86
18.00
16.51
12.80
8.57
40
-6.68
R/MPa
R,R'/MPa
40
40
20F
20
40
10
10
20
20
30
30
40
?L/mm
L/mm
图1真实阻力R和非真实阻力R
方案2和5的非真实阻力R
图2
P粒 /MPa
P粒 /MPa
30F
10
20
40
100
60
80
L/mm
20
10
30
40
0誉/c0/%
图3不同装药结构时的颗粒作用力
图4
挤进过程中颗粒作用力比较
-510-

装药结构对穿甲弹挤进过程中的阻力及药床挤压应力影响的试验研究
W粒/W外/%
R'/MPa
低温
20
40
6常温
10f
20
20
40
60
80
100
20
30
10
40
W 誉 / 0 7%
L/mm
不同装药结构时颗粒作功比较
图6
图5
常、低温挤进阻力R'的变化
表3颗粒挤压应力下限值P粒
（单位：MPa）
方案2
方案3
方案4
方案5
L/mm
6.38
12.34
15.93
12.54
10
4.08
23.82
24.70
22.15
5.51
14.65
12.07
16.74
20
22.02
27.46
31.47.
24
7.39
22.29
30
32.11
27.10
9.97
9.43
5.20
24.68
40
1.49
P拉
5.96
19.39
12.28
15.81
表4各种装药情况的能量分配
方案
Ea/J
30686
55389
31863
34729
19563
12892
WR/J
12892
12892
12892
12892
63225
W/J
43578
38951
38960
22936
W/
5056
7761
9519
5804
12.97
Ws/W/%
7.40
16.30
29.33
表5常低温挤进阻力R'的变化
(单位：MPa)
L/mm
方案6（常温）
方案7(低温）
2.41
13.34
14
27.04
15.79
32.20
35.61
16
26.74
20
19.92
5.27
20.62
28
29.40
36
3.57
-R
23.64
12.8
32.20
35.61
-511-

发射装药与内弹道
从上述数据和曲线我们可得到以下几点分析意见：
（1）在弹丸挤进阶段，存在着颗粒间的挤压应力，不同副药筒装药结构的挤压应力呈现
了很大差异。随着粒状药比例的增加，颗粒应力P粒随之增大。当管状药的比例为33%时
（方案2），挤进过程中的平均挤压应力为6MPa左右，最大挤压应力为10MPa；而当管状
药的比例降至12%以下时（方案4和5），平均挤压应力达16~20MPa，最大挤压应力达30MPa
以上，见图4。而最大应力点的位置稍后于最大阻力点。
(2）当副药筒中管状药比例为33%时，挤进过程中的颗粒间应力变化缓慢，说明当管
状药较多时，颗粒间的挤压状态较稳定，挤压程度也不太厉害。随着管状药比例的减少，药
床空隙率降低，颗粒间的挤压程度加剧，且这种挤压程度呈现出很大的起伏。这是由于压力
的波动所导致，它致使药床的挤压时紧时松。图3显示了这一点。
(3）图5表明，在挤进过程中的确存在着较大的颗粒对弹丸的作用力，这种作用力是由
于药床挤压所导致。颗粒作用力赋予弹丸的能量占外力作功的比例随着粒状药的比例增加而
增大。当全部装药为粒状药时，颗粒作用力作的功占全部外力作功的30%。
（4）表5和图6则显示出在低温状况下弹丸受到的阻力明显增加，这是由于低温下尼龙
的屈服强度比常温时明显增加所致使。特别在挤进终了时，由于是弹带最大过盈量部分挤入
身管，低温时坚硬的尼龙弹带受到的阻力远比常温时大，表现在阻力曲线上呈现出很大的差
别。
5结论
由于副药筒装药结构的不同，将会导致挤进过程中药床间不同程度的挤压，不合理的装
药结构将会使挤压程度明显加剧。过大的药床挤压应力会导致药粒破碎、火药燃烧面剧增，
从而产生灾难性事故。特别是对于低温情况，由于火药的冷脆性导致火药发生碎裂的可能性
会明显增大。不同力学性能火药所能承受的挤压应力的程度是不同的，例如M30发射药，
在低温时当动态载荷达35MPa施于药床时，药粒将会被挤压而破碎。因此在设计使用太根
火药且实行两节装药的穿甲弹装药结构时必须充分考虑到这种情况，在保证弹道指标实现的
同时要充分考虑尽量增多副药筒中管状药的比例。要尽量减小挤进过程中的药床间挤压应
力，防止灾难事故的发生，确保装药结构安全性。
-512

125mm坦克炮装药结构安全性研究
王•浩邱沛蓉施勇
（南京理工大学）
摘要以往人们认为对火炮射击安全性影响较大的第一负压差并不能完全用于评价压力波
的强度和火炮的射击安全性。本文在大量试验的基础上，定义了危险断面压力波峰曲线的概
念，并提出了评价火炮射击安全性与压力波强度关系的新方法。最后讨论了弹丸底部装药床
的运动特性及对火炮射击安全性的影响。
关键词压力波装药结构安全性大口径火炮
1引言
高装填密度、高膛压、高初速已成为高性能火炮武器弹药系统的重要特征，发射过程中
膛内复杂的力学环境使弹道研究者正越来越多地注意到了火炮射击的安全性和可靠性。目前
对火炮膛内压力波的研究已是内弹道学的一个重要研究内容，提出了一些定量描述火炮膛内
压力波的方法，典型的方法就是压力差曲线也叫压力波曲线，它是膛底压力与弹底压力的差
值，并认为压力波曲线上的第一个最大负压差是非常重要的，它反映了压力波的变化趋势，
即是增加还是减少。目前西方国家对火炮射击的安全性通常是由感度曲线来评价，即压力波
曲线上的第一个最大负压差与药室最大压力的关系。但在工程上，力图对于一个装药系统建
立起第一个最大负压差与药室最大压力的单值关系几乎是不可能的。同时大量的试验表明，
对于一些装药结构，第一个最大负压差很小甚至没有或感度曲线相当平缓的一些装药结构，
仍出现了危险的反常膛压和灾难性的后果。
因此，仅仅依靠由膛底和坡膛压力曲线建立起的压力波曲线并不能完全用于评价压力波
的强度和火炮的射击安全性。建立能够完全反映膛内压力波强度的数据指标是非常重要的，
而这个数据指标不能仅仅依靠膛底和坡膛压力曲线获得。本文在大量试验的基础上，定义了
危险断面压力波抖度曲线的概念，提出了评价火炮射击安全性与压力波强度关系的新方法。
并给出了一些结论，这些结果可以用于高装填密度、高膛压火炮的装药结构设计。
2125mm火炮中压力波的试验研究
在专门设计的125mm短炮试验装置上，我们进行了不同装药结构的试验研究，包括低
播特性、药室内压力波的基本特性以及火药颗粒床的机械特性等。
2.1试验装重
图1给出了口径为125mm的短身管试验装置，装置的总长1250mm，弹丸的全行程长
-513-

发射装药与内弹道
410mm。在这个装置中，药室内的压力始终是增加的直到弹丸出炮口。在药筒的底部开有一
个轴向测压孔，在药室和身管上开有5个径向测压孔。膛底和药室中的4个测压孔的位置均
处于药室内装药结构的特殊断面上（见装药结构示意图）。第5个测压孔位于弹带的前端，
当弹带全部挤进膛内的瞬间，该测压孔才能感受到火药气体压力，为了测定弹丸沿轴向的运
动距离和时间，在身管出口的前端安装了4个感应靶，当弹丸尖部碰撞到靶线时，测时仪给
出时间信号。
P2
副药筒
主药筒
炮口靶
图1
125mm试验装置示意图
2.2不同装药结构的试验结果
装药结构分成两部分，由副药筒和主药筒组成，称作两级装药。为了分析不同装药结构
对压力波的影响，试验共进行了3个装药结构方案，图2给出了它们的装药结构示意图。
副药筒
管状药
传火管主药筒
点火药包
(1)方案1
粒状药
管状药
点火药包
(2)方案2
P管
(3)方案3
图2装药结构示意图
(1）方案1：长管状药十粒状药方案之一
该方案的中心传火管位于主药筒内，在副药筒中，装有占副药筒装药量30%的管状药，
被用于传火。主药筒的前端和副药筒后端的距离为40mm。
(2)方案2：长管状药十粒状药方案之二
在这种方案中，药室的底部装有黑火药药包作为点火药，在主、副药筒中均使用了占药
-514-

125mm坦克炮装药结构安全性研究
简总装药量30%的长管状药，以利于火焰的传播，两个药筒之间的距离为40mm。
(3）方案3：全粒状药装药结构
在这种装药结构中，在主药筒中使用了中心传火管，在副药筒中使用了30g作为传火
药。
图3给出了3种装药结构的典型的试验结果。包括5个测压孔的压力时间曲线和炮口靶
信号。
1000
1000
1000
900
900
900
P2
P2
800
800
800
700
P3
700
600
600
MPa
MPa
500
500
500
400
400
400
P4
300
00S
300
200
200
200
1Ps
100
100
100
1004
100
1005
23
23
3.4
t/ms
t /ms
t /ms
(1)方案1
(2)方案2
(3)方案3
图3实测压力曲线与炮口信号
2.3压力波的定量分析
试验结果表明，使用第一最大负压差方法（膛底压力与坡膛压力之差）并不能确定压力
波强度与火炮射击安全性的关系。3个装药结构方案的试验结果均给出了很小的第一最大负
压差值，甚至没有第一最大负压差值，但是在药室内仍存在较大的压力非稳定特性，这种非
稳定特性并不是出现在膛底和坡膛，而是出现在主、副药筒之间的间隙断面上。因此我们定
义了压力抖度曲线和第一最大抖度值来衡量药室内这种压力不稳定的特性。
压力抖度曲线并不完全依赖于膛底压力和坡膛压力，而是依赖于药室内装药结构的所有
的异常断面（危险断面）。即压力抖度的计算式定义为
Ap = P, -max(pi, P2, P3, P4)
式中：Pr，P2，P3，P4分别代表了试验装置上1～4号测压孔测得的4个压力值。
图4给出了3种装药结构的传统压力波曲线(P,一P4)的计算结果和压力抖度曲线的
计算结果。对于第3种装药结构，我们从传统的压力波曲线上看不出这种装药结构的危险
性，但是这种装药结构却比另两种装药结构发生了较多的危险事故，特别是在低温射击条
件下。
借助对压力抖度曲线的分析，我们可以发现，方案3与方案1和2之间的显著差别，
在方案3中压力抖度曲线出现了明显的发散，直至膛内过程结束都没有出现明显的收敛。
而方案1和2的长管状药结构，压力抖度曲线在弹丸运动以后很快就趋向于0，即在弹丸
运动以后压力扰动逐渐减弱。针对3种装药结构我们进行了几组试验，试验结果表明，使
用压力抖度曲线比使用压力波曲线更能够反映内弹道过程中点火、火焰传播和压力非稳定
特性。
-515-

发射装药与内弹道
200
200
200
压力波
压力波
压力波
100
100
100
P /MPa
P/MPa
P/MPa
压力抖度
压力抖度
压力抖度
-100
100
100
1ms
17ms
+Ims
(3)方案3
(2)方案2
(I)方案1
图4实测压力波与压力抖度曲线
3弹后装药床的运动特性试验与分析
在我们的试验中，在第5个测压孔测定的压力曲线初始时出现了明显的所谓“过冲”压
力峰，见图3。第5个测压孔的压力出现在弹带完全挤进的瞬间，见图1。为了探明这种现
象产生的原因，我们在30mm火炮上进行了大量试验。试验装置见图5，在弹带的前端和后
端各开一测压孔，以对比弹带对初始压力“过冲”的影响。试验进行了3种装药结构对比，
装药结构示意图见图6。试验中所用弹丸弹带为宽18mm的尼龙弹带。
P2
弹带
图530mm火炮试验装置示意图
(1）方案1：在弹底附近，药床和弹底存在一个被称作自由容积的间隙，间隙的长度约
为药室长度的1/5。
(2）方案2：在药床和弹底之间没有间隙。
主装药
(3）方案3：在药床和弹底没有间隙，但在
紧塞盖
药室的底部装有薄火药，以强化点火作用强化
(1)
药床向弹底的挤压。
底火
图7给出了测压孔1和2测得的3种装药
(2)
结构的压力时间曲线。
试验得出如下结果：
(1）弹带前后测压孔压力曲线规律相一
(3)
致，有“过冲”均有，无“过冲”均无；
薄火药
(2)“过冲”发生在dp/dt（或d/dt）较
大的情况下。
图6装药结构示意图
方案2压力曲线上升较为缓和，弹带前后
测压孔的p~t曲线均无初始过冲现象；对弹底存在间隙的装药结构（方案1）和具有强化点
火作用的装药结构（方案3）弹带前、后方的压力曲线均出现了初始压力过冲现象。测压孔
-516-

125mm坦克炮装药结构安全性研究
1和2的压力过冲形式是一致的。
该试验说明：
(1）在内弹道周期的初始阶段，底部强点火和药床与弹底之间的火药颗粒床挤压和机械
运动可增强弹底气体压力上升速率。
(2）所谓“过冲”现象的发生是由于压力曲线上升较猛，dp/dt（或dw/dt）较大，以致
于压力传感器的频响特性跟不上压力增长的动态特性。所以“过冲”压力值不代表膛内气体
压力真实值，而只是与压力增长特性相关。
(3）弹丸底部压力过冲现象表明在药床和弹丸底部之间存在较强的机械运动，使弹底气
体压力上升速率快、dp/dt较大。在低温条件下，若药粒破碎就可能导致危险事故的发生，
因此，我们应该注意到在弹丸底部的压力“过冲”现象。
320
320
P/MPa
P/MPa
P2
↑ /ms
t/ms
（1）方案1
（2）方案2
320
P/MPa
P2
t/ms
(3)方案3
图7
30mm火炮实测压力曲线
结论与建议
虽然本文所论述的工作并不全面，一些试验结果有待进一步的研究与分析，但对评价大
口径火炮装药结构安全性上仍具有指导意义和参考价值，特别对制定大口径火炮安全准则时
尤其重要。对此我们给出下列一些建议：
(1）仅仅依靠膛底压力和坡膛压力计算的压力差曲线衡量膛内压力非稳定特性是不完
全的。使用压力抖度曲线的分析方法是一种较好的方法。
(2）在弹丸挤进内以后，安全的装药结构总是使压力抖度曲线趋近于0，如果压力抖
度曲线在最大压力以后仍呈发散状态，表明药室内存在压力不稳定状态，那么这种装药结构
将是危险的，在低温条件下，就有可能发生危险的事故。
应注意抑制这种现象。
-517-

装药点火期间杆式穿甲弹弹尾受力试验研究
李启明刘千里王升晨张明安
(兵器工业第202研究所)
摘要根据弹性变形原理设计出能测点火期间杆式穿甲弹弹尾受力的尾杆，并通过试验装置测
出不同装药结构、尾杆长度和点火方式在点火期间杆式穿甲弹弹尾受力大小。其结果对弹丸、
装药和点火方案设计有重要参考价值。
关键词弹尾受力测试
１引言
现代战争对武器性能的要求越来越高。在坦克和装甲武器中，提高火炮威力是发展这类
武器的关键技术。对于固体发射药，增大火炮药室装填密度是提高火炮威力的重要手段。随
着装填密度的增大给点、传火设计和火炮膛内稳定燃烧带来很大困难；并可能导致药粒的挤
压破碎和危险压力波的产生，这些因素使穿甲弹弹尾受力增大，其结果甚至影响弹丸入膛姿
态和射击精度，严重情况下还会发生灾难性事故。随着弹丸长细比增大和膛内断弹等恶性事
故的发生，更引起了设计者对弹丸在膛内运动过程中受力的重视。本文通过单项试验来研究
不同装药结构、点火方式下不同尾杆长度的杆式穿甲弹弹尾（以下均简称弹尾）在点火期间
受力的大小。
2试验原理、装置和测试系统
根据弹性变形原理，我们在弹尾靠近卡瓣（端盖）的尾杆上贴4片应变片，组成半桥来
测出弹尾在互为垂直的两个方向上所受力矩的大小，再把它们合成一个力矩，得到弹尾所受
综合力矩。该力矩是由于点传火不均匀、装药的不对称性和火药气体对弹尾作用造成的。用
该力矩可以转换成弹尾某点所受到的力。
试验装置如图1所示，装置结构尺寸与某反坦克炮药室的内膛基本相同。图中1,2为测
压点；3,4为两个互为垂直的偏心力矩信号的输出点。将弹丸固定在端盖上，装入药室
压紧螺盖
信号源
试验装置
L1测压孔
偏心力矩转换1
转换2低压压阻
端盖
传感器
应变计
2测压孔
多路应变
调制
放大器
瞬态波形
波存
存贮器
微机
数值处理
弹尾
药室壁假发射药
图1试验装置剖面图
图2测试系统简图
-518

装药点火期间杆式穿甲弹弹尾受力试验研究
后用压紧螺盖压紧，药室内装假发射药和点火系统。测试系统如图2所示。
3试验方案和结果
对不同装药结构、点火方式和长度的弹尾尾杆进行试验，试验的方案如表1所示。部分
试验结果曲线如图3、图4所示。在p~t曲线中，1,2分别表示通过1,2测压孔（见图1）测
出的曲线。在M~t曲线中，1,2分别表示弹尾在互相垂直的两个方向所受的力矩曲线，3表
示上两力矩之和。
表1·穿甲弹弹尾受力试验方案
点火管长
弹尾长
点火方式
装药结构
/m
/ (N·m/N)
0.42
可燃点火管
全粒状假药
0.211
13/61.6
0.211
可燃点火管
0.42
62/293.8
尾杆捆绑管状假药+粒状假药
可燃点火管
0.3275
0.36
全粒状假药
70/213.8
0.36
可燃点火管
85/259.6
0.3275
尾杆捆绑管状假药+粒状假药
金属点火管
全粒状假药
0.42
0.211
79/374.4
金属点火管
0.3275
全粒状假药
225/687
0.36
底部点火药包
全粒状假药
620/2938.1
0.211
410/1943.2
底部点火药包
0.211
尾杆捆绑管状假药+粒状假药
全粒状假药
底部点火药包
0.3275
1700/5190.9
10
0.3275
460/1404.6
底部点火药包
尾杆捆绑管状假药+粒状假药
11
0.211
底部点火药包
全管状假药
18/85.3
12
0.3275
全管状假药
160/488.5
底部点火药包
13
可燃点火管(斜放）
0.42
全粒状假药
110/521.3
0.211
14
金属点火管(斜放)
全粒状假药
150/710.9
0.42
0.211
15
底部药包(偏放)
全粒状假药
380/1800.9
0.211
注：M=M/F,F为相当于弹尾端面所受的力；M单位N·m，F单位N。
②金属点火管和可燃点火管的结构尺寸和装药结构都相同。
综合分析可以看出：
(1）在同样装填条件下，各方案的结果跳动都比较大，但总规律不变。
(2）从点火方式来看，用可燃点火管时弹尾所受力矩M小，用金属点火管时M较大，
用底部药包点火时M最大。这说明M的大小与点火药能量释放的猛度有关，释放的猛度越
大，M就越大。
(3）从装药结构来看，底部点火方案中全管状药方案时M最小，弹尾捆绑管状药加粒状
药时M较大，全粒状药时M最大。这说明M的大小与装药对点火药气体阻力大小有关，阻
力越大，M一般也就越大。可燃点火管点火和底部药包点火正好相反，全粒状药时M较小，
弹尾捆绑管状药加粒状药时M较大，但绝对数据相差不大，这主要是因点火管传火性能较
好，点火猛度不大，没有造成装药过分塞。
-519-

发射装药与内弹道
(4）从弹尾结构和点火管长短来看，长弹尾短点火管比短弹尾长点火管M要大。
(5）点火管斜放比正放时M要大，药包偏放时M反而比正放还小，这可能是由于我们
试验的发数少，试验数据跳动较大的缘故。
(6）底部点火药包点火时，除管状药结构外，火药严重巫塞，M大且上升陡峭，全粒状
药长弹尾时M最大达1700N·m，相当于弹尾端作用5091N的冲击力。
80
16
3F
40
M/N-m
40
-80
40
20
40
20
20
40
20
40
t/ms
1 /ms
+/ms
t/ms
图3长可燃管、短弹尾、全粒状装药
图4长可燃管、短弹尾、管状粒状混合装药
4结论
不论何种点火方式和装药结构，由于点火药气体传播的不均匀性导致火药的塞都能使
弹尾受到一个径向力矩。在装填完全一样的条件下该力矩的大小变化也较大，总体分析反映
出基本规律如下：
(1）可燃点火管点火M较小，金属点火管较大，底部药包点火最大；
(2)
一般全管状装药结构M较小，尾杆捆绑管状药加粒状药M较大，全粒状装药M
最大；
(3）长点火管短弹尾M较小，反之则较大；
(4）一般点火元件斜放或偏放时M较大，若对称放置则较小；
（5）值得注意的是，长弹尾底部药包点火方式M最大达1700N·m，相当于弹丸尾端作
用5091N的冲击力，一般也有1472N左右的冲击力。
本试验为单项试验，离真实火炮射击全过程还有一定距离。但试验结果对弹丸、装药和
点火方案有重要参考价值，其试验原理和方法完全适于火炮（专用装置)射击试验。
-520—

超常膛压下火炮身管和模拟弹变形的弹塑性分析
尹晓春‧龚育宁　冯思艳
(南京理工大学)
摘要本文论述了根据火炮身管内壁残余变形反推超常膛压峰值的理论和数值计算方法，并且利
用反推膛压的计算结果，对弹丸在超常睦压作用下的动态弹塑性变形过程进行了分析，基本符合
模底试验的结果。
关键词火炮身管睦压残余变形弹塑性
1引言
在125mm二步穿甲弹装药结构研制初期进行低温（一40℃)摸底试验时，因出现异常
压造成火炮身管胀膛的现象（图1），距尾端面440mm处内径扩大10.795mm；1100mm处：
内径扩大7.34mm，同时，炮尾断裂，弹丸（铝模拟弹）破碎。为查找原因，需分析这种异
常膛压的特点和量值。该发射击时p~t曲线显示电测压力值在t=1.41ms时，p=132.4MPa，
其后膛压急剧上升，t=1.47ms时，p=864.5MPa而中断。在以后验证试验中，又出现一次类
似的异常膛压和胀膛现象，其铝模拟弹破碎断面出现3~5条较清楚的弧形条纹，弹的第一圆
台和第二圆台之间缩短9mm左右。
摸清异常情况下出现的超常膛压对火炮身管和弹丸损坏和变形的作用是很有必要的。它
道设计提供参考。本文从火炮身管异常情况下所产生的超常膛压变化的特点及相应的残余变
形量，依据弹塑性理论，反推出火炮身管不自紧段和自紧段超常膛压峰值；并根据反推出的
超常膛压峰值，运用弹塑性应力波理论，对铝模拟弹弹丸在超常膛压作用下的动态变形进行
了分析。
2反推膛压的基本理论
2.1不自紧和自紧厚壁圆筒弹塑性应力应变解
可以采用幂次强化模型描述火炮身管材料的本构关系，Ludwik理论描述的加载规律为：
Tmax =ToYmax
(1)
式中Tmax为最大剪切应力，max为最大剪切应变，m为强化指数，T。为系数。T。和m可由
材料单轴拉伸应力应变曲线确定。
火炮身管属厚壁圆筒，设所受内压为P，其弹塑性应力应变解为：
-521-

发射装药与内弹道
, = - p(b-2m = r-2m)/(b-2m -a-2m )
(2)
0。 =0, +2t0(2A/r2)m
(3)
0, =0, +T。(2A/r²)m
(4)
u, = A/r
(5)
p= To(2A/ a?)"[1 - (a/b)2mJ / m
(6)
式中,为径向应力，。为环向应力，,为轴向应力，u,为径向位移，α为内半径，b为
外半径，r为径向位置，A为系数。
对于自紧身管，A可由屈服条件确定：
0。-0, =0, = 2t。(2A/c²)"
(7)
(8)
c=a+(b-a)xron
式中,为服应力，c'为自紧半径，ron为自紧度。自紧身管段的弹性极限压力P。可由(7)
式求出A值，代入(6)式算出。
2.2由残余变形反推膛压的反演问题
膛压作用过程结束后将卸压，若从已产生的塑性变形u，中减去弹性卸压恢复量u，剩
下的即为残余变形u,：
u, =u, -ure
(9)
弹性卸压恢复量u可由下式算出：
ure =(1 + μ)pa'[(1 -2μ)r+b2 /ri/ E(b2 -α2) -μr(T - 2μp na²)/E (b? -α²) (10)
式中E为材料的弹性模量，μ为材料的泊松比；对于两端封闭的情况，T=πap。
根据公式(4)~(6)和(9)~(10)，若设某截面内壁的残余胀大变形量为u。，则可得到膛压
p和u。的关系方程：
ua /a+ 2pa= A/αa?
(11)
A/a? =(p/toβ)/m
(12)
a=(1 + μ)a?[(1 - 2μ)a+b2 /a]/ E(b? -α?) μa(T - 2μp a )/ E m(b? -α²)
(El)
β=[1-(a² /b2)"1/m
(14)
(11)式是一非线性方程，需要用数值方法反推膛压p。
-522~

超常膛压下火炮身管和模拟弹变形的弹塑性分析
以上讨论是针对不自紧身管段，对于自紧身管段，尚须对式(11)作进一步的修改。由于
自紧使弹性极限提高，对于自紧身管段，膛压只有超过弹性极限压力P。后，才会进入塑性
变形状态，卸压后出现残余胀大量。设由(11)式计算出的反推压力为P,，则自紧身管段的反
推膛压采用下面的计算公式：
($l)
p= Pr + p. - Peo
其中 P.。为:
Peo =0,[1-(a/b)]
(16)
反推膛压的数值方法
3.1确定幕次强化指数和系数
在材料的单轴拉伸应力应变曲线上取若干数据点，通过数值方法能够确定幂次强化指数
m和系数T。。
设单轴拉伸的轴向应力为α，轴向应变ε，按幂次强化模型提供的材料的本构关系(1)
有:
(17)
α / 2 = To[(1 +μ)e]m
根据塑性不可压缩的假设，泊松比u取为0.5。
在α～ε曲线上取一系列点(N个点，N>2)，按(17)式组成超定方程组。下面用矩阵表示
该超定方程组：
(18)
[B]=[C][X]
[B]f =[bi,b2,.*,b~], b, =ln(o; /2)
式中
[x] =[x,x2], xj =lnTo, X2 =m
C; = In[(1 + μ)e;]
[C]
C2
根据最小二乘法可算出[X],
[X] = [c}′ [c]}'[C}′ [B]
(19)
然后算出幂次强化指数m和系数T。。
3.2确定反推膛压
反推不自紧身管段膛压的非线性方程为(11)式，反推自紧身管段膛压的非线性方程为(15)
式。可采用常规的求解非线性方程的数值方法，如牛顿迭代法反推膛压，也可用本文的递推
方法。相对而言，递推方法简单实用。下面以不自紧身管段为例。
将(11)式改写为：
-523-

发射装药与内弹道
(20)
ua /a +2pa= f(p)
先取一初值膛压P。(它可以取为弹性极限压力)，采用递推公式：
ua /a + 2pi+ia= f(p;), i = 0, 1, 2,...
(21)
逐步计算P：，直到第计1步算出的压力值与上一步的相对误差满足规定的精度要求为止。
4反推膛压的计算结果与分析
图2为125mm火炮试验身管材料的单轴静态拉伸曲线，计算出的硬化指数m=0.0479，
系数T。=818.96MPa。该炮钢材料接近于理想塑性材料。图1显示了所测得的内壁残余胀
大量分布情况，反推出的膛压峰值表示在表1及图1中。
表1反推出的膛压峰值
2 a /mm
Ua Imm
p/MPa
z/mm
2b/mm
ron/%
161.30
310.00
6.87
100.00
1214.6
30
161.05
5.25
71.60
354.00
1473.3
4.97
100
159.83
334.00
80.00
1370.6
5.00
200
159.50
334.00
100.00
1378.7
159.50
100.00
1394.4
300
7.44
334.00
350
9.23
100.00
1403.7
159.50
334.00
400
157.00
334.00
10.83
44.40
1432.7
144.45
10.59
438
334.00
44.40
1606.6
10.26
450
140.48
334.00
44.40
1663.5
130.00
334.00
500
9.14
44.70
1820.4
6.11
130.00
334.00
1798.3
600
44.70
130.00
334.00
3.60
800
44.70
1772.6
125.00
334.00
850
5.09
32.90
1864.7
125.00
900
334.00
4.83
32.90
1862.0
6.73
1000
125.00
334.00
32.90
1879.5
334.00
125.00
7.34
32.90
1100
1884.4
125.00
334.00
1150
4.74
32.90
1861.0
125.00
334.00
2.78
40.20
1838.9
1200
1300
125.00
260.00
1.16
90.60
1324.5
0.93
90.60
1319.7
1400
125.00
260.00
1500
260.00
0.83
90.60
1317.4
125.00
125.00
90.60
1700
260.00
0.62
1311.9
2000
125.00
260.00
0.33
90.60
1303.1
Z：身管截面距炮尾的距离。
-524—

超常膛压下火炮身管和模拟弹变形的弹塑性分析
1800
0/MPa
20
H1200
1000
800
500
200
500
1000
2000
1500
1.6
0.8
z/mm
2.4 /%
图1内膛残余胀大量分布及反推出的膛压峰值分布
图2单轴拉伸应力应变曲线
反推出的最高膛压为1884MPa，所处位置z=1100mm，残余变形量为7.34mm。最高膛
压并不出现在最大残余变形的位置。在z=850~1200mm之间，有一高压平台区。膛压的分
布，应与壁厚的变化及内径的变化有关。一般来说，壁越厚，刚性越大，反推膛压就越大，
对于火药燃烧产生的气体压力，身管内径的收缩也会造成膛压上升，图1的计算结果反映了
该现象。
5铝模拟弹的动态变形分析
为弄清铝模拟弹缩短9mm左右的原因和进一步验证反推膛压的结果，需要对模拟弹进
行动态变形分析。根据反推膛压达到1700MPa以上以及弹丸第一圆台和第二圆台之间缩短
9mm左右的结果，应当采用弹塑性应力波理论进行分析，采用有限元法分析的变形量仅有
0.3mm，不符合试验的测量值。
模拟弹示意图见图3，用应力波计算时，将弹简化为直径123.5mm，长190mm的实心
圆柱，两端为自由边界面。采用52所做的弹体材料动态压缩实验曲线，简化为刚塑性线性
硬化的应力应变曲线，屈服极限为600MPa，塑性变形的剪切模量E=6GPa，铝合金弹体材
料的质量密度p=2.85g/cm3，塑性应力波波速为Cs=1451m/s。
塑性应力波的控制方程为：
Cu /ax? -?u/t? = 0
(22)
式中x为沿弹体轴向的位置，t为时间，u为轴向动态位移，方程(22)的定解条件为：
t=0时，u=du/t=0
(23)
x=0, t≥0 时，Edu / dx=-p(t)
(24)
式中p(t)为膛压曲线，膛压曲线的峰值采用反推膛压的最大值。方程(22)的解为：
t>x/Cs
(25)
2p(2)d 。
由于应力波在弹体中来回反射，沿轴正向传播的是压缩波，反射后就变为沿轴反向传播
-525

发射装药与内弹道
的拉伸波，所以必须分段计算积分。另外，塑性变形是在应力超过屈服极限。后才产生。
故应将(25)式改为：
u(x,t)= Z(Cs /E)f'[p(t) -0g]dt
(26)
式中半周期数num=int[2t/0.262ms]，积分下限a,和上限b,根据每个沿轴向传播完一次的
压缩波或拉伸波的开始和结束时间定。由于弹在的高应力下破断而形成裂纹，裂纹扩展将消
耗拉伸波的能量，故假设拉伸波每次衰减6%，直到衰减量达30%。
根据公式(25)，能计算出任一轴向位置的位移、速度和应力。若将第一和第二圆台的轴
向位置标为L和K，则L、K截面的相对位移即为LK段的缩短量。对于弹的缩短量，由于
是塑性变形，可以用上面的方法。但对于运动速度、应力，需要叠加弹性应力波部分，这时
取应力应变曲线为双折线，弹性模量E=70GPa，弹性波波速为C，=4951m/s，周期为
0.0766ms，运动方程和解法与塑性应力波相同。
LK段缩短量的动态过程见图4，计算结果表明：
(1)LK段在出炮口时，残余缩短量为9.5mm，并略有波动，缩短量值与摸底试验的测量
结果基本相符，测量出的缩短量为9mm左右。
(2）弹在5ms内的行程为5m，基本符合应有行程量5.06m。
(3）弹体在膛内运动速度的变化不太规则。
(4）从图4可看出弹变形存在五次大的拉伸区和若干小的拉伸区，表明在弹的破断面形
成过程中将可能出现五条较清楚的弧形条纹，基本符合摸底试验弹破断面的观察结果。
(5）由于铝模拟弹的动态变形分析基本符合实际情况，表明根据身管残余变形反推膛压
的结果是可靠的。
50
40
缩短量/mm
20
10
t/ms
图4铝模拟弹第一和第二圆台间缩短量
图3铝模拟弹示意图
随时间的变化曲线
6 结论
本文的研究可以得出以下结论：
(1）在异常情况下出现的超常膛压难以在现场测得，本文从身管内膛残余胀大量，反推
得到膛压峰值及其沿身管轴向分布，对分析和研究异常情况的发生有重要的参考价值。
(2）本文依据弹塑性分析的经典理论及身管材料的单轴拉伸应力应变曲线的实验数据，
从实测的内膛残余变形反推膛压峰值，理论及方法可靠实用，结果可信。
(3）铝模拟弹的动态变形分析结果与实际情况较为符合，说明用弹塑性应力波理论和方
法分析超常膛压下弹丸的动态变形过程是可行的，同时说明反推膛压的结果是可信的。
-526-

管、粒混合装药的两相流内弹道模型
在一二三工程上的应用
刘千里‧王升晨‧魏建国
（兵器工业第202所）
摘要本文以125mm穿甲弹管、粒混合分装式装药结构为背景，建立了两相流内弹道基本
守恒方程。对该装药结构的安全性进行了模拟计算与分析。给出了计算结果及曲线。实验与
计算具有较好的一致性。它为该火炮的装药安全性分析提供了理论依据。
关键词火炮内弹道两相流数值模拟
１　引言
大口径火炮采用管状发射药的装药结构是因为管状药与粒状药相比具有较好的透气性
与良好的传火性能，与气相间的相间流动阻力较小，因此具有较小的运动速度。这不仅减小
了装药在药床中的运动，减少了药床中装药的巫塞与挤压的程度，而且使装药在膛底滞留的
时间延长，但它的装填密度较低。采用
管、粒混合的装药结构可以兼顾两者的
优点，所以不少大口径火炮已经采用。
125mm一步穿甲弹就是采用这种装药
结构（见图1）。
这种装药结构的弹道循环过程如
下：当底火击发后，从底火喷出灼热
气体首先点燃位于膛底的点火药包，
图1
一二三工程火炮管、粒混合分装式
然后由底火及底部药包的燃烧生成气
装药结构示意图
体来共同点燃位于膛底的主装药，并
1-底药包；2粒状包；3-管状药；4一纸盖；
由管状药作传火通道来逐步点燃全部
装药，由膨胀气体推动弹丸前进直至
5一粒状药；6管状药；7一副药筒；8一主药筒。
出炮口。
对于纯粒状发射药装药结构，我们已成功地利用两相流内弹道理论进行了一维及二维的
内弹道摸拟计算，对于管状或者开槽管状发射药的装药结构，国内外也都有成功的算例报导。
但对于管、粒混合的装药结构的算例报导还不多。本文针对图1装药结构，给出了两相流数
值计算的理论模型，并进行了安全性模拟计算分析，计算结果与试验有较好的一致性。
-527-

发射装药与内弹道
2、理论模型
对于如图1这种复杂的装药结构进行两相流内弹道模拟计算，我们不能简单地照搬以往
对粒状发射药装药结构或者对于管状发射药装药结构所采用的两相流内弹道方程。
2.1基本假定
(1）燃烧场内任一截面上的气相物理量（如p、p、u等）及空隙率β相同。
(2）管状药和粒状药各自服从自己的运动规律，互不干扰。两种装药所生成的气体在当
地均匀混合。
(3）管状药生成的气体在当地释放。
(4）可燃药筒不动。
(5）对于穿甲弹尾，我们仅考虑其所在区域内截面积及体积的影响。
基本方程
2.2
基于以上基本假定，可给出如下一组基本方程：
（1）粒状药气相质量守恒方程
uy = xe / n'dove + re / 'dove
(1)
式中，A—流场截面积；——空隙率；Pi——粒状发射药燃气密度；u
气体流动速
度；mL—粒状药单位体积内燃烧生成气体速率。
(2）可燃药筒燃烧气相质量守恒方程
(2)
aApp2/at+dAppu/ax=Amk
式中P2及m,分别为可燃药筒燃气密度及单位体积内的燃气生成速率。
(3）管状药燃烧气相质量守恒方程
(3)
uy= xe / nedove+re/ 'dbve
式中，P3及m,分别为管状发射药的燃气密度及单位体积内的燃气生成速率。
(4）点火系统燃烧生成气相质量守恒方程
8iu = xe / n' dove + ve / ' dve
(4)
式中，P4及mig分别为点火系统（包括底火、点火药包、点火管、P管等）的燃气密度及单
位体积内的气体质量贡献速率。需要指出的是有些点火源项的分布是不均匀的。
(5）气相动量守恒方程
aAgpu / at + aAgpu? / ax + Agop/ x = A(Emig uig + mul + m,u, - D, - D,)
(5)
式中，p为气相总密度，p=P+P2+P3+P4；p为气相压力；uig,uL,u,为点火系统、粒
状及管状发射药的固相速度；D及D：分别为气相与粒状及管状发射药之间的相间阻力。因
假定可燃药筒不动，其生成气体的动量贡献为零。
-528-

管、粒混合装药的两相流内弹道模型在一二三工程上的应用
(6)气相能量守恒方程
AppE / St + AppEu / dx + dAppu / dx + Apdp / ax =
A(mig Hig +mHx +m,H, +m,H, -D,lu-uzl-D,lu-ut/-Q, -Q.)
(6)
式中E为气体总能，
E=e+u? /2
(7)
e为气体内能；Hig,Hk，H,及H,分别为点火系统、可燃药筒、粒状及管状发射药的燃烧生
成焰；Q,及Q,分别为气相与粒状及管状发射药之间的热交换项。
(7）粒状发射药固相质量守恒方程
AO1Pp, / t + AO1P p,U, / ax =-AmL
(8)
式中,及Pp,分别为粒状药的填充率及真密度。
(8）可燃药筒固相质量守恒方程
A02P p, / 2t = -Amk
(9)
式中α2及Pp，分别为可燃药筒的填充率及真密度。
(9）管状发射药固相质量守恒方程
AO3 P p, / &t + AO3 P p, ut / dx = -Amt
(10)
式中3及Pe分别为可燃药筒的填充率及真密度。
10）粒状发射药固相动量守恒方程
aA0,Pp,u, / at + A0,Pp,u2 / ax + Ao,dp /dx= -Am,ut + AD, + Ao,dt / dx
(11)
式中T为装药颗粒间应力。
(11）管状药固相动量守恒方程
u, f" AO3Pp, dx /dt =f' (AD, - Am,u, dx+(AO3p)x. -(AO3P)x,
(12)
式中x，及x。分别为管状药的右端及左端位置。
(12）空隙率与填充率之间的关系
Φ=1-01-02-03
(13)
式中12,3分别为粒状药及可燃药筒、管状发射药的填充率。
—529—

发射装药与内弹道
(13）状态方程
p[(1/ p) -α] = RT
(14)
式中　R-气体常数；T。
气体余容。
气体温度；α-
(14）气体内能方程
(15)
e = RT, (k -1)
式中k—比热比。
(15）气体常数及余容表达式
R =ER;P: /Zp:
α=Eα;P; /2pi,
(91)
式中R,及α分别为某种装药的气体常数与余容。
(16）管状发射药与气相之间的热交换
Q, = n, 2 n(rp. +rp. ), h,(T, -Tps )
(17)
式中n,为单位面积内的管状发射药根数；rp及r,分别为管状发射药的内外半径；h,为相
间热交换系数；Tpst为管状发射药的表面温度。
(17）气相与管状发射药之间的相间阻力
Φ≤0.6
0.17DL
80≥>90
D, ={(0. 626 - 0. 76g)DL
(18)
Φ >0.8
0. 018D
(18）管状发射药燃烧生成速率
m, =n, -2 yp. +p. ), Pp,Yb
(19)
式中为管状发射药燃烧速率。
上述右端项中的Qt,mL，T,D,等有关粒状发射药参量可从文献查得。
以上 1~15式共 15个守恒方程，含有变量 p1 P2,P3,P4,u,e,E,p,Tg,01,2,03,P,uL,u,共
15个，方程组封闭。辅助方程16~19式等给出了管状发射药有关源项参量表达式。上述方
程组在给出相应的初边值条件、选取合适的差分格式后，即可进行数值求解。
3混合装药两相流内弹道计算
对一步穿甲弹分装式管、粒混合装药结构的数值模拟结果及试验结果见表1。
-530-

管、粒混合装药的两相流内弹道模型在一二三工程上的应用
表1
试验及计算结果
主药筒装药结构
Vdm s!
图号
P./MPa
副药筒
P/ MPa
副药
药温
装药结构
点火药
主装药
试验
计算
试验
计算
/kg
1kg
/kg
1.78
4.18
上0.05
(16/19)
(16/19)
8.55
492
498
40
0.042
7.460
8.7
1.73
0.86
下0.05
(21/1-35)
(21/1-35)
4.07
2.04
上0.05
(17/19)
(17/19)
523
8.73
524
1731
1721
20
0.053
7.400
-16
8.8
1.74
0.88
下0.05
(21/1-35)
(21/1-35)
1704
7.400
4.07
2.04
518
-47
上 0.05
(17/19)
(17/19)
1706
491
8.73
-40
0.053
1.74
0.88
下 0.05
(21/1-35)
7.395
(21/1-35)
1689
491
-18
我们分别对表1中的三种装药方案进行了数值模拟。方案3中的低温两发装药结构及装
填条件完全相同，只是弹重稍有差别。在具体进行数值计算时仅考虑了弹重为7.4kg的一种。
表中我们给出了各方案的数值模拟得到的膛底最大压力、弹丸炮口速度、最大负压差及相应
的p~t曲线图号。在试验过程中，仅测到了膛底及药室口部两条p~t曲线，我们对每一方案
分别给出了两种计算曲线，一种对应于四个测压点位置（分别为0.00，0.37，0.45，0.75m），
一种对应于两个测压点位置（分别为0.00，0.75m）。另外表中序号1为在短管炮试验装置上
的试验参数，该装置内膛结构与火炮完全相同，试验时未测弹丸炮口速度，相应地我们也未
给出计算的弹丸炮口速度值。
P/MPa
x=0.00m
P/MPa
x=0.37m²
x =0.00m
x=0.45m
X =0.37m
x=0.75m
400-
x=0.45m
x=0.843m
400-
x=0.75m
300-
300
x=0.843m
200-
200
100
100
4.1
4.9
1.7
2.5
3.3
0.8
1.6
2.4
0'0
3.2t/ms
1/ms
模拟实验装置计算p~t曲线
图2模拟实验装置实测p~t曲线
图3
125mm炮及其短管试验装置射击时的实测p~t曲线及相应的数值模拟p~t曲线，还有数
值模拟所获得的空隙率、气流速度及气体压力分布曲线，见图2~图9。从图2与图3、图4
与图5、图6与图7的对比及分析，我们可以得出如下几点结论：
-531-

发射装药与内弹道
(1）计算与实测的p~t曲线符合得较
4 P/MPa
好。无论是最大膛底压力以及达到最大压
力所经历的时间，还有整个曲线的走势均
有较好的一致性。所以计算是可信的，模
x=0.00m
480-
拟计算结果基本上反映了火炮的真实射击
x =0.75 m
过程。
320-
(2）计算结果说明，无论是模拟试验
装置还是真实火炮射击过程，装药的点火、
160 -
传火过程均比较正常，药床没有大的压力
波动。从计算过程中气体压力、气流速度
2.4
3.2t/ms
1.6
0.8
0.0
及空隙率分布曲线上可以比较清楚地看到
图4常温实测p~t曲线
这一点。之所以这样，一是较多的管状发
射药提供了通畅的传火通道，减少了局部压力的升高；二是管状发射药的整体运动功能减少
P/MPa
了药床局部雍塞现象的发生，进
P/MPa
=0.00m
而也就减少了装药因挤压破碎
X=0.75m
使局部燃烧面积增大的可能性400
400
及程度。从压力分布曲线上可以
300
300
看出，除点火阶段之外，药床内
200
的最大压力点始终处于膛底或
200
压差
者紧靠膛底的部位。
100
100-
(3）我们还计算了点火药
量等多种因素对弹道性能的影
4.05.67.28.8/ms
8.8/ms
7.2
2.4
4.0
5.6
2.4
响。分别将底部点火药包内装药
图5
常温计算p~t曲线
增加一倍（即增强底部点火功
能），或者药床内气固相间阻力增大一倍，或者将
P/MPa
x=0.00m
弹丸摩擦阻力增大10倍、20倍等几种方案进行
了分析计算。从计算结果看，虽然上述几种方案
x=0.75 m
均属不正常的方案，但整个燃烧场仍然基本稳定，
400-
p~t曲线仍比较光滑，它们均仅引起了最大压力及
300-
压差不大的变化。例如前两种情况下仅使压力稍
200-
有变化（增加几个MPa），最大负压差基本保持不
变。弹丸摩擦阻力分别增大10倍和20倍时，膛
100-
一压差
底最大压力将分别增至570MPa和679MPa，相
应的最大负压差将分别增至一24MPa和－53
2.4 4.0 5.67.28.8
t/ms
MPa。从这些结果可以看出，负压差呈明显的收
图6低温实测p~t曲线
敛状态，正压差也不是太大。我们认为这种负压
差火炮基本上还可以承受。另外，从表1上可以看出，计算给出的负压差值普遍小于试验值，
应要说明的是，试验所获得的压差值一致性不好，例如同一装药方案3两发的最大负压差值
-532—

管、粒混合装药的两相流内弹道模型在一二三工程上的应用
相差甚远，有的甚至还不存在负压差。我们看到的负压差值偏大，引起这种现象的主要原因
我们认为可能与装药的多维
P/MPa
P/MPa
x=0.00m
x=0.00m
效应有关。
x=0.37m
t =0.75m
Xx =0.45m
x=0.75m
(4）我们还做了粒状药
400
400-
在膛内被挤压破碎与弹丸滞
300
300-
留条件的模拟计算。正如前面
200-
200
所说，这种装药结构由于管状
压差
压差
100-
100
药具有较好的传火功能和整
体运动功能，又大大减少了药
8.8t/ms
8.8 t/ms
5.6
7.2
5.6
7.2
4.0
2.4
2.4
4.0
床雍塞现象的发生，从而大大
图7盒
低温计算p~t曲线
减小了装药在膛内破碎的可
能性。所以比起/单一粒状发射药，装药在膛内被挤压破碎引起反常燃烧的可能性大大减少，它
不太可能引起胀膛等恶性事故。计算结果也正如此。但当弹丸滞留时，如当弹丸运动lcm后，
滞留lms或2ms，此时膛底最大压力将分别增至722MPa和1634MPa，相应的负压差将增加到
一114MPa和一123MPa。计算所得到的p~t及Pc~t曲线分别如图8和图9所示。可以看出，这
种压力及负压差是一般火炮所不能承受的。不过，一般地说弹丸滞留只有在弹尾受到很大的侧
向力时才可能出现，目前我们还不能提出如此巨大侧向力产生的确切理由，最多仅是怀疑而已。
P/MPa
P/MPa
=0.00m
=0.37m
X=0.00m
640-
x=0.45m
640-
x=0.37m
x=0.75m
x=0.45m
x=0.843m
480
x=0.75m
480-
x=0.843m
320-
320
压差
-091
160
压差
ot
3.4
8.2
5.0
6.6
3.4
t/ms
5.0
6.6
8.2 1/ms
1.8
1.8
图9
弹丸运动1cm时带留1ms的模拟计算
弹丸运动1cm时滞留1ms的模拟计算
图8
p~t 及 pe~t 曲线
p~t 及pe~t 曲线
4结论
综合以上分析，我们认为这种混合分装式装药结构是安全的。当然如管状发射药所占比
例很少，或者其它导致管状发射药严重爆裂的情况发生则另当别论。
从以上计算结果及与实验数据曲线的对比可以看出，所给出的理论模型较真实地刻划了
这种装药结构的内弹道过程。该模型可用于管、粒混合装药结构的两相流内弹道模拟计算、
安全性分析及预测。
-533-

火药低温冷脆与火炮胀膛事故
周彦煌
刘千里
（兵器工业第202研究所）
（南京理工大学）
摘要本文运用松散颗粒介质填充床应力应变关系式，提出了“挤压一破碎一增燃”反常燃
烧模型，为分析火炮胀膛提出了一种新的理论和方法。
关键词火药火炮内弹道学多孔介质
1 引言
近二十年来，人们在发展高性能火炮中遇到了严重的安全性问题，因发射药燃烧反常
引起的火炮胀膛事故概率呈增加趋势，这是困扰各国军工界十分棘手的难题。为了寻找火
炮胀膛原因，膛内发射过程研究，特别是压力波动研究成了各国军工科技界普遍关注的一
个热点。
通过十几年的研究，人们自前对膛内压力波动的形成和发展，对各种装填条件与压力波
之间的联系已有相当的了解。美国等西方国家还通过大量的实验研究，提出了弹药安全性判
别标准，给出了火炮初始负压差对最大膛压的敏感曲线。然而，膛内压力波动与胀膛之间有
什么关系呢？决定压力敏惑曲线的内在机理是什么呢？如果不能正确地回答这些问题，就无
法从根本上提出防范事故的措施和方法。
我们曾在大口径坦克炮装药和加榴炮底部点火装药的安全分析中，提出过药粒撞击
弹底引起药粒破坏而增加燃烧速度的“撞击一破碎一增燃”模型，以颗粒与弹底相对速
度作为药粒破碎的判据。这种方法虽有一定的实验依据，但在实际应用中有很大程度的
任意性。例如，如何确定撞击速度值和如何确定破碎药粒的数量，都不可避免带有一定
的人为性。
Gough曾推荐过一个关于装药床内的粒间应力应变关系式，并为很多人引用和接受。南
京理工大学提出了一个新的关系式：
(1)
(3 - D)°3 / [('3 - 3)'0 + ]dx(°3 - 3)3"α- =
式中E，=E,(T)，即压缩模量E,是温度T的函数；α和α,均为符合系数。
但Gough公式是在弹性范围内推导而来的，事实上装药床的压缩变形远非限于弹性
范围，弹性变形量也很小。继续加压，则进入弹塑性变形阶段，最后进入塑性或脆性破
坏环阶段。为了预测装药反常燃烧，我们根据火药动静态受力破坏试验结果以及药粒破碎
对燃速增加的影响，运用松散颗粒介质填充床高冲击载荷条件下应力应变关系式，提出
法。
534-

