JPRMG

Journal of Projectiles, Rockets, Missiles and Guidance >

2026 , Vol. 46 >Issue 1: 37 - 48

DOI: https://doi.org/10.15892/j.cnki.djzdxb.2026.01.005

Study on the Penetration and Damage Performance of a Pre-grooved Energetic Composite Liner against Concrete Targets

  • SUN Qipeng 1 ,
  • XIE Qinxian 1 ,
  • YAN Xiaopeng 2 ,
  • ZHANG Zhifeng 2 ,
  • LI Weishi 3 ,
  • LIU Yingbin , 1, *
Expand
  • 1 School of Environmental and Safety Engineering, North University of China, Taiyuan 030051, Shanxi, China
  • 2 Shanxi Beifang Machinery Manufacturing Co.,LTD., Taiyuan 030000, Shanxi, China
  • 3 Military Representative Office of the Military Representative Bureau of the Army Equipment Department in Beijing Area, Taiyuan 030009, Shanxi,China

Received date: 2025-11-10

  Online published: 2026-03-09

Fold

Abstract

The influence of grooved structure on the penetration and damage performance of copper-aluminum/polytetrafluoroethylene (Cu-Al/PTFE) energetic composite liner is investigated.A energetic composite liner with large cone angle (140°) is numerically simulated and experimented,and the damage effect of a pre-grooved energetic composite liner on concrete target is examined.A comparison shows good agreement between the experimental and simulated results.The influences of groove structure parameters such as groove width,depth,and wall thickness ratio on the damage effect of jet are further analyzed.The results show that the groovee structure has an effect on the distribution of jet energy between radial expansion and axial penetration.The smaller widths,shallow depths and narrow spacing of grooves are conducive to the radial hole enlargement,whereas the larger widths,greater depths and wider spacing of grooves enhance energy concentration,thereby increasing the penetration depth.Additionally,the number of grooves and the wall thickness ratio significantly influence the stability of jet and the ability of reactive materials to follow up.In particular,a wall thickness ratio of 1∶1 between the copper and reactive material layers yields favourable jet formation and damage performance.

Key words： Energetic materials; Composite liner; Numerical simulation; Penetration and damage performance; Prefabricated groove

Cite this article

SUN Qipeng , XIE Qinxian , YAN Xiaopeng , ZHANG Zhifeng , LI Weishi , LIU Yingbin . Study on the Penetration and Damage Performance of a Pre-grooved Energetic Composite Liner against Concrete Targets[J]. Journal of Projectiles, Rockets, Missiles and Guidance, 2026 , 46(1) : 37 -48 . DOI: 10.15892/j.cnki.djzdxb.2026.01.005

0 引言

传统上,基于普通金属材料构建的射流毁伤元,其毁伤效能主要依赖于单一的动能毁伤机制[1]。然而,在实际作战环境中,这种毁伤模式仅能对具备装甲防护的目标(如步兵战车和主战坦克)造成有限的机械贯穿毁伤效果[2]。这种毁伤模式不仅在毁伤深度和范围上存在明显局限性,而且在后续毁伤效应(即后效毁伤)方面表现出严重不足,导致在实际作战中频繁出现命中目标却未能有效摧毁的情况,从而严重削弱了作战效能[3]。提升弹药战斗部的毁伤效能与实现对目标的高效打击,是陆、海、空、天各领域武器系统发展的共同核心需求[4]。目前国内外的研究重点主要集中在采用金属药型罩与含能材料药型罩复合结构的方式,以进一步提升战斗部的综合毁伤效能[5]。
为了提升小口径聚能装药结构破甲能力方面,国内外学者展开了研究工作。美国首次提出了分离式装药结构的概念。高速压垮的外层药型罩使内层装药瞬间形成高压爆轰波,显著提高了爆轰产物的压力,从而使内层药型罩受压垮形成细长且速度极高的聚能射流[6]。这一设计通过优化能量传递路径和爆轰压力分布,显著提升了小口径聚能装药的破甲性能。He等[7]为提高活性材料的后效毁伤效果,提出了一种内外罩不等高的复合药型罩结构。研究通过调整内外罩高度比及内层罩材料,分析了其对活性复合射流成型效果和侵彻混凝土靶威力的影响。该设计旨在活性材料点火延迟时间内使更多活性材料进入侵彻孔内,从而增强后效毁伤效果。李洪达等[8]提出了一种新型复合药型罩结构,该结构由内层次口径钛罩和外层活性罩组成。研究采用数值模拟与靶场试验相结合的方法,系统分析了药型罩结构参数对毁伤元侵彻C35混凝土靶形成的开孔孔径及孔内活性材料随进量的影响规律。通过正交优化方法,研究获得了较优的聚能装药参数,为复合药型罩的设计与优化提供了重要依据。夏杰[9]通过数值模拟研究了双药型罩射流的形成过程,发现复合罩结构能够显著提高聚能射流的头部速度和材料利用率。研究进一步表明,复合罩结构能够使射流的整体性能达到最佳状态,为复合药型罩的优化设计提供了理论支持。Mason[10]设计了一种串联式铜/铝含能复合药型罩结构,发现回收靶板的扩孔面积显著增大,实验证实了该结构在增强后效毁伤方面的有效性。Langan等[11]采用热喷涂技术将铝覆盖在铜药型罩外表面,制备出含能复合药型罩。
传统多层复合药型罩形成射流只会增强外层药型罩的速度与侵彻能力,其他药型罩会作为杵体,基本不具备速度与侵彻能力。为提高聚能战斗部的毁伤面积及威力提供新的思路以及技术选择[12]。本文提出在传统单一活性药型罩内增设惰性金属罩的双层复合结构,实现贯穿+后效的协同毁伤;在内层金属药型罩内表面引入环形刻槽结构,并系统研究刻槽几何参数对复合射流形成与侵彻的影响;通过AUTODYN数值模拟与实验相结合的方法,将环形刻槽技术与活性复合射流耦合,研究了预制刻槽后刻槽宽度、刻槽深度、刻槽间间隔以及刻槽后壁厚比变化对含能复合射流侵彻能力的影响机制。在传统单一活性药型罩内侧增设惰性金属罩,选用药型罩锥角为140°的基础上,对外侧金属药型罩进行内表面环形刻槽处理,进一步增强其横向毁伤能力。

