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Journal of Projectiles, Rockets, Missiles and Guidance >

2026 , Vol. 46 >Issue 2: 152 - 161

DOI: https://doi.org/10.15892/j.cnki.djzdxb.2026.02.004

Academic article

Study on the Influencing Factors of the Initiation Capability of Shaped Charge Jets in Water

  • ZHUANG Xinye ,
  • ZHANG Azhen ,
  • HUANG Junyi ,
  • XING Xiaoluo ,
  • ZHANG Fangyu ,
  • LI Yuchun , *
Expand
  • Field Engineering Institute, PLA Army Engineering University, Nanjing 210007,Jiangsu, China

Received date: 2026-01-14

  Online published: 2026-05-09

Fold

Abstract

The shaped charge is widely used in the field of unexploded ordnance destruction disposal due to its high energy utilization rate.For the safe and effective disposal of unexploded ordnance in water,this paper investigates the factors influencing on the underwater initiation capability of jets.Numerical simulation methods are employed to characterize the jet formation process of two charge structures in water.Focusing on the flared liner shaped charge structure,the effects of the charge structure,the length of the combined cavity structure at the head,and the water depth on the initiation capability of the shaped charge jet are analyzed.The results indicate that the flared liner charge structure affects the jet’s initiation capability in the following order of significance:liner height,liner thickness,explosive column height,and liner curvature.The combined cavity structure significantly reduces the energy loss of the jet by 74.8%.The Random Forest (RF) model effectively predicts the nonlinear variation characteristics of the contact velocity between jet and shelled charges in water with the increase in water depth.

Key words： shaped charge; jet initiation; numerical simulation; orthogonal optimization design; Random Forest model

Cite this article

ZHUANG Xinye , ZHANG Azhen , HUANG Junyi , XING Xiaoluo , ZHANG Fangyu , LI Yuchun . Study on the Influencing Factors of the Initiation Capability of Shaped Charge Jets in Water[J]. Journal of Projectiles, Rockets, Missiles and Guidance, 2026 , 46(2) : 152 -161 . DOI: 10.15892/j.cnki.djzdxb.2026.02.004

0 引言

未爆弹药(Unexploded Ordnance,UXO)分布广泛、状态复杂,包括战争遗留、演习遗存以及勤务处置的各类弹药等[1],其中水下未爆弹处置面临探测效率低、销毁困难等问题[2],其安全销毁受诸多因素的影响。与装药诱爆销毁法[3]相比,聚能射流销毁法[4,5]因其能量利用率高,在未爆弹药销毁领域有着广泛应用,逐渐成为水下未爆弹药销毁的重要手段。
水下销毁未爆弹药需考虑水介质对射流成形的影响规律以及水中目标毁伤特点。目前,许多学者对水环境下聚能装药爆炸毁伤效应进行了相关的研究:Cao等[6]对比了半球形药型罩在空气与水中的形成特性,结果表明,水下射流速度较空气中提升3%,长度较空气中增长11%;蒋文灿等[7]提出了一种组合药型罩聚能装药结构,采用数值模拟方法分析了该结构装药在水下的形成及穿靶特性,结果表明,第一层靶板不仅受到侵彻体高速冲击作用,还受到水中冲击波的强烈加载,随水层厚度增加,水中爆炸冲击波能量迅速衰减。
聚能装药结构参数决定了金属射流的成形特性[8-10],也是水下销毁未爆弹药的关键因素。李裕春等[11]分析了药型罩曲率半径对爆炸成型弹丸(explosive formed projectile,EFP)速度及形状的影响,其中曲率半径增大对EFP速度影响程度不大,但对EFP长度和外形影响明显;王瑞琪等[12]提出了一种针对带截体聚能装药的正交优化设计方法,通过数值模拟得到了射流头部直径及速度两个指标对应的结构优化方案。此外,相关学者还结合机器学习算法进行水下相关模型预测[13,14],刘芳等[15]构建了粒子群优化、一维卷积神经网络与极端梯度提升融合预测算法,探究了装药结构参数和爆距与峰值超压的内在联系;Cao等[16]运用机器学习方法,研究不同水深之水压对半球形药型罩成形与侵彻的影响,结果显示机器学习所预测的射流成形特性误差不大于3.2%,0~6000m水深的线性递增与射流成形特性及侵彻能力非等比例增长。
Held等[17]通过改变钢隔板厚度,研究了B炸药的冲击起爆条件,并提出了经典的Held起爆判据,当射流冲击强度KS= ${\nu }_{j}^{2}$dj>Kcr时,射流能够引爆炸药,反之炸药不会被引爆,式中νj、dj分为射流头部速度、直径,Kcr为炸药临界起爆阈值;陈思敏[18]针对厚壁壳体装药,结合实验和仿真方法,得到运动带壳装药在不同约束条件下的冲击起爆阈值存在差异,相应地提出了聚能射流冲击起爆带壳装药的理论模型;张磊等[19]通过实验和数值模拟分析,得到了典型线性射流引爆压装TNT的阈值,指出只有线性射流侵彻钢板厚度超过未爆弹药壳体厚度的2倍以上,才能可靠引爆未爆弹药。
然而,现有研究多聚焦于射流水下成形[20-22]或含水靶标[23-25]毁伤,针对水中射流穿越厚壳并可靠引爆内部装药的耦合过程及关键影响因素的系统研究仍显不足。本文从水环境、装药结构及水深三个主要因素,研究水环境中聚能射流引爆能力的影响因素,并通过随机森林模型对部分数据进行预测。

