球缺型EFP毀傷混凝土墻試驗與數值仿真研究

郝禮楷，顧文彬，張亞棟，原 奇，鄒紹昕，劉明君，劉森琪

(1.陸軍工程大學 野戰工程學院,南京 210000；2.31539部隊,北京 100000；3.東南大學 爆炸安全防護教育部工程研究中心,南京 210000；4.西南科技大學,四川 綿陽 621000；5.陸軍工程大學 國防工程學院,南京 210000)

混凝土在軍事設施中廣泛使用，對混凝土類目標的毀傷破壞在裝備研制和工程防護等領域是長期受關注的熱點問題。聚能裝藥主要包括聚能射流(shaped charge jet,JET)、聚能桿式彈丸(jetting projectile charge,JPC)和爆炸成型彈丸(explosively formed projectile,EFP)，能夠在混凝土靶表面形成具有較大直徑和一定深度的漏斗坑，并在混凝土內部形成侵徹孔洞[1]，是毀傷混凝土類目標的常用方法。聚能裝藥打擊混凝土類目標所產生的漏斗坑大小、侵徹孔徑及侵徹深度都是毀傷效果的重要評價指標，眾多學者對侵徹深度和侵徹孔徑給予重點關注，一些研究工作的重點同樣是在保證侵徹深度的基礎上提高侵徹孔徑[2-4]。與聚能射流(JET)和聚能桿式彈丸(JPC)相比，爆炸成型彈丸(EFP) 具有穩定性好、速度梯度小和后效作用大等優點，其產生的漏斗坑相對而言具有較高深度和較大直徑[5]。同時，EFP能夠在較小炸高處形成有效侵徹體，加以利用可對混凝土結構造成高速侵徹及爆炸沖擊波的耦合毀傷。深入研究EFP裝藥作用下混凝土結構的毀傷機理，對于聚能裝藥結構優化、防護結構設計等均具有重要意義。

EFP通常可以由大錐角、球缺罩等藥型罩經過翻轉閉合形成[6]，眾多研究人員已經開展EFP裝藥侵徹混凝土靶的研究。許香照等[7]開展大錐角EFP侵徹混凝土靶的數值仿真研究，結果表明隨著錐角增大，侵徹深度減小，侵徹孔徑增大。Hu等[8]研究炸藥類型、藥型罩結構和靶板結構等因素對EFP侵徹效果的影響，表明紫銅藥型罩在開坑、侵徹孔徑和侵徹深度等方面均優于硬鋁罩，錐形和截頂罩EFP開孔深度較大但直徑較小。段建等[9]開展大錐角和球缺型EFP侵徹混凝土靶試驗，分析了侵徹孔徑與深度的關系。在漏斗坑研究方面，Wang等[10]開展了多組大錐角EFP侵徹混凝土靶試驗，獲得不同藥型罩材料及結構、不同裝藥直徑和不同炸高下的侵徹試驗數據，總結了漏斗坑直徑和深度的變化規律。

目前關于EFP侵徹混凝土的研究工作大多關注于侵徹深度和侵徹孔徑，對漏斗坑的研究較少，缺乏對漏斗坑毀傷機理的深入認識，且有關球缺型EFP裝藥形成漏斗坑研究方面的公開報道更加有限。同時，現有EFP裝藥侵徹混凝土靶大多開展的是縮比試驗，靶體尺寸較小[11]。由于混凝土材料具有顯著的結構特征，不同縮比尺寸混凝土靶的試驗數據之間存在明顯尺寸效應，開展大尺寸混凝土靶侵徹研究，對于理論研究和實際應用都是很有必要的。此外，已有聚能裝藥侵徹混凝土靶的研究以炸高較大的情況為主，重點關注聚能侵徹體的侵徹破壞效應，裝藥近炸時爆炸沖擊波與聚能體侵徹對目標的聯合毀傷問題研究尚未見公開報道，但在工程實際中卻是不可忽視的一項重要內容。