1 数值模拟

1.1 数值模型与材料参数

1.1.1 分析模型建立

聚能装药战斗部由高能炸药和复合药型罩组成,其中复合药型罩采用双层结构设计:靠近炸药的一侧为外层药型罩,远离炸药的一侧为内层药型罩。战斗部的装药直径为30mm,装药高度为33mm,药型罩锥角为140°。内外层药型罩均采用等壁厚截顶型设计,壁厚均为1mm。结构由图1和图2所示。
图1 刻槽结构示意图

Fig.1 Schematic diagram of groove structure

图2 预制环形刻槽药型罩

Fig.2 Pre-fabricated annular grooved liner

模型整体采用SolidWorks进行三维建模,并通过HyperMesh进行网格划分,最终导入AUTODYN-2D进行数值计算与后处理,具体模型如图3所示。数值模拟中,模型整体采用Euler算法,各组分通过Fill功能填充至空气域中,以实现多物质耦合。为确保计算精度,网格密度设置为0.1mm,并添加Flow-out边界条件以模拟无限域。炸高是影响聚能射流侵彻性能的关键参数,需兼顾射流成型完整性与靶体作用效率。结合本文聚能装药直径30mm的结构参数,参考同类大锥角(140°)复合药型罩的炸高优化研究[8,13,并通过预仿真验证,最终确定炸高设置为装药直径的5倍即150mm。
图3 侵彻混凝土数值模型

Fig.3 Numerical model of penetrating into concrete

在AUTODYN-2D计算过程中,当活性材料的弛豫时间到达时,采用软件内置的三维映射方法将二维Euler算法转换为三维SPH(光滑粒子流体动力学)粒子[14]。该转换过程以2D Euler算法的计算结果为唯一基础,无需人工单独设置SPH粒子的密度、空间分布等参数,而是通过面域-体域的等效映射实现:将2D Euler计算中各物质在二维剖面上的面密度、空间分布位置、物质体积占比等特征,按照旋转对称原则直接映射为三维空间中的体密度、空间分布及物质质量占比,严格遵循物质质量守恒原则,2D剖面上某一区域内的物质质量即为三维旋转后对应柱形区域内的SPH粒子总质量,粒子的空间分布则完全匹配2D Euler计算中各物质的几何轮廓与位置特征。因整个转换过程未对2D Euler的计算结果进行任何人工修改,仅完成从二维面域到三维旋转体域的几何与物质特征转换,因此能够完整保留2D计算中毁伤元对靶板的开孔尺寸、侵彻深度、活性材料随进位置及随进量等所有关键毁伤特征,确保转换后3D SPH算法对活性材料类爆轰反应的模拟,是在2D侵彻的真实结果基础上开展,保障了数值模拟的连续性与准确性。同时,为准确模拟活性材料的类爆轰反应,在转换后添加活性材料激活时的JWL状态方程参数。具体转换过程如图4所示。
图4 2D侵彻转3D释能过程

Fig.4 The process of transitioning from 2D penetration to 3D energy release

1.1.2 材料参数确定

1)金属罩材料参数
为了准确模拟无氧铜在爆炸载荷下经历的复杂应力状态,采用Johnson-Cook材料模型[15]。该模型因其能够有效描述材料在不同应变、应变率及温度条件下的强度与塑性行为,在表征材料大变形和高应变率动态响应方面表现出显著优势,因此被广泛应用于金属材料在动态载荷下的力学行为研究。Johnson-Cook模型的具体参数如表1所示。
表1 无氧铜Johnson-Cook材料参数