火药低温冷脆与火炮胀膛事故
2松散颗粒介质填充床本构关系式
多孔填充床在受到强力加压时，随着床层的压缩变形，其空隙率遂渐减小，床层逐渐由
弹性变形进入弹塑性变形阶段，最后进入塑性变形（塑性材料）或脆性破坏（脆性材料）阶
段，床层中孔隙逐渐消失，颗粒扭曲变形，再进入破裂以至粉碎状态。随着颗粒变形或破
碎，床层变得稠密起来，固相以新的形态结合，置至孔隙完全消失。
Carroll等系统地研究了松散颗粒构成的多孔介质填充床高瞬态压缩过程，其颗粒间应
力变化率亡，=2.5×103~2.0×10°MPa/mS，多孔床的初始空隙率ε的范围为0.99到0.75。研
究表明，孔隙压缩消失过程可分为三个阶段，即相应填充物处于弹性段、弹塑性段和塑性或
脆性段。在前两个阶段中，填充床空隙率变化很小。在塑性段和脆性破碎段，要分两种情
况讨论，当高瞬态压缩时（如t。≥2.5×10"MPa/ms），空隙率变化可以用与颗粒间应力T，和
材料物性相关的二阶非线性常微分方程来描述。这些物性包含材料屈服强度y、密度p、
自由堆积空隙率ε。以及空隙特征尺寸d。等。当应力变化率较低时，则接近于准静态，空隙
率变化可以近似认为仅取决于材料屈服强度。火炮装药颗粒间应力的变化率大约为
t,=10~10°MPa/ms 时，可以认为接近于准静态情况。根据文献，在忽略应力变化率影响因
素条件下，填充床内颗粒间应力与其性能参量之间的关系为：
α≥α>α
[ 4G(α -α) / 3α(α -1)
弹性段
α≥α>α
T, =↓2y( - 2G(α -α)/3α + In[2G(α0. -α) / y(α -1)/3
弹塑性段
α ≥α>1
[2y[lnα /(α - 1)]/3
塑性或脆性破裂段
(2)
式中α=1/(1-ε)；ε为空隙率；G为剪切模量；α为εo的对应值；为屈服极限。此外，
分段判别值为：
(3)
α =(2Gαo + y)/(2G+ y)
(4)
α2 = 2Gα /(2G + y)
如已知G、和(α），则可确定出α和α。旦α≤α2，相应有≥p，在低
温下p，可以理解为填充床进入脆性破碎状态的颗粒间应力，即破碎临界判别值。因为
α=1/(1-ε)，所以相应有α=1/(1-8）。而自由堆积空隙率ε。-般只与颗粒几何特性有关，
如果颗粒床属于强力加压装填型，如目前的高膛压坦克炮装药，则一开始的床层空隙率就小
于εo，工作过程中再一加压，很容易达到破碎临界状态。因此，采用强力装填的高装填密
度装药容易导致或达到药粒破碎状态。
-535-

发射装药与内弹道
3破碎程度和增燃效果
要直接获取膛内燃烧过程中火药破碎程度和增燃效果的信息几乎是不可能的，即使使用
X闪光照相也只能得到药床空隙率ε的变化程度和颗粒运动速度。若想取得动态燃烧中更
细致的过程，如破碎微粒数量、碎片大小、燃烧速率等，都是不现实的。一种易行的方法
是进行模拟试验，如采用冷态加载，获得应力t，与破碎程度关系，再用密闭爆发器测定破
碎火药的质量燃烧速率，然后将这些模拟试验得到的实验关系式代入两相流内弹道模型进行
计算。
试验证明，破碎程度不仅与粒间应力T，有关，还与火药性质有关．后者与火药组分、
几何形状及温度等有关。尤其是火药力学性质是温度的强函数，这是因为不同配方火药玻璃
化转化温度不同，在高于转化点温度时，火药表现出橡胶性质；低于转化温度时表现为塑料
性质，所以一般火药高温下显示粘弹性，低温下呈现脆性，压缩加载时破碎成很细的粉末。
如低温条件下，当T，=57MPa时，ZT-2火药药粒被压为粉末状态，这种状况与60m/s左右
速度撞击钢质靶板的同类火药药粒破碎试样相比，更严重得多。对于后者，我们曾采用密闭
爆发器对燃烧规律进行过研究，与正常火药相比，在≤1/3范围内，燃烧猛度F要增大两
倍以上。因为直观上前者试验样品破碎严重，因此我们有理由认为，挤压破碎火药试样燃烧
将更为猛烈。另外，从X闪光照相得知，很多火炮膛内药粒撞击弹底的速度都要超过100m/s，
有时要超过200m/s，我们在实际应用中，仍然是按60m/s左右速度撞击试样增燃效果代入
内弹道方程组进行计算，故所得结果是偏于保守的。
4“挤压一破碎一增燃”模型的应用
如前所述，在预测装药反常燃烧方面至今采用的都是Gough建议的“撞击一破碎一增
燃”模型。由于这种方法带有不可避兔的任意性，因此人为因素难以排除。我们建议采用
的“挤压一破碎一增燃”反常燃烧模型，将药床受压分为三个阶段，即弹性段、弹塑性段和
塑性或破碎段，而分段判据和增燃程度由8o、G、y及膛内过程中药床密度分布变量ε所决
定。只要我们知道火药力学特性（G、y）及装填特性8o，并采用两相流内弹道模型，其ε
是内弹道过程的一个变量，再由2~4式，就可达到预测反常燃烧之目的。
为了模拟一二三工程二步指标研制过程中的一次胀膛事故，我们由药粒几何特牲，取
,Eo=0.50，低温下的y=120MPa（实测），但这种火药的G我们没有测定过，参照其它火药估
计其G大约在10~0.5×103MPa范围之内。由此得到破碎临界值αz=1.25~1.786，相应
82=0.20~0.44，Tp，为129~66MPa，后者与冷态试验值基本吻合。
将本文提出的反常燃烧模型引入两相流内弹道方程组，对有关装药结构内弹道问题进行
-536一

火药低温冷脆与火炮胀膛事故
模拟。最终发现，当采用我们提出的“挤压一破碎一增燃”模型时，可以较好地解释反常燃
烧现象，特别是胀膛现象。若不考虑破碎增燃，则不会造成燃烧反常和胀膛。
图1为根据胀膛事故身管残余应变反算得到的内膛受力包络线，图2为采用“挤压一破
碎一增燃”模型计算得到的内膛不同时刻受力包络线。可以看出，图2上序号No.4时刻
p~x曲线，其两个峰值位置（0.45m，0.98m）和马鞍形趋势与事故发生时反算曲线基本相似；
而在膛底，即x=0.0mm处，从No.4~No.5，其时间间隔△t只有0.69ms，膛压p1从750MPa
下子跳到了1800MPa，这与某次胀膛时p1~t曲线也很相仿。
2000
1600f
ww/
1200
800l
0.4
0.8
1.2
0.0
0.4
0.8
1.2
x/m
x/m
(a)最大应力
(b)残余应变
图1
胀膛引起的最大应力及残余应变
2000
No.
t /ms
Pmax /MPa
1600
1.824
960
P/MPa
1.879
1300
1200
1.906
1400
800
1.970
1800
2.660
1850
400
0.8
1.20
1.60
0.0
0.4
x/m
图2
考虑冷脆破碎条件下不同时刻p~x分布
5结论
计算与实验结果比较表明，装药颗粒不发生严重破碎，燃烧面不发生大幅度增加，或者
不发生燃烧向爆轰的转变，就不会酿成灾难性事故。膛内压力波的存在，只要不导致药床
压缩破碎，一般都是无害的。自由空间大小也只对压力波起加剧作用，只要药粒不破碎，不
会造成严重事故。因此，所有装药引起的胀膛事故，归根到底，归各于发射药破碎。为了防
范燃烧反常，应以药床应力应变关系式即(2)式为指导，寻求减缓挤压破碎的各种措施才是
根本出路。可以说，本文中2式和“挤压一破碎一增燃”模型为装药安全性分析提出了一种
新的理论与方法。
—537-

伴随火药破碎的多相流内弹道数值模拟
翁春生
（南京理工大学）
摘要根据复杂混合装药结构的特点，建立含有多种粒状与管状火药床的多相流内弹道平衡
方程。考虑到火药的低温冷脆性，在内弹道循环过程中因撞击与挤压而发生破碎现象，本文
给出了火药破碎与颗粒间挤压应力的理论模型。通过计算膛内火药床的颗粒间应力，直接获
得不同时刻膛内不同位置火药床的破碎度，分析了火药破碎对睦内循环过程的影响。指出火
药破碎是产生异常压力甚至膛炸的主要原因。研究结果对膛内异常压力和膛炸机理分析以及
装药设计均具有理论指导意义。
关键词内弹道火炮多相流装药设计压力波
1引言
目前，对火炮初速要求越来越高，高初速必然伴随着高膛压与高装填密度。这种高性能
火炮在研制与使用过程中，易出现异常压力甚至膛炸事故。通过模拟实验分析，火药床低温
冷脆性与装药结构不匹配是导致膛炸的主要原因，为此给出了火药床破碎程度随挤压应力变
化的实验关系式。但是在火炮膛内实际循环过程中，火药的破碎程度如何？破碎火药对压力
异常的影响如何？要解决这些问题，直接依靠实验是有实际困难的，甚至是不可能的。因此，
我们在模拟实验的基础上，采用了数值仿真的方法来获得并分析膛内火药床破碎程度对压力
异常的影响。
以前我们对异常压力分析进行数值模拟时，先假定膛内某一部位火药破碎，然后通过“破
碎一增面燃烧一异常压力”的模型来求解，这就带来了一定的随意性，因为火药破碎的程度
及在膛内的位置是人为设定的。在本文中，首先建立含有多种粒状与管状混合火药床的多相
流内弹道理论模型，并通过火药破碎度与颗粒间应力的关系式，直接求解不同时刻膛内不同
位置火药床的破碎程度，由破碎度直接获得异常压力。这样就可由装药结构、点传火条件、
火药种类、初温等装填条件直接算出膛内的压力以及其它物理量的变化规律，从而为装填条
件的合理性以及射击安全性分析提供理论指导。
2多相流内弹道基本方程
混合装药由于装药结构复杂，特别是两节装药式坦克炮装药结构中，各种点传火元件较
多，并且可燃药筒、装药间隙等多种因素影响较大，要建立一套理论模型是比较困难的。为
了不失一般性，假设混合火药由m种粒状药和n种管状药组成，点传火元件由S件组成，
药筒为可燃药筒。
-538

伴随火药破碎的多相流内弹道数值模拟
2.1基本假设
实际内弹道循环过程非常复杂。为了简化，提出以下的基本假设：
(1）将膛内流动与燃烧分为五个区，即气相区、粒状药区、管状药区、可燃药筒区以及
点火元件区。
(2）膛内主装药区(气相区、粒状药区与管状药区)与中心传火管内各为变截面一维多相
流动。
(3）在粒状药区，同一种品号的火药颗粒其形状、尺寸与性能保持严格一致。
(4）管状药区由n束药束组成，每个药束中每根药条的形状、尺寸与性质完全相同。药
条管内外生成的燃气在当地释放。
(5）同一截面上，粒状药区、管状药区以及气相区的压力相同。
2.2基本方程
若炮膛有效截面积为A，粒状药区所占的截面积为A，，第j束管状药束所占截面积为
A;，燃气所占的截面积为A。。用Φ表示空隙率，Φ；表示第i种粒状药在粒状药区中的体积
比，中，表示第j束管状药区中管状药的体积比。则有
Ag =A-2ΦA,-2ΦjAj
(1)
式中β,=A, / A,β,=A, / A。
2.2.1粒状药区
(1）第i种粒状药质量守恒方程
OΦ;P,A, /αt +Φ;P,u;A, /ax=-m,Ap(i=1,2,*,m)
(2)
式中，；为第i种火药的真密度；u；为粒状药的运动速度；m；为粒状药燃气生成率。
(2）第i种粒状药动量守恒方程
dΦ;P;u,A, /at +O;:P;u?A, /ax+ ;A,op/dx+d§;R,A, /ax
(3)
=fs,;A, -mu;Ap(i=1,2,..,m)
式中，R，为第i种火药颗粒间应力；fs为粒状药区第i种火药相间阻力。
2.2.2
管状药区
(1）第j束管状药束的质量守恒方程
(4)
a,P,A, /at+ujoΦjP,A,/ax=-m,A,
(j=1,2,..,n)
—539--

发射装药与内弹道
式中，p为第j束管状药的真密度；u为第j束管状药的运动速度；m，为第j束管状药燃
气生成率。
(2）第j束管状药束动量守恒方程
f""Φ;pjA, dx)/dt=-f"" ΦjA, dp-
f"" mjujA, dx+ J
"A,fs.jdx
np
(5)
(j=1,2,..",n)
式中，xjil、xj,分别为第j束药条左右两端面的坐标；fs.,为第j束管状药的相间阻力。
气相区
2.2.3
(1）气相质量守恒方程
A+Emi
aop A /dt +dp,u,A/dx + Apop /ax= Zm;A, + Z m;
(6)
k=1
式中，p。为气相真密度；ug为气相速度；mk为可燃药筒燃气生成率；mign,k为第k种点火
元件点火药燃气流量。
(2）气相动量守恒定律
apgug A/&t + Ospgu?A /ax + App / x
uA+Zmig
(7)
式中uign,k为第k种点火元件点火药燃气在膛内的喷射速度。
(3）气相能量守恒方程
a[pg A(eg + u? / 2)]/ &t + [pgug A(eg + u? / 2 + p / p, )]/2x + pagA / at
=-(2 fsuA, + Z fs.jujA,)-(2-Aq:A, + 2A;qjA,)+2m;A,(e; +u? /2
+ p/ p.)+ 2m;A,(e +uj /2+ p/ p,)+mHxA+2mign,kHignkA
(8)
k=1
式中，e;，e;分别为第i种粒状药与第j束管状药的潜能；q;为第i种粒状药与气相之间的
热交换；9；为第种管状药与气相之间的热交换。
以上总共有2m+2n+3个方程。在实际应用中最多的是两种火药的混合，如两种不同粒
状药或一种粒状药与一种管状药。
-540-

伴随火药破碎的多相流内弹道数值模拟
3火药破碎与颗粒间应力
火药破碎是火药颗粒因撞击或挤压而造成内部颗粒间应力超过许用应力引起的。火药床
破碎程度与火药床挤压应力之间的关系可由实验确定。
3.1颗粒间应力
为了确定火药的破碎度，必须首先计算出火药床的颗粒间应力。考虑到在火药床压缩过
程中，一旦火药破碎，颗粒间应力远比未破碎阶段的应力大得多，本文选用Kuo等人的颗
粒间应力实验关系式：
ku≤0.216
(k, /0.216)3.759
(9)
ku>0.216
[1+10.194s:53[(k0.216) (075 k )0.603
式中R,=R,/ R,,ku=d0.75 J(Φ。-Φ)/。。该式适用于从颗粒填满空隙、火药床弹性变形
和破碎的全过程。
3.2火药破碎的增面燃烧模型
由计算得来的破碎度，可以确定出燃面的增加倍数。燃面增加反映在燃气生成率的增加，
即多相流内弹道方程中质量源m；=p;A,d，的增加。由于燃气生成率的增加，火药燃烧掉的
百分数也随之增加。
4火药破碎对压力异常影响的结果分析
本文针对短管炮实验装置，分析的装药结构如图1所示。它由混合酯火药与其包覆火药
组成混合装药，点火元件包括底火、点火药包、中心传火管与低爆速传火管等。为了验证程
序的可靠，首先计算了正常情况(火药未破碎)下的内弹道循环过程，并与实验结果进行了比
较。计算时初温为一40℃。
图1装药结构示意图
1一主药筒；
3一混合酯药与包覆药：4一上药包；
2一可燃点火管；
5一下药包；
9一模训弹。
6一副药筒；
7一低爆速传火管；8一混合酯药与包覆药；
-541-

发射装药与内弹道
图2为正常情况下膛底p～t曲线的计算与实验结果的比较。从图中看出，两者不仅变
化规律一致，而且数值也很吻合。图3为考虑火药破碎情况下膛底与坡膛的p～t曲线。比
较图2与图3，在正常情况下，膛底最大膛压为546MPa，而考虑火药破碎时其膛底最大压
力上升到841MPa，这么高的膛压容易引起胀膛。
600
1000
一计算
膛底
800
实验
400f
P/Mpa
600
P/Mpa
400
200
200
ot
12
16
12
t/ms
t/ms
图3火药破碎时p~t曲线（计算）
图2正常情况下p~1曲线计算与实验结果比较
图4、图5分别为考虑火药破碎条件下不同时刻空隙率与破碎度的分布曲线。从图4可
以看出，初始时间隙处因没有药粒，空隙率为1。随后主药筒内空隙率增大，副药筒内空隙
率减小，并且在弹底区域空隙率最小。如曲线4与5所示，说明主药筒内的部分火药越过间
隙向副药筒尤其在弹底区域聚集，从而使弹底部位颗粒间应力超过火药破碎的极限应力，导
致火药破碎。从图5看出，循环初始(如t=3.25ms、3.75ms)，弹底区域火药破碎的程度与范
围均较小。随着时间推移，火药破碎的程度与范围将有所增加(如t4.25ms、4.75ms)，达到
一定时刻后(t=8.75ms)，火药破碎程度达到最大值。
1.0 r
No.
t/ms
No.
/ms
12
3.25
0.00
3.75
2345
1.50
4.25
3.50
0.8
4.75
4.75
56
8.50
8.50
破碎度/%
8.75
@ 0.6
0.4
0.2L
0.2
0.0
0.4
0.6
0.8
0.4
0.2
0.6
0.8
0.0
图4不同时刻空隙率分布曲线
图5不同时刻破碎度分布曲线
-542

伴随火药破碎的多相流内弹道数值模拟
图6与图7分别为考虑火药破碎与正常情况时的空隙率分布曲线。从图6可看出，在火
药破碎的弹底区域，空隙率明显增大，形成一个鼓包，而正常情况(图7)下没有出现这种情
况。这是由于破碎火药的燃面增大，燃气生成速率增加，引起火药燃烧掉百分数增大，反映
在空隙率数值上明显增大。在t≥11.2ms后，火药破碎部位的空隙率为1，说明该处火药已
燃完。而在正常情况下，当弹丸出短炮炮口时，空隙率还都小于1。
1.0r
1.0g
0.8
0.8
0.6
No.
t/ms
No.
t/ms
10.1
10.0
10.5
2345
10.5
10.9
0.4
11.0
11.2
11.5
11.6
12.0
0.2
0.2L
0.4
12
0.8
0.0
0.4
0.8
1.2
0.0
图6火药破碎时空隙率分布曲线
图7正常情况下空隙率分布曲线
图8与图9分别为火药破碎与正常情况下不同时刻压力分布曲线。由于火药破碎，燃气
生成速率增加，引起局部膛压也随着增大，而膛压增大会导致燃速也增大，这样就更加剧了
燃气生成速率的增加，从而使火药破碎区域的膛压更高，形成鼓包，如图8中曲线2与曲线
3所示。弹丸启动后，弹后装填空间增加，压力分布趋于正常。而正常情况下(图9)，弹底
区域没有出现局部压力明显增大的趋势。
600r
1000r
t/ms
No.
No.
1/ms
10.0
123
10.5
10.3
10.5
11.0
800
10.7
11.5
45
456
10.9
12.0
400
11.0
P/MPa
600
11.2
P/MPa
11.4
400
200
200
0.6
0.3
0.6
0.2
0.4
0.8
0.0
60
0.0
图8
图9
正常情况下压力分布曲线
火药破碎时压力分布曲线
5含有管状发射药的混合火药床内弹道过程
装药结构如图10所示，在两药筒中心放置管状药束，保证传火通道的畅通，在管状药
束周围装填粒状药。计算时间隙取为23mm。
-543-

发射装药与内弹道
主药筒
间隙
副药筒
图10装药结构示意图
图11为理论计算膛底p～t曲线与实验曲线的比较。由图中看出，两者相当一致。图12
为理论计算与试验压力波曲线的比较，两者在主要段一致性很好。
200
6001
.试验
试验
计算
100
一计算
400
P/MPa
200
-100L
10
10
t/ms
t/ms
图11计算与试验膛底压力曲线的比较
图12
计算与试验压力波曲线的比较
图13为不同时刻压力沿轴向分布
No.
t/ms
3.0
600
4.0
23
曲线，虚线表示弹底压力随弹后空间距
4.5
5.0
离变化的结果。计算结果基本上反映了
5.5
6.0
压力的波动情况。弹道循环开始阶段，
400
6.5
7.0
先表现出正向压力梯度，如图中曲线1
7.5
8.0
和曲线2。当t=4.5ms(曲线3)，正向压
8.5
12
200
9.0
10
力梯度传播到间隙处，并形成一个鼓
包。随后，正向压力梯度传到弹底，在
t=5ms(曲线4)时的弹底“反射”成逆向
压力梯度。此后逆向压力梯度向膛底方
x/m
图13不同时刻压力分布曲线
向传播，并在间隙附近与膛底传来的正
向压力梯度叠加，形成正负双向压力梯
度，如曲线5所示。以后随着弹丸运动，压力波动迅速衰减，压力分布趋于经典内弹道的拉
格朗日二次曲线。
图14为点传火阶段不同时刻空隙率分布曲线。空隙率为气相所占的单位宏观体积的百
分数，反映了火药的堆积程度。初始时，间隙位置空隙率为1，说明没有药粒。随着底部点
火药燃气的喷入，膛底的空隙率越来越大，说明膛底的药粒被点火气流部分“吹走”。间隙
处的空隙率越来越小，说明有越来越多的药粒运动到间隙处。弹底空隙率也越来越小，表明
-544-

伴随火药破碎的多相流内弹道数值模拟
药粒向弹底聚积。t=5ms时（曲线6)，弹底空隙率最小，说明堆积得最密。从图上还可看出，
主药筒内空隙率越来越大，副药筒内空隙率越来越小，说明主药筒内的部分药粒通过间隙运
动到副药筒内。
No. t/ms
38
1.2
副、右
1.0
0.8
0.8
副、左
0.6
一主、右
0.4
0.4
0.2
主、左
0.8
0.2
0.4
0.6
10
x/m
t /ms
图14，不同时刻空隙率分布曲线
图15药束的运动轨迹曲线
图15为主、副药筒内药束左右端面的运动轨道曲线。从图上看，主药筒内药束运动的
位移很小，射击过程中停留在药室内。副药筒内药束在点传火阶段位移很小，弹丸启动后位
移较大。内弹道循环开始阶段，主药筒内药束右端与副药筒药束左端之间的间距与两药筒之
间间隙的大小相近。随后，由于药床运动，两药束撞击在一起。弹丸运动后，主药筒内药束
跟不上副药筒内药束的运动，两者之间的间距越来越大。
6 结论
(1）本文建立的伴随火药破碎多相流内弹道理论模型可以描述火药破碎情况下的内弹
道循环过程。数值模拟结果表明，根据火炮的装药结构、点传火条件、发射药种类以及初温
等初始装填条件，就可计算出不同时刻膛内火药床的破碎度以及其它物理量的分布规律，从
而为分析膛内压力异常和胀膛事故提供理论依据。
(2）根据数值模拟结果，似乎可以得出这样的结论：在低温条件下，只要考虑火药破碎，
就一定会出现异常压力甚至膛炸。事实上，不是每一发都胀膛，只是可能出现胀膛的概率较
高。这主要是由于以下两方面的原因造成的：其一要引入随机概率的概念，考虑随机内弹道
问题，计算出胀膛的概率；其二是颗粒间应力关系式中有些参数的选取有待于实验更准确地
确定。但应该肯定，火药破碎会诱发异常压力，低温冷脆性与装药不匹配是造成膛炸的主要
原因。通过数值模拟，可以分析“颗粒床受挤一火药破碎一增面燃烧一异常压力”之间的内
在关系，为研究内压力异常和胀膛的原因与机理提供有益的理论指导。
(3）管状药床由于排列有序，透气性好，有利于降低压力波，提高射击安全性。数值模
拟表明，管状药束在射击过程中运动位移较小，尤其主药筒内药束几乎停留在药室内。
-545

导压介质对DZ1000型压力传感器精度的影响
张述男
(兵器工业第202研究所)
摘要DZ1000型压力传感器在静态压力试验中，在输入压力为0～1000MPa范圈内，其输出
随着压力的升高出现了反向漂移，严重影响了传感器的测量精度。本文阐述了产生反向漂移的
原因，提出了解决问题的方法，并通过试验进行了验证。
关键词传感器介质精度
1 引言
随着火炮技术向高初速、高膛压、高精度方向发展，传统的火炮动态参数测试技术已不
能适应现代火炮技术发展的要求，尤其是火炮高膛压测试是火力系统设计获取内弹道参数必
不可少的重要手段，在火炮研制过程中占有重要地位。因此，为了满足现代火炮高膛压测试
要求，测试技术必须提高到一个新的水平。
DZ1000型压力传感器就是针对一二三工程125mm火炮高膛压测试而研制的一种高压
力、高精度的新型传感器。由于该传感器压力量程的大幅度提高，对实现各项技术指标造成
了困难。
传感器静态测量精度是传感器的主要技术指标之一，在研制过程中，通过静态压力试验
发现由于反向漂移的影响该技术指标很难达到设计要求的测量精度。经过对传感器认真分析
研究，找出问题的原因是由于导压介质不能适用于超高压力所至。通过对导压介质的应用方
法做了大量试验，最后找出了解决问题的方法。
通过大量试验证明，新型传感器精度高、工作稳定、可靠，已成功地应用于一二三工程
125mm火炮膛压p~t曲线测试。
2问题的特征
传感器静态试验系统是由8507H型1000MPa
传感器
活塞式压力计、DZ1000型压力传感器、YJB-1A静
态电阻应变仪组成。活塞式压力计提供
应变仪
50~1000MPa，精度为0.05%的标准压力源，YJB-1A
压力计
型静态电阻应变仪是精度为0.1%的测试仪表，图1
为静态试验系统原理图。
图1静态试验系统
试验中发现，当传感器在700~1000MPa压力范
-546

导压介质对DZ1000型压力传感器精度的影响
围内承受恒定压力时，静态电阻应变仪表头指针向传感器输出相反的方向漂移，漂移速度随
压力升高而加快。由于反向漂移造成了传感器在0~1000MPa压力范围内非线性误差和重复
性误差增大，严重影响了传感器的测量精度。
3反向漂移的原因
3.1可能性因素
传感器的敏感元件是一个由金属电阻丝绕制成1202阻值
的线圈，该线圈放在充满导压介质（硅脂）的传感器测压腔内，
介质
线圈两端点采用密封方式引出本体外，结构如图2所示。
敏感元件
根据传感器机理，在压力作用下敏感元件阻值所产生的变
测压腔
化主要是由于其电阻率p发生变化而引起的。阻值R随压力
本体
升高而增大，压力输出灵敏系数为正值，敏感元件的这一特性
称为正向压阻效应。
当传感器工作在超高压力情况下，由于某种因素会使传感
引出线
器阻值产生逆向变化，出现反向漂移现象，经分析有两种可能
图2传感器结构
性：
一种是传感器在工作中，测压腔里的介质由于产生热量使
敏感元件的阻值随温度升高而减小,在0~50℃范围内具有负温度系数α=一1×10-3α/℃，这
样压阻灵敏系数K符号就与正常情况相反，因此产生反向漂移。
另一种是传感器在恒定电压源条件下工作，根据图2可知，如果工作介质随压力升高而
造成绝缘度降低时，也会引起传感器输出端等效电阻减小。为了证实这个问题，对导压介质
做了绝缘性试验。把硅脂装入一个没有敏感元件的传感器测压腔内，然后加压力至1000MPa，
用欧姆表通过传感器输出线进行硅脂的绝缘测量。所测结果表明，硅脂在高压下绝缘并没有
任何变化，排除了引起传感器反向漂移的后一种可能性。
3.2温升与压力的关系
传感器的圆柱形测压腔是在充满硅脂的状态下工作的，
硅脂在超高压下可被压缩。当硅脂承受压力P时，其横截面
A沿受力方向必有一位移X，如图3所示。传感器在工作过
程中压力对硅脂作功，根据功的定律可得：W=PAX。
图3
根据表述能量守恒的热力学第一定律可知，外界对系统
作功，使系统能量增加，同时必定有热量放出，其数学表达
式：
dW=dE+dQ
(1)
由于传感器是应用于测量高膛压火炮膛内压力波，为了防止膛内火药燃烧时产生的高温
气体对传感器的烧蚀和热敏效应，一般采用耐高温、绝热性能好的硅脂作为导压介质。因此，
-547-

发射装药与内弹道
当外界超高压力对传感器导压介质系统作功时，由于系统向外界传递的热量等于零，这时(1)
式可写成dW=dE，外界对传感器绝热系统作的功完全转变成系统内能的增加。就是说，传
感器系统因受超高压力而产生内能的增加，必然导至系统温度升高，设温升为T，。
另一方面，传感器是通过四臂电桥进行工作的，电流通过电桥的功率损耗给绝热系统造
成热量积累，从而引起传感器测压腔温度升高，设温升为Ta。
根据以上分析可知，传感器在工作过程中测压腔内的温度升高是由T，与T。共同作用的
结果，是造成反向漂移的主要原因。
3.3反向漂移与温度的关系
通过以上分析，反向漂移的产生主要是由于外界压力
和电流对系统作功，使敏感元件受到系统温升的影响，下
面用电桥原理证明这一点。
图4是传感器工作电桥，r除受压力影响外，还受环
境温度T,和温升T，、T。的影响，设
T =Tn +T, +Ta
而r²是温度补尝电阻，只受环境温度T,的影响。ri、r可
图4传感器桥路
分别写成是传感器电阻率变化量△p和温度T的函数，用
下式表示：
r = ro(1+αT)(1+ K△p)
r2 = r2o(1+αT,)
式中rio、r2o——传感器及温度补尝电阻的初始值；
α-传感器及温度补尝电阻的温度系数；
K-传感器灵敏度系数。
下面分析当电桥接通恒定电压后，电桥输出电压的关系式。设rio=r2o=ro，且R>>ro。
=～ro,R+=R+rR,则
U,=rE/R,
U2=rE/R
U受电阻率变化量△Ap和温度T两个变量影响，电桥输出
U =U, - U2 = rE[(1 + αT)(1 + KAp) - (1 +αT,)I/ R
因为只讨论温度影响，设△p=0
/(P)=()= /(")(=
(3)
由推导结果可见，补尝电阻对电桥零点输出只起到了环境温度的补尝作用，而对T，、Ta
则无效果。根据传感器温度系数α小于零，灵敏度系数K大于零，由(3)式可知电桥输出电
压的温度漂移和压力输出方向相反，结果与试验过程中出现的现象是一致的。
-548-

导压介质对DZ1000型压力传感器精度的影响
4消除反向漂移的技术途径及效果
为了消除传感器在工作中产生的回漂，有效途径就是寻找一种导热性好、绝缘度高、压
力传递可靠的液体物质作为传感器的压力介质，保证传感器的压力测量精度。
通过对多种油类的分析比较，决定采用航空液压油取代硅脂。试验证明，传感器采用新
的工作介质后消除了反向漂移现象，在工作压力范围内静态性能有很大改善。
表1和表2是同一只传感器，工作介质分别采用硅脂和航空液压油所得的试验结果。经
比较可知，在0~600MPa范围内，表1和表2的数据没有明显差别，在700~1000MPa之间
可看出表1数据随压力升高，由于受反向漂移的影响有明显的下降趋势，其精度仅为1.45%
远超出允许误差范围（8≤0.5%）。在消除了传感器的反向漂移后，表2数据精度8=0.21%
满足了设计要求。
表1031#传感器工作介质为硅脂时静态性能
标定压力
200
400
600
100
1000
300
500
700
800
900
/MPa
第1次
2209
746
1476
2944
3675
4403
5132
5865
6614
7345
第2次
744
3675
5136
1475
2209
2945
4407
5869
6615
7260
第3次
743
1474
2206
2941
3672
4402
5129
5860
6601
7175
试验结果：重复性8=0.74%，非线性8，=0.71%，精度8=1.45%。
表2031#传感器工作介质为航空液压油时静态性能
标定压力
100
200
300
400
500
600
700
900
800
1000
/MPa
4412
第1次
1478
2211
2947
3681
5142
5869
745
6596
7318
1478
第2次
2213
2948
3681
746
4412
5141
5869
6594
7318
第3次
745
2947
4411
5140
1477
2210
3679
5868
6595
7318
试验结果：重复性8=0.02%，
非线性8,=0.19%，
精度8=0.21%。
结束语
由于解决了反向漂移问题，传感器的静态性能、动态性能、长期稳定性等综合指标明显
提高。
在应用于一二三工程125mm火炮高膛压测试过程中，为了防止火炮膛内高温气体对传
感器的烧蚀和热敏效应，测试前给传感器测压腔充满航空液压油，再涂盖一层硅脂，以隔绝
火炮膛内瞬时高温气体对传感器的热敏效应，实践证明采用这种方式是可行的。
为了从根本上解决问题，需进一步采用金属膜片对测压腔里的工作介质进行封装，以便
为使用提供方便。
-549-

BS310在穿甲弹研制中的作用
杨敏涛
（兵器工业第202研究所）
摘要本文介绍了在125mm炮穿甲弹研制工作中BS310微波干涉仪在装药安全性研究及对膛
内异常现象分析中所起的独特作用。
关键词微波干涉仪挤进阻力药床挤压装药安全性
1 引言
随着武器威力的提高及内弹道理论的发展，在武器研制过程中对膛内现象的测试提出了
越来越高的要求。例如，要知道膛内的真实压力及压力随时间变化的过程，除了通常的铜柱
测压外，还需要测量压力随时间变化的p~t曲线；考虑到装药结构安全性，对膛内压力波动
的测试便成为十分迫切的问题；随着高能火药应用于大威力火炮，与之相关的身管寿命问题
又对膛壁测温和烧蚀量的测量提出了要求；对弹丸膛内运动参数的测量对于高性能弹丸的设
计和膛内压力波动的检测来说更显得必不可少。而测试技术的日臻完善及为之应运而生的各
种先进的测试手段又使上述的测试要求越来越成为可能，这些新颖的测试手段在武器研制过
程中正发挥越来越重要的作用。用来测量弹丸膛内运动参数的微波干涉仪就是其中之一。它
现象的分析中起到了独特的作用。
2微波干涉仪的应用
2.1弹丸膛内运动参数的测试
建立在多普勒干涉原理基础上的微波干涉仪以其高的测试精度、宽的频响、先进的数据
采集处理系统和广阔的速度测试范围，以同时可绘出弹丸的v~t、a~t、v~l、a~l和l~t等.5
条曲线，以及微小的时间间隔打印相应的数据这样一种先进的多功能特点，在弹丸膛内运动
参数的测试上正发挥其独特的作用。
典型的穿甲弹测试曲线见图1和图2。由于可准确地确定出弹丸的速度、加速度以及随
时间和行程的变化状况，因此可以精确地测定出弹丸在每时每处受到的过载和弹丸的运动状
态，这对于次口径动能穿甲弹的强度设计是必不可少的。同样，它对于穿甲弹内弹道理论的
验证一一压力分布、压力波动和阻力分布以及身管设计，也具有重要的指导作用。
2.2装药安全性研究
随着火炮威力的提高，高膛压、高初速、高装填密度火炮近20年来已得到迅速的发展，
-550-

BS310在穿甲弹研制中的作用
与之有关的装药安全性问题已越来越受到广大弹道工作者及武器研制者们的重视。大量研究
表明，产生灾难性事故的压力骤然上升是发生在弹丸运动初始阶段，亦即发生在弹丸挤进阶
段。而导致压力骤然上升的原因与不合理的装药结构、挤进阶段时弹丸所受的阻力等有着极
其重要的联系。在125mm穿甲弹的研制进程中，我们应用BS310微波干涉仪及多点p~t曲
线测试，对挤进阻力及装药结构的合理性做了大量研究工作，这些研究工作对穿甲弹的装药
安全性是攸关重要的。下面分别叙述之。
1620
1620
600
1260
1480
1260
[-S ·/^
900
s-w/p
w/a
900
360
540
240
540
180
180
550
2750
3850
4950
3.0
4.2
1.8
5.6
0.6
1/mm
t /ms
图1：
图2典型的v~t和a~t曲线
典型的v~l和α～l曲线
2.2.1挤进阻力的测定
实验研究表明，衡量弹道安全性和稳定性的重要标志之一的膛底压力曲线和坡膛压力
曲线之间第一个负压差峰值-△p是出现在弹丸的挤进过程中，而-△p的大小取决于挤进
阶段的局部火药堆积密度及火药气体生成速率，这又与挤进过程中的阻力分布有着密切的
关系。
研究弹丸挤进过程中阻力分布状况最理想的方法是同时测量弹丸挤进过程中的弹底压
力pa和弹丸加速度a，以弹丸运动方程为基础便可准确地计算出挤进时的阻力分布情况。与
压差曲线相结合，便可确定阻力与负压差的对应关系。微波干涉仪在此研究中发挥了重要的
作用。
图3显示的125mm穿甲弹某次试验时挤进过程中阻力R和弹底压力pa的关系，图4则
是阻力与负压差的分布状况。图中A点是最大阻力点，B点则是挤进终了点。
30f
150
0.1
20
Pa,R/MPa
10
100
0.2
10
20 1
30
0.
A1
1/mm
10
50
0.3
R t=0.743
20
t=0.813
-30
10
20A
B30
1/mm
图3挤进阻力R与弹底压力Pd
图4挤进阻力R与负压差Ap
-551-

发射装药与内弹道
从测试结果可看出：
(1）挤进阻力不是个常量，在数值上等于弹底气体压力的10%~20%，最大阻力点出现
在完全挤进点以前。弹丸的挤进过程不是瞬时的，从弹丸起动到弹带全部挤入身管所需的时
间在弹道计算中不可忽略。对于125mm穿甲弹来讲，这过程约为0.8~1.3ms，占整个内弹道
过程的15%~20%。
(2）负压差与挤进阻力有密切的关系，随着挤进的深入，挤进阻力逐渐增大，负压差也
随之增大，负压差峰值点与最大阻力点几乎完全重合。
(3）弹带全部挤入身管时，弹后火药气体压力也即挤进压力Po达90~160MPa，远比经
典内弹道假设的30MPa大，此时弹丸的速度已达70~90m/s。
总之，微波干涉仪的使用，使我们对125mm穿甲弹的挤进过程有了一个全新的了解，
它将为穿甲弹初始弹道理论的建立提供充分的实验基础，也为125mm火炮穿甲弹装药安全
性的设计及对膛内异常现象的判断解释提供依据。
2.2.2药床挤压应力的估算与分析
众所周知，不合理的装药结构除了对装药的点火一致性和均匀性产生不利影响外，还会
导致药床的挤压。足够强的药床挤压将会使药粒的破碎可能性增大，从而使火药燃烧面剧增
导致局部压力的骤然上升，最终将会产生灾难性事故。在低温下，对于使用力学性能不如单
基药、装药量与弹重之比/g已达1.20的125mm穿甲弹来讲，这个问题更应引起足够的重
视。因此研究装药结构对于弹丸挤进过程中的药床颗粒间挤压应力的影响就显得十分必要和
迫切。
30r
由于测试手段的限制，自前尚不能直接测
量药床的挤压应力。但微波干涉仪的应用，使
20
/MP
这一棘手问题的解决成为可能。
我们曾对125mm穿甲弹不同装药结构时
10
挤进阶段的药床挤压应力进行了测试（详述见
另文），测试结果如图5所显示。
20
30
10
40
图中我们可清楚地得到以下分析结论：
1/mm
(1）在弹丸挤进阶段存在着颗粒间的挤压
图5不同装药结构时的药床挤压应力
应力，而这种挤压应力随着装药结构的不同呈
1—-33%管状药；2--23%管状药；
现出很大的差异。随着粒状药比例的增加，颗
3一全部粒状药。
粒挤压应力P粒也随之增大。当管状药比例
为33%时（方案1），挤进过程中的平均等效挤压应力为8MPa左右，最大等效挤压应力为
最大等效挤压应力达30MPa以上。
(2）当管状药比例为33%时，挤进过程中的颗粒挤压应力变化缓慢，说明当管状药较
多时，颗粒间的挤压状态较稳定，挤压过程也不太严重。随着管状药比例的减少，药床空隙
率降低，颗粒间的挤压程度加剧，且这种挤压程度呈现出很大的起伏。这是由于压力的波动
导致药床挤压时紧时松所致。
显然，在穿甲弹装药结构合理性的设计中，微波干涉仪文一次显示了它独特的作用。
-552-

BS310在穿甲弹研制中的作用
2.3对膛内异常现象的分析
在穿甲弹研制过程中，曾出现一些膛内异常现象。依靠微波干涉仪的佐证，对异常情况
的本质作出了判断和澄清。
2.3.1压力波动现象
在某次弹道试验中，药室坡膛处的p~t曲线呈现出马鞍型的波动。是测试误差还是膛内
压力的真实反映，是一个必须搞清的问题。同一发的微波干涉仪测试的加速度曲线表明，在
同一时间范围内，弹丸的加速度呈现出相同的马鞍型波动。这就有力地证明了坡膛处的压力
波动是膛内气体压力的真实反映，使我们有理由对装药作进一步的改进，消除这种不合理的
异常现象。
500r
2.3.2“过冲”现象
400
在穿甲弹研制过程中曾出现过胀膛事
300
P/M
故。为研究事故发生的原因，设计制造了1:1
200
的短管模拟装置。在模拟装置的装药试验中，
100F
安置在直膛起始部位的压力传感器测得的
p~t曲线呈现出强烈的过冲”现象：在0.2ms
1234567
t/ms
时间内，该点的压力显示从0猛增到400MPa
图6置膜起始部的压力“过冲”现象
以上，经过0.lms，压力又回跌到数十兆帕（图
6）。究其原因，众说纷绘，莫衷一是。认为膛内压力的反映有之；认为是传感器频响所导致
压孔，压迫传感器所导致。这是一个必须澄清的问题，刻不容缓。在这个问题上，微波干涉
仪所记录的数据使异常现象得到了令人信服的解释：
同步测量该点的p~t及弹丸运动参数，可以请楚地表明在弹带后沿尚未进入直膛，亦
即该测压点还未感受到气体压力时，该处的p~t曲线已骤然土升；“过冲”的峰值点出现在
尼龙弹带最大过盈量通过该测压孔时，而波谷点又与弹带后沿通过测压点即挤进终了的时间
与装药结构毫无关系。因此，“过冲”现象对弹道安全性不构成威协，在装药设计中，这样
的现象可以不予考患。
2.3.3胀膛时间的确定
在一次穿甲弹试验中曾发生胀膛现象。当时记录到的一截膛底p~t曲线显示，在压力
起动1.3ms时，膛底压力从十几兆帕瞬间骤然上升到800MPa以上。确定胀膛现象发生在弹
道过程中的哪一阶段将对胀膛原因的分析起到重要的作用。根据以往用微波干涉仪测定的穿
甲弹挤进过程可知，这一现象发生在弹丸的挤进过程中，这样就为胀膛现象的分析提供了切
实可信的时间依据。
总之，在一二三工程穿甲弹的研制工作中，微波干涉仪在装药安全性研究及膛内异常现
象的分析中起到了别的测试手段起不到的作用；它对弹九在膛内的受力状态和运动状况的测
定对于穿甲弹的设计来讲，同样发挥着重要的作用。
553-

第七篇
改进与发展

下一代坦克火力系统的发展
孟慎非
（国营第447厂）
摘要主战坦克仍将是21世纪陆军作战中的主要武器装备之一。根据对当前局势及装甲火力
技术背景形势的分析，世界下一代坦克火力系统将在激烈抗争的严峻势态下寻求新的发展，各
军事大国都将在对现役装备技术实施挖潜改造的同时，积极探索高科技支持下火力技术发展的
新的途径，为此不可掉以轻心。建议我国在加强基础技术、总体概念、新型机理及结构设计预
先研究上做好发展起步工作。
关键词坦克火力系统发展
1引言
在评价主战坦克在21世纪陆军作战中的地位和作用时，有关军事专家断言，主战坦
克仍是地面战场的重要武器，是在实施进攻作战中攻占防御阵地及反突击的主要攻击力
量。
西方军事评论家认为：“一种提供速度、火力、生存力和突击力的，以逼近并歼灭敌人
的机动装甲系统，将是21世纪战场上诸兵种合成地面作战的核心装备。装甲部队具有其他
部队无可比拟的持续力和突击力”。“不容忽视的事实是：美国陆军中坦克部队约占50%，德
国亦如此，英国占75%”。所以“绝无理由假设，在机动战争中却不需要一种机动性高、防
御性好、火力强大的地面武器一一至少在能由其他武器系统满足之前，就需要称之为坦克的
武器”。
在21世纪高新技术背景下的立体战争，仍离不开坦克及其火力装备的概念。回顾坦克
系统发展的历史可以看到，坦克及其火力系统正是在自身不断发展所赋予的生命力支持下继
续生存的。现在的问题是，在21世纪中，特别是高新技术背景和多兵种相互支持配合下，
坦克火力系统如何迎接新的挑战？如何不断发展，求得完善，继续发挥它的特殊作用？对我
国坦克炮下一代发展又应作哪些思考呢？
2对21世纪初装甲火力技术背景形势的估计
当前世界局势总体上趋于缓和，但局部战争和周边冲突不断并有进步扩大和激化的可
能。超级大国的威胁，区域性的冲突和其他不安定因素是各国保持军备竞争的原因和动力。
坦克和装甲武器装备仍是目前地面战争的主要依靠力量。
20世纪末的政治、经济形势及高新科技发展势态形成了21世纪军事威胁、相互抗衡的
新的格局。这种格局表明，装甲武器将不再是军备竞争中唯一的和主要的焦点。所以，除非
-555-

改进与发展
面临着直接战争的威胁，各国都不会轻易地为装甲武器的更新换代付出过高的代价。
对比世界各军事发达国家的军事实力可以看到，就装甲武器技术及装备而言，目前西方
仍占优势。今天的俄罗斯已削弱了那种当年前苏联主导世界装甲火力发展潮流的能力，在这
种局面下，西方不会过分急迫地改变目前装甲武器装备的现状，这就为高新科技形势下，装
甲火力技术的概念研究及新的基础技术发展提供了充分的时机。
21世纪初，高新科技的成果，必将注入装甲火力技术领域，使之发展为新的层次，体
现新的内涵。它不仅改变着装甲火力技术的发展方向，也将改变预料的发展过程。
3对下一代坦克火力发展的分析预测
3.1积极审慎地发展新一代坦克火力技术
20世纪80年代以后，世界装甲武器装备发展迅速，各军事大国纷纷为下一代坦克及其
火力的发展进行研讨，提出过多种设想，探索过许多方案，但置至当前几乎没有一个国家确
定了自已下一代坦克及其火力系统的总体概念和具体实施方案。美国对未来坦克系统同时提
出了大口径（140mm）常规固体发射药火炮方案、新概念火炮（电磁炮、电热炮、电热化学
炮）方案以及未来地面作战系统（120mm口径或小口径火炮匹配）等方案作论证比较。德
国一方面参与美、英、德、法四国联合发展大口径常规固体发射药火炮的基础研究，方面
积极发展了新装甲平台计划，计划于2010~2015年达到实用化程度。俄罗斯秘密地进行着广
泛的基础研究，公开报导仅限于135~152mm口径常规固体发射药火炮的研究。自前已经展
示的黑鹰坦克和T-95坦克，据称装载了早有传闻的135mm口径坦克炮。这些迹象表明，各
国对发展下一代坦克及火力技术持既积极又非常审慎的态度。
3.2从常规坦克炮到陆军地面作战平台数字化火炮系统
从常规坦克火力概念出发，坦克对火力的要求是进一步追求动能弹的侵彻威力，特别是
坦克炮发射动能弹的远射毁伤能力。尽管各国都重视了穿甲弹与其他弹种的匹配效果，发展
了一些特殊弹种，但自前无论那个国家都终究不敢首先放弃以动能弹为主导地位的传统配置
观念。所以几十年来，常规固体发射药火炮一直有增大口径的趋势，以求获得更高的炮口动
能。但进一步追求动能弹的威力和对目标的毁伤效应也正是目前常规大口径固体发射药火炮
面临的主要困难。坦克炮火力发展到今天，无论藉助增大口径、增加装药量、增加身管长度
或改变装药结构都得益有限，相反坦克炮的适装性愈来愈差，如勉强采用，将使坦克总体为
此付出很大的代价。难怪许多国家虽然把140mm口径火炮作为下一代坦克炮首选方案之一，
但140mm口径又被认为是常规固体发射药坦克火炮的最大的和最后一个口径。
新概念火炮（如电热炮、电磁炮）从原理上可以为动能弹提供更高的炮口动能，因而被
认为是替代常规火炮的趋势。近十年来基础研究进展很快，但这种新概念火炮技术进入实用
的、可供型号研制选用的阶段却还有一段艰辛的历程，诸如可移动电源小型化问题；发射规
律的稳定性和一致性问题；特殊功能件寿命问题以及超高速发射状态下的弹道特征，毁伤效
能问题等都有待为工程应用作进-步研究。
一556一

下一代坦克火力系统的发展
正因为这样，又提出陆军地面发射平台的概念。它以未来战争的需求为背景，从一
个全新的角度去适应下一代坦克系统概念的演变，一方面跳出常规坦克攻防竞争的困
境，一方面试图集动力、火力、火控、通讯、电子对抗及防护系统于一体，去适应未
来数字化战场的环境。这无疑是一种理想的出路。发射平台对火炮的要求是火炮对系
统的匹配能力及它作为数字化网络中一个独立单元的智能化作用。当然发射平台这种
构思需要广泛的对未来战争、战略战术分析和现代化技术的支持，所以目前概念并不
非常清晰。
3.3发展特殊弹种寻求坦克攻防竞争概念的新的突破
坦克攻防竞争概念的突破和毁伤概念革命是目前坦克火力发展的一种途径。高新科技成
果的引入有助于这一思路的成熟。其中之一是发展特殊弹种，因为火力系统不必总是迫于防
护的改进单一以动能穿甲弹与敌装甲防护较量。在这种思想指导下，特殊弹种领域中不仅已
经孕育了新的弹种产生全新概念毁伤效应的研究，而且事实上已经发展了智能弹，以及使敌
坦克失去作战能力的特种功能弹，如令发动机爆炸或室息性弹种，模糊或阻挡观瞄系统视线
的弹种，强力约束或阻滞坦克行动的弹种以及迅速腐蚀或脆化金属履带使之丧失行进能力的
弹种等等。
提出一种新的思路，以特殊弹种出其不意地形成一种杀手铜是完全可能的，但针对新的
毁伤机理常常也会找到相应的防御方法，所以使之成为防不胜防的、因而可以主宰一代坦克
对抗局面的反坦克手段却并不容易，何况特殊弹种可能有特殊的发射条件要求以及与总体匹
配的技术环境。面对这种途径应有积极的创新意识。
3.4对现役装备坦克火力系统进行挖潜改造
在短期之内，在装甲火力抗衡中获益最快、最经济有效的途径还是对当前第三代坦克
火力技术的改造。当前世界各国几乎都不放弃甚至青睐于这一途径。如美国在120mm坦
克炮上不断发展了新的常规动能弹和增程（增速）动能弹，以提高侵彻威力；德国已成功
将原44倍口径120mm坦克炮身管改造为55倍口径身管，使初速增加5%，配合研制新型
贫铀动能穿甲弹使侵彻深度>650mm。这种改造是坦克炮火力技术的完善，却又不影响现
有装备状况，故经济代价低廉，收效明显。当然改造毕竟不是下一代坦克火力发展威力的
方向。
3.5分析预测的基本结论
(1）在当前局势下，各国都将坦克火力技术发展途径的探索与第三代坦克火力挖潜改造
的努力并行。
(2）在局部战争逐步升级的势态下，那些目前在坦克火力技术处于相对劣势的某些国家
可能率先以常规大口径固体发射药火炮向世界装甲火力装备提出挑战。
(3）未来几年中下一代坦克及其火力系统的概念会逐渐清晰，但真正新一代装备型号
的出现仍将拖延8~10年以上。所以装甲火力技术的较量在于下一代型号研制之前的基础
研究。
-557 -