1 模型及材料参数

1.1 模型建立

采取两种装药结构分析聚能射流在空气与水中的成形特性。喇叭形药型罩装药结构如图1(a)所示,主装药为8701炸药,装药口径为50mm,Hs为药型罩高度,R为圆弧段的曲率半径,药柱高度Hc为75mm,药型罩厚度d为0.8mm,壳体厚度为2mm,起爆点位于装药顶部中心,L为组合式结构的长度,组合式结构指聚能装药开口处与壳体连接的圆柱空腔体,设计目的在于为射流提供足够拉伸空间。截锥形药型罩结构如图1(b)所示,装药口径、药柱高度、药形罩厚度以及壳体厚度均与喇叭形结构相同,截锥高度h为6.3cm,同为中心起爆方式。如图2所示为聚能装药水下引爆带壳装药模型,由聚能装药、带壳装药、环境介质3部分组成。带壳装药外径为155mm。壳体为45#钢材料,厚度为35mm,用于模拟水下未爆弹药。聚能装药轴线与带壳装药端面垂直。
图1 组合式聚能装药结构示意图

Fig.1 Planar structure of the combined shaped charge

图2 组合式聚能装药水中引爆带壳装药模型

Fig.2 Model of underwater initiation of shelled charges with the combined shaped charge

如图3所示为AUTODYN中建立的数值模型,在射流运动区域划分0.02cm×0.02cm的正交欧拉网格,其余区域建立由对称轴沿径向渐变增大网格,采用流出边界条件模拟无限水域。在距药型罩口部横向5cm的径向上,分别取1.0cm(组合式结构内)以及3.0、3.5、4.0cm(组合式结构外)共4点设置1~4号固定观测点;在带壳装药内部距轴线1.0cm直线上,且与壳体顶部内壁面距离3.0cm、间隔3.0cm的4点处设置5~8号固定观测点;在药型罩内壁面上设置9~13号移动观测点。
图3 模型及局部网格划分

Fig.3 Numerical model and local mesh generation

1.2 材料参数

空气采用理想气体状态方程,水介质采用多线性状态方程,8701炸药采用Jones-Wilkins-Lee (JWL)状态方程,带壳装药为铸装TNT,采用Lee-Tarver点火增长模型,药型罩材料紫铜、战斗部壳体材料2024铝、带壳装药壳体材料45#钢均采用Grüneisen冲击状态方程及Johnson-Cook (J-C)本构模型,各材料参数如表1~4所示。
表1 水介质多线性状态方程主要参数[26]

Table 1 Key parameters of the multilinear equation of state (EOS) for water medium[26]

