0 引 言
太阳系中存在着海量的小行星，对地球构成不可忽视的撞击风险[1]。如图1 所示，根据美国国家航空航天局(National Aeronautics and Space Administration，NASA)近地物体研究中心的数据，截至2026年6月15日，已发现近地小行星41 859颗，其中直径大于140 m的11 644颗，直径大于1 km的873颗，潜在危险小行星2 536颗[2]。此外，尚有大量近地小行星未被人类探测发现，且小行星尺寸越小，未被发现的比例越高。对于潜在危险小行星[3]（直径大于140 m、与地球最小轨道交会距离小于0.05 AU （750万千米））而言，其撞击地球的概率虽然很低，但一旦发生，后果却极其严重，属于可能对人类文明可持续发展造成重大影响的“黑天鹅”事件[4]。与此同时，数量更为庞大的亚百米级小行星虽撞击危害相对较小，但撞击至人口稠密区域同样会引发严重的人员伤亡与财产损失。此类撞击事件的频率约为百年一遇，撞击概率相对较高，是短期内即可能对人类构成显著影响的威胁事件，必须予以重点关注[5]。
在国际上，小行星防御的系统性研究始于20世纪90年代。特别是1994年彗木相撞事件[6]（人类首次观测到的太阳系行星撞击事件）之后，行星防御问题引起了世界范围内的广泛关注。2013年，俄罗斯车里雅宾斯克小行星空爆事件[7]则是一次对人类造成直接危害的小行星威胁事件（20米级小行星，造成了千余人受伤及数十亿卢布的经济损失），进一步凸显了小行星威胁的现实性与紧迫性。面对小行星的潜在威胁，以美国为代表的航天大国围绕行星防御相关技术开展了广泛而深入的研究[8-13]。目前学界与工程界已形成共识：动能撞击是现阶段最具工程可行性的小行星防御技术，既能有效应对预警时间较长的大尺寸（百米级）小行星威胁，也可用于处置预警时间较短的较小尺寸（几十米级）小行星威胁[14-15]。
动能撞击防御技术的核心原理在于，通过发射撞击器以特定速度与角度撞击目标小行星，使其获得速度增量从而偏离原运行轨道，或将其击碎为更小、威胁程度显著降低的碎块，以达到防御目的[1,16]。为验证动能撞击防御技术的工程有效性与在轨可实施性，美国启动了人类首次行星防御在轨演示验证任务——双小行星重定向测试(Double Asteroid Redirection Test，DART)[17]，工程任务由NASA行星防御协调办公室牵头实施，由美国约翰·霍普金斯大学应用物理实验室负责工程总体研制与任务运行。任务于2021年11月23日自美国范登堡太空军基地搭乘太空探索技术公司(SpaceX)的“猎鹰”9运载火箭成功发射升空，经过约10个月的在轨飞行，撞击器于2022年9月27日按预定计划精确撞击目标小行星——双小行星系统“迪迪莫斯”(Didymos)的子星“迪莫弗斯”(Dimorphos)。撞击器撞击目标小行星时的撞击质量约为570 kg，相对撞击速度约为6.26 km/s，目标小行星Dimorphos为直径约为160 m的S型小行星。撞击使得目标小行星的轨道周期改变了约32分钟，远超任务设定的73 s最小成功阈值，充分验证了动能撞击技术在应对小行星威胁方面的可行性与有效性，具有深远的科学与工程意义[18]。
当前，我国正在规划实施首次动能撞击防御小行星在轨演示验证任务[19]。为保证任务的顺利实施并实现既定的科学与工程目标，须在地面阶段开展大量的试验与分析工作：一方面，需在任务实施前开展撞击效果的预估工作，以支撑任务方案设计并检验设计结果的合理性；另一方面，需在撞击实施后开展效果评估工作，以判断在轨任务是否达到预期的科学与工程目标。上述工作均对地面试验与分析能力提出了极高要求。有鉴于此，本文系统调研了动能撞击防御小行星地面试验研究进展，重点借鉴DART任务及国外相关地面评估能力与经验，总结了地面试验评估工作的客观能力需求，结合国内能力与研究基础，提出了我国自主建设动能撞击地面评估试验系统的设想与建议，以期为我国后续行星防御任务的论证与实施提供参考与支撑。
1 DART演示验证试验任务
1.1 DART任务的工程目标和应对措施
(1)在轨演示对Dimorphos小行星的动能撞击。
(2)改变Dimorphos小行星绕主星运行的轨道周期。
(3)利用地基望远镜观测并测定撞击前后Dimorphos轨道周期的变化量。
(4)测量撞击体及溅射物对Dimorphos小行星产生的动力学效应。
为确保任务成功实施，实现DART任务的工程目标，DART任务团队提出了需要满足的四项一级要求并设置了5个工作组协同开展有关撞击、观测、动力学、近距离成像和溅射物等方面的工作[22]。一级要求相关内容如下：
(1) DART-1：DART动能撞击航天器应在双小行星系统在2022年9月—10月接近地球的过程中撞击Dimorphos小行星。
(2) DART-2：DART对Dimorphos小行星的撞击应改变双星轨道周期至少73 s。
(3) DART-3：DART通过地面观测Didymos系统在撞击前后的轨道变化应具有足够的精度，使得对轨道周期变化的测量精度为7.3 s（1σ置信度）。
(4) DART-4A：DART应通过传递给目标的速度变化，使用Dimorphos 小行星质量的最佳可用估计值，获得动量传递特性参数的测量值β，其中β为动量传递因子，定义为小行星因撞击产生的动量改变量和撞击器动量的比值。
(5) DART-4B：DART应通过自身获取数据并充分获取天地基观测数据，以尽可能地获取撞击点的位置和表面特征，并估计撞击和自转与轨道耦合导致的Didymos系统动力学变化。
上述四项一级要求分别对应动能撞击任务的关键验证环节。为满足上述一级要求，DART研究团队通过对撞击前、撞击过程及撞击后全过程的试验、数值仿真与多手段观测，对Didymos系统的物理特性与动力学响应进行了系统性表征。
1.2 DART任务的撞击效果地面评估
DART任务团队设置撞击、观测、动力学、近距离成像和溅射物5个工作组。其中，撞击工作组作为地面评估核心工作组开展撞击效果地面评估工作。地面评估工作分为撞击前预估和撞击后评估两部分。
撞击前预估的目的是预估动能撞击可能产生的偏转效果，评估任务设计结果的有效性、合理性，确保任务设计满足任务目标要求。撞击后评估的目的是验证动能撞击效果是否达到预期目标要求，验证和修正撞击前小行星目标特性模型，为后续应对真实小行星威胁的目标小行星特性建模和任务设计等提供重要参考。DART任务的地面试验工作主要在撞击效果评估阶段，特别是在撞击前预估工作中。
1.2.1 撞击前预估
DART任务的撞击前预估工作主要由撞击工作组完成，其中小行星目标特性参数的获取由观测工作组和动力学工作组协同完成。在撞击前预估工作中，撞击工作组主要针对三个表征偏转效果的重要参数（撞击坑、溅射物、动量传递因子β），使用三种方法分析撞击效果[23]：
(1)分析模型计算。提供撞击坑尺寸、溅射物质量和动量传递的快速计算。
(2)流体动力学代码仿真。采用多种代码相互印证，模拟行星尺度撞击的详细过程，研究撞击参数、目标特性对撞击效果的影响。
(3)地面试验研究。获得小行星特性参数、撞击参数对撞击效应的影响的试验数据，是验证所用分析模型和流体动力学代码的基础。
目标特性和撞击条件的高度不确定性决定了撞击前预估的主要工作由数值仿真完成，地面撞击试验则获得撞击动态响应、效应和机理等的试验数据，是撞击效果地面评估工作的基础。
撞击前预估工作主要包括两部分：
(1)撞击流体动力学代码基准测试
由于目标小行星特性参数的不确定性，评估过程中必须考虑大量可能的影响。为确保对行星尺度撞击物理过程理解的准确性，撞击工作组使用了7种数值和建模方法。但是，不同的数值分析和建模方法之间由于离散和求解方法的不同，对撞击成坑、动量传递特性等计算结果存在差异。因此，撞击工作组基于地面试验获取的试验数据，首先开展了撞击流体动力学代码基准测试工作，重点开展了撞击坑、溅射物、动量传递特性等计算结果的基准测试，最终实现不同数值方法的一致性优于20%[24]。DART任务中使用的7种数值仿真代码如表1 所示。