改进·与发展
4对我国下一代坦克火力系统发展起步工作的建议
4.1立即开展后继型125mm坦克火力系统研制
我国125mm坦克炮火力系统研制已经完成并列为正式装备。它虽然将我国装甲火力技
术和装备实力提高到了一个新的水平，但同时又不得不面临21世纪初世界新的装甲火力装
备的严峻挑战。德国以55倍口径120mm滑膛炮改造豹-IIA6的计划正在实施，俄罗斯改
造的125mm滑膛炮装备了2C25型履带式自行反坦克炮，所以我国必须同步地按我国自己
的特色探求发展的道路，而当务之急是立即开展后继型125mm坦克炮火力系统的改造研制。
应做好以下工作：
（1）在尊重系统取胜和接受总体约束的原则下，建议总体在后继型研制中为火力系统的
发展留出一定的发展环境空间。
(2）配合坦克后继型研制进一步对火力系统总体发展格局作充分论证，如火炮、弹药系
统潜力，弹药的结构型式（整装分装）等。
(3）125mm坦克炮后继型研制详见本书《对一二三工程改进型125mm坦克炮研制的建
议》一文。
(4）在继续发挥穿甲弹作为主弹种的格局下，进一步提高装药能量和装药利用系数，进
一步降低弹丸消极重量，提高弹丸侵彻能力。
(5）研究和完善杀伤爆破弹反坦克系统概念，发挥实战效能，藉助口径优势进一步完善
杀伤爆破弹的功能。
后继型火力系统的研制可以延续这一代坦克在世界装甲装备竞争中维持抗衡的时间，争
取了下一代坦克火力系统发展的时机。
4.2利用新型坦克后继型研制的时机，加强火力技术基础研究
我国新型坦克装备的滑膛炮与西方相比，无论在口径上、药室容积上都占有一定优势。
只要材料技术、装药技术、弹丸设计技术、自动装弹机设计技术等不断改进，坦克火力系统
后继型可以在10~15年内维持与西方及周边国家抗衡的能力。这一时机正好为下一代火力技
术的基础研究提供条件和机遇。基础技术研究应优先考虑：满足适装性要求的大口径常规发
射药坦克炮的威力潜力分析；新概念火炮发射技术；新概念坦克毁伤机理；超高速发射现象；
特种弹药终点效应研究以及火力系统发射状态的数字化技术研究等。这些研究结合对现装备
火力技术的改进研究将为我国下一代坦克火力技术奠定基础。
4.3加强对未来战争和战场形势的分析，完成下一代坦克总体概念研究
下一代坦克的诞生必定是在当代现装备坦克挖潜、改造不能满足装甲武器抗衡的需要，
而客观上具备研制新一代坦克的技术的、经济的基础条件下促成的。概念研究则应超前于此。
我国下一代坦克研制应根据我国的经济、技术、地理位置、周边环境状况，走自已发展的道
路，但也应追踪世界装甲武器技术发展的动向，提出超前的论断。这就不得不独立地完成下
一代坦克总体概念的研究。有了坦克总体的概念研究，才会对火力系统的研制提出明确的技
-558—

下一代坦克火力系统的发展
术要求。
4.4研究新的毁伤机理，努力寻求坦克攻防竞争中新的突破口
在坦克对抗攻防竞争中应大胆地寻求创新的思路。创新的思路是火力技术得到飞跃式发
展的基础，形成克敌制胜的条件。今天高新技术的背景恰恰提供了应用技术创新的环境。由
于在后继型火力装备的研制改造中，弹药技术比火炮技术有更大的潜力和灵活性，所以特殊
弹种的研制应置于特殊重视的位置。当然火炮性能的提高也鼓励、依赖创新的思路，如特殊
材料技术、装药及发射技术。
4.5开展必要的基础性结构设计预先研究
我国坦克及火力系统的总体设计能力相对比较薄弱，因为总体设计能力是基础技术储备
与长期工程实践经验结合的结果，它不仅反映在总体方案的决策水平、技术匹配能力及优化
程度上，还表现在大量的总体结构设计的经验上。过去的型号研制中，常有轻视总体结构设
计的倾向，所以部件（或分系统）性能先进，但总体设计失败者不乏先例。今后无论坦克和
火力系统的概念都有新的扩展和演变，故总体基础性结构设计预先研究不可忽视。大口径常
规固体发射药火炮轻量化、紧凑化技术，大口径坦克炮整装或分装式弹药自动装弹技术及新
概念火炮发射技术结构设计的预先研究都应重视，以便获得良好的人机工程环境和总体性能
水平，为型号研制打下基础。
5结束语
十余年来，我国装甲装备技术有很大发展，不仅在多项技术领域达到世界先进或领先水
平，为我军装备更新创造了条件，同时还积累了宝贵的研制经验，积蓄了后继发展的潜力，
开创了一个装甲装备火力技术蓬勃发展的大好局面，这是令人欣慰的，但我国装甲装备面临
的形势依然严峻，周边环境并不安宁，21世纪未来的战争或抗衡格局对装甲火力技术更提
出了新的挑战，何况西方装甲武器研制技术不断地得到新的发展。差距依然存在，决不可掉
以轻心。
-559-

对一二三工程改进型125mm坦克炮研制的建议
孟慎非
(国营第447厂）
摘要本文分析了世界坦克武器现状及发展趋势，认为虽然一二三工程火力系统已定型，但
我军装甲装备面临的形势依然严峻。下一步装甲火力装备的紧迫任务是首先发展改进型
125mm坦克炮，同时对下一代坦克火炮进行概念和基础研究。并建议按基础改进型和紧（轻
型）型两个方向改进，提出了具体的改造目标。
关键词坦克坦克炮：
1问题的提出（需求背景）
1.1我军装甲装备面临的严峻形势
1999年兵器工业研制部门终于完成了历时长达13年之久的一二三工程及125mm坦克
炮研制，通过了定型，具备了为我军装备的条件。这项成果来之不易，在我军装甲装备建设
和我国国防现代化进程中，创造了难以估量的效益和影响。
125mm坦克炮火力系统在设计定型中获得了很高评价，审查意见认为：它的性能达到
了世界上现装备的同类口径坦克炮的领先水平。由火力系统一步指标研制成果派生出的88C
（96式）坦克125mm坦克炮已率先装备了部队，成为我军装甲装备火力口径首次跃升至
125mm的划时代产品。与火力系统相关的基础技术，如弹丸设计研制技术、发射药及装药
结构技术、自动装弹机技术、常规兵器材料技术等也随125mm坦克炮研制得到了长足的进
步和发展，积蓄了一定的后续发展潜力，开创了一个装甲装备火力技术蓬勃发展的大好局面。
125mm坦克炮火力系统研制在我军装甲装备发展上的贡献功不可没。
然而我军装甲装备面临的形势依然严峻。一方面，因为当前我国的经济实力不充许在短
期之内以大量的新型主战坦克去替代目前服役的基型坦克装备，从根本上改变我军装甲装备
的面貌。另一方面，西方和周边一些持有敌意的发达国家，始终未停止装甲武器技术的发展
和探索。就在我军新型坦克诞生的同时，西方更先进的兵器预研工作得到了发展，差距依
然存在，为此决不能掉以轻心。
1.2国外发展动态
（1）美国
1999年以前执行将M1坦克改造为M1A2坦克的计划。2003年前完成所谓系统增强计
划M1A2SEP。与此同时对140mm常规固体发射药火炮开始了预研工作，曾研制XM291
型120/140mm火炮作试验演示。计划以未来的作战系统必须满足2015年作战需要为目标，
其中火力发射系统可能是新概念火炮或常规固体发射药火炮，优选口径120mm或140mm。
560-

对一二三工程改进型125mm坦克炮研制的建议
（2）.德国
1984年已开始实施将豹-II坦克改造为豹-IIA5型坦克计划，2002年前拟完成将
Rh120mm坦克炮由44d改为55d的计划，提高初速5%（约180m/s）。并与法国联合研制了
LKE1、LKE2两种新型动能弹，威力水平约640mm/2000m。与此同时，参加了欧洲四国联
合研制140mm坦克炮计划。拟于2010~2015年使豹-ⅡI坦克退役，2001~2020年完成新装甲
平台计划。
（3）俄罗斯
不断对2A46型125mm坦克炮完成后继型研制，继2A46M型之后，又产生了
克炮的报导，随后得到证实；90年代初同时论证了135mm至152mm口径火炮的可行性及
其总体技术。1997年展出“黑鹰”坦克，火炮口径为135mm（140mm）。关于新概念火炮
或未来陆军地面作战系统的预研报导较少。
（4）乌克兰
与西方合作同时发展研制了120mm、125mm后继型及140mm坦克炮及其弹药系统，
据推测已达到定型程度。
1.3西方装甲装备火力技术发展的特点
对西方装甲装备火力技术发展现状及发展趋势可归纳如下：
(1）世界各国在第四代坦克炮出现之前，都致力于改造现装备的第二代、第三代坦克火
力系统，使之不断提高初速、增加威力，以满足装甲装备火力抗衡的需求，同时也在寻求突
破攻防竞争的新技术途径，发展特殊功能弹种和炮射导弹。
(2）积极开展第四代坦克及坦克炮概念研究，同时对大口径常规固体发射药坦克炮，如
140mm坦克炮进行基础研究和演示。由于发展第四代常规固体发射药火炮的计划受到了当
前政治、经济形势的影响，受到新概念火炮及“未来作战系统”概念的挑战，140mm口径
火炮被认为是常规固体发射药火炮最大的、也是最后的一个口径，甚至于仅仅作为发展或新
概念发射系统的过渡产品。
(3）大力进行新概念火炮技术研究。其中最可能被优选发展的是电热化学炮。新概念火
炮是世界下一代坦克火炮（发射装置）的竞争方案之一。
(4）发展“未来作战系统”。该体系将集搜索、监控、指挥、通讯、电子对抗、火力机
动、多功能发射、主被动防御为一体，在数学化战场条件下完成综合作战功能。作为该体系
的火力发射装置，可能跨越第四代常规固体发射药火炮阶段。
造，通过改造使装甲装备火力不断增强抗衡能力；另一方面在现役装备改造中赢得时间探索
新的装甲火力概念，完成预先研究，以便以最小的代价和更加成熟的技术为下一代装甲火力
装备的型号研制奠定基础。
1.4研究后继型125mm坦克炮的必要性
上述形势分析可导出以下基本结论。
(1）尽管我国一二三工程火力系统就技术性能而论，达到国际现装备同类口径坦克炮的
561-

改进与发展
先进或领先水平，但形势所迫，没有理由停步。相反，由于基础仍然薄弱，如不奋起直追，
那么已经缩小的差距又会加大，这是很危险的。何况一些敌视中国的国家以策动周边国家制
造事端冲突仍是我国面临的一种威胁。
(2）鉴于我国新型坦克刚刚定型，目前还来不及装备。在第四代坦克概念尚未清晰前，
立即开始第四代坦克火炮的型号研制或型号预研都不现实。这既无新的技术基础，亦不可能
成熟之后的下一代变革，不注重当前条件下的改型研究，这是很危险的。因为发展第四代坦
克必然是一个很长的过程，在这个过程中仅仅依靠目前火力系统性能水平的支撑不可能在
15～20年内维持与世界装甲装备水平抗争的能力。
(3）当前我军装甲装备发展的首要任务是充分发挥新一代坦克的技术优势和潜力，中近
期内发展后继型坦克和坦克炮，不断提高火力性能和充实技术基础，同时积极开展我国第四
代坦克及其为火力系统的概念研究。根据我国自已的国情，形成自己的装备特色，力争在
20102015年将我国与世界发达国家装备水平的差距缩小，基本具备在装备实力上与西方
发达国家相抗衡的能力。所以，自前关注后继型125mm坦克炮的发展，起步开展技术可行
性论证是十分必要的。
2.改进型125mm坦克炮的发展思路
根据我国125mm坦克炮的性能和装备前景分析，125mm坦克炮后继型研制应按基型和
轻型两个分支完成相应改造。
2.1基础改进型
基础改进型是指在后继型主战坦克上继续作为基型装备的改进型125mm坦克炮火力系
统。研制的目标是在保持目前良好的总体适装性和提供必要的发展基础上，进一步提高其战
术技术性能，如：提高威力（炮口动能）、提高弹药和弹道水平、提高发射精度、提高可靠
性、维修性和勤务使用性能等。同时追踪坦克炮发展的前沿，使之具备适应未来战争作战环
境的需求，如超高速发射能力、视距内远距离精确发射命中技术、适应数字化战场火炮状态
参数的数字化显示与传输，以及数字化火控技术等。
基础改进型必须满足未来10~15年内在地面战争坦克交战中，火力系统具备与敌抗衡和
先敌击毁的能力，同时将为发展第四代坦克或“未来地面作战系统”概念下的发射装置构筑
必要的技术基础。
基础改进型125mm坦克炮始终是下一代坦克服役前火力系统的中坚，是对付敌方坦克
和装甲装备的主要依靠力量。
2.2紧凑（轻型）改进型
紧凑或轻型125mm坦克炮是试图在保持自前良好的性能水平基础上实现轻量化、紧凑
化、改善适装性、开拓在轻型底盘（包括履带或轮式底盘）上的应用前景。并用以装备改造
老式中轻型坦克（如69式、88式等），取代105mm坦克炮，以便提高火力性能，延长坦克
服役期限，或装备成轮式反坦克炮，作为陆军战场火力的补充。在当前国家经济条件下，使
-562—

对一二三工程改进型125mm坦克炮研制的建议
之作为有效的加强装甲装备战斗能力的“变型”坦克。
由于坦克和反坦克武器口径关系中的替代性特点多于（满足威力性能的）覆盖特性，所
以120mm、125mm等大口径坦克炮出现之后，105mm及其以下口径事实上面临逐渐被淘汰
的趋势。这正是西方将M1改造为M1A2，豹-I改造为豹-ⅡI的主导思想。西方实施这种改造
的有利条件是西方120mm炮的外形原本就比较紧凑。对125mm坦克炮实施轻量化紧凑化
改造，其经济代价远比重新装备带大口径火炮的坦克要低得多。
发展轻型125mm坦克炮的积极意义还在于它同样在为下一代大口径常规固体发射药火
炮的研制创造技术基础。如果下一代坦克炮仍是常规固体发射药火炮，则口径增大是必然趋
势。由于坦克重量及外形尺寸受到严格限制，大口径坦克炮的总体适装性问题无法回避。轻
量化、紧凑化和低后坐阻力技术途径是大口径坦克炮型号研制的必由之路。无疑，轻型
125mm坦克炮事实上可能成为第四代大口径坦克炮面临之紧迫问题的预先研究。
3技术途径
3.1提高威力性能
威力性能是弹炮系统发展的核心。改进型125mm坦克炮系统应考虑下述问题。
3.1.1适当提高压及增长身管
通过适当增加膛压、适当加长身管，同时采用增面性更好的高能速燃发射药提高弹道效
率，达到进一步提高初速的目的。
125mm坦克炮发展潜力很大，最突出的优点是它的药室容积远大于西方Rh120mm坦克
炮，这是它可通过改造获得优势的基础。适当提高工作膛压、适当增加身管长度便于采用增
面性更好的高能发射药，更好地利用火药燃气的能量，在维持甚至降低炮口压力条件下，增
加p~l曲线的充满度，可以获得更理想的弹道效果和初速水平。我国125mm坦克炮与国外
同类火炮的性能比较见表1。
表1同类坦克炮性能比较
装药利用
药室容
初速
炮口动
弹重
弹丸相对
高温最大膛压
身管长
积,
系数
/kg
/mm
行程长
/MPa
能/MJ
/kN m kg
Idm
德Rh120
9.80
7.10
5340
670
1650
9.86
139
6.03
中国
130
6000
13.69
7.44
648
1740
11.48
5.03
ZPT98-125
初步估算，如发射穿甲弹的常温膛压提高至500-510MPa（铜柱测压值），高温膛压
580～600MPa（铜柱测压值），身管设计膛压680～700MPa，身管长度由48d改为54d，则
炮口初速可达1780～1820m/s，炮口动能约12~13MJ。
初速和炮口动能的提高，还有利于对超高速弹丸发射技术加深认识，有利于在超高
速发射下对火炮、弹丸、装药、弹道技术以及人机环境可能造成的影响作必要的预先研
究。
尽管这些技术措施的采纳涉及不少问题，一些问题十分棘手，一些问题甚至造成一定程
-563

改进与发展
度的负面影响，需要论证计算火炮、弹丸、总体的承受能力；要在身管强度、弹道安全性、
系统发射精度、起落部分平衡、总体适装性等方面做细致的工作。但相比较而言，两项措施
使总体性能得益为主，负面影响则应通过总体优化和结构设计控制在最小程度。
3.1.2火炮应为弹药技术的发展提供较为宽松的条件
威力性能的提高必定期盼着弹药方面作出相应的贡献，但弹药技术的发展、改进要求火
炮为之提供宽松的条件。如：穿甲弹侵彻能力的增加需要增加飞行体长度，火炮应提供良好
的入膛和膛内稳定运行条件；发展突破攻防竞争的新概念弹种，要求火炮机构（如身管、半
自动机和反后坐装置）有广泛的适应能力；提高炮口动能可采用低温感发射装药技术、新能
源及新装药技术等；要求身管结构作相应改进，增加内膛抗烧蚀能力；高膛压和超高速发射，
甚至要求火炮用新的力学分析方法对身管强度进行校核。
3.2提高发射精度
改善发射精度一直是世界各国发展后继型坦克炮关注的主要目标之一。
俄2A46型125mm坦克炮的后继型2A46M，除为快速更换身管改身管为前抽式结构外，
针对改善发射精度作了很大努力。其中包括采用双驻退机对称布置，减少后坐阻力的非对称
性影响，同时，大大缩小了动力偶臂；加长摇架、加长对后坐部分的导向长度；提高了身管
弹性模量，增加了身管的抗弯抗扭刚度；增设后坐滑动的消隙装置和进一步提高发射系统的
制造精度。俄声称采取了以上措施，2A46M的发射精度较2A46提高20%～30%。
我国125mm坦克炮研制中，注意到了原苏式2A46型125mm坦克炮结构的弱点，根据
当时的研制条件，采取适当加长摇架和采取对后坐稳定的消隙装置。同时，开拓一个新的思
路从实战使用情况看，火炮的发射精度不仅仅与火炮的初始结构状态有关，更与其维持初始
时优良的弹道水平的能力有关，故坚定地采用了对身管内膛施镀软铬的技术。实践证明，这
一思路是正确的。一支射弹数已达原预定寿命发数的身管，其精度水平尚可保持在火炮出厂
验收时的状态，而无明显变化。这一效果显然大大优于仅着眼于将初始状态的发射精度提高
20%~30%的收益。
但在后继型125mm坦克炮上，对精度作进一步的改进仍是必要的。目的是将火炮发射
对弹丸的初始扰动降到最小程度，以满足2500m～3000m以远的距离上（在火控系统配合下）
精确打击的效果。为此应作下述改进：
(1）在前抽身管结构基础上，开展使筒形摇架前衬筒与摇架后伸导轨对炮身后坐平稳导
向的结构设计和制造工艺研究；
(2）采用对称布置的改进型驻退机以减小后坐阻力偏心，减小动力偶臂，同时实现火炮
的平稳后坐；
(3）使耳轴中心位于炮膛中心线上并改善摇架刚度；
(4）进一步提高系统制造精度，减少身管弯曲度和壁厚差；
(5）为炮控、火控系统提供更加理想的接口环境。
3.3数字化技术基础的探索
数字化技术在火炮上的应用，发展成所谓数字化火炮是未来数字化战场对火炮的需求。
它要求火炮作为数字化作战网络系统的个单元存在，在数字化信息控制下完成火炮发射功
-564-

对一二三工程改进型125mm坦克炮研制的建议
能。
改进型125mm坦克炮方案应在数字化技术的应用与结合方面逐步创造条件。这要求火
炮首先逐步实现自身状况特征参数的数字化信号显示、信号传输、并有效接受数字化炮控系
统的指挥操作。
火炮的状态特征参数包括：
（1）位置状态，如耳轴倾斜度、射角大小、炮身后坐复进位置等。
（2）机构动作状态，如反后坐装置液量及气压、半自动开关问机构开门速度、开门力
等。
（3）身管内膛特征状态，如内膛磨蚀情况、每射击一发的膛压及初速情况、内膛温度
状况等。
火炮特征参量的数字化显示涉及了火炮技术边缘的新领域。改进型125mm坦克炮，只
能逐步适应这种需求，积极为此作些基本的探索和尝试。
3.4改善适装性
改造。其内函是在设计理论的支持下寻求缩小火炮外形、减轻火炮重量、降低后坐阻力和又
确保发射安全性的可行技术途径。为求得在改进型125mm坦克炮上适装性有所突破，应就
下述问题进行必要的研究和探索：
(1）包括强度和韧度校核的身管设计理论，并进一步对身管材料最佳强韧性匹配关系提
出建议。
计算模型下，身管最小安全系数的调查研究。
(3）消除不稳定力矩，轻量化、紧凑化并保持系统刚强度的新结构设计技术。
(4）适装性优化效果的总体评估。
低后坐阻力化是改善适装性的另一技术要求。虽然适用于坦克炮的技术途径，有增加后
坐长，增加后坐部分重量（这都与轻量化、紧凑化目标相矛盾）、使后坐阻力均匀化技术与
采用炮口制退器等，但其中潜力常常就在总体和部件结构设计优化上。对于采用炮口制退器，
国外坦克炮都持审慎的态度。他们关于处理后坐力问题的思路及适装性概念评估，值得进一
步研究。
3.5提高可靠性
究其原因除与火炮、抛壳机的制造、装配、调整有关外，还与筒底壳的贴膛状态、贴膛力的
均匀程度有密切关系。换言之，目前这种接壳方式本身就存在一定的失误概率，这是与追求
高可靠性要求所不相容的。改进型125mm坦克炮应考虑采用全可燃药筒的可能性。全可燃
药筒装药技术要求火炮有楔式闭气炮问，全可燃底火或对点火装药的处理系统。当然也可以
考虑采取简化处理筒底壳的思路改进抛壳机的工作状态，在不影响总体性能的前题下，提高
工作可靠性。
-565-

改进与发展
4关于改进型125mm坦克炮起步工作的建议
为将改进型125mm坦克研制工作有效地开展起来，应立即做好起步工作的准备。
4.1将改进型125mm坦克炮研制列为“十五”规划背景项目
应将改进型125mm坦克炮的研制列为“十五”规划背景项目，并拟予2004~2005年开
始型号研制工作。背景项目是指该项目在开展型号研制之前，作为技术需求开展必要的应用
性基础研究的牵引项目。应确立相对明确的目标，作好技术准备，以便缩短型号研制周期和
取得较好的效费比。
4.2立即开展改进型坦克方案可行性研究
自前主战坦克的薄弱环节何在，为适应未来装甲装备技术发展应在哪些系统上优先更新
改造，能否满足不断增长的火力性能要求，后继型方案对目前总体带来什么影响及方案可行
性如何，这是新一代主战坦克定型后应尽快回答的问题。在后继型坦克总体有一定论证的基
础后，改进型125mm坦克炮的研制才有明确的总体约束条件，方案的可行性才能得到总体
的支持。
4.3立即着手开展对自动装弹机改造方案的论证研究
目前采用弹药卧位转盘式双推程自动装弹机。这种装弹机的总体布置，对弹长作了限制，
以致严重影响了弹丸的总体设计，束缚了弹丸侵彻威力的发挥。这种自动装弹机的其它优缺
点，本文不作评论。改进型对自动装弹机的改造势在必行。对轻型125mm坦克炮而言，更
有必要研制一种适应于69式、80式底盘及其战斗部空间的半自动装弹机构，以满足分装式
弹药的装填需求。
装填系统是我国装甲武器发展的薄弱环节之一，而系统方案又对总体性能产生极大的关
联影响。今后自动装填系统的研制究竟设在总体厂或火炮厂，或与火力系统如何界定尚可讨
论，尽管仅仅是结构设计问题，毕竟结构复杂，勤务性、可靠性和使用性等综合要求很高，
与火炮发射系统关系密切，一次成功的把握性较差，故宜提早开始预研和演示。
-566-

未来坦克弹药的需求与发展
张培兰
总装装甲兵装备技术研究所）
摘要本文从未来战争的特点及装甲兵在未来战争中的地位和作用出发，针对未来战场目
标及威胁，结合装甲兵在战场上的运用原则，提出未来装甲兵弹药技术的需求原则及发展
设想。
关键词坦克弹药
1 引言
弹药是坦克装甲车辆武器系统的重要组成部分，是摧毁敌武器装备、消灭敌有生力量、
完成各种战斗任务的重要工具和直接手段。因此，世界各国特别是发达国家无一不把弹药的
研究和开发作为武器装备改进和提高作战性能的重要措施。
近三十年来，随着科学技术的发展，一些新材料、新结构、新原理、新技术不断用于弹
药设计中，不但使常规坦克弹药的技术性能有了较大的提高，而且制导弹药、灵巧弹药已经
或将要用于坦克装甲车辆上。我国坦克弹药特别是常规反坦克弹药如穿甲弹和破甲弹等，经
三十年的发展已经步入世界常规反坦克弹药的先进行列，而炮射导弹通过技术引进和自行开
发，不久将列入部队装备。尽管如此，从总体上看，我国的坦克弹药，特别是远程和精确打
击坦克弹药，由于受技术和经济条件的约束，与先进国家相比还有一定差距，还不能完全适
应未来战争的需求。
2未来战争特点及装甲兵的地位和作用
2.1未来战争的特点
高科技在武器装备系统中的广泛应用，一方面使传统的武器装备的效能大大提高；另一
方面一些新型武器如核武器、空中武器、远程武器、精确打击武器、灵巧武器等相继出现。
武器性能的提高和新武器的出现使得战争和战场也发生了变化。具体地说，未来战争具有以
下特点：
(1）未来战争战场更为广阔，前、后、中方界线和概念无明显划分，战争可同时在双方
纵深展开；
(2）作战和打击距离明显增大，可以直瞄打击，也可间瞄打击；
(3）地面打击和空中打击并行，使得战争具有空一-地一体化的性质；
(4）部队机动和反应能力的提高，使战争的突发性、速决性、连续性空前增大。
2.2装甲兵的地位和作用
未来战争，进攻仍是主要作战形式，以快速机动而见长的装甲兵是最适合进攻的兵种之
-567~

改进与发展
一。它具有高度机动能力、猛烈的火力和坚固的装甲防护，从而在进攻时构成强大的突击力；
在防御时是反突击、反冲击的骨干力量。就是在核战争条件下，装甲武器一方面可以减轻核
武器袭击的效果，另一方面可充分利用我军反核武器袭击，广泛实施机动和突击。
各种武器的威胁，特别是近年来坦克在发展反坦克弹药和对付反坦克武器的同时，坦克自身
采用了各种防护技术，大大提高了坦克在战场上的生存能力。
武装直升机和坦克是军队装备中的两种武器系统，各有不同的战斗功能和作用。因此，
我们除了要认真研究对付武装直升机的武器系统外，还要研究和装备直升机，有它的配合将
更能充分发挥装甲武器的突击作用。
综合上述情况，核武器的出现、反坦克武器的发展和武装直升机的大量装备均不能使坦
克丧失其应有作用和地位。而坦克防护的发展，常规坦克弹药的发展及炮射导弹、末敏弹、
末制导弹药等远程和精确打击弹药的发展和应用，均为坦克对付地面和低空威胁提供了有效
的手段。
3未来战场目标及装甲兵作战任务和主要对象
3.1未来战场目标及主要威胁
(1）随着陆军装备的机械化和现代化，地面部队中具有一定防护能力的装甲机动目标增
多，除主战坦克外，诸如步兵战车、反坦克自行炮、导弹发射车、自行高炮以及装甲运输车、
指挥车、救护车、抢救车及各种保障车辆等。其中战斗车辆，除具有猛烈的火力外，.由于采
用多种防护材料、防护结构和形式，一般防护能力都很强。根据有关资料报导，到2010年
坦克的正面防护（不计附加装甲），防穿甲能力为850~900mm，防破甲能力为1200~1300mm；
顶部防护，防破甲子母弹能力为200mm，防自锻破片能力为150mm；轻型装甲目标防护能
力为15~40mm。
(2）攻击力很强的武装直升机和反坦克直升机等低空和超低空目标增多，它们借助火箭
和导弹对地面目标，特别是坦克和各种装甲车辆构成严重威胁。
(3）具有远程和精确打击能力的武器增多，除大口径火炮外，导弹和灵巧武器已用于战
场。这些武器射程和发射距离很远。常规直瞄武器如坦克和反坦克自行炮发射距离在
2000~3000m；直瞄制导武器在3000~5000m，灵巧间瞄武器在5000m以上。
（4）近距离（2000m以内）步兵反坦克武器同样对装甲武器构成威胁。
3.2装甲兵主要作战任务和对象
作为地面部队突击和反突击力量的装甲兵在未来战场上，无论是单独作战，还是配合其：
它兵种作战，其主要作战任务和对象是：
(1）坦克及其装甲战斗车辆是重要的反坦克武器之一，因此，对付敌坦克和装甲战斗车
辆是装甲部队主要作战任务和对象之一。
(2）随着武装直升机和反坦克直升机在战场上的大量使用，对付反坦克直升机和武装直
升机是坦克和装甲战斗车辆自身主动防卫的主要任务之一。
-568-

未来坦克弹药的需求与发展
4装甲兵未来弹药发展原则及要求
4.1装甲兵弹药发展原则
根据未来战争特点、装甲兵作战任务及对装甲兵的威胁程度，装甲兵弹药发展原则如下：
(1）以发展打击硬目标弹药为主，兼顾发展消灭软目标的弹药；
(2）以发展打击地面目标的弹药为主，兼顾发展打击低空目标的弹药；
(3）以发展近距离(3000m以内)直瞄打击弹药为主，兼顾发展远距离间瞄打击弹药；
(4）以发展打击点目标的弹药为主，兼顾发展打击面目标的弹药。
总之，根据科学技术的发展，装甲兵弹药的发展要从过去单一发展常规弹药，逐步向常
规弹药、多功能弹药和精确制导或灵巧弹药并举的方向发展。
4.2装甲兵弹药发展要求
(1）作为突击力量的装甲部队，一般运用在战斗的前沿第一线，和敌人面对面地接触和
对抗，因此要求火力准备、火力转移和反应要快，做到先发制人，先敌开火和连续射击，缩
短瞄准、发射和控制过程时间。
(2）装甲兵作战以点目标为主，要求直接命中。而且坦克和装甲战斗车辆携带弹药量有
限，因此装甲兵弹药在要求大威力的同时，特别强调命中率(准确度)。作为常规弹药本身来
说，射弹散布要小，做到打则中、中则毁。
(3）装甲兵弹药要具有近距离直瞄打击和远距离间瞄打击的能力。具体地说，直瞄常规
弹药有效射程3000m，直瞄炮射导弹有效射程在3000~5000m，间瞄灵巧弹药有效射程5000m
以上。
5未来坦克弹药技术发展设想
未来坦克弹药以105mm和125mm两种工程的武器系统为基础。近期发展设想为：
（1）穿甲弹通过采用新材料、新结构、高能发射能源、新型装药结构等，大幅提高穿甲
威力。
(2）杀伤爆破弹通过采用新钢种、预制破片、高能炸药及多功能引信等技术，在提高杀
伤有生力量及爆破能力的同时，利用近炸使其具有对付低空直升机、地面轻型装甲目标的能
力，拓宽坦克武器作战功能。
(3）破甲弹在提高破甲能力的同时，解决破甲稳定性及抗反应装甲、抗屏蔽干扰问题。
(4）开发攻击钢筋水泥工事的弹药。
(5）发展炮射导弹等中远程制导坦克弹药。
(6）发展坦克及装甲车辆主动反导系统。
-569-

楔式半自动闭气炮问在125mm坦克炮上应用的论证
刘心和
(兵器工业第202所)
摘要本文介绍了一二三工程火力系统研制期间对采用楔式半自动闭气炮门进行的论证工作，
分析了125mm坦克炮采用式半自动闭气炮闫的必要性、可能性及存在问题。可供火力系统改
进研究时参考。
关键词坦克炮炮门
1引言
1.1楔式半自动闭气炮的发展概况
随着对火炮威力要求的提高，火炮口径不断增大，火炮膛压不断提高，致使金属药筒的
体积和质量不断增大。这不仅使成本提高，也给勤务处理带来很大困难，于是在坦克、封闭
式自动火炮等战斗车辆中，射后药筒的处理就成了一个很大的难题。对此通常采取两种措施：
采用半可燃药筒及采用药包装填。两者带来的新问题是：半可燃药筒射后仍需处理金属筒底，
原苏T-72坦克为处理金属筒底专门设计了抛壳机构，并在炮塔上开了抛壳窗，这虽解决了
药筒底的处理问题但影响了坦克总体防护性和火力系统工作可靠性；使用药包装填的火炮，
其解决密封膛底火药气体的方法是采用带巴日紧塞具的螺式炮问，螺式炮门射速低，门体运
动占据空间大，勤务保养困难，尽管近年来在实现螺问半自动方面取得了进展，但其它问题
仍然存在。这就促进了楔式半自动闭气炮问的发展。
国外对楔式闭气炮门的研制一直是保密的，至今未见具体的技术资料，但装备使用情况
却时有报导，并有产品在国际市场推销或在战场上使用，如：法国GCT-155mm自行加榴炮；
以色列M845P式155mm加榴炮；英国L11A5型120mm线膛坦克炮。
国内对楔式闭气炮门的研究是从20世纪60年代开始，取得应用成果的是1978年开始
的“半自动闭气炮门”课题，历时10年，经过原理研究和上炮应用两个阶段，1988年通过
部级鉴定。研究成果先后在100mm、155mm、203mm等科研样炮上应用。
1.2125mm坦克炮采用楔式半自动闭气炮问的必要性
(1）自动装填系统的工作可靠性受抛壳机构影响较大，原因是影响弹壳抽出过程的因素
很多，且不好控制，所以故障率较高，采用全可燃药筒将能解决这一问题。而使用全可燃药
筒必须解决炮问闭气问题，楔式半自动闭气炮闫将是最佳选择方案。
(2）使用楔式半自动闭气炮问和全可燃药筒不仅可使自动装填系统的工作可靠性提高，
而且由于在炮塔上取消抛壳窗将大大提高总体防护性。原苏T-80坦克125mm坦克炮虽仍用
弹壳但已取消抛壳动作，炮塔上取消了抛壳窗提高了防护性。
-570-

楔式半自动闭气炮门在125mm坦克炮上应用的论证
1.3楔式半自动闭气炮门的主要技术关键
楔式半自动闭气炮门是适用于全可燃药筒和药包装填，实现无壳发射的一种新型炮门。
由于没有金属药筒或筒底，使楔式半自动闭气炮闫与制式楔式半自动炮门有很大区别，它的
主要关键技术如下。
1.3.1闭气问题
制式楔式炮问由金属药筒或筒底密封膛底火药气体，楔式半自动闭气炮问必须有专
门的闭气结构，资料中见到的闭气结构主要有两种：一是将螺式炮问用的巴日紧塞具
用在楔式半自动闭气炮闫上；一种是采用金属
闭气环。前者结构复杂、炮尾尺寸较大，后者
结构简单，外形尺寸、加工工艺与制式相比变
化较小。
我国研制并经应用的楔式炮闫闭气结构由金
属闭气环、衬简、门体衬板、密封环等组成（图1）。
装在身管内的衬筒和装在体内的衬板是为延长
身管和门体使用寿命设置的，当损坏时可以更换。
密封环是为了防止衬筒与身管、衬板与门体间漏气
设置的。金属闭气环装在衬筒内，其圆柱面与衬筒
配合，关门后闭气环后端面与门体衬板贴合。火炮
发射时，在火药气体压力作用下，金属闭气环后端
面与闫体衬板贴紧，径向变形与衬套贴紧，随着火
药气体压力的升高，贴紧力增大，实现对膛底火药
气体的密封。
在每发射击过程中金属闭气环要经过变形和
图1闭气结构
恢复两个阶段，必须保证金属闭气环变形在弹性范
1一身管：2一村简；3一闭气环；4一村板；
围内。另外闭气环的配合是有间隙的，所以在间隙
5一月体；6一密封环。
消失过程中有初始漏气，实践证明，只要间隙适当，
初始漏气对使用没有影响。因此，闭气结构设计的关键是保证闭气环的强度和闭气性。
1.3.2发火问题
制式楔式炮门的发火系统在楔式闭气炮问中不能使用，因为必须解决底火安装和击发机
构密封火药气体等问题。已应用的发火系统有两种：一种适用于全可燃药筒的感应发火系统，
感应发火系统是一种新型发火系统，其技术关键是高频功率源、高频信号辐射装置（含非金
属面板材料）及全可燃感应底火。已应用的火炮如：法GCT-155mm自行加榴炮和我国研制
的高膛压100mm坦克炮科研样炮（图2）。另一种适用于药包装填的使用专用发火门管的发
火系统，根据发火门管的不同，文有机械发火方式和电发火方式两种，在我国研制的203mm
科研样炮上采用了M82底火的机械发火系统（图3），英L11A5型120mm坦克炮为电发火
系统。
-571-

改进与发展
1.3.3自动开关门问题
制式楔式炮门的抽筒子在开关门运动中起着
重要的控制作用。楔式闭气炮问没有抽筒子，为
了实现半自动开关门必须采用其它控制机构。目
前楔式闭气炮门射击后自动开门的问题比较容易
解决，装弹后自动关门的问题需与输弹机构配合
解决。
1.3.4拆卸门体问题
11
在制式式炮门中，关门后门体镜面与身管
尾端面间有一间隙（相当药筒底缘厚度），拆卸门
10
体时可沿关问方向将门体取出。在楔式闭气炮门
中，关门后门体镜面与身管后端的闭气环贴紧，
拆卸门体必须从开门方向取出，而开门时半自动
图2高膛压100mm坦克炮科研
机要储存关门能量，因此，要有解脱机构。
样炮上的感应发火系统
1.3.5安全保险问题
1一身管：2一密封环：3—村简；4一闭气环；
在楔式闭气炮门中，金属环闭气装置是关键
5一接收线路；6一非金属面板；
件，必须有可靠的机构保证闭气装置在工作条件
7一全可燃感应电底火：8一衬板：
下不受碰撞，以免影响使用。闭气结构应易于保
9一全可燃药筒；10一门体。
养和更换，并应有保险机构保证在未装闭气装置
的情况下不能装弹、不能关问、不能击发。另外要有防护板，一旦出现漏气确保炮手安全。
2125mm坦克炮采用楔
式半自动闭气炮门的方
案论证
在确定方案时所遵循的原则
是：尽量与125mm坦克炮的结构
一致，结构变化小从而对坦克总体
的影响最小，以利互换和对现有坦
克的改造。由于论证时125mm坦
图3203mm科研样炮上的M82底火机械发火系统
克炮尚未完成定型，所用数据与最
1-—击发拉杆；2炮尾：3—击铁；4-M82式底火：
后定型结构可能有出入，此处仅供
5一底火药室：6--传火孔：7—月体；8一底火抽简子。
参考。方案涉及到的有关系统如
下:
(1)火炮系统
由于采用楔式闭气炮门和感应发火系统，炮身、炮门、防护板、击发系统将有相应的变
化。
(2)弹药系统
由于采用可燃药筒和全可燃感应底火，主药筒和装药结构将有相应的变化。
-572

楔式半自动闭气炮问在125mm坦克炮上应用的论证
(3)装填系统
由于采用全可燃药筒，抛壳机构及炮塔抛壳窗机构将取消，同时在自动控制系统中解决
装填后关门控制的问题。
2.1火炮系统的论证
火炮的变化主要是：采用带金属闭气环的楔式闭气炮门和感应发火系统。金属环闭气结
构由身管衬简、金属闭气环、门体衬板及密封环组成；感应发火系统由高频功率源、装在门
体衬板内的发射装置和装在全可燃感应底火内的接收装置组成。
2.1.1有关尺寸的说明
(1）闭气结构尺寸根据药室底直径162.8mm确定：闭气环孔径为164mm，闭气环外径
为204mm，门体衬板直径为206mm。
(2）门体最小开门行程L，原125mm炮结构为171mm，本方案为195mm。
(3）门体行程与曲臂半径、转角的关系按下式计算：
L=A×[sin(90°-B)+sin(C-90°)-(cosB-cosD)])
式中A-曲臂半径；B初始角；D空转角含B角)；C—工作角(含D角）。考
虑原结构为使抽简工作可行，计算行程比最小行程大得多，本方案可以小些，见下表。
C(°)
BI(°)
A/mm
DI(°)
Lmm
125.5
47.5
182.20
原结构
145
33.5
124.0
42.0
195.35
本方案
32.0
150
(4）闭锁间隙的利用
闭锁间隙是关门后问体镜面与身管尾端面间的距离，原结构中为药筒底缘所占。本方案
中，因感应发火系统要求有一非金属衬板，其厚度要求不小于17mm，因此，除利用闭锁间
隙外，还应将身管尾端8mm凸台取消，再将闫体厚度减小2~3mm可以实现。
(5)药室深度
由带金属筒底的半可燃药筒变为全可燃药筒，药室容积将有变化，若维持弹道性能不变，
药室深度的调整应由弹道计算及药筒结构确定，本方案暂保持不变。
2.1.2身管
身管是必须重新设计的零件之一，毛坯尺寸可以不变。闭气结构中的衬筒是为延长身管
寿命设置的。当闭气环衬筒间因漏气造成烧蚀时，可将衬筒与闭气环同时更换，身管仍可使
用，但采用衬简也带来如下问题：
（1）为了衬筒更换方便，要求门室宽度大于衬筒外径，如203mm摸底炮。这对炮尾强
度不利，为保证强度需增大炮尾尺寸，同时门体尺寸增大，重量增大，对拆装门体操作不利。
在高膛压100mm滑膛坦克炮上，问室宽度未变，拆卸衬筒必须将身管与炮尾分解，增加了
勤务困难。
(2）衬简要削弱身管强度，前抽方案中已将身管外径减小，再加衬筒会使身管壁更薄。
考虑到以上情况，本方案不采用衬筒结构，将闭气环直接装在身管尾端，这样炮尾、体尺
-573-

改进与发展
寸变化较小。在英国MK3/3型奇伏坦L11A5型120mm线膛坦克炮上也采用直接装在身管
上的结构，可供参考。
(3）对身管强度的分析计算
125mm火炮身管强度的分析计算分两段进行。第一段是自紧段，此段长度为
3100mm，从身管尾端面算起，自紧压力为915MPa。第二段是非自紧段，从3100mm
到.6000mm。125mm火炮身管强度计算结果列于表1，装闭气环的身管强度计算结果列
于表 2。
表1125mm火炮身管强度计算结果
屈服极限=1173.0MPa
自紧压力=915.0MPa
毛坯
成品
距离
安全
弹塑区分界直径
膛壁压力
身管强度
内径
外径
内径
外径
/mm
/mm
/MPa
/MPa
系数
/mm
/mm
/mm
/mm
162.8
217
150
320
261.7
643.0
313.4
0.487
320
150
217
261.7
162.8
641.4
316.5
0.494
742.8
150
320
162.4
261.7
296
641.4
1.158
261.7
48
150
320
160.4
296
1.198
633.3
758.5
320
48
150
296.7
261.7
160.4
633.8
760.7
1.201
50
150
320
261.7
160.3
296.7
632.9
761.5
1.203
320
250
150
296.0
261.7
159.5
592.6
765.6
1.292
250
150
320
306
261.7
159.5
797.5
1.346
592.6
392
1.414
150
320
261.7
159.5
306
797.5
564.0
482
306
125
300
191.3
545.9
130.0
875.2
1.603
800
125
300
306
481.9
130.0
191.3
1.816
785.2
840
115
300
125.0
168.0
306
817.0
1.724
473.8
2.492
1458
270
115
125.0
178.0
306
349.4
870.8
1558
115
270
125.0
178.8
.329.3
250
763.0
2.317
618.9
2.210
1966
115
270
125.0
178.8
208
280.0
270
2018
115
178.8
125.0
208
275.9
2.243
618.9
2561
270
115
125.0
195
235.9
178.8
554.4
2.350
2656
115
270
178.8
125.0
195
554.4
2.414
229.7
3246
125
182
125.0
182
195.5
1.585
309.8
3281
125
182
125.0
182
309.8
1.602
193.4
4096
125
172
125.0
169
138.2
265.6
1.922
4926
125
164
125.0
162
2.220
106.9
237.3
5022
164
125
162
237.3
125.0
104.5
2.272
5752
125
160
125.0
158
86.8
2.528
219.4
125.0
158
5800
125
160
85.9
2.554
219.4
5800
172
125
125.0
172
276.7
85.9
3.221
6000
125
172
125.0
172
82.3
3.364
276.7
-574-

楔式半自动闭气炮门在125mm坦克炮上应用的论证
表2装闭气环身管强度计算结果
屈服极限=1173.0MPa
自紧压力=915.0MPa
毛坯
成品
弹塑区分界直
距离
安全
膛壁压力
身管强度
内径
外径
内径
外径
系数
/mm
/MPa
/MPa
/mm
/mm
/mm
/mm
/mm
320
204
0.706
150
296
261.7
643.0
4539
20
150
639.0
320
204
296
261.7
453.9
0.710
20
150
320
161.8
296
261.7
639.0
747.5
1.170
40
150
320
296
160.4
261.7
634.9
758.5
1.195
40
150
320
160.4
296.7
261.7
634.9
760.7
1.198
50
150
320
160.3
296.7
261.7
632.9
761.5
1.203
242
150
320
261.7
765.6
159.5
296.0
594.3
i.288
242
150
320
159.5
306
261.7
594.3
797.5
1.342
392
150
320
306
159.5
261.7
564.0
767.5
1.414
482
125
300
130.0
306
191.3
545.9
875.2
1.603
800
125
300
306
1.816
130.0
191.3
481.9
875.2
840
115
300
306
125.0
168.0
473.8
817.0
1.724
115
270
349.4
1458
125.0
306
178.0
870.8
2.492
1558
125.0
115
270
250
178.8
329.3
763.0
2.317
115
270
208
1966
125.0
178.8
280.0
618.9
2.210
2018
115
270
125.0
208
178.8
275.9
618.9
2.243
115
2561
270
125.0
195
178.8
235.9
554.4
2.350
115
270
195
2656
125.0
178.8
229.7
554.4
2.414
3246
125
182
125.0
182
195.5
309.8
1.585
125
182
182
3281
125.0
193.4
309.8
1.602
125
172
169
4096
125.0
138.2
265.6
1.922
125
164
4926
125.0
162
106.9
237.3
2.220
125
5022
164
125.0
162
104.5
237.3
2.272
125
5752
160
125.0
158
86.8
219.4
2.528
125
5800
160
125.0
158
85.9
219.4
2.554
125
172
172
5800
125.0
85.9
3.221
276.7
125
172
125.0
172
82.3
6000
276.7
3.364
对自紧身管的强度计算，采用“液压自紧身管设计规范”的公式，假定服从该规范所有
的假设条件，其自紧段的强度为：
Pae = 1.08 0, [ln(p / a) +(b² - p²) / 2b²]
(1)
式中：Pae—自紧身管弹性强度；p——弹塑性半径；。—材料的屈服极限；α——身
一身管的外半径。身管的安全系数N为：N=Pae/P,，P为身管的设计压
管的内半径；b一
力。
非自紧段的强度计算，按拉梅公式求解，仍然按第三强度理论计算其强度，公式为：
Pae = 0,(b? -α?) / 2b?
(2)
在距尾端>3100mm的身管没有自紧，按(2)式计算。对距尾端≤3100mm身管采取自紧，
用(1)式计算。
2.1.3门体
门体是必须重新设计的零件之一，毛坯尺寸可以不变。闫体的主要变化是：
(1）安装门体衬板结构
闭气结构中的门体衬板起门体镜面的作用，关门后与闭气环后端面贴合。衬板中间部位
为非金属材料，内装金属线圈，构成感应发火系统的高频信号发射装置。闫体衬板的厚度相
当于原金属药筒底缘和身管尾端凸台的厚度，考虑到问体的分解和闭气环的保养，本方案的
门体衬板采用插入式，门体分解时先将衬板抽出，其它分解动作与原门体相同。
-575-

改进与发展
(2）曲臂滚轮槽结构
由于采用金属环闭气结构，门体开门行程加大，为使结构变化最小，采用增大曲臂半径
和减小空转角方案，可保证在原总转角不变的情况下满足行程要求。体上的曲臂滚轮槽将
相应改变。
(3)护圈结构
原装弹盘前端改为封闭圆形，在开时起保护闭气环的作用，关门时可以折叠，减小外
形尺寸。
2.1.4炮尾
炮尾尺寸基本不变，但根据炮问的要求也有局部变化，例如：抽简机构、复拨机构等零
件的安装孔将取消；为提高炮尾强度将输弹槽取消等。
由于采用闭气炮门，炮尾受力增大，需对炮尾强度进行分析。考虑到炮尾结构形状复
杂，为便于比较，用有限单元法对三种炮尾进行了计算：原125mm坦克炮炮尾ACO；考
虑采用楔式闭气炮门的125mm炮尾ACI；采用闭气炮门，并将输弹槽封闭的125mm炮尾
ACC.
2.1.4.1几何模型简化
炮尾是一个三维实体结构，上面有很多孔和槽，为了能够比较完美地表现结构的实际
形状，在结构的规则部分采用了8节点实体单元，在不规则部分采用8~21节点单元，尺
寸突变的位置加密网格，使其更接近结构的真实情况。ACO炮尾共划分节点1245个，8
节点单元451个，8~21节点单元150个；ACI炮尾节点划分与ACO炮尾相同；ACC炮尾
划分节点1264个，8节点单元467个，8~21节点单元150个，较好地反映了实际结构的
几何形状。
2.1.4.2载荷与约束
炮身在其受外力方向上是一个自由体，炮尾是其中的一一部分。考虑到平动的惯性力作
用后，炮尾处于动平衡状态。由于炮尾总体刚度比较大，不考虑其外力激起的自身振动。
因此认为炮尾在外力和惯性力作用下处于静止状态，按静力学理论进行分析。我们只考虑
炮尾在受到最大膛压作用时的应力状态，这时，·炮身基本上没有运动（但加速度达到最大
值），许多外力还没有出现（例如反后坐力等），不考虑滑轨的摩擦力，这时炮尾受到从门
体传递来的压力、惯性力及身管约束的力。这些力需要对问体求解。体也是用有限单元
法解出，划分的网格比较稀疏。火药气体的压力直接作用于问体，可认为火药气体的压力
是均匀分布的。
对于125mm坦克炮取：
火炮气体膛底压力Ptm=656.6MPa；
膛底面积St=206.88cm²;
炮膛面积S2=122.72cm²；
膛底直径Do=16.28cm；
炮膛直径do=12.5cm；
火药气体作用于门体的合力P=13.5×10°N。
对于采用闭气炮闫的炮尾：
-576-

