JPRMG

Journal of Projectiles, Rockets, Missiles and Guidance >

2025 , Vol. 45 >Issue 6: 1089 - 1097

DOI: https://doi.org/10.15892/j.cnki.djzdxb.2025.06.017

Academic article

Optimization and Simulation Analysis of the Cylindrical Linear Liner Structure Based on Orthogonal Design

  • ZHAO Lijun , 1, 2 ,
  • WANG Tao , 1, * ,
  • LI Xiaojie 2 ,
  • HUANG Xiaojie 2
Expand
  • 1 School of Equipment Engineering,Shenyang Ligong University,Shenyang 110159,Liaoning,China
  • 2 Hua’an Industrial Group Co.,Ltd.,Qiqihar 161046,Heilongjiang,China

Received date: 2024-10-25

  Online published: 2026-01-24

Fold

Abstract

In order to effectively attack the open environment steel structure such as high voltage line tower,signal tower, suspension bridge and plant,a warhead containing “cylindrical linear liner” is designed based on this purpose,that is,a circumferential linear cut shaped charge warhead.The effects of cone Angle (2α),thickness (h),diameter (d),and material (m) of the circumferential linear liner on jet forming head velocity and effective jet length were studied by means of orthogonal optimization design and numerical simulation.The results show that:by conducting range analysis and variance analysis on the head velocity and effective jet length of jet molding,it is concluded that the order of influencing jet cutting performance is as follows:thickness (h)> material (m)> cone Angle (2α)> diameter (d),and the optimal structural combination is verified as follows:2α(2),h(2),d(5),m(5),because the combination is not in the orthogonal table,the jet performance parameters obtained by the numerical simulation analysis of the structural liner are better,which verifies the rationality of the orthogonal design and the structural liner can effectively cut and damage the typical steel frame structure.

Key words： Irregular liner; Orthogonal design; Structure optimization; Numerical simulation

Cite this article

ZHAO Lijun , WANG Tao , LI Xiaojie , HUANG Xiaojie . Optimization and Simulation Analysis of the Cylindrical Linear Liner Structure Based on Orthogonal Design[J]. Journal of Projectiles, Rockets, Missiles and Guidance, 2025 , 45(6) : 1089 -1097 . DOI: 10.15892/j.cnki.djzdxb.2025.06.017

0 引言

由于高压线塔、信号塔、吊桥、和厂房等钢架结构[1-2]类基础设施基本都处于体积较大的空旷环境中,冲击波和破片对目标的毁伤能力有限,常规杀爆、侵爆和聚能等战斗部的毁伤威力被大大弱化,很难有效破坏其功能。而聚能切割技术能够实现这一目的,主要原理是线性药型罩在爆轰产物的作用下,能够汇聚形成金属射流平面,类似“聚能刀片”,在一定距离内对钢架目标进行切割破坏[3]。
从上世纪六、七十年代以来,已有大量国内外学者对线型聚能射流进行理论分析、实验验证及具体应用[4-9]。如美帝的白眼星电视制导滑翔炸弹,战斗部壳体有8或12个长条楔形聚能槽,锥角为100~120°,由钢板冲压后卷焊制成,外部包着合金蒙皮。楔形聚能槽在炸药爆轰作用下形成切割刀,对金属桥梁和钢筋混凝土构件产生切割效应并显著增强其破坏威力,但受限于壳体较薄,侵彻能力较弱。
本文将此技术应用于侵爆战斗部中,实现打入敌方[7,8]基础设施内部再起爆对多个方向目标切割破坏。基于此应用场景,提出一种含有周向线性药型罩的聚能装药结构。炸药起爆,弹体径向一周产生8个“聚能刀片”,而在该聚能装药结构研究过程中,药型罩的结构参数和材料选择是影响“聚能刀片”切割性能的的关键因素。因此文章通过正交设计的方法对周向线性药型罩结构参数和材料进行优化设计,利用有限元仿真软件对不同正交实验方案射流形成过程进行了数值模拟,并对射流成型时的头部速度和有效长度两个指标进行极差分析和方差分析,并得到周向线性药型罩的结构和材料的最优匹配组合,并将含最优组合药型罩的聚能装药结构对典型钢结构的毁伤效果进行了验证,文章对含周向线性药型罩装药结构战斗部的设计提供一定的参考。