表 1 DART任务撞击效果评估使用的数值仿真代码Table 1 Numerical simulation codes used for impact effect assessment in the DART mission |
| 序号 | 代码 | 开发机构 | 算法 | 特点 |
| 1 | CTH | 桑迪亚国家实验室 | 欧拉方法 | 大规模并行，多维、多材料、大变形、强冲击波物理代码，自适应网格细化 |
| 2 | iSALE-2D/ iSALE-3D | 伦敦帝国理工学院等（美国、德国） | 显式任意拉格朗日欧拉方法 | 地质材料强度模型，孔隙度压实模型(ε-α) |
| 3 | FLAG (Free LAGrange) | 洛斯阿拉莫斯国家实验室 | 有限体积任意拉格朗日欧拉方法 | 大规模并行，状态方程包括解析式状态方程选项和表格式状态方程数据库 |
| 4 | Pagosa | 洛斯阿拉莫斯国家实验室 | 大规模并行有限差分交错网格欧拉连续介质力学方法 | 多材料多维冲击问题计算，自适应时间步长， p-α孔隙度模型，多强度模型、SESAME和解析状态方程模型等 |
| 5 | Spheral | 劳伦斯利弗莫尔国家实验室 | 自适应光滑粒子流体动力学方法 | 包含一般化张量损伤模型，ε−α孔隙度模型，解析状态方程和利弗莫尔状态方程 |
| 6 | Bern SPH | 美国亚利桑那大学等（瑞士等） | 光滑粒子流体动力学方法 | 并行化，包含拉伸断裂模型、p-α孔隙度模型、压力相关强度模型、自引力 |
| 7 | Miluphcuda | 德国艾伯哈特-卡尔斯-图宾根大学 | 光滑粒子流体动力学方法 | 包含多种流变模型、状态方程和自引力，Lundborg屈服强度参数模型和p-α孔隙度模型 |
(2)撞击效果的影响因素研究
基于通过基准测试的7种数值仿真方法，研究撞击工作组针对目标特性参数、撞击特性参数及耦合效应对撞击结果的影响，开展了撞击效果的影响因素研究，预估了DART撞击器撞击目标小行星可能产生的撞击效果，给出了DART任务的预估β值范围、撞击解体风险等重要结论，为工程任务提供了参考依据。
研究得出的主要结论如下：
(1)地面撞击试验结果推断DART的β值至少为3.00，甚至更大。这些试验没有包括DART航天器的全部复杂性，因此存在高估的可能。
(2)数值仿真计算是理解DART撞击动量增强效果的重要手段。通过将数值仿真得到的偏转速度与地面观测结果对比，得到与观测结果最接近的材料特性和撞击参数。不同材料特性的组合可能具有近似的β值，通过撞击模拟与直接观测结果的一致性对比，合理估计Dimorphos的材料特性。
(3)材料特性影响撞击坑尺寸、溅射过程以及DART撞击后产生的偏转速度和动量增强特性。孔隙率和内聚力是对β和偏转速度影响最大的两种材料特性。根据对Dimorphos小行星材料特性的取值范围估计，预测动量传递效率β值的范围为1.00~5.00。
(4)撞击点的局部地质（如大块砾石的存在、局部的倾斜面）影响撞击坑的形成和偏转过程。DART的图像（自主导航光学相机）将提供有关撞击点及其附近情况的重要信息。
(5)球形（与真实复杂结构航天器等质量）撞击器假设对动量传递因子β高估5%~20%，撞击坑大小高估79%~147%。简化的撞击器几何结构在保持计算效率的同时为β和撞击坑大小提供了合理的估计。
(6)DART撞击不会导致Dimorphos小行星的解体破碎。在Dimorphos小行星极端假设为无强度的条件下，DART撞击后其仍处于亚解体状态。
1.2.2 撞击后评估
DART任务的撞击后评估工作分为两个阶段开展，分别由DART任务和后续的“赫拉”(Hera)任务完成。
第一阶段为DART任务阶段。通过撞击前DART航天器光学自主导航相机、DART航天器释放的利西亚立方星(LICIACube)和天地基观测系统，获得撞击前后目标小行星的形状、体积、撞击点形貌、反溅物演化等信息，获得双小行星系统的周期改变，借此验证并修正目标小行星模型，获得估算的动量传递特性（误差≤20%）。估算结果显示[25]，撞击后小行星轨道速度改变量$ \Delta{v}_{T} $ 和动量传递因子$ \beta $ 为：
式中，ρB为小行星体密度，$ \Delta{v}_{T} $ 和$ \beta $ 取值对应的置信水平是1倍标准差(1σ)。
第二阶段为Hera任务阶段。Hera任务由欧空局牵头实施，于2024年10月7日成功发射升空。届时，探测器将在距目标约30 km至不足2 km的距离范围内，系统获取Dimorphos小行星的精确形状、体积、质量、撞击点位置及撞击坑形貌等信息，进一步修正DART任务模型，最终将动量传递因子β的测量误差降低至10%以内[26]。截至2026年6月，Hera探测器已成功完成火星飞越借力，目前正处于行星际巡航阶段，预计于2026年12月抵达双小行星系统。
1.3 DART任务撞击效果地面评估工作总结
DART任务是人类在轨验证动能撞击小行星防御技术的首次成功尝试，撞击效果的地面评估高度依赖地面试验与数值仿真的协同支撑。由于目标小行星物理特性在任务实施前无法精确获知，且撞击条件与目标特性参数相互耦合，DART任务构建了“地面试验基准测试-多代码交叉验证-参数敏感性分析”的三步评估框架，以可控试验约束数值模型，再经多代码相互印证，系统评估各参数及其耦合效应对动量传递结果的影响。核心要点可归纳为以下两个方面。
其一，数值仿真是开展撞击效果评估的主要手段。受限于地面试验系统在弹靶尺寸、撞击条件、目标特性等方面的模拟能力，撞击效果的地面评估主要通过数值仿真完成。为确保对撞击物理过程描述的准确性与一致性，DART团队使用了7种经过地面试验基准测试的数值代码进行交叉验证，系统分析了撞击参数、目标特性参数及其耦合效应对动量传递结果的影响，于DART任务实施前对动量传递因子取值范围进行了合理估计。
其二，地面试验是确保撞击效果评估有效性的基本保障。一方面，地面试验为动量传递特性的分析建模提供了关键依据；另一方面，通过对宽域参数进行系统试验，获得了β随孔隙度、强度、撞击速度等的定量变化规律，为任务预估提供了合理的参数取值范围，有效降低了因目标特性未知带来的风险。
2 国外动能撞击小行星地面试验研究进展
国外试验研究主要围绕三个方向展开。其一，动量传递特性研究。动量传递因子β是衡量撞击偏转效率的核心参量，直接决定小行星轨道改变量的大小。试验研究围绕β的测量及小行星特性、撞击条件的影响规律开展；其二，动态响应规律研究。溅射物的速度与质量分布、撞击坑的形貌与成坑效率、破碎模式及其临界阈值等，揭示了动量传递过程的物理机制，也是检验数值模型物理描述能力的重要依据；其三，数值仿真方法一致性测试。材料在超高应变率下的状态方程等材料模型构成了数值仿真的基础数据，而基于试验数据的数值算法校验则决定了模拟结果的可信程度。
2.1 动量传递特性试验研究
2.1.1 动量传递特性测量
动量传递特性测量的核心是获得表征撞击器撞击小行星的动量传递系数β （也称动量增强因子)。动量传递系数、撞击器动量、小行星动量改变量遵循动量守恒定律，存在以下表达式[1]：
式中，P撞击器指撞击器动量；P反溅物指撞击小行星产生的溅射物动量；ΔP小行星指小行星因撞击产生的动量改变量。由此可知，β值的大小决定了撞击器撞击小行星产生的偏转防御效果。动能撞击偏转小行星的原理示意图如图2 所示。
2.1.1.1 水平弹道摆测量
水平弹道摆主要适用于具有由一定强度、结合力大于重力作用的模拟靶的动量传递测量，是研究致密独石结构、具有一定强度含孔隙度小行星模拟靶动量传递特性的主要试验手段。其基本原理是将模拟靶通过细绳悬挂构成单摆，撞击器沿水平方向入射，靶受到撞击后绕悬挂点作圆弧摆动，通过测量最大摆角，可反推动量传递因子β。
如图3 所示，模拟靶由细绳悬挂于靶室中央，撞击前处于静止状态。弹丸沿水平方向垂直撞击靶面后，靶获得初始动能，绕悬挂点向上摆动至最高位置。在此过程中，靶体的初始动能完全转化为重力势能。通过高速摄像或位移测量系统记录靶的最大水平位移，由几何关系求得最大摆角与上升高度，再由能量守恒反推撞击后靶体的速度增量，最终计算得到动量传递因子β。
