大質(zhì)量鎢合金動(dòng)能塊高速侵徹超高強(qiáng)度鋼靶作用特性*

馮曉偉，李俊承，盧永剛，王守乾，盧正操，劉 闖，傅 丹

（1.中國(guó)工程物理研究院總體工程研究所，四川 綿陽(yáng) 621999；2.南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094；3.火箭軍裝備部裝備項(xiàng)目管理中心，北京 100085）

大質(zhì)量鎢合金動(dòng)能塊是先進(jìn)反導(dǎo)系統(tǒng)動(dòng)能殺傷裝置(kinetic kill vehicle, KKV)的主要?dú)唬饕ㄟ^動(dòng)能碰撞攔截來襲戰(zhàn)術(shù)彈道導(dǎo)彈(tactical ballistic missile，TBM)目標(biāo)。從本質(zhì)上看，對(duì)TBM 的攔截毀傷過程是動(dòng)能塊對(duì)導(dǎo)彈目標(biāo)結(jié)構(gòu)的侵徹破壞，考慮到導(dǎo)彈關(guān)鍵結(jié)構(gòu)部件多采用超高強(qiáng)度鋼，因此研究大質(zhì)量鎢合金動(dòng)能塊高速撞擊作用下超高強(qiáng)度鋼的破壞特性，對(duì)KKV 動(dòng)能塊的設(shè)計(jì)具有重要意義。

對(duì)鎢合金彈丸侵徹鋼靶的研究由來已久，并產(chǎn)生了一系列規(guī)律性的認(rèn)識(shí)。Hohler 等[1]對(duì)鎢合金桿彈侵徹半無(wú)限裝甲鋼靶進(jìn)行了系列試驗(yàn)，其試驗(yàn)數(shù)據(jù)已成為理論分析和數(shù)值模擬研究的標(biāo)準(zhǔn)參考數(shù)據(jù)。Schaer 等[2]對(duì)不同形狀鎢彈高速侵徹半無(wú)限鋼板的成坑機(jī)理及特性進(jìn)行了研究，比較分析了彈體形狀對(duì)成坑特性的影響，得到了考慮形狀影響的球狀彈丸侵徹深度半經(jīng)驗(yàn)公式。Duan 等[3]用鎢合金桿式彈侵徹45 鋼靶板和30CrMnMo 鋼靶板，研究了彈靶作用過程中的失效特性，指出在低強(qiáng)度的45 鋼中未出現(xiàn)絕熱剪切帶，而在高強(qiáng)度的30CrMnMo 鋼中出現(xiàn)了絕熱剪切帶。Martineau 等[4]通過實(shí)驗(yàn)研究了直徑6.4 mm、鎢含量94%的鎢合金球體對(duì)高強(qiáng)度HSLA-100 合金鋼的侵徹，在速度為0.8～2.5 km/s 時(shí)，發(fā)現(xiàn)隨著沖擊速度的增加，侵徹深度并不是線性增加的，同時(shí)分析了靶體內(nèi)的殘余應(yīng)力。近年來，國(guó)內(nèi)學(xué)者持續(xù)開展了鎢合金破片對(duì)典型鋼靶的侵徹特性研究。譚多望等[5]通過實(shí)驗(yàn)研究了球形鎢合金破片對(duì)半無(wú)限Q235A 鋼靶的侵徹以及對(duì)薄鋼靶的貫穿性能。徐豫新等[6-7]系統(tǒng)研究了鎢合金球形破片對(duì)低碳鋼的侵徹特性，獲得了相應(yīng)的穿甲極限和極限貫穿厚度等規(guī)律認(rèn)識(shí)。趙曉旭等[8]通過試驗(yàn)和數(shù)值模擬建立了鎢合金球形破片高速侵徹低碳鋼板成坑直徑的計(jì)算模型。趙小峰[9]研究了質(zhì)量對(duì)立方體鎢合金破片侵徹Q235A 鋼板侵徹能力的影響規(guī)律，并通過試驗(yàn)結(jié)果對(duì)理論公式進(jìn)行了修正。王雪等[10]研究了鎢合金球形破片對(duì)Q235 鋼多層板的侵徹特性，獲得了不同層數(shù)鋼板的彈道極限，并通過量綱分析方法建立了靶板分層數(shù)與破片彈道極限的關(guān)系。劉鐵磊等[11]構(gòu)建了適用于300～1 800 m/s 速度范圍的鎢合金球形破片侵徹低碳鋼板彈道極限速度計(jì)算模型，并通過試驗(yàn)評(píng)估了理論模型的精度。張健等[12]研究了高硬度鋼板抗不同著角鎢合金球形破片的侵徹性能，探討了高硬度鋼板的主要侵徹失效模式，并對(duì)已有的極限貫穿速度計(jì)算公式進(jìn)行了修正。王猛等[13]研究了高強(qiáng)度裝甲鋼在鎢合金長(zhǎng)桿彈侵徹下的破壞特性，探討了冠狀裂紋在靶板中的演化特性。

