頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹半無(wú)限厚鋁合金靶實(shí)驗(yàn)與理論模型*

鄧佳杰，張先鋒，劉 闖，王文杰，徐晨陽(yáng)

(南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094)

動(dòng)能鉆地彈是打擊深層工事的有效手段，提高鉆地彈對(duì)靶體的侵徹深度是深侵徹領(lǐng)域研究關(guān)注的重點(diǎn)之一。在體積及質(zhì)量受限的情況下，優(yōu)化侵徹彈體頭部結(jié)構(gòu)是提高侵徹深度的主要措施之一。通常情況下，增加彈體截面比動(dòng)能可有效減小侵徹阻力、提高彈體的侵徹深度。相對(duì)尖卵形彈體而言，錐形彈體的頭部較尖銳，能獲得較大的侵徹深度，但錐形彈體侵徹過(guò)程中結(jié)構(gòu)不穩(wěn)定，更容易產(chǎn)生失效破壞。在尖卵形彈體及尖錐形彈體間尋求一種彈體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定且截面比動(dòng)能較好的彈體結(jié)構(gòu)，對(duì)實(shí)現(xiàn)最佳侵徹深度具有重要意義。

關(guān)于彈體頭部形狀對(duì)侵徹深度的影響已有大量研究。Yankelevsky等[1]采用土盤模型來(lái)分析彈體頭部形狀對(duì)砂土侵徹深度的影響，提出最小化阻力的彈體頭部形狀優(yōu)化方法并得到回轉(zhuǎn)體彈形的最優(yōu)化結(jié)構(gòu)。Jones等[2]、Chen等[3]和Li等[4]、Zhao等[5]在Forrestal半經(jīng)驗(yàn)公式基礎(chǔ)上進(jìn)行彈頭形狀的無(wú)量綱化處理，提出彈體頭部形狀系數(shù)概念并給出多種回轉(zhuǎn)體頭部形狀侵徹過(guò)程的理論分析模型。劉堅(jiān)成等[6-7]分析最小阻力下最優(yōu)化頭部形狀系數(shù)值，進(jìn)而提出了雙卵形頭部彈體優(yōu)化設(shè)計(jì)方法，并通過(guò)仿真及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證該彈形具有較好的侵徹能力。Ben-Dor等[8-9]基于局部相互作用模型提出關(guān)于頭部彈形相關(guān)的侵徹深度模型，并基于最優(yōu)化控制理論確定多種回轉(zhuǎn)體頭部形狀的最優(yōu)化外形輪廓。Mayersak[10]、柴傳國(guó)[11]開(kāi)展了圓柱+卵形頭部彈體侵徹混凝土實(shí)驗(yàn)并提出了相應(yīng)的侵徹深度計(jì)算模型。Yakunina[12-14]基于局部相互作用模型提出了凸星形頭部彈體及V形槽錐形頭部彈體侵徹半無(wú)限靶深度計(jì)算模型，并給出彈形優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。范少博等[15]分析了直槽及螺旋槽頭部結(jié)構(gòu)彈體侵徹阻力，確定了螺旋槽彈體的侵徹深度優(yōu)勢(shì)。Erengil等[16]提出了具有卵形頭部和錐形彈身刻槽的高速侵徹新概念彈體，梁斌等[17]、Wu等[18]、He等[19]通過(guò)高速侵徹深度實(shí)驗(yàn)及考慮頭部侵蝕效應(yīng)的理論模型，分析確定高速侵徹新概念彈體較優(yōu)異的侵徹能力。Amon等[20]提出圓臺(tái)形侵徹戰(zhàn)斗部，并在圓臺(tái)母線設(shè)有多個(gè)金屬肋條。該型戰(zhàn)斗部增強(qiáng)了侵徹過(guò)程中撕裂并穿透靶體目標(biāo)的能力，侵徹能力不低于同等圓錐形侵徹戰(zhàn)斗部，同時(shí)肋條可有效提高戰(zhàn)斗部侵徹彈道穩(wěn)定性。龐春旭等[21-22]在彈體頭部刻蝕對(duì)稱U槽及非對(duì)稱直槽，通過(guò)實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬研究確定彈體頭部刻槽能有效提高彈體的侵徹深度，彈體具有旋轉(zhuǎn)速度時(shí)侵徹深度提高更顯著。