2.1.1.2 垂直动量摆测量
如图4 所示，垂直动量摆主要适用于松散颗粒材料（如石英砂、玻璃珠、风化层模拟物等）和弱胶结模拟靶的动量传递测量，是研究碎石堆结构及覆盖风化层模拟靶动量传递特性的主要试验手段。测量基本原理是将盛装模拟靶的容器通过多根（通常为4根）平行弹簧悬挂，构成可沿竖直方向作近似直线平动的单自由度振子。撞击器沿竖直方向撞击模拟靶后，模拟靶获得初始动量，沿弹簧轴线方向产生位移振荡。通过测量振荡的最大振幅，结合弹簧振子的力学模型，反推撞击传递给模拟靶的总冲量，进而计算动量传递因子β。
2.1.2 动量传递特性影响因素
动量传递因子β是小行星自身特性与撞击条件共同作用的结果。从小行星特性来看，孔隙度、材质等因素对溅射物生成与逃逸过程产生显著影响；从撞击特性来看，撞击速度、撞击器密度与构型决定了冲击能量耦合的效率与溅射物的喷射行为。上述参数相互耦合，以下分别从小行星特性与撞击特性两方面梳理相关研究进展。
2.1.2.1 小行星特性对动量传递的影响
2.1.2.1.1 孔隙度的影响
孔隙度是影响超高速撞击动量传递效率的关键参数。多数已知孔隙度的小行星分布在20%~50%以上，平均值约30%[29]，彗核的孔隙度甚至可达70%以上[30]。2011—2013年，Housen和Holsapple在波音公司冲击物理实验室和NASA艾姆斯研究中心系统测量了不同孔隙度材料的β值，结合点源相似理论给出了重力主导与强度主导两种机制下的相似律，并将试验结果外推至真实任务尺度[31-32]，地面试验系统如图5 所示。2015年，Flynn等[33]以孔隙度约60%~85%的天然浮石为靶体，利用NASA艾姆斯研究中心垂直轨道炮(Ames Vertical Gun Range，AVGR)在3.50~5.20 km/s撞击速度下开展了17发试验，测得浮石靶的溅射物反冲动量超过弹丸直接动量约30%，表明即使在高孔隙度条件下，溅射物对动量传递的贡献仍不可忽略。2018年，Walker等[34]利用美国西南研究院(Southwest Research Institute, SwRI)火药炮（见图6 ）对比了致密花岗岩与高孔隙浮石在约2.10 km/s撞击下的溅射物演化过程，测得花岗岩靶β≈2.10~2.20，浮石靶β仅为1.22~1.35，这揭示了两类靶体溅射物喷射行为的本质差异。
| 编号 | 试验样品 | 弹丸 | β | |||||||
| 类型 | 试验前质量/g | 试验后质量/g | 质量/g | 速度/(km/s) | 侧视 | 俯视 | 平均 | |||
| NWA4502 | 175.0 | 157.0 | 0.005 8 | 5.52 | 2.88 | 4.00 | 3.44 | |||
| NWA4502 | 275.0 | 259.0 | 0.006 0 | 4.67 | 3.97 | 3.82 | 3.90 | |||
| NWA4502 | 259.0 | 135.0, 108.0** | 0.005 8 | 5.03 | 3.77 | 4.09 | 3.93 | |||
| NWA4502 | 367.0 | 363.0 | 0.005 7 | 5.89 | 3.64 | 3.32 | 3.48 | |||
| NWA4502 | 363.0 | 352.0 | 0.006 0 | 4.81 | 9.33 | 8.57 | 8.95 | |||
| NWA4502 | 352.0 | 349.0 | 0.005 9 | 4.88 | 3.02 | 3.01 | 3.02 | |||
| NWA4502 | 342.0 | 330.0 | 0.006 0 | 5.51 | 11.91 | 11.53 | 11.72 | |||
| NWA869 | 229.0 | 229.0 | 0.005 8 | 4.40 | 2.58 | * | 2.58 | |||
| NWA869 | 326.0 | 326.0 | 0.005 7 | 4.34 | 2.84 | * | 2.84 | |||
| NWA869 | 326.0 | 324.0 | 0.005 7 | 5.43 | 2.35 | * | 2.35 | |||
| NWA869 | 213.5 | 213.0 | 0.005 8 | 4.94 | 2.04 | * | 2.04 | |||
| NWA869 | 135.0 | 132.0 | 0.005 3 | 4.84 | 1.82 | 2.05 | 1.94 | |||
| NWA869 | 179.0 | 174.0 | 0.005 8 | 4.85 | 3.28 | 3.19 | 3.24 | |||
| NWA869 | 216.0 | 211.0 | 0.005 9 | 4.31 | 3.66 | 3.81 | 3.74 | |||
| Saratov | 113.0 | 100.0 | 0.005 9 | 5.21 | 1.52 | 1.46 | 1.49 | |||
| Saratov | 75.3 | 51.7 | 0.005 9 | 4.94 | 2.78 | 2.90 | 2.84 | |||
| Saratov | 67.9 | 53.5 | 0.005 9 | 5.88 | 2.10 | 1.94 | 2.02 | |||
| Saratov | 59.9 | 36.8 | 0.005 8 | 4.02 | 1.64 | 2.29 | 1.97 | |||
| Pumice | 297.0 | 293.0 | 0.045 9 | 3.92 | 2.30 | * | 2.30 | |||
| Pumice | 232.0 | 112.0, 107.0** | 0.045 7 | 4.05 | 2.00 | * | 2.00 | |||
| Serpentine | 104.7 | 102.2 | 0.005 4 | 4.21 | 4.68 | 5.18 | 4.93 | |||
| Serpentine | 湿重64.9, 干重61.9*** | 35.5, 25.9** | 0.005 8 | 4.38 | 4.30 | 4.51 | 4.40 | |||
| Montmorillonite | 265.0 | 163.0 | 0.005 9 | 4.57 | 3.14 | 2.38 | 2.76 | |||
| Montmorillonite | 208.0 | 205.0 | 0.005 7 | 4.53 | 3.05 | 2.86 | 2.96 | |||
| Montmorillonite | 100.0 | 53.2, 12.4** | 0.005 8 | 4.52 | 3.05 | 3.63 | 3.34 | |||
| Montmorillonite | 206.0 | 203.0 | 0.005 8 | 4.44 | 2.05 | 2.15 | 2.10 | |||
| Hyd.NWA4502 | 339.0 | 312.0 | 0.005 8 | 4.93 | 2.93 | 4.23 | 3.58 | |||
| Hyd.NWA4502 | 349.0 | 329.0 | 0.005 5 | 4.83 | 2.61 | 3.04 | 2.83 | |||
| Hyd.NWA4502 | 296.0 | 287.0 | 0.006 0 | 4.60 | 3.05 | 3.63 | 3.34 | |||
| Hyd.NWA4502 | 234.0 | 114.0, 113.0** | 0.005 8 | 4.44 | 1.97 | 2.37 | 2.17 | |||
| Calcium Carbonate | 294.0 | 277.0 | 0.005 6 | 4.56 | 4.62 | 4.15 | 4.33 | |||