1 模型建立

1.1 几何模型

本文所设计侵爆战斗部如图1所示,是在某典型侵爆战斗部的基础上对弹体圆柱部进行刻槽处理,降低弹体对“聚能刀片”形成的影响,内部装药替换为含周向线性药型罩聚能装药结构,其二维平面简化模型的结构和主要参数如下图2所示:战斗部口径为D,装药高度为L,周向线性药型罩的壁厚为h,周向线性药型罩口径为d,锥角为2α。
图1 战斗部物理图

Fig.1 Physical diagram of warhead

图2 含周向线性药型罩聚能装药结构

Fig.2 Structure of shaped charge with circumferential linear liner

1.2 有限元模型

利用有限元分析软件对线性药型罩的射流成型效果和侵彻性能进行数值模拟,为此将建立由炸药、周向线性药型罩和弹体三部分组成的有限元模型。计算过程中为防止网格畸变过大而导致计算过慢或停止计算的情况,所有材料均采用Arbitrary Lagrange-Euler算法。采用关键字INITIAL-VOLUME-FRACTION-GEOMETRY初始体积分数填充法简化网格划分过程加快整个仿真流程,为了提高物质填充的完整度,将炸药装药和周向线性药型罩区域的空气域的网络单元划分均匀且密集些,网格大小约为0.2mm×0.2mm,空气域外部边界采用有限元软件中Boundary-Non-Reflecting-2D关键字模拟无限空间,避免出现爆轰波在边界反射影响仿真分析结果。战斗部径向二维有限元模型如图3所示,起爆方式选择沿着战斗部轴线位置线性起爆,体现在二维剖面模型中为炸药中心位置点起爆,其中红色、绿色和灰色分别代表药型罩、黑索金炸药和弹体的有限元模型。
图3 战斗部径向二维有限元模型

Fig.3 Radial two-dimensional finite element model of warhead

1.3 材料模型及参数

数值模拟分析过程中所应用到的材料包括:钢架结构靶、弹体、药型罩、炸药和空气域,其中炸药选用RDX,通常采用 HIGH_EXPLOSIVE_BURN本构模型和JWL状态方程,如表1所示;NULL本构模型和LINEAR_ POLYNOMIAL状态方程在数值模拟中一般用来模拟空气域,如表2所示;5种材料(铜、钼、钽、钨和镍)药型罩[19]、弹体和45#钢结构靶的本构模型均采用的是JOHNSON-COOK方程和GRUNEISEN 状态方程[10],分别如表3和表4所示。
表1 炸药的本构模型及状态方程参数

Table 1 Constitutive model of explosive and parameters of state equation

Material model Equation of state
ρ/(g/cm3) D/(cm/μs) Pcj/Mbar β A/Mbar B/Mbar R1 R2 ω E0/Mbar V0
1.82 0.83 0.3 1 9.08 0.19 4.92 1.41 0.31 0.1 1.0
表2 空气域的本构模型及状态方程参数

Table 2 Constitutive model of air domain and parameters of state equation

Material model Equation of state
ρ/(g/cm3) PC/Mbar MU/(Pa·s) C4 C5 E0/Pa V0
1.185e-3 -10e-11 2e-10 0.4 0.4 2.53e-6 1.0
表3 药型罩及45#钢的本构模型及状态方程参数

Table 3 Constitutive model and equation of state parameters of the shell and 45# steel

Material model Equation of state
Materials ρ/(g/cm3) A/MPa B/MPa n c m Gruneisen coefficient C/(m/s) S1
Cu 8.96 290 161 0.98 0.021 0.98 2.04 3940 1.45
Mo 10.2 771 298 1.04 0.008 0.47 1.59 5143 1.255
Ta 16.6 511 91 0.30 0.005 0.16 1.60 3414 1.201
W 19.35 1174 200 0.48 0.002 0.05 1.54 4029 1.237
Ni 8.87 460 183 0.79 0.005 0.92 1.93 4602 1.437
projectile 7.77 1327 1186 0.232 0.0034 1.27 1.48 5187 1.239
45# steel 7.83 496 434 0.31 0.070 0.81 2.17 4569 1.49
表4 正交设计各因素水平值

Table 4 Horizontal values of each factor in orthogonal design

2α/(°) h/(mm) d/(mm) m
1 80 1.2 36 Cu
2 85 1.5 38 Mo
3 90 1.8 40 Ta
4 95 2.1 42 W
5 100 2.4 44 Ni