Table 1 Johnson-Cook material parameters of oxygen-free copper

ρ/(g·cm-3) A1/GPa B1/GPa C0/(km·s-1) C1
8.93 0.792 0.51 4.57 0.014
m μ n γ0
1.0 1.3 0.26 1.67
2)含能药型罩材料参数
AL/PTFE活性材料的参数来源于文献[16],具体参数如表2、表3所示。在装药起爆产生的爆轰波作用下,活性药型罩表面承受的平均压力约为20GPa,远高于活性材料激活的临界压力[17]。活性药型罩温度的升高以及PTFE的分解过程均需要一定的时间,因此将活性材料从激活到发生剧烈化学反应的时间间隔定义为弛豫时间或点火延迟时间[18]。综合参考文献[13,18]中同类Cu-Al/PTFE活性材料的弛豫时间范围(150~180μs),结合本研究药型罩结构参数(锥角140°、壁厚1mm)开展预实验,通过监测不同弛豫时间下射流成型效果与活性材料反应触发时机,确定166.5μs为最优值。设置120μs、166.5μs、200μs三个梯度模拟验证,结果表明该参数在150~180μs范围内时,射流侵彻深度与毁伤范围波动幅度小于5%,证明设置具有稳定性。在数值模拟中,为简化计算,忽略该时间段内的化学反应行为。由于活性药型罩的成型时间小于活性材料的弛豫时间,因此在活性药型罩成型时不考虑活性材料的激活反应,这样处理的合理性已在文献[13,19]得到验证。
表2 未反应活性材料参数

Table 2 Parameters of unreacted active materials

G/GPa A/MPa B/MPa n c m Γ C0/(m·s-1)
0.666 8.044 250.6 1.8 0.4 1 0.9 1450
表3 反应的活性材料JWL参数

Table 3 JWL parameters of the reacted active material

ρ/(g·cm-3) D/(m·s-1) A/MPa B/MPa R1 R2
1.96 1390 4.9679 -0.0361 7 0.6
在活性材料弛豫时间到达后,认为活性毁伤元瞬间发生剧烈的类爆轰反应,宏观上表现为对目标的爆破效应,采用JWL方程来描述活性材料的类爆轰行为,JWL方程的具体参数来源于文献[20]。
3)炸药材料模型以及状态方程
描述8701炸药行为的是High Explosive Burn(HEB)材料模型,而该模型通常与Jones-Wilkins-Lee(JWL)状态方程结合使用。HEB模型设置时,需要囊括包括炸药的密度、爆速和Chapman-Jouguet(C-J)爆轰压力在内的关键参数。聚能弹的8701炸药材料模型参数如下表4所示[21]。
表4 8701炸药JWL状态方程参数

Table 4 Parameters of the JWL equation of state for 8701 explosive

ρ/(g·cm-3) A/GPa B/GPa R1
1.78 581.4 6.8 3.94
R2 D PCJ V0
1 0.839 0.34 1.0
4)混凝土材料参数
文中采用RHT材料模型来描述复合毁伤元侵入后释能时的动态响应行为。RHT模型可以较好地描述混凝土在受到冲击和爆炸作用下的应变硬化、应变率敏感、压缩损伤软化等行为[22]。本文选用RHT强度模型来描述混凝土在活性毁伤元高速冲击和爆炸作用下的毁伤行为,并为混凝土材料添加失效参数,具体参数来源于文献[23],详细参数见表5。
表5 混凝土材料参数

Table 5 Parameters of concrete material

剪切模量
/GPa		 单轴抗压
强度/MPa		 拉压强度比 剪压强
度比		 Lode角
相关系数
17.7 55 0.1 0.18 1.6
失效面
参数		 失效面
指数		 拉压子午比 压缩应变
率指数
1.6 0.61 0.6805 0.028

1.2 结果与分析

1.2.1 刻槽宽度-深度影响毁伤区域与毁伤效果分析

核心变量为刻槽宽度与刻槽深度,其中刻槽宽度取值为0.5mm、1mm、1.5mm,刻槽深度取值为0.3mm、0.6mm、0.9mm;实验过程中固定刻槽间隔为 1mm、刻槽份数为6份,且Cu-Al/PTFE药型罩壁厚比控制为1∶1,其余基础实验参数保持一致。
在打击类似混凝土的脆性目标时,穿深终点位置以及随进混凝土靶侵彻孔内活性毁伤元的质量分布不同。因此,研究复合毁伤元在混凝土靶中的侵彻与释能行为具有重要的理论与工程意义。刻槽结构对射流能量分配的调控源于其对药型罩压垮过程及射流流体力学行为的改变:未刻槽药型罩压垮速度均匀,爆轰能量主要转化为轴向动能;而刻槽在药型罩内表面形成“薄弱区域”,爆轰波传播至刻槽处时发生应力集中,使刻槽区域压垮速度高于非刻槽区域,导致药型罩呈现“分段汇聚”特征——刻槽间材料形成主射流承担纵向侵彻,刻槽区域材料提前崩落形成微型破片,实现能量在横向与纵向的重新分配。同时,刻槽通过改变药型罩有效承载面积,调控射流速度梯度:较小宽度、浅深度刻槽使射流速度梯度较小,不易断裂且横向发散性增强;较大宽度、深刻槽则增大速度梯度,射流更细长,能量集中于轴向。
图5展示了在活性材料弛豫时间到达时刻(t=166.5μs)时,复合毁伤元侵彻混凝土靶的数值模拟结果。其中,前端金属毁伤元主要负责初始开孔,而后端活性材料则在侵彻孔内发生类爆轰反应,这一机制与工程爆破中在预挖炮眼内安放高能炸药的原理具有一定的相似性。与未刻槽药型罩相比,刻槽药型罩在侵彻孔内产生了更显著的扩孔直径,破坏范围更广,毁伤效果显著增强。
图5 刻槽宽度-深度影响下侵彻情况