本文設計一種Φ120 mm口徑的球缺型EFP裝藥，分析了不同炸高下EFP成型規律，確定了裝藥侵徹混凝土墻試驗的有效炸高。基于修正參數的RHT模型進行侵徹數值仿真，分析炸高對漏斗坑直徑和深度的影響規律。在此基礎上，對EFP近炸作用下侵徹和爆炸沖擊波對混凝土墻的聯合毀傷效應進行初步探討。

1 EFP裝藥及其成型仿真

EFP不同炸高下的成型形態是確定試驗炸高的重要依據，同時準確模擬EFP成型是開展混凝土墻侵徹毀傷仿真分析的基礎，首先對EFP成型過程進行仿真模擬。

1.1 EFP裝藥結構

設計了一種Φ120 mm口徑球缺型EFP聚能裝藥。如圖1所示，主裝藥為壓裝JH-2炸藥，使用船尾形裝藥結構；藥型罩材料為紫銅，使用球缺型變壁厚結構。藥型罩整體厚度由罩頂厚δ確定，壁厚變化梯度由內曲率半徑r1和外曲率半徑r2確定。加工2枚無殼體EFP聚能裝藥進行試驗。

(a) EFP裝藥結構剖面

1.2 EFP成型數值仿真

1.2.1 數值模型

EFP數值仿真模型由藥型罩、炸藥和空氣三部分構成。考慮到模型的對稱性和減小計算量，在LS-DYNA軟件中建立二維軸對稱有限元模型，在模型的對稱面上設置對稱約束，對空氣域外圍邊界施加透射邊界條件。起爆點位于主裝藥上端面中心處，計算采用cm-g-μs單位制。藥型罩、炸藥、空氣均采用多物質ALE算法描述。

藥型罩材料為紫銅，采用MAT_JOHNSON-COOK模型和EOS_Gruneisen狀態方程描述；炸藥為JH-2炸藥，采用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型和EOS_JWL狀態方程描述；空氣采用MAT_NULL模型和EOS_LINEAR_POLYNOMIAL狀態方程描述。各材料參數取值如表1～表3所示。

表1 空氣材料參數[12]Tab.1 Material parameters of air

數值仿真結果的準確性不僅取決于材料模型參數，對網格尺寸也十分敏感。經過大量網格敏感性分析工作，對于上述模型及算法，網格尺寸需控制在1 mm以內，藥型罩至少劃分4層網格。

表2 JH-2炸藥材料參數[13]Tab.2 Material parameters of JH-2 explosive

表3 紫銅材料參數[14]Tab.3 Material parameters of red copper

1.2.2 模型校核

為校核本文數值仿真模型的正確性，采用相同的建模方法和材料模型，對按圖1中裝藥結構進行局部等比例縮小的Φ65 mm EFP裝藥[15]的試驗結果進行分析驗證。

將數值仿真得到的EFP外形與試驗X光照片進行對比，如圖2所示。由圖2可知，除EFP尾部外,數值仿真和試驗得到的EFP形狀及尺寸均吻合良好，試驗結果中EFP的馬鞍形收縮在數值仿真中得到很好體現，表明所建立的數值模型能夠有效模擬EFP速度的變化過程和速度梯度。Φ65 mm EFP的速度v、長度L、前部最大直徑D1、中部最大直徑D2和長徑比L/D2的數值仿真結果與X光試驗結果對比如表4所示。由表4可知，兩者最大誤差6.69 %，表明數值仿真模型和材料參數合理，仿真結果可信。

圖2 Φ65 mm EFP成型數值仿真與X光試驗對比Fig.2 Comparison of the simulated shape with and X-ray test ones of the Φ65 mm EFP

表4 Φ65 mm EFP數值仿真結果與試驗結果對比Tab.4 Comparison of numerical results with test of the Φ65 mm EFP

1.2.3 不同炸高下EFP成型形態

圖3是不同炸高下Φ120 mm EFP成型的數值仿真結果，表5、圖4和圖5分別給出相應的EFP特征參數及曲線，其中H代表炸高、v1代表EFP頭部速度、v2代表EFP尾部速度，v3代表頭尾速度差，L代表EFP長度，D代表EFP中部最大直徑，L/D代表EFP長徑比。

圖3 Φ120 mm EFP不同炸高下的成型變化Fig.3 Morphological changes of the Φ120 mm EFP under different standoff distances