楔式半自动闭气炮问在125mm坦克炮上应用的论证
膛底直径D=20.4cm；
对于相同的膛底压力ptm=656.6MPa，其膛底合力P=21.5×10°N;
后坐加速度a=431.4g。
在解问体时，闫体与炮尾接触的位置，设置边界元，只有受压的边界元才说明问体与炮
尾作用，解除受拉的边界元，反复进行计算直至留下的边界元全部受压。边界元的反力反映
了门体传递给炮尾的力，也就是炮尾受到的外力。惯性力作为体积力只要给出了密度、体积
及加速度，程序将自动求出。在炮尾最前面的断面设置约束条件。
炮尾除受以上两种载荷以外，还受到身管传递过来的外力，这些力通过炮尾螺纹传递给
炮尾，与上述两种外力平衡。在炮尾前面断面加约束后，这些力全部都不反映，计算出的位
移是相对于约束断面而言的。
2.1.4.3计算结果
(1) 变形
从三种炮尾的计算结果可以看出：位移值以向后为最大，其它方向都比较小。原125mm
炮尾变形最小，封闭输弹槽的炮尾其次，用闭气炮门不封闭输弹槽的炮尾变形最大。最大变
形都是发生在门室的后断面，见表3。
表3
三种炮尾的最大变形
炮尾
ACC
ACO
ACI
793
节点号
767
793
767
793
767
1.02
1.65
2.44
2.49
1.72
1.41
最大变形/mm
(2)应力
采用闭气炮门以后载荷提高很多，因此应力水平普遍提高。封闭输弹槽以后，情况稍有
好转，但应力水平仍然比较高。三种炮尾的危险部位，均在门室后端面第四象限的拐角处及
曲臂轴孔。危险部位应力值见表4。
表4危险部位及应力值/MPa
单元号
危险位置
ACO
ACI
ACC
1540*
1060
1680*
314
门室后端面
右下拐角
315
1240
1160
771
906
1360*
1420*
319
339
1360*
1190
830
曲臂轴孔
1310*
341
799
1130
343
812
1280
1190
表中带“*”的应力已超出材料的屈服极限，是不合理的。这是由于使用的是线弹性有限
元程序，不能计算屈服状态。实际是该位置局部区域应力值将提高，因而该点应力不能达到
-577-

改进与发展
表中的数值。但是，为进一步提高炮尾强度有必要采取措施，包括提高材料性能或增大炮尾
尺寸。
2.1.5击发机构
原125mm坦克炮有电击发和机械击发两套击发系统。采用感应发火系统后，电击发系
统可保持不变，但需改变电路联接：将24V电源供给高频信号源，将高频信号源输出与击
针线路联接即可。机械击发系统的零部件可以省去，原防护板上安装机械击发电磁铁的位置
用于安装高频信号源。
自T-72一125mm坦克炮采用多功能底火以来，对机械和电同时起作用的击发方式存在
不同见解：从保证发火率的角度看有优越性，但从保证命中率的角度看则无优越性。机械发
火延迟时间长，不能满足火控精度的要求。因此，125mm坦克炮在行进间射击时为保证命
中率，并不使用机械发火。
采用楔式半自动闭气炮问的125mm坦克炮采用感应发火，从闭气炮门结构上不能对感
应底火进行机械击发，感应底火也不具备机械发火功能，因此，只能采用105mm坦克炮的
击发方式（电瓶，手摇发电机）。经理论分析和试验证明：105mm坦克炮的手动发电机可以
击发预研试制的感应底火。
2.1.6关于半自动机
原半自动机为保证抽壳可靠，开门速度较大。使用全可燃药筒后开门速度应减小，以减
小对开门限位机构的撞击。增加了卡锁及解脱机构。自动关门由装填机构控制，手动关门机
构装在便于操作的位置。
2.1.7关于防护板
由于抛壳机构取消将有相应变化。
2.2采用全可燃药筒的内弹道及装药结构方案论证
针对125mm穿甲弹一步装药结构采用全可燃药筒（装填诸元对比见表5）时进行内弹
道计算分析，确定全可燃药筒对内弹道的影响及保证弹道一致性的可能性和措施。
改为全可燃药筒后，原金属底座部分将由可燃药筒代替。因可燃药筒的能量和燃烧特性
与制式火药相异甚殊，特别是可燃药筒的燃烧对最大压力点诸元影响甚大，因此必须对原一
步装药的药型及药量进行调整才能保持内弹道的一致性。
表5装填诸元对比
可燃药筒重量
装药容积Wo
弹丸行程1g
药筒
Ikg
/dm
半可燃
1.02
52.69
12.84
全可燃
52.69
13.06
采用考虑了高速炮特点及可燃药筒燃烧特性的内弹道方程系。数学模型可参见《125mm
坦克炮穿甲弹内弹道计算书》，或参阅国防工业出版社1989年出版的《高膛压火炮技术》。
内弹道计算结果列于表.6。
-578-

楔式半自动闭气炮门在125mm坦克炮上应用的论证
表6内弹道计算结果
主装药
Pm / MPa
Vo
管状药
19孔粒状药
药筒
w总
电测
铜柱n
/m-s-1
2e1
2e1
Ikg
/mm
/mm
/kg
/kg
1731.2
8.65
半可燃药筒
480.0
2.09
2.59
1.68
6.06
546.0
504.7
1750.5
主装药与一步相同
2.09
2.59
1.68
6.06
8.65
574.1
全可燃药
调节主装药重使压力达标
2.54
6.06
20.9
1.68
8.60
546.0
480.0
1726.8
*调节主装药弧厚及重量
546.0
1730.3
2.24
2.60
1.68
5.96
8.56
480.0
使弹道达标
注：*为推荐方案，可保持内弹道一致性。
表6中推荐方案，在高、低、常温下各特殊点的内弹道参数，与原半可燃药筒的比较列
入表7。
表7特殊点的弹道参数比较
原半可燃方案
全可燃推荐方案
药温
特殊点
P.
MPa
/ms
/dm
MPa
/ms
MPa
MPa
/m-s"!
m-s-!
可燃药筒
2.30
3.39
2.30
3.39
508
506
458.6
461.5
535.1
529.4
燃烧结点
最大
2.47
4.33
599
2.63
5.35
683
471.3
546.5
473.0
546.0
压力点
管状药燃
0.3
19.0
0.36
3.97
303.4
351.8
16.38
1243
348.3
1315
3.76
402.4
烧结束点
粒状药燃
18.7
3.95
307.2
356.2
1310
307.5
1308
3.94
18.68
354.9
烧结束点
52.6
6.12
炮口点
114.9
6.12
1730
166
52.69
1731
98.2
113.4
可燃药筒
2.60
464
606.5
461
燃烧
2.00
523.1
2.00
2.59
518.9
598.9
结束点
最大
5.32
2.45
747
5.67
2.50
777
657.5
561.7
651.3
655.1
压力点
0.2
0.27
管状药燃
50
3.31
530.2
14.02
1250
407.1
472.0
3.16
12.17
1181
459.4
烧结束点
粒状药燃
472.0
3.31
1250
3.30
1250
14.02
407.1
13.88
408.4
471.4
烧结束点
炮口点
52.69
52.69
5.75
1790
97.4
112.9
5.75
1790
96.5
111.4
可燃药燃
2.55
2.55
554
489.6
553
485.6
4.21
422.2
4.21
420.7
烧结束点
最大
2.64
424.1
611
4.72
598
491.8
2.67
4.91
423.7
489.1
压力点
0.4
管状药燃
0.43
1336
292.9
4.19
1269
4.43
22.57
19.48
290.5
252.6
335.3
-40
烧结束点
粒状药燃
4.39
1324
4.37
1325
22.04
258.1
299.2
21.81
260.0
300.1
烧结束点
炮口点
6.39
6.38
1682
55.69
1680
98.6
114.3
52.69
97.7
112.8
从计算结果可看出，当采用全可燃药筒时，由于增加了0.22kg的可燃药筒，因此若不
改变装药，膛压将提高25MPa左右，初速也会有相应的提高。为了使最大压力不超载，必
-579-

改进与发展
须适当增大主装药的弧厚，同时减少装药量，使膛压和初速满足内弹道设计指标。由于可燃
药筒的燃速作用，使全可燃结构的最大压力点的时间和行程都提前于半可燃结构。但由于主
装药的弧厚较半可燃的大，因此燃烧结束点往炮口方向移动，时间上延迟，但相差不大。总
之，把125mm一步穿甲弹由半可燃药筒换为全可燃药筒，只要适当调节管状药的弧厚及药
量，膛压和初速能达到弹道设计指标；如果只改变管状药的重量（减少50g），则压可达
指标，但初速比设计指标低2m/s；若不改变主装药，将使压超载，此方案不可取。
3125mm坦克炮采用楔式半自动闭气炮门存在的问题
(1）在总体变化不大的条件下，125mm坦克炮采用带金属环闭气装置的楔式半自动闭气
炮门在结构上是可以实现的，但要更换身管、炮尾、炮门、防护板等零部件，并采用感应发
火系统。
(2）身管的安全系数在局部位置有所下降，炮尾强度也略有下降，故需采取措施。
(3）防护板应采取加重措施，以补偿取消抛壳机造成的不平衡力矩。
(4）关于全可燃药筒用可燃感应底火虽在预研阶段已取得一定成果，但在转为产品生产
时还要做许多工作。
(5）由于取消抛壳系统和控制自动关门，自动装填系统还需要做必要的修改。
4结束语
自前，世界上同时使用楔式闭气炮问、感应发火系统、全可燃药筒及底火的火炮只有法
国GCT-155自行火炮，坦克炮尚未有先例。英国L11A5-120坦克炮仅使用了楔式闭气炮闫。
这表明新系统应用的实践经验尚需积累，其与传统制式结构的互不兼容更需使用部门充分论
-580一

125mm坦克炮口径扩大为140mm
及采用前抽身管方案研究
韩育礼
(南京理工大学)
摘要在药室部位尺寸及身管长度保持不变，使口径由125mm扩大为140mm，采用提高弹
道性能后的膛压曲线，并使身管材料屈服强度提高69MPa的前提下，采用两种身管设计方
案：100%自紧身管及带有可前抽自紧内管的组合身管。对它们进行了强度计算，并同原
125mm坦克炮身管的强度进行对比。结果表明，此两种方案具有足够的强度储备，可为论
证新一代坦克炮方案参考。
关键词高膛压火炮自紧身管前抽身管组合身管
1 引言
为提高坦克炮的威力，目前各国都在寻求多种方案，扩大口径即是其一。美国和俄罗斯
在这方面都做了不少工作。
本文通过对现有125mm坦克炮的结构、材料进行适当的调整，使其能适合口径为140mm
火炮的要求。新的方案的主要特点如下：
(1）身管的口径由125mm扩大为140mm，内依然为滑膛。
(2）考我国目前炮钢的实际水平，身管材料的屈服强度6s（60.1）由原炮的1098MPa
提高到1167MPa。相应的比例极限，由原来的980MPa提高到1040MPa。
(3）身管的高压段（由身管尾端面向炮口方向至2018mm）采用自紧处理。
125mm扩大为140mm。
(5）在外形结构上改进的措施有：
①身管的尾端外部尺寸不变，即@Φ331mm及Φ310mm直径不变。
②为保证直膛部的起始段强度储备，将圆柱部的起点位置延伸到900mm处。
(6）对于新的140mm弹道方案，最高膛底压力为686.3MPa，它为原炮的1.113倍。为
了设计的简化，140mm口径的坦克炮的设计压力曲线均以原设计压力曲线提高到1.113倍为
依据。此种处理方法对于身管设计来说是安全的。
(7）考虑到在战场上更换身管的方便，本文中对身管的方案选择上，除了给出100%自
紧身管的方案，还给出了以自紧身管为内管的内、外管之间具有间隙的组合前抽身管方案。
它们的结构参量、强度计算结果以及相应的结构简图及曲线，在本文中都一一给出。
-581

改进与发展
2扩大口径的140mm坦克炮自紧身管的基本结构
考虑到提高身管的强度和疲劳寿命的要求，此自紧身管方案的高压段上在L=0~2018
mm处采用自紧处理，其自紧度X选为70%。此140mm坦克炮的身管自紧段结构图如图1
所示，相应的结构尺寸数据列于表1中；非自紧段结构参量列于表2中。
273
900
1413
19662018
392 482
800
133
50
图1140mm坦克炮自紧身管的自紧段结构
表1
140mm自紧身管的自紧段结构参量
No
W=r2/r
W=r2/r
2rz/mm
mm
2rz/mm
2r/mm
Umm
2r/mm
No.
145
162.5
2.037
310
2.138
331
482
2.065
12
145
2.138
50
331
800
310
160.3
108
159.7
2.037
13
840
298
140
2.129
2.000
159.7
1.947
14
900
298
140
108
311
280
1.857
118
15
140
311
159.6
900
1.949
260
1.857
118
1.955
16
1413
140
312
159.6
218
133
312
159.5
1.956
17
1966
1.557
140
218
140
273
159.5
18
2018
312
1.956
1.557
159.5
1.944
273
310
1.944
10
392
310
159.5
表2
140mm自紧身管的非自紧段结构参量
No.
W=r2/r1
Umm
W=r2/r1
L/mm
2r2/mm
2r/mm
2r/mm
2r/mm
No.
[23]
218
140
1.557
4529
178.5
140
1.428
2018
29
175.0
2761
30
5120
140
1.40
200
140
1.600
24
2856
1.600
31
175.0
140
200
140
5216
1.40
32
172.0
25
198
140
1.376
2856
140
1.584
5752
33
26
184
140
5800
172.0
140
3646
1.472
1.376
27
3726
34
140
184
140
1.472
5806
183.0
1.464
35
183.0
28
183
140
6000
140
1.464
4529
1.464
注：为了同125mm坦克炮身管的此段编号一致，此处由22号编起。
3扩大口径的140mm坦克炮自紧身管的强度计算及分析
在此身管的起始段即0~2018mm段采用自紧度为70%的自紧处理，而其余段为非自紧
段。对于此两段身管的强度计算列入表3和表4。它们对应的身管强度曲线由图2给出，为
一582一

125mm坦克炮口径扩大为140mm及采用前抽身管方案研究
进行对比，图中也示出AC-64125mm坦克炮的相应的强度曲线。
表3140mm自紧身管的自紧段强度计算表
Umm
Lmm
No.
p/MPa
p/MPa
No.
p/MPa
P/MPa
686.6
865.6
1.261
604.5
809.4
10
392
1.339
6188
50
939.0
679.0
1.299
11
482
585.6
1.603
108
519.2
663.7
886.4
1.336
12
800
939.0
1.809
1.223
13
108
663.7
811.7
840
510.8
918.3
1.797
118
14
900
661.6
812.5
1.228
498.3
843.7
1.693
498.3
661.6
118
15
006
816.3
1.234
754.8
1.515
658.5
133
817.1
1.241
16
1413
391.2
754.8
1.929
629.4
273
543.1
817.1
1.298
17
1966
319.8
1.698
273
629.4
809.4
1.286
18
2018
310.0
543.1
1.752
表4140mm自紧身管的非自紧段强度计算表
p*/MPa
p"MPa
Lmm
No.
P/MPa
/%
NO.1
380.7
22
527.2
2018
310.0
38.49
1.228
1.701
23
197.3
443.6
38.56
2761
320.1
1.622
2.248
188.6
443.6
2856
320.1
24
38.56
1.697
2.352
312.6
188.6
25
2856
432.7
38.39
1.657
2.294
133.4
255.2
344.5
26
2.582
3646
34.97
1.913
27
344.5
34.97
3726
130.0
255.2
1.963
2.650
28
4529
250.7
34.63
337.6
2.455
3.307
102.1
33.12
29
2.999
4529
102.1
230.0
306.2
2.253
30
281.2
31.95
3.352
5120
83.9
213.1
2.540
3.442
31
5216
81.7
213.1
281.2
31.95
2.608
32
72.1
198.1
5752
259.5
30.96
2.748
3.599
33
71.2
3.645
5800
198.1
259.5
30.96
2.782
250.7
337.6
34.63
34
5806
71.2
3.521
4.742
250.7
67.9
337.6
35
6000
3.692
4.972
34.63
表中的各符号的定义如下：
PI一身管设计压力：P。一自紧身管的弹性强度内压；n一安全系数。在非自紧段的强度计算表中：P一身管的弹性强度
内压；上角标中的Ⅱ、0.1分别代表以第二强度理论计算的和允许内膛出现0.1%塑性变形的身管弹塑性强度计算值；△%
代表以允许内膛出现0.1%塑性变形的身管弹塑性强度内压比以第二强度理论计算的弹性强度内压提高的百分比。
P/MPat
800
600
400
200
3000
5000
1000
2000
4000
6000L/mm
125mm简紧身管
4125
中130
140mm自紧身管
X=70%
$145
Φ140
图2.140mm坦克炮自紧身管方案及AC-64125mm坦克炮身管强度曲线
1-AC-64 身管 p"; 2--AC-64 身管 p; 3—140mm 自紧身管 pa po1, 4—AC-64 p; 5-—140mm P1。
—583

改进与发展
在身管的口径扩大之后，这里采用的措施是身管的材料强度适当地提高；采用自紧
结构；直膛部适当地加大外径；身管的口径由125mm提高到140mm；而且它的内压提
高到1.113倍。计算结果表明，此种扩大口径的身管具有足够的强度。在药室部处于自
紧段，其安全系数不低于1.22，在直膛部自紧段的安全系数不低于1.515。在非自紧段，
采用第二强度理论时它的安全系数不低于1.22，而采用弹塑性强度的计算方法更不低于
1.70。在炮口部都具有大于2.7的安全系数。因此，综合以上结果，此种方案的安全程度
是可以接受的。
4140mm坦克身管的前抽方案
4.1对前抽身管的要求及特点
对于身管前抽方案的基本要求是：在保证身管的强度及有关的工作性能的前提下，使身
管在战场上能够及时更换寿命已结束或者是损伤的身管的内衬管，以此保证武器继续地正常
工作。为使身管内的衬管抽出方便，身管的结构采用带间隙配合的活动身管结构。在设计方
案中，要考虑到尽可能使身管的强度高、配合可靠、装卸方便、保障被筒的刚度以及工艺性
良好等等。
综合以上因素，这里选择方案的特点是：
(1）身管由单层变为双层，因此为层间存在间隙的结构。为使强度下降不致过多，采取
的措施有：①内管的基本段采用100%自紧；②考虑被筒的刚度及工艺条件，配合面直径尽
可能加大些。
(2）考虑到内管及被筒的轴向受力条件，以及装卸方便，采用断隔螺纹连接。因为存在·
螺纹的配合段，此段的被筒不可能承受径向压力作用，故将此螺纹配合段置于药室部安全程
度最高的部位，这里选择的是内径为145mm的直径的位置。
(3）为了分解结合的方便，内管同被筒的最小间隙不能过小，考虑到现有的活动身管间
隙量，选择此处的直径间隙量为0.07mm左右。同时照顾工艺的方便性，暂时不考虑选用锥
面配合。
(4）考虑到装配好的身管刚度、强度的要求，内外筒配合面的尾端直径及口端直径段的
间隙控制在上述的范围，以保证发射时内、外简同时受力，并保证身管具有良好的横向刚度。
中间段的配合螺纹，它处于火炮身管的高安全系数区域，因此此处采用螺纹连接对强度的削
弱不会带来不利的影响。
(5）前抽身管的外部配合尺寸同于整体的自紧身管方案，它可以同原125mm坦克炮的
炮塔进行配合，因此坦克炮的炮塔不需要进行修改。
4.2前抽身管的基本结构和参量
通过上面的讨论，这里设计了一个140mm前抽身管的方案，如图3所示。它的结构参
量，列于表5。
-584-

125mm坦克炮口径扩大为140mm及采用前抽身管方案研究
申312
331
Φ162.8.
800
273
900
133
$159.5
840
482
申160.3
50
392
M258×6
中280
中260
申250
中251
中145
申310
图3140mm前抽自紧组合身管基本段的结构图
表5前抽140mm自紧身管的组合段的结构参量
W=ryr
2r/mm
No.
Umm
2r2/mm
2r/mm
Wi=r/n
162.5
331
250
2.037
1.539
50
331
250
2.065
160.3
1.560
331
159.7
2.067
108
250
1.565
311
108
250
159.7
1.565
1.943
118
311
250
159.6
1.949
1.566
118
312
250
1.566
159.6
1.955
133
312
250
159.5
1.956
1.567
273
312
250
1.956
1.567
273
310
250
159.5
1.944
1.567
1.944
392
310
250
10
145
1.567
482
310
250
145
2.138
1.724
12
145
520
310
250
2.138
1.724
520
310
251
145
13
2.138
1.731
14
700
2.138
310
251
145
1.731
700
310
15
145
250
2.138
1.724
16
708
310
250
145
2.138
1.724
708
310
145
2.138
17
260
1.724
18
800
310
260
145
1.793
2.138
2.138
19
800
310
260
145
1.793
2.129
804
298
260
140
20
1.867
21
900
280
2.000
1.867
260
140
22
900
260
140
1.857
23
1413
260
140
1.867
带间隙的组合身管强度的计算方法
140mm前抽身管，实质是带有内、外简间隙的自紧内管组合身管。此种身管的强度分
析，要考虑自紧身管在其内表面形成的切向残余应力对提高强度的因素，也要考虑到由于发
射前存在间隙量（直径间隙2e，相对间隙。=2e/2rz）对强度带来的削弱因素。
自紧身管内表面的切向残余应力采用：
a = ko,(W - 2w? In W。 - 1) (w? -1)
(1)
其中，自紧身管弹塑性界面的相对半径W。=p/ri，其中p为弹塑性界面半径，自紧比为
X =(W -1)/(W -1) 。
-585-

改进与发展
5.1采用第三强度理论
采用修正的第三强度理论的带间隙身管的弹性强度内压为
p =[ko, - E,(W? -W?)/(W? -1)](W? -1)/2w?
(2)
具有自紧内管的带间隙组合身管的弹性强度内压为
p =[ko.+Jo"a]- E,(W2 - W?) (W? -1)](W? -1)/2W?
(3)
其中由（1）式表示为
o'a = ko,(W? - 2w? lnW。 - 1)/(w? -1)
(4)
内管为100%过应变（100%自紧）时
o'a = ko,(W? - 2w? In W, - 1) /(W? - 1)
(5)
考虑到内管采用了过应变，它在工作时有足够大的弹性变形，同时也注意到，发射时内
管的热膨胀使火炮在发射少量弹药以后间隙消失。在本方案的计算中，可以选择不考虑存在
直径方向间隙的条件下计算强度，它的计算公式如下：
p" = ko, (W² -1)(W? + 2W? lnW。 -W)/2W2(W? -1)
(6)
在内管百分之百过应变时有：
p" = ko,w?(w? -1)lnW /w?(W? -1)
(7)
5.2采用第二强度理论
如果采用第二强度理论时，自紧身管内表面相应的切向残余应力是
Ee'a =0ia
(8)
复合身管的强度（当p<1/4,时，令μ=1/3）
p" = 3[0 p +jo'a] - E8,(W? -W?)/(W? -1)](W? -1) / 2(2w? +1)
(9)
在不考虑存在间隙时：
p" = 3(0 p +joab(W2 -1) / 2(2w2 + 1)
(01)
如果eral>Bta，这样要以径向相当应力为依据：
p" =[0p +Jo'a| - E,(W? - W?) /(W2 -1)](W2 -1)/2(2w2 --1)
(11)
如果不存在间隙时：
p" = (0p +joaD(W2 -1) /2(2W? -1)
(12)
-586-

125mm坦克炮口径扩大为140mm及采用前抽身管方案研究
5.3采用弹塑性强度标准
在内管采用100%过应变自紧，当间隙量足够小时，在内压增大的条件下，也要考虑到
外筒出现塑性变形。在本炮的条件下，外筒的径比W2一般小于1.4。计算表明，允许外筒内
表面产生0.1%永久变形时，外筒的自紧度达到100%，因为整个筒体达到100%的自紧内压
如下式所示：
(13)
Pa=ko,lnW
当然，此种强度为此组合身管的最大的内压极限值，其变形量及各参量的关系还要进行
深入的理论及实验分析。在
P /MPa
计算中可以将它作为极限
的内压指标。如果外筒也采
2-3
用自紧身管，如选100%自
紧，这样在间隙不大时，强
度也要由上面的公式进行
800
计算。
6140mm前抽式带
自紧内管的组合
600
身管强度校核
内管的自紧参量选择
X=70%l
%0=XT
为：L=0~800mm，采用100%
400
自紧；L=800~2018mm为
70%自紧；L≥2018mm时，
X=70%
X=100%
为非自紧段。被筒和内管采
用前述的同样材料。被筒的
1 /mm
200
前端面到炮口一段的身管，
1500
2000
500
1000
其强度的计算同于自紧身管
一节所讨论的情况，这里不
再重复进行计算。为了考虑
同已有的火炮进行对比，采
用第二强度理论计算之中考
图4140mm前抽组合身管的强度校核曲线
虑存在间隙（2emax=0.2mm）
1一100%自紧pa:2第二强度理论p"；3第三强唑理论p”；
的条件，其余的计算中不考
4非前抽自紧p"；5一设计压力"
虑存在间隙的情况。强度的
计算结果见表6，身管的强度校核曲线示于图4。
-587-

改进与发展
表6前抽140mm自紧身管的组合段的强度计算表
p"
No.
N2
N3
N.
p.
866.3
713.8
896.7
1.148
788.2
1.040
1.307
50
679.0
760.9
728.3
913.9
1.172
1.073
1.345
663.7
798.5
108
730.7
1.010
915.1
1.203
1.379
108
663.7
782.7
701.3
837.2
1.179
1.057
1.261
661.6
1.063
1.271
118
783.8
703.2
841.1
1.185
704.8
118
844.9
1.186
1.065
661.6
784.7
1.277
705.4
133
785.1
1.284
658.5
845.6
1.192
1.071
629.4
705.4
845.6
1.121
273
785.1
1.247
1.343
629.4
783.4
702.3
1.245
273
837.8
1.116
1.331
604.5
10
392
783.4
702.3
837.8
1.386
1.296
1.162
11
585.6
846.7
482
808.2
957.7
1.380
1.634
1.446
12
577.7
520
957.7
1.399
846.7
808.2
1.466
1.658
13
520
788.0
691.6
691.9
1.346
577.7
1.197
1.197
540.1
788.0
14
700
691.6
691.9
1.459
1.281
1.281
784.7
686.5
15
700
540.1
686.5
1.453
1.271
1.271
16
784.7
708
538.4
686.5
686.5
1.275
1.457
1.275
17
538.4
864.4
834.5
957.7
1.779
708
1.605
1.550
800
519.2
864.4
834.5
1.845
18
957.7
1.665
1.607
519.2
19
800
849.6
801.1
957.7
1.556
1.845
1.636
804
20
863.5
828.4
952.4
1.690
1.622
510.8
1.865
21
498.3
849.1
797.2
837.6
1.704
900
1.753
1.600
22
498.3
754.8
900
1.515
23
1413
391.2
754.8
1.929
对于140mm前抽身管方案的初步分析
(1）为考虑身管前抽的可能，以及强度上尽可能变化不大。内、外管的基本配合面直径
的趋势是：由尾端到炮口方向是由小到大。
(2）内、外管间直径为250mm、260mm的配合面，要求在发射时间隙消失，内、外管
共同承受内压的作用力，以此来提高身管的强度。
(3）内、外筒的连接螺纹选择的原则是：螺纹的高度尽可能小些，但强度应有保障。结
构设计中参考了英国奇伏坦式120mm坦克炮，及我国制式105mm坦克炮的相应结构。
(4）本方案的内管，采用了100%自紧处理，它同被筒组成带间隙的活动身管结构。其
目的是，尽可能发挥内管的强度效益，同时还有外筒作为依托。可以认为，内管选用100%
自紧结构是合理的。
(5）如通过强度计算，可以看到：在配合段以第二强度理论计算时，其最高的安全系数
为1.148；以第三强度理论计算时，其安全系数为1.040；而以100%过应变为极限条件时的
安全系数是1.307。以这三个方面计算的安全系数，对以现有的火炮数据表明：可以认为此
身管的强度是有安全保障的。
本结构方案，即扩大口径的140mm自紧内管加活动身管的组合坦克炮身管，包括它的
结构方案、尺寸参量、强度计算方法以及前抽的配合面和螺纹结构等，都可以作为后继型坦
克炮提高威力进行身管设计的一个参考依据。
-588-

对穿甲弹未来研制工作的建议
关克
（国营第803厂）
摘要一二三工程火力系统穿甲弹代表了国内的水平，在世界“弹林”中也有一席之地。二代
反应装甲的出现使穿甲弹面临危机，我们应不失时机地研制能对付二代反应装甲之类的穿甲弹
结构。并着手研制精确制导反坦克穿甲弹。
关键词穿甲弹发展
1引言
它受有诸多约束，有些还是十分苛刻，经过研制人员的不懈努力，终于圆满地完成了任务。
该弹的综合性能代表了国内穿甲弹的水平，与国外穿甲弹相比也不相上下。该弹在结构上有
不少创新之处，如，为了确保大长径比弹芯的发射强度，弹托在膛内要有效定心，出炮口后
又要顺利分离，对飞行弹芯的干扰尽可能地小；在设计上还要使弹托接近等强度要求，使弹
托质量最小。可以毫不夸张地说，设计人员较好地解决了这些难题。其弹托结构已不是原来
意义上的马鞍型，而是具有特长后抱紧锥体的新型马鞍型弹托。
我国研制中的穿甲弹与西方国家装备的穿甲弹的综合性能水平大体相当，这一点已为国
内外同行所共识。我们应密切关注国外的发展，在跟踪研究的同时，努力创新，保持我国穿
甲弹良好的发展势头。
2穿甲弹在未来战争中的地位
未来的战争是高新技术战争。在高新技术战争中，穿甲弹还有相应的地位吗？回答是肯
定的。在海湾战争中，自始至终都使用了多种高技术兵器群，使海湾战争成为高新技术战争
的维型。在诸兵种合成作战的现代战争中，电子战、空军、海军都能发挥影响全局的重大作
用。尤其是实施高强度的持续的空中轰炸，在特定的条件下，可能对战争结局有关键性的影
响，但最终决定战争胜负的还是地面战。
海湾战争与二次大战以后历次区域战争相比，尽管有许多特点，但以坦克和装甲战斗车
辆为核心的机械化部队，仍然是陆军的主要骨干力量和突击力量。
多国部队出动了3800多辆坦克，各路部队均是在攻击直升机的伴随下，以M1A1等坦
克和配陶式导弹的M2步兵战车为先导推进的。为期4天的地面战，其核心是装甲与反装甲
的对抗。
因此未来的高新技术战争，仍然要由地面战一陆军一坦克装甲部队最后解决战斗。坦克
在战场上的地位不但不会被削弱，很可能还会得到加强。因此，反坦克、反装甲目标的任务，
-589

改进与发展
也必须给予充分的重视。
然是最主要的反坦克手段之一。由于穿甲弹与导弹相比具有价格便宜，能有效对付多种装甲
目标，受反应装甲影响较小，威力大，后效大，不易受战场上环境干扰等优点，在未来战争
中，故仍将会大量使用。
3穿甲弹面临的巨大挑战
在发展火力的同时，各国均在装甲防护上下功夫，出现了一系列新型装甲。如70年代
末的乔巴姆(chobham)装甲，以及海湾战争中美国的贫铀装甲，它们都可归类于复合装甲。
复合装甲使用了新式纤维增强材料、防弹陶瓷等高新技术，使其抗弹能力大为增强。
第一代反应装甲问世不久，新的能有效对抗穿甲弹的二代反应装甲也相继研制成功，使
穿甲弹面临巨大的挑战。据介绍二代反应装甲可使杆式穿甲弹穿深损失16%~67%。这意味
着目前的穿甲弹将不能有效对付装备有二代反应装甲的坦克目标。
因此在看到我国穿甲弹水平有了大幅度提高的同时，不能忽视反应装甲之类的装甲防护
手段的挑战，我们穿甲弹研制者应有危机感。
4对穿甲弹未来发展的建议
4.1研制能有效对付反应装甲的穿甲弹
为了有效地对付反应装甲，国内外研制人员在穿甲弹头部上下了不少功夫，但都处于摸
索阶段，且难度也较大，尚未见用于实弹上。我们应不失时机地展开研制，以求在未来立于
不败之地。
概括地讲有两种对付反应装甲的途径：一种是在弹的主体部分未碰靶之前先打爆反应装
甲，如用弹头的“前置”或“伸出”机构先于主弹芯而打爆反应装甲，使弹的主体部分不受
影响，从而穿透主装甲；一种是利用弹头部特殊前置弹芯在反应装甲上打出一个通孔而不引
爆反应装甲，使弹的主体部分能有效地穿过主装甲。
4.2研制制导式反坦克穿甲弹
常规的尾翼稳定脱壳穿甲弹是直射弹药，由于受观瞄系统及射弹散布的影响，只能在
2000m距离内有效使用。而且受发射强度的制约弹芯不能太长，且由于弹芯膛外惯性飞行时
速度衰减，使侵彻能力随攻击距离的增大而降低。
国外已在研究将现代推进技术、精确制导技术和信息处理技术的新成就用于穿甲弹，产
生了超(高)速动能导弹以及炮射制导穿甲弹如X一杆(ROD)式弹。
国研制的空射型反坦克导弹(HVM(HypervelocityMissile)和地射型动能导弹KEM(Kinetic
EnergyMissile)以及可安装在直升机上也可安装在地面车辆上的先进的动能导弹
ADKEM(AdvancedKEM)，都曾做过大量研究试验取得重大进展。试验表明：采用轻型固体
-590-

对穿甲弹未来研制工作的建议
火箭发动机助推和加速，可以获得穿甲弹所需的高速度；采用制导系统加微型矢量发动机（控
制器），可以将高速飞行具有大动量的导弹准确导向目标。1991年美国陆军计划投资10亿美
弹ADKEM预计21世纪初可投入使用。
目前美国陆军正在为M1A1/M1A2布拉姆斯坦克研制一种新型XM872型X一杆式弹。
它由120mm滑膛炮发射，该弹采用与M829A1型穿甲弹相同的贫铀弹芯。X一杆式弹上的
毫来波制导装置将完成所有的信号处理。当弹接近目标时，制导系统将储存的自标电子特征
与目标特征比较以确定真目标，实现发射后不用管的设想。
X一杆式弹包括一个复合材料壳体火箭发动机、长杆贫铀弹芯、一个94GH2的寻的器。
以800~900m/s的速度从120mm火炮发射出，在距离目标1km范围内寻的器锁定，直至命
中目标。其最大射程可达10km，总体性能比M829A1穿甲弹有较大提高。
美国陆军原计划1996年装备此种打了之后不用管的X一杆式弹，受预算紧缩影响，可
能要推后。
我国在“八五”期间做过一些预研，我们应及早正式立项，以期将制导穿甲弹逐步纳入
精确打击武器弹药之列，提高穿甲弹远距离精确攻击的能力。
4.3加强对跨行业综合技术的计划组织工作
技术的发展与进步、高新技术进入各个领域，使很多项目涉及跨行业组织计划工作。我
们的计划部门应适时地做好安排。
前面提到的X一杆式弹，可以认为是一种跨行业综合技术。因为从事常规穿甲弹研制人
员往往对制导技术比较陌生，而从事制导弹药的研究人员也可能不了解穿甲弹。因此有关计
划部门应适时组织这方面的论证，组建研制队伍，力求迎头赶上发展潮流。
新材料新工艺的研究也存在类似情况。穿甲弹的研制者对弹用材料的研究知之不多，往
往只能选用已知的材料。大家知道穿甲过程是极其复杂的，现在还难以把弹材的动态、静态
指标与穿甲能力确切定量地联系起来。穿甲弹的设计人员难以对材料提出具体的指标要求，
他们往往用试验手段判定材料的优劣。而弹材的研制者对弹的情况了解得也相对较少。怎样
把两部分人员结合起来，使他们相互沟通，共同研制穿甲弹及材料，计划部门应多多考虑。
现在，我们通常以对均质板的穿深来衡量穿甲弹的穿甲性能。诚然这是一种最基本、最
有效的方法，但是一味以加大穿透厚度来衡量性能的提高，使相应靶厚增加到600mm以上。
这不仅在操作上增加了难度，也使试验费用不断提高。目前，试验中常运用“相当”靶厚的
概念，这样在钢板一定厚度的前提下，穿深指标愈高，则倾角愈大，若倾角过大其相应的试
验可靠性必将降低。能否建立一个标准，取代现在的办法，是一个急待解决的课题，这样的
课题也需组织弹与靶的研制人员共同完成。不仅如此，弹、靶这一对矛与盾的双方沟通对各
自的发展也是不可缺少的。
一591一

高膛压底火未来的发展
杨正才‧姜春荣‧石文科
（国营第804厂）
摘要简介高压底火的发展历史，提出对未来高膛压底火的发展建议。
关键词底火
1引言
高膛压底火是高膛压火炮弹药系统发展中不可缺少的组成部分。高膛压底火在火炮弹药
系统中的作用为：底火可以有效承载高膛压，保护火炮击发系统不被损坏；底火可以有效点
火，保证火炮弹道性能稳定、精度提高和发射安全。
从近年来国外高压底火发展来看，国外高膛压底火正向着高可靠性、组合化和点火同
步性方向发展。
2高膛压底火的发展
当前火炮的战技指标不断提高，为了提高弹丸初速，弹药系统装填密度不断加大，结果
使发射药床的透气性降低，使用传统的短底火则会产生局部点火，易造成膛内压力波增强，
弹道性能出现反常，甚至出现膛炸事故。底火点火问题引起了武器系统研制人员的重视。
为了改善底火的点火效果，美国在50年代开始研究轴向中心点火方式的长管底火（例
即在短底火上套一个长的金属点火管（或可燃传火管），内装点火药。点火管直径和长度依
据不同的装药结构决定。
长管底火被击发后首先点燃点火管底部的点火药，火焰由点火管的底部向前端传播，由
于点火管内燃速较高，点火管上、下喷孔破孔时间较管状发射药传播时间短，因此，大大提
高了发射药点火均匀性，显著减少了膛内压力波动，在很大程度上缓解了弹道性能提高后底
火输出特性与装药结构不相适应的矛盾。
近年来，火炮性能，尤其是坦克炮和反坦克炮性能向着高初速、高膛压方向发展。为适
应高初速的要求，出现了一些新的装药结构，如高密实装药、随行装药、多元装药等；装药
结构的变化对底火的性能提出了更新更高的要求。
为了适应新的装药结构，国内外研制了可燃底火，利用瞬时性爆炸逻辑网络理论研制瞬
时性长管底火；利用低爆轰药剂制成的带LVD管的瞬时性长管底火及使用火工品同步技术
和现有底火技术研制的同步点火底火。但比较而言，使用火工品同步技术研制的同步点火底
火具有高安全性、高可靠性及良好的使用性。
一592-

高膛压底火未来的发展
3高膛压底火的发展方向
3.1发火的高可靠度
随着武器向着智能化方向发展，底火的发火可靠度直接影响武器系统“首发命中”的作
战效果。因此，未来底火设计将更多采用余设计，以提高底火发火可靠度，例如：目前为
一二三工程所配用的电一撞两用底火发火可靠度为Y=0.9，R=0.999。根据可靠性计算，该
类底火经过改进后，其发火可靠度将达到Y=0.9，R=0.99999以上。这对提高我国武器系统
作用的可靠性提供了必要的技术支持。
3.2底火的组合化
为了适应装药结构发展的需要，同时减少底火品种，提高底火通用性和适应底火技术的
滚动发展，底火将逐步采用组合化设计，使底火在科学技术进一步发展时，能够通过改进底
火某些组件来提高底火的性能。国外底火在接口尺寸不变的情况下，内部组件结构不断进行
更改，使底火使用性能大大提高。例如：俄制30电底火，50年代采用单桥环形电发火件设
计，但在60~70年代在尺寸不变的情况下，更改为环形双桥电发火件，由于环形电发火件装
配过程中和运输过程中易出现断桥现象，80年代以后，俄制30电底火电发火件改成杯状双
桥结构，使底火的装配工艺性及承受环境的能力大大提高，进而使其使用性、可靠性大大提
.高，并且降低了科研投入。
3.3同步点火底火将成为底火发展的主流
由于目前使用的长管底火采用的点火药为黑火药或奔萘药条，其燃速分别为
100~120m/s和478m/s，在大口径高膛压火炮装药中，药床前后端的点火延迟可达几个毫秒，
远远达不到瞬时同步性点火。
从目前火炮点火系统的发展看，在火炮的药室容积和装填密度不断增加的情况下，即使
采用已有的长管底火，膛内压力波问题也还会很严重，并且，火药能量的利用率也不高。但
是若利用火工品同步点火技术，在长管底火中增加多点点火及智能性控制技术，根据我厂的
试验情况，用同步点火的长管底火在药室中同步点火级差只有10~50uS，这不仅有利于降
低膛内压力波，而且可以大大提高火药能量的利用率。同步点火底火自前的试验结果见表1。
表 1
同步点火底火试验结果
11
10
12
13
级差/μs
序号
69
92
90
85
68
92
时间/μs
75
85
78
100
93
68
32
结论
为了满足未来武器系统发展的需要，底火采用同步性、组合化和高可靠性设计已势在必
行。我国的火工品技术水平，也已具备研制该类底火设计的基础。
-593—

125mm杀爆弹在反坦克系统中的地位
及进一步改进设想
陈俊武‧倪庆杰陶宝正
（国营第724厂）
摘要本文从125mm杀爆弹性能的提高及火控技术的进步等方面论述了125mm杀爆弹打坦克的可
行性，提出125mm杀爆弹在反坦克系统中占有重要的地位。同时针对目前的技术贮备，提出了对
125mm杀爆弹进一步改进的措施及可行性分析。
关键词坦克炮杀爆弹反坦克
1引言
西方在冷战时期的最后阶段加快研制电炮，经过一段时间后，坦克炮和弹药的研制又回
到80年代初大家熟悉的模式上，德国、英国和美国再次预测，约在20152020年以后电炮
才可能装备到新一代装甲平台上。近期研制工作的重点在于使今天大部分坦克上装备的
120/125mm常规固体发射药火炮获得最好的性能，而不是依靠较大口径（如140mm）固体
发射药推进系统的进展。
当前，随着坦克装甲防护的日益加强，在现有口径的穿甲弹、破甲弹取得突破性进展之
其改进的着眼点是防穿甲弹、破甲弹，而未见有防杀爆弹的论述，下面就杀爆弹攻击坦克的
可行性及进一步提高性能等方面进行论述。
2125mm杀爆弹在反坦克系统中的作用及地位
2.1以前不用杀爆弹打坦克的原因
传统意义上的杀爆弹主要对付暴露的人员、仪器、土木工事，之所以未考虑对付坦克，
主要是存在以下几方面的不足：
(1）杀爆弹初速低，飞行时间长，弹道弯曲，命中精度差；
(2）以前使用的几何测距跟踪速度慢、误差大；
(3）杀爆弹威力低；
(4）原有机械触发引信瞬发度低。
随着技术的进步，杀爆弹在威力、精度及引信瞬发度等方面有了较大提高，火控系统技
术也有了较大的进步，原来制约杀爆弹打坦克的因素已有很大改观，使杀爆弹打坦克成为可
能。
-594—

125mm杀爆弹在反坦克系统中的地位及进一步改进设想
2.2125mm杀爆弹打坦克的可行性分析
2.2.1杀爆弹本身性能的提高
(1）威力提高
125mm杀爆弹原螺装3.0kgTNT炸药，现在弹体内成功压装3.53kg钝黑铝炸药，它威
力是TNT当量的1.47倍，相当于5.2kg的TNT，较原125mm杀爆弹增加了73%的TNT当
量，威力有较大幅度提高，使125mm杀爆弹打坦克在威力方面成为可能。
(2）射击精度提高
经过弹丸结构参数合理匹配，弹丸千米立靶精度有了较大提高，125mm杀爆弹设计定
型干米立靶精度结果见表1。
表1125mm杀爆弹与穿甲弹常温立靶精度对比表
m×m
千米立靶公算偏差：高低×方向/mXm
弹药名称
数组
设计定型(运输前)
设计定型(运输后)
125mm杀爆弹
0.20×0.22
0.17X0.15
0.25×0.18
125mm穿甲弹
0.18X0.24
原苏T-72坦克配BM9和BM12型125mm超速穿甲弹与OΦ19型125mm杀爆弹在
1000m、2000m、3000m处立靶精度（射表值）见表2。
表2T-72坦克配穿甲弹、杀爆弹立靶精度值（射表）
立靶精度射表值：高低×方向/mXm
1000m
2000m
3000m
125mm穿甲弹
0.27X0.27
0.54X0.54
0.82X0:82
125mm杀爆弹
0.21X0.21
0.82X0.80
0.44X0.42
由以上数据对比可以看出：125杀爆弹本身立靶精度不低于穿甲弹，使其打击坦克在精
度方面成为可能。
（3）引信瞬发度提高
125mm杀爆弹配用的DRH05型引信改变了原DRH02A型滑榴引信HZ-4针刺火帽对
LH-5火焰雷管的火焰传递形式，采用针刺雷管对针刺雷管的爆轰传递形式，缩短了火工品
爆轰传递时间，使DRH05引信的瞬发度大大提高，确保了125mm杀爆弹对坦克的攻击性
能。
2.2.2火控技术的提高
随着高新技术用于一二三工程，主战坦克采用激光测距技术，测量准确性大幅度改善；
采用计算机解算弹道，计算速度及计算精度有了很大提高，同时125mm火炮的稳定系统解
决了调炮精度和速度问题，所有这些确保了杀爆弹打坦克需要的反应速度及射击精度。
2.2.3实弹攻击坦克的效果
为了验证125mm杀爆弹攻击坦克的效果，1994年10月总师系统与装甲兵装备技术研
究所共同进行了杀爆弹打坦克试验。用125mm杀爆弹对距炮口200m远的坦克首上甲板、
主动装甲板及侧甲板共试验5发，坦克车内放置生物及仪器，试验结论为：只要125mm杀
爆弹命中坦克（不论何部位），都能造成坦克严重毁伤。
-595-

改进与发展
2.3杀爆弹在反坦克系统中的地位及作用
综上所述，随着杀爆弹性能的提高及火控系统技术的进步，用125杀爆弹打坦克是切实
可行的，在当前各国忽视防杀爆弹攻击的情况下，用杀爆弹打坦克可以取得意想不到的效果。
如能进一步提高杀爆弹的性能，其将会在未来的反坦克系统中发挥巨大的作用。
3进一步提高125mm杀爆弹性能的设想
3.1提高杀爆弹射击精度的办法及可行性分析
3.1.1提高弹体毛坯加工精度
自前工厂使用的剪切下料工艺落后，下料毛坯端头不平，热冲时容易冲偏，同时采
用的卧式拔伸设备，也容易将料拔偏。热冲拔伸后的毛坯壁偏差平均在4～5mm，最大
壁偏达7mm，经过多次荒车、半精车及精车后也很难消除，目前成品壁偏差只能控制在
1mm内，实测偏心距最大达0.20.4mm，如能改造现在落后设备，减小壁偏差，减小偏
心距，能进一步提高杀爆弹的飞行稳定性。同时由于壁偏较大，弹体精车后毛坯弹重公
差在250g左右，成品弹重一般在三个弹重符号内，给部队使用带来许多不便，同时也影
响射击精度。
3.1.2提高初速缩短飞行时间
125mm杀爆弹常温初速为850m/s，1000m飞行时间约1.2～1.3s，而穿甲弹飞行1000m
大，1000m以上距离飞行时间较穿甲弹要大一倍以上。由于杀爆弹飞行时间长，对方坦克有
较长的反应时间，降低了杀爆弹的命中精度。
如能提高杀爆弹初速，可以缩短飞行时间，增加直射距离。如杀爆弹初速提高100m/s，
1000m距离可以缩短飞行时间0.1s以上；弹道高2m时，直射距离由初速850m/s的1010m
增大到初速950m/s的1126m，直射距离增加了110多米，有利于提高命中精度。
但这项改进，存在以下两方面的问题：
(1)125mm穿甲弹炮口动能较杀爆弹大，而杀爆弹炮口动量较穿甲弹大。在弹重不变的
情况下，炮口动量增加12%（炮口动能仍低于穿甲弹）；如适当降低弹重，又涉及弹丸威力
问题。对这项改进，坦克、火炮能否承受，需从总体角度进行论证。
(2）需采用新的发射药、新的装药结构，在提高初速同时，保证火最大膛压不增加。
3.1.3采用新式尾翼稳定装置
目前125mm杀爆弹采用的是靠惯性力张开的尾翼稳定装置，在弹丸出炮口时，尾翼
片由前向后转动，张开到位时翼片与弹轴垂直，如图1所示。这种尾翼结构工艺简单、作
用可靠，但弹形系数大，飞行阻力较大，开翼同步性差。图2为用XG-1狭缝式高速摄影
机拍摄的弹丸距炮口7.3m处的飞行照片，图3为用LBS-70mm高速摄影机拍摄的弹丸距
炮口5.2～5.83m处的飞行照片。弹丸出炮口后，因初始扰动而存在一定的章动角，对垂直
尾翼来说，章动角越大，纠偏力矩越小，因而克服章动需要的时间较长，致使弹丸精度变
差。
-596—

125mm杀爆弹在反坦克系统中的地位及进一步改进设想
73式100mm滑杀爆弹采用的是气缸式前张尾翼稳定装置，在弹丸出炮口后，翼片由后
向前转动，张开到位后，翼片呈后掠姿态，如图4所示。这种后掠姿态对章动角的纠偏力矩
较大。目前采用的气缸式尾翼稳定装置的优点是尾翼张开迅速，同步性好，作用可靠，而且
由于尾翼后掠，对章动角的纠偏力矩较大，阻力小，可使射击精度提高。但也存在许多缺点：
气缸内压力跳动大，设计不好会造成啮合部位严重变形，甚至破坏；张开时翼片所受冲击力
700
过大；另外，气缸尾翼结
672676
构复杂，存在硬性抗力件，
58
不能100%检验，生产成本
高、周期长，产品质量难
以保证，这方面我们在100
滑产品上有前车之鉴。
图1惯性力后式张尾翼稳定装置结构图
图2XG-1拍摄的弹丸距炮口
图3LBS-70mm拍摄的弹丸距炮口
7.3m处的飞行照片
5.2~5.83m处的飞行照片
100滑杀爆弹的稳定装置，有其优点也有它的不足，如能保留除气缸以外的设计思路，
取消气缸，用其它理论控制开翼，设计一种全新的尾翼稳定装置，是可行的，也是可能的。
自1990年开始，沈阳工业学院研究的“高速滑膛弹后效开翼技术研究”课题，先后在
25mm尾翼稳定杀爆弹及73式100
滑杀爆弹上进行了试验，其结论是：
利用炮口二维气流，可以使高速滑
膛尾翼弹的尾翼在后效期内张开到
位，作用可靠，彻底消除了采用气
缸所带来的缺点。目前后效开翼技
术理论比较成熟，经过结构参数合
理匹配，用于125mm杀爆弹上，减
小初始扰动，可以提高弹丸的射击
精度。后效开翼稳定装置结构见图
5。
图4气缸式前张尾翼稳定装置结构图
-597