2 优化因素和水平设计

为了得到药型罩结构参数的最优匹配,正交实验通过减少实验次数、提高效率、处理多因素分析,降低成本和时间消耗,同时保证实验结果的可靠性,正交试验已经广泛应用于各类研究与工程实践当中。因此本研究中使用正交优化方法进行方案设计,采用L25 (56)的6因素5水平共25组实验的标准正交实验设计表[11],本次研究的是周向线性药型罩结构的锥角(2α)、壁厚(h)、口径(d)和材料(m)共4个因素,因此只能让标准正交表出现两个空白列并作为后面结果分析的误差项。不考虑各个因素(Factors)之间的交互作用且每个因素选取5个水平(Levels)值。受到战斗部口径和形成聚能射流个数的限制,周向线性药型罩的口径最大只能为44mm,因此周向线性药型罩的口径的范围为36mm~44mm,分别为36mm、38mm、40mm、42mm、44mm;周向线性药型罩材料分别选取铜(Cu)、钼(Mo)、钽(Ta)、钨(W)、镍(Ni)5种材料;经过大量学者研究发现线性楔形罩的最佳范围在85°~95°之间[12],因此本次研究在此基础上周向线性药型罩锥角(2α)选取范围为80°~100°,每组间隔5°,分别为80 °、85 °、90 °、95 °、100 °;选择壁厚较大的药型罩能够提高杆流侵彻能力,药型罩的壁厚一般为药型罩口径的0.036至0.055倍[13],因此周向线性药型罩的壁厚(h)选取范围为1.2mm~2.4mm分别为1.2、1.5、1.8、2.1、2.4mm。因此80°(2α)、1.2mm(h)、36mm(d)和Cu(m)可视为为基础结构,在此基础上进行结构优化,正交优化方案设计如表5所示。
表5 正交实验设计表

Table 5 Orthogonal experimental design table

2α/(°) h/(mm) d/(mm) m
1 80 1.2 36 Cu
2 80 1.5 38 Mo
3 80 1.8 40 Ta
4 80 2.1 42 W
5 80 2.4 44 Ni
6 85 1.2 38 Ta
7 85 1.5 40 W
8 85 1.8 42 Ni
9 85 2.1 44 Cu
10 85 2.4 36 Mo
11 90 1.2 40 Ni
12 90 1.5 42 Cu
13 90 1.8 44 Mo
14 90 2.1 36 Ta
15 90 2.4 38 W
16 95 1.2 42 Mo
17 95 1.5 44 Ta
18 95 1.8 36 W
19 95 2.1 38 Ni
20 95 2.4 40 Cu
21 100 1.2 44 W
22 100 1.5 36 Ni
23 100 1.8 38 Cu
24 100 2.1 40 Mo
25 100 2.4 42 Ta

3 数值模拟分析

3.1 周向线性射流成型

实际上,含周向线性药型罩的战斗部在形成周向聚能刀片的过程中是“动爆”并非“静爆”。在动爆条件下聚能刀片的形成会向弹体轴向有一定的偏移,经过静爆聚能刀片成型时间的仿真结果可知,弹体在中低初速下偏移量很小,约1~2cm。由于该战斗部的线性药型罩方向也是弹体轴向,因此弹体轴向方向的这种小偏移并不会使聚能刀片断裂,对聚能刀片的毁伤能力的负面影响较小。而动爆很难使用现有的有限元技术实现,因此均采用静态模型进行数值模拟。
根据正交表5的正交实验方案,以方案1基础结构为例,结合有限元模型的建立和材料本构及状态方程的选择,对其射流成型进行数值模拟。结果如图4(a)~(f)所示,在6μs时刻炸药爆轰波到达药型罩顶部,在10μs时刻爆轰波作用下药型罩受压变形,同时药型罩在高速运动下逐步向轴线汇聚,在18μs时刻药型罩被持续压垮在轴线上形成短射流,同时弹体在爆炸载荷作用下产生破坏,随着射流逐渐累积产生了速度梯度,因此射流被逐步拉伸,直至44μs时刻射流形成,该时刻弹体基本被完全毁坏。
图4 周向线性射流成型过程