表5 Φ120 mm EFP成型數值仿真結果Tab.5 Numerical simulation results of the Φ120 mm EFP

圖4 Φ120 mm EFP頭部、尾部速度和速度差隨炸高變化Fig.4 Head velocity,tail velocity,and their difference of the Φ120 mm EFP with standoff distances

圖5 Φ120 mm EFP長度、中部直徑和長徑比隨炸高變化Fig.5 Length,middle diameter,and length-diameter ratio of the Φ120 mm EFP with standoff distances

如圖3首先可以看到，本文EFP裝藥在比較大的炸高范圍內均能獲得穩定、連續的EFP侵徹體，表明本文設計的EFP裝藥結構非常有效。表5、圖4和圖5的定量分析表明，隨著炸高的增大，EFP頭部速度、頭尾速度差和EFP中部直徑逐漸減小，EFP尾部速度和長徑比逐漸增大，以上變化趨勢隨炸高增大逐漸減小并最后趨于穩定。

為獲得較大直徑和深度的漏斗坑，EFP撞擊混凝土墻體時的最佳形態應該是頭部速度較大且頭尾速度差較小，長徑比適中，頭部直徑較大且形態密實。分析表明，本文設計的EFP在炸高增大到30 cm時,頭部開始出現徑縮，且隨著炸高的增大徑縮越來越明顯；當炸高達到55 cm時，EFP尾部開始產生斷裂，且頭部的徑縮也愈加增大，頭部也將開始產生斷裂，這些徑縮和斷裂將導致EFP的不穩定侵徹，使侵徹效果降低。根據上述不同炸高下的EFP成型形態分析，試驗炸高確定為30 cm和45 cm。其中，炸高為30 cm時，EFP呈現短粗的形態，密實度較好且頭部速度較大；炸高為45 cm時，EFP頭部速度和頭尾速度差已經趨于穩定，且長徑比適中，形態穩定。

2 侵徹試驗

2.1 混凝土墻結構與試驗布置

試驗靶體混凝土墻體結構,如圖6所示。該墻體由上、下兩個部分組成，采用C35混凝土澆筑，內部配有構造鋼筋。其中下半部分墻體結構長400 cm，高130 cm，寬80 cm，為本次試驗對象。

圖6 鋼筋混凝土墻結構圖Fig.6 Structural drawing of the reinforced concrete wall

試驗時將EFP裝藥置于木質支撐架上，裝藥中心距地面高50 cm,如圖7所示。藥型罩口部垂直正對混凝土墻，保證EFP垂直侵入墻體內部。試驗中炸高設置為30 cm、45 cm，分別為 2.50倍和3.75倍的裝藥直徑。試驗過程中，距混凝土墻側面20 m處架設高速攝像機，記錄EFP裝藥爆炸以及侵徹混凝土墻的過程。試驗設置校準完畢后，使用制式電雷管起爆EFP裝藥。

2.2 試驗結果及分析

高速攝像機記錄混凝土墻在EFP聚能裝藥作用下的毀傷過程,如圖8所示。以裝藥起爆時刻作為0時刻點，裝藥爆炸后，發出巨大的火焰和強光，由于強光、火焰和墻體崩落煙塵的影響，墻體正面混凝土碎塊的崩落并不能直接從高速攝像機記錄照片中觀察到。試驗結束后在墻體背面沒有觀察到明顯破壞，但是從高速攝像機記錄照片看到，墻體背面在侵徹過程中產生了細微煙塵，這是EFP侵徹過程中墻體內部沖擊波向空氣中傳播引起的。炸高為30 cm時，墻體背面煙塵出現在2.0 ms；炸高為45 cm時，墻體背面煙塵出現在2.8 ms。

圖7 EFP侵徹混凝土墻試驗現場布置示意圖Fig.7 Schematic diagram of field layout of penetration test

(a) 炸高為30 cm時高速攝像機記錄墻體毀傷過程

(a)