| Gibeon Ion | 84.0 | 83.9 | 0.045 8 | 4.35 | 1.78 | 1.60 | 1.69 | |||
分析认为，高孔隙度靶β降低的原因可归为三个方面：(1)孔隙的不可逆压溃耗散了大量撞击能量；(2)孔隙结构导致冲击能量局域化，溅射物质量减小；(3)溅射物喷射速度降低且方向趋于弥散，使反冲动量的有效分量进一步减弱。
2.1.2.1.2 材质的影响
小行星的物质组成是影响动量传递效率的关键因素。按所对应陨石的材质类型，小行星可分为C型、S型和M型三类。C型小行星主要分布在外主带，对应碳质球粒陨石；S型小行星主要分布在内主带，对应普通球粒陨石；M型小行星则对应铁陨石。不同类型的小行星力学性质差异显著，直接决定了超高速撞击下的溅射物生成效率与动量传递响应。
与之相比，铁陨石（对应M型小行星）在超高速撞击下的动量增强显著偏低。Flynn等[36]开展了3.175 mm铝球形弹丸以4.35 km/s的速度撞击Gibeon铁陨石靶（质量83.950 0 g）试验，测得β=1.69。结果显示撞击后靶体表面形成撞击坑边缘隆起，靶体质量损失约0.050 0 g，与弹丸质量(0.045 8 g)接近。高速摄像记录到撞击后产生的发光羽流，但未分辨出固体溅射物碎片，表明少量靶材与弹丸物质在撞击中气化，形成了高速蒸气羽流。
Flynn等[36]利用3.17 5 mm铝球弹丸以4.35 km/s撞击Gibeon铁陨石靶，测得β=1.69。结果显示，撞击后靶体表面形成撞击坑边缘隆起，高速摄像未分辨出固体溅射物碎片，表明少量靶材与弹丸物质在撞击中气化，形成了高速蒸气羽流。Walker等[38-39]利用西南研究院大口径二级轻气炮，以直径3.0 cm铝球弹丸约5.00 km/s撞击“阿姆科” (Armco)铁靶，剔除背向层裂干扰后测得β=1.40，显著低于同等条件下赤铁矿岩石靶的β （约2.90~2.95）；修正为铁-铁撞击工况后β≈1.68，仍明显低于石质靶体。研究表明，金属靶体的低β值源于其延性变形机制——撞击能量主要耗散于塑性流动，而非脆性断裂驱动的溅射物抛射。西南研究院大口径二级轻气炮如图8 所示，超高速撞击Armco铁靶试验效果图如图9 所示。
综合上述研究，不同类型小行星的动量传递特性差异显著：碳质球粒陨石（C型）溅射物质量最大，β值最高；普通球粒陨石（S型）β值次之；铁陨石（M型）因延性变形主导能量耗散，β值显著低于石质靶。
2.1.2.1.3 含水状态的影响
除孔隙度和材质外，小行星的含水状态同样显著影响动量传递效率。部分C型小行星的反射光谱在0.7 μm波段显示含水矿物吸收特征，表明其表面存在含水矿物[36]。在超高速撞击的极端条件下，含水矿物中的结构水可能发生气化，由此产生的蒸气喷射可为靶提供额外的反冲动量，使β显著高于同等孔隙度的无水靶。
这一效应首次在NWA4502碳质球粒陨石的成坑试验中被观察到。Flynn等[37]对NWA4502共进行了七发试验，其中五发未击中含水矿物的β值集中于3.02~3.93，平均为3.55±0.38；其余两发（Shot 160808和Shot 160811）的β值高达8.95和11.72，分别为均值的2.5倍和3.3倍，而其撞击速度和溅射物质量与其余五发相近，排除了撞击条件差异的影响。研究表明，NWA4502内部分布密集的交叉裂隙，裂隙中充填了浅色含水风化产物，当弹丸击中此类含水矿物细脉时，撞击高温使结构水迅速气化，形成的蒸气喷射显著增强了靶体反冲。这与Tedeschi等[40]对冰靶的试验结果一致——冰靶因水的体积相变产生了远高于硅酸盐靶的动量增强。NWA4502碳质球粒陨石样品如图10 所示。
为验证上述推测，Flynn等[36]进一步以蛇纹石、蒙脱石和实验室水化NWA4502模拟物为靶，系统测量了含水矿物靶的β值。蛇纹石和蒙脱石是CI型碳质球粒陨石的主要含水矿物组分，均为层状硅酸盐。此外，还撞击了一块碳酸钙靶以检验二氧化碳(CO2)释放是否同样增强动量传递效应。结果表明：蛇纹石靶（孔隙度17.9%）的平均β=4.70±0.40，蒙脱石靶（孔隙度51.5%）的平均β=2.79±0.52，水化NWA4502模拟物（孔隙度约26%）的平均β=2.99±0.84；碳酸钙靶体的β=4.33，与孔隙度相近的无水NWA4502(β=3.55±0.38)相比增幅有限，表明CO2释放对动量增强的贡献远小于水的气化。
上述结果揭示了两方面特征。其一，含水靶体的β值普遍高于同等孔隙度的无水靶体——蛇纹石的β−1≈3.70，而孔隙度相近(15.6%)的无水陨石“萨拉托夫”(Saratov)的β−1仅为1.10，相差超过三倍。其二，含水状态对β的增强在特定条件下可抵消孔隙度增大带来的削弱——蛇纹石（孔隙度17.9%）的β=4.70，高于孔隙度仅2.1%的NWA4502无水碳质球粒陨石(β=3.55)。撞击高温使含水矿物中的结构水迅速气化并喷射，是动量增强显著提升的主要机制。无水、含水试验靶的平均孔隙度与β的关系曲线如图11 所示。由此可知，对于可能存在含水矿物的部分C型小行星，动量传递因子的取值范围可能远大于正常范围，从而给任务评估带来额外的不确定性。
2.1.2.2 撞击参数对动量传递的影响
2.1.2.2.1 撞击速度的影响
撞击速度是决定动量传递效率的核心参数。Walker等[41]利用西南研究院二级轻气炮发射直径4.45 cm的铝合金球形弹丸以约2.00 km/s速度撞击1 m直径花岗岩球靶，两次独立试验测得β分别为2.13±0.10和2.22±0.10。综合Yanagisawa和Hasegawa以直径0.7 cm尼龙弹丸在2.00~4.50 km/s速度范围内撞击玄武岩靶的历史数据，并利用20世纪60年代Denardo和Nysmith的铝合金靶试验数据提取尺寸效应的相似率指数，拟合得到岩石靶动量增强的相似律：
式中，ν为撞击速度，单位km/s；ρp为弹丸密度；D为弹丸直径；ρref = 2.78 g/cm3，Dref = 1.27 cm。式(6)表明，在2.00~4.50 km/s速度范围内，对于致密岩石靶体，β随撞击速度线性增长。
Walker和Chocron[42]进一步将动量增强因子分解为：
式中，βp为弹丸碎片反向抛射的贡献，me为溅射物质量，mp为入射弹丸质量。分析表明：溅射物质量与撞击速度的平方成正比，而$f\left(v\right) $ 与ν存在幂律关系$f\left(v\right) $ ∝ ν(−1.0)~ν(−1.4)，即$f\left(v\right) $ 随撞击速度增大而减小。溅射物质量随速度二次方增长与$f\left(v\right) $ 随速度下降两种趋势共同作用，使得β在总体上随撞击速度近似线性增大，这一关系在铝合金靶体系中至少延伸至约6.00 km/s[43]。
Hoerth等[27]利用德国Fraunhofer EMI二级轻气炮，以直径5 mm铝球弹丸在3.00~7.00 km/s速度范围内撞击石英岩、砂岩、石灰岩和加气混凝土四类靶体，试验舱内布置如图12 所示。结果表明，所有靶材的β均随撞击速度增大而增大，但增速因孔隙度不同而差异显著——低孔隙度石英岩的β随速度增长最快，高孔隙度加气混凝土则最慢（见图13 ）。这与Housen和Holsapple[44]点源相似率模型的预测一致：高孔隙度靶体的耦合参数μ较小，导致β−1对速度的敏感度降低（其中μ是相似律中的速度指数，表征撞击成坑过程由动量主导向能量主导过渡的程度，其值主要由靶体孔隙度控制，是衡量撞击能量耦合效率的核心参数）。
综上，β−1随撞击速度的幂律增长由耦合参数μ控制——μ随孔隙度增大而减小，因而高孔隙度靶体中β对速度的敏感度较低。溅射物质量与撞击速度的平方成正比，而其质量加权平均反冲速度随撞击速度增大而下降，二者共同决定了β的速度依赖性。
2.1.2.2.2 撞击器构型与密度的影响