Aw1(GPa) Aw2(GPa) Aw3(GPa)
2.2 9.54 14.57
Bw0 Bw1 Tw1(GPa) Tw2(GPa)
0.28 0.28 2.2 0
表2 8701炸药JWL状态方程参数[27]

Table 2 JWL parameters for 8701 explosive[27]

ρ (g·cm-3) VCJ (m·s-1) ECJ (J·kg-1) pCJ (GPa)
1.695 8425 9.5×106 29.66
ACJ (GPa) BCJ (GPa) RCJ1 RCJ2 ω
854.5 20.49 4.6 1.35 0.25
表3 铸装TNT炸药Lee-Tarver状态方程参数[18]

Table 3 Lee-Tarver and EOS parameters for TNTCAST explosive[18]

I b1 x1 a1 c1
50 0.222 4 0 0
d1 y1 G1 G2 e1 g1 z1
0 0 0 40.0 0.222 0.666 1.2
未反应炸药 AL1
(GPa)		 BL1
(GPa)		 R10 R20 ω0
1798.0 -93.1 6.20 3.1 0.89
反应产物 AL2
(GPa)		 BL2
(GPa)		 R11 R21 ω1
371.2 3.23 4.15 0.95 0.3
表4 Grüneisen冲击状态方程参数[28,29]及J-C本构方程参数[30]

Table 4 Parameters of Grüneisen shock EOS[28,29] and J-C constitutive equation[30]

ρ (g·cm-3) AJC (GPa) BJC (GPa) CJC m n Tm (K) C0 (m·s-1) S γs
45#钢 7.8 0.507 0.32 0.064 1.06 0.28 1795 4569 1.49 2.17
铜 8.96 0.09 0.292 0.025 1.09 0.31 1356 3940 1.489 2.02
2024铝 2.79 0.265 0.426 0.015 1.0 0.34 775 5330 1.34 2.0
不同水深条件下,通过改变水的比内能调整水压[31]。计算水的比内能时,考虑到水的流体特性,可认为水不受应力,因此,水的多线性状态方程可以简化为[26]
p0=Bw0ρ0e
不同水深初始比内能公式为
e=(patm+ρ0gh)/Bw0ρ0
式中,p0为静水压,MPa;大气压力patm=0.1 MPa;g为重力加速度,m·s-2;h为水深度,m;常数Bw0是水的特征参数。

1.3 实验验证

为验证所建立模型的有效性,对Gu[27]等所做实验(如图4所示)开展仿真试验,从侵彻深度、开口直径匹配性进行验证。实验中使用了Φ38mm截锥形药型罩,药型罩锥角为48°,壁厚为0.7mm,在水下以不同炸高对半无限厚45#钢靶进行静破甲实验。
图4 验证实验的装药结构[27]

Fig.4 Charge structure for validation experiment[27]

将数值模拟结果与实验数据[27]进行对比(如表5所示),侵彻深度平均误差在4.8%以内;开口直径平均误差不超过7.0%,总体一致性较好。
表5 模拟结果对比实验结果[27]

Table 5 Comparison of simulation results with experimental results[27]

炸高(mm) 实验侵彻深度(mm) 模拟侵彻深度(mm) 误差率(%) 实验开口直径(mm) 模拟开口直径(mm) 误差率(%)
60 132 134 1.5 15.3 15.6 2.0
150 119 109 8.4 13.3 14.8 11.2

2 结果分析

2.1 水中射流成形过程特性

由于水的波阻抗显著大于空气的波阻抗,故爆轰产物在水环境受到的约束作用更大,爆轰产物水中膨胀体积更小。观察爆轰波压垮喇叭形药型罩、截锥形药型罩前后时刻的压力云图(如图5所示),t=5μs时,两种药型罩装药结构所产生的爆轰产物在水中的膨胀半径均为2.8cm,在空气中的膨胀半径均为3.0cm;t=9μs时,两种装药结构所产生的爆轰产物在水中的膨胀半径均为3.3cm,在空气中的膨胀半径均为4.2cm,且t=9μs时,空气环境药型罩汇聚点处压力较大,喇叭形药型罩空气、水中撞击点处压力峰值分别为8.3×105MPa、7.9×105MPa,截锥形药型罩空气、水中撞击点处压力峰值分别为6.7×105MPa、6.4×105MPa,这与空气冲击波占总能量比较小,而水中冲击波能量占总能量比较大有关。
图5 压力云图