圖10給出了30 cm炸高下混凝土墻的毀傷情況?？梢钥吹綁w正面嚴重破損，大量混凝土碎塊剝落，形成深度為24.6 cm的漏斗坑，內部壁面比較粗糙，墻體背面沒有觀察到明顯損傷。漏斗坑相對于聚能侵徹體的彈著點基本對稱，坑口形狀近似為圓形，直徑約為 71.0 cm。墻體正面左上角的混凝土碎塊因為鋼筋的約束并沒有完全崩落。由于混凝土墻體尺寸比漏斗坑大得多以及墻內鋼筋的約束，漏斗坑以外無明顯的裂紋擴展，損傷被限制在局部的范圍內。以上結果表明,本次試驗墻體可按無限大靶進行分析。

表6 混凝土墻侵徹毀傷試驗結果Tab.6 Results of penetration of concrete wall

(a)

如圖11所示，炸高增加到45 cm時，墻體破壞情況與炸高30 cm相比無明顯變化，墻體正面依舊呈現為一個較大的漏斗坑，墻體背面沒有肉眼可見損傷，漏斗坑的直徑和深度均略有減小，此時漏斗坑深度為22.4 cm，直徑約為67.5 cm。

(a)

觀察漏斗坑的內部毀傷情況可以看到，不同炸高下混凝土墻內部第一層鋼筋均被EFP打斷，出現剪切斷裂并向內側彎曲。周圍其他鋼筋由于受到沖擊、壓縮和拉伸等復雜作用，同樣存在彎曲變形，斷裂鋼筋均位于漏斗坑的中心位置處。

3 侵徹混凝土墻的數值仿真

3.1 侵徹數值仿真模型

本文研究球缺型EFP裝藥近炸對大尺寸混凝土墻的毀傷，關注的重點是漏斗坑直徑和深度，需要考慮聚能侵徹體的侵徹破壞以及爆炸沖擊波的毀傷效應，因此數值建模時構建了較大范圍的空氣域。如果采用三維建模仿真，常規工作站根本無法支撐此計算量或將導致計算時間太過漫長，以致沒有實際意義。

已有研究結果表明，混凝土靶內部鋼筋對聚能侵徹體的侵徹深度影響較小[16]，并且當聚能侵徹體的初速大于1 800 m/s時，在鋼筋混凝土靶板中可以獲得理想侵徹深度[17]。另外一些研究指出，素混凝土的破碎脫落現象與鋼筋混凝土靶相比略微明顯[18]，用素混凝土靶板來代替鋼筋混凝土靶板[19]，或者通過復合材料理論確定鋼筋混凝土的等效彈性模量和等效屈服強度，可以近似代替鋼筋在侵徹過程中的作用[20]。鑒于此并考慮到本文試驗混凝土墻內部鋼筋的橫向和縱向間距較大，墻體內部整體配筋率不高，可以認為墻體內部鋼筋對毀傷結果影響有限，數值仿真建模時可以忽略鋼筋。基于以上分析，本文采用二維軸對稱建模進行仿真分析。

如圖12所示，在前文EFP成型數值仿真模型的基礎上添加混凝土墻模型。混凝土墻采用Lagrange網格建模，藥型罩、炸藥、空氣和混凝土墻之間的相互作用采用流固耦合算法。模型中，EFP侵徹路徑上的空氣和混凝土墻采用局部網格加密的方法，單元尺寸均為1 mm，侵徹路徑以外區域的空氣和混凝土墻的網格尺寸均為2 mm。

圖12 EFP裝藥毀傷混凝土墻的數值仿真模型Fig.12 Numerical simulation model of EFP penetrating the concrete wall

3.2 混凝土材料模型及參數確定

混凝土采用MAT_RHT模型描述，該模型是由Riedel等[21]在HJC模型的基礎上加以改進得到的，引入偏應力張量第三不變量對破壞面的影響。LS-DYNA程序中的RHT模型可以僅輸入混凝土的抗壓強度，而后模型內置的參數生成算法將在抗壓強度為35 MPa和140 MPa的標準參數集之間進行插值，根據輸入的抗壓強度數值，自動生成剩余參數。

(1)

(2)

Af=1.6×(35/fcu)1/2

(3)