本文中參考龐春旭等[20]的前期研究工作，設(shè)計(jì)一種頭部對(duì)稱刻槽彈體。開(kāi)展頭部對(duì)稱刻槽彈體與尖卵形彈體侵徹2A12鋁合金靶對(duì)比實(shí)驗(yàn)研究，分析彈體侵徹后靶體材料的破壞特征。在此基礎(chǔ)上，給出頭部對(duì)稱刻槽彈體的結(jié)構(gòu)表征和彈體侵徹鋁合金靶局部相互作用模型，提出適用于頭部對(duì)稱刻槽彈體的基于尖楔嵌入侵徹模型的靶體響應(yīng)力函數(shù)。通過(guò)對(duì)比分析理論和實(shí)驗(yàn)計(jì)算結(jié)果，確定頭部對(duì)稱刻槽彈體在提高侵徹深度上的優(yōu)勢(shì)。

1 實(shí) 驗(yàn)

1.1 彈體

彈體侵徹深度對(duì)比實(shí)驗(yàn)采用傳統(tǒng)卵形彈體及頭部對(duì)稱刻槽彈體。彈體結(jié)構(gòu)如圖1所示，兩種彈形直徑、彈長(zhǎng)及彈體頭部CRH均相同，為保證侵徹動(dòng)能相同，對(duì)彈體質(zhì)量進(jìn)行配重，兩種彈體質(zhì)量均約為66 g，同時(shí)彈體壁厚較大以避免侵徹過(guò)程中彈體發(fā)生彎曲變形。以圖1中卵形基準(zhǔn)彈外輪廓尺寸為基準(zhǔn)，用6 mm圓柱形銑刀沿與彈軸一定夾角對(duì)稱加工4個(gè)槽，最大槽深為4.6 mm。彈體材料選用30CrMnSiNi2A，并進(jìn)行熱處理，由維氏硬度儀測(cè)量得到彈體材料平均硬度為HRC45。

圖2為尖卵形彈體與頭部對(duì)稱刻槽彈體實(shí)物對(duì)比圖。實(shí)驗(yàn)采用與彈體同口徑的14.5 mm滑膛槍發(fā)射彈體，為保證彈體達(dá)到預(yù)期的侵徹初始速度。在彈體尾部裝有圓臺(tái)形尼龍底推以密閉火藥氣體。

1.2 靶體

實(shí)驗(yàn)靶體采用2A12鋁合金。根據(jù)不同侵徹速度，采用尺寸為?100 mm×80 mm和?100 mm×120 mm兩種厚度柱形靶體。實(shí)驗(yàn)靶體厚度足夠以避免彈體穿透，同時(shí)為盡量消除靶體背面邊界效應(yīng)，在實(shí)驗(yàn)中疊放多個(gè)靶體以增加靶體厚度。實(shí)驗(yàn)前對(duì)2A12鋁合金材料進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試，確定材料密度ρt=2 730 kg/m3，彈性模量E=69.3 GPa，屈服強(qiáng)度Yt=363 MPa，泊松比μ=0.33，應(yīng)變硬化指數(shù)nt=0.069。

1.3 實(shí)驗(yàn)布局

彈體侵徹2A12鋁合金靶體實(shí)驗(yàn)布局如圖3所示。實(shí)驗(yàn)中靶體固連于靶體基座上以防止侵徹過(guò)程中彈體的軸向及徑向移動(dòng)，同時(shí)保持靶體迎彈面中心同槍管軸線垂直，保證彈體正撞擊靶體。侵徹速度由一對(duì)放置于炮口靶板的錫箔測(cè)速靶進(jìn)行測(cè)量，由測(cè)速靶間距及穿過(guò)兩測(cè)速靶的時(shí)間差可計(jì)算彈體的初始侵徹速度v0。每發(fā)實(shí)驗(yàn)后，對(duì)靶體破壞情況進(jìn)行觀察記錄，測(cè)量彈體的最大侵徹深度P。

