Page 96 - 《爆炸与冲击》2026年第4期

第 46 卷 刘晏东，等： 超高速撞击玄武岩材料的Riemann-SPH仿真参数分析与验证 第 4 期

似材料测得的 26.5 MPa 不符。同时，工况 2 的靶体外部损伤明显增大，撞击坑边缘的拉伸损伤剥落层较
少，导致其坑直径较工况 1 明显减小。工况 3 的结果与工况 1 极其相近，但其 σ b 的取值（33 MPa）远大于
实验值（9.8 MPa）。33 MPa 的抗拉强度可能为实验应变率下的动态抗拉强度，但撞击实验前无法测量得
到。因此，超高速撞击不宜选择最大拉应力损伤模型。
工况 4 的仿真结果与实验结果存在较大差距。仿真结果表明，工况 4 的靶体前端损伤程度极大，产
生了密集的裂纹和大尺寸的层裂碎块，撞击坑直径达到了 84 mm，比实验值大 53%。仿真的撞击坑深度
和动量传递因子与实验值近似。将原撞击实验中玄武岩抗压强度的 146 MPa 作为仿真中的内聚力存在
概念错误。如此高的内聚力表现为靶体的严重损伤和大尺寸碎块，而大面积的损伤和裂纹（仿真）不符
合如图 4(c) 所示的撞击后靶体状态（实验）。并且，仿真所用的最大拉应力损伤模型中的静态抗拉强度
（50.0 MPa）也与实验值（9.8 MPa）差距较大。
工况 1～3 中的溅射物质量和动量的速度分布如图 10 所示，其中 v z 为溅射物速度的撞击面法向分
量，U 为弹丸撞击方向的速度，M(＞v ) 表示大于特定速度的溅射物总质量，m 为弹丸质量，P (＞v ) 表示
z
p
z ej z
大于特定速度的溅射物总动量。可以看到，选用最大拉应力损伤模型的工况 3 与选用 Benz-Asphaug 概
率损伤模型的工况 1 中溅射物的质量和动量分布几乎相同。工况 2 的溅射物质量在较低速度（ v z /U z ＜
10 −2 ）时出现较明显偏差，选用恒定强度模型（工况 2）的溅射物总质量约为选用 Lundborg 强度模型（工
况 1、3）的 1.5 倍。选用恒定强度模型时产生了较多的低速溅射物，可能是由于靶体撞击坑较深以及靶
体前端因损伤而飞出的低速溅射物。

10 3 1.4
Case 1 Case 1
10 2 Case 2 1.2 Case 2
Case 3 1.0 Case 3
M (>v z )/m p 10 0 P ej (>v z )/(m p U z ) 0.8
1
10
0.6
10 −1 0.4

10 −2 0.2
10 −3 0
10 −4 10 −3 10 −2 10 −1 10 0 10 −4 10 −3 10 −2 10 −1 10 0
v z /U z v z /U z
(a) Mass (b) Momentum

图 10 溅射物质量与动量的速度分布
Fig. 10 Velocity distribution of ejecta mass and momentum
综上所述，不同强度模型和损伤模型的组合能得到类似的动量传递因子和溅射物分布，但材料的静
态抗拉强度差距较大。一般地，相较于静态抗拉强度，岩石的内聚力更难测量，选用错误的材料强度模
型会导致错误的内聚力等材料强度参数，尤其应当注意避免将无侧限抗压强度直接等效为内聚力。考
虑到玄武岩三轴实验得到的剪切强度随压力的非线性增长特征，以及材料动态抗拉强度难以测量，对于
超高速撞击岩石仿真，建议选用 Lundborg 强度模型和 Benz-Asphaug 概率损伤模型的组合。
3.6 极限强度

Y M 的影响，基于地面实验的仿真算例，设置内聚力为 20 MPa，内摩擦因数为 0.6，
为了测试极限强度
极限强度分别为 300、1 000 和 3 500 MPa。其中，1 000 MPa 为文献 [14] 中的仿真取值，而 300 和 3 500 MPa
分别来自文献 [48] 和 [51] 中的玄武岩三轴实验数据，极限强度受材料属性的影响较大。撞击速度为
3.90 km/s 时，不同极限强度的仿真结果如表 5 和图 11 所示。可以看到，极限强度从 300 MPa 增大到
3 500 MPa 时，撞击坑深度从 16 mm 减小到 13 mm，而坑直径和动量传递因子的变化幅度在 3% 以内，与
文献 [52] 中极限强度对撞击坑直径影响较小的结果吻合。随着极限强度的提高，撞击坑外侧逐渐出现

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