RHT模型損傷參數D1和D2主要控制累積損壞的速率，其中參數D1主要控制壓縮狀態下峰值強度后軟化分支的形狀，Hu等[27]對此進行修正，分別建議采用0.020和0.015。本文通過多次試算，發現D1由默認值0.040調整為0.020、D2保持默認值1.000時的仿真結果與試驗結果更加吻合，這與Hu等得出的結論相一致。

經過上述參數修正后，混凝土材料的RHT模型參數取值如表7所示。

表7 混凝土材料參數Tab.7 Material parameters of concrete

3.3 侵徹試驗的數值仿真

分別使用修正參數和默認參數的RHT 模型對試驗工況進行數值仿真，結果對比如圖13和圖14所示，圖中計算結果為靶體材料損傷分布云圖。本文采用Nystr?m等[28]測量RHT模型預測漏斗坑直徑D和深度H的建議，認為數值仿真結果中完全損傷的區域將發生拋擲或剝落，該區域即對應試驗結果的漏斗坑，對應于圖13和圖14中損傷范圍為0.99～1.00的區域。

如表8和表9所示，炸高為30 cm和45 cm時默認參數的RHT模型預測漏斗坑直徑分別為56.2 cm和54.7 cm，遠遠小于試驗結果的71.0 cm和67.5 cm，漏斗坑直徑被嚴重低估。與預測漏斗坑直徑相反，默認參數的RHT模型嚴重高估漏斗坑深度，預測結果分別為30.1 cm和32.1 cm，明顯大于試驗結果的24.6 cm和22.4 cm。當采用修正參數的RHT模型時，仿真結果整體明顯改善。修正參數的RHT模型預測漏斗坑直徑分別為77.0 cm和73.8 cm，預測漏斗坑深度分別為25.8 cm和24.6 cm，數值仿真結果與試驗結果吻合較好，最大誤差為9.8%。

(a)

(a)

表8 30 cm炸高下修正參數、默認參數的RHT模型的仿真結果與試驗結果對比Tab.8 Comparison between simulation results and test results of RHT model with modified parameters and default parameters when standoff distance is 30 cm

表9 45 cm炸高下修正參數、默認參數的RHT模型的仿真結果與試驗結果對比Tab.9 Comparison between simulation results and test results of RHT model with modified parameters and default parameters when standoff distance is 45 cm

如圖10和圖11所示，試驗所用混凝土墻內部鋼筋的橫向和縱向間距較大，墻體內部整體配筋率不高，但是仍存在一定的約束作用，因此修正參數的RHT模型預測漏斗坑直徑均大于試驗結果，誤差分別為7.8%和9.3%，在可以接受的范圍之內。這表明修正參數的RHT模型表現良好，本文建立的數值計算模型對于漏斗坑直徑和深度的預測合理可信，可以基于以上數值仿真模型開展進一步的研究。

4 EFP對混凝土墻的毀傷性能

4.1 炸高影響

基于上述已經驗證的數值模型和材料參數，進一步開展不同炸高下的數值仿真，研究炸高對于漏斗坑直徑和深度的影響，仿真結果如表10所示。表10中：D1為漏斗坑直徑；D2為裝藥直徑；H1為漏斗坑深度；H2為炸高；H2/D2為炸高與裝藥直徑比。

表10 不同炸高下漏斗坑直徑和深度變化Tab.10 Variation of diameter and depth of funnel pit under different standoff distances

如圖15所示，對于本文裝藥直徑為120 mm的球缺型EFP，當炸高在20 cm(1.67倍裝藥直徑)～60 cm(5.00倍裝藥直徑)范圍內變化時，隨著炸高的增大，漏斗坑直徑逐漸由82.0 cm減小至70.6 cm。漏斗坑深度隨炸高的變化較為復雜，總體呈先減小再增大再減小的趨勢：當炸高由20 cm增加至40 cm(3.33倍裝藥直徑)時，漏斗坑深度由27.6 cm先減小至25.8 cm，而后增大至最大的27.8 cm；當炸高由40 cm增加至60 cm時，漏斗坑深度呈減小趨勢并趨于穩定，由27.8 cm減小至最小的24.1 cm?？傮w上，炸高40 cm時的漏斗坑深度最大，炸高60 cm時的漏斗坑深度最小。