2 結(jié)果與分析

2.1 侵徹深度

侵徹深度對(duì)比實(shí)驗(yàn)分別進(jìn)行了中低速度范圍的尖卵形彈體及頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹半無(wú)限2A12鋁靶實(shí)驗(yàn)，侵徹實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)應(yīng)彈體及侵徹深度數(shù)據(jù)列于表1。

表1 尖卵形彈體和頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹深度實(shí)驗(yàn)對(duì)比Table 1 Experiment data of DOP between ogive-nose projectile and symmetrical grooved-nose projectile

侵徹深度是評(píng)判侵徹彈體的侵徹性能最關(guān)鍵指標(biāo)之一。為了進(jìn)一步對(duì)比評(píng)估頭部對(duì)稱刻槽彈體的侵徹能力，將表1中實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行多項(xiàng)式擬合，結(jié)果如圖4所示。由速度-侵徹深度二次多項(xiàng)式擬合曲線可以看出，當(dāng)初始侵徹速度相同時(shí)，頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹深度相對(duì)于尖卵形彈體有明顯提高，300～400 m/s速度范圍內(nèi)，隨初始速度增加，侵徹深度提高率顯著提高，圖示其余速度范圍的頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹深度提高率均保持在12%左右。由彈體結(jié)構(gòu)可以看出，原有尖卵形彈體頭部基礎(chǔ)上刻4瓣對(duì)稱槽彈體使得頭部受力區(qū)域增加，但通過(guò)彈體頭部刻槽在一定程度上實(shí)現(xiàn)了彈體頭部結(jié)構(gòu)截面比動(dòng)能增加。彈體刻槽至彈身段造成受力區(qū)域長(zhǎng)度的增加，這勢(shì)必將增加侵徹過(guò)程中的阻力，但由于彈體頭部槽的作用，抵消彈身段受力區(qū)域增加引起的侵徹阻力增加，并通過(guò)截面比動(dòng)能增加的彈體頭部結(jié)構(gòu)進(jìn)一步降低侵徹阻力，從而降低侵徹過(guò)程中頭部對(duì)稱刻槽彈體整體的阻力。由侵徹實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知，在侵徹初始動(dòng)能相同的情況下，頭部對(duì)稱刻槽彈體較傳統(tǒng)尖卵形彈體侵徹深度有效提高。

2.2 回收彈體情況

侵徹過(guò)程中，彈體結(jié)構(gòu)變形失效直接影響其侵徹效能?；厥涨謴赝瓿珊蟮母黝愋蛷楏w，并觀察其外形輪廓。由圖5所示的14.5 mm彈體侵徹2A12鋁合金靶后的回收彈體可以看出，彈體輪廓未發(fā)生明顯變形，因高速侵徹中高壓作用彈體表面產(chǎn)生輕微的材料磨損，由于侵徹中高溫作用靶體材料部分附著于彈體表面。

2.3 靶體破壞結(jié)果

圖6給出了侵徹后靶體迎彈面破壞結(jié)果。對(duì)比尖卵形彈體及頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹后靶體迎彈面破壞情況，尖卵形彈體侵徹后靶體破壞孔洞呈現(xiàn)與彈體同口徑的圓形開(kāi)孔，靶體表面因韌性金屬材料延性擴(kuò)孔產(chǎn)生輕微突起，靶體表面沿靶孔周圍均勻分布5～7道裂紋。頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹后靶面為近似矩形的不規(guī)則形狀，在對(duì)應(yīng)尖卵形弧度區(qū)域，孔洞為與彈體口徑一致的圓弧形，而在對(duì)稱槽區(qū)域孔洞呈三角裂縫破壞形式，且靶體表面裂紋沿三角裂縫尖端向外延伸。由圖7可以清晰地看到，在侵徹彈道入口位置處三角裂縫區(qū)域靶體材料沿侵徹方向反向擠出，材料擠出位置與對(duì)稱槽頭部彈體侵徹位置相同，且擠出材料為與對(duì)稱槽最大寬度近似的長(zhǎng)條形。在頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹終止位置，侵徹彈道壁靶體材料壓實(shí)形式與頭部對(duì)稱刻槽彈體外輪廓一致。