改进与发展
图5后效开翼稳定装置结构图
3.2提高弹丸威力的办法及可行性分析
3.2.1压装HEXAL（海萨尔）炸药
目前125mm杀爆弹压装钝黑铝炸药。钝黑铝炸药与HEXAL30炸药性能比较见表3。
表3钝黑铝炸药与HEXAL30炸药性能比较表
炸药
钝黑铝炸药
HEXAL30
成分组成
80%钝化黑索金+20%铝粉
67%黑索金+30%铝粉+3%石蜡
典型密度/g·cm3
1.88
1.75
爆速/ms'
7925
7898
17420
爆热/·kg"
14688
撞击感度
4~8
40
8~12
摩擦感度
68
热分解温度/℃
212.8
208
由表3可以看出，HEXAL30炸药从威力及装药感度等方面，均优于钝黑铝炸药.目前
125mm杀爆弹压装钝黑铝炸药，平均压药密度为1.75g/cm3，装药量为3.53kg；如压装HEXAL
30炸药，压药密度可达1.80～1.85g/cm3，装药量可达3.63～3.73kg，HEXAL30炸药的威力
较钝黑铝炸药提高7%～10%，相当于5.86.0kg的TNT当量，可较大幅度提高威力。
目前HEXAL30炸药已广泛应用于小口径高炮杀爆弹上，其压药工艺远远优越于钝黑
铝炸药，是钝黑铝炸药的替代品。如在125mm杀爆弹上压装HEXAL30炸药，在不改变现
有弹丸结构的前提下，可大幅度提高弹丸的威力。
3.2.2发展多功能弹
据资料介绍，莱茵金属有限公司目前正在致力于开发新型120mm杀伤爆破弹，以替代
现役的DM12AMP式触发引信多用途破甲弹。该新式弹药装有一种后膛设置的智能电子时
间引信，具有横向和前向破片杀伤模式，据公司称，该弹优于博福斯公司和以色列军事工业
公司为瑞典的豹-II坦克而研制的触发引信爆破弹，其主要用于对付软和半硬目标，包括在
遮蔽物后的目标或建筑物内的目标，其前抛破片提高了对直升机的命中概率。
我们可以借鉴西方国家的杀爆弹发展经验，发展我国的多功能杀伤爆破弹药。
-598-

125mm杀爆弹在反坦克系统中的地位及进一步改进设想
针对武装直升机对坦克的威协，可在现有杀爆弹基础上研制预制破片弹，配无线电近炸
引信打击武装直升机。
1992年我们对俄0Φ26型125mm杀爆弹（压装A-X-I炸药）进行了冲击波超压试验，
结果见表4。
表4俄0Φ26型125mm杀爆弹冲击波超压试验值
2.99
7.95
靶距/m
4.81
10.95
14.83
超压/MPa
0.404
0.047
0.124
0.0031
0.022
由《弹丸设计理论》，当冲击波超压达0.4～0.5MPa时，将对中型坦克和重型坦克造成
严重损坏。由表4可见，当弹丸距坦克3m内爆炸时，将对坦克造成较严重的毁坏。如125mm
杀爆弹配无线电近炸（碰炸）多用途引信，根据作战需要，调节功能转换开关，需直接命中
目标时，使用碰炸功能；如不需要直接命中目标时，使用近炸功能，使弹丸在距目标3m内
爆炸，增大杀爆弹对目标的毁伤作用，这在一定程度上弥补了杀爆弹速度低、飞行时间长等
目前，我国已具备独立研制无线电近炸（碰炸）多功能引信的能力。
4结束语
综上所述，由于现有坦克的防护装甲都是针对防护穿甲弹和破甲弹攻击而研制，未考虑
防护杀爆弹的攻击，这就给杀爆弹打坦克创造了条件。
125mm杀爆弹在弹丸精度、爆炸威力及引信瞬发度等方面有了大幅度提高，火控技术
也有了很大的进步，这些条件使125mm杀爆弹直接打坦克成为可能。
依据目前的技术，125mm杀爆弹在威力及精度等方面有进一步提高的可能。
因此可以说，125mm杀爆弹在未来的反坦克弹药中具有重要的地位，必将发挥越来越
大的作用。
-599—

关于125mm坦克炮增配制导炮弹的一点设想
刘荣忠‧黄昆
（南京理工大学）
摘要本文提出了为125mm坦克炮配备制导炮弹的概念，给出基本构成及威力、精度和战术使用
的分析结果，认为这是一种现阶段容易得到成果的举措。
关键词坦克炮制导炮弹威力命中概率
1 引言
从最近世界上发生的几次局部战争来看，现代战争的一个共同点是使用高新技术武器，
有人把这种高新技术的争战称之为“科学家间的战争”。
一二三工程火力系统是高新技术的产物，它采用了某些先进技术，或者利用各种技术进
行有效的综合或集成，使性能上了一个新台阶，有了一个质的飞跃。但由于时间的限制，坦
克配备的弹种都是常规弹种。常规无控弹药远距离命中目标的精度较差。
弹药是武器系统中执行预定战斗任务的“有效”部分，是武器系统作战效能的最终体现，
而且是战争中消耗量最大的物质。随着世界上弹药向精确化方向发展趋势，加之国内小型化、
抗高过载技术的日趋完善，坦克增配一个新弹种一一制导炮弹的条件已经具备。同时符合中
央军委的质量建军、科技强军的方针，实现由规模数量型向质量效能型转变，立足我国国防
科技能力和水平，以我为主，多手段、多途径、千方百计促进我国军事技术的进步，提高我
军武器装备的技术含量。
2方案设想
制导炮弹是在原125mm杀伤爆破弹基础上，采用减小壁厚、减小初速、增加火箭发动
机助推，采用高能炸药8701，基本上保持威力不减。制导炮弹采用激光驾束制导体制，这
样不需要在系统上增加太多的设备，不影响坦克的正常使用。
制导炮弹由机舱、战斗部舱、发动机舱、电子舱和弹尾托组件五大部件组成，舵机舱
位于制导炮弹的前部，接着依次是战斗部舱、发动机舱、电子舱和弹尾托组件。战斗部舱长
250mm，装药直径100mm，装药密度1.68g/cm，装药量3.3kg，TNT当量4.95kg。制导炮
点是：弹上制导系统相对简单，没有复杂的导引头，成本低，质量小。接收系统在尾部，只
接收后方来的信号，因此不会受到目标方向发出的干扰，抗干扰能力强。观瞄与跟踪系统和
激光照射系统装在坦克的控制装置里。
为了解决制导炮弹的发射强度问题采用减装药办法，使常温膛压小于240MPa，通过
内弹道计算可得，初速降为400m/s以下。在这种加载条件下，通过受力分析，建立力学
-600—

关于125mm坦克炮增配制导炮弹的一点设想
模型，使用有限元分析方法，采用大型软件ANSYS进行了计算，得到全弹最大等效应
力0ffmax=986.54MPa，小于50SiMnVB的，=1078MPa，可见弹体发射强度能满足要求。由
计算结果可以看出炸药发射强度亦满足要求。将末制导炮弹、炮射导弹等弹种抗高过载技术
用于125mm制导炮弹，估计解决电子元器件的发射强度没有多大问题。
为了比较125mm杀爆弹和制导炮弹的命中概率，根据125mm杀爆弹的立靶密集度，
以T-72坦克作为典型目标，建立数学模型，使用蒙特卡罗方法进行了计算。计算结果见
图1，制导炮弹的命中概率曲线也列于图1中。由图1可以看出：在1km以内，制导炮弹的
命中概率不如125mm杀爆弹；在大于2km的区域内，制导炮弹的命中概率远远大于125mm
杀爆弹的命中概率。若按零壹毁伤律，可见，该制导炮弹的毁伤概率远远高于125mm杀爆
弹的毁伤概率。制导炮弹相对于125mm杀爆弹来讲提高了作战距离。
制导炮弹
0.8
榴弹
0.4
0.2
1000
2000
3000
4000
距离/m
图1发射125mm杀爆弹与发射制导炮弹命中概率的比较
3结束语
根据以上分析，我们认为：125mm坦克炮增配制导炮弹在技术上是可行的，条件是成
熟的。采用激光驾束制导体制，这符合我国国情，重点在追求总体性能先进。在目前阶段，
不宜强调“打了不管”，可先局部采用高新技术，降低研制成本，缩短研制周期，以便一代
一代地发展。我们相信，只要指导思想正确，方法得当，经费有保障，我国的125mm坦克
炮制导炮弹可以在较短的时期内研制出来，从而形成一个新的“杀手铜”。
一601-

125mm杀伤爆破弹对直升机的毁伤研究
李向东‧张运法‧赵国志
(南京理工大学)
摘要本文重点分析了125mm杀伤爆破弹破片对武装直升机的毁伤。通过对弹药和直升机目标的分
析、简化处理，建立起弹药破片场分布和目标等效靶厚度及部件毁伤等级；考虑弹丸、目标的动态交
汇情况，进行了目标毁伤计算，给出了计算分析结果，认为125mm杀爆弹在距武装直升机3m之内爆
炸，具有较强的毁伤能力；随着距离的增加，对目标的毁伤能力快速表减。
关键词杀爆弹武装直升机毁伤破片
1 引言
弹药是用来攻击不同目标，完成各种战斗任务的工具。弹药和目标是战场上的一对矛盾，
弹药采用某种毁伤手段，极力使战场上的目标丧失其战斗能力；相反，自标则通过自已的防
御能力与弹药对抗，竭力发挥自已的功能，完成其战斗使命。弹药设计者，致力于提高弹药
对目标的杀伤威力；目标的设计者，则努力提高目标在弹药威胁下的生存能力。实质上，两
者是从不同的角度考虑同一个问题，即弹药和目标的毁伤关系，这种研究对弹药的论证、研
制、效能评估、靶场验收、战场指挥、弹药使用以及目标防护的设计和改进都具有非常重要
的意义。
从研究方法来讲主要有两种，一种是通过模拟试验、实物靶场试验、真实战场试验等硬
手段为主获取数据；另一种是通过理论分析、综合计算、战例统计、专家评估等软手段进行
弹药效能或目标易损性评估。前者所得数据反映真实情况，但适用的范围面较窄，且成本高；
后者通用性强、成本低，如果其试验基础强，模型合理，其结果能在很大程度上反映真实。
自前趋于采用以计算机模拟为主的研究方法。
本文就采用理论分析、综合计算的方法分析计算125mm坦克炮用杀爆弹对武装直升机
的毁伤情况。
2弹药分析及破片场的建立
2.1弹药性能分析
125mm坦克炮杀爆弹是尾翼稳定式杀伤爆破弹，全弹重23.2kg，内装钝黑铝炸药
3.53kg，主要靠爆炸后形成的破片(自然破片)和冲击波毁伤目标。本文重点分析破片对目
标的毁伤。
2.2破片场的建立
弹丸在终点处爆炸后，形成大量的破片，并以一定初速、一定的方向向四周飞散，形成
-602-

125mm杀伤爆破弹对直升机的毁伤研究
一个破片场，为了分析目标在弹丸作用下的毁伤，必须分析毁伤元素在毁伤场中的分布，主
要包括弹丸形成毁伤元的数目、大小及其它们的分布、初速和方位。
为此首先作如下简化处理和假设：
壳体
(1）把一个具体结构的弹丸剖分为
许多单元环(如图1),近似视单元环为圆
炸药
环，并服从相同截面简形弹的破碎规律。
因为根据筒形弹试验，当长径比大于2~3
后，端部效应对其破碎规律的影响已不明
图1单元划分示意图
显，即简形弹的整体破碎规律与弹上任一
圆环的规律相似。
(2）在同一分散方向上的破片初速相同。
2.2.1单元体形成的破片数及其分布规律
壳体爆炸后，单元体形成大小不均的破片，破片总数目为：
N。= Mo/μ
(1)
式中Mo
-单元体金属壳体的质量(kg)；
单元体形成的破片的平均质量，可用Magis公式确定：
μ= Ktd /3T, /T,(I+ 2C/Mo)
(2)
-单元体平均壁厚(m);
其中
K--实验系数(K=1.3297);
一单元体内炸药质量(kg);
一单元体平均内径(m)；
T,弹丸材料系数;
T。炸药当量系数。
根据Mott公式，破片数量分布服从如下规律：
f(m)=N(≥m)/N。= exp[-(am/ μ)^ ]
(3)
式中 f(m)
一破片数量分布概率函数；
N(≥m)一质量大于等于m的破片累计数量;
一经验常数，对于薄壁弹丸取1/2，对于厚壁弹丸取1/3；
常数，其值为：
a-
当=1/2时
当=1/3时
2.2.2破片初速
单元体的破片平均初速可由Gurney公式计算：
Vo = D/C/ M。(2+C/ M)
(4)
式中·vo-破片初速(m/s);
D—炸药爆速(m/s);
-603-

改进与发展
C/Mo-
一炸药和壳体质量比。
2.2.3破片空间分布规律
破片空间分布近似呈正态分布规律，其密度分布函数为：
n() = exp[-( -)2 (2α2)]/(/2 )
(7)
式中
一弹轴与飞散方向的夹角，称为飞散方向角；
一空间分布的中心方位角；
一正态分布的均方差(对于自然破片通常取为5°)。
中心方位角主要与起爆位置有关，可用Taylor公式计算：
= /2 + Vo sin β/2D
(8)
式中　β—爆轰波阵面与单元壳面之夹角；
D--炸药爆速。
2.2.4全弹破片场的合成
由式(3)得单元体形成破片在(m,m+4m)之间的破片数为：
N'(m) = No[f(m) - f(m + Am)
(9)
=No
再由式(7)得区间(@,Φ+△@）内质量在(m,m+△m）之间的破片数：
(-)
am+am
N'(β,m)= N'(m)
2g?
(01) p
N=p(d)
12
对弹丸所有单元体叠加，即可得弹丸形成的破片场中，区间（,+A)内，质量在
(m,m+Am)之间的破片数：
N(β,m)=ZN(P,m)
(11)
式中n-—弹丸的单元体数目；
N(p,m)—第i个单元体产生的在区间(,Φ+Ap)内，质量在(m,m+Am)之间的破
片数。
由式(8)得单元体形成的分布在(,+Aβ)之间的破片数为：
()2/22
N'(β) = N。
(12)
2
分布在(,+△)内的破片初速，可用平均的方法求得：
Z0.N;(0)
(0) = 三l
(13)
Z(0)
式中　 Voi—
一第i个单元体形成的破片初速；
-604-

125mm杀伤爆破弹对直升机的毁伤研究
N()一第i个单元体形成的分布在(,+△)内的破片数。
3目标分析及简化处理
3.1目标性能分析
米24D是前苏军装备的武装直升机主要机型，约有1000多架装备部队，它是在米-8运
输直升机的基础上研制成功的专用武装直升机，由于其作战能力强，对装甲部队的威胁很大，
故西方国家均将其作为目标进行过研究。
本文亦以米24D为目标，研究其在杀爆弹作用下的毁伤。
武装直升机的性能好，机动灵活，具有全天候作战能力，且配备有较强的武器火力系统，
因此在军事上得到广泛的应用，可以用来攻击地面目标、校射、空降作战、空中动机、反潜
救护、运输等。
目标必须具备的功能与其战场使命相联系，也就是说，目标在战场中承担的任务不同，
应具备的功能亦不同。在此假设直升机的任务为攻击地面目标，则直升机就必须具备飞行功
能和弹药准确投射功能。
米24D为单旋翼带尾奖型直升机，两个驾驶舱呈纵向排列，前舱为射击员兼副驾驶员，
后舱为正驾驶员，机身两侧有短翼，左右短翼共有三个武器挂点。主旋翼为左旋型式，有五
片玻璃钢主浆叶，主浆毂采用液压减摆器的有铰结构，尾翼安装在斜梁后上方，有三片桨叶。
两台涡轮发动机，并排安装在加强舱的后上方，其它各系统的构成和功能，这里不再做详细
分析。
3.2目标简化处理原则
无论采用何种模型或方法，在计算或分
析目标的毁伤时，必须对复杂目标予以简化
处理，简化的程度应与计算分析模型相匹配。
本文采用下列方法和原则对目标进行处理。
图2为直升机简化图。
（1）构成目标的零部件可分为关键部件
和惰性部件两类。关键部件若被其它部件遮
蔽，如果不可能被毁伤时，在计算过程中可
以略去。惰性部件在毁伤研究中，主要考虑
其遮蔽作用，如果其体积较小或抗破片侵彻
图2直升机简化图
的能力较差，可近似认为其无遮蔽能力，也
予以略去。
（2）关键部件的提取仅停留在系统或部件层。如发动机的毁伤，可能是由构成发动机
的某个零件的失效引起的，但若对发动机毁伤机理的研究不够深入时，就直接以发动机为关
键部件，而不再向下层分解。
（3）把目标中的各种部件，根据其在目标毁伤中的作用，分别用一定厚度、一定形状
-605-

改进与发展
的模拟靶进行等效简化。
4目标毁伤级别和关键部件分析
4.1目标毁伤级别的划分
战场目标均是为了执行或完成一定军事作战任务，因而，目标的生命表现为执行既定任
务的各种功能的正常发挥，目标的毁伤则意为其相应功能的丧失。
由于目标结构复杂，功能多样，目标的毁伤可能是各种功能的同时丧失，也可能是几种
功能的丧失或几种功能的不同程度的丧失，为了尽量准确地描述目标的毁伤，常把目标的毁
伤分成很多级别。
对于飞机的毁伤，常用如下五个毁伤级别：
KK级一一飞机被击中立即解体，即灾难性毁伤；
K级一飞机0.5min失去控制；
A级——飞机在5min内失去控制；
B级飞机不能返回基地；
C级飞机被击中后不能完成其作战任务。
4.2目标关键部件分析
飞机目标非常复杂，都是由很多系统构成，同时系统又有许多子系统和部件构成。在毁
伤元作用下，有些部件的毁伤将导致目标某种级别的毁伤，而有些部件的毁伤则不至于使目
标毁伤。若部件的毁伤能导致目标毁伤，这类部件称之为关键部件，否则为惰性部件，这里
采用毁伤树技术分析目标的关键部件，具体分析过程不再祥述，图3为米24D武装直升机
的C级毁伤树图。
F：直升机C级毁伤
Fi：动力系统毁伤
F4：弹药毁伤
Fs：驾驶员全部受伤
Fiu：发动机毁伤
F12：燃料系统毁伤
Fs1：主驾驶员受伤
F13：液压油箱毁伤
F52：副驾驶员受伤
Fi11:主发动机毁伤
F112:备用发动机毁伤
F121：主油箱毁伤
F122：前燃料箱毁伤
F123：后燃料箱毁伤
图3直升机的C级毁伤树图
由毁伤树图可知，C级毁伤的关键部件有：主发动机、备用发动机、正驾驶员、副驾驶
员、液压油箱、仪器箱、弹药、主油箱、前后燃料箱，其中，备用发动机和副驾驶员分别是
主发动机和正驾驶员的穴余部件。
-606-

125mm杀伤爆破弹对直升机的毁伤研究
4.3部件等效靶厚度的确定
对于一个实际部件，由于其内外构形的各向异性，不同的入射点和入射方向，破片使部
件失效或穿过该部件所必须的侵彻深度不同，这里取部件各处抗弹厚度的平均值作为部件的
抗弹厚度。不过此厚度，指的是部件本体材料，而模拟靶通常采用某一种材料(如LY12铝合
可根据原部件本体材料与靶体材料的强度极限比进行折算得到：
h = hoQ0/α
(12)
式中 ho—
原部件的平均抗弹厚度；
表1直升机关键部件等效靶厚
0。——原部件材料的强度极限；
等效靶厚/mm
编号
部件名称
S—等效靶的强度极限。
左发动机
15
右发动机
15
通过简单分析和处理，得到了武装直升机
主油箱
前燃油箱
关键部件等效靶厚如表1。
后燃油箱
4.4部件毁伤准则
液压油箱
拉杆
减速器
确定部件毁伤准则是一项很难的工作，部
主驾驶员
5.7
件的工作原理、内部结构特征等都直接影响部
10
副驾驶员
5.7
着陆齿轮箱
件的易损性，准确的毁伤准则大都需要在试验
12
仪器箱
的基础上得到。
10
枪舱
13
本文所用毁伤准则为：若破片穿透部件的
等效靶，则认为部件毁伤。
5弹丸与自标的动态交汇分析
弹丸在目标附近爆炸，形成的破片以自己已的运动规律向四周运动，同时目标也在运动，
这说明毁伤元与自标交汇过程是动态的，所以必须进行动态交汇分析，分析可能命中目标的
毁伤元，如果命中，判断命中目标的部位以及命中目标时的参量(如着角、着速等)。
5.1破片运动分析
弹丸爆炸后，破片以一定的初速向外运动，由Gurney公式得到的破片初速是弹丸静止
爆炸时的速度，实际上弹丸爆炸时存在一定的终点速度，因此需要叠加弹丸的终点速度。
(13)
Vod-Vo+Vb
式中Vod—破片初速矢量；Vo——弹丸静爆时破片速度矢量；Vob——弹丸在爆炸瞬刻的
速度矢量。
破片向外运动过程中，受到重力及空气阻力的作用。由于破片与目标的交会过程持续时
间很短，所以这里不考虑重力的影响，仅考虑空气阻力的影响，则破片以一定的初速作直线
减速运动，速度衰减服从以下规律：
-607-

改进与发展
(14)
VD =Vod 'e-K,D
(15)
Ka =cpogA, /2m
式中
Vod
破片初速(m/s);
空气的阻力系数(自然破片取c=1.5);
破片质量(kg);
空气密度(kg/m²);
Po
重力加速度(m/s*);
一破片平均迎风面积(m²);
A, -
破片运动距离(m);
破片运动距离D时的速率(m/s)。
VD"
目标运动分析
5.2
目标的运动规律比较复杂，而交会过程持
续时间很短，为了简化计算，这里假定在破片
与目标的动态交会过程中，目标作匀速直线运
动，速度矢量为VT。
5.3破片与目标的交汇分析
假设弹丸爆炸时为0时刻，目标位于To
To
点，t=T时刻，破片与目标交汇，交会点为
图4破片与目标交汇示意图
S(x1,y1,z1)；此时目标运动到Q点，如图4所
示。
破片与目标交会必须满足以下两条件：
(4)
ET。 + ToQ +QS = ES
(5)
0(Xi, y1, zi)=0
其中:
(6)
ToQ=V -T
ES = {
(7)
p(x,y,z)=0为目标表面曲面方程。
ET +Vr -T+QS= fy, dt
(8)
目标毁伤计算
上节已经分析了毁伤元与目标的动态交会过程，由此可以判断出毁伤元是否命中目标以
及命中部位(或关键部件)、命中目标毁伤元的特征参数(着角、着速)，进而根据命中目标部
位(或部件)的抗毁伤能力计算对部件和目标的毁伤。
6.1破片的入射参量
破片命中目标(或部件)时，目标也在运动，因此破片的入射速度v为破片相对于目标的
-608-

125mm杀伤爆破弹对直升机的毁伤研究
速度，即
(21)
V,=Vm-VT
式中　m
破片命中目标时破片的速度；
一目标运动速度。
破片的入射角为Vp与入射点处目标外法线矢量C的交角，用专表示，如图5所示，则
= arccosVp *(-cp)/lv, !
(22)
若破片的入射角较大时，破片将跳飞，认为
对目标无毁伤作用。跳飞条件为：≥c其中c
为破片跳飞的临界入射角。
6.2破片对等效靶的侵彻
在对目标进行处理时，把目标的关键部件都
简化为一定厚度一定形状(规则)的等效靶，如果
破片能穿透等效靶，认为破片对部件有毁伤能力。
破片对等效靶的侵彻，用极限穿透速度的形
式来表示，如果破片的速度大于极限穿透速度，
图5破片撞击目标时的入射角
认为该破片为有效破片，否则为无效破片，不予
考虑。
经过破片对靶板的实验，得到破片对金属靶板的极限穿透速度公式如下：
V, =[2ko,h3/2 s3/4 p, / mpg"]/2
(23)
式中k实验符合系数(其值取0.002);
,靶材强度极限(Pa);
破片质量(kg);
m-
h—靶板厚度(m);
S—破片着靶面积(m²);
P,、P，分别为靶板与破片的材料密度(kg/m3)。
可见，破片对靶的极限穿透速度取决于靶板和破片的一些特性(如靶强度、破片形状、
撞靶姿态等)，对于自然破片，由于形状的不规则性，使其在空中运动的姿态是随机变化的，
这就决定了其撞靶姿态是随机的，因此，破片对靶板的穿透能力也是随机的，对部件的毁伤
存在一个毁伤概率，该概率可根据目标的等效厚度、破片的质量、速度和入射姿态计算。
6.3部件的毁伤
假设弹丸爆炸后共生成N枚有效破片，交汇面可能被1枚有效破片击中，亦可能被2
枚击中，，甚至被N枚击中，现设单块有效破片击中部件面的概率为Ph，则面被i块
有效破片击中的概率服从二项式分布，即
—609-

改进与发展
g(i) = Ci P,i(1 - P,)N-i
(24)
当Ph很小，N很大时，可得：
g(i) =(NP,)' e-NP, /i!=n e-"e /i!
(25)
其中：ne=NPh为命中部件面的有效破片数的数学期望值。
单枚有效破片对部件的毁伤概率为Ps，不考虑毁伤积累，且认为各有效破片对部件的
毁伤是相对独立的，则被i枚有效破片命中下，其毁伤的概率为：
P(i) = 1-(1-Ps)
(26)
则部件被毁伤的概率为：
Zg(1)P(1)=n;e-"[1-(1-P,)1/i
D(C)
(27)
当N很大时：
Zn, /il=e" -1
Zn;(α-P,) /i=en(-P)-1
(28)
所以
p(C) =1 -e-n。P
(29)
6.4命中部件的有效破片数计算
命中部件的有效破片ne为
ne=nn·E=P,-S.E
(30)
式中nn击中该部件的破片总数;
E—一判断破片是否有效的一个系数，E=
0<yf
S——该部件的迎弹面积；
P,——破片密度。
6.5
目标毁伤计算
毁伤树表示了飞机的毁伤与各系统(或部件)毁伤之间的关系。根据毁伤树图、关键部件
的毁伤，可计算得到整个飞机目标的毁伤。在此要指出的是，通过计算得到的是飞机目标在
某种级别下的毁伤概率，对于不同级别的毁伤要采用不同的毁伤树图，因为不同级别的毁伤
是由不同部件的毁伤(或相同部件不同程度的毁伤)引起的。所以对不同的毁伤级别得到的毁
-610-

125mm杀伤爆破弹对直升机的毁伤研究
伤概率不同，下面简单计算直升机的C级毁伤。
7 计算与结果分析
这里取弹丸的末速v=540m/s，在某一距离上将弹丸放置在目标四周以及目标的正下方，
共取九个位置，分别计算不同方位时对目标的毁伤概率，取平均值，得到该距离对目标的平
均毁伤概率，如图6所示为目标毁伤(平均)概率随距离的变化曲线。
由曲线可知，125mm杀爆弹在3m范围内对直升机目标具有较强的毁伤能力，随着距离
的增加，对目标的毁伤能力快速衰减，这是因为随着距离增大，破片的速度减小，并且破片
的密度和覆盖目标的破片飞散区间减小，所以作用在目标上的有效破片数减少。
本文计算所用直升机目标部件的等效靶厚以及部件的毁伤准则都是根据经验估算的，计
算结果仅供参考，旨在提供一套毁伤的分析和计算方法，如果需详细分析目标的毁伤，可以
在试验的基础上建立部件的毁伤准则。
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
概率
0.4
0.3
0.2
0.1
距离/m
目标毁伤概率随距离变化曲线
图6
-611-

坦克炮对空通用无线电近炸引信的初步技术方案
潘公权
（兵器工业第212研究）
摘要本文针对我国当前坦克装甲车辆在现代化战争条件下尤其是电子战条件下的差距，提出
了坦克炮对空通用无线电近炸引信的初步方案。该方案在抗干扰性能和通用性方面将优于传统
的无线电近炸引信，可望成为提高我军坦克车辆对空自卫反击能力一种有效途径。
关键词坦克炮近炸引信技术方案
1引言
随着武装直升机的崛起，坦克装甲车辆不仅遭遇到地面反坦克武器装备的攻击，同时还
面临着空中的严重威胁，在传统的坦克装甲车辆弹药配置中还没有对空弹药，这种配置已远
远不适应现代战争的需求。国外近年来迅速发展装甲车辆的对空弹药，已配备了对空（主要
是对付武装直升机）武器弹药，包括导弹。目前国内坦克车辆防空能力非常有限，即使是前
年定型了105mm坦克炮榴弹无线电近炸引信，其适用范围也是很有限，不能通用于滑膛炮
上，与现代战争尤其是电子战条件下的需求差距很大。配置一种在电子战条件下抗于扰性能
强的坦克炮瘤弹通用对空无线电引信，是在近期内提高我军坦克车辆对空自卫能力的有效捷
径之一。
2战术技术指标要求
2.1作战使命与任务
通用于线膛和滑膛榴弹，用以提高坦克的防空和反武装直升机的能力。
2.2主要战术技术指标
(1）引信具有近炸、碰炸和自毁功能。
(2）引信对高度为30~50m空中目标最小攻击距离2200m，有效作用距离为7m。
(3）对空正常作用率≥90%。
(4）引信安全性应符合GJB373A-97《引信安全性设计准则》的要求，特别是
①引信为隔离雷管型；
②引信安全系统满足穴余保险要求；
③引信具有延时解除保险性能，炮口撞击安全距离不小于30m；
④引信所用导爆药和传爆药应是经国家主管部门批准应用的且符合相容性要求；
③引信应具有保险或解除保险状态的判断方法或标志；
③各阶段的安全失效率满足要求。
-612-

坦克炮对空通用无线电近炸引信的初步技术方案
(5）引信应具有良好的抗干扰能力，其性能应优于现装备的无线电引信。
(6）引信满足GJB573-92《引信及其零部件的环境和性能试验》的有关要求：
引信经受震动、磕碰和12m跌落（程序II）试验后，应能保证勤务处理安全，但不要
求作用可靠；
引信经受温度、湿度、1.5m跌落（程序II）和运输振动一温度试验后满足安全性要求，
且作用可靠。
(7）引信使用环境温度：一40~+50℃。
(8）引信在包装状态下贮存10年后，各项性能仍符合要求。
3初步技术方案
3.1
总体设计思想及设计原则
(1）继承性与创新性相结合
本引信的总体设计目标就是在抗干扰性能和线膛与滑膛杀爆弹通用性等方面优于传统
的无线电近炸引信，至于安全系统、能源和爆炸序列等功能模块在满足战术技术指标的前提
下，尽可能充分利用现有的技术成果，不进行同水平的重复设计，以求总体性能（作用方式、
装定方式与武器系统协调性要求，安全性、继承性与创新性的有机结合，三化要求等）可行、
代价（费用、时间）可接受的设计方案。
(2)“模块化”设计
作为引信的发火控制、安全、能源、爆炸序列和功能装定等子系统应分别组成一系列模
块，在功能、接口、结构尺寸等设计上便于引信的技术更新和提高，有利于引信“三化”，
扩大引信的适用范围。
(3）低成本设计
引信系统的构成
3.2号
引信总体框图见图1，引信原理框图见图2。
引信系统
装定系统
作用系统
安全系统与
探测器
电源
信号处理
爆炸序列
图1引信总体框图
-613-

改进与发展
爬行保险
电碰撞
惯性保险
复原
天线
碰炸
振荡器
点火电路
爆炸序列
隔爆炸
单片机
自毁
预处理器
比较器
近炸
滤波
混频
电防护电路
探测器
信号处理
远接电
电源
定时器
装定
图2
引信原理框图
3.3探测器
目前列装的无线电近炸引信探测器天线主要有弹体天线、脱离弹体的环天线、微带天线；
探测体制主要有连续波多普勒体制和调频体制，探测器电路有自差和零差。
根据本引信的作战使命和用途选用脱离弹体的微带天线方案，探测体制为连续波多普
勒，探测电路为零差探测电路。
3.4信号处理
采用自适应信号处理技术方案。利用回波的频率信息识别目标和确定炸点位置。引信工
作只与多普勒频率的变化规律有关。在不同脱靶量情况下，多普靶频率的变化规律不同，脱
靶量越大，多普靶频率变化越大，这样由多普勒频率的变化特征就可判别脱靶量。按多普勒
频率的变化率来识别目标不仅能提高引信抗干扰能力，还可以减小炸点散布，特别是当弹丸
能命中目标时，由于多普勒频率无明显变化，近炸不工作，引信自动转为碰炸，充分发挥引
战配合的效能，提高弹丸的毁伤效果。
3.5安全系统和能源
根据总体设计思想采用不仅能适应高速旋转的线膛榴弹发射环境，又能满足微旋的滑膛
榴弹发射环境下工作的现有引信的安全系统或稍加改进即可使用。安全系统初步方案是移植
105mm和125mm破甲弹引信的安全系统技术，在此基础上进行适应性改进设计。
-614-

坦克炮对空通用无线电近炸引信的初步技术方案
能源选用热电池方案，可满足微旋和高转速两种弹道环境条件。
3.5爆炸序列
选用现有引信爆炸序列。
4关键技术及技术途径
4.1抗干扰技术
从海湾战争和波黑战场到北约对南联盟的空袭，电子战表现出了强大威力和举足轻重的
作用，使得所有利用电磁频谱的军用电子设备和武器装备都面临着未来电子对抗的严重威
胁，甚至影响其生命力，同时坦克炮榴弹无线电引信处在低伸弹道的环境条件下工作，坦克
炮榴弹无线电引信的抗干扰问题理所当然地成为引信界和使用部门关注的热点，提高引信的
抗干扰性能已成为发展坦克炮对空无线电近炸引信的“瓶颈”问题。
根据坦克炮榴弹对空无线电近炸引信的作战使命，为增强引信反电磁干扰的能力可以采
取如下技术途径：
(1）提高引信工作频率，增加目标信息量；
(2）利用回波的频率信息，取代传统的回波幅值识别和确定炸点位置；
(3）采用近目标的远接电技术。
4.2炸点控制技术
坦克炮瘤弹对空无线电近炸引信的炸点散布直接关系到有效的引战配合和武器装备终
点威力的高效发挥，影响坦克自身的安全，所以炸点控制技术成为本引信的技术关键。
为了提高坦克炮榴弹对空无线电近炸引信的炸点控制水平可采用以下技术途径：
(1）自适应技术；
(2）快速实时信号处理技术。
-615

一种低温感发射装药的内弹道特征
王泽山
(南京理工大学)
摘要本文研究了装药温度系数对弹道性能的影响，利用试验数据分析了低温感装药的膛内
物理过程，阐明了低温感装药降低内压力波和降低温度系数的原理。本研究成果对125mm
坦克炮改进型的装药结构设计具有参考价值。
关键词发射药装药温度系数内弹道
1 引言
本文所述一种发射装药，它由制式火药（主装药MC）和包覆药（B）按一定比例组成
的混合装药（MC+B）。必要时，该装药将配备低温感点火具和其它元件，形成为低温度系
数装药（LTSC，也称为低温感装药）。本文研究了LTSC发射装药的部分弹道性能。
2LTSC 的装填条件
2.1影响LTSC温度系数的装药条件
现在对LTSC的气体生成速率进行简化处理。观查对象是制式火药(MC)、包覆药(B)及
其混合装药(MC+B)。解决温度系数问题的目标是控制混合装药的气体生成规律，并使不同
温度下的气体生成规律相接近。
将燃烧面和火药的燃速看成是初温T。的函数，对气体生成速率求导，得
["(e / ne)s + n"(°le / se)) ('v / 1)= “[(μp/ p) .le /e]
(1)
对于 LTSC 装药(MC+B)有
/.+i/(d-)=i/ap
(2)
式中β是包覆药在整体装药中的质量分数，下角MB、M、B.分别代表混合药、制式药和包
覆药。进步整理，式(2)成为
dMB /dt =(1 - β)Sm UM / AM。 + βS UB / ABo
(3)
式(3)对温度求导，并且忽略随温度变化制式火药燃面的变化量，(aSM/T。)，=0，可得
[ / T。 (dMB / dt)], =(Oum / 2To),(1-β).Sm / AM。 +
(β/ AB,) [(aSB /To)pUB +(Oug /ATo)p - SB]
(4)
-616-

一种低温感发射装药的内弹道特征
由式(4)可知，影响LTSC气体生成速率dMB/dt的因素有：混合比β；药粒的初始体
积 AM。、4。；燃速uB；燃面温度系数(aSB/αTo),和燃速温度系数(dum/aTo)，、
(Oug / aTo)p °
获得零梯度的条件是[α /aT·(dMB /dt)],=O，经整理得
(M。/ AB,) (Sm / Sβ) [(1 - β)/ β) (um / ug) .( In um /To)p
+(@ln Sβ /aTo), +(lnuB /aTo), =0
(5)
在式(5)中，除了(OlnSB/aT。），项为负值之外，其它各项均为正值。即低温感的原理是
LTSC的燃面温度系数抵消了火药的燃速温度系数，并因此改善了装药的温度系数。
2.2混合比β对LTSC温度系数的影响
将获得零梯度效果的条件式(5)改写为
(Oln Sβ/aTo),+(OlnuB /aTo)p
(6)
在加工后M和B两种火药已经确定的情况下，(olnS/aT)，、（lnu/aTo）
M。/4、Sm/SB和um/uB都已成为定值，有
(1-β)(Olnum /To) /β=常数
(7)
当制式火药M的燃速温度系数(lnum/aT。），高时，可以增加混合比β值使式（7）成
立。即通过增加混合比的方法，可以抵消高的温度系数。不同混合比的硝基胍、太根和单芳
等LTSC装药，在105mm、125mm和122mm火炮上的装药温度系数值分别见表1~3。
表1105mm火炮硝基胍LTSC装药混合比与温度系数
(Apm/Pm）/%
温度/℃
Pm /MPa
Vo Im · s!
(△Vo /Vo）/%
混合比M：B
-40
388.8
1533.9
6.5 : 3.5
12.1
15
435.8
1549.1
0.99
50
448.2
1563.7
2.85
0.94
-40
391.7
1535.8
7:3
436.5
1551.1
11.4
15
1.0
8.04
50
471.6
1575.7
1.59
-40
414.1
1544.9
15
450.3
1562.9
8.74
1.17
7.5 : 2.5
486.6
1591.3
8.06
50
1.82
-617-

改进与发展
120mm火炮太根LTSC装药混合比与温度系数
表21
(Apm / Pm) /%
(Avo / vo) /%
温度/℃
混合比M：B
Pm /MPa
Vo /m ·s*!
-40
1709.5
483.1
8:2
15
451.4
1737.0
2.95
1.58
460.0
50
1756.9
1.15
1.91
-40
465.8
1736.2
7:3
15
449.8
1744.6
3.56
0.48
50
473.0
1776.0
5.16
1.80
122mm火炮单芳LTSC装药混合比与温度系数
(APpm / Pm) /%
(Avo / Vo) /%
混合比M：B
温度/℃
Pm /MPa
Vo /m · s'
172.5
574.8
-40
184.6
595.7
7.01
3.64
6:4
15
607.1
5.53
50
194.8
1.91
167.9
566.4
-40
190.0
607.4
13.2
7.24
7:3
15.
50
205.6
623.7
8.21
2.68
2.3MC和B火药燃速、燃烧面和弧厚对LTSC温度系数的影响
将获得零梯度效果的条件式(6)改写为
(uM /uB).(SM /SB).(OlnuM /2To)=常数
(8)
由式(8)可知：当MC火药的温度系数(Olnum/aT。），高时，可以通过降低uM/uB、Sm/SB
值，即相对于MC火药增加包覆药的燃面和燃速，或者减少包覆药的弧厚以获得零梯度的效
果。
200
180
3LTSC的火炮初速
160
可以增加速度的区域
140
120
(1）影响LTSC炮口动能的装填条
80]
件除装药量之外，还有装药的弧厚比、
601
401
混合比、包覆量等参数。弧厚比、混合
20]
比、包覆量等参数，主要是通过温度系
200
300
100
400
500
P./MPa
数的关系影响火炮的炮口动能。即由于
温度系数不同，可利用常温膛压的余
图1常温膛压不同，LTSC可以提高的初速值
量。根据105mm和125mm火炮的数据，
对LTSC装药每增加1MPa的压力，△v是1~1.82m/s。
对于一般火炮装药，LTSC能提高常温可利用的膛压量为原膛压的8%~20%。对常温膛
压不同的火炮，提高初速的最大值也不同（图1），如：
-618-

一种低温感发射装药的内弹道特征
Pm=300MPa，初速增加值Avo是24~109.2m/s;
Pm=400MPa，初速增加值Av。是32~145.60m/s;
Pm=500MPa，初速增加值Av。是40~182m/s。
(2)LTSC可以增速的另一原因是它的高增面性，包覆药的增面值大于6。
4 LTSC 弹道曲线 p~t，V~t 的特点
4.1LTSC膛内压力的发展过程
现取三种装药进行比较。1#，125mm滑膛炮LTSC装药；2#，37mm高炮LTSC装药；
3*，37mm高炮MC装药。其中2*，3*装药为同种火药的MC和LTSC两种装药。图2~4是
这三种装药高、低、常温的p~t曲线，从中发现，MC和LTSC两种装药膛压的发展过程不
一致。
6001
400
50°℃
500
350
50℃
15℃.
300]
15℃
40°C
40℃
300
150
200
100
50
1/ms
t/ms
图2125mm滑膛炮LTSC高、低、
图337mm滑膛炮LTSC高、低、
常温温度p~t曲线
常温p~t 曲线
(1）不同温度下最大压力Pm及
其出现的时间tm
400
350-
对于MC装药的p~t曲线，下角
300 -
50%
H、N、L分别代表高、常、低温，则
250
15℃
200 1
。Tud < Nud < Hud : T"1> Nu}> Hu
40℃
150
对于 LTSC 装药 tmL<tmN<tmH '
100-
或tmL<tmH<tmN;而 PmH、PmN和
PmL 的关系是可以调节的，不遵守
t/ms
PmH>Pm>PmL的规律。
图437mm高炮MC装药高、低、常温p~t曲线
图5是1#，125mmH、LTSC装药
最大压力附近的p~t局部曲线。在高、
低、常温下，最先出现低温（一40℃）的最大压力(CC点)，tmL=3.491mS，Pm=486.3MPa，
而且在CC点附近pm的变化缓慢。其次出现的是常温（15℃)最大压力(BB点)，tm=3.806ms，
Pm=501.4MPa。最后是高温（50℃）最大压力（AA点），tmH=3.984MPa，Pm=520MPa。
但是正常装药（图6，3*MC）在不同温度下Pm出现的次序与1*相反。
-619-

改进与发展
BB AA
550-
350
500
300-
450
50℃
250-
400
15℃
-40℃
200-
350-
300-
150-
250-
1.6
2.0
0.8
1.0
1.2
1.4
1.8
4.0
4.5
5.0
3.0
3.5
2.5
t /ms
t/ms
图637mm高炮的Pm附近p~t局部曲线
图5125mmH、LTSC的Pm附近p~t局部曲线
(2）不同温度下弹道起始段的压力
在弹道的起始段，LTSC高、低、常温的p~t曲线比较接近（图7）。开始，低温的p高
于常温和高温的p。但在t=1.395ms，p=82.16MPa（CC点），常、高温p上升并超过低温p
至DD点，低温p又超过常、高温的p。此时t=3.008mS，p=431MPa。
但是MC装药（图8）在三种温度的p~t曲线却有明显的差别，而且一直保持
PmH>Pm>PmL的趋势，直至出现最大压力。
250↓
500]
200-
400
1501
300
50℃.
MPa
DD
15℃
200
100-
-40℃
100-
50-
CC
0.4
0.6
0.0
0.2
0.8
t/ms
t/ms
图7弹道起始段LTSC高、低、
图8
弹道起始段MC高、低、
常温的p~t局部曲线
常温的p~t局部曲线
4.2LTSC膛内弹丸速度的增长过程
取2#，3*装药在37mm火炮上的试验结果，对MC，LTSC的速度变化趋势进行对比，
图9和图10分别为两种装药在一40℃和50℃的膛内v~t曲线。
图9曲线说明：MC和LTSC在低温时的增速过程不同，MC在前期增速快、后期慢，
但LTSC与其相反，至SS点，LSTC装药的弹丸速度已经超出MC装药的弹丸速度。图10
的曲线说明，高温LTSC的弹丸速度则一直低于MC装药的弹丸速度。与低温相似，LTSC
在后期加速并缩小两种装药的弹丸速度差值。根据了pdt冲量与速度的关系，可以从图11，
图12理解LTSC速度高于MC速度的原因。一40℃，MC装药的Pm先出现，但下降快，其
p~t与LTSC的p~t形成HArea和LArea两个区。两个区冲量值分别为81.96和166.8MPa ms，
两区冲量值的综合结果是LTSC大于MC，冲量差值是84.84MPa·mS。因此，形成图9所
示的LTSC弹丸速度在SS点后超出MC弹丸速度的结果。
-620-

一种低温感发射装药的内弹道特征
50℃，由图12表明的HArea和LArea两个区，冲量差值为46.8MPa·ms，MC的综合
面积大于LTSC的面积。因此，在高温条件下MC初速大于LTSC初速，最大膛压也比LTSC
最大膛压高。
800-
800
SS
LTSC
MC
LTSC
MC
200-
200-
t /ms
.1 /ms
图937mm高炮-40℃的LTSC和
图1037mm高炮50℃的LTSC和
MC 的 v~t 曲线
MC 的 v~t 曲线
3507
4003
300-
350
250
MC
300
0 2001
LTSC
2001
150
100
i Areo=141.SMPa-ms
Area=81.96MPa-ms
100
50
Lo Area= 94.7MPa-ms
581
Lo area=166.8MPa-ms
F0
t/ms
t/ms
图113
37mm高炮LTSC和MC
图1237mm高炮LTSC和MC
装药一40℃的p~t曲线
装药50℃的p~t曲线
5 LTSC 压力变化速率 p'~t 和示压效率ng
5.1 LTSC 和 MC 的 p' ~t关系
在高温和低温的不同条件下，LTSC和
400)
MC分别有各自的压力和速度变化规律，这与
MC
两种装药的温度系数有关。
LTSC
100
在同一温度下，LTSC和MC分别有各自
-100
的压力和速度变化规律，这与两种装药各自的
200
弹道效率有关。
300
不同的规律产生于两种装药在膛内不同
1/ms
的气体生成速率，并可以直接从
dp/dt~t(p~t)反映出来。图13是环境温度为
图1350℃时LTSC的MC的p'~t曲线
50℃的LTSC和MC的p'~t曲线，表4列出
了有关数据。
-621-

改进与发展
表4LTSC和MC在50℃环境温度下的p＇和t值
上升段
下降段
火炮
装药
tm1/ms
P'm2 /MPa - msl
Pm1 /MPa · ms-1
tm2 /ms
MC
37mm高
0.718
375.4
2.085
-213.1
LTSC
37mm高
0.718
240.4
3.072
-121.6
50℃的环境温度下，在pmax点前的
300]
曲线部分，MC的p'值大于LTSC的
/MPa·ms -1
200
MC
p'值，使MC装药的pm出现在小的膛
-LTSC
100
容区,这是 MC 装药 Pm高于 LTSC 的 Pm
的原因。接着MC的p'值又迅速下降，
100
下降的速度大于LTSC装药的下降速度，
-200-
并且迅速达到最低值。
t/ms
MC 的 pm2=-213.1MPa· ms'，几
图14一40℃时LTSC和MC的p？~t曲线
乎成倍于 LTSC 的 pm2 。
在一40℃的低温环境下，两种装药的p~t规律与高温的规律基本一致。MC装药的
p'以高于LTSC的p速度上升，又以高的速度下降，其pm和pm²也都分别高于LTSC的
相应值（图14，表5）。表4、表5可以反映两种装药具有不同温度系数的原因。最大膛压
主要由压力上升段决定，上升段的p’平均值P、计算平均值的标准偏差Sd，以及P在高
低温下的相对变化值Ap'/P'列在表6中。
高~低温段，MC的Ap/P*是LTSC相应值的2.6倍，这是造成MC、LTSC膛压温度系
数不同的直接原因。
表5LTSC和MC在-40℃环境温度下的p和t值
上升段
下降段
装药
火炮
tm2 /ms
Pm MPa ms'
Pm2 /MPa · ms'l
tm1 /ms
37mm高
MC
0.897
282.5
2.364
139.41
37mm高
LTSC
1.408
218.8
3.099
104.10
表 6上升段 LTSC、MCp'和Ap/p'值
P' \MPa · ms
Sd
装药
(Ap'/ p') /%
50℃
40℃
50℃
-40℃
256
180
107
MC
42
LTSC
135
157
64
69.7
18
-622

一种低温感发射装药的内弹道特征
5.2 LTSC 的示压效率ng
混合比β对高、低、常温的示压效率n。有影响，现取适当的β值，LTSC的高、低、
常温速度大于对应的MC速度。
MC和LTSC两种装药的弹道效率不一致。两种装药相比，LTSC装药具有高初速、低
膜压、高示压效率(充满系数)的特征。由于ng=p/ Pm,现在将 p~t 曲线分成 0~ Pm和 Pm~ Pg
两段，每一段的平均压力分别为P,和P2，则
(9)
ng =p/ pm=(Pr +P2)/ pm
表7的数值是根据式（9）计算的。
表7高、低温LTSC和MC的n值
可知，ng值对于高温：MC下降段较上
高温 N g1
低温Ng2
装药
区段
升段n。的相对值高68%，LTSC下降段较上
升段高35%；
MC
0.26
0.16
上升段
低温：MC下降段较上升段n。的相对值
0.22
0.25
LTSC
高38%，LTSC下降段较上升段高80%；
MC
0.27
0.36
低温LTSC的n。值比MC的相应值高
下降段
13%，高温LTSC的n。值比MC的相应值高
LTSC
0.36
0.45
35%。
LTSC的ng值高的原因，高温段主要来
自压力下降段，低温段主要来自压力上升
段。
6弹道稳定性
6.1膛内压差
膛内压差和压力波的存在是装药的正常现象，但它们的存在和发展达到一定程度后就成
为反常的压力波并具有破坏性。异常的压差和压力波的产生与很多因素有关，如点火、药室
的结构、药床的阻力、弹丸的运动状态以及燃气的热力学性质等，它们都将影响燃气的生成
和流动，从而造成燃气在膛内空间分布的差异和不正常地传递。因此，压差和压力波是装药
的整体特征，是装药结构一种综合性的判据，而不是火药本身的属性。
通过试验发现，新发展起来的低温感发射装药（LTSC）对异常压差和压力波的产生和
发展有抑制作用，并比制式发射药的抑制作用强。表8是125mm火炮穿甲弹制式装药（MC）
和LTSC两种装药的实际压差测定值。常温的弹道前期，LTSC的最大压差远小于制式装药
的压差，在火药燃烧后期略小于制式装药。低温的弹道前期，LTSC提取大压差也比制式装
药小，在火药的燃烧后期，制式装药具有较大的压差，而LTSC几乎没有负压差，正压差也
比制式装药小。
-623