圖15 漏斗坑直徑和深度隨炸高變化Fig.15 Diameter and depth of funnel pit with standoff distances

在侵徹能力方面，通過數值仿真可以發現，對于漏斗坑深度而言，本文設計的Φ120 mm球缺型EFP裝藥的最佳炸高為40 cm(3.33倍裝藥直徑)，此時漏斗坑深度最大。如果綜合考慮漏斗坑直徑和深度，該EFP裝藥的最佳炸高為20 cm(1.67倍裝藥直徑)，此時漏斗坑直徑和深度均較大。下面對此進行分析。

4.2 沖擊波與侵徹的聯合毀傷效應

前已述及，在近炸作用下EFP裝藥的爆炸沖擊波可對靶體毀傷產生影響。對圖12所示的數值模型進行修改，將EFP侵徹作用和爆炸沖擊波毀傷作用分開進行研究。為剔除爆轟沖擊波的影響僅分析EFP侵徹造成的混凝土墻損傷，建立如圖16所示的模型，采取減小空氣域的方法進行數值仿真?；炷翂ι戏降目諝庥蛴糜贓FP穩定成型，其余空氣域用于EFP侵徹混凝土墻的流固耦合作用。

圖16 減小空氣域后EFP侵徹混凝土墻的數值仿真模型Fig.16 Numerical simulation model of EFP penetrating concrete wall after reducing the range of air

圖17顯示的是炸高為30 cm并減小空氣域后EFP侵徹毀傷混凝土墻的仿真結果。此時漏斗坑直徑為54.4 cm，深度為23.4 cm，前文考慮EFP侵徹和爆轟沖擊波耦合作用下的漏斗坑直徑和深度分別為77.0 cm和25.8 cm。這表明，僅考慮EFP侵徹作用時，漏斗坑直徑減小約30%，深度減小約10%。由此分析，爆炸沖擊波對漏斗坑直徑影響較大，漏斗坑深度主要是由EFP侵徹造成的，但是在與EFP侵徹的耦合作用下，爆轟沖擊波能夠一定程度上提高漏斗坑深度。

圖17 炸高為30 cm并減小空氣域時混凝土墻毀傷情況Fig.17 Damage of EFP penetrating the concrete wall when the standoff distance is 30 cm and air area is reduced

為進一步研究EFP侵徹與爆炸沖擊波的聯合毀傷元作用機理，對EFP毀傷混凝土墻的過程進行詳細分析。EFP裝藥毀傷混凝土墻的壓力云圖,如圖18所示。t=1 μs時，主裝藥在頂部起爆點起爆，隨后爆轟波在炸藥內部傳播并引爆剩余炸藥。t=11 μs時，炸藥爆轟產物和沖擊波開始作用于藥型罩，藥型罩逐漸加速、自鍛變形。t=20 μs時，藥型罩開始產生明顯的整體向前運動，此時藥型罩直徑較大，阻礙部分爆轟產物和沖擊波向前傳播，外圍爆轟產物和沖擊波經過繞射傳播至藥型罩前方并繼續向前傳播。t為20～96 μs時，由于爆炸沖擊波傳播速度大于EFP飛行速度，因此爆炸沖擊波前沿始終位于EFP的前方。隨著傳播距離的增大，爆炸沖擊波強度逐漸減弱。t=96 μs時，爆炸沖擊波開始作用于混凝土墻，入射沖擊波強度為7.3 MPa，墻體表面反射壓力達到43.3 MPa，此時EFP頭部距混凝土墻仍有5.8 cm。隨后，爆炸沖擊波產生的應力波將首先在墻體內部進行傳播，并先于EFP對墻內局部區域產生損傷，這將有利于EFP侵徹作用的發揮，最終將在一定程度上提高漏斗坑深度。t=115 μs時，EFP開始侵徹混凝土墻，在侵徹過程中，EFP頭部將持續產生高壓沖擊波并向墻體內部傳播。EFP侵徹將造成墻體局部區域的粉碎性破壞并擴大其內部裂紋區，裂紋區的范圍及裂紋分布主要取決于墻體內部應力波的傳播，能夠有效降低混凝土的抗壓和抗拉性能。t>115 μs時，外圍爆炸沖擊波逐漸傳播至混凝土墻表面，并與EFP持續侵徹在墻體自由表面反射形成拉伸波相互疊加，產生的拉應力超過混凝土的抗拉強度，造成混凝土墻的局部崩落。