Fig.5 The penetration situation under the influence of groove width and depth

表6给出了复合射流作用下混凝土靶侵彻深度的数值模拟结果。整体来看,刻槽结构在显著增大侵彻宽度的同时,相比于未刻槽穿深小幅下降(最大降幅20.76%,最小0.50%),整体影响不显著。穿深随刻槽宽度-深度的变化呈现“先增大后减小”的规律,其中1-0.6mm工况下达到最大值70.26mm,而0.5-0.6至0.5-0.9工况下降最为明显(14.78%)。从流体力学机制来看,这一规律源于刻槽对射流质量与速度梯度的调控:刻槽宽度与深度较小时,射流质量分布均匀但速度梯度小,横向扩孔占优;宽度与深度适中时,射流拉伸充分且未断裂,轴向能量集中,穿深最优;宽度与深度过大时,射流尾部断裂,活性材料包覆性下降,穿深降低。在活性材料弛豫时间到达后,将Euler算法转换为SPH粒子并计算类爆轰反应对混凝土靶的毁伤效应。
表6 各刻槽宽度-深度影响下混凝土侵彻深度的模拟结果

Table 6 Simulated results of concrete penetration depth under the influence of various groove width-depth ratios

刻槽结构参数 穿深/mm
刻槽深度0.3mm 刻槽宽度0.5mm 65.67
刻槽宽度1mm 65.73
刻槽宽度1.5mm 63.51
刻槽深度0.6mm 刻槽宽度0.5mm 67.11
刻槽宽度1mm 70.26
刻槽宽度1.5mm 64.92
刻槽深度0.9mm 刻槽宽度0.5mm 58.47
刻槽宽度1mm 68.85
刻槽宽度1.5mm 64.33
未刻槽 70.61
图6展示了类爆轰反应后混凝土正面与背面的毁伤效果。在混凝土毁伤计算中,DAMAGE值为1表示混凝土材料被完全破坏。参考文献[24]的方法,将DAMAGE值为1的区域视为被抛掷或剥落的区域,该区域对应试验结果中的锥形坑。
图6 刻槽宽度-深度影响下活性材料毁伤释能情况

Fig.6 The situation of damage-induced energy release of the active material under the influence of groove width and depth

结合云图中损伤区域的分布特征(颜色越红代表损伤越严重,蓝色代表无损伤),分析结果表明:毁伤区域半径(混凝土靶体正面损伤区域的最大横向尺寸)在各刻槽宽度下随刻槽深度的增加呈现先增大后减小的趋势,其中0.6mm刻槽深度下毁伤区域半径最大。以宽度1mm为例:深度0.3mm(1-0.3)工况下,正面红色损伤区域横向范围约占靶体直径的60%;深度0.6mm(1-0.6)工况下,正面红色损伤区域几乎覆盖靶体全宽,横向范围达靶体直径的90%以上;深度0.9mm(1-0.9)工况下,正面红色损伤区域横向范围收缩至靶体直径的50%左右,同理0.5mm、1.5mm宽度工况下,0.6mm深度对应的正面红色损伤区域横向覆盖范围均显著大于同宽度下0.3mm、0.9mm深度的工况。这一现象与射流流体力学行为一致:刻槽深度适中时,射流速度梯度合理,破片横向分布均匀,毁伤范围最大;深度过大时,射流断裂导致能量分散,横向毁伤范围收缩。
此外,混凝土背面裂纹(损伤区域的纵向延伸长度)的分布规律为:在各刻槽宽度下,0.9mm刻槽深度时混凝土背面红色损伤区域仅延伸至靶体高度的10%-20%,纵向扩展范围短,毁伤效果较弱;而在0.3mm刻槽深度下,毁伤半径显著增大,部分混凝土材料被抛掷,侵彻孔周围裂纹增多,高压爆轰产物渗入裂纹并进一步扩展裂纹,最终与靶板侧壁贯通,同时驱动碎块飞散——这一效果可通过靶体顶部的红色粒子分布体现:0.6mm深度工况下,靶体顶部红色粒子数量多、分布范围广,表明药型罩破碎后产生的碎块飞散范围大,而0.3mm、0.9mm深度工况的顶部粒子分布更集中,碎块飞散程度相对较弱。在0.6mm刻槽深度下,毁伤区域深度进一步扩大,靶板侧壁的裂纹也向下延伸。在0.5-0.6模拟工况中,射流断裂导致绝大部分含能材料堆积在靶板孔较浅位置,爆轰时产生大量混凝土粒子崩落,并在背面表现为纵向毁伤,表明释能过程不够集中。与未刻槽情况相比,0.6mm刻槽深度下各刻槽宽度的活性材料释能更为集中,能够对混凝土较深位置产生更强的破坏效果。
由表7可知,混凝土最大毁伤深度随刻槽宽度-深度的增加呈现先增强后减弱的趋势。当刻槽深度为0.6mm时,各刻槽宽度对混凝土的毁伤深度均优于未刻槽情况,表现出更强的释能效果。然而,当刻槽深度过大时,穿深显著降低,导致主要释能位置向浅层偏移,同时削弱了含能材料的类爆轰释能效果。这一现象在刻槽宽度增大后更为明显,表明刻槽参数对毁伤性能的影响较强。
表7 各刻槽宽度-深度下释能后对混凝土最大毁伤深度的模拟结果