改进与发展
表8125mm火炮LTSC和MC装药的最大压差值
挤进周期
燃烧后期
装药结构
最大压差Ap/MPa
负压差-Ap/MPa
时间△t,/ms
正压差Ap/MPa
0.65
16.2
112.0
常温原装药
0.15
10.0
102.0
107.0
0.35
23.5
5.2
0.25
93.7
常温LTSC
5.3
96.7
0.10
3.0
0.20
108.3
0.70
28.0
-73
303.0
低温原装药
21.0
-73
155.0
0.50
0.35
2.8
126.0
181.0
低温LTSC
0.25
1.7
137.0
0.35
4.1
6.2制式装药(MC)和LTSC压差的对比试验
6.2.1试验条件
125mm火炮；LTSC的装药密度高于MC的装药密度6%~10%；结构弹；环境温度
一40、15、50℃；测压点，膛底、坡膛。
试验内容：
12B，LTSC的一40、15、50℃压差试验；
9B，LTSC的一40、15、50℃压差试验；
制式装药(MC)，结构弹；LTSC，结构弹的压差试验；
低温制式装药，结构弹；
低温LTSC，结构弹压差试验。
6.2.2试验结果
(1)12B，LTSC的一40、15、50℃最大压差试验（表9；图15)。
表 9 12B，LTSC-40、15、50℃最大压差
二次峰
一次蜂
序号
TI℃
△ p/MPa
A pi/MPa
时间t:/ms
时间t2/ms
30-11
140
3.18
102.4
30-12
15
2.77
126.8
0.84
18.5
50
0.59
27.4
2.46
143.4
30-13
(2)9B，LTSC的一40、15、50℃压差试验（表10；图16)
弹重q=7.7kg；装药量の=9.3kg。
-624-

一种低温感发射装药的内弹道特征
表109B，LTSC一40、15、50℃最大压差
一次峰
二次峰
序号
TIC
△ p/MPa
A pi/MPa
时间t/ms
时间t2/ms
30-6
-40
2.617
106.5
30-7
15
1.184
29.32
3.022
134.2
30-9
50
29.32
2.617
0.810
112.34
(3）制式装药，结构弹；LTSC，结构弹压差试验（表11；图17）
制式装药，制式结构弹；弹重q=7.3kg；装药量の=8.65kg；Vo=1630m/s。
30-1
制式装药，制式结构弹；弹重q=7.7kg；装药量の=8.65kg；Vo=1675m/s。
30-2
LTSC，制式结构弹；弹重q=7.7kg；装药量=9.65kg；Vo=1759m/s。
3-15
表11制式装药，LTSC不同弹丸质量的最大压差
一次峰
二次峰
T/℃
时间 t/ms
时间tz/ms
△ p/MPa
A pi/MPa
30-1
2.009
70.96
4.416
140
60.98
93.17
30-2
15
4.011
1.570
62.18
30-15
50
2.414
99.71
(4）常温制式装药；LTSC，压差试验（表12；图18）
15℃，12B、9B；LTSC，结构重弹；
15℃，制式装药，制式结构弹。
表12不同装药常温的压差值
一次峰
二次峰
序号
T/C
时间t2/ms
A pi/MPa
A p2/MPa
时间t:/ms
124.5
LTSC12B
2.78
19
2.60
106.6
LTSC9B
19
制式装药
19
4.40
-64.8
2.00
92.2
(5）低温制式装药，低温LTSC；结构重弹压差试验（表13；图19）
15℃，12B、9B；LTSC，结构重弹；
15℃，制式装药，制式结构弹。
表13一40℃LTSC、制式装药压差对比试验
一次峰
二次峰
序号
TIC
时间tz/ms
时间t:/ms
A p/MPa
△ p/MPa
40
106.8
12B
3.81
-40
2.99
9B
133.3
0.93
1.80
18-8D
40
-96.6
196.4
-625-

改进与发展
1603
140
1401
120
40%
120
50
1001
△P/MPa
80-
509
60
40
20#
20-
-20-
-20-
+ /ms
t/ms
图15
图16
9B，LTSC-40、15、50℃最大压差
12B，LTSC-40、15、50℃最大压差
1403
100
2B 301
120-
100
80
△P/MPa
60
*15℃
40
B30
20
20
40
MC 30-2*
40
15
109-
60
-80-
80+
/ms
1/ms
图17
图18
制式装药，LTSC常温的压差时间曲线
制式装药，LTSC的最大压差
6.2LTSC与初速或然误差
LTSC较为系统地配合105mm穿甲弹试
200]
MC18-8D*-40℃
验，并被确定为该弹的装药。装药研究进入
150
9B30-6*-40℃
100
弹道验证阶段后，曾分别研究了工艺因素、
装药条件对弹道性能的影响规律。根据32组
50
试验数据，给出LTSC的或然误差及其统计
12B 30-11*-40℃
FOS-
计算的或然误差：高温32组的平均值为
F001-
1.38m/s；常温32组的平均值为1.61m/s；低
温32组的平均值为2.59m/s。反映各组或然
t/ms
误差值跳动的或然误差，高、常、低温各组
图19
制式装药，LTSC低温的压差时间曲线
的数值分别为0.929、0.98和1.107。至装药
研究的后期，LTSC的初速更稳定（表14）。对比试验表明：初速或然误差LTSC明显地优
于制式装药。
表14：105mm线膛炮LTSC装药穿甲弹的初速或然误差
或然误差T/m·s-1
组序号
50℃
-40℃
15℃
0.456
1.694
1.406
0.891
1.694
1.809
2.538
1.741
0.564
0.477
1.255
-626-

一种低温感发射装药的内弹道特征
6.3LTSC装药的膛压变化规律
通过30mm~125mm等六种口径火炮的装药试验，所得的TLSC在膛底和坡膛处的p~t
曲线都是正常的，具有较好的重现性。图20~23是四种火炮LTSC在一40、15和50℃的p~t
曲线图，其中100mmH所记录的压力是坡膛处的压力，另三种火炮所记录的压力是膛底的
压力。
4007
500↓
350
50℃
50℃
300-
400-
15℃
15℃
250
40℃
-40℃
02001
200-
100-
100-
50-
0-
67
t/ms
t /ms
图20
10mmHLTSC高、低、常温的p~t曲线
37mm高炮的LTSC高、低、常温p~t曲线
图21
50007
600-
50℃
4000-
50℃
500-
15℃
15℃
-40℃
400-
40℃
3000
P/MPa
300-
MPa
2000-
200
1000-
100-
t/ms
t/ms
105mm线LTSC高、低、常温的p~t曲线
图22
图23125mmH的LTSC高、低、常温p~t曲
根据LTSC压差、或然误差和p~t曲线分析，可以得到如下的结果：
(1）LTSC在各种温度下所出现的最大压差，小于相同装药条件下制式装药的压差。
(2）在本研究的条件下，LTSC基本不存在负压差，而制式装药存在正、负压差。
(3）LTSC对抑制压力波的贡献大于制式装药，因为在关键的弹道初期，LTSC的d/dt
值低，弹丸起动压力低，形成一种dp/dt小、在相对长的时间内缓慢增压、大膛容（弹丸起
动早）避免局部超压的燃烧环境。
(4）30mm~155mm共11种火炮多组试验证明，LTSC弹道性能稳定。
627-

高装填密度装药技术在一二三工程上的应用前景
李兵
（兵器工业第202研究所）
摘要本文简述了国内外在高装填密度装药技术研究领域的进展和取得的成果，分析了高装
填密度装药技术的原理及发展潜力，论证了高装填密度装药技术在一二三工程穿甲弹系统上
应用的可行性和发展前景。
关键词内弹道火炮高装填密度装药技术
1引言
为了适应坦克炮和反坦克炮不断提高威力的需求，世界各国都在寻求新的发射技术
措施和途径以达到比常规方法能大幅度提高火炮初速的目的。由于以碳、氢、氧和氮为
基本元素的高能发射药成分的研制受到限制，而装药技术是一个潜力巨大，又是比较容
易实现的技术。因此，在现有火药成分基本不变的情况下，提高装填密度的装药技术研
究广泛地被各国所接受，并且得到了较快的发展和突破。高装填密度装药技术即是一种
在不改变原有火炮和弹丸结构，以及不改变发射药配方的前提下，通过密实技术大幅度
提高发射药的装填密度以使火炮初速得到大幅度提高的发射技术。因此，它特别受到内
弹道工作者的重视。
2国内外研究状况
2.1国外研究状况
国外早在本世纪40年代就提出了利用密实装药技术提高火炮弹药装填密度的设想。70
年代以来，围绕提高火炮初速这个中心问题，开展了广泛的研究，提出了一系列提高火炮初
速的措施。
80年代末期，美国陆军为了提高火炮的性能，特别是提高大口径火炮的初速，提出了
开展新渐增性高密度发射装药概念的研究计划。其目的是“调查在给定的最大压力下达到比
现有普通装药系统初速明显提高的可行性，并尽可能地采用现有发射药的配方及尽量不采用
特殊的弹道概念”。
美国从70年代初，从小口径机关炮开始，首先在直升机XM40型30mm炮上进行
试验，在膛压不明显增加的情况下，装药量增加40%，初速提高13%。后来，文在
M60型105mm坦克炮、152mm坦克炮和127mm舰炮上进行试验。美国把密实装药技
究。
-628-

高装填密度装药技术在一二三工程上的应用前景
另外，法、德等国也对密实装药技术进行了较广泛的研究，取得了较大的进展。
在1992年第13届国际弹道学术交流会上，美国佛罗里达州的Olin兵器研究院从事密
实球形装药研究的William O'Meara 和新墨西哥州技术研究室（TERA）的DavidEmary
等人，发表了在密实装药技术研究上经近十年努力取得的实验结果。据说已在大、中、小口
径枪炮上采用密实装药取得了显著进展。其中在155mm火炮上取得了初速近6%的增长。
密实装药有以下儿点优越性：
（1）传火规律性强；
(2）球形药抗破碎能力好；
(3）负压差小（几乎为常规装药的一半）；
（4）通过选择合适的粘接剂可使密实装药表现出低的温感系数。
据预言，通过优化的密实装药设计可望使初速提高10%左右。
1999年元月，俄罗斯专家毕洛夫教授等人到202研究所讲学时称，俄T-72和T-80坦
克炮已成功地开发出了密实模块装药技术，并使初速提高10%。此装药技术能产生压力平
台效应，用可控制燃烧的药块组合在一起，使装药在膛内点燃存在时间差，达到有序控制燃
烧的目的。
综上所述，可以看出，为了提高火炮的初速，世界各国都在大力发展新型的装药技术。
而高装填密度装药技术的发展尤为突出，已基本接近达到实用阶段的水平。
2.2国内研究状况
高装填密度装药技术提高初速的研究在我国起步较晚，大约从80年代开始。兵器工业
第202研究所和南京理工大学先后提出了提高装填密度的不同方法和技术途径，并进行了可
行性实验研究。
选择合适的火药配方、药形尺寸，再选择添加的粘接剂配方，经一定的工艺压制成所需形状
和密度的发射药块。此项技术能大大提高发射药的单位能量密度。因此，它提高初速的潜力
很大。经过从1984年到1995年十几年来不断地探索和实验，在大量静态燃烧、中止燃烧以
及火炮试验研究的基础上，已基本掌握了密实装药技术的研究方法和设计理论，对密实装药
的力学性能和燃烧规律都有了系统的认识。在“八五”期间，他们在57mm反坦克炮上采用
密实装药技术，实现了装药增加19%，膛压略有增加，初速提高近4%的结果。此外，在
100mm高压滑膛炮上进行了适用性试验，试验表明密实装药燃烧无异常，p~t曲线光滑，无
负压差，并取得了初速增长3%的好结果。说明202研究所在密实装药技术上的研究已取得
了突破性进展，基本达到了国外的同类水平。
南京理工大学主要对火药包覆阻燃和有序排列提高火药装填密度进行了探索研究。他们
在低温感火药装药技术研究上取得了重大进展，并已推广应用。而在大幅度提高装填密度研
究方面主要从“九五”开始，其研究结果还未见报道。
总之，采用密实装药技术大幅度提高装药密度，从而大幅度提高火炮的初速是弹道工作
者的共识。
-629—

改进与发展
密实装药提高初速的原理
理想膛压曲线
3.13
从弹丸运动方程建立的弹丸速度与膛压行程曲线下所包含面积有以下的关系，
v? =2S
omv2 / 2 =
由此可见，弹丸运动速度的平方和压力行程曲线下所包含的面积lpdI成正比。因此，
面积愈大，速度也就愈高。而作功面积随压力曲线的性质而定。
假如火药燃气作功过程压力曲线满足以下
条件，即在达到最大膛压pm之后，到弹丸行程
至l中维持气体压力pm不变，然后火药气体绝
热膨胀到弹丸出炮口（图1曲线2），其膛压曲
iPm
线下作功面积最大，充满系数n。在0.85以上，
将获得弹丸最高初速。这就是人们常说的理想膛
压曲线。为提高火炮的初速，应该把理想膛压行
Im
程曲线作为实际膛压行程曲线研究和改进的目
图1理想膛压曲线
标。
实现理想膛压曲线的火药燃烧特性
3.2
从膛内火药气体压力变化的分析中得到，在达到最大膛压后，在弹丸行程1m到l段维
持气体压力不变的条件是：dp/dt=0
即：
0=(1+ *)[(+I)-S/(sf / "d +D]- d =1p/d p
由此得到：
F=(1 +0)Sv/ fo(1 + Pm / fo,)
式中,=k-1,=x/Ik，8,=1/(α-1/8)。
从上式看出，要实现理想膛压曲线，必须使气体生成猛度的增长和弹丸速度√成比例。
能量平衡方程
3.3
由射击时弹丸出炮口的能量平衡方程：
omvg /2= forg (k -1)
可以看出，对于给定的火炮和一定性质的火药而言，。αのl/2，即提高装药量是提高初速
的基本条件。
1.0~1.1kg/dm²。因此，密实装药是增加装药量的有效途径。
-09-

高装填密度装药技术在一二三工程上的应用前景
此外，要提高初速，增加膛压曲线下作功面积，必须使气体生成猛度「的增长和弹丸速
度v成比例。因此，装药量增加只是提高初速的必要条件，而不是充分条件。其充分条件是
密实药具有较高的燃烧渐增性。所以，密实装药技术提高初速的关键是如何控制密实装药的
燃烧性能，使密实装药达到要求的宏观渐增性。
4应用前景评估
下面对密实装药在一二三工程穿甲弹系统上的应用前景作一理论分析和评估。
根据火炮结构诸元：Wo、S、lg、Λg、o、Pm、Vg、q等，按照下列公式计算：
(1)
Eg = mv? / 2
(2)
Nw, = Eg /0o
(3)
p=1.03 +b.0o / q
omv2 /2=$f' p, dl
(4)
再由实现指标的判据公式进行判定：
" pdl/S.Pm lg
(5)
一般火炮n。=0.40~0.66。计算结果显示，在装药量の增加20%的前提下，其初速可提
高8%，而充满系数n。=0.6。说明实现这一目标是完全有理论基础的。这也表明，密实装药
技术在一二三工程穿甲弹系统上有着广阔的应用前景，值得我们去进行深入的探索研究。
5 结论
（1）高装填密度装药技术的发展方兴未艾，尤其是密实装药技术的研究已取得了突破性
进展，正在向实用阶段迈进。
(2）在一二三工程穿甲弹系统上应用密实装药技术具有很大的发展潜力，它能大幅度提
高现有穿甲弹的初速，使穿甲弹的穿甲威力上一个新的台阶。
-631-

动标铜柱在一二三工程火力系统的应用研究
朱明武
（南京理工大学）
摘要为了给膛压测量寻找一种科学实用的塑性测压器材，对已定型的静标高压铜柱进行了
准动态标定研究，并在有关的火药、弹、炮等产品的试验中进行了广泛的试用，结果表明其
测量准确度明显高于静标铜柱，测量结果与电测值完全一致，不再需要根据预估的膛压值来
确定和实施预压，使操作过程大大简化，测试成功率明显提高。
关键词膛压测量塑性测压铜柱准动态标定
1 引言
利用塑性敏感元件（如铜柱、铜球等）的残余变形量来测量膛压峰值已经有100余年的
历史，由于这种方法使用简便、价格低廉，特别是用放入式测压器进行火炮膛压测量时不需
要在炮膛部位打孔安装测压器，因而国内外均延用至今。然而早在20世纪40年代初，内弹
道专家就发现用静态标定的塑性敏感元件测得的火炮膛压峰值比现代的电测值明显偏低。这
种误差被认定为动态系统误差，又称为静动差。到了20世纪70年代末，美国率先采用准动
态标定方法有效地消除了这个系统误差，以后欧洲国家纷纷仿效使用。
对于二三工程火力系统在研制以及今后生产过程中应采用什么样的塑性测压元件来
测试膛压这个重要的技术参数呢？如果用传统的静标铜柱，测压器材和技术都是现成的，然
而由于存在显著的动态系统误差，测得数据的科学价值偏低。如果采用准动态标定的元件，
当时国内只有仿造美国的测压铜球，其量程上限不超过600MPa，而一二三工程火力系统的
最高膛压近700MPa。因此迅速研制出一种适用的准动态标定的塑性敏感元件的任务提到了
议事日程上。
2静动差的形成机理及消除方法
用准动态标定方法消除塑性测压的静动差已为美欧多个国家的实践所证实。但对我们来
讲还只是知其然而不知其所以然。为了确切判明准动态标定的作用，我们通过理论和实验研
究首先弄清了塑性敏感元件存在静动差的原因主要有两个。第一个原因，如图1所示，铜柱
(球)测压系统可以简化为一个非线性的质量一弹簧系统。这种具有自振特征的系统，只有当
激励的频率远低于其固有频率的条件下，弹簧（即敏感元件）的位移才与激励力成简单的比
例关系，而当激励力的频率接近系统的固有频率时就会出现共振现象使敏感元件的位移偏大
而产生正的误差。第二个原因，是因为制作塑性敏感元件的金属主要是纯铜（也有用纯铝和
纯铁），而这些金属是所谓的率相关材料，即其本构关系是与应变率（ε=dε/dt,ε应变）
有关的。具体表现在其应力、应变曲线上的屈服应力。随着应变率的变化而变化（见图2）。
一632—

动标铜柱在一二三工程火力系统的应用研究
这种现象在8=102~10(s")范围内十分明显，而且随着的提高，屈服点α。也提高。众所周
知测压铜柱在使用前要先作静态预压，对于预压变形在10%~24%范围内的纯铜，其本构关
系可以用拟线性模型表示：
(1)
-o=(E-)/C(e)
式中，α为在ε下的应力曲线，=d/dt；。为在静态（=0）时应力曲线（参阅图2);
E为杨氏模量；C(e)为经验系数。
C(e)= 6.5 ×10° e-65e + 5×10*(s-l)
(2)
Ip/3p
活塞
铜柱
图1塑性测压系统原理图
图2率相关材料的本构关系
塑性敏感元件在测量火炮膛压时其应变率约在10~10°s范围内，其屈服点比静载下有
明显的提高，因此在这种动态加载情况下其变形量偏小（与静载比），形成负的误差。对于
火炮膛压测量来讲第一个成因不明显，而第二个成因显著，故静动差是负的（测量值偏低）。
为了进一步说明以上分析的正确性，根据上述力学模型进一步建立塑性测压系统的动力学方
程：
M d? y /dt? + ES.y/ MHo = Sh -p(t)
弹性段(. ≤yo)
d3 y /dt3 +C(e)d? y /dt? +(ES. / MH。)(d y /dt)
(3)
+(C(e)S.)ao + al(y - yo)+ az(y - yo)? + ag(y - yo)3j/ M
=(S / M)(d p /dt)+C(e)Srp(t) / M, 塑性段(y>ye)
式中M为活塞质量与铜柱等效质量之和；y为活塞位移；yo为预压形成的初始位移；p(t)
为压力曲线；S,为活塞截面积；S。为铜柱截面积；y为弹性段的最大位移；a;(i=0,1,2,3)
是根据铜柱静标时所得的压力一位移关系经换算得应力一位移关系式的系数：
=ao +ajy+azy? + ay3
利用(2)式对批号为8303的Φ4mm×8mm铜柱进行仿真计算，计算的铜柱压后高与同样
条件下的实测压后高相当符合，12种不同压力下的计算偏差在0.08%到6.7%之间。这就证
明了上述关于铜柱测压系统的力学、数学模型是正确的，据此判断的静动差形成原因也是可
信的。然而应当指出上述模型中的众多物理参数的获取比较困难，很难针对每一批铜柱进行
测取，模型本身也有简化近似之处，因此难以据此进行精确的误差修正。然而根据以上分析，
可以明确一点，即如果铜柱标定过程中其变形过程与实测时相同，则静动差自然就不存在了。
633-

改进与发展
为此只要保证铜柱变形过程的平均应变率与实测时相当就行了。而平均应变率是由加载的压
力变化率p(t)的平均值（Pm/tm，Pm是压力蜂值，tm是压力上升时间）决定的。这就是说标
定时压力曲线的上升时间t，与实际火炮膛压上升时间相当就能有效地消除静动差。
根据火炮膛压曲线的统计数据，我们仿照美国标准，确定标定时的压力源应能给出各种
不同压力幅值的半正弦压力脉冲，脉冲宽度为6ms土10%（tm~3ms）。
3铜柱型号的确定
为了争取使一二三工程火力系统的膛压测量能与国际先进的膛压测量体制相接轨，需要
研制一种能满足量程和精度要求的塑性测压敏感元件，经研究决定将已定型使用多年的Φ
4mm×8mm高压铜柱改为动标铜柱。选择的依据有三条。
首先，是时间紧迫。1990年开始进行本研究时一二三工程火力系统已进入了二步方案
指标的研制工作。当时虽然正在研制新型号的塑性敏感元件，但难以赶上需要的进度。而Φ
4mm×8mm高压铜柱量程能满足要求，精度较好，只要改变标定体制可以较快地解决问题。
其次，当时与一二三工程火力系统研制有关的许多工产、研究所和靶场已经购置了大批
与Φ4mm×8mm铜柱配套的测压器，如果只是Φ4mm×8mm铜柱的标定方法改变，原有的
测压器都可以继续使用。
其三，动标铜柱的测压值是与电测值相同的，因此采用动标的Φ4mm×8mm铜柱并不
会影响今后改用更先进、更优良的动标塑性敏感元件。这一点与静标铜柱是完全不同的，因
为静标铜柱的静动差与铜柱本身的尺寸规格有很大关系，因此火炮及其相关产品在定型时使
用何种铜柱，今后生产交验时也只能用这种铜柱，否则就必须根据两种静标铜柱静动差的差
值修改膛压的检验标准，这是非常复杂而实际上是不可能的事情。
根据以上三点理由，选择Φ4mm×8mm铜柱是完全合适的。
4Φ4mm×8mm铜柱动标的技术关键
对Φ4mm×8mm铜柱所进行的准动态标定工作是按部标准进行的。然而高压铜柱的动
标在国内属首次，因而有一系列技术问题需要解决。
4.1标定系统量程的扩展
Φ4mm×8mm铜柱的量程上限达到800MPa，超过了标定系统原有的量程（<700MPa），
因此标定系统中的半正弦压力源要加以改造，其中包括增加落锤质量、改善活塞组件的密封
和改变油缸本体的尺寸等。
4.2铜柱安装方式的改变
炮用放入式测压器，在放入测压铜柱时可以将测压器垂直放置，并垂直地放入铜柱，只
要用一个简单的定位橡胶圈已可保证铜柱与测压器的同轴度。而标定时测压器是水平安装在
标定机上的，铜柱在水平放入时由于重力作用很难保证同轴度，为此采取了特殊的定位方法，
经实验证明这种特殊定位方法可以有效地保证铜柱与测压器的同轴度，并不影响铜柱的变形
-634—

动标铜柱在一二三工程火力系统的应用研究
规律。
4.3预压值的选择问题
静标铜柱在测压前都要按预计的被测压力降低适当的压力值对铜柱实施预压。而实行准
动态标定的美式铜球是不进行预压的。那么在@4mm×8mm铜柱进行动标之前要不要预压，
预压值如何确定？为此对预压的优缺点作了分析。
一般认为，预压有利于铜柱内部材质均匀化，从而会有利于提高其一致性（精密度）。
然而动标试验结果并不支持这个观点。对9001批铜柱随机抽样后分为两部分，一部分不预
压，另一部预压215.7MPa，然后进行动标，动标结果表明二者在高、低、常温下的灵敏度
及灵敏度的标准偏差都基本相同，只是有预压的铜柱其线性区向高压方向移动。铜柱变形量
的标准偏差也基本相当，而预压铜球还稍差。由此看来预压铜柱并不能提高一致性。
然而，预压的确有其他的优点。首先，有内部疵病的铜柱预压后的压后高会明显超差，
可及时加以淘汰，从而减少测试中异常数据的出现。其次，预压后铜柱高度减小可以利用原
来的配套测压器。而如果采用无预压铜柱则测压器的尺寸要作适当放大。
综合以上的分析结果，可以认为采用有预压的铜柱较好。根据量程下限为245MPa的要
求，确定在动标及使用前先对铜柱作215.7MPa的预压。
4.4选择压后高还是变形量来判定压力的问题：
动态标定的测压铜球是以压后高来判定压力的，而静标铜柱是以变形量（即测压前后铜
柱的高度差）来判定压力的。那对于动态标定的铜柱应选用哪一个变量来判定压力呢？用压
后高作为依据显然使用时比较方便，然而铜柱（预压后的）原始高度的误差较大，达10-2mm
左右，若用压后高为依据则这个误差会直接传递给压后高成为测量误差，对于量程下限来讲
这个误差约为1%左右。若采用变形量为依据则测压前要先测量铜柱的原始高度，然后减去
测压后的铜柱高得到变形量作为测压的依据。这给测压操作带来了一定的麻烦，然而10-2mm
的原始高度误差仅仅对灵敏度产生约10-3量级的影响。这显然对提高测量精度有利。而且
我国铜柱测压历来习惯于用变形量作为依据，·因此最后决定采用变形量作为测压依据。
4.5高低温修正方法的变更
传统的静标铜柱的高低温修正方法比较简便，对每一种型号的铜柱用两个不同的温度修
正系数分别对高温和低温测压数据进行修正。而美国的动态标定铜球的高低温修正用统一的
温度修正函数进行修正，这个修正函数与铜柱的修正系数的物理意义是相同的，所不同的是
它并非常数而是一个以压力为自变量的函数。对于Φ4mm×8mm动标铜柱的高低温应怎样
修正呢？经研究采用了以上两种方法的综合法，即基本上采用美国的修正函数法，但对高、
低温测压分别采用两个不同的函数（详见本文第5节）。
解决了上述一系列关键技术问题后，对多批Φ4mm×8mm铜柱成功地进行了常温及高、
低温标定，获得比较满意的结果。
-635-

改进与发展
5准动态标定的结果
先后对641厂生产并预压215.7MPa的多批Φ4mm×8mm铜柱进行了常温和高、低温的
准动态标定。为了慎重，还进行了重复标定以考验标定设备及操作的可靠性和稳定性。
5.1常温标定
对4个批号的Φ4mm×8mm铜柱进行了预压215.7MPa后的准动态标定。标定过程由4
个石英压电传感器监测实际的压力峰值，同时由4个旋入式测压器得到在该压力下的4个铜
柱变形量Ah.(i=1,2,3,4），取其平均值作为该压力下的变形量△h，并用贝塞尔公式计算变
形量标准偏差αh，进一步将其换算为测压值的误差&：
(4)
Eh, =(20 sh, k p: / p;)×100%
式中，kpi是在P;点铜柱压力系数(k，=dp/d(Ah))，四批铜柱的εar,均在规定的范围之内
（见表1）。可见其一致性（精密度）满足要求。在获得每一批号铜柱不少于11组△h一Pm数
据后进行多项式拟合。实验数据表明有较好的线性而稍呈S形，故一般用三阶多项式进行最
小二乘拟合较好，其形式如下：
Sh=a +alPm + a2P +asPm
(5)
式中Ah为铜柱变形量(mm)，a;(i=0,1,2,3)为拟合系数（见表2)。拟合方程并不通过各实验
数据点，各点与方程（曲线）之间的标准偏差称为剩余标准误差，。即以拟合方程表示该
批铜柱的变形特性的合成不确定度
0b = o? +02, /4
(6)
进一步将b换算成测压值的合成不确定度
(7)
Ebi =(20 bi × k pi / p;)×100%
表2中列出各批铜柱的εh平均值表明铜柱及准动态标定的总精度是令人满意的。
表1铜柱一致性实验数据
Oah, / mm
E sh 1 %
8An, 平均值/ %
铜柱批号
8802
0.06~1.60
0.98
0.004~0.020
1.48
0.004~0.025
0.40~2.10
8303
1.35
1006
0.002~0.065
0.30~4.60
0.60~3.10
9201
0.006~0.032
1.30
此外，对8802批铜柱曾先后两次进行常温标定，标定结果最大误差为1.7%，平均误差
为0.3%，说明准动态标定的设备及操作都是稳定可靠的。
-636-

动标铜柱在一二三工程火力系统的应用研究
表2铜柱编表的主要数据
铜柱
相关
Ebi平均值
ao
aj
批号
系数
1%
/mm
5.10×103
0.9980
0.010
8802
0.94
-1.598
0.269
2.36×103
0.9988
0.013
8303
1.97X103
-1.606X10-8
1.48
5.24X10
1.17X 103
0.820×108
L666'0
0.008
9001
1.31
0.439
0.010
9201
- 1.191
+5.17× 103
0.058X108
1.30
0.9990
5.2高、低温准动态标定
对9001批和9201批铜柱进行了高、低温标定，从而获得了高、低和常温的铜柱变形曲
线。据此求出铜柱温度系数b（其中分高温系统b和低温系数b,），其定义式如下：
b = Ap / p~ (T - 20)
(8)
式中Ap为温度修正值/MPa；P为铜柱变形量按常温压力表查得的压力值/MPa；T为铜柱
工作的实际温度/℃。
对9901批铜柱的温度系数（函数）：
bh =4.5336×10-4 - 5.8323x10- pn +1.4331×10- pz
(1/℃)
bt = -7.6726 ×10-3 + 3.5084×10-5 pn -5.0268×10-8 pz
(1/℃)
对于9201批铜柱的温度系数（函数）：
b = 6.7443×10-4 - 6.4301×10~ pn + 2.0201×10~° pz
(1/℃)
br = 2.4998×10~4 - 4.8026×10~ p + 3.60688×10-° p
(1/℃)
由以上数据可知，不同批次的铜柱其温度系数有一定的差异。这可能是由于其材料和工
艺条件存在一定差异造成的。
6Φ4mm×8mm动标铜柱的试用情况
@4mm×8mm动标铜柱先后在447厂靶场、051靶场和845厂靶场进行了五次比较系
统的试验。测试的炮主要是125mm滑膛炮，部分试验用120mm滑膛炮，试验的弹种及温
度条件状况如表3所示。共射弹137发，对三种弹都进行了高、低、常温试验。其中有静标
铜柱与动标铜柱对比试验的共119发，与电测对比试验的54发。试验中最高膛压达
718.7MPa，最低膛压达232.9MPa。由这些试验所得的测试数据经统计分析可以得到以下几
个结论：
（发)
表3@4mm×8mm动标铜标试用情况统计
温度
常温
高温
低温
累计发数
穿甲弹
14
17
20
51
破甲弹
12
31
12
榴弹
28
12
15
55
54
47
累计发数
36
137
-637-

改进与发展
(1）动标铜柱测得的压力值与电测压力非常一致，常温测压二者的组平均相对偏差不超
过0.2%，单发偏差的样本均值也不超过0.3%。高温时动标铜柱对压电测压值相对偏差为一
3%左右，对压阻测压值为一4.6%左右。低温时对压电测压值相对偏差为一0.4%，而对压阻
测压值则差一7%左右。高低温差值稍大的原因主要是电测时未对传感器的灵敏度作高低温
修正。
(2）动标铜柱与静标铜柱（都是Φ4mm×8mm铜柱）的膛压测量的一致性基本相当，都
能满足规范的要求。
(3）动标铜柱在使用时不需要预压，在使用上比静标铜柱方便得多，以1993年2月在
447厂靶场的一次试验为例，在12组74发弹的测压中根据预估压确定的静标铜柱预压值
差范围，占总数的54%。其中最严重的在穿甲弹的6组测试中有89%的静标铜柱的预压值
不合规范。而动标铜柱测试却全部成功。
(4）Φ4×8静标铜柱测压值比电测压力偏低10%~20%不等。经研究二者之间关系可以
用下式描述：
(9)
式中P。为电测压力峰值(MPa)，P。为静标铜柱测压值(MPa)，Po为预压值(MPa)。
对于二三工程火力系统的膛压测量（包括各弹种的高、低、常温测压）的实验数据来
讲，(9)式的估算误差小于2.5%。因此可以用于将Φ4mm×8mm静标铜柱的测压值换算为电
测值。
7结束语
准动态标定的Φ4mm×8mm铜柱经过研制和试用，证明其性能优良完全能适用于一二
三工程火力系统的膛压测试。其精密度与静标铜柱相当而准确度远优于静标铜柱，与电测值
一致，从而可以使有关产品的膛压测量与国际先进的测量体制接轨。1994年4月通过了原
兵器工业总公司的部级鉴定。然而由于一些原因，本项目未能及时在一二三工程火力系统二
步指标产品的工厂鉴定中使用，以至未能在该产品的生产中正式使用。但作为我国第一个自
行研制成功的塑性测压敏感元件，其研究过程所积累的成果和经验为后来进行塑性测压新系
列的研制提供了重要的借鉴和指导。大量的数据也必将为今后在我国推广使用准动态标定体
制起重要示范作用。总之在我国膛压测量技术发展史上Φ4mm×8mm动标铜柱的研制成功
有其不可磨灭的作用。
-638

论我国坦克炮及其弹药系统的发展
李国俊
(一二三工程总师办)
摘要本文叙述了我国坦克炮及其弹药的发展历程，也涉及反坦克炮的一些情况，并对我国
坦克炮及弹药系统的进一步发展问题提出了一些见解。
关键词坦克炮反坦克炮弹药
1建国以来的发展概况
一二三工程火力系统研制情况在下一节另述。
1.1建国初期的部队装备和产品仿制
建国初期部队装备主要是前苏联的T-34中型坦克，装85mm坦克炮。此外，有一个坦
克团装备苏式ИC-2重型坦克，装122mm火炮，弹药分装，人工装填。
50年代末按照前苏联的T-54A坦克图纸资料，生产了59式中型坦克（代号120），参
加了建国10周年大庆阅兵。该坦克装59式100mm坦克炮，配0Φ412杀伤爆破弹、BP
412B钝头穿甲弹、BP412Ⅱ尖头穿甲弹。杀伤爆破弹装TNT炸药1.4kg。穿甲弹在1000m
距离最大穿甲深度为150mm（本文内如无说明均为90%穿透率），而该坦克的防护能力相
对较强，炮塔前方厚度为220mm/弧形。该炮全重1970kg，后坐部分重1475kg，身管长
5350mm，炮膛药室容积8.1dm²，正常后坐长490~550mm，最大后坐阻力312.2kN（平均
264.9kN)。
1.250年代末至60年代我国自行研制工作概况
1.2.162式轻型坦克及63式水陆坦克的85mm坦克炮
1958年“大跃进”期间至1960年前后，厂、所、院校结合，大搞科研，曾先后设计轻
型坦克和水陆坦克，配76mm坦克炮，有弹药自动装填机构；85mm自行反坦克炮，药室与
100mm火炮相当，全自动装填；重型坦克配122mm火炮，采用苏Ⅱ74式122mm加农炮内
膛尺寸，设计两种自动装填方案等。虽然这些由许多技术人员夜以继白突击完成的设计大多
半途而废，但积累了经验教训。
当时设计的轻型坦克试制出了一台样车，但由于76mm火炮及全自动装弹机构存在不少
用原有杀伤爆破弹进行了射击试验，获得成功。后对该炮进行了一些改进，增加了抽气装置，
炮于1964年定型，全重1200kg，后坐部分重900kg，身管长4145mm，药室容积3.8dm²，
正常后坐长280~320mm，最大后坐阻力358.3kN(平均172.8kN)。原来自行设计的76mm坦
-639-

改进与发展
克炮最大后坐阻力为107.8kN。而上述85mm坦克炮的最大后坐阻力远超出按前苏联教材中
计算方法的限制值，其成功定型从理论和实践上否定了当时苏联教材中关于射击稳定性的判
别标准。此外，有关单位还研制并试制了同心层式反后坐装置的85mm坦克炮，但未装备。
1.2.2122mm坦克炮链式送弹机
60年代初，为122mm坦克炮研制了链式送弹机，并在重型坦克部队进行了射击和行军
试验，提高了大口径分装式弹药的射速、减轻了装填手体力劳动。
1.2.356式85mm气缸式尾翼稳定破甲弹
1966年定型，破甲厚度100mm/65°。
1.2.456式85mm碎甲弹
碎甲厚度为100mm/60°，70年代才定型。
1.2.5100mm旋转稳定脱壳穿甲弹
为59式100mm坦克炮研制的旋转稳定脱壳穿甲弹，初速1415m/s。
1.370年代我国自行研制工作概况
70年代我国研制第一代滑膛坦克炮和反坦克炮，以及坦克炮、反坦克炮的弹药。
1.3.170年代100mm滑膛炮和120mm滑膛炮及其弹药的研制
1969年珍宝岛自卫战中缴获的T-62坦克装有115mm滑膛炮，我国很快于70年代初进
行了滑坦克炮和反坦克炮的研制工作。由有关部门共同组成的“二四会战办公室”组织了
六种新型车辆的研制，其中有我国首次自行设计的几种滑膛炮。
1.3.1.1100mm滑膛坦克炮、反坦克炮及弹药
为69式中型坦克（代号121，1974年定型）研制的69式100mm滑膛坦克炮（1973
年定型）和为炮兵研制的73式100mm滑膛反坦克炮，弹药通用。坦克炮结构与59式100mm
线膛坦克炮基本相同，身管内膛改为滑膛并加长至5450mm，配用弹药：
(1）尾翼稳定脱壳穿甲弹：全重19kg，弹丸重3.44kg，钢弹芯直径40mm，金属药筒，
同口径钢尾翼，1000m穿甲厚100mm/60°，1973年定型。
(2）杀伤爆破弹：全弹重30kg，全长1106mm，初速900m/s，装TNT炸药1.3kg，1973
年定型。
(3)59式100mm坦克炮、69式100mm滑膛坦克炮、73式100mm滑膛反坦克炮三炮通
用破甲弹：弹丸重10.5kg，初速1000m/s，炸药为HT50/50（重0.92kg），电1庚压电引信，
破甲厚度120mm/65°，1973年定型。该弹因可三炮通用而获国家发明奖。而实现通用的关
键技术之一是73式100mm滑膛反坦克炮的炮口制退器的特殊结构，保证了尾翼弹丸的顺利
通过，故该炮口制退器亦获发明奖。
(4）尾翼稳定钨芯脱壳穿甲弹：1500m穿甲厚150mm/60°，1979年定型。
1.3.1.2短身管100mm滑膛炮
为二代轻型坦克和二代水陆坦克研制了短身管100mm滑膛坦克炮，但火炮和坦克均未
定型。
1.3.1.3120mm滑膛坦克炮
当时六种车辆的研制重点是“二代主战坦克”，配120mm滑膛坦克炮。研制该炮的出发
-640-

论我国坦克炮及其弹药系统的发展
点是使其口径、药室尺寸和性能超过T-62坦克的115mm滑膛炮。115mm滑膛炮用金属药
简，其底缘直径为172mm，长730mm，为适应穿甲弹的同口径尾翼初始运动时的正确导向，
药筒前部为长脖子”形状，穿甲弹装药容积约10dm²。我国1970年初正式开展研制的120mm
滑膛炮，采用整装式弹药，金属药筒结构形式与115mm火炮药筒相似，也有“长脖子”，利
用130mm海炮的药筒毛坯改制，底缘直径178mm，穿甲弹装药容积约为12dm3。配套研制
弹药有：
1）脱壳穿甲弹：结构与115mm火炮穿甲弹相似，弹丸重6kg，飞行重4.3kg，钢弹芯
直径43mm，常温膛压318.6MPa（本文如无特别说明，膛压均为铜柱测压值），初速1580m/s，
实际穿甲能力1000m穿甲120mm/65°，未达到指标要求（2000m穿甲
120mm/65°，并有25%动能储备）。
(2）杀伤爆破弹和破甲弹（略）。
正当研制工作继续开展的时候，1975年前后来了一股“坦克炮口径不能大于100mm”
的强风，这股风虽受到研制人员的抵制，但整个工作还是半途而废了。
120mm滑膛炮及弹药虽然在口径和威力上大于115mm火炮，但从结构形式和技术水平
看，基本上是115mm火炮的模仿和放大。
1.3.2可燃药筒和弹药的研制
1.3.2.1100mm杀伤爆破弹可燃药筒
70年代初两个工厂在有关部门和兑弟单位支持配合下，以59式100mm坦克炮的杀伤
爆破弹为对象，研制了两种不同工艺的带金属短底的可燃药筒，并于1976年陆续定型，装
备部队，获1978年全国科学大会奖。这为我国可燃药筒的发展奠定了基础。可燃药筒除本
身具有许多优点外，还可提高火炮的身管寿命，对坦克总体有利于减少战斗室的有害气体、
便于勤务操作和实现装填自动化机械化。
1.3.2.2100mm钨头穿甲弹
：为59式100mm坦克炮研制定型了钨头穿甲弹，弹丸重3.44kg，有烧结态钨头（重1kg），
弹芯直径36mm，塑料滑动弹带，采用带金属短底的可燃药筒和可燃传火管，初速1435m/s，
2000m距离穿甲厚度100mm/65°。
1.41977年至80年代高压火炮系统的研制
在高膛压火炮系统研制工作中通过全面技术攻关，使我国坦克炮和反坦克炮系统的技术
水平和产品性能跃上了一个大台阶。
1.4.1组织高膛压火炮系统研制工作的背景
当时认为我国的主要威胁来自前苏联，当得知其T-72坦克装备125mm火炮，并有
复合装甲防护后，1976年我国对复合装甲进行了结构模拟和抗弹性能试验，表明我国已
有的火炮及弹药均不能在有效作战距离上击穿T-72坦克的复合装甲。针对这种状况，
工作（简称“两炮论证”），组成了由五机部14个单位24名人员参加的论证组，炮兵、
装甲兵的人员也参加了有关工作。军方提出的主要指标是在1500m作战距离击穿T-72
坦克首上复合装甲（204mm/68°）。论证组通过四个多月的工作认为，实现上述指标要
-641-