與尖卵形彈體沖擊后靶體破壞形式不同，頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹后，靶體產(chǎn)生類似排屑的材料擠出及不規(guī)則的靶體沖擊破壞結(jié)果。對(duì)圖6～7的靶體破壞進(jìn)行對(duì)比分析。在侵徹初期，頭部對(duì)稱刻槽彈體的槽區(qū)域及尖卵形弧形區(qū)域分別沿其外輪廓方向壓縮破壞靶體。由于金屬材料具有較好的延展性，在對(duì)稱槽未全部侵入靶體內(nèi)部時(shí)，對(duì)稱槽區(qū)域擠壓區(qū)域靶體材料沿著自由面方向運(yùn)動(dòng)，從而形成如圖5所示的彈體侵徹對(duì)稱槽區(qū)域?qū)?yīng)靶體孔洞位置呈現(xiàn)三角裂縫破壞形式，及圖7所示的材料擠出現(xiàn)象。靶體孔洞的三角裂縫尖端存在應(yīng)力集中，材料擠出的同時(shí)，沿靶體徑向仍有一定的壓應(yīng)力對(duì)三角裂縫區(qū)域進(jìn)行撕裂，進(jìn)而形成沿三角裂紋尖端延伸向外的裂紋。當(dāng)對(duì)稱槽完全沒(méi)入靶體中，材料不易于沿對(duì)稱槽方向擠出，在該階段直至侵徹終了，頭部對(duì)稱刻槽彈體對(duì)靶體的破壞形式為單一的擠壓破壞。因此，頭部對(duì)稱刻槽彈體沖擊破壞靶體是擠壓破壞與剪切撕裂破壞聯(lián)合作用模式，其裂紋生成機(jī)理與常規(guī)尖卵形彈體侵徹后靶體裂紋生成不同。

3 侵徹深度模型

3.1 基于局部相互作用理論的侵徹深度模型

如圖8所示，以彈體頭部尖端為坐標(biāo)原點(diǎn)、侵徹方向反向?yàn)閄軸建立笛卡爾坐標(biāo)系。XY剖面圖如圖9(a)所示，彈體頭部長(zhǎng)度為b，彈體半徑為r，以(x0，y0)為對(duì)稱槽起始點(diǎn)，沿α角刻槽至彈體頭部末端或彈身起始端外輪廓面處(若對(duì)稱槽延伸至彈身段，則彈身段槽長(zhǎng)為c)，加工刻槽半徑為Ru，加工對(duì)稱槽數(shù)為4。當(dāng)α角較小時(shí)，在任意x位置處對(duì)稱槽截面區(qū)域可近視為以Ru/cosα為半徑的一段弧。沿圖9(a)所示A-A向給出任意x位置處對(duì)稱槽YZ剖面示意圖，如圖9(b)所示，任意x位置處彈體外輪廓由對(duì)稱槽面及卵形弧面組成。由圖9幾何關(guān)系可知，對(duì)稱槽加工旋轉(zhuǎn)軸線EF至X軸的Y向距離e為:

e=y0+(x-x0)tanα+Ru/cosα

(1)

由于U形槽沿著Y軸及Z軸對(duì)稱，則任意x位置處彈體外輪廓幾何關(guān)系可通過(guò)圖9(b)所示45°區(qū)域的GLM確定。由GHL三角位置關(guān)系可確定單一對(duì)稱槽的1/2弧所對(duì)應(yīng)的圓心角:

(2)