Fig.5 Pressure contour

如图6(a)所示为空气环境中冲击波的压力-时间曲线,t≈43μs时刻,喇叭罩装药结构、截锥罩装药结构产生的空气冲击波峰值压力分别为0.135MPa、0.115MPa。如图6(b)所示为水中冲击波的压力-时间曲线,t≈30μs时刻,喇叭罩装药结构、截锥罩装药结构的峰值压力分别达500MPa、350MPa。可以看出,冲击波强度的差异主要来源于空气与水中介质的不同,且药型罩形状也会影响冲击波压力分布,在两种装药结构中,喇叭罩装药结构所形成的冲击波强度较大。
图6 冲击波压力-时间关系

Fig.6 Shock wave pressure-time relationships

装药起爆后,爆轰波以球面波的形式在装药中传播,药型罩被压垮并向轴向汇聚,形成高速金属射流。聚能射流侵彻45#钢靶的临界侵彻速度约为2100m·s-1[32],本文中选取2000m·s-1作为射流临界侵彻速度,速度大于该值的射流部分长度为射流的有效长度。两种聚能装药射流在空气、水中的成形情况如图7(a)~(d)所示为t=22μs时刻聚能射流成形的有效长度及速度峰值,组合式头部结构为射流成形提供了足够的空间,降低了聚能射流在水中与空气的成形差异。截锥罩射流在空气、水中有效射流长度均为6.45cm,喇叭罩射流在二者中的有效长度分别为7.56cm、7.59cm;相较之下,如图7(e)、(f)所示为t=22μs时刻,缺少组合式结构的截锥罩、喇叭罩装药射流水中射流有效长度分别仅为4.5cm、5.9cm,且射流更早发生断裂。此外,喇叭形药型罩具备曲线形变设计,形成的射流有效长度更大。
图7 组合式结构装药聚能射流速度梯度

Fig.7 Velocity gradient of the jets with combined structure

2.2 正交设计

为研究聚能装药结构参数对射流水中引爆带壳装药能力的影响,针对喇叭形药型罩装药结构,选取药型罩的高度、药型罩壁厚、药型罩圆弧段曲率以及药柱高度作为影响射流水中引爆能力的装药结构因素。四种因素分别使用A、B、C、D表示,考虑因素之间的一级交互作用,每个因素均取3水平(见表6),指标变量选择射流贯穿钢壳后与带壳装药的接触速度v,根据L27(313)正交设计表进行27组模拟试验。
表6 因素水平设计

Table 6 Factor level design

罩壁厚
A (mm)		 罩高度
B (mm)		 药柱高
C (mm)		 曲率
D (mm-1)
水平1 0.8 48 60 1/90
水平2 0.9 40 67.5 1/105
水平3 1.0 32 75 1/120
对数值模拟结果进行正交分析,如表7所示为影响排序前6的因素或交互作用。Ki值为因素第i水平9组仿真指标的累和,以A因素的K1值为例,K1为对应序号第1~9项试验指标6811.9m·s-1,6627.7m·s-1,…,5582.7m·s-1,共9项试验指标的累加值。因素极差R值越大,说明该因素的变化对射流接触速度的影响程度越大。从表中可以看出,B因素极差R=1.19最大,说明B因素是影响射流接触速度最重要的因素,且三水平中B1的平均接触速度值最大,为6511.9m·s-1;交互作用A×B的极差R=0.56次之,该交互作用以水平A1与水平B1交互作用的平均值最大,达6719.6m·s-1。
表7 极差分析