撞击器密度通过改变冲击阻抗匹配关系影响动量传递效率。Walker等[41]在花岗岩靶的相似率分析中引入撞击器密度的0.5次幂因子，量化了密度对β的增强效应；数值仿真进一步表明，当撞击器密度接近靶体密度时，动量传递效率趋于稳定。撞击器几何构型主要影响溅射物的喷射方向。Yokoo等[45]利用二级轻气炮结合弹道摆，在约1.50~4.00 km/s范围内研究了弹丸形状（球形、杯形、圆柱形等）和材料（铝合金、铜等）对动量传递效率的影响。结果表明：弹丸形状对溅射物总质量的影响不显著，但会影响溅射物的喷射方向；相似律外推结果显示，在撞击速度低于约15.00 km/s时杯形弹丸的β值最高，高于约15.00 km/s时球形弹丸最优；材料方面，铝合金弹丸的β值优于铜弹丸。
综上，撞击器密度对β的增强效应受冲击阻抗匹配关系的制约——撞击器与靶阻抗越接近，能量耦合效率越高，但密度超过靶密度后阻抗失配反而抑制耦合效率。撞击器形状对β的影响主要通过改变溅射物喷射方向的方式，而非通过改变溅射物总质量的方式。
2.1.2.2.3 尺寸效应
2019年，Walker等[47]系统总结了多类靶试验的尺寸效应：铝靶相似率指数约0.45，花岗岩约0.40，混凝土约0.65，而高孔隙度浮石在弹丸直径14倍变化范围内尺寸效应不显现，砂岩在2.54~4.45 cm范围内亦未见显著尺寸效应。这表明尺寸效应的强弱取决于靶孔隙度和破坏机制——致密脆性材料因断裂过程具有尺寸依赖性而表现显著，高孔隙度材料则因孔隙压溃主导的损伤机制而尺寸效应明显。
2020年，Walker等[44]利用西南研究院大口径二级轻气炮，将铝合金靶尺寸相似率范围拓展至弹丸直径0.158 8~3.000 0 cm（跨度约18.9倍），揭示了此前未被认识的重要现象：溅射物质量在弹丸直径约1.27 cm附近发生相似率行为转变，小弹丸撞击下溅射物质量具有显著的直径依赖性，大弹丸撞击下则仅依赖于撞击速度的平方；然而β仍持续按弹丸直径的0.45次幂增长，表明动量增强的尺寸效应并非仅由溅射物质量增加所驱动，溅射物速度分布及其与撞击坑壁的二次相互作用等机制同样起关键作用。
从物理机制角度，Walker和Chocron[42]指出尺寸效应源于材料断裂过程的尺寸依赖性——更大尺度的撞击意味着更长的裂纹扩展时间和更充分的损伤累积。当前主流数值仿真工具在复现该效应方面存在不足：CTH代码虽能准确复现溅射物质量的尺寸相似率转变，却未能同步预测β的持续增长，这一差距被归因于对失效材料采用无强度流体假设，未能正确描述碎块间弱相互作用及二次撞击过程。
上述研究表明，致密脆性靶中β随撞击器尺寸增大而升高，该效应源于材料断裂过程的尺寸依赖性；高孔隙度靶因损伤在较小尺度即已充分发展，尺寸效应不明显。现有数值仿真工具在同步复现溅射物质量相似率转变与β持续增长方面仍存在不足。
2.1.2.2.4 撞击策略的影响
在固定有效载荷质量的约束下，撞击策略的优化——包括是否将单一撞击器分裂为多个子撞击器——是动能撞击任务设计面临的实际工程问题。Westra等[48]利用波音公司冲击物理实验室的火药炮与二级轻气炮，系统研究了同位置重复撞击与同时邻近撞击两种分裂策略对β的影响。
同位置重复撞击试验采用花岗岩/玄武岩靶（速度约1.60~1.70 km/s及4.00~4.20 km/s）和石英砂靶（速度约1.30~1.40 km/s），撞击岩石靶和石英砂靶的示意如图14 和图15 所示。结果表明，在所考察的靶材与速度范围内，β均随重复撞击次数增加而递减。在岩石靶中，尽管成坑效率在部分重复撞击中有所升高，β仍持续下降，反映出溅射物平均速度的降低效应超过了溅射物质量的增加效应。CTH数值仿真进一步揭示，前次撞击形成的撞击坑改变了后续冲击波的传播路径，降低了靶内压力梯度，是导致β衰减的重要机制。
邻近撞击试验将单一圆柱形弹丸沿纵轴切分为两个半圆柱体（见图16 ），以约1.60~1.70 km/s速度撞击花岗岩靶，两撞击点分离距离为8~52 mm，试验测得的两个半圆柱同时撞击时的β值低于等质量单一圆柱形弹丸，且两个半圆柱同时撞击时的β值与单个半圆柱弹丸撞击时的β值相近，未能提升总动量传递效率。
上述结果表明，同位置重复撞击导致β逐次递减，邻近撞击亦未能通过提高成坑效率来提升β。Walker等[47]此前亦指出，动能撞击偏转策略中应优先使用单个大质量撞击器。现有证据表明，在固定有效载荷质量约束下，采用单个大质量撞击器优于分裂撞击器策略。
2.2 动能撞击小行星动态响应规律试验研究
2.2.1 撞击成坑特性
撞击成坑是动能撞击偏转小行星技术所涉及的核心物理过程之一。超高速撞击下，撞击器动能通过冲击波的产生与传播沉积于小行星表面，靶材在极端应力-应变率条件下经历压实、破碎、流动与抛射，最终形成撞击坑。地面试验中，研究者通过系统考察不同孔隙度与物质组成的试验靶的撞击响应，为理解成坑机制及其对偏转效果的影响提供了关键试验依据。
2.2.1.1 脆性岩石靶的断裂-层裂成坑机制
以低孔隙度、高强度为特征的致密岩石靶，其撞击成坑主要由脆性断裂和拉伸波反射导致的层裂机制控制。Walker等[42]以直径4.45 cm的铝球形弹丸约2.00 km/s撞击1 m直径花岗岩球靶，撞击坑直径40~60 cm，坑深约10 cm，坑周围形成大面积浅层剥落区，剥离的岩石碎片厚度约2.5 cm。Hoerth等[27]以直径5 mm铝球形弹丸撞击石英岩（孔隙度约3%），同样观察到典型的中心撞击坑和浅层剥落区，证实了致密岩石靶成坑形貌的一致性。2024年，Spray等[49]基于44发岩石靶超高速撞击试验（撞击速度2.50~7.85 km/s），通过三维激光扫描与数学重建方法，系统区分了中心坑与层裂坑的形态特征（见图17 ）。结果表明：中心坑的最佳拟合形状为双曲线，最大喷出物角度为60~65°，与高速摄像观测一致，体积比传统假设的抛物线形大25%；层裂坑的最佳拟合形状为幂律曲线，接近圆锥形，体积占总撞击坑体积的75%以上，且随撞击能量增大而进一步增大；重建后的中心坑深径比稳定在0.20~0.40，不随撞击速度或撞击能量变化。
石质陨石因内部存在原生裂隙，其成坑形貌与均质岩石靶体存在显著差异。Flynn等[37]对NWA4502碳质球粒陨石的试验表明，与NWA869普通球粒陨石形成的碗形坑不同，NWA4502靶体表面的撞击坑（见图18 ）较不明显，但出现了大面积不规则形状的层裂剥落区，剥落区通常终止于原生裂隙处，表明冲击波沿裂隙面发生应力集中和优先分离，层裂成为比开挖成坑更为显著的破坏模式。图18 中，圆圈标示撞击坑，黑色虚线标示大片浅层剥落区域。
2.2.1.2 高孔隙度靶的压实成坑机制
与脆性材料通过断裂和层裂产生大量溅射物的机制形成鲜明对比，高孔隙度靶体的成坑以冲击波驱动的孔隙不可逆压实为主要特征。Flynn等[33]以孔隙度约60%~85%的天然浮石为靶体，在AVGR开展了撞击速度3.50~5.20 km/s的成坑试验。结果表明，浮石靶体的撞击坑呈近圆柱形陡壁状，坑深/直径比约1.0~2.7，与低孔隙度靶体的典型碗形坑形成鲜明对比；X射线成像显示坑外区域几乎无损伤或压实，冲击能量高度局限于撞击点附近（见图19 ）。两次连续撞击同一浮石靶体可产生重叠坑而未引发整体破碎，与小行星253 (Mathilde)表面大型重叠撞击坑的观测特征一致。Walker等[38]进一步获得了浮石靶的无量纲侵彻深度：2.54 cm弹丸的P/L≈7.8±2.0，4.45 cm弹丸的P/L≈8.2±2.3，其中P为侵彻深度、L为弹丸直径，显著大于致密花岗岩靶（见图20 ），表明高孔隙度靶因冲击能量高度局部化，弹丸沿入射方向的侵彻深度相对于自身尺寸更大，而横向扩展有限。Hoerth等[27]对加气混凝土（孔隙度约87%）等靶体的对比进一步表明，随着孔隙度增大，撞击坑形貌由典型的碗形坑逐渐过渡至窄而深的管状坑。
2.2.1.3 延性金属靶的冲击-塑性成坑机制