式中：f(x)表示任意x位置處尖卵形彈體的橫截面圓半徑。對(duì)稱槽的1/2弧對(duì)應(yīng)的彈體橫截面圓心角γ為：

(3)

由以上幾何關(guān)系可以確定，在x>x0位置處，長(zhǎng)度為dx的彈體橫截面微元阻力由圓弧區(qū)域及對(duì)稱槽區(qū)域組成，若對(duì)稱槽延伸至彈身段則彈身段僅考慮對(duì)稱槽區(qū)域阻力，即：

圓弧

(4a)

對(duì)稱槽

dFs(x)=[8(Ru/cosα)λσn(vx,α)](sinα+μcosα)dx

(4b)

式中：σn為球形空腔膨脹模型確定的靶體法向應(yīng)力，由瞬時(shí)侵徹速度vx及任意x位置的切向于侵徹速度方向的夾角θ決定。

基于Forrestal等[23]和Luk等[24]對(duì)應(yīng)變硬化材料的動(dòng)態(tài)球形空腔膨脹模型研究，金屬材料的空腔膨脹應(yīng)力表達(dá)式為:

(5)

式中：vc為空腔膨脹速度，Yt及ρt分別為材料的屈服強(qiáng)度及密度，a0、a1及a2與材料特性相關(guān)，對(duì)于不可壓縮彈塑性材料而言，a0、a1及a2可表示為：

(6a)

(6b)

由式(4)可得，在不同侵徹深度下頭部對(duì)稱刻槽彈體阻力方程可表示為：

D(p,vx)=(-v0)·?sdF=

(7)

頭部對(duì)稱刻槽彈體的侵徹深度由下式確定:

m(dvx/dt)=mvx(dvx/dx)=-Dx(p,vx)

(8)

利用邊界條件P(v0)=0及P(0)=P，可得到最終的侵徹深度

(9)

3.2 基于尖楔嵌入侵徹模型的靶體響應(yīng)力函數(shù)

頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹半無(wú)限靶作用過(guò)程較為復(fù)雜，由侵徹實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，傳統(tǒng)圓截面頭部彈體截面輪廓為圓形，侵徹過(guò)程中靶體材料沿彈體輪廓表面徑向向外膨脹變形，侵徹實(shí)驗(yàn)后靶體侵徹孔道為軸對(duì)稱柱形孔道，靶體響應(yīng)力可通過(guò)空腔膨脹模型計(jì)算得到。然而，對(duì)于頭部對(duì)稱刻槽彈體，由靶體宏觀破壞可以看出，侵徹孔道形狀呈與彈體頭部截面相同的非圓截面，槽邊緣區(qū)域材料被剪切，并隨侵徹?cái)D壓被反向擠出。在對(duì)稱槽邊緣區(qū)域即產(chǎn)生靶體材料劈裂，從而導(dǎo)致基體弧區(qū)與對(duì)稱槽區(qū)材料流動(dòng)方向不一致。

尖楔嵌入侵徹體侵徹阻力變化規(guī)律是由Cherepanov[25-26]在高強(qiáng)度侵徹體準(zhǔn)靜態(tài)嵌入巖石材料實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)的。在高強(qiáng)度侵徹體準(zhǔn)靜態(tài)嵌入巖石過(guò)程中，侵徹初期侵徹體阻力急速增加而侵徹深度較小，且在該階段侵徹體尖端靶體產(chǎn)生裂紋和不可逆體積應(yīng)變；侵徹進(jìn)入一定階段后，侵徹體尖端開(kāi)始產(chǎn)生平面裂紋侵徹阻力增長(zhǎng)變緩并在產(chǎn)生平面裂紋后阻力開(kāi)始降低；侵徹終了階段，侵徹體進(jìn)入穩(wěn)定劈裂侵徹階段，侵徹體易于沿平面裂紋前沿侵徹，侵徹阻力較低且恒定。該實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象說(shuō)明，尖楔嵌入侵徹體侵徹達(dá)到一定阻力時(shí)會(huì)產(chǎn)生平面裂紋，該裂紋的形成能夠有效降低侵徹阻力。