Table 7 Simulated results of maximum damage depth of concrete after energy release under different groove width-depth conditions

刻槽结构参数 穿深/mm
刻槽深度0.3mm 刻槽宽度0.5mm 68.6
刻槽宽度1 mm 68.68
刻槽宽度1.5mm 68.18
刻槽深度0.6mm 刻槽宽度0.5mm 75.21
刻槽宽度1mm 78.94
刻槽宽度1.5mm 73.35
刻槽深度0.9mm 刻槽宽度0.5mm 71.97
刻槽宽度1mm 74.79
刻槽宽度1.5mm 70.33
未刻槽 72.81

1.2.2 刻槽间隔影响释能效果分析

核心变量为刻槽间隔,取值范围为0.5mm、1mm、1.5mm;固定刻槽宽度为1mm,刻槽深度选取0.3mm与0.6mm两个水平,同时控制刻槽份数为6份、铜/活性材料药型罩壁厚比为1∶1,其他实验条件保持不变。
从流体力学机制来看,刻槽间隔通过改变药型罩压垮的分段性与应力分布,调控射流连续性与能量集中度:小间隔时,刻槽数量密集,药型罩压垮的分段性增强,射流横向发散明显,能量分散;大间隔时,刻槽间区域加宽,爆轰波传递的应力更集中,射流连续性提升,能量更易向轴向汇聚。图7展示了射流在弛豫时间到达后对混凝土靶的毁伤效果。结果表明,随着刻槽间隔的增大,射流对混凝土的侵彻深度呈“先增大后减小”的趋势。刻槽间隔增大使射流杵体速度提高,增强了扩孔与随进效应,宏观上表现为孔径更加均匀。
图7 刻槽间隔影响下毁伤元对混凝土作用情况

Fig.7 The effect of damage element on the concrete under the influence of groove spacing

随后,采用三维SPH转换与JWL状态方程模拟类爆轰反应,得到的毁伤云图如图8所示。从图中可见,随着刻槽间隔的增大,正面完全崩坏区域(红色区域)逐渐减小,表明活性材料释能反应所破坏的区域随刻槽间隔增大而缩小,释能烈度有所降低。这一现象源于间隔增大后射流横向发散性减弱,活性材料在侵彻孔内分布更集中,释能区域更聚焦。在1-0.3工况下,1mm刻槽间隔时的最大毁伤深度明显低于其他刻槽间隔情况。结合射流中含能材料的位置分析可知,大部分含能材料因与混凝土相互作用而丧失速度,未能达到最大侵彻深度,从而导致毁伤深度降低。而在1-0.6工况下,1mm刻槽间隔时的毁伤深度显著高于其他两组,表明该间隔下射流速度梯度与连续性达到最优平衡,活性材料的释能毁伤效果较好。
图8 间隔改变下活性材料释能情况

Fig.8 The situation of energy release of active material under the change of spacing

总体而言,刻槽间隔为1mm时,能够在保持射流连续性的基础上实现较高的射流头部速度,同时达到最佳的纵向侵彻性能和更大的横向破坏面积,并对混凝土较深区域产生最优的释能破坏效果。这一结果印证了刻槽间隔对射流流体力学行为的调控规律:1mm间隔下,射流的分段汇聚与能量分配达到平衡,既保证横向扩孔能力,又不削弱纵向穿深。
表8 刻槽间隔改变下混凝土最大毁伤深度的模拟结果

Table 8 Simulaed results of maximum damage depth of concrete with varied groove spacings

— 刻槽间隔
0.5mm		 刻槽间隔
1mm		 刻槽间隔
1.5mm
刻槽深度0.3mm 77.66 68.68 67.42
刻槽深度0.6mm 75.98 78.94 73.52