金属靶在超高速撞击下的成坑由冲击压缩、塑性变形和局部熔融气化共同控制。Flynn等[36]以3.175 mm铝球弹丸以4.35 km/s撞击Gibeon铁陨石靶，铁陨石靶表面形成具有凸起坑缘的撞击坑，靶质量损失仅约0.05 g，与弹丸质量相当；高速摄像记录到发光羽流但未分辨出固体溅射物碎片，表明少量靶材与弹丸物质在撞击中气化形成了高速蒸气羽流。Walker等[39-40]通过直径3.0 cm铝球弹丸以约5.00 km/s撞击ARMCO铁靶，观察到正面形成边缘隆起的撞击坑、背面出现层裂剥落（见图9 ），这一成坑模式与石质靶因脆性断裂产生大量固体溅射物的机制形成鲜明对比。Ogawa等[52]以Gibeon铁陨石、SS400钢及铁镍合金为靶材，在常温和低温条件下开展了撞击速度0.80~7.00 km/s的成坑试验（见图22 ），结果表明撞击坑深度在低温条件下显著变浅，坑深/直径比随撞击速度增加而增大，且对撞击速度的敏感性高于对温度的敏感性。
2.2.1.4 碎石堆模拟靶中颗粒尺寸对成坑的抑制效应
碎石堆小行星表面覆盖着具有粒径分布的颗粒物质，当弹丸首先击中尺寸远大于自身的颗粒时，部分撞击能量在该颗粒的局部破碎与动量传递中被消耗，导致成坑效率降低。Yasui等[53]以具有幂律粒径分布（幂律指数约为−3，与龙宫小行星表面岩块分布相近）的混合玻璃珠靶为模拟物，在50 m/s~4.40 km/s速度范围内开展了撞击成坑试验（见图23 ）。结果表明，当弹丸首先接触10 mm颗粒时，撞击坑半径最多可减小约35%，由颗粒粒径导致的撞击坑衰减效应遵循如下函数关系：f (φ)=[1+(8.99×10−3)vi0.63]φ0.19，其中φ为颗粒半径与弹丸半径之比、vi为撞击速度，衰减效应随撞击速度增大而趋近于1。在此基础上，Yasui等建立了包含颗粒尺寸分布效应的改进撞击坑尺寸相似律，对“龙宫”小行星人工撞击坑的分析表明，当弹丸首先接触的岩块尺寸小于约52 cm时，该抑制效应的影响可忽略。
2.2.1.5 撞击坑尺寸相似率
撞击坑尺寸相似律是将实验室结果外推至真实任务尺度的基本工具，其基本形式由Holsapple和Schmidt[54-55]基于点源假设提出，后由Housen和Holsapple[45]系统完善。该相似律的核心参数耦合参数μ介于1/3（动量相似率）和2/3（能量相似率）之间。按靶体孔隙度给出的μ值：低孔隙度材料（水、岩石） μ≈0.55，中等孔隙度材料（干砂） μ≈0.41，高孔隙度材料（珍珠岩/砂混合物） μ≈0.35。Yasui等[53]的试验表明，弹丸首先接触的颗粒尺寸不同时μ值也不同——接触10 mm大颗粒时μ≈0.45±0.02，接触较小颗粒时μ≈0.41±0.01，说明颗粒尺寸对成坑尺寸相似律有不可忽略的影响。
综合上述研究，撞击成坑特性与靶孔隙度、材质和结构特征密切相关：脆性岩石靶的成坑由脆性断裂和层裂主导，形成碗状中心坑和浅层剥落区，产生大量溅射物；高孔隙度靶的成坑由孔隙压实主导，撞击坑呈深而窄的形貌，坑外区域几乎无损伤；延性金属靶的成坑由冲击压缩与塑性变形主导，溅射物极少；碎石堆结构则由于表面粒径分布的颗粒物质影响，部分撞击能量在颗粒物质的局部破碎与动量传递中被消耗，导致成坑效率降低。上述差异的物理本质在于，撞击动能通过冲击波传播、拉伸波反射和冲击压缩等过程转化与耗散，靶孔隙度、材质、宏观结构等决定了不同耗散形式在总能量中的占比，由此决定了撞击坑的最终形貌与成坑效率。
2.2.2 撞击溅射特性
溅射物是动能撞击过程中从靶表面高速抛射出的物质。撞击器动能传递至靶后，一部分耗散于靶材料的破碎、塑性变形和孔隙压实，另一部分转化为溅射物的动能。溅射物反冲动量由溅射物的速度、质量及喷射方向共同决定，三者是决定偏转效率的核心参量。地面试验研究围绕上述运动学特征的测量与相似率展开。
2.2.2.1 溅射物速度与质量分布
溅射物的速度与质量分布是决定其反冲动量的两个核心因素，建立溅射物速度与质量的分布规律并给出其相似率形式，是预测偏转效果的理论基础。传统点源模型假设溅射物速度与抛出时间之间遵循单一幂律关系。Hermalyn和Schultz[56]利用NASA艾姆斯垂直轨道炮，结合粒子追踪测速技术，以直径6.35 mm铝球弹丸在1.60~5.60 km/s速度下撞击干砂靶，首次实现了对溅射流场的时间分辨测量。结果表明：在撞击极早期（前5%的成坑时间内），溅射物速度显著高于基于成坑抛射物形成的主要开挖阶段数据外推的幂律预测值，溅射角也低于成坑主要开挖阶段名义角度（约45°），揭示了早期溅射物具有与成坑主要开挖阶段不同的相似率行为。
Housen和Holsapple[45]系统整理了20世纪60年代至2010年间18组撞击溅射物试验数据，建立了以“统一幂律形式表达溅射物速度-位置分布和质量-速度分布”的完整经验模型。该模型明确了其适用范围：溅射物抛出位置极靠近撞击点时，点源假设不再成立，速度受弹靶材料冲击阻抗等近场条件影响；抛出位置接近撞击坑边缘时，驱动应力衰减至与重力或材料强度相当，溅射速度迅速趋近于零。
在溅射物速度与质量的同步测量方面，Schimmerohn等[57]基于Fraunhofer EMI二级轻气炮，开发了一种基于激光光幕照明与高速摄像的单粒子追踪方法，结合弹道摆测量系统，在单次试验中同步获取了溅射物的尺寸-速度分布与β（见图24 ）。粒子追踪结果表明，被观测溅射物贡献了总动量增强的主要部分。
2.2.2.2 小行星特性对溅射物喷射的影响
小行星的孔隙度、内摩擦角和内部结构等特性决定了冲击波传播与衰减、材料失效模式及成坑流扩展方式，进而影响溅射物的质量、速度及喷射方向。
Walker等[34]利用高速摄像对比了直径2.54 cm和4.45 cm铝球以约2.10 km/s撞击致密花岗岩和孔隙度70%~75%浮石靶的溅射物演化过程（见图25 、图26 ）。两类靶体表现出截然不同的溅射特征：花岗岩靶早期溅射物形成约45°半锥角的定向锥形，前缘速度约2.50 km/s，后期大尺寸碎片以2~26 m/s沿撞击轴反向运动；浮石靶早期细颗粒溅射物向各方向散布，中期出现反向集中喷射，晚期碎片速度约5~30 m/s；浮石靶弹丸质量保留约88%，溅射物质量明显偏小。两者在溅射物质量与速度上的双重差异导致β显著差别（花岗岩β约2.20，浮石β约1.30）。
陨石靶试验为考察真实小行星物质的溅射物行为提供了直接依据。Flynn等[36-37]以直径1.5875 mm铝球弹丸约5.00 km/s撞击NWA4502碳质球粒陨石和NWA869普通球粒陨石，发现两者的溅射物特征差异显著：NWA4502溅射物质量约11.4 g，细颗粒最大速度约1 600 m/s；NWA869溅射物质量仅约2.3 g，细颗粒最大速度约275 m/s。两者大尺寸碎片速度分布相近（均<100 m/s），溅射物质量的差异是造成β差别的主因。NWA4502内部交叉裂隙密集，促进了溅射物产生；NWA869结构完整、强度更高，限制了溅射物生成。含水矿物的存在也对溅射物产生明显增强效应，撞击高温使结构水迅速气化并喷射，可提供显著超出无水靶的额外反冲动量。
此外，Flynn和Durda[59]对八种不同类型陨石靶的破碎试验发现，撞击碎片在10~100 μm尺度内存在随尺寸的化学成分差异：10~35 μm碎片富镍(Ni)（对应细颗粒基质），大于45 μm的碎片Ni含量低（对应粗颗粒球粒）。其机制在于基质与球粒之间的矿物边界是力学不连续面，撞击中细颗粒基质以更高速度抛出，较完整球粒以较低速度分离。
2.2.2.3 撞击参数对溅射物喷射的影响
撞击器密度通过改变弹靶冲击阻抗匹配关系影响溅射物喷射角度。Hermalyn和Schultz[56]采用相同直径(6.35 mm)的聚乙烯(0.93 g/cm3)、铝(2.80 g/cm3)和钛(4.40 g/cm3)弹丸以相近速度撞击干砂靶，发现低密度弹丸溅射角偏低，高密度弹丸溅射角更高。其原因在于低密度弹丸侵彻深度较浅，溅射方向更贴近靶面；高密度弹丸侵彻更深，溅射角度相应增大。
综合上述研究，溅射物速度与质量分布的基本相似率规律已通过对试验数据的系统整理得以建立。相似率核心参数μ随靶体孔隙度增大而减小，反映了孔隙压溃对溅射物产生效率的抑制；相似率关系在高速端和低速端的偏离分别揭示了近场冲击阻抗效应和远场终止效应。极早期溅射物相似率行为的发现表明，撞击初始阶段的溅射物产生机制与成坑主要开挖阶段存在本质区别。地面试验已初步建立了孔隙度、内摩擦角、内部结构等参数与溅射物喷射行为之间的定性关联，并获得了撞击器密度对溅射物喷射方向的影响规律。