Table 7 Range analysis

序号 1 2 3 4 5 6 …
因素 B A×B A C D B×C —
K1
(m·s-1)×103		 58.6 53.0 54.4 52.1 53.6 52.7 —
K2
(m·s-1)×103		 52.4 47.9 51.8 52.6 52.8 53.4 —
K3
(m·s-1)×103		 47.8 52.6 52.5 54.0 52.4 52.6 —
R 1.19 0.56 0.29 0.21 0.13 0.08 —
如图8所示,以空间点(xi,yj,zk)的Ki、Kj、Kk值之积为热力值绘制散点图,颜色最深点位于(a),(b)图中B因素48.6mm平面与A因素0.8mm平面所交的竖线上,符合B因素与A因素占主要影响的数值分析。以A1(药型罩壁厚0.8mm)、B1(罩高度48mm)、C3(药柱高75mm)、D1(曲率1/90mm-1)为优化结构参数,其所形成射流与带壳装药的接触速度最高,达6819.1m·s-1,较27组试验接触速度均值5884.7m·s-1有15.9%的提升。此外,优化装药结构射流穿透钢壳后头部直径为0.14cm,根据动能起爆判据公式KS=νj2dj[17],其起爆系数为6.51×104m3·s-2。
图8 热力值散点图

Fig.8 Scatter plot of thermal values

2.3 组合式结构与水深的影响

头部组合式圆柱空腔结构为聚能射流提供了与外界水介质隔绝的环境,减少水介质对射流成形的阻碍。为研究组合式结构设计对聚能射流引爆能力的影响,如图2所示,Li为聚能装药头部组合式结构的长度,保持炸高为2倍装药口径不变,分别设置组合式结构长度为100、50、37.5、25.0、12.5、6.25、0mm。聚能射流水中引爆带壳装药时,介质径向扩散速度能够反映聚能装药能量耗散程度。如图9(a),(b)所示,选取组合式结构长度为0、100mm的聚能装药,通过1号固定观测点记录爆轰产物膨胀的径向运动速度,2~4号固定观测点记录水介质扩散的径向速度,各观测点处爆轰产物抵达时,组合式结构长度为0、100mm的聚能装药在1号观测点记录爆轰产物径向膨胀速度峰值分别为1364.5m·s-1、3498.3m·s-1,可以看出,组合式空腔结构内的爆轰产物能量更集中。
图9 组合式结构影响对比

Fig.9 Comparison of the effects of the combined structure

水中冲击波抵达时,对于组合式结构长度为0的聚能装药,2~4号观测点处水介质沿径向急剧扩张,径向速度值分别突跃至655.6m·s-1、575.3m·s-1、500.6m·s-1,而后径向扩张运动的速度迅速衰减;对于组合式结构长度为100mm的聚能装药,2~4号观测点处水介质沿径向做收缩运动,径向收缩运动速度稳定在200m·s-1内。可以看出,聚能装药射流在水介质中的能量耗散主要表现为推动水介质做扩张运动,组合式结构有效改善了聚能射流穿水过程的能量损耗情况,有利于射流在轴线的凝聚。
组合式结构长度为100mm的聚能射流水中成形情况如图9(e)所示,分别在药型罩内锥面设置五个等间距的移动观测点(如图3所示)。药型罩顶部以下罩微元依次被压垮,射流速度非线性分布,M1点速度最高达8400m·s-1,M5点位于药形罩底部,最晚被压垮且最先形成径向崩落圈;如图9(f)所示为组合式结构长度为0的聚能射流水中成形情况,此过程中,其射流头部不断冲击水介质,头部微元在水介质推动作用下,产生离散现象,后续微元接替形成射流头部。其中M1点在形成射流过程中最先与水介质接触,也最先发生离散,M2、M3依次被压垮,接替形成射流头部,M4点向轴线闭合形成射流身段,M5点形成崩落圈。从中可以看出,组合式结构长度为0的聚能装药射流受水介质作用,射流头部更易出现颈缩断裂现象,聚能射流有效长度变小、射流头部直径下降且凝聚性变渐差。
组合式结构长度为100mm的聚能装药避免了射流直接与水介质产生接触,射流有效长度最长且引爆能力最强,其起爆系数达6.51×104m3·s-2。反之,头部组合式结构越短,则聚能射流在水中的引爆能力越差,各长度组合式结构的聚能装药起爆系数如表8所示。
表8 组合式结构长度-射流销毁效能关系