1.2.3 刻槽份数影响射流释能情况分析

核心变量为刻槽份数,“刻槽份数”是指沿外层药型罩圆周方向均匀分布的环形刻槽数量。刻槽在药型罩圆周上呈等角度均匀排布。设置2份、4份、6份三个取值水平;固定刻槽宽度为1mm,刻槽深度选取0.3mm与0.6mm,刻槽间隔控制为1mm,铜/活性材料药型罩壁厚比保持1∶1,其余实验参数统一不变。
数值模拟结果表明,射流速度梯度显著影响混凝土靶的侵彻动力学与毁伤效应。当速度梯度较大时,射流后端动能衰减较快,导致在较浅深度失速堆积,形成细长型侵彻孔道,如图9所示。在弛豫时间到达时,射流形态呈现明显的细长特征,能量分布较为分散,侵彻效率相对较低。相反,当射流前后速度梯度差值较小时,射流后端能够维持较高的动能,从而在侵彻过程中表现出更强的扩孔能力,形成较宽的孔道结构。此时,射流整体形态更接近弹丸形状,能量在局部区域内高度集中,显著提升了毁伤效能。在1-0.6工况下,随着刻槽份数的增加,射流速度梯度逐渐减小。这一变化导致扩孔效应更加显著,能量释放更加集中,从而在局部区域内产生更强的毁伤效果。三维转换后活性材料类爆轰释能效果见图10,在1-0.3刻槽工况下,活性材料释能位置并不集中,对混凝土的毁伤区域呈现纵向大范围的毁伤,混凝土背面裂纹比较分散;而在1-0.6工况下,随着刻槽份数的增加释能效果逐渐集中,在混凝土背面表现出越来越集中的裂纹分布,并且裂纹密集位置纵向向下延深,横向区域变大,从4份刻槽情况到6份刻槽情况时背部裂纹纵向延深3.62%,横向扩展7.4%,提升较为显著。综上所述,刻槽数量作为影响复合射流成型及侵彻释能效果的关键参数,对射流头部速度、射流长度及侵彻毁伤效果具有显著影响。6份刻槽时,药型罩压垮的对称性与均匀性最优,射流速度梯度合理,连续性最佳,活性材料释能更集中,体现了刻槽份数对射流流体力学行为的调控作用。
图9 刻槽份数影响下毁伤元对混凝土作用情况

Fig.9 The effect of damage element on the concrete under the influence of the number of grooves

图10 刻槽份数改变下活性材料释能情况

Fig.10 The energy release of active material under the change of the number of grooves

1.2.4 刻槽含能复合药型罩壁厚比影响释能效果分析

核心变量为Cu-Al/PTFE药型罩壁厚比,在药型罩整体壁厚2mm不变的条件下,通过数值模拟研究了铜药型罩与含能药型罩壁厚比分别为0.5∶1.5、1∶1、1.5∶0.5;固定刻槽宽度为1mm,刻槽深度选取0.3mm与0.5mm,刻槽间隔控制为1mm,刻槽份数固定为6份,其他实验条件均保持一致。
图11为弛豫时间到达时的侵彻效果。在铜药型罩比重较低的情况下,铜元素射流速度消耗完毕后,后续活性材料无法继续开孔,只能在孔底堆积并向两侧扩孔,在孔内造成横向破坏,如图0.5-1.5壁厚比的工况所示。而在铜药型罩比重过高的情况下,活性材料集中的射流末端在侵彻过程中丧失速度,逐渐与前端发生分离,这会导致释能位置变浅,影响毁伤深度。
图11 刻槽后壁厚比变化对侵彻混凝土的影响

Fig.11 The influence of the change in the wall-thickness ratio after grooving on the penetration into concrete

图12展示了活性材料在弛豫时间到达后对混凝土靶的毁伤效果。可明显看出,随着活性材料药型罩比重的减少,对混凝土的横向毁伤面积呈现减小趋势,背面生成的裂纹也从密集逐渐稀疏。尽管在0.5-1.5壁厚比情况下穿深较低,但由于随进活性材料较多,最大纵向毁伤深度整体变化不大。各工况下的最大纵向毁伤深度如表9所示。
图12 刻槽后壁厚比变化对活性材料释能的影响

Fig.12 The influence of the change in the wall-thickness ratio after grooving on the energy release of active material

表9 刻槽后壁厚比改变时对混凝土最大毁伤深度的模拟结果

Table 9 Simulated results of maximum damage depth of concrete with changed wall-thickness ratios after grooving

刻槽结构参数 最大毁伤深度/mm
刻槽深度0.5mm 壁厚比0.5-1.5 68.81
壁厚比1-1 68.6
壁厚比1.5-0.5 69.1
刻槽深度1mm 壁厚比0.5-1.5 69.59
壁厚比1-1 68.68
壁厚比1.5-0.5 69.91
总体而言,复合射流的成型效果和侵彻能力显著受药型罩壁厚比的影响。外层活性材料药型罩过小会降低射流速度,减弱穿深效果,并增加活性材料无法进入侵彻孔的风险,从而降低侵爆联合毁伤效能;内层铜药型罩过小则导致铜元素无法有效包覆活性材料,且由于铜射流质量减少,开孔作用减弱,进一步削弱侵彻能力。此外,铜药型罩过薄时,过宽的刻槽会影响射流连续性,导致射流断裂,显著削弱侵彻效果。因此,惰性材料与活性材料药型罩壁厚的合理匹配(1∶1),能使射流的质量分布、速度梯度与能量分配达到最优平衡,实现侵彻与后效毁伤的协同提升。