2.2.3 撞击破碎特性
撞击破碎是指撞击能量足够大时，靶不再仅发生局部成坑，而是发生整体解体的过程。当撞击后最大碎片质量不足靶原始质量的一半时，即达到灾难性破碎阈值。与撞击成坑关注局部材料的移除、撞击溅射关注抛出物质的运动学特征不同，撞击破碎研究聚焦于靶发生整体破坏的临界能量条件以及碎片的质量分布与运动状态。对于动能撞击防御任务而言，了解目标小行星在给定撞击能量下是否解体、解体后碎片的特征，是评估偏转策略有效性的关键前提。
靶尺寸对撞击破碎阈值的影响是将实验室结果外推至真实小行星尺度的核心问题之一。Stange-Love和Ryan[60]在新墨西哥矿业理工大学的火药炮上，以水泥与#30石英砂混合物为靶材，开展了米级尺寸靶体的撞击破碎试验。试验采用质量约1 kg的1018 钢弹丸，撞击速度为0.27~1.16 km/s，撞击30.48 cm、60.96 cm、91.44 cm立方体靶和91.44 cm长圆柱体靶（见图28 ）。结果表明，在相近比撞击能量下，60.96 cm和91.44 cm立方体靶的最大碎片归一化质量分别为0.15和0.13，未表现出对靶尺寸的明显依赖，不同尺寸靶的碎片质量分布均呈典型双幂律特征；试验还初步观测到碎片的旋转和翻滚现象，翻滚碎片主要来源于撞击点附近以锐角方向抛射的区域。该工作将地面撞击破碎试验的靶体尺度从厘米级拓展至米级，初步获得了强度区内撞击破碎结果对目标尺寸不敏感的结论，同时为撞击可直接产生碎片翻滚提供了试验证据。
综上，撞击破碎特性研究围绕靶灾难性解体的临界能量条件和碎片分布特征展开。在破碎阈值方面，靶孔隙度与破碎临界比能呈正向关联——孔隙度越高，破碎所需能量越大，其原因在于孔隙压溃耗散了大量冲击能量，抑制了裂纹的持续扩展。在碎片特征方面，质量分布遵循双幂律特征，平动速度分布未表现出对靶尺寸的明显依赖。现有试验数据尚不足以明确破碎临界能量随靶尺度的变化规律、解体碎片的翻滚机制及碎片旋转状态的定量表征。
2.2.4 弱引力条件下的撞击响应
弱引力环境使小行星的力学行为更多由颗粒间内聚力而非重力主导，溅射物逃逸速度阈值也大幅降低，为在地面试验中排除重力影响，研究者利用落塔设施构建微重力环境，以尘埃聚集体和颗粒团簇为模拟物开展碰撞试验。
Beitz等[61]在德国布伦瑞克工业大学1.5 m落塔提供的0.56 s微重力环境中，以直径2 cm、体积填充因子0.49~0.54的球形二氧化硅尘埃聚集体为靶和弹丸，开展了碰撞速度8 mm/s~2 m/s的自由碰撞试验，识别出随碰撞速度增大依次出现的三种典型结果：反弹（速度低于约20 cm/s）、单一聚集体碎裂伴随质量转移（速度20~190 cm/s）以及双方碎裂（速度超过约190 cm/s）。Bukhari Syed等[62]进一步将碰撞速度拓展至1.5~8.7 m/s，通过142次独立碰撞试验建立了靶碰撞强度的相似率关系。碰撞强度Q*定义为靶体最大碎片质量降至原始质量一半时所需的质心系碰撞动能与靶体质量之比，其与弹丸尺寸P和靶尺寸T的关系为Q*∝P1.12·T－2.70，表明较大尺寸的尘埃聚集体本质上更易碎裂。试验系统如图29 所示。
在能量传递方面，Katsuragi和Blum[63]以多孔尘埃聚集体和玻璃珠为模拟靶，在微重力条件下开展撞击试验，发现撞击引起的靶膨胀在撞击点周围各方向上基本均匀，传递至靶体颗粒的动能仅占弹丸初始动能的2%~7%，大部分能量耗散于颗粒间碰撞。基于耗散扩散模型的分析表明，单次颗粒间碰撞的能量传递效率约为0.98，与靶材料和撞击速度无关。
上述微重力试验碰撞速度远低于动能撞击防御任务的典型速度（km/s量级），但其揭示的规律为理解碎石堆小行星在动能撞击下的演化提供了基础认识：撞击能量在颗粒介质中以各向同性方式传递且耗散极高，表明远离撞击点的区域可能仅承受有限的能量输入；碰撞强度对弹靶尺寸比和内部结构具有敏感性，意味着碎石堆小行星的撞击演化与均质岩石小行星可能存在本质差异。现有试验集中于厘米级尘埃聚集体在低速碰撞条件下的响应，向更大尺寸和更高速度的推广尚缺乏充足的试验数据。
2.3 数值仿真方法一致性测试
2.3.1 材料动力学特性测量
材料在超高速撞击条件下的动力学特性参数是数值仿真的底层输入，其准确性直接决定模拟结果的可信程度。国外在冲击波物理和地质材料力学领域已积累数十年的试验数据，涵盖多种与类小行星材料相关的金属、岩石和低密度物质的状态方程与本构参数。但小行星的实际物质组成与结构具有显著多样性，直接借用通用参数可能导致显著的模拟偏差，针对具体任务目标开展针对性的材料动力学特性测量是确保模拟可靠的基础。
Furnish等[64]采用平板撞击试验结合任意反射面速度干涉系统(Velocity Interferometer System for Any Reflector, VISAR)测速及SHPB (Split Hopkinson-Pba-Blair)测试，系统测量了亨伯里八面体陨铁在2~20 GPa应力范围内的Hugoniot状态方程与α→ε相变特征，以及自然雪、轻质混凝土等低密度材料的冲击压缩特性，为铁镍小行星和彗星的撞击建模提供了基础参数。Chocron等[65]针对高孔隙度材料动量增强预测偏差问题，以孔隙度约60%~85%的天然浮石为对象，利用MTS万能材料试验机开展了无围压和有围压条件下的准静态压缩试验（见图30 ），获得了浮石的孔隙压实曲线。该曲线被分别植入CTH和EPIC代码中，用于模拟铝弹丸约2.10 km/s撞击浮石靶的过程。结果表明，两种模型均可合理复现侵彻深度和撞击坑直径，但对β的预测值（约1.05~1.13）显著低于实验结果（约1.22~1.69），表明常用强度与失效模型难以有效再现高孔隙度材料在超高速撞击下的溅射物产生过程。
综上所述，国外在铁镍陨石和部分岩石材料方面积累的前期数据为工程任务提供了重要基础，但针对具体任务所面向的小行星材料，仍需开展专门的参数测量。高孔隙度浮石的研究进一步表明，即使获取了孔隙压实曲线等关键参数，现有模型仍难以准确预测β，这意味着材料模型本身的物理完备性同样是制约数值仿真可信度的关键因素。
2.3.2 算法一致性测试
基于不同数值方法和材料模型的数值仿真代码，其计算结果的一致性直接影响撞击偏转效果评估的置信度。算法一致性测试基于开展的地面试验选取标准算例，在统一材料参数和初始条件下，比对不同代码对撞击坑形貌、溅射物动量分布和动量传递因子β的预测结果，量化因算法差异导致的不确定性，同时识别模型中的关键控制参数。
DART任务推动了迄今最为系统的冲击动力学代码一致性测试。Stickle等[24]组织7种代码对5组标准算例进行了比对，覆盖无强度、恒定强度、脆性损伤、孔隙度和有限尺寸靶等条件。结果表明：在相似强度模型下，不同代码对撞击坑尺寸和β的预测差异可控制在15%~20%以内；动量传递因子β的计算结果比撞击坑尺寸对网格分辨率更为敏感，需要更高的网格分辨率才能收敛；强度模型选择与材料参数取值对预测结果的影响大于代码间固有差异；孔隙度的引入会进一步增大代码间离散度。这些发现直接推动了DART任务建模工作组统一了各代码所使用的材料模型类型和参数取值，如要求各代码使用相同的孔隙压实模型形式和强度参数，将材料模型不一致导致的预测差异降至最低。部分代码的一致性测试对比如图31 所示。
代码间的预测一致性高度依赖材料模型的具体算法实现。Luther等[66]在对比iSALE-2D、Bern SPH和miluphcuda三种代码时指出，以往研究中±10%~15%的β偏差多源于各代码对孔隙压实行为的描述不同。当统一压实行为后，对于内聚力为1.4 kPa和10.0 kPa的靶，三种代码的β预测偏差分别降低至±5%以内。这一结果将算法一致性测试的关注点从控制离散方法的不同进一步聚焦到物理模型的一致性上，表明一致性测试不仅是评价计算工具的手段，更是确认物理模型适用性和完整性的方法。