Fig.4 Process of forming circumferential linear jet

根据准定常理论下的聚能侵彻深度理论计算公式可知,侵彻能力与射流的头部速度和射流长度均呈正比。在爆轰载荷持续作用下药型罩直到被完全压垮且在速度梯度作用下射流不断拉伸至形态较好时可认为是“射流成型”时刻[14],射流速度一般认为当低于1000m/s就不具有侵彻能力,基于此时刻选取射流的头部速度,以及射流速度超过1000m/s射流部分作为射流有效长度[15],因此将射流的头部速度和射流长度作为正交设计的指标。通过有限元软件中的后处理的速度云图可以记录射流头部速度,量尺依次测出所有射流速度大于1000m/s的长度再取平均值,分别如下图4(e)、(f)所示。
由于软件中采用的是cm-g-μs单位制,因此图4(e)中速度云图中5.086e-1的单位是cm/μs,单位换算即为5086m/s,同理图4(f)中的测量的结果应为103.2mm,将周向8个射流的有效长度依次测出取平均值可得出平均射流有效长度为103.5mm,依此类推将正交试验的所有方案的结果记录如表6所示。
表6 两种评价指标下的正交实验结果

Table 6 Orthogonal experiment results under two evaluation indexes

1 2 3 4 5
Index 1/(m/s) 5058 4723 4383 4459 4973
Experimens 6 7 8 9 10
Index 1/(m/s) 5203 4114 5265 4368 4031
Experimens 11 12 13 14 15
Index 1/(m/s) 4810 4745 4721 3698 3507
Experimens 16 17 18 19 20
Index 1/(m/s) 4678 4449 4005 4528 4016
Experimens 21 22 23 24 25
Index 1/(m/s) 4425 4666 3942 4110 3497
Experimens 1 2 3 4 5
Index 2/(mm) 103.5 115.1 105 99.5 103.9
Experimens 6 7 8 9 10
Index 2/(mm) 104.5 107.6 120.8 110.8 95.7
Experimens 11 12 13 14 15
Index 2/(mm) 118.4 119.7 116.2 95.4 86
Experimens 16 17 18 19 20
Index 2/(mm) 112.3 106 98.8 107.7 96.9
Experimens 21 22 23 24 25
Index 2/(mm) 98.4 113.6 106.7 99.7 80.8

3.2 极差分析

采用极差分析的原因有:(a)极差分析可以通过较少的资源和时间获得对多个因素影响的总体认识,非常适合实验初期的一种快速评估;(b)每个因素在不同水平下会对实验结果产生不同的影响,通过计算这些水平结果的极差,可以量化不同因素对结果的影响程度;(c)极差分析的结果实际上估计了每个因素的主效应,即该因素独立对实验结果的影响。因此本次研究采用极差分析对正交设计实验结果进行初步分析,将每一列相同标号的对应的射流头部速度相加后求得平均值,分别表示为: K1、K2、K3、K4、K5[16];将每一列相同标号的对应的射流有效长度相加后求得平均值,分别表示为 :Ka、Kb、Kc、Kd、Ke;极差的计算公式为各水平的平均值的最大值减去各水平平均值的最小值,最后分别求出两个指标下平均数的极差ω1和ω2;通过极差的大小,评估因素对实验结果的影响,极差越大,说明该因素对实验结果的影响越强,反之极差越小,说明该因素的影响相对较弱。
由表7和表8可以看出,ω1、ω2两个指标中因素h的极差都为最大值,说明周向线性药型罩的壁厚是射流头部速度和有效射流有效长度最大的影响因素,则h为主要因子;因素d在ω1、ω2两个指标中都为最小值,说明其对两个指标的影响最小,因此为次要因素;而对于因子2α和因子d来说,对于两指标量的影响都处于因素d到h之间,属于非主要因素。根据极差分析两个指标下(射流头部速度和射流有效长度)综合分析可知,各因素对实验结果影响程度的排列顺序为h>m>2α>d。
表7 评价指标1下仿真结果的极差分析

Table 7 Range analysis of simulation results under evaluation index 1

2α h d m
K1 4724.8 4840.4 4297.2 4431.4
K2 4596.2 4539.4 4380.6 4452.6
K3 4296.2 4463.2 4286.6 4246
K4 4335.2 4232.6 4528.8 4102
K5 4128 4004.8 4587.2 4848.4
ω1 596.8 835.6 300.6 746.4
Arranged by size of
ω1 value		 h>m>2α> d
表8 评价指标2下仿真结果的极差分析