2 实验内容与现场布置

实验中,采用尺寸为为300mm×300mm×100mm(长×宽×厚)的混凝土靶体,作为侵彻靶板,水平放置于靶场最底层。选择炸高为装药直径的5倍,将射流源置于正上方,搭建了如图13所示的实验场景。
图13 实验现场布置图

Fig.13 Layout plan of the experimental site

实验分为三组,第一组:在刻槽间隔固定为1mm的条件下,设置未刻槽(工况1)、0.5-0.6mm(工况2)及1-0.6mm(工况3)三种工况进行组合对比分析,分析不同刻槽宽度对侵彻深度与开孔毁伤的作用规律。第二组:在刻槽间隔为1mm的条件下,设置未刻槽、1-0.3mm(工况4)及1-0.6mm三种工况进行组合对比分析,研究刻槽深度变化对侵彻深度与开孔毁伤的影响特征。第三组:在刻槽宽度-深度固定为1-0.6mm的条件下,分别设计刻槽间隔为1mm和1.5mm(工况5)的工况,并与未刻槽进行对比,分析刻槽间隔影响穿深及毁伤效果。

3 实验结果与分析

本实验设计五种工况,涵盖刻槽宽度、刻槽深度、刻槽间隔三个关键参数的组合优化,具体工况设置如下:工况1(无刻槽)、工况2(刻槽宽度0.5mm+深度0.6mm+间隔1mm)、工况3(刻槽宽度1mm+深度0.6mm+间隔1mm)、工况4(刻槽宽度1mm+深度0.3mm+间隔1mm)、工况5(刻槽宽度1mm+深度0.6mm+间隔1.5mm)。工况设置以1-0.6mm(宽度-深度)为基准参数,通过单一变量替换分析各参数影响:工况2与3对比分析刻槽宽度的影响,工况3与4对比分析刻槽深度的影响,工况3与5对比分析刻槽间隔的影响,工况1作为空白对照,确保各参数的影响规律可独立验证。五种工况的试验结果如图14所示,实验数据见表10。
图14 各种刻槽影响下对混凝土的实验结果

Fig.14 Experimental results of concrete under the influence of various groove parameters

表10 各种刻槽影响下对混凝土的实验结果参数

Table 10 Experimental parameters and results of concrete under the influence of various groove configurations

工况 侵彻宽度/mm 侵彻深度/mm
1 124.47 70.32
2 152.83 65.38
3 137.25 75.63
4 172.38 60.72
5 141.92 72.45
侵彻宽度是指混凝土靶体正面因射流侵彻及活性材料释能形成的整体毁伤区域最大直径,包含主侵彻孔及周围崩落、裂纹扩展区域。测量工具采用精度0.01mm的卡尺,测量依据参考同类研究[8]。侵彻宽度的测量是在靶体正面毁伤区域边缘选取3个最远点,测量两两之间的直线距离,取最大值作为侵彻宽度,确保数据准确。在刻槽间隔固定为1mm的条件下,分别测试了工况1、工况2工况3三种工况。实验结果表明,与工况1相比,刻槽结构改变了侵彻效果。未刻槽的侵彻宽度为124.27mm,侵彻深度为70.32mm。在工况2,侵彻宽度增大至152.83mm,较未刻槽提高约22.8%,同时毁伤深度降低至65.38mm,下降约7.0%。在工况3,毁伤深度提升至75.63mm(提高约7.5%),同时侵彻宽度为137.25mm。相较于未刻槽增加10.3%,低于工况2。由此可见,随着刻槽宽度的增大,侵彻深度随之增加。当刻槽宽度较小时,侵彻宽度增大,侵彻深度有所降低。预制刻槽结构通过优化复合射流的成型特性,显著提升了活性材料向混凝土靶侵彻孔内的随进量,相较于未刻槽工况,刻槽工况下射流可携带更多活性材料进入侵彻孔道,且随进的活性材料在混凝土靶内部分布更合理。其中工况2(0.5-0.6mm)因刻槽宽度较小,活性材料的横向随进范围更大,更多活性材料在混凝土靶浅层分布,类爆轰反应后对靶体的横向扩孔效果更显著,对应实验中该工况下侵彻宽度提升幅度最大;而工况3(1-0.6mm)的刻槽宽度使活性材料随进量与随进深度达到最优匹配,更多活性材料随射流深入混凝土靶内部并集中释能,成为该工况下侵彻深度与横向毁伤效果协同提升的核心原因。图15展示了刻槽宽度变化下实验值与模拟值的吻合情况。从图中可以看出,数值模拟的趋势与实验结果基本吻合。实验获得的穿深值普遍小于模拟值,这主要是由于在模拟含能复合药型罩成型及侵彻过程中未考虑活性毁伤元的类爆轰释能反应。
图15 刻槽宽度影响下穿深趋势实验值与模拟值对比