改进与发展
几年的不懈努力，课题攻关及产品性能均达到了预定目标，详情参阅《高膛压火炮系统
论文集》。
1.4.2统一两炮口径
开始在口径问题上有120mm和130mm之争，炮兵倾向130mm、装甲兵主张120mm。
在“两炮口径一致，弹药通用”原则下，并考虑便于采用整装式弹药，最后选定火炮口
径为120mm。在弹药问题上以提高动能穿甲弹性能为重点。采用较大的药室尺寸、整装式
采用小尾翼、马鞍形弹托，保留原120mm滑膛炮药室的后部结构尺寸、取消原来的“长脖
子”，药室容积进一步加大，炮膛药室容积为15.03dm3。
1.4.3高膛压火炮系统研制中的技术攻关
为大幅度提高动能穿甲弹性能，决定研制高膛压火炮系统。为了打基础、上水平，首先
进行了一系列技术攻关。在搜集分析国外资料和在国内实地调研基础上，围绕提高穿甲弹的
威力、精度和火炮寿命等重要性能，具体确定了19项攻关课题（实际工作超出此范围）。下
面介绍其中几个课题简况。
1.4.3.1高压测试
当时我国火炮最高膛压343.1MPa左右，研制高膛压火炮必须解决压测试技术，经攻
关研制成功Φ4mm×8mm高压铜柱及38cm²测压器，测量范围300~600MPa（相当电测值
360~720MPa），满足了日常试验需要；同时研制成功压阻式高压传感器（量程至900MPa），
其成本大大低于国外购买的压电传感器；还研制成功高压密闭爆发器及压力标定设备等。这
些不仅满足了我国高膛压火炮系统研制工作的需要，后来还进行了外贸出口。80年代随
105mm坦克炮引进的铜球测压器，国内很快仿制成功，其测量范围为80~588MPa（相当电
测值），远不能满足我国高膛压火炮测试要求。我国于1979年2月即成功打响的第一代高膛
压火炮系统，其常温（15℃）膛压为539.2MPa（电测值），高温（50℃）膛压为637.3MPa
（电测值）。而以后引进的105mm火炮最大充许压为500MPa（电测值），未达到我国最
初为高压火炮定义的最低标准。
当前使用静态标定的高压铜柱，需要根据不同测压值选定预压值，很不方便，且其测压
值不是真实的最大膛压值。为解决此问题，后来在一二三工程研制过程中，进行了高压铜柱
的动态标定研究，并通过相当数量的射击试验，证明已达到实用阶段，但由于一些原因至今
未能应用。
1.4.3.2高强度高韧性炮钢
当时国内为中强度炮钢，以59式100mm坦克炮钢为例，最大膛压343.1MPa，炮钢
PCrNi3MoVA，α，=800MPa，韧性也低，满足不了高膛压火炮要求。攻关中研制了两种高
强度炮钢（Ni3钢和Ni4钢），经试制和射击试验，都可满足要求，最后选定Ni3钢。提高
炮钢性能除调整元素含量外，关键是采取了多项工艺措施。80年代初，我国的高强度炮钢
陆续满足了100mm和120mm高膛压火炮的需要，同时试制了105mm火炮的炮钢（未购买
国外炮钢技术）。这些年来，为满足几个产品特别是一二三工程的需要，炮钢性能不断提高，
目前综合性能已达到国际先进水平（见表1~4）。炮钢性能不断提高，不仅满足了坦克炮、
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论我国坦克炮及其弹药系统的发展
反坦克炮的要求，而且以其技术基础试制了155mm和203mm火炮所需的炮钢，受到国外
专家的赞扬。未从国外引进炮钢技术，节省了一大笔钱。目前，磷含量尚未稳定达到≤
0.005%的要求，随着二次电加热等一二三工程技改项目的完备和使用，这项指标也会很快
实现。
1.4.3.3身管液压自紧
在高膛压火炮研制正式开展前，我国在液压自紧的理论研究、工艺技术及国产自紧设备
等方面均取得了可喜成果。利用已有条件配备必要工装，完成了100mm和120mm高膛压
滑膛炮身管自紧的试制、定型和批量生产任务。80年代中期开始的一二三工程·125mm坦克
1.4.3.4可燃药筒和可燃传火管
在高膛压火炮上若采用全金属药筒，除其他缺点外，还难以解决发射强度、闭气及抽壳
等问题，因此应选用带金属短底的可燃药筒。由于高膛压炮大大提高了穿甲弹的运动速度，
使膛内运动时间大大缩短（4~5ms），增加了可燃药筒膛内燃烧完全的难度，两种工艺（抽
泸式和绕丝式）的可燃药筒通过攻关在70年代未均解决了这些问题。与此同时，研制了可
燃传火管及其传火药，提高了装药系统的点传火效能，而且消除了金属传火管与可燃药筒不
匹配而在抽壳后给战斗室带来的麻烦。
80年代中期，参照T-72坦克的药筒工艺，为一二三工程125mm火炮试制成功卷制可
燃药筒。
90年代，我国两个可燃药筒研制单位自力更生先后研制成功模压工艺可燃药筒，节省
了引进费用。
1.4.3.5身管内膛镀铬
：为提高身管抗烧蚀磨损寿命，我国从1978年开始进行大口径火炮身管内膛镀铬研
究，当时以极少经费因陋就简，改造和建立了必要条件，进行了研究试验。从开始至80
年代末，先后试镀身管19支（100mm高膛压炮9支、120mm高膛压炮8支、125mm坦
克炮2支）；从开始至1987年先后进行9支镀铬身管射击试验（100滑和120滑），取得
了很好结果；1989年又进行2支125mm镀铬身管射击试验，同样效果显著。研究人员
通过大量工作认为：镀硬铬的铬层脆性、收缩性均大，微裂纹多，以致射后龟裂严重甚
至铬层早期即剥落，故选用了韧性好、内应力低的镀软铬。通过大量研究试验，确定了
镀软铬的工艺、·铬层厚度及添加剂等；为降低成本、简化工艺采用半膛镀铬，并采取措
施保证交界处的平滑过渡。
如前述，我国的镀软铬技术早在80年代中期就已取得很好效果。前些年又有一支
125mm镀软铬身管在803厂累计射击600发以上穿甲弹，仍可继续使用。在一二三工程
火力系统国家靶场定型试验中，有一支身管累计射击632.发（寿命指标为500发）寿命
寿命期内，初速、立靶密集度与新炮相比，无明显差异，即始终保持了身管初始时良好
的弹道性能”。
1.4.3.6身管热护套
其作用是减少身管受外界环境影响产生的热弯曲变形，提高首发命中率。身管的热弯曲
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改进与发展
变形量是随机的，因此身管热护套的作用很重要。1978年开始，研制单位进行了防护机理
研究，建立了有关数学模型和防护效率测试设备，研制试验了复合型和空气夹层型热护套，
新型铝板空气夹层热护套重量轻、防护效率高、拆装方便。该项目获国家发明奖，不仅在国
内研制的坦克炮、反坦克炮上得到应用，而且替代了后来从国外引进105mm坦克炮的效率
低、重量大、使用不便的热护套。
1.4.3.7高膛压底火
研制高膛压火炮系统要解决高压条件下一系列零部件的强度问题，原有的底火在膛压达
392.9MPa即击穿，通过攻关很快解决了能够承受高膛压的电底火和机械底火，满足了高膛
压坦克炮、自行和牵引反坦克炮的需要。以后又为一二三工程125mm火炮研制了电一撞双
功能底火，进一步提高了发火率和可靠性。
1.4.3.8·高能发射药
在120mm高膛压炮研制过程中，共进行六种高能发射药的研制和对比试验，综合考虑
能量、强度、成本等因素，最后120mm火炮选用ZT-1型太根药，100mm火炮选用高氮量
单基药（以后得知俄罗斯125mm火炮也采用类似火药）。以后文在一二三工程二步穿甲弹研
制中改进了太根药低温力学性能，为ZT-12A型太根药。
1.4.3.9内弹道和装药安全性研究
高膛压炮的研制促进了在高膛压、高初速、高装填密度、装药质量远大于弹丸质量
（の/q>1）等条件下的内弹道设计和装药安全性研究的开展，活跃了这些领域的研究工作。
1.4.3.10部内外有关单位开展了钨合金和铀合金的研制（略）。
1.4.4高膛压火炮系统的型号研制
高膛压炮型号项目和高膛压火炮系统的攻关课题紧密结合、相互促进，在攻关课题不断
取得成果的同时，型号产品性能也有大幅度提高。1978年底试制出三门120mm高膛压滑膛
弹道炮，以后又试制出120mm高膛压坦克炮样炮。参考西方1977年发表的120mm穿甲弹
结构示意图（马鞍形卡瓣、小尾翼、卡瓣后有可燃托与可燃药筒前部粘结），研制了代号82-8
的穿甲弹方案。1979年2月19日，在西安打响我国高膛压炮的第一炮。1979年8月27日
在西安用82-8穿甲弹首次在1000m以上距离击穿204mm/68°复合装甲。1981年4月27日，
在051靶场用82-14穿甲弹方案进行威力试验，，穿透204mm/68°复合装甲的速度为
1411.2m/s，穿透120mm/68°均质装甲的速度为1300m/s，而其初速大于1700m/s，千米速
度损失56m/s。而且该弹不是全钨弹，而是带半截钢套的烧结态钨芯弹。足见120mm高膛
压炮穿甲弹在威力上有较大潜力。同时，在研制120mm高膛压炮的过程中，利用其技术成
果大幅度提高了100mm火炮性能。
总之，研制高膛压火炮系统主要目的是大幅度提高动能穿甲弹性能：一方面通过提高膛
压、采用高能发射药和增面燃烧性好的19孔梅花药形及改进装药结构等措施，使120mm和
100mm滑炮的炮口动能均提高约40%左右；另一方面通过改进弹丸结构和提高材料性能
等措施大大降低了对目标的极限穿透速度和外弹道速度损失。
1.4.4.1120mm高膛压坦克炮
经过6年研制，先后通过两轮样炮，于1984年10月与穿甲弹一起完成工厂鉴定试验，
该炮身管长5750mm，设计膛压637.3MPa（电测值）以上，I型穿甲弹对204mm/68°复合
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轮我国坦克炮及其弹药系统的发展
装甲及150mm/65°均质装甲，穿透距离均大于3000m。该炮是为1978年4月再次正式研
制的“二代坦克”火炮，经几年工作后坦克总体再次半途而废。从1970年算起，约15年时
间内，120mm坦克炮随“二代坦克”两上两下，经验教训可谓深刻。120mm坦克炮虽未定
型，但在高膛压火炮系统研制中取得的一系列技术成果，也为发展高膛压、高初速坦克炮系
统提供了可利用的技术基础。
1.4.4.2120mm自行反坦克炮
1989年定型并批量生产。身管长6250mm，I型穿甲弹弹丸重7.08kg，初速1740m/s，
对204mm/68°复合装甲和150mm/65°均质装甲的实际穿透距离均在5000m以上，距离
2911m穿透150mm/68°均质装甲。同时研制定型杀伤爆破弹。该系统获国家科技进步一等
奖。90年代，又为该炮研制了新一代钨合金和铀合金穿甲弹。
1.4.4.3100mm高膛压滑膛反坦克炮
1986年定型并批量生产。压基本与120mm火炮相当。钨合金穿甲弹弹丸重5.3kg，
初速1610m/s，对204mm/68°复合装甲和150mm/65°均质装甲穿透距离均在3000m以上。
合金穿甲弹威力更大些。该系统获国家科技进步一等奖。目前正在为该炮研制新一代穿甲
弹。
同时在研制过程中，用69式100mm滑膛坦克炮更换高强度镀铬身管进行多次射击试验。
实际上100mm滑膛坦克炮和反坦克炮弹药是通用的。就是说，100mm反坦克炮能达到的性
能，100mm坦克炮均可达到。
1.580年代对原有坦克炮的技术改进
为了进一步发挥和提高59式100mm坦克炮和85mm火炮的作用和性能，80年代完成
了以下项目。
1.5.180年代初，69-IⅡ型坦克（代号121A型）装59式100mm线膛坦克炮，配用70年代
研制的钨头穿甲弹及破甲弹等，进行了大量外贸，获巨大效益。
1.5.280年代中期，先后为59式100mm坦克炮研制定型钨合金穿甲弹和铀合金穿甲弹，
为85mm火炮研制定型钨合金穿甲弹，性能均有大幅度提高。
1.6引进105mm坦克炮及技术改进
80年代初引进了105mm坦克炮和弹药，以后对其进行了技术改进。
1.6.1引进的105mm坦克炮及弹药性能
引进的105mm坦克炮是在原59式100mm坦克炮上改装105mm火炮身管，身管的圆
柱部外径220mm通过被筒（外径同100mm坦克炮身管）以断隔螺与炮尾相连，身管可前
抽，机械自紧，高温（52℃）最大膛压500MPa（铜球动态标定值）。虽然105mm火炮口
径比100mm火炮口径大，但其身管最大膛压段的外径（Φ220mm）小于后者
（Φ260mm），且药室容积也小于100mm火炮，故在同等技术条件下，该炮动能穿甲弹威
力潜力小于100mm火炮。同时购进的数百套身管热护套，防护效率低，重量大，使用不
便。
钨合金穿甲弹，当时看性能较好，弹丸重6.3kg，初速（21℃）1455m/s，最大膛压
436.2MPa(铜球测压值)，飞行重4.2kg，直径33mm，对150mm/60°均质装甲穿透距离为
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改进与发展
2000m（50%穿透率），对204mm/68°复合装甲穿透距离为1500m(50%穿透率），1000m立
靶密集度较好。
同时引进的破甲弹和碎甲弹性能一般。
1.6.2用105mm坦克炮改装的坦克
式（121D）以及80式等中型坦克。
1.6.3为105mm火炮研制的新弹药
90年代国内为105mm火炮研制了新一代钨合金穿甲弹，性能提高较大。另外，还为该
炮研制了新的破甲弹和杀伤爆破弹。
1.6.4对105mm火炮的改进
90年代将105mm火炮身管长由原来5374mm加至6100mm。另外还研制了低后坐力
105mm坦克炮，配装于轻型和水陆坦克。
1.7引进“紧凑型”120mm滑膛坦克炮及镀硬铬技术
引进“紧凑型”120mm坦克炮图纸后，又在国内投资做出了样炮，并用国内研制的穿
甲弹进行了少量射击试验。尚未内需外贸。
引进的镀硬铬技术经极少发射击后铬层即开始剥落，无法采用。
2一二三工程125mm坦克炮及弹药系统研制工作
一二三工程火力系统(125mm火炮及穿甲弹、破甲弹、杀伤爆破弹)研制工作从1985年
正式开始，至1998年8月完成二步指标定型试验。
2.1经过两个研制阶段实现两步指标研制任务
一二三工程火力系统多项课题技术水平有了新的提高，火力系统和部件性能达到
了国际先进水平，一二三工程火力系统火炮、穿甲弹、破甲弹、杀伤爆破弹与世界同
类装备的性能对比见表1~4。其中有些工作在其他同类产品尚未进行过，例如：许多
产品都根据穿甲弹对目标的穿透速度和外弹道的速度损失，计算出的有效穿透距离达
数千米，实际上有些产品在2500m左右即因高速飞行使尾翼和风帽烧蚀而失去正常飞
行姿态。一二三工程认真对待并彻底解决了这个问题，保证了穿甲弹在高温强装药条
件下（初速1800m/m以上）达到3000m距离时仍能保持飞行稳定并具有良好的命中
率。
2.2“一边投入，一边收回”
两步指标研制的部分成果先后在外贸和国内其他装备上已获应用，取得了很好的经济效
益和社会效益。通过一步指标的产品外贸，经济上实现了“一边投入，一边收回”的目标，
其收入早已远远超过为火力系统的总投入；且产品的良好性能在国外获得了好评。二步指标
部分产品（国内不拟装备的）仍有巨大的外贸潜力。
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论我国坦克炮及其弹药系统的发展
2.3125mm杀伤爆破弹反坦克系统
一方面，和其他坦克炮、反坦克炮一样，下大功夫提高动能穿甲弹的性能，在坦克总体
多项限制条件下使其综合性能达到了当前的领先水平。另一方面，根据当前动能穿甲弹和聚
的思想，以提高杀伤爆破弹的威力和密集度为基础，与坦克先进的火控系统等相结合组成了
新的“125mm杀伤爆破弹反坦克系统”，该系统经过试验证明可在相当长时期内具有有效对
付现代主战坦克装甲防护的能力。
一二三工程火力系统详情可参阅其他文章。
3对几个问题的看法
3.1坚持“以我为主”的发展道路
从建国以来坦克炮、反坦克炮及弹药系统的发展历程可以看出，必须坚定地相信、依靠
和充分发挥国内科研队伍的力量、智慧和创新精神，才能得到不断发展，步入世界先进行列。
为了知已知彼、把握方向，要及时掌握世界发展动态，也要尽可能借鉴、吸收国外一切有用
的东西，如有可能也应花一定代价引进确实有用的产品和技术。但不能把立足点放在依赖引
进上，否则可能迟滞发展进程。50年代我们有必要以仿制当时并不落后的59式坦克炮为主，
这为过渡到以我为主的研制阶段打下了初步基础。但如果靠一代一代不断引进来“提高科研
起点”，就会永远落后。
志着我国在坦克炮、反坦克炮及其弹药系统的研制，稳步走上了以我为主的发展道路。在有
关部门关心支持下，经广大科技人员的奋发攻关，取得了高膛压火炮系统研制的丰硕成果。
二三工程火力系统所获得的优良性能，也完全是国内科研人员努力攻关的结果，该系统不
仅没有花一分钱的引进费用，而且为国家创造了可观的经济效益。
3.2关于火炮口径：
3.2.1坦克炮和反坦克炮口径统一的问题
自前我国坦克炮、反坦克炮几乎集东西方坦克炮口径之大成，这有其复杂的形成史。共
计有85mm（线膛）、100mm（线膛和滑膛）、105mm（线膛）、120mm（滑膛，自行反坦克
炮，“紧凑型”坦克炮）、125mm（滑）。与1977年“两炮论证”时的情况相反，现在炮兵
发展100mm和120mm（自行研制）滑膛反坦克炮，而装甲兵则装备发展105mm线膛和
125mm滑膛坦克炮。这种状况一时难以统一，也不必急于统一。单从技术观点看，炮兵的
理由是100mm火炮药室和身管最大膛压段的壁厚大于105mm火炮，120mm火炮药室大于
125mm火炮且其弹丸长不受装填机限制，在同等技术水平前提下，其动能弹的潜力前者大
于后者。但后者口径较大，有利于其他弹种发展，特别是125mm坦克炮杀伤爆破弹具有严
重毁伤现代坦克的能力。今后若条件有变化，如合理改变105mm炮结构尺寸、车辆总体对
125mm炮穿甲弹尺寸的限制放宽等，则坦克炮条件会更加优越。
3.2.2120mm和125mm坦克炮的主导地位短时间内不会改变
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改进与发展
从发展历史看，东西方坦克炮口径都是逐渐加大，俄罗斯是85mm、100mm、115mm、
125mm，西方是90mm、105mm、120mm。当前新型主战坦克的火炮口径西方仍为120mm
滑膛炮（英国坚持线膛），俄罗斯和我国是125mm滑膛炮。尽管西方国家和俄罗斯均已对进
一步增大火炮口径的问题研究了较长时间，但预计短时间内不会改变当前120mm和125mm
坦克炮占主导地位的状况。目前，西方的主要着眼点仍是提高动能穿甲弹性能，研制140mm
坦克炮也是想提高穿甲能力。如果一方面进一步发展火炮和弹药的新材料、新结构、新工艺
等新技术，一方面适当改变现有口径火炮的结构尺寸（增大药室、增加身管长及圆柱部分外
径等），仍可使120mm和125mm坦克炮的穿甲能力有较大提高，即便火炮有较大变动，也
比进一步增大口径方便得多。对于我们125mm坦克炮来说，还有杀伤爆破弹的反坦克作用
问题。总之，不管西方还是东方，在认真研究增大口径的同时，还会花大力量继续发展120mm
和125mm坦克炮及其弹药系统。就连已装备多年的100mm和105mm火炮也不会被完全取
代，也还会有所改进，因为除经济因素外还有作战目标的多样性，除新型主战坦克外还要对
付大量的其他装甲目标。90年代初，正当一二三工程125mm坦克炮及其弹药系统已完成一
步指标研制工作，正在进行二步指标攻关之际，出现了一种观点：“强化”120mm和125mm
火炮是“颇为逊色”的工作，发展140mm坦克炮才是“当务之急”。这种观点是片面的，不
利于我国坦克炮及其弹药系统的全面发展。事实上，至今各国改进120mm和125mm火炮
及弹药系统的工作仍在积极开展。
3.2.3进步增大坦克炮口径问题
西方研制140mm坦克炮的消息已有十多年了，也有俄罗斯已将135mm坦克炮装车并
继续考虑进一步加大口径的报导，俄罗斯的发展史说明其坦克炮口径总要比西方大。我国最
终采用多大口径？预计何时装备？这些应当结合国外状况和技术发展及我国实际，认真、科
学地进行系统分析论证。根据一二三工程的实践，在进一步加大坦克炮口径的论证时，不仅
要考虑动能穿甲弹，而且要统盘考虑其他弹种、特别是杀伤爆破弹的反坦克效能，火炮口径
进一步增大后，杀爆弹的反坦克效能将更加显著。
3.3关于火炮药室和其他重要结构尺寸
，3.3.1药室容积的选择
我国已有的坦克炮和反坦克炮中，105mm和“紧凑型120”炮的药室结构尺寸源于西
方，100mm炮和125mm炮药室结构尺寸源于俄罗斯，120mm自行反坦克炮的药室尺寸是
自行设计。在开始研制120mm火炮时，无法得到西方120mm炮的药室尺寸，只掌握俄罗
斯115mm炮的的结构尺寸。方面鉴于不能等待，另一方面药室比115mm炮和西方120mm
炮均设计大些，使其发展潜力大于国外同口径武器，缺点是与国外同口径火炮弹药不通用，
一时不便外销。但如有必要改变结构并不难，也可根据国内外不同需要配用不同的药室结
构。
有一种看法，似乎药室大则装药利用系数就小，这是一种误解。首先，如果一种装药
利用系数相对较小的火炮，其作战效能大于装药利用系数大些的火炮，当然应采用前者，装
药利用系数不应作为衡量武器优劣甚至决定取舍的主要指标；其次，装药利用系数与多项因
素有关（火药能量、药形、装药结构、膛内行程、准许膛压等），诸项因素合理匹配，采用
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论我国坦克炮及其弹药系统的发展
大药室同样可提高装药利用系数。
3.3.2其他重要结构尺寸选择
如身管长度及最大膛压段的壁厚等，要根据指标要求和技术基础（材料、工艺、设计理
论等）而定。例如，不改变原有100mm火炮的结构尺寸，仅改用高强度炮钢和采用自紧技
术，就可使其承受高膛压，从而使穿甲弹炮口动能大幅度提高；反之，若不增加膛压，采用
上述技术途径可减小炮身的结构尺寸，使其“紧凑”化。在同等技术水平下，潜力和紧凑是
（如自紧度达100%）就不适当了。评价同口径火炮的水平，不能只看尺寸大小，而要看综
合性能及发展前景。为了进步提高120mm和125mm炮威力，在继续采用新技术的同时，
适当加长身管和增加有关结构尺寸，将是发展趋势之一。
3.4关于坦克炮的弹药种类和作用
坦克作为矛和盾的统一体，矛（反坦克能力）和盾（防护能力）始终在相互竞争中存在
和发展。近二三十年来，动能穿甲弹和聚能破甲弹以及针对这两种弹的防护技术在对抗中均
得到快速发展，目前穿、破甲能力已难以对付急剧加强的防护能力。俄罗斯坦克除穿甲弹、
破甲弹外，一直配用杀伤爆破弹；而西方（英国除外）只配穿甲弹和多用途破甲弹。事物在
一定条件下会向相反方向转化，随着条件的改变，各种弹药的作用也在发生变化。目前，人
付现代坦克的装甲防护；而主要作为打击装甲目标的穿甲弹和破甲弹以其能量集中的特点可
击穿某些钢筋混凝土工事。西方也注意到其多用途破甲弹威力的局限，在发展动能弹的同时
也在考虑其他弹种。英国一直认为多用途破甲弹作用不大，而发展黏头碎甲弹等弹种。一二
三工程在论证阶段，就重视了提高杀伤爆破弹的威力和精度，与先进火控系统结合组成
“125mm杀伤爆破弹反坦克系统”的重要性。今后，作为大口径坦克炮杀伤爆破弹反坦克
的攻防技术将会得到进一步重视和发展，穿甲弹作为坦克炮唯一主要反坦克弹种的局面将会
改变。
3.5线膛炮和滑膛炮
线膛、滑膛之争是老课题，坦克炮口径增至120mm和125mm之后，多数国家均采
用滑膛，只有英国例外。60年代聚能破甲弹迅速兴起，用线膛炮发射需采用滑动弹带
减小弹体的转速以保证射流聚能作用，若用滑膛炮则可使弹丸结构简化，同时也简化
了身管制造工艺。线膛炮配备的旋转稳定脱壳穿甲弹其长径比一般较小，而长杆式尾
翼稳定脱壳穿甲弹用线膛炮发射也要用滑动弹带，根据当时的技术水平，破甲弹和尾
翼稳定穿甲弹用滑膛炮发射较有利。但随着技术发展，当前线膛炮发射带滑动弹带的
穿、破甲弹已容易得多，特别是杀伤爆破弹用线膛炮发射比用滑膛炮有利，滑膛炮杀
伤爆破弹的尾翼稳定装置对其威力来讲可认为是消极质量，线膛炮的杀伤爆破弹则无
需这部分无效质量。因此，在发展新的大口径坦克炮时，采用滑膛还是线膛还需全面
分析研究。
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改进与发展
4对坦克炮及其弹药系统今后发展的几点建议
4.1坚持正确的指导思想，健全和稳定研究队伍.
认真总结和吸收建国以来有关工作的经验教训，可见，对坦克炮及其弹药的发展首先要
有正确的指导思想，要有得力的系统总体班子，要有专业齐全、相对稳定的科研队伍并充分
发挥他们的作用。
4.2将125mm坦克炮的改进工作作为相当长时期内的工作重点
4.2.1在战斗室总体和装填机构不变的前提下可立即进行的工作
4.2.1.1提高穿甲弹威力及精度
在弹丸结构基本不变及不增加最大膛压前提下，适当增加装药并采用部分包覆药，使初
速达到1780m/s。据摸底试验，该弹可以1620m/s左右的着速穿透650mm(220mm
/70.2°）均质装甲，而千米速度损失为63.9m/s，则穿透650mm装甲的距离大于2000m。若
同时加长火炮身管1m，常温初速可达1840m/s，则2000m的穿甲厚度可达700mm左右。这
样可在近期内巩固该弹的国际先进地位。在加长身管时，要考虑对火炮及其他弹种的影响，
并采取相应措施。火炮争取通过采用双驻退简对称布置等措施，以进一步提高各种弹的射击
精度。
4.2.1.2杀伤爆破弹
改进工艺提高制造精度，采用成熟的改进型尾翼稳定装置，进一步提高射击密集度。必
要时换装威力更大的“海萨尔”炸药。尽快配用近炸引信以对付武装直升飞机。
4.2.1.3动标测压铜柱
动标测压铜柱尽快采用，也可以同时使用动、静标定铜柱的办法过渡一段时间。
4.2.1.4在一二三工程大量射击试验和已有工作基础上，深入进行并完成内膛镀铬和液压自
紧身管的烧蚀磨损寿命判断标准和疲劳寿命的研究工作。
4.2.2对火力系统进行综合改进
战斗室总体、装填机构、火炮结构及弹药系统的改进结合进行，有关部门共同进行系统
分析，制定改进方案和工作计划，分头实施，可根据难易程度分阶段进行。
（1）战斗室和装填机构：尽可能解决对弹药限制太严和抛壳问题。力争满足穿甲厚度为
750~800mm时弹丸所需的长度要求。
(2）火炮结构：改进是为了进一步提高火力系统的射击精度、威力、可靠性、使用方便
性和维修性。借鉴吸收俄罗斯T-80y坦克Ⅱ-81TM125mm炮各项提高精度的措施。分析借鉴
西方国家坦克炮的结构特点（总体、反后坐装置、高低机等）。为进一步提高穿甲弹炮口动
能及其他弹药威力采取相应的措施。
125mm坦克炮上尽快应用的问题，以彻底解决抽、抛壳问题带来的麻烦。如有可能，在进
行可行性方案研究基础上，搞一门试验样炮。
(4）研制新一代穿甲弹：改进弹丸结构和弹芯、弹托材料性能，改进装药结构和发
-650-

论我国坦克炮及其弹药系统的发展
射药性能，在坦克总体和火炮配合下，使穿甲深度达750mm以上；并使射击精度进一步
提高。
(5）改进杀伤爆破弹，进一步提高反坦克和反直升机效能。
(6）研制制导杀伤爆破弹提高其作战距离和命中率。
4.3充分利用和改进大量装备的100mm火炮
(1）利用已有技术改进100mm火炮及弹药系统，使综合性能大幅度提高。
(2）部分改为125mm火炮，为适应现有坦克总体，需要对火炮作必要改动。
4.4继续改进105mm坦克炮及弹药系统
4.5进一步加大坦克炮口径的研究
这是一项复杂细致的系统论证工作，应由坦克总体和火力系统有关专业组成系统班子进
行。
俄罗斯曾将115mm炮作为向125mm炮的过渡，近来似乎把135mm火炮作为向更大口
径火炮的过渡。西方国家在搞140mm火炮时，先把120mm炮的药室增大、身管加长(XM291
型以积累经验。这些做法值得借鉴。如果我们在加长125mm火炮身管的同时，也想改变药
室，也可考虑将口径加至130mm作为试验炮，我们有多门125mm弹道炮都用的是130mm
火炮炮架，加工、装配、进行内外弹道试验均方便。如果已经加工140mm口径弹道炮管当
然也可摸底试验。最终确定多大口径，应经全面分析论证后再定。
在论证中不能照西方那样只考虑穿甲弹，也要考虑其他特种弹，特别要考虑杀伤爆破弹
的反坦克作用。口径增大后，随着穿甲弹的炮口动能大幅度提高，也为大幅度提高杀爆弹的
威力和有效射程提供了条件。
4.6重视加工制造和试验测试条件的改善
一二三工程研制过程中已经重视了这一问题，应总结经验、继续发扬。火力系统专业和
研制单位多，应尽可能全面满足有关专业关键部分的试制试验条件。
表1~表4为一二三工程火力系统与世界同类主要装备性能对比。
-651-

改进与发展
火炮
表 1
(德)豹Ⅱ5
(中)一二三工程
(法)勒克来尔
(美）M1A2
（俄）T80y
国别及产品型号
火炮型号
CN120滑
ZPT98式125滑
RH120滑
M256-120滑
Ⅱ-81TM125滑
火炮质量
2652
4290
4290
(含防盾)/kg
火炮质量(不含防
2500
3100
2540
3100
2620
盾)/kg
设计膛压/MPa
710
700
700
710
700
550
550
550
550
550
常温膛压/MPa
650
650
650
650
高温膛压/MPa
650
7150
炮身长/mm
5600
5600
6000
6000
身管长/mm
5300
6240
5300
13. 6
13. 6
10. 65
10.65
炮膛药室容积/dm
耳轴中心至炮尾
1375
1240
1375
1240
后端面距离/mm
单驻退简，下置
双驻退简，对称
双驻退简，对称
反后坐装置
双驻退简，对称
筒形、长1640mm内
简形、长1640mm
摇架
筒形、长1510mm
简形、长1100mm
径±310mm
内径Φ310mm
大防盾（火炮前
大防盾（火炮前面安
前抽
身管是否前抽
装)
面安装)
炮月
立模式
横式
下开立楔式
横楔式
下开立楔式
自动
自动
人工
自动
弹药装填
铝板空气夹层，效
身管热护套及效
玻璃钢材
铝板，效率42%
玻璃钢材
率60%
镀铬
镀铬
不镀铬
半膛镀软铬
镀铬
身管内膛
约700
500
身管寿命/发
500
400（1/3甲弹）
2043
后坐部分质量/kg
1968
1968
320（正常）
340（正常）
310（正常）
340（正常）
后坐长/mm
340（最大）
340（最大）
370（最大）
370（最大）
750
780
最大后坐阻力/kN
600
600
1837
身管质量/kg
简紧
液压自紧
液压自紧
液压自紧
液压自紧
身管是否自紧
00.2 ≥
0o.1 ≥1173~
O0.2 ≥1250MPa
O0.1=1104~1241MPa
00.2 ≥1177MPa
1250MPa
1310MPa
炮钢性能
≥40%
V ≥25%
≥40%
≥40%
V ≥40%
(-40℃) An≥
(-40℃)An≥20.3J
(40℃）A,≥37J
(-40℃)Aw≥20J
(-40C）A,≥25J
20J
6°~14°（25
-4°45'~15°
-9°~20°
-8° ~20°
俯仰角
-9° ~20°
（25°可射击）
。可射击）
1678
2010
1680
1890
火线高/mm
穿甲弹（钨、
穿甲弹(钨、铀)，
铀），多用途破
穿甲弹、破甲弹，
穿甲弹、多用途
穿甲弹（钨、铀）、多
破甲弹，杀伤爆破
甲弹，训练弹，
杀伤爆破弹，（训
配用弹种
破甲弹、训练弹
用途破甲弹、训练弹
弹，炮射导弹、训
练弹）
反直升机榴弹
练弹
（研制）
弹药基数/发
37~40
39
40
45（含6发导弹）
42
12（理论），
7~9
射速/发/分
5（实用）
-652-

论我国坦克炮及其弹药系统的发展
靶/2400
钨合金
120（线）
6. 30
89*8
1630
英国
60
铀合金
1700
120
钨合金
10.54
/009
38
8891
120
M829A1
铀合金
/009
2000
0'6
1575
120
钨合金
10. 42
7. 16
KE-T
1690
899
120
合金
10.27
2000
8. 1
7.4
1650
120
602
钨合金
0.62×
890
GD120
520/
1712
2000
120
铀合金
OFL120E
1740
120
009_099
OFL120F
钨合金
/2000
×9℃
11.79
1780
0.6
120
②我国DTW式（15℃）90%穿透率为600mm/2750.8m。
OFL120
钨合金
2175
1650
8. 74
/099
120
钨合金
1740
2000
DM43
/099
120
24
钨合金
000/2吨
1800
1650
120
643
钨合金
10.12
1650
4. 61
DM23
7.4
120
32
铀合金
10.38
1700
125
俄罗斯
钨合金
08~02
460/
902
10.38
1700
15.8
2000
125
ZT-12A
钨合金
11.48
125-II
X190
(射表）
(DTW)
7. 44
1740
4. 08
0.61
0.19X
8'8
2000
570
642/
125
640
国中
钨合金
125- 1
11.13
X910
ZT-2
1889
1725
2134
4. 03
2000
8.6
125
999
476
弹丸质量/kg
飞行质量/kg
炮口动能/kJ
发射药种类
千米速度降
装药量/kg
次口径/mm
弹丸长/mm
初速/m/s
棒长/mm
穿甲威力
直射距离
(y=2m) /m
口径/mm
钨(铀)
千米立靶
长径比
(3x3)
(29X49)
0000
s//
/eX
国别
-653-

改进与发展
表3破甲弹
俄罗斯
口径/mm
125
120
125
3BK18M
DTP
DM12多用途弹
药柱直径/mm
110
110
弹丸质量/kg
18. 5
13. 5
19
初速/m/s
905(15℃)
1143(21℃)
905(15℃)
膛压/MPa
448(21°℃C)
289.3(15℃)
A-IX-I
炸药
8701
TNT/RDX
奥克托金
引信(代号)
机电(DRD16)
压电(3B15)
0.14m×0.11m
0.19m×0.19m
千米立靶(E,XE)(射表值)
200mm/60°(A-IX-I)
180mm/68°+3×10mm/68°
北约三层靶
威力（90%穿透率）
220mm/60°（奥克托金）
(50%穿透率）
并可对付反应装甲
(均为80%穿透率）
表4杀伤爆破弹
俄罗斯
口径/mm
125
125
125
125
0Φ19
125- I
0Φ26
125II (DTB)
弹丸质量/kg
23.2
23
23.2
23
弹体材料
50SiMnVB
46Cr1
58SiMn
46Cr1
钝黑铝
炸药种类
TNT
A-IX-II
TNT
炸药重/kg
3. 00
3.14
3.50
3.53(TNT 当量 5.19)
引信型号
DRH05
B-429E
DRH02A
B-429E
千米立靶E,XE（射表值)
0.19×0.15
0.21X0.21
0.23X0.21
0.19×0.17
/mXm
有效破片/块
1842
2980
1828
2478
杀伤面积/m
934.8
1081.0
885.7
注：DRH05引信为双环境力保险，炮口保险距离>60m，瞬发度高，性能优于俄罗斯的引信。
-654

第八篇
125mm杀伤爆破弹
反坦克系统

论“125mm杀伤爆破弹（榴弹）反坦克系统”
祝榆生
王哲荣
(一二三工程总设计师、副总设计师)
摘要本文论述了研制“125mm杀伤爆破弹（榴弹）反坦克系统”的必要性和可行性，
及射击试验验证的情况。指出了由于该系统能够在运动中有效毁伤具有现代装甲防护的
最新主战坦克，及对坦克的防护技术可能带来的深远影响，提出了今后进一步研究的新
课题。
关键词坦克杀伤爆破弹反坦克武器系统威力精度
1引言
在坦克的性能排序上，一般均将火力列为第一。如果当代坦克没有能击毁2020年前敌
坦克的火力，就不能认为这种坦克是具有生命力的坦克。
目前，各国坦克装备的主弹种为穿甲弹。而125mm以下口径的穿甲弹，已经难以击穿
当前最新主战坦克的主要装甲防护。
俄罗斯T-80y坦克炮塔在外挂反应装甲时，能防670mm穿深的穿甲弹。
美国M-1A2坦克基本装甲能防600mm穿深的穿甲弹，如外挂反应装甲或其他附加装甲
可防800mm穿深的穿甲弹。
一二三工程组合装甲能防×××mm穿深的穿甲弹，如外挂反应装甲可防800mm穿
深。
根据目前防穿甲技术的发展，已成熟的附加装甲其防穿甲弹能力还可提高。
西方为什么要发展140mm火炮，以及电磁炮、电热化学炮？主要也由于是120mm
坦克炮的局限（如药室容积小），其穿甲弹的威力发展已接近极限。但采用140mm火炮会
引起车辆结构的变化，而电磁、电热炮还存在许多技术难点，实现武器化应用还有相当
的距离。
导弹，但对杀伤爆破弹的防护各国坦克均未见有效的措施，防护最强的以色列梅卡瓦-III坦
克，动力前置也是为了防穿甲弹，对大威力杀伤爆破弹的防护就成了最大的缺陷，命中后毁
伤的可能比后置更严重。
过去在坦克的研制中，对穿甲弹和破甲弹的攻击和防护都十分重视，投入了大量人力与
经费，根据一二三工程的实践看，对杀伤爆破弹的攻防研究也应提到日程上了。
2125mm杀伤爆破弹反坦克系统
针对125mm口径以下的穿甲弹难以击穿现代坦克装甲防护这一严峻的现实，西方解决
-656

论“125mm杀伤爆破弹（榴弹）反坦克系统”
的办法是发展140mm火炮，一二三工程采取的措施是不能只走穿甲弹这一条路而是开辟新
的途径。
一二三工程125mm火炮在口径选型时，对穿甲弹全面发展的有关问题即作了系统分析
与风洞的模型试验探讨，对其威力发展的极限相对于装甲防护的发展已有一个初步估计，同
时对125mm杀伤爆破弹的发展也作了全面论证。认为在威力上杀伤爆破弹具有毁伤坦克的
极大潜力。如与一二三工程新技术系统结合，组成新的系统，即可解决命中率问题，满足使
用要求，具有行进间对运动目标射击的命中能力。这对杀伤爆破弹的传统使用观念是一个挑
战和突破。按传统使用观念，杀伤爆破弹因其初速较穿甲弹低、飞行时间长、弹道弯曲、散
布大，加上过去纯几何光学的瞄准具测距容许误差大、提前量靠经验判断等原因，对2000m
以上的动目标进行行进间射击不敢设想。而一二三工程则具有克服上述缺陷的技术系统，这
些系统是现成的，也是人所共知的，只要把这些系统有序地组合起来变成新的反坦克系统，
发挥其整体功能，在3000m距离内问题是可以解决的。
一二三工程在论证中就研究了杀伤爆破弹反坦克的有关问题，使系统具备用杀伤爆破弹
来反坦克的能力。
2.1125mm杀伤爆破弹的威力一一反坦克的基础
(1）采用高能炸药，TNT当量可达5kg以上。根据过去122mm榴弹炮对坦克压制射
击所取得的毁伤数据证明威力是可行的，特别是爆震波对车内乘员和设备有极大的毁伤
作用。
(2）采用高强度弹钢，其破片足以毁伤外露的炮身，使其失去战斗力和破坏车外一切设
备。
(3）对引信作了分析试验。
2.2125mm杀伤爆破弹命中精度
(1）杀伤爆破弹的立靶密集度
立靶密集度对系统的首发命中率有很大影响。分析认为，若从结构设计及制造工艺上下
功夫，杀伤爆破弹的立靶密集度可不低于穿甲弹。工厂鉴定和设计定型试验结果表明，杀伤
爆破弹的立靶密集度与穿甲弹相当。今后批生产时采用改进的加工设备将有利于提高一致
性，从而进一步提高该弹的密集度水平。
(2）火控系统精度
①激光测距，解决了几何光学测距误差大的问题，其误差的绝对值为10m。
②测角精度的提高和计算机的精度、速度解决了提前量和弹道与目标未来交会点的准
确预测问题。
③火炮稳定系统解决了调炮精度、速度问题。
2.3发射速度
一二三工程的弹药自动装填系统解决了发射速度问题。
根据以上分析，综合了上述条件，可以认为“125mm杀伤爆破弹反坦克系统”具备了
行进间对动目标的攻击、命中、毁伤能力，这个新系统在理论上是成立的。
-657

125mm杀伤爆破弹反坦克系统
3试验验证
3.1科研阶段摸底试验
1994年10月在南口靶场由装技所和一二三工程总师办具体组织，利用一二三工程检验
3.1.1试验条件
3.1.1.1发射系统
试验采用一二三工程动态模拟试验车（已行驶10000km，到了大修期）、一步火炮样炮、
稳像式火控系统。杀伤爆破弹为研制阶段的二步弹药，弹钢暂用一步弹钢（58SiMn）代替
二步弹钢（50SiMnVB）。
(q)
(a)
3.1.1.2目标坦克
目标坦克用69式坦克改装，该坦克技
术状态良好，并按安装精度要求安装了一
二三工程稳像瞄准镜和火控计算机；装甲
防护结构设计；炮塔完全参照国外某新型
坦克，车首组合装甲与国外某新型坦克组
合装甲等效，反应装甲尺寸和装药量与国
外某新型坦克基本相同。目标坦克内乘员
位置放置生物（狗和豚鼠），见图1。
3.1.2威力试验
(c)
威力试验用5发实弹命中了目标坦克具
图1目标坦克
有代表性的5个部位(每发弹射击后，目标坦
克均重新修复），见图2。结果说明125mm杀伤爆破弹不管命中什么部位（主要部位或次要
部位）都可对目标坦克造成严重破坏。具体情况如下：
第一发弹命中炮塔左部正面反应装甲边框，造成火炮身管报废，炮塔不能转动，驾驶员
窗盖损坏，车首及炮塔反应装甲被打散，炮长观瞄装置与驾驶员潜望镜报废，其它观瞄设备
防护玻璃损坏，工具箱打飞·乘员受到严重伤害。使坦克完全丧失了主火力，基本丧失了
-658-

论“125mm杀伤爆破弹（榴弹）反坦克系统”
第2发
第4发
第1发
第3发
第5发
图2威力试验中榴弹的命中部位示意图
机动的可能性，属严重破坏。
第二发弹命中炮塔左部正面复合装甲，造成火炮身管报废、炮塔不能转动，复合装甲焊
缝裂开，外板及顶甲严重损坏。驾驶员窗盖报废、窗的周围严重损坏，主要观瞄装置基本报
废，动力装置无法工作，乘员受到严重伤害。使坦克完全丧失了主火力和机动能力，属严重
破坏。
第三发弹命中车体正面反应装甲，造成火炮身管报废，炮塔倾斜（回转阻力矩比正
常状态增大了14倍），乘员于车内无法水平调炮，首上反应装甲和复合装甲严重破坏，
车内火炮开门柄甩出，防危板震落。使坦克完全丧失了主火力，乘员内脏出血，属严重
破坏。
第四发弹命中炮塔左侧面，使炮长瞄准镜严重损坏，顶装甲破坏后抵紧炮塔使其无法转
动，火控计算机失去可用性，方向机基本失去使用性，车辆丧失密封性，局部装甲损坏较重。
使坦克的主火力基本丧失了效能，装甲防护能力削弱、特种防护能力丧失，油箱打坏，车长
内脏出血，基本属严重破坏范畴。
第五发弹命中右前挡泥板，造成火炮身管报废，行动部分严重损坏，车外一些设备
损坏严重。使坦克丧失了主火力和机动能力，驾驶员鼓膜破裂，炮长内脏出血，属严重
破坏。
3.1.3命中精度试验
命中精度试验用填砂弹。由于当时火炮、弹药、火控均还处于科研试验阶段，尚未进行
工厂鉴定；射表也仅参考其他火炮射表；整个系统文在刚跑完10000km未检修的状况下，
故还存在一些不确定因素影响性能的稳定性。但从静对动、动对动射击效果看，命中效果是
好的。
2000m动对动，稳像方式，5发中3发，命中率60%。
2400m静对动，稳像方式，4发中3发，命中率75%。
以上命中率都达到了对穿甲弹命中精度的指标要求。
-6S9-

125mm杀伤爆破弹反坦克系统
3.2’工厂鉴定及设计定型阶段试验情况
3.2.1威力
由于该阶段弹丸采用的弹钢(50SiMnVB)与高能炸药钝黑铝-1有很好的性能匹配，设计
定型威力静爆试验结果，杀伤爆破威力超过指标要求（有效破片2980块，杀伤面积1081m²）。
虽未用定型弹药进行反坦克试验，但可推断其反坦克威力效果只会比南口摸底试验结果更
好。
3.2.2立靶密集度
1000m立靶密集度与穿甲弹相当。射表值穿甲弹E×Ez=0.19m×0.19m，杀伤爆破弹
E,XEz=0.19mX0.15m。
3.3设计定型后产品精度试验情况
2000年12月中旬，在447厂靶场用设计定型后的产品进行了125mm杀伤爆破弹反坦
克系统射击精度试验，主要项目有1000m和2000m立靶密集度、静对动和动对动命中率等。
试验用弹近百发，完全达到了对穿甲弹命中率的指标要求。具体结果如下。
3.3.1立靶密集度试验结果
1000m立靶密集度：
第一组 E,XE,=0.12mX0.26m
第二组E,×E,=0.12m×0.12m
2000m立靶密集度：
第一组 E,XE,=0.36m×0.48m
第二组 E,XE,=0.31mX0.47m
3.3.2命中率试验结果(用稳像式火控系统)
静对动(检验性方法，实弹，距离2400m)，1组(7发)；
静对动(检验性方法，砂弹，距离2200m)，1组(7发);
动对动(检验性方法，实弹，距离2000m)，3组(每组7发)；
静对动(准战斗方法，坦克倾斜15°，实弹，距离2200m)，1组(7发)；
动对动(准战斗方法，砂弹，距离1800m)，3组(每组7发)。
上述试验结果均超过了50%命中率指标要求。
4结论
(1）125mm坦克炮用杀伤爆破弹在行进中对活动目标坦克射击，其命中概率完全满足要
求，不低于穿甲弹。
(2）毁伤程度不低于穿甲弹，且更严重，有效毁伤面积也比穿甲弹大。
(3）现代坦克的各种防护对125mm杀伤爆破弹是不起作用的。
-660-

论“125mm杀伤爆破弹（弹）反坦克系统”
5可能产生的影响
(1）可能影响西方大量的120mm坦克炮如何改进，也可能促使140mm火炮装车和可能
加紧研制全新的对坦克攻击的弹药。
(2）迫使重新考虑坦克对杀伤爆破弹的防护结构，影响西方目前正探讨的各种设想方
案，这些方案均不能有效地防杀伤爆破弹攻击，必须另考虑途径。实际上目前还看不到对杀
伤爆破弹攻击的有效防护办法，还必然引起一场人力和经费的再投入。
(3）提出了我们对125mm杀爆弹防护的新课题，必须及早展开这一课题的研究。：
前任何先进结构的主战坦克。从目前各种防护技术的发展看，2015年前很难实现对杀伤爆
破弹攻击的有效防护措施。当然，杀爆弹是在穿甲弹不能击穿坦克装甲的情况下使用的，不
能因此影响穿甲弹的发展。
(5）拓展了杀伤爆破弹反坦克系统进一步发展的新课题。
对杀伤爆破弹的制造精度（弹重公差、药重公差、壁厚差等）应严格控制，确保高
精度。今后还可改进稳定装置结构设计，进一步提高精度。目前125mm杀伤爆破弹已具有
对付现代坦克防护的足够威力，今后根据防护的发展可进一步研究提高杀伤爆破弹反坦克威
·力的措施。
②力争配上抗干扰的无线电近炸引信，发挥对直升机在5000m距离的有效对抗能力（杀
伤爆破弹在5000m的密集度E,×E，=1.8m×1.5m）。
③论证发展制导杀伤爆破弹的有关问题。
6结束语
125mm杀伤爆破弹反坦克系统是利用现有条件组成的新系统，它是科技发展高度综合
的产物。现代科学技术发展趋势一是高分化一一大多向学科内部深层次发展，一是高综合一
一各学科之间交叉式非线性相互作用，而向更高（或新）层次综合化、整体化。高分化产生
新的生长点，高综合也同样产生新的生长点。
穿甲弹在其技术内部深层次发展提高了威力，产生了新的效能。杀伤爆破弹在提高其自
身精度及威力后，与其他系统综合，具有了前所未有的功能一动对动对装甲点目标进行攻
击，就是高综合产生的新的效能。
125mm杀伤爆破弹反坦克系统扩展了穿甲弹与破甲弹对坦克的毁伤效能，也就产生了
新的效能。尤其在现阶段已出现125mm口径以下的穿甲弹难以击穿现代坦克的主要装甲的
情况下，杀伤爆破弹反坦克系统更有其特殊意义。
备的坦克相抗衡，靠系统取胜不失为一种可行的方法，杀伤爆破弹反坦克系统就是以系统整
体功能取胜的。
思想观念上的变化和理论上的创新，又将开拓更为广阔的思路和视野。运用杀伤爆破弹反坦
-661-

125mm杀伤爆破弹反坦克系统
克系统在运动中攻击具有各种装甲防护的运动中的坦克，经过实践验证是有效的、完全可行
的。这对反坦克中杀伤爆破弹的传统使用观念估计有所动摇，但在理论上是否认识到这是高
综合的创新，并以此来开拓其他系统新的功能，还要做许多工作。冷静地、系统地总结一下
过去，也是为了选择未来。
根据试验结果，可以大胆预测，2015年前的坦克对125mm杀伤爆破弹反坦克系统的攻
击根本不存在有效的防护手段，将来出现有效防护系统也极其困难。
条件变了，必然要出现新系统，这是客观规律，杀伤爆破弹反坦克系统经过实践不断检
验，相信迟早总会被人们接受的。
一662一

125mm杀伤爆破弹反坦克系统效能仿真评定
郭裕成
（兵器工业第201研究所）
摘要本文论述杀爆弹反坦克系统的需求背景，并借助仿真技术预测其射击命中概率、评定其战
斗效能，最后阐明其意义、影响和使用价值。
关键词坦克杀爆弹反坦克效能仿真
1 引言
90年代以来，以钨（铀）等重金属为弹体材料的尾翼稳定脱壳穿甲弹遇到装甲防护技
术的严重挑战，穿透坦克首上和炮塔正面装甲愈来愈困难。91年海弯战争中美军使用了装
保证击穿”，其炮塔正面防护穿甲能力不低于600mm。93年在我国南口地区举办的俄罗斯
武器装备展览展示的T-80y坦克，据介绍炮塔正面防穿甲能力达到670mm。我国一二三工
用简易的外挂结构进一步提高装甲的抗侵彻性能。坦克炮动能弹的侵彻能力低于自身的防
护能力已屡见不鲜。国内外的专家预测，到2010年前后坦克防穿甲性能将达到900~1000mm
水平。
为对付日益增长的装甲防护功能，坦克火炮历经了一个发展强化的过程，例如西方
120mm炮，发射药已由原来的NG-DEGN更新为高能药JA2，装药量也由早期的7.4kg增
加到8.1kg，特别是火炮身管的大幅度加长，德国“莱茵金属公司”Rh120身管长5.3m，
化现有口径火炮有一定成效，但远远满足不了对付装甲性能增长的要求。70年代，德国研
制成功Rh120滑膛炮以来，动能穿甲技术发展甚快，穿甲弹型号不断更新，当今的脱壳穿
甲弹已经变得十分细长（见表1），继续减小侵彻体直径将是非常困难的，材料的性能、发
射时的颤振、撞击倾斜装甲时由横向载荷引起的能力降低，都制约着弹丸的进一步细化。
已经看不到现装备坦克火炮穿甲弹性能进一步发展的潜力，结论是明确的：120（125）mm
口径的火炮，其穿甲弹性能接近达到一个极限。提高坦克穿甲威力，增强坦克反装甲弹性
能到了改弦更张的时候了。
事实上技术领先一步的美、德诸国早在1988年就已开会协调考虑发展140mm口径坦
克炮取代现装备120坦克炮。美XM291型140mm滑膛坦克炮（配套XM91自动装弹机、
XM964动能弹）内弹道设计思想有一个转折，与M68105炮、M256120炮不同，140炮
完全改变了105炮、120炮那种短身管、小药室、高弹丸相对行程（4）、低装药弹重比（のlq）
等相对“轻化”的弹道特征，它不惜以结构尺寸的剧烈膨胀、装药效率的显著降低、总体
使用及安装性能下降为代价，刻意追求炮口动能，提高穿甲威力。其弹道参数“重化”，火
-663-

125mm杀伤爆破弹反坦克系统
炮在口径、身管长、药室容积及装药质量、炮口动能等方面迅猛膨胀，のIq、Λ值就是在
反坦克炮系列中也是前所未见的。由于使用大装药量发射一个相对较轻的弹丸消耗在装药
本身移动的能量较大（次要功系数@较大），事实上XM291在装药具有的能量上已经超过
我国59-130加甚至超过西方GHN-45155加榴等二线火炮（见表2）。这是一种相对单纯的
竞争，是一种已知技术对抗的延续，140炮所竭力进行的性能置换恰好反映出其技术决策
层对发展坦克穿甲技术前景的忧虑，现实的问题是：面对不断增长的装甲威胁，我们的对
策是什么？
一一个新的命题
2大威力杀爆弹反坦克
用杀爆弹反坦克是一个既老而又新的问题，在60年代后期，为了对付当时来自北
方的威胁，我国就已开始进行杀爆弹反坦克效能的试验研究。1967年在南口地区组织
进行的全军反坦克武器试验（表演）中，122加、130加、152加榴对坦克靶车进行了
杀爆弹射击效能试验，其中以130加威力最为突出，在130加榴弹作用下，坦克炮塔
和座圈破坏严重，一发命中弹基本上宣告一辆坦克报废。1972年炮兵再次组织反坦克
试验，试验总结认为122mm以上口径加榴弹反坦克效果显著。但是那时正值滑膛炮
及长杆动能穿甲弹异军突起，其后的全钨弹技术文使穿甲的优势得到极大的发挥，加
之当时我国装备的坦克火炮口径较小，大口径加榴炮多为牵引火炮，防护与机动能力
差，适合在二线作战，且其火控系统功能简单，难以杀伤运动中的点目标，所以杀爆
弹反坦克终于未能成为现实。然而事物的发展有其内部的规律性，矛盾着的双方无不
根据一定条件转化，它们都不是固定的、一成不变的，而是相对的、有条件的。今天，
动能穿甲弹技术已臻完善，发展潜力已经很小，只能更加依赖火炮赋与巨大的发射能
量和由总体承受严重的效率损失。另一方面，装甲防护技术经过长期的发展，在总体、
材料、原理、结构等多方面都取得了长足的进步，一些潜在的防护技术像电磁装甲、
反坦克这一命题将是非常有益的，它涉及到我国坦克发展中的一些根本性问题，并对
包括发展规划和采购政策产生深远影响。
称之为杀爆弹反坦克系统的新系统由坦克武器系统中一些人所共知的子系统构成。事
实上，与传统的杀爆弹反坦克相比，系统已经有了很大的变化。首先，它属于坦克自身的
功能系统，用于一线作战，这主要是由于坦克总体技术的发展，目前或未来的坦克装备有
更大口径的火炮。像我国一二三工程125炮，属于世界现装备坦克火炮口径最大的一种，
其杀爆弹采用压装药技术，装药量达到3.53kg，使用钝黑铝高能炸药，当量系数为1.47，
约相当5.189kgTNT当量，超过我国122加、130加等杀爆弹装药所具有的能量，测试表明
其冲击波超压较俄罗斯OΦ26型125杀爆弹有很大提高，其弹钢材料50SiMnVB破碎性良
好，产生的破片密度大、杀伤作用显著，此外该弹外弹道参数：初速850m/s，弹道系数约
为1.02，千米立靶公算偏差（高低×方向）0.19m×0.15m，初速公算偏差1.55m/s，都较为
理想。而我国一二三工程坦克稳像式火控系统，采用激光测距、数式计算机、多种传感
器采样解算，其气象误差、弹道准备误差、操作误差都能得到很好的控制。另一方面现代
坦克对杀爆弹的防护未能得到相应的加强，相反，由于使用大量精密的光学器材、数字设
备、电子装置而受到削弱，各种爆炸装甲、主动作用防护系统的发射拦截装置都可能由于
-664~

125mm杀伤爆破弹反坦克系统效能仿真评定
诱爆起到推波助澜的破坏作用，从而加大杀爆弹的毁伤效果。1994年10月由总参装甲兵
装备技术研究所和一二三工程总师办负责组织了一二三工程杀爆弹打坦克试验，其试验研
究结论为一二三工程模拟样车杀爆弹对坦克目标的命中精度基本满足了有关指标的要求，
具备了打击运动中点目标的能力，而125炮杀爆弹命中坦克后一般可使其遭受严重破坏，
丧失使用性。
3杀爆弹反坦克系统效能仿真评定
3.1外弹道学模拟
经过代入有关关系式并简化整理得到外弹道学弹丸质心运动方程组，采用四阶
定步长龙格一库塔方法进行数值求解，得到有关的外弹道学参数，还可进一步做出
射表。
表3为一二三工程动能穿甲弹的外弹道学参数；
表4为一二三工程杀爆弹外弹道学参数；
表5为俄T-80y坦克2A46M-1/BM42射表。
外弹道学参数将被用于射击命中概率模拟和杀爆弹反坦克系统的效能评定中。
3.2坦克射击命中概率模拟
共选择32项射击误差，对于不同的火控系统、不同的射击方式（静对静、静对动、动
对动）、不同的射击距离、不同的外弹道学参数（弹丸初速、弹道系数、定起角散布、初速
公算偏差、装药温度系数等等）有不同的数值，坦克射击系统的均方差为：
32
i=l
表6为模拟与实弹射击试验结果对比。试验样车取自历年的火控系统实弹射击试验，
总计弹药发数427发（其中静对静111发、静对动143发、动对动173发），有效靶板尺寸
静对静、静对动为2.3m×2.3m，动对动为2.3m×4.6m。
表7为模拟方法误差。假设以试验结果为依据，其综合误差未超过0.03，模拟结果较
为准确。由于每个项目试验样本发数较多，且列入比较的项目数也较多，结果较为可信，
因而验证了用模拟方法代替实弹研究杀爆弹射击精确度问题的可行性，该方法除具有实弹
射击不能比拟的经济性之外尚具有可以研究初速、弹道系数等外弹道学参数，火控系统参
数、功能的相互作用，进行系统意义下的概念研究。图1为模拟得到的俄T-80y坦克125mm
火炮BM42穿甲弹检验性条件命中概率曲线，其中静对静、静对动靶板尺寸为2.3m×2.3m，
动对动靶板尺寸为2.3m×4.6m。
-665