圖18 EFP毀傷混凝土墻作用過程的壓力云圖Fig.18 Pressure cloud image of EFP penetrating concrete wall

上述結果表明，近炸作用下EFP侵徹和爆炸沖擊波耦合會對漏斗坑形成產生影響，但影響過程較為復雜。從前面的分析首先可以看到，炸高在20～60 cm范圍內變化時，隨著炸高增大爆炸沖擊波強度和傳播速度均逐漸衰減，炸高為20 cm時入射沖擊波強度可達13.8 MPa。隨著炸高增加，EFP與沖擊波到達墻體的時間間隔逐漸減小，炸高為60 cm時，EFP已經追趕上爆炸沖擊波前沿，先于爆炸沖擊波對墻體進行侵徹作用，此時漏斗坑直徑逐漸減小。另一方面，不同炸高下EFP著靶時的成型狀態區別很大,見表5。炸高為20～40 cm時，隨著炸高增大，EFP頭尾速度和長徑比均在快速變化，EFP侵徹性能隨之發生改變，同時爆炸沖擊波強度逐漸減弱，此時漏斗坑深度先減小后增大。炸高為45～60 cm時，隨著炸高增大，EFP成型基本穩定，侵徹性能變化較小，爆炸沖擊波強度逐漸減弱，相應EFP侵徹和爆炸沖擊波的聯合毀傷效應減小，漏斗坑深度逐漸減小并趨于穩定。

5 結 論

本文開展不同炸高下球缺型EFP聚能裝藥毀傷大尺寸混凝土墻試驗，基于修正參數的RHT模型進行數值仿真，分析炸高對漏斗坑直徑和深度的影響規律，研究EFP高速侵徹破壞與爆炸沖擊波對混凝土墻的耦合作用過程，探討漏斗坑毀傷機理，得到以下研究結論：

(1) 本文設計的Φ120 mm球缺型EFP聚能裝藥非常有效，在比較大的炸高范圍內均能夠獲得穩定、連續的EFP聚能體。炸高為15 cm(1.25倍裝藥直徑)～70 cm(5.83倍裝藥直徑)時，頭部速度、頭尾速度差隨炸高增大而逐漸減小，尾部速度、長徑比隨炸高增大而逐漸增大，以上變化趨勢均隨炸高增大而逐漸減小并最后趨于穩定。

(2) 炸高為20～60 cm時，隨著炸高增大，漏斗坑直徑逐漸減小。炸高為20 cm(1.67倍裝藥直徑)～40 cm(3.33倍裝藥直徑)時，漏斗坑深度隨炸高增大而先減小后增大，炸高為40 cm時漏斗坑深度最大；炸高為40～60 cm(5.00倍裝藥直徑)時，漏斗坑深度隨炸高增大而呈現減小趨勢并趨于穩定。綜合考慮漏斗坑直徑和深度，本文研究工況中最佳炸高為20 cm，此時漏斗坑直徑為6.83倍裝藥直徑，漏斗坑深度為2.30倍裝藥直徑。

(3) 不同炸高下，EFP聚能體和爆炸沖擊波對混凝土墻進行作用的先后順序不同。小炸高下，爆炸沖擊波先于EFP聚能體到達混凝土墻。隨著炸高增大，EFP聚能體將逐漸追趕上爆炸沖擊波，先于爆炸沖擊波到達混凝土墻。但是通過仿真結果分析，爆炸沖擊波對混凝土墻毀傷作用有限，漏斗坑主要由EFP侵徹作用所產生。

(4) 基于修正參數的RHT模型開展侵徹數值仿真，仿真結果能夠準確預測混凝土墻的漏斗坑直徑和深度，與試驗結果吻合較好，最大相對誤差為9.8%。