综上，算法一致性测试为多代码协同评估提供了可量化的不确定性范围，推动了材料模型的标准化，同时也是发现数值模型物理能力边界、推动其持续完善的重要手段。当前一致性测试已从简单比对拓展至涵盖多类强度模型、孔隙压实模型和损伤模型的系统测试，材料失效后行为描述、高孔隙度材料溅射物模拟以及大尺寸条件下的动量强化预测，仍是当前面临的核心挑战。
3 我国相关研究与能力基础
3.1 国内试验研究相关工作
国内动能撞击防御小行星的地面试验研究主要围绕动量传递特性测量、相似律验证以及碎石堆结构撞击响应等方向展开，相关工作主要集中在北京卫星环境工程研究所、北京理工大学和中国空气动力研究与发展中心超高速所等单位。
北京卫星环境工程研究所、北京理工大学研究团队以天然玄武岩作为模拟靶材，利用二级轻气炮开展了超高速撞击试验，系统获取了撞击速度在约2.00~6.00 km/s范围的撞击成坑形貌以及抛射物质量和动量传递系数的变化规律。试验在北京卫星环境工程研究所的动能撞击防御小行星动量传递特性测量试验系统上开展，如图33 所示。
试验结果表明，撞击坑由碗状中心坑和浅层剥落区组成，坑深、坑径及抛射物质量均随撞击速度增大而增大，动量传递系数β从1.96增至2.51[1]。在此基础上，研究团队基于Autodyn软件的光滑粒子流体动力学方法开展了数值仿真，模拟结果与实验数据的偏差在15%以内，验证了计算模型与参数的有效性。结合量纲分析与点源相似理论，建立了实验室尺度下撞击密实小行星的动量传递系数相似律关系：
式中，U表示撞击速度，单位为km/s。进一步引入强度修正系数，将该相似律关系外推至真实尺寸小行星，得到了适用于密实结构小行星的动量传递预测公式[81]。
针对碎石堆结构小行星，研究团队设计并制备了多孔石膏-玄武岩复合靶体，开展了撞击速度2.10~4.90 km/s的超高速撞击实验。高速摄像记录了溅射物形成的三个阶段：高速射流、细颗粒溅射锥和低速管状溅射物。实验测得β值为1.40~2.36，表明高孔隙度靶体的动量传递效率显著低于密实靶体[82]。基于此，研究团队建立了反映块石随机分布的三维数值模型，分析了块石尺寸(0.18~1.44 m)和宏观孔隙对抛射物尺寸分布与动量传递系数的影响。结果表明，抛射物尺寸分布与初始块石尺寸呈非单调关系；当块石尺寸超过弹丸直径的2倍时，开坑流不足以驱动其抛射，形成“装甲防护效应”。宏观孔隙对动量传递具有显著削弱作用：在6.15 km/s撞击速度下，宏观孔隙率增加12%可导致抛射物总动量降低58%[83]。
中国空气动力研究与发展中心超高速所在超高速撞击相似律与动量传递测量方面开展了一系列试验研究。在相似律研究方面，以钢球弹丸近似模拟金属质小行星，撞击模拟地球表面岩石的花岗岩靶材，利用二级轻气炮开展了毫米级弹丸(5 mm、10 mm、20 mm)在2.50 km/s和4.00 km/s速度下的撞击试验，并结合光滑粒子流体动力学方法进行了数值仿真，将研究参数拓展至弹丸直径5 mm～100 mm、速度2.50~10.00 km/s。研究表明，撞击坑深度随弹丸直径增大而增大，满足尺寸相似律；在给定速度范围内，坑深随无量纲参数（材料强度、声速等）线性变化，验证了所建立的撞击坑深度相似律的有效性。然而，碎片云特征尺度不满足相似律关系[84]。
在动量传递测量方面，基于水平弹道摆测量系统，采用高速摄像与图像识别技术获取靶体质心速度和最大摆角，建立了动量增强系数β的两种计算方法。利用7.6 mm二级轻气炮开展了3 mm×4 mm铝球弹丸撞击铝蜂窝靶（孔隙率93%～95%）和花岗岩靶（密度约2.68×103 kg/m3，抗压强度132 MPa）的超高速撞击试验，撞击速度最高达8.70 km/s。铝蜂窝靶实验测得β≈1.00，验证了弹道摆测量技术的可靠性。花岗岩靶实验结果表明，β值随撞击速度增大而增大，在8.70 km/s时β超过4.50；此外，通过试验测量结果发现质心速度法测得的β值与经验公式吻合较好，而最大摆角法因机械能守恒假设不成立存在约20%的系统误差[85]。
3.2 国内试验能力基础
国内动能撞击小行星地面试验能力主要基于超高速发射试验技术，是冲击动力学、超高速碰撞和空间碎片防护领域应用的主要试验手段。国内具备超高速发射能力的优势单位主要有中国空气动力研究与发展中心、北京卫星环境工程研究所、中国工程物理研究院、西北核技术研究院、北京理工大学、哈尔滨工业大学等。经过近年的发展，以北京卫星环境工程研究所、中国空气动力研究与发展中心超高速所等为代表的优势单位，在动能撞击防御小行星领域初步形成了各自的试验能力特色，在发射系统、测量与诊断系统以及环境模拟等方面具备了一定的基础条件。
北京卫星环境工程研究所建设有4 mm、10 mm、18 mm、22 mm系列口径二级轻气炮，可实现亚毫米-厘米级球形弹丸2.00~7.50 km/s稳定发射，最高发射速度达8.00 km/s以上，结合水平弹道摆动量传递特性试验测量系统，可开展独石结构小行星模拟靶的超高速撞击试验。同时，该系统还具备空间温度环境模拟能力，可在-150 ℃~150 ℃温度范围内考察温度对撞击效应的影响[81]。如图35 所示，针对仅由内聚力等弱引力维系的类似碎石堆结构等小行星目标，北京卫星环境工程研究所建成了垂直式超高速动量传递特性测量系统，最高发射速度达3.00 km/s，发射角度可在0~90°范围调节，并集成落塔装置提供微重力试验环境，为研究具有弱引力的复杂结构小行星模拟靶的撞击响应与演化过程提供了试验能力支撑。
4 总结与启示
动能撞击是当前国际公认最具工程可行性的近地小行星防御手段。国外在动能撞击防御小行星领域开展了大量地面试验研究，围绕动量传递特性、动态响应规律和数值仿真方法一致性测试三个方向，在撞击偏转规律获取、评估方法体系建立等方面取得了系统性进展。在试验能力方面，国外已建成涵盖水平式与垂直式两类构型、融合常重力、微重力及超重力等多种环境模拟手段、可覆盖独石结构、碎石堆结构等多种目标特性的完整试验能力体系，为DART任务从方案设计到效果评估的全过程提供了系统性的地面支撑。
当前，我国正在规划实施首次近地小行星防御在轨演示验证任务，拟通过一次任务实现动能撞击和在轨效果评估，这对地面试验与评估能力提出了极高的要求和明确的工程需求。虽然我国已初步具备地面试验与数值仿真等基础能力，但现有能力在试验模拟技术的体系完备性、复杂目标特性的模拟表征、诊断手段与数据积累的系统性及数值仿真工具等方面，与国外相比仍存在差距。因此，结合国外在该领域长期积累的经验与我国任务需求，地面试验与评估工作应重点从以下方面着力推进。
一是整合国内现有能力，优化资源配置。充分发挥国内优势单位的试验基础，特别是依托已有的二/三级轻气炮发射能力，统筹协调、互补协作，在保障能力的前提下有效降低研究成本。
二是补齐能力短板，拓展撞击场景模拟范围。发展针对碎石堆结构、表面风化层及表面砾石等复杂目标特性的模拟表征技术，结合微重力环境模拟手段，重点建设可系统开展复杂结构小行星超高速撞击过程模拟的地面试验系统，填补国内在复杂目标特性模拟方面的能力空白。
三是提升试验诊断水平，增强数据获取能力。进一步提升撞击过程的试验诊断能力，包括高速摄影技术、撞击辐射特性诊断技术及相关图像与信号数据的识别提取能力，特别是单次试验的多数据同步获取能力，为撞击效应分析与数值模型校验提供更完整的试验数据支撑。
四是完善材料参数数据库，为数值仿真提供可靠的材料模型参数输入。针对工程任务目标的小行星特征，制备高仿真度的小行星模拟物，系统开展材料动力学特性参数测量，构建可描述目标材质、结构与孔隙度特性的动态力学参数数据库。
五是发展自主数值仿真能力，为撞击效果评估提供可靠的计算工具。开发具有自主知识产权的动能撞击过程仿真分析工具，发展覆盖不同数值方法的多代码协同验证能力，形成基于统一试验参数与标准基准算例的一致性测试体系。
综上所述，我国应以国外成熟经验为参照，立足国内现有能力基础，按照“统筹整合、补齐短板、提升水平”的总体思路，有序推进地面试验系统建设与评估能力的全面提升，为我国首次在轨动能撞击防御演示验证任务的顺利实施提供可靠的地面验证技术保障，也为我国未来行星防御能力的持续发展奠定坚实的技术基础。