結(jié)合尖楔嵌入侵徹模型思想，將頭部對(duì)稱刻槽彈體的侵徹過(guò)程分為兩個(gè)階段：空腔膨脹區(qū)、劈裂侵徹區(qū)。圖10給出了具有n個(gè)槽的頭部對(duì)稱刻槽彈體的2π/n區(qū)間彈靶接觸區(qū)域。根據(jù)圖10所示對(duì)稱槽區(qū)域靶體裂紋示意圖，分析頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹過(guò)程中靶體空腔膨脹隧道區(qū)及劈裂侵徹隧道區(qū)。

空腔膨脹隧道區(qū)：該階段基體弧區(qū)與對(duì)稱槽區(qū)連接處的靶體響應(yīng)力方向存在一定的夾角，基體弧區(qū)的靶體響應(yīng)力推動(dòng)材料以O(shè)點(diǎn)為圓心徑向向外膨脹，對(duì)稱槽區(qū)的靶體響應(yīng)力推動(dòng)材料以HG弧為邊界向其圓心膨脹。靶體響應(yīng)力的方向不同導(dǎo)致侵徹過(guò)程中產(chǎn)生剪切應(yīng)力，從而在基體弧區(qū)和對(duì)稱槽區(qū)連接處的侵徹平面上產(chǎn)生劈裂裂紋。同時(shí)，在該階段的侵徹過(guò)程中，彈體尖端產(chǎn)生前沿裂紋。由尖楔嵌入侵徹模型可知，在劈裂裂紋萌生階段，裂紋對(duì)靶體響應(yīng)力影響較小，彈體的基體弧區(qū)及對(duì)稱槽區(qū)參與空腔膨脹過(guò)程。

劈裂侵徹隧道區(qū)：當(dāng)彈體頭部受力區(qū)域完全侵入靶體時(shí)，彈體進(jìn)入劈裂侵徹區(qū)。裂紋在空腔膨脹隧道區(qū)產(chǎn)生并生長(zhǎng)，同時(shí)由于前沿裂紋的作用，當(dāng)彈體進(jìn)入劈裂侵徹隧道區(qū)，裂紋生成時(shí)即達(dá)到劈裂裂紋生長(zhǎng)完成，不再向靶體邊緣劈裂延伸。在該侵徹階段的任意瞬時(shí)，彈體頭部U形槽位置的侵徹平面上劈裂裂紋長(zhǎng)度均為最大值。假設(shè)頭部對(duì)稱刻槽彈體具有n個(gè)槽，則如圖10的2π/n區(qū)間彈體截面區(qū)域中，在基體弧區(qū)與對(duì)稱槽區(qū)邊界位置產(chǎn)生劈裂裂紋，劈裂裂紋沿著GM和HM方向生成，使得HMG部分材料與靶體脫離。隨著侵徹進(jìn)行，HMG部分靶體材料沿靶體徑向及侵徹反向運(yùn)動(dòng)。因而在對(duì)稱槽區(qū)域任意微元上，侵徹過(guò)程靶體響應(yīng)力不再符合空腔膨脹模型計(jì)算結(jié)果。根據(jù)尖楔嵌入侵徹模型可知，侵徹阻力與劈裂裂紋長(zhǎng)度相關(guān)，任意側(cè)截面位置處的靶體劈裂裂紋長(zhǎng)度僅與γ值大小有關(guān)。

基于尖楔嵌入侵徹體的侵徹阻力變化規(guī)律研究[25-26]，在自由劈裂面不存在靶體材料表面應(yīng)力作用，即HM和GM長(zhǎng)度方向產(chǎn)生的劈裂裂紋處靶體不存在應(yīng)力壓縮或剪切作用，相應(yīng)的在HG弧上點(diǎn)H和點(diǎn)G位置處靶體響應(yīng)力為0。由此，在對(duì)稱槽區(qū)，靶體響應(yīng)力不再為常數(shù)而是隨θ的變化而變化。基于以上假設(shè)條件及侵徹階段分析，靶體響應(yīng)力在HG弧上任意點(diǎn)相對(duì)圓心角坐標(biāo)β的關(guān)系可表示為二次曲線函數(shù)：