Table 8 Range analysis of simulation results under evaluation index 2

2α h d m
Ka 105.4 107.42 101.4 107.52
Kb 107.88 112.4 104 107.8
Kc 107.14 109.5 105.52 98.34
Kd 104.34 102.62 106.62 98.06
Ke 99.84 92.66 107.06 112.88
ω2 8.04 19.74 5.66 14.82
Arranged by size of
ω2 value		 h>m>2α>d

3.3 方差分析

极差分析是一种简便快速的评估方法,通过计算每个因素在各自因素水平上平均值的极差,判断该因素对实验结果的影响程度大小。然而极差分析也有一定局限性,比如极差分析只是定性的,无法定量地评估误差的影响,也不能提供具体的显著性检验。因此极差分析主要是用于筛选影响较大的因素,可作为初步分析步骤。而要进一步判断这些因素对实验结果的影响是否显著,且控制随机误差的影响,文章采用了方差分析:(a)误差项反映了同一组内个体之间的差异,这种差异通常被认为是随机误差或不可控因素导致的;(b)因素效应反映不同组别之间的差异,代表因变量因自变量的不同水平而产生的效应。总方差=误差项+因素效应,方差分析的目的是比较因素效应和误差项的相对大小,如果因素效应显著大于误差项,则可以认为不同实验组之间的均值存在显著差异,即自变量对因变量有显著影响,反之则无显著影响。
总平方和SST公式为
$S S_{\mathrm{T}}=\sum_{i=1}^{N}\left(Y_{i}-\bar{Y}\right)^{2}$
其中:Yi是第i次实验的结果, Y ¯是所有实验结果的均值,N是实验次数。
各因素偏差平方和SSA表征该因素的不同水平导致的变异性,公式为
$S S_{\mathrm{A}}=\sum_{j=1}^{25} n_{j}\left(\bar{Y}_{j}-\bar{Y}\right)^{2}$
其中: Y ¯ j是因素在第j个水平的均值,nj是在该水平上的实验次数,L是因素的水平数, Y -是所有实验结果的总体均值。
误差平方和SSE表示组内的随机变异性,通常是通过减去因素的平方和来获得:
S S E = S S T - ∑ 所 有 因 素 的 S S A
自由度F表示每个方差计算中可独立变化的变量个数:总自由度为总实验次数减一;每个因素的自由度为该因素水平数减一;误差自由度为总自由度减去所有因素自由度之和。
均方是方差分析的重要指标,代表了方差的大小均方的公式为
均方= 平 方 和 自 由 度
使用F检验法,能够检验出各因素分别对各个指标影响的显著性,是先计算出平均差方和误差的平均差方的比值,通过不同置信度的β查F 分布表得出临界值FT,再根据FT分析因素的显著性情况[17]。
数值模拟误差的方差MSe和各因素的方差MSn分别为
MSe= S S e f e
MSn= S S n f n
各因素的方差与误差的比值为FN,其表征各个结构因素对聚能射流性能影响程度的大小。计算公式为
FN= M S n M S e
若FN<F0.1(4,fe),表明该因素对射流性能没有影响;若F0.05(4,fe)> FN>F0.1(4,fe),表明该因素对射流性能有影响,标记为*;若F0.01(4,fe)> FN>F0.05(4,fe),表明该因素对射流性能影响显著,标记为**;若FN>F0.01(4,fe),表明该因素对射流性能影响高度显著,标记为***[18]。
以显著性的角度出发,从表9和表10的方差分析表中可以看出,这4个因素对指标1和指标2的影响程度从大到小排列顺序均为:h>m>2α>d。
表9 指标1方差分析

Table 9 Index 1 Analysis of variance

Factors SSA F FN FT Significance
2α 1158270.640 4 2.915 2.810 *
h 2001458.640 4 4.888 3.840 **
d 370721.040 4 0.933 2.810
m 1580212.240 4 3.903 3.840 **
Error 794829.60 8
The size order of FN h>m>2α> d
表10 指标2方差分析