125mm杀伤爆破弹反坦克系统
0.8
0.8
中概率
0.5
0.4
0.4
0.3
0.2
0.2
0.1
射击距离/m
射击距离/m
图1俄T-80y坦克BM42穿甲弹命中概率曲线
图2穿甲弹与杀爆弹命中概率对比
1一静对静；2一静对动；3一动对动。
1一穿甲弹；2一杀爆弹。
图2为模拟得到的某坦克杀爆弹与动能穿甲弹检验性条件动对动命中概率对比。表10
为一二三工程杀爆弹命中概率以及改变杀爆弹某些外弹道学参数对提高杀爆弹命中概率的
影响。由于现代火控系统的弹道解算功能已相当完善，这在很大程度上补偿了由于杀爆弹
初速较低弹道不够低伸导致的较大的误差项，火炮弹药自身的散布在系统的误差中占有较
大的份额，左右了命中性能，是不可补偿的，因此具有较高的立靶精度（密集度）的杀爆
弹显示了一定的优越性。
3.3杀爆弹反坦克系统效能仿真评定
利用坦克性能仿真对抗系统模型评定杀爆弹反坦克系统效能。通过设定简化作战想
定条件和仿真坦克对抗战斗过程，并对足够样本次数的对抗结果和各类随机现实进行统
计来获得要求的数据。模型着重模拟坦克武器系统的技术性能，揭示其对战斗结果的隐
式影响。
模型使用预存信息、变换矩阵方法表现运动坦克的三维形体，进行地形对目标坦克形
体的遮蔽计算并对非遮蔽部分提取瞄准中心，产生射击坦克弹丸初速的随机现实，依据其
武器系统性能产生各类射击误差并解弹道学问题，确定弹迹在检靶平面的坐标，完成弹迹
坐标命中目标坦克部位（板元）检验（包容检验），根据命中部位的实际着角、着速及记入
坦克防护性能矩阵的分部位（板元）生
存力/易损性数据，完成动能弹的侵彻计
0.8
算和确定坦克的毁伤效果（生存力/易损
率0.6
性模型）。
毁 0.4
图3表示坦克A分别使用动能弹及
0.2
大威力杀爆弹对某目标坦克（B）正面
15002000
30003500
25003
500
1000
对抗的毁歼概率对比，坦克B只发射动
战斗距离/m
能弹，地形遮蔽为0.5～1.1m。坦克A
图3大威力杀爆弹与穿甲弹反坦克战斗效能比较
使用动能弹与坦克B对抗并没有取得
1一大威力杀爆弹；2一动能穿甲弹。
明显的优势，使用大威力杀爆弹约在
2500m距离内有更好的效果。而以直瞄
射击方式遂行战斗任务的坦克，其对抗动作包括侦察、搜索、发现自标、准备射击、瞄准
击发直至观察弹着点的全过程必须在相互通视的条件下完成，距离越远，通视率越低。原
666

125mm杀伤爆破弹反坦克系统效能仿真评定
联邦德国军方统计结果表明：80%的发射阵地只能提供800~2000m的射击距离。原苏军认
为：在中、西欧战场上仅15%的目标能在2000m以外发现并射击，70%的坦克要在2000m
以内才能观察到。我军对三北地区典型地形的统计结果表明，3000m以上通视率极小，约
50%的装甲目标要在1500m内对付。因此杀爆弹优于动能弹的射击距离，基本覆盖了坦克
需要的射击使用距离。
4结论与影响
（1)杀爆弹反坦克系统借助大口径杀爆弹的爆震杀伤效应和现代坦克火控系统完善的
弹道解算与误差补偿功能，可用于一线对敌坦克作战并对敌坦克目标构成有效的杀伤，在
装甲防护技术不断发展、动能弹威力日渐不足的情况下更有其特殊意义。
（2)多年来装甲防护的研究工作一直集中在防尾翼稳定脱壳穿甲弹及空心装药破甲弹
上，杀爆弹反坦克系统的出现有望收到出其不意攻其不备的效果，战争中则是一招克敌制
胜的“杀手铜”
（3）我国大量现装备坦克在换装125炮的前提下，采用杀爆弹反坦克系统后仍能有效
攻击各种坦克装备，从而有效延长我国现装备坦克的技术使用寿命。
（4）杀爆弹反坦克系统可用作我国未来坦克的一项重要反装甲技术。
（5）对我国坦克火炮与弹药的发展有深远影响。
尾翼稳定脱壳穿甲弹技术是在一系列相关技术发展的前提下实现的，这些技术的进一
步提高还需做大量工作，而杀爆弹相对讲技术上容易解决，其采购费用也较低，这种差异
在发展新型武器系统时会更加突出。
表1脱壳穿甲弹参数比较
DM13（半钢套）
DM23
DM33
M829A1
装备时间
约1975年
1982年
1980年代后期
1991年
全弹质量/kg
18.7
18.8
19.2
19.4
890
910
弹长/mm
~960
弹丸质量/kg
7.22
7.30
7.00
7.16
弹丸长/mm
490.0
518.8
643.0
弹径/mm
38
32
28
26
初速/m·s-1
1650
1650
1703
1710
穿深/距离/mm·m=1
432/200
540/200
618/200
600/2000
-667-

125mm杀伤爆破弹反坦克系统
表2
坦克炮与大口径加榴炮对比
GHN-45
火炮型号
2A46M-1
Rh120
XM291
59-130加
155/线
140/滑
130/线
口径/结构
120/滑
125/滑
炮身长/mm
5600
6350
7010
7602
5300
6000
6710
6850
6975
身管长/mm
898
药室长/mm
534
818
1050
18.58
20.94
~10
13.25
~20
药室容积儿
7.4
12.9
(~14.5)
8.47
15.78
装药质量/kg
JA2
装药品牌
高氮
HIT-3
NG-DEGN
弹丸质量/kg
7.3
7.05
11.12
33.4
45.54
1.01
1.2
1.42
0.39
(~0.32)
4.8
4.11
4.46
5.39
930
初速/m·s
897
1650
1700
1800
炮口动能/MJ
18.01
14.44
18.31
9.93
10.18
29
~28
22
弹道效率/%
一二三工程动能穿甲弹外弹道学参数(模拟)
表 3
xe
ax
xe
射角/mil
飞行时间/s
落角/(°）
距离/m
'ee
623.3
0.0
0.019
0.233
200.0
0.321
0.118
0.0
623.3
0.039
0.236
0.467
400.0
0.642
0.700
623.3
0.0
600.0
0.963
0.059
0.354
1.283
0.079
0.472
0.920
612.6
-37.8
800.0
602.0
0.099
0.593
1.131
-90.6
1000.0
1.616
0.121
0.714
1.361
601.8
90.6
1200.0
1.948
0.835
1.591
601.8
-90.6
1400.0
2.280
0.142
185.3
0.163
0.955
1.787
588.8
1600.0
2.612
575.9
2.959
0.186
1.080
1.961
300.1
1800.0
3.307
1.206
2.181
575.4
317.7
2000.0
0.209
757.4
-341.2
3.655
0.232
1.331
2.401
2200.0
-431.2
4.002
0.255
1.455
2.585
565 .4
2400.0
524.4
1.584
2.774
555.2
4.362
0.280
2600.0
590 .2
3.024
554.6
2800.0
4.723
0.305
1.712
- 656.5
5.083
0.329
1.841
3.274
554.6
3000.0
758 .1
0.355
1.968
3.461
544.0
5.444
3200.0
532.9
0.381
2.101
3.620
863.7
3400.0
5.819
-972.2
6.195
0.408
2.233
3.860
532.1
3600.0
- 1117.0
2.365
532.1
6.570
0.435
4.100
3800.0
4.250
520.1
4000.0
6.946
0.462
2.497 -
1237.9
-668-

125mm杀伤爆破弹反坦克系统效能仿真评定
表4一二三工程杀伤爆破弹外弹道学参数(模拟)
xe
ax
xe
落角(°）
距离/m
射角/mil
飞行时间/s
200.0
1.325
0.081
0.239
0.460
148.1
0.0
400.0
0.168
2.701
0.486
806'0
142.7
-11.2
600.0
4.129
0.262
0.739
1.343
137.5
33.4
800.0
5.610
0.363
866°0
1.750
132.8
62.7
1000.0
7.142
0.471
1.265
2.151
127.2
100.4
8.755
1200.0
0.590
1.542
2.570
121.5
121.1
1400.0
10.433
0.717
1.828
2.981
117.0
161.2
219.4
12.174
2.121
3.343
1600.0
0.854
112.8
1800.0
13.980
1.001
2.421
3.698
108.5
288.7
2000.0
15.861
1.159
2.731
4.037
103.7
367.1
17.837
1.332
3.053
2200.0
4.375
98.6
427.0
2400.0
19.917
1.519
3.388
4.712
94.3
492.4
2600.0
1.722
3.733
22.081
5.032
90.6
572.5
24.332
2800.0
1.940
4.087
5.358
86.9
-675.7
3000.0
26.683
2.176
4.452
5.619
83.0
790.6
3200.0
29.153
2.434
4.831
5.881
78.9
883.7
3400.0
31.756
2.712
5.226
6.136
74.9
983.4
3600.0
34.492
3.016
5.634
6.376
71.4
-1092.5
37.358
3.344
6.057
67.7
3800.0
6.637
1223.1
4000.0
40.396
3.703
6.500
6.872
63.9
1421.3
-669--

初速：1700.0m/s
1000
1500
1300
1600
2000
2100
2200
2300
2500
1100
1400
1800
1900
2400
距离
1200
1700
2600
100
008
006
xm
500
700
400
方向
0.40
0.10
0.14
0.16
0.20
0.22
0.30
0.32
0.34
0.36
0.42
0.44
0.50
0.02
0.06
0.12
0.18
0.24
0.26
0.28
0.38
0.46
0.48
0.52
0.08
超速穿甲弹
公算偏差
高低
0.10
0.50
0.12
0.16
0.28
0.40
0.42
0.48
0.02
0.04
900
800
0.14
0.18
0.20
0.22
0.26
0.30
0.32
0.34
0.36
0.38
0.44
0.46
0.52
0.24
坦克名称:T-80y
飞行时间
90'0
0.36
0.24
0.30
0.42
1.30
0.12
0.18
0.54
0.61
0.73
0.79
0.48
0.67
1.36
0.85
0.91
860
1.04
1.17
1.23
1.43
1.49
1.56
1.11
1.62
.s.u/
1677.6
1662.6
1692.5
1685.1
1655.2
1647.7
1625.3
1617.8
1602.8
1588.6
1581.6
1567.7
1553.8
1532.9
1525.9
1670.1
1640.2
1632.7
1610.3
1595.5
1574.7
1560.7
1546.8
1539.8
1519.0
1512.0
VC
射表(模拟)
125mm杀伤爆破弹反坦克系统
0.10
落角
0.15
0.16
0.20
0.26
0.27
0.06
60°0
0.13
0.14
0.17
.0.22
0.23
0.28
0.03
0.04
0.05
0.07
80°0
0.11
0.18
0.24
0.30
10:0
0.02
0.21
2A46M-1/BM42
个密位时命
射角改变一
中高度的变
化量
0.14
2.10
2.20
2.40
2.52
2.64
2.74
0.32
0.42
0.53
0.63
0.74
0.84
1.05
1.17
1.37
1.57
1.67
1.79
1.90
2.29
0.21
0.94
1.27
1.47
2.01
装药温度变
化10℃
y13
我T-80坦克
0.00
0.00
000
0.01
0.10
00°0
0.00
00°0
0.02
0.02
0.02
0.03
0.04
0.04
0.05
900
900
0.07
80°0
0.09
600
0.01
0.01
0.01
0.03
0.05
高低修正量
初速变化
1%时
0.13
0.15
0.16
0.18
0.19
0.23
0.00
0.00
0.00
0.06
80°0
60'0
0.12
0.02
0.26
0.02
0.04
0.07
600
10'0
0.01
0.01
0.03
0.04
0.05
0.21
方向修正量
10m/s时的
横风速度
最大弹
ym
0.0
0.6
0.8
0.9
3.2
10
12
14
013
16
14
高角
2.20
0.50
0.83
1.00
2.55
3.63
3.82
4.19
1.16
1.68
3.09
3.45
4.01
4.38
0.33
0.66
1.51
1.85
2.73
3.27
4.57
2.02
2.37
2.91
0.17
1500
1700
2000
2100
002
1300
1600
0061
2200
2400
距离
1000
1200
1400
2600
1100
006
-670-

3000
距离
2900
3200
3300
3400
2700
2800
3100
3600
3700
3800
3500
3900
4000
()
0.58
0.54
0.56
0.60
0.70
0.74
0.76
0.62
0.64
0.66
0.68
0.78
0.72
0.80
公算偏差
高低
0.56
0.60
0.54
0.58
0.62
0.64
0.66
890
0.72
0.74
0.77
0.79
0.81
飞行时间
2.30
2.16
1.69
1.76
1.89
1.96
1.82
2.03
2.09
2.23
2.37
2.44
2.51
2.58
.S .u/
1505.0
1498.3
1478.6
1472.0
1465.4
1458.8
1445.6
1439.0
1491.7
1485.1
1452.2
1432.4
1425.8
1419.2
125mm杀伤爆破弹反坦克系统效能仿真评定
0.32
0.39
0.34
0.35
0.36
0.38
0.41
0.42
0.44
0.45
0.50
0.31
0.47
0.48
射角改变一
3.39
3.56
3.14
3.48
2.93
3.03
3.27
865
2.84
3.65
3.73
4.20
3.85
4.11
装药温度变
化10℃
0.16
0.13
0.12
0.14
0.15
0.18
610
0.20
0.11
0.21
0.23
0.24
0.25
/m
高低修正量
初速变化
1%时
0.40
0.31
0.34
0.37
0.50
0.56
0.29
0.43
0.45
.0.47
0.53
0.60
0.27
0.63
方向修正量
10m/s时的
横风速度
ym
17
18
19
20
24
高角
5.73
6.12
6.32
6.52
6.73
6.93
5.34
5.53
7.14
7.34
5.14
5.92
4.75
4.95
/mil
距离
4000
2700
3500
3600
2800
2900
3000
3100
3400
3700
3800
3900
3200
3300
-671-

模拟结果
608'0
9560
S060
0.952
0.856
0.566
0.715
0.902
088'0
608'0
188'0
LE6'0
0.637
OS06'0
0E60
0.850
0.910
0.870
0.923
0.650
0.710
0.930
LL80
080
1.0
命中
12/13
22、
我罗斯专家讲学材料
与实弹射击试验结果对比
5/6、
中数/发射数）
4/4、
中一发临导
8/10（装
试验样本
4/5、
26/29、
专家讲：
26/30
78/84
28/30
6/6、
、4/4、
*61/L]
3/3、
17/18、
9/10、
4/5、
(其
"01/6
（命
"SE
16/17、
*01/6
3/3、
125mm杀伤爆破弹反坦克系
1250
0000
2000
1500
1250
1100
1830
1500
1500
1500
1100
1320
2500
1100
无率模：
坦克射击命中概
射击方
动对
动对
动对
BM4
100
100
100
100
100
125
三工程
X08-1
X08-1
缘缘像
一像
59、
式验项
：-672-

125mm杀伤爆破弹反坦克系统效能仿真评定
表7模拟误差
射击方式
系统误差/μ
随机误差/α
备注
0.022
0.013
系统误差为负、模拟略低
于试验值
0.027
-0.009
动对动
0.003
全部
0.021
0.009
表8杀爆弹命中概率
vo=850 m/s
Vo=930 m/s
vo=930 m/s
距离/m
C=1.02
C=1.02
C=0.471
B,XB,=0.17mX0.17m
B,XB,=0.17mX0.17m
B,XB,=0.14mX0.14m
0.996
966'0
8660
1000.00
0.919
1500.00
0.922
0.953
2000.00
0.748
0.758
0.830
2500.00
0.563
0.581
0.678
0.994
#66'0
1000.00
0.998
1500.00
0.880
0.888
0.928
2000.00
0.650
0.671
0.744
2500.00
0.436
0.463
0.543
1000.00
0.948
0.948
1500.00
0.793
0.797
0.815
2000.00
0.614
0.622
0.650
2500.00
0.448
0.462
0.497
动对动靶板为2.3m×4.6m。
注：静对静、静对动靶板为2.3m×2.3m，
-673

对125mm杀伤爆破弹反坦克系统的思考
李蕴学
（总装备部装甲兵装备技术研究所）
摘要本文论述了用杀伤爆破弹反坦克的必要性及可行性，以及应进一步开展的工作。
关键词坦克杀爆弹·威力
1引言
瘤弹是杀伤弹、爆破弹和杀伤爆破弹的旧称。它的用途通常局限于对付筑城工事、非装
甲军事目标和集群有生力量，且主要用于间瞄射击。在一定场合，遮蔽阵地炮兵利用大口径
火炮杀伤爆破弹，也对敌集结、开进、展开、冲击的坦克群射击，但其直接作用不在于反坦
克，而是为了打乱敌战斗队形，迟滞敌前进，挫伤敌士气，妨碍敌射击，迫使敌人提前展开，
为我直瞄反坦克武器歼灭敌坦克创造有利条件。当然，这种射击，也能毁伤一定数量的敌坦
克，但通常要发射几十发甚至上百发才能命中1发，弹药消耗量大。
坦克是地面作战的主要突击兵器，主要作战任务是对付敌坦克。基于此，在坦克上配备
的反坦克弹种是动能穿甲弹和破甲弹。
为了兼顾坦克地面作战中可能遂行的其他任务，如与敌炮兵作斗争，摧毁敌野战工事，
歼灭敌有生力量等，我国和前苏联体系的坦克中，配备了杀伤爆破弹；而西方国家的坦克，
为了减少弹种，只配备多功能破甲弹。
总之，按传统的观念，杀伤爆破弹不宜用于反坦克。西方国家坦克压根儿就不配备杀伤
爆破弹。
2杀伤爆破弹反坦克概念的萌生
坦克是矛和盾的综合体，坦克的发展史也是一部矛和盾的斗争史。坦克发展到了今天，
穿、破甲弹药特别是动能穿甲弹与装甲的竞赛，似乎已使出浑身解数。脱壳穿甲弹的弹芯材
质用上了钨丝增强铀合金和钨基复合材料，长细比几乎达到了容许极限，而各种主、被动防
护，特别是主动防护技术还是方兴未艾。对此，人们在考虑随着坦克作战运用的发展，除穿
甲弹和破甲弹之外，会不会有其他弹种异军突起。
武器装备的发展及在战争中的作用和地位，与作战需求密切相关。而作战需求来源于对
未来战争形态、特点和作战任务的理解与预测。军事理论研究认为，随着高技术武器装备的
发展与应用，未来的高技术局部战争可控性增强，战争目的有限、突发性强、发展变化节奏
快，应当树立新的作战目标与作战效能观。以往，作战的主要目标是大量、彻底摧毁敌武器
装备，杀伤敌有生力量。未来一体化部队作战，将主要以信息对抗与火力摧毁相结合，主要
674—

对125mm杀伤爆破弹反坦克系统的思考
打击敌纵深内关系敌方行动自由、作战连续性、整体性、士气与锐势，以及关系已方夺取和
保持主动权的目标。彻底摧毁敌武器装备，歼灭敌有生力量将不再是作战的唯一目标。基于
上述认识，近年来，失能武器的发展受到高度重视。失能武器也称非致命性武器。美国国防
为目的而又不使其丧生或造成装备严重损坏的手段。”失能武器对敌方武器装备和人员的彻
底摧毁性虽小，但对其整体作战能力的破坏环效应大，尤其是在低强度、中小规模的作战行动
中，具有很高的作战效能。这种以较小的代价换取最大效益的观念，已成为现代作战所追求
的基本目标。
姑且不论在坦克上该发展何种失能武器，根据对大口径杀伤爆破弹的威力和它直接
命中坦克目标后毁伤效果分析，均会产生很好的“失能效应”。也就是说，像125mm火
炮发射杀伤爆破弹，虽然命中目标坦克后不一定能将其彻底摧毁，但必然能使其丧失继
续作战的能力。无论装甲如何增强，装甲型式如何发展，任何重型装甲都难以抗衡大口
径杀伤爆破弹的威力，坦克难以摆脱它的“失能性”。这一点，是穿甲弹和破甲弹所难以
比拟的。
实现一弹多能，减少坦克炮弹品种，有利于简化射击操作、缩短系统反应时间。杀
伤爆破弹反坦克地位的上升，无疑符合这一趋势。鉴于自前防穿、破甲技术的迅速发展，
使125mm以下口径的弹药难以有效击穿，使用杀伤爆破弹反坦克已成为一种新的选择途
3杀伤爆破弹反坦克的威力
关于杀伤爆破弹对坦克的毁伤能力，国内已有过多次试验。普遍的结论是：使用大口
径火炮杀伤爆破弹对敌坦克射击，能保证对坦克的毁伤效果。1972年5月，北京军区炮兵
打坦克试验结论：122mm以上口径加榴炮使用杀伤爆破弹对坦克射击不仅可行，而且效果
显著。1994年10月，根据一二三工程总师的建议，装甲兵装备技术研究所进行过一次专
题试验研究，即使用125mm坦克炮杀伤爆破弹及其火控系统，对现代防护水平最高的，
带有反应装甲和多层复合装甲的T-80Y模拟坦克进行了一次射击效能试验（试验简况见附
件）。结论认为：稳像式火控系统的一二三工程125mm坦克炮发射杀伤爆破弹的命中精度，
2400m距离上的静对动射击，首发命中率达到75%以上；2000m距离上动对动射击，首发
命中率在60%以上。当时，由于试验车的车况和弹药、火控系统状态不佳，影响了精度试
验效果。据一二三工程定型试验情况分析，武器系统发射杀伤爆破弹的精度，高于上述试
验结果。一二三工程的杀伤爆破弹不论命中坦克的主要部位或次要部位，都会对它造成严
重破坏。
4杀伤爆破弹反坦克的几个问题
过去未用坦克炮杀伤爆破弹反坦克，原因有多方面，既有技术上的问题，也有作战运用
上的观念更新问题。其中，后者起着主导作用。
-675-

125mm杀伤爆破弹反坦克系统
4.1转变旧观念，树立反坦克的新观念
过去，虽然人们并不反对在必要时用杀伤爆破弹对坦克直接瞄准射击，但是，这只是一
种权宜之计，是在不得已的情况下而为之的一种辅助反坦克手段。现在需要研究的问题是，
在未来高技术局部战争中，是否应提高杀伤爆破弹在反坦克中的地位和作用，树立反坦克的
新观念。认识到用杀伤爆破弹反坦克不仅可行，而且必要。它将不再是一种辅助手段，可能
跃居为一种主要手段。
4.2将杀伤爆破弹的射击精度提高到一个新水平
过去认为杀爆破弹不适宜用于打坦克，一个重要的原因是它比穿甲弹初速低，弹道弯曲，
飞行时间长，很难确定提前量，致使行进间对运动目标射击的命中精度低。由于
一二三工程采用了先进的火控系统和具有较好立靶密集度的125mm杀伤爆破弹，解决了上
述问题。对于3000m以内、特别是坦克主用作战距离（2000m左右）上，其杀伤爆破弹对
坦克目标的直接命中精度并不亚于高速脱壳穿甲弹。这不仅由实弹射击试验所证实，而且射
击理论研究也充分证明了这一点。
4.3确切判定大口径杀伤爆破弹对坦克的失能性毁伤效应
应进一步论证，并肯定大口径坦克炮杀伤爆破弹命中坦克后必然会使之失去作战能力。
据我军工程兵《反坦克武器、器材手段》资料介绍，使用TNT炸药3~5kg可炸毁坦克。1973
可炸断坦克履带；2kg炸药包放在坦克前盖上，可震死驾驶员；5kg炸药包挂在炮塔上，可
震死乘员，破坏车内设备；4kg炸药包放在后盖甲板上，可炸坏发动机。
1994年，一二三工程125mm杀伤爆破弹打模拟的T-80y坦克，弹丸内装钝黑铝-1高能
炸药3.5kg，引信为瞬发装定，首发命中炮塔正面左侧复合装甲（外挂反应装甲，复合装甲
总厚度560mm，其中两层填料厚度为100mm和60mm）。命中后使炮塔无法转动；炮长三
合一稳像瞄准镜震坏，丧失观察、瞄准功能；驾驶员潜望镜被打碎，其他观察镜破损；火炮
身管损伤达到报废标准，驾驶室窗盖损坏。动物效应试验表明，该发命中弹使乘员位动物（狗
和豚鼠）受到重度损伤和中度损伤（驾驶员位动物脾三处破裂，车长位动物肺两处片状出血，
装填手位膀胱内出血，三位动物均发生鼓膜破裂）。首发命中弹虽然仅把挂装的反应装甲块
打掉，复合装甲表层只出现压抗，局部有开焊，但对坦克的作战功能而言，却是一种难以在
短期内恢复的失能性毁伤（包括乘员）。经冲击加速度值测试，驾驶员座椅部位的纵向冲击加
速度，响应频率为200Hz时，为2061g(脉宽3520μs)，响应频率为10kHz时，为2739g(脉
宽110μs)。
杀伤爆破弹对坦克的毁伤效果，主要是依靠爆破效力。杀伤爆破弹命中坦克，使高猛度
炸药作用于装甲表面，向装甲体传播高强度冲击（爆轰)波，从而使安装在装甲件上的机械和
装甲体内的乘员承受其强大的爆震力，达到连锁反应的毁伤效果。关于杀伤爆破弹打坦克的
毁伤机理研究和毁伤规律研究，目前还未见任何报导，有待我国专家学者对此开辟一条“通
路”。
-676

对125mm杀伤爆破弹反坦克系统的思考
附件：1994年10~11月一二三工程125mm坦克炮杀伤爆破弹打坦克试验简况
1试验地点
试验在北京南口装甲兵射击场进行。
2射击武器弹药
试验用一二三工程动态模拟试验车(已行驶10000km)，125mm坦克炮（首轮样炮），及
杀伤爆破弹（未定型弹），稳像火控（初样试验品）。精度试验使用填砂弹。
3目标坦克
在69式坦克基础上改装车体，炮塔为复合装甲，安装反应装甲和稳像火控系统（含三
合一瞄准镜）。模拟T-80y坦克的装甲结构。
两层玻璃钢板各45mm，复合装甲总厚度290mm，法线角60°。表面挂装反应装甲装药500g。
炮塔正面左右侧复合装甲为：基体装甲厚200mm，复合装甲块面板钢装甲厚100mm，
底板钢装甲80mm，中间层钢装甲20mm，两层玻璃钢夹层分别为100mm和60mm。挂装在
炮塔上的复合装甲块总厚360mm，同连炮塔体基体装甲厚度达560mm。炮塔复合装甲表面
挂装反应装甲，装药量400g。
4射击精度试验
试验用弹为填砂弹共42发；试验用靶为标准纱布靶。
试验结果如下：
(1）千米立靶密集度：Ez=0.183m，Ey=0.196m;
(2）2400m静对动射击精度试验：4发命中3发，命中率75%（前3发校炮）；
(3）2000m动对动射击精度试验：5发3中，命中率60%（炮位风速达6~8m/s）。
5威力试验
5.1射击部位
对炮塔左侧复合（加反应）装甲射击两次，共2发；对车首复合（加反应）装甲射击一
次，共1发；对炮塔左侧射击1发，对车体左侧前叶子挡板处射击1发。
5.2威力试验效能分析
(1）机械毁伤效果检查；
(2）效应动物（狗）解剖检查；
(3）豚鼠听力阙移及车损伤解剖；
(4）目标坦克冲击振动加速度测试。
-677-

125mm杀爆弹对坦克目标毁伤的计算分析
李向东‧张运法‧赵国志
(南京理工大学)
摘要本文通过计算分析讨论了125mm杀爆弹命中坦克及在坦克附近爆炸时其冲击波载荷对以现代
新型坦克为目标的坦克毁伤作用。文中分析了直接命中时冲击波对坦克内部人员和仪表设备的毁伤作
用，认为在坦克全密封条件下，直接命中引起坦克内部的超压可以造成人员和部件的毁伤。该杀爆弹
在距坦克3m范围内爆炸时，形成的冲击波和破片对坦克外部关键部件具有足够的毁伤作用。以上两
种原因的毁伤都可以使坦克丧失完成既定战斗任务的能力。
关键词杀爆弹坦克毁伤冲击波超压破片
1 引言
坦克是地面作战的主要进攻性武器装备，在战场上发挥着极其重要的作用。对付这种坚
硬目标的武器弹药有穿甲弹、破甲弹、碎甲弹等，形成了坦克目标和反坦克弹药之间的一对
矛与盾。由于战争的推动和高科技的发展，这对矛盾竞相快速发展，坦克不断提高其防护能
力；而反坦克弹药则不断增强其侵彻能力。例如坦克的主装甲水平厚度已达到700~800mm，
衡，同样出现了对付新型装甲的新型弹药。目前，它们的发展步履艰难，哪怕一点点的进展
和提高都需要投入大量的人力和财力。
就在这个时候，人们重新提出了用杀爆弹来打击坦克的思想，该思想采用的是避实就虚
的策略，虽然杀爆弹破片不能穿透坦克的主装甲，但可以靠其产生的破片毁伤坦克外面的传
感器和观瞄装置，使其不能完成既定的战斗任务，或者靠杀爆弹爆炸形成的冲击波和震动毁
伤坦克内的关键部件和驾乘人员。
为了评估杀爆弹对坦克目标的毁伤能力，为进一步发展该类弹药提供参考依据，本文建
立了一套杀爆弹对坦克目标的毁伤分析模型。利用该模型，可以定量分析杀爆弹对坦克目标
的毁伤威力，或者坦克目标在杀爆弹作用下的易损性，并以新型坦克为例，分析了125mm
杀伤爆破弹在坦克附近或命中坦克爆炸时对坦克的毁伤情况。
由实弹试验知，杀爆弹爆炸后形成的破片、冲击波、振动和噪声对坦克的内外关键部件
以及内部的驾乘人员都具有杀伤能力。本文分析破片和冲击波对坦克目标的毁伤。
2破片毁伤
125mm杀爆弹为自然破片弹，爆炸所形成破片平均质量为7.6g，平均初速1537m/s，显
然这些破片不能穿透坦克的装甲，但是这些破片对坦克外的一些部件，如传感器、观瞄装置、
天线等通信设施具有较强的破坏能力。因为杀爆弹在距坦克较近或直接命中爆炸时，杀爆弹
-678~

125mm杀爆弹对坦克目标毁伤的计算分析
部部件的毁伤计算方法。
弹丸静止爆炸时，破片近似呈球面
向外飞散，破片分散的总表面积A,为：
A, = 2 πR2(cosαmin -cosαmax)
(1)
式中R——距炸点的距离;
一破片的最小飞散角；
αmin
Pmis
一破片的最大飞散角。
αmax
图1弹丸的破片飞散图
假设战斗部爆炸后形成N个破片，
则飞散破片的密度为：
P, = N/A, = N/[2 πR (cosαmin - cosαmax )]
(2)
实际上，弹丸在终点处爆炸时，存在终点速度，因此应叠加弹丸的终点条件，得到动态
弹丸的破片飞散速度和飞散区间，如图1所示。
用余弦定律可计算动态飞散速度：
Va = /v? +v? + 2V,v. cosα
(3)
式中
动态弹丸破片飞散速度；
静态弹丸破片飞散布速度(由Gurney公式计算);
弹丸终点速度；
静态弹丸破片飞散角。
动态飞散区间为：
Pmin = arcsin(V, sin αmin /Va )
(4)
Pmax = arcsin(V, sin αmax /Va )
(5)
将式(4)和(5)代入式(2)可得动态弹丸的破片密度
Pa = N/[2 πR (coOS Pmin -COS Pmax)]
(6)
根据部件相对于炸点的位置以及部件的迎弹面积，由上式就可算出命中部件的破片数
目，然后再根据部件的抗侵彻能力以及破片的入射参量(着速、着角和破片质量)计算穿透部
件的破片数目，最后结合部件毁伤准则，即可得到部件的毁伤。
3直接命中时冲击波对内部部件的毁伤
杀爆弹直接命中坦克装甲时，爆炸作用在装甲内形成冲击波，冲击波在装甲内传播，并
透射到坦克内部，形成一定强度的空气冲击波，当空气冲击波的超压达到某一临界值时，对
坦克内的关键部件具有毁伤作用，下面简单计算坦克内冲击波超压。
-679—

125mm杀伤爆破弹反坦克系统
3.1装甲表面冲击波初始参数计算
由于炸药的冲击阻抗小于装甲板材料的冲击阻抗，所以弹丸在装甲表面爆炸时，装甲介
质中形成冲击波，下面确定冲击波的初始参数。
图2所示为爆轰波到达界面前后，爆轰波与介质发生作用瞬间的P-x分布。
D'
Po
zo =0
图2爆轰波到达介质前后冲击波参数分布
其中1为爆轰波面，2为爆轰产物，3为炸药，4为原始分界面，5为装甲介质，6为分
界面，7为反射冲击波，8为装甲内冲击波面。PH、uH分别为爆轰波面的压力和质点速度，
即C-J面上的参数，D为炸药爆速，Pzo、uzo分别为装甲板的初始压力和质点速度，uzo=0，
Pi、u1为爆轰波和装甲板接触时界面处的压力和质点速度，D;为装甲中冲击波初始速度，D"
为反射冲击波的初始速度。
由于反射回产物中的波为冲击波，而反射波传过后使得产物的质点速度为uH降低为分
界面的运动速度u1，即反射波D'传过后产物获得一个附加速度ur，这一速度等于u1与uH
之差，即
u, =u, -uH =-J(P, - Ph)(vH -v))
(7)
(8)
u, =uH +u, =uH - (P - P)(VH -V))
式中，VH、V1分别为反射波前后爆轰产物的比容。
利用爆轰产物的多方方程，可将反射冲击波的雨果尼奥方程写为：
=[H(I-)+(I+)I/[(I-)+ H(I+)= H/
(9)
[( + 1) + ( - 1)5] /[( + 1) + ( - 1)]
式中,=P / PH，PH =PoD² (+1)，V =Wo /(+1)，uH =D(+1)，Po、Vo分别
为炸药的初始密度和比容。
将式(9)代入式(8)得
(I+ )/[(I- )+ (I+) / (I- ) - I= In
(o1)
-680-

125mm杀爆弹对坦克目标毁伤的计算分析
装甲板的冲击压缩规律为：
D, =a+ bu,
(11)
式中D,——装甲板中冲击波速度;
u1——质点速度;
a、b常数。
代入冲击波的动量守恒方程
(12)
P - Pzo = PzoD,(u -uzo)
P, = Pzo + Pzo(a + bu,)(u, -uzo)
(E)
式中，Pzo、Pzo和uzo分别为装甲板受到冲击前的压力、密度和质点速度，Pzo=0，uzo=0。
根据文献，对于装甲钢板近似取a=4.57×10m/s，b=1.49。
由式(10)和(13)可解得装甲板中冲击波初始参数：
P = 4.223×10"° Pa
u, =1.176×103m/s
上面的分析将弹丸视为无壳药柱，没有考虑弹丸壳体的影响。实际上，弹丸爆炸时，炸
药释放出的能量一部分消耗于壳体的变形、破碎和破片的飞散，另一部分消耗于爆炸产物的
膨胀和形成冲击波，与无壳装药相比，在装甲中形成冲击波的超压要小，因此需要对上述计
算结果进行修正，这里采用爆轰产物的当量炸药和实际装药的比值来修正。
传给爆轰产物的当量炸药の，和弹丸装药の的比值为：
n =0, / 0 = β /(2 - β)+ 2(1 - β)(ro / rm)2r-2 (2- β)
(14)
式中
弹丸的装填系数；
爆轰产物的绝热指数(=3);
装药半径；
ro
一破片达到最大速度时的半径。
Im
由试验资料知，钢壳体近似取rm~1.5ro。
125mm杀爆弹的装填系数β=3.53/23.2=0.152，代入式(14)可得m=Wb/=0.26。
根据此系数对装甲板中的初始超压修正
P’ = nP = 0.26× 4.223×101° =1.098×101° (Pa)
认为该压力为装甲板中冲击波的初始压力。
3.2冲击波在装甲中的传播
弹丸接触钢甲表面爆炸，由于接触表面有限，因而将传入装甲的冲击波近似视为球面波。
为了简化计算，假定冲击波在传播过程中波速不变，但由于球面扩散效应，冲击波幅值压力
随传播距离而衰减。传到装甲内表面时，波阵面参数可用下式计算：
-681-

125mm杀伤爆破弹反坦克系统
P, = P l. /(i, +12)
(15)
式中l———弹丸装药长度;
l2——装甲板厚度。
将l=0.351m，l2=0.56/sin80°=0.569m代入式(15)可得冲击波传到装甲内表面瞬间的压力
值：
P2 =1.098×10l° ×0.351/(0.351 + 0.569) = 0.419×10l° (Pa)
将P2代入到式(13)可得u2=112.7m/s。
冲击波波速为：
D = a+ bu2 = 4738 m/s
3.3坦克内空气冲击波初始参数
装甲中的冲击波传到内表面时，由于空气的冲击阻抗小于装甲材料的冲击阻抗，所以在
和空气的接触面处发生反射，装甲中形成反射稀疏波，同时在空气中形成冲击波。为了简化
空气冲击波初始参数的计算，将冲击波传到内表面的瞬间视为平面正冲击波。
由装甲板中冲击波的雨果尼奥方程式(13)可知，若Pzo=0，uzo=0，则它在P-u坐标平面
内为一条通过坐标原点的抛物线，如图3中曲线1。装甲材料中，入射冲击波的速度D已
知，冲击波的波速方程P-P。= PzoD,(u-uzo)对应的直线与曲线 1交于点 N(P2，u2)，则
P2、u2即为入射波D,波面上的参量。由于装
P4
甲板的初始密度比较大，入射冲击波传过后，
受到压缩，结构变得更加密实，因此，反射
N(P2, u2)
冲击波传播时所引起的熵值增加很小，可以
忽略不计，所以介质中的反射冲击波的雨果
Q(P3,us)
尼奥曲线与入射冲击波的雨果尼奥曲线1可
近似视为成镜像对称关系，而冲击波在界面
图3装甲介质和空气的冲击绝热曲线
处反射时，反射波为稀疏波，是等熵膨胀过
程。
在压力P<10"Pa情况下；可将等摘线和冲击绝热线视为一条线，如图3中曲线2，由此
可得曲线方程为：
P= Pro[a +b(-u + 2u,)I(-u + 2u2)
(16)
该曲线和空气的冲击绝热线(曲线3)的交点为Q(P3，u3)，则P3，u3为空气冲击波的初始参量。
空气冲击波的冲击绝热方程为：
2kpao(P - Pao)2 /(k + 1)(P + Pao)=(u - uao)2
(17)
式中　Pao—
一空气的初始压力；
-682~

125mm杀爆弹对坦克目标毁伤的计算分析
Pao
空气的初始密度；
空气质点速度；
空气的冲击绝热指数(k=1.2)。
由式(16)和(17)可算出空气冲击波的初始参数为：
P, = 2.29×10' Pa
us = 225.4 m/s
则空气中冲击波的初始超压为：
△Pm = P, - P。 = 2.29×105 -1.013×105 =1.277×10' (Pa)
3.4空气冲击波的衰减
坦克内空气冲击波以半球形向外传播，并逐渐衰减，由于在装甲内表面的超压值为
1.277×10'Pa，视为1.47gTNT在弹着点处的刚性壁面上形成的超压，近似用下面的衰减规
律模拟空气中冲击波的衰减：
APm =1.06/ / r + 4.3(/@ / r)2 +14(/a / r)3
1≤ /r≤10~15
(18)
将=1.47×10-3代入上式可得坦
1.8
克内超压分布，如图4所示。
1.6
根据文献，冲击波的超压为
1.4
1.2
超压/10'
0.02~0.03MPa时，对人员有轻微的
0.8
挫伤，当超压为0.03~0.05MPa时，
0.6
对人员有中等程度的毁伤，超压
0.4
0.2
AP≥0.15MPa可使仪器毁伤。由以
1.3
2.3
3.3
4.3
5.3
6.3
7.3
上计算结果可以看出，杀爆弹直接
距离/m
命中时，在内部形成的超压可使乘
图4坦克内不同位置超压分布
员受到不同程度的杀伤，使仪器毁
坏，此结论得到一定的试验支持。
4冲击波对外部部件的毁伤
弹丸无论在坦克附近或直接命中坦克时爆炸，所形成的冲击波对坦克外部件都具有一定
的毁伤作用，部件的毁伤程度与冲击波的超压有关。
125mm杀爆弹内装钝黑铝炸药，质量の=3.53kg，TNT当量为：
ONr = 0Q, / QvTNr = 3.53× 6448/ 4576 = 4.97 (kg)
传给冲击波的当量质量为：
Omr = Orrn = 4.97 × 0.26 = 1.29 (kg)
-683

125mm杀伤爆破弹反坦克系统
弹丸在地面爆炸时，形成的超压为：
1≤/ / r ≤10~15
△Pm =1.023/ / r + 3.99(/@ / r)2 +12.6(/ / r)3
(61)
其中r为距炸点的距离。
将0r=1.29代入式(19)可
25
得125mm杀爆弹爆炸时超压随
20
距离的变化关系，如图5所示。
超压×10%MPa
15
不同部件、不同结构对冲击
波的易损性是不同的，如对于装
10
甲输送车或轻型自行火炮，当超
压为0.035~0.3MPa时，可发生不
同程度的损伤；当超压为
10
56
距离/m
0.4~0.5MPa时，可使中型、重型
图5125mm杀爆弹爆炸时超压随距离的变化关系
坦克严重破坏。这里假设坦克外
部关键部件的损坏临界超压为
0.15MPa。由此可估算出，125mm杀爆弹在距坦克3m之内爆炸时，冲击波对坦克具有毁伤
作用。
5结论
根据上面的分析和计算可得，125mm杀爆弹直接命中坦克时，形成的冲击波超压可使
坦克内部乘员及仪器受到毁伤；未直接命中时，若在距坦克3m范围内爆炸，形成的冲击波
和破片对坦克外关键部件具有毁伤作用，以上两种毁伤都可使坦克丧失完成既定战斗任务的
能力。
以上计算过程中，尤其是对冲击波的传播过程，作了一些简化的假设，对结果可能造成
一定的误差，更加准确的分析有待今后做进一步的理论和试验研究。
-684

125mm杀伤爆破弹
直接瞄准射击反坦克的可行性分析
郭锡福
（南京理工大学）
摘要本文从战术要求与技术可行性论证一二三工程125mm杀伤爆破弹反坦克的可行性。
研究了各种因素对首发命中率的影响，文中提到的理论、方法及结果对平射武器对垂直目标
射击的射击精度研究都有参考价值。
关键词射击精度首发命中率立靶密集度
1引言
利用一二三工程125mm杀伤爆破弹反坦克的问题，就弹丸威力而言，足以使敌坦克毁
伤或丧失战斗力。此问题的关键在于射击命中率，使射弹命中敌坦克的概率达到战术要求，
并同时考反应时间，方可有效毁伤敌坦克。
坦克对立靶射击的射击精度由射击准确度与射击密集度组成。射击精度用弹着点对瞄准
点的偏差表示，射击准确度用平均弹着点对瞄准点的偏差表示，射击密集度用弹着点相对平
均弹着点的偏差表示。准确度是由一系列系统误差引起的。密集度是由一系列随机误差引起
的，它们之间的关系可表示为：
E=E§ +E§,
E =E2 +E?
式中　Eyz、E,z——射击精度的高低、方向概率误差；
E、Ez——射击准确度的高低、方向概率误差；
E，、E，—射击密集度的高低、方向概率误差。
对于一定的立靶尺寸21,×21，，瞄准点在坐标原点，首发命中概率为：
/[" / (2-"-)]-[" /(- "]([ / ( - “-)]-[" / (-“])= d
式中、乞一—平均弹着点坐标，也称脱靶量；
l,、l,．一靶的高低和方向尺寸之半。
当给定靶的尺寸2l,×2l，，已知、和E，、E，，可以计算首发命中概率，利用此公
式，可以研究各种因素对首发命中概率的影响。
对坦克射击的射击精度，常用的表示方法有两种，第一种方法是利用脱靶量和密集度表
示，即、乞、E，、E，。在研制和定型试验中多用此种表示法，这种方法把准确度与密集
度分开，便于找出原因，提出改进措施。第二种方法用命中概率表示，即用n/N100%表示，
-685

125mm杀伤爆破弹反坦克系统
N为射击发数，n为命中发数，此种方法多用于部队训练与考核。利用概率误差E，、Ez
E，、E，表示射击精度，在射击学中使用较多。
坦克立靶射击精度试验中，在规定的目标条件、武器系统条件和射击条件下，对立靶射
击一组弹和数组弹，根据试验数据整理出、之、E，、E，，作为分析和评定射击精度的基
础。
一二三工程系统125mm杀伤爆破弹射击精度的战术技术论证
125mm杀伤爆破弹射击精度的战术技术论证包括两部分内容，一部分为实际条件下的
射击诸元修正，另一部分为射击命中率及有效射程论证。前者为外弹道计算问题，在第三节
讨论。这里主要介绍射击命中率与有效射程论证。
取目标条件为：靶的尺寸为2.3m×2.3m标准靶；射击距离取：1000m、2000m、3000m、
4000m；系统误差取：0、0.5、1.0、1.5、2.0、2.5、3.0倍E，、E,或0、0.1、0.2、0.3、0.4、
0.5、0.6、0.7、0.8、0.9、1.0mil。立靶密集度射距离1000m时，E，×E,=、0.15×0.15、
0.2×0.2、0.25×0.25、0.28×0.28、0.35×0.35、0.4×0.4(m×m)。计算结果如表1和表2所
列。
表2命中率为50%的系统误差
表1命中率为50%的系统误差
与随机误差
与随机误差
E, ×E,
E,×E,
E,(E)
E,(E)/E,
(1000m)
(wooot)
Imil
/mXm
/mXm
1000
>3.0
1000
0.45
2000
0.15X0.15
2000
1.15
3000
0.25
0.15×0.15
4000
0.15
3000
0.43
1000
0.95
0.18
4000
2000
0.42
0.20×0.20
3000
0.20
1000
>3.0
4000
P=44.7%
0.77
2000
1000
0.94
0.20X0.20
2000
0.36
3000
0.24
0.25×0.25
P=39.88%
3000
0.1
4000
P=31.59%
4000
2.0
1000
0.9
1000
2000
0.34
0.28X0.28
2000
0.36
P=31.54%
3000
0.30×0.30
P=37.5%
3000
P=26.16%
4000
P=23.3%
4000
3 一二三工程系统125mm杀伤爆破弹射击精度估算与分析
根据125mm杀伤爆破弹的有关数据，估算它的实际可能达到的命中率与有效射程，并
估算实际射击条件对射击诸元的影响。
-686-

125mm杀伤爆破弹直接瞄准射击反坦克的可行性分析
3.1实际条件对射击诸元影响的修正
实际条件的平均变化取：气温△t=20℃；气压Ap=20hPa；纵风Wx=4m/s；横风W，=4m/s；
弹重符号Aq土2个；初速跳动△vo=10m/s；药温△t药=20℃；平均跳角△=△の=1mil。在
1000、2000、3000、4000m射击距离引起的高低、方向变化如表3所列。由计算可以看出，
在实际射击诸元计算时，如果不考虑对实际条件的修正，将严重影响射击精度。对射击诸元
的修正，是提高射击精度的重要措施。
表3各种因素对射击诸元的影响
因素
方向△z/m
高低Ay/m
△t药
A'vo
W,
At
Ap
x/m
20℃
20℃
mil
4m/s
20hPa
10m/s
1min
4m/s
0.014
0.040
0.025
0.076
0.176
0.005
1.0
1000
0.33
0.112
0.823
0.048
0.030
0.378
0.290
2.0
2000
1.44
3000
3.53
0.204
0.124
1.528
1.420
0.584
2.180
3.0
6.93
0.668
0.860
0.377
4.648
3.028
3.990
4.0
4000
射击精度的估算
3.2
125mm杀伤爆破弹射击精度的估算，包括射击密集度的估算与射击准确度的估算，然
后合成为射击精度。
3.2.1立靶密集度的估算
125mm杀伤爆破弹立靶密集度的估算，可用射击试验法和理论估算法。
实际试验确定立靶密集度，可以从研制过程试验、定型试验、射表编制试验等得到试验
数据。表4为125mm杀伤爆破弹1000m立靶密集度试验数据。
表4125mm杀伤爆破弹的E，和E，
E, m
0.197
0.124
0.198
0.10
0.101
0.14
0.16
E,m
0.163
0.177
0.155
0.138
0.24
0.13
0.14
E,：0.10~0.198m，平均0.146m;
E,：0.13~0.24m，平均0.163m。
理论估算法可利用公式：
E, =(Eybix)? +(RA /k, Esmox / h)? + E%, (0y。 / 2vo)2
E2 =(Eybix)? +(RA /k, Esmox / h)? +[W,(t - x / vo)]}?
3.2.2射击准确度的估算
根据125mm杀伤爆破弹当前的技术状态、一二三工程系统火控和总体性能参数，125mm
杀伤爆破弹射击准确度估算取的有关参数如表5所列。根据两种水平计算的E,、Ez、Eyz、
-687-

125mm杀伤爆破弹反坦克系统
E，和命中率如表6所列。
表5准确度估算的有关参数
水平
较好水平
较低水平
因素
E =0.1% Vo
O v, =0.1% Vo
E =0.1mil
0.15mil
E =0.1mil
0.15mil
气温T
aso
气压p
O,=1hPa
ThPa
0=1m/s
1.5 m/s
W.
0=1m/s
1.5 m/s
测距
10m
E =5m
调炮
E =0.1mil
0.15mil
E =0.05mil
技术准备
0.1mil
解算
E =0.01mil
0.1mil
E,、E,
0.15m
0.28m
Ey、Ez、Eyz、
Ez和P值
表6
x/m
2000
3000
4000
1000
水平
较低
较好
较低
较好
较低
较好
较低
较好
概率误差
E,lm
0.27
0.556
0.53
1.298
0.157
0.324
0.878
0.673
Ez/m
0.541
0.461
0.82
1.108
0.171
0.268
0.313
0.819
Eyz lm
0.623
$690
0.922
0.442
1.02
1.328
0.217
0.389
Ezm
0.227
0.434
0.609
0.644
0.866
0.856
1.143
0.388
62.85
31.86
35.12
21.91
P/%
88'66
60'16
85.25
56.74
4结论与建议
(1）从上述计算可知，误差较小时，命中率达到50%的射程为3500m；误差较大时，射
程为2500m。
(2）在射击精度分析中可以看出，影响高低和水平概率误差的主要因素是与角变化有关
的因素。要特别注意跳角、调炮、技术准备、横风等因素。射距超过3000m，初速和测距精
度有一定影响。
(3）在目前技术状态下，125mm杀伤爆破弹反坦克是可行的。如果进一步控制质量，改
进工艺，加强训练，有效射程可进一步增加。
建议在理论分析基础上，组织综合试验，进一步摸清误差的量级、测定密集度、准确度
和射击精度的实际水平。
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责任编辑：彭华良
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