(10)

式中:對(duì)稱槽區(qū)域的靶體響應(yīng)力的計(jì)算參考空腔膨脹模型靶體響應(yīng)力式(5)，材料特性相關(guān)參數(shù)a0和a2由式(6a)和式(6b)計(jì)算確定。

3.3 理論與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖11給出實(shí)驗(yàn)侵徹深度與上文理論預(yù)測(cè)結(jié)果的對(duì)比。由圖11(a)中的卵形彈體侵徹深度對(duì)比結(jié)果可以看出，基于局部相互作用模型的侵徹深度計(jì)算模型結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致。圖11(b)中分別給出了采用傳統(tǒng)空腔膨脹模型確定靶體響應(yīng)力和修正的采用尖楔嵌入模型確定靶體響應(yīng)力的侵徹深度計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值的對(duì)比。采用傳統(tǒng)空腔膨脹模型計(jì)算侵徹深度，即為僅考慮彈體頭部刻槽后彈體頭部結(jié)構(gòu)截面比動(dòng)能增加后的計(jì)算結(jié)果，該計(jì)算結(jié)果明顯低于侵徹實(shí)驗(yàn)值。而將尖楔嵌入侵徹模型確定的靶體響應(yīng)力代入局部相互作用模型，計(jì)算得到的頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹半無(wú)限厚鋁靶的侵徹深度結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。計(jì)算理論與實(shí)驗(yàn)結(jié)果誤差較小，最大相對(duì)誤差不超過(guò)7%?？紤]尖楔嵌入侵徹模型的局部相互作用模型可用于預(yù)測(cè)頭部對(duì)稱刻槽彈體的侵徹深度。

由此說(shuō)明，頭部對(duì)稱刻槽彈體的侵徹深度提高得益于彈體頭部結(jié)構(gòu)截面比動(dòng)能增加及靶體弱化效應(yīng)。根據(jù)理論計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)偏差的比例可以看出，頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹深度提高主控因素為靶體弱化效應(yīng)。當(dāng)理論計(jì)算侵徹深度模型考慮侵徹過(guò)程中靶體受頭部對(duì)稱刻槽彈體作用，引起其靶體失效破壞模式時(shí)(即靶體尖楔劈裂破壞)，在對(duì)稱槽區(qū)域靶體反作用于彈體表面的響應(yīng)力改變，有效降低非圓截面U形槽頭部彈體的侵徹過(guò)程阻力，影響其最后的侵徹深度。

4 結(jié) 論

參考前人研究成果，提出一種頭部對(duì)稱刻槽彈體。通過(guò)尖卵形彈體與頭部對(duì)稱刻槽彈體對(duì)比侵徹實(shí)驗(yàn)，得到頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹過(guò)程中改變靶體的破壞形式，同時(shí)有效提高侵徹深度。在實(shí)驗(yàn)研究基礎(chǔ)上，結(jié)合頭部對(duì)稱刻槽彈體幾何結(jié)構(gòu)特征，推導(dǎo)得到頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹半無(wú)限金屬靶的侵徹深度計(jì)算模型。同時(shí)根據(jù)頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹后靶體破壞現(xiàn)象，提出適用于頭部對(duì)稱刻槽彈體的靶體響應(yīng)力，頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹半無(wú)限厚鋁靶理論模型具有較好的預(yù)測(cè)性及通用性。增強(qiáng)頭部對(duì)稱刻槽彈體侵徹深度得益于其頭部結(jié)構(gòu)截面比動(dòng)能增加及其侵徹過(guò)程中靶體弱化效應(yīng)兩個(gè)方面，弱化效應(yīng)為侵徹深度提高的主控因素。