Table 10 Analysis of variance of index 2

Factors SSA F FN FT Significance
2α 200.316 4 5.773 3.840 **
h 1193.872 4 34.409 7.010 ***
d 105.332 4 3.036 2.810 *
m 843.860 4 24.321 7.010 ***
Error 69.39 8
The size order of FN h>m>2α>d
由于极差分析属于直观分析,只能作为一个初步分析,方差分析提供了一个标准,可以用来判断各因素的显著性。二者的优点是互补的,工作量允许的话建议结合两种方法分析,但是极差分析结果存在一定主观性,可靠性是低于方差分析的,如果极差分析的结果和方差分析有冲突时建议参考方差分析的结果,而本文并没有出现冲突。

3.4 各因素分别对两指标的影响

图5图6分别反映了周向线性药型罩锥角、壁厚、口径和材料的均值随着各自水平影响在不同指标下的变化规律。随着药型罩的锥角增大射流的头部速度也呈现出持续下降的现象,最大值为4724.8m/s,射流有效长度先增大后减小,锥角85°时出现最大值107.88mm。随着药型罩壁厚增加,射流头部速度骤降,最大值为4840.4m/s。射流有效长度也呈现先增大后减小趋势,壁厚1.5mm时出现极值113.10mm。随着药型罩口径增大,射流头部速度和射流有效长度均缓慢增大,最大值分别为4587.2m/s和107.06mm。射流性能受密度和材料声速影响较大,而Ni综合这俩方面材料性能优于其他材料[19],因此药型罩材料为Ni时射流头部速度和射流长度均为最大分别为4848.4m/s和112.88mm。
图5 不同因素对射流头部速度的影响

Fig.5 Influence of different factors on jet head velocity

图6 不同因素对射流有效长度的影响

Fig.6 Influence of different factors on effective jet length

在两种指标条件下因素d和因素m的最优水平都是一致的,均为d5(44mm)和m5(镍),而指标1下的壁厚和锥角的最优水平h1(1.2mm)和2α1(80°),指标2下的壁厚和锥角的最优水平h2(1.5mm)和2α2(85°),但在显著性角度考虑,指标2下的h和2α显著性均比指标1高,说明影响程度更大,因此,综合考虑最优组合为2α2、h2、d5和m5。但该组合不在正交实验表之中,需要将该组合再次数值模拟分析验证正交设计的合理性。
根据数值模拟分析结果可知,由图7和图8的结果显示,2α2、h2、d5和m5组合所得的两项指标(射流头部速度为5395m/s,射流平均有效长度为124.52mm),均优于正交实验25组的实验结果,验证了正交优化的合理性和正确性。
图7 速度云图

Fig.7 Velocity cloud image

图8 有效长度测量

Fig.8 Effective jet length

3.5 切割性能数值模拟

分别将基础装药结构和优化后的最优装药结构对钢架结构进行切割数值模拟,通常典型钢架结构采用45#钢[20-21],厚度一般不超过50mm,但直角弯头处厚度却能达到70.71mm。为了得到两种装药结构的毁伤结果,按照如图9所示仿真布局,战斗部外围是一圈厚度为120mm的等效靶板。根据图10和11数值模拟结果可以测出,基础装药结构产生的“聚能刀片”对等效靶板造成的平均切割深度为65.4mm,而最优结构对等效靶板产生的平均深度为76.1mm,切割毁伤增益达到了14.06%,并能够实现对典型钢结构进行全方位有效切割。
图9 切割模拟

Fig. 9 Cutting simulation

图10 基础结构的切割结果

Fig.10 Cutting results of infrastructure

图11 最优结构的切割结果

Fig.11 The cutting result of the optimal structure

4 结论

1)通过对周向线性药型罩聚能战斗部结构进行优化设计,把射流的头部速度和长度作为指标,应用极差分析和方差分析方法,确定了线性药型罩的锥角(2α)、壁厚(h)、口径(d)和材料(m)四种因素对射流性能影响的主次关系,影响程度由大到小顺序为:壁厚(h)>材料(m)>锥角(2α)>口径(d);
2)通过对极差分析和方差分析得出最优结构匹配参数的组合进行数值分析,验证正交设计的合理性和正确性,使用最优参数组合的药型罩结构形成的射流能够有效切割典型钢架结构。证明应用两种联合分析方法可以在保持实验设计效率的同时,获得更为精确和可靠的结果;
3)最优结构相对于基础结构对等效靶板的毁伤增益能达到14.06%。

References

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