Fig.15 Comparison of experimental and simulated penetration depth trends under different groove widths

在刻槽间隔为1mm的条件下,分别测试未刻槽工况1、工况4与工况3 三种工况。实验结果显示,在工况4,侵彻宽度达到172.38mm,相较工况1增加38.5%,侵彻深度降至60.72mm,降低约13.6%。在工况3,毁伤深度达到最大值75.63mm(提高约7.5%),侵彻宽度缩小至137.25mm。由此可见,较浅的刻槽有利于射流能量向横向扩散,从而增大破孔直径,纵向穿透能力受损;而深刻槽则增强了射流能量纵向的集中,使穿深效果显著提升。综上所述,刻槽深度在本质上影响了射流能量的集中程度。刻槽深度对活性材料的随进特性具有显著调控作用,较浅的刻槽(工况4,1-0.3mm)使射流能量更易向横向扩散,带动活性材料在混凝土靶浅层的随进量大幅增加,类爆轰反应后形成了更宽的毁伤区域,但活性材料难以随射流向深层推进,导致纵向侵彻能力下降;而适中的刻槽深度(工况3,1-0.6mm)既保证了活性材料的有效随进量,又能使活性材料随射流深入靶体内部,在弛豫时间到达后发生集中的类爆轰反应,不仅提升了纵向侵彻深度,还能对混凝土靶内部形成更有效的破坏,实现了穿深与后效毁伤的协同优化。图16展示了数值模拟与实验数据表现出良好的相关性,能够相互验证。这一结果不仅证实了数值模型的可靠性,也为后续研究提供了重要的参考依据。
图16 刻槽深度影响下穿深趋势实验值与模拟值对比

Fig.16 Comparison of experimental and simulated penetration depth trends under different groove depths

在刻槽宽度-深度固定为1-0.6mm的条件下,分别设计刻槽间隔为工况3和工况5的工况,并与工况1对比。实验结果表明。与工况1相比,工况3侵彻宽度增加约 10.3%,但侵彻深度下降约13.6%,说明小间隔条件下多槽效应增强,射流能量更易横向扩散,导致穿深能力削弱。在工况5,侵彻宽度进一步增加至约14.0%,而侵彻深度恢复至接近工况1水平(+3.0%),表明大间隔条件下射流能量集中度提高,在保持较大孔径的同时增强了纵向穿透能力。刻槽间隔通过影响射流连续性,进一步改变了活性材料的随进效果,小间隔(工况3,1mm)下多槽效应增强,射流能量横向扩散明显,活性材料的横向随进范围增大,但纵向随进深度略有降低;而间隔增至1.5mm时(工况5),射流能量集中度提高,射流连续性更好,既保证了活性材料的随进量,又使活性材料能随射流向深层推进,类爆轰反应的释能位置更合理,因此在保持较大孔径的同时,实现了纵向穿透能力的恢复,后效毁伤的综合效果更优。实验值与模拟值趋势如图17所示,各实验趋势与模拟结果吻合良好,可相互印证。
图17 刻槽间间隔影响下穿深趋势实验值与模拟值对比

Fig.17 Comparison of experimental and simulated penetration depth trends under different groove spacings

4 结论

本研究结合数值模拟与实验研究,分析了预制刻槽含能复合药型罩的侵彻性能,结果表明刻槽结构通过调控射流能量在横向扩展与纵向侵彻之间的分配,实现了毁伤效果的显著提升,为新型含能战斗部结构设计与优化提供了理论依据。主要结论如下:
1)在本文实验与模拟条件下,刻槽宽度与深度通过调控射流能量在横向扩展与纵向侵彻之间的分配,显著影响毁伤效果,二者呈现穿深与扩孔此消彼长的核心规律:较浅的刻槽更利于射流能量向横向扩散,可增大破孔直径,但纵向穿透能力会相应减弱;较深刻槽则能增强射流能量的纵向集中效应,显著提升穿深效果。
2)刻槽间隔对射流连续性与能量集中度具有显著影响。与未刻槽相比,当间隔为1mm时,侵彻宽度增加约10.3%,侵彻深度下降约13.6%,说明小间隔条件下多槽效应增强、能量横向扩散明显;当间隔增至1.5mm时,侵彻宽度进一步增加约14.0%,侵彻深度恢复至72.45mm,表明大间隔条件下能量分布更集中,在保持较大孔径的同时改善了纵向穿透效果。
3)基于经实验验证的数值模拟模型分析,随着刻槽份数的增加,毁伤性能表现为先增加后减少的趋势,六份刻槽时射流连续性最佳,活性材料释能更集中;铜/活性材料药型罩壁厚比为1∶1时,射流成型稳定、毁伤效能最佳。上述结论虽未开展物理实验验证,但数值模拟模型已通过刻槽宽度、深度、间隔的多组工况实验验证,模型趋势准确、误差可控,结果可为此类药型罩的结构优化提供理论指导。

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