Table 8 Relationship between combined structure length and jet disposal efficiency

组合式头部
长度L (mm)		 接触速度
ν (m·s-1)		 起爆系数
KS (m3·s-2) ×104		 是否
引爆
100 6819.1 6.51 是
50.0 5467.4 3.59 是
37.5 5414.8 3.52 是
25.0 5080.3 3.1 是
12.5 4756.3 2.71 是
6.25 4376.2 2.3 是
0 3694.1 1.64 否
组合式结构长度为100mm的聚能装药射流在引爆带壳装药的过程中,带壳装药中存在弯曲冲击波的传播,此激波在射流动压加载下转为爆轰波,5~8号固定观测点(如图2、图3所示)的压力-时间曲线如图9(d)所示,各点压峰值相继达到30.0~35.0GPa,并使带壳装药发生爆轰解体。对于组合式结构长度为0的聚能装药,如图9(c)所示,带壳装药内的弯曲冲击波强度仅为1.0~2.0GPa,无法转化为爆轰波,起爆系数降至1.64×104m3·s-2,损耗达74.8%,此时聚能射流无法引爆带壳装药。
在海洋环境中使用聚能装药时,需要考虑不同水深对聚能射流引爆能力的影响,由式(2)计算得0~6000m水深初始比内能,分别设置8组模拟试验,所建立的数值模型与图3所示一致。
静水压对射流成形的影响不容忽视,随水深增加,射流速度非线性递增。由于各影响参数的离散性特征,使得建立水深与接触速度的确切关系具有难度,因此使用机器学习方法构建二者连续变化关系曲线。随机森林模型是Breiman[33]于2001年提出的集成学习算法,该算法的双重随机性可有效抑制过拟合,对小样本、非线性场景适配性强。0~3000m深度,射流接触速度从6819.1m·s-1缓慢增加至6927.6m·s-1,增幅为108.5m·s-1,相较之下,4000~6000m深度,射流接触速度从6927.6m·s-1增加至7101.4m·s-1,增幅为173.8m·s-1,水深超过4000m之后,水环境静水压的作用逐渐凸显,聚能装药水中爆轰过程中收到的约束也随之增大,从而改变了聚能射流的速度分布。
利用Python语言编制的随机森林模型参数为:有放回抽样、决策树数量为100、考虑全部特征参量、分裂准则为平方误差且不限制最大树深,该模型预测集的无量纲指标决定系数R2值为0.995,并进行留一交叉验证,得到平均绝对百分比误差均值为0.42%。如图10所示为随机森林模型拟合曲线以及95%置信区间范围,但在6000m深度附近的预测误差增大,针对小样本模型的局限性,需进一步补充实测数据,以增加样本库并完善模型。
图10 随机森林模型拟合曲线

Fig.10 Fitting curves of the RF model

3 结论

本文围绕组合式聚能装药结构水中引爆能力展开了研究,通过数值模拟方法,研究了装药结构、头部组合式空腔结构长度以及水深对聚能射流水中引爆带壳装药的影响,研究结果表明:
1)分析Φ50mm喇叭形药型罩聚能装药结构对水中引爆能力的影响,装药结构各因素对引爆能力的影响程度由大到小为:罩高度、罩壁厚、药柱高、罩曲率,得到优化结构为:罩高度48mm、罩壁厚0.8mm、药柱高75mm、药形罩曲率1/90mm-1;
2)组合式空腔结构大幅减少了射流的能量损耗,随着组合式结构长度缩短,聚能装药起爆系数下降显著,组合式结构长度为0聚能装药射流水中凝聚性差,其起爆系数仅为100mm组合式结构长度聚能装药射流起爆系数的25.2%,且无法引爆带壳装药;
3)随机森林模型有效预测了射流与带壳装药的接触速度随深度的变化,决定系数R2值为0.995,水深超过3000m时,静水压对射流接触速度具有“强化”效应,为深海未爆弹药销毁提供了积极依据;
4)聚能装药结构优化方案有待结合炸高条件进一步研究,随机森林预测模型仍存在单一算法对比不足、小样本容量局限性,需在下一步中提升样本数量,改善模型质量。

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