綜上所述，目前的研究成果多集中于鎢合金破片/長(zhǎng)桿彈對(duì)中低強(qiáng)度鋼靶的侵徹特性研究，對(duì)超高強(qiáng)度鋼靶在大質(zhì)量鎢合金動(dòng)能塊侵徹作用下毀傷特性的研究尚不充分，仍需進(jìn)一步開展高速撞擊下鎢合金動(dòng)能塊侵徹超高強(qiáng)度鋼的毀傷特性研究。

1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)用鎢合金動(dòng)能塊選用典型的93W 鎢合金材料，參考愛國(guó)者-3 反導(dǎo)系統(tǒng)KKV 動(dòng)能塊質(zhì)量范圍[14]，動(dòng)能塊質(zhì)量215 g、長(zhǎng)62 mm、直徑16 mm。超高強(qiáng)度鋼靶選用侵徹類戰(zhàn)斗部殼體常用的G50 鋼，其主要材料性能參數(shù)見表1[15]。

表1 G50 鋼的主要材料性能參數(shù)[15]Table 1 Mechanical properties of G50 steel[15]

為保證動(dòng)能塊的著靶姿態(tài)，設(shè)計(jì)了尾翼式加速裝置。加速裝置主要包括彈體、彈托、尾翼、底推和閉氣環(huán)5 個(gè)部分，彈體尾部設(shè)計(jì)有尾翼，以保證彈體在外彈道的飛行穩(wěn)定性，進(jìn)而保證彈體對(duì)靶體的正撞擊。彈托采用卡瓣結(jié)構(gòu)，成三瓣對(duì)稱布局，卡瓣結(jié)構(gòu)在炮膛內(nèi)起支撐約束彈體作用，彈體尾部設(shè)計(jì)有閉氣環(huán)，可以密封炮膛內(nèi)的火藥氣體。在高溫、高壓的火藥氣體作用下，彈體被加速至指定速度。彈體在飛出炮口后的外彈道飛行過程中，彈托在空氣阻力作用下與彈體分離。動(dòng)能塊和加速裝置結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 鎢合金動(dòng)能塊及尾翼式加速裝置Fig.1 The tungsten alloy projectile and tail-type accelerating device

鎢合金動(dòng)能塊通過 ? 30 mm 彈道炮發(fā)射，通過放置在靶板前的測(cè)速靶測(cè)定破片飛行速度，并使用高速錄像判讀結(jié)果校準(zhǔn)速度，試驗(yàn)中通過改變裝藥量來控制鎢合金破片的發(fā)射速度。實(shí)驗(yàn)布局如圖2 所示。

圖2 高速侵徹實(shí)驗(yàn)布局示意圖Fig.2 Sketch of the experiment setup for penetration at high velocity

G50 鋼靶直徑400 mm、厚150 mm，安放在鋼制基座上，兩邊通過塞入楔塊保持其位置的穩(wěn)定，并通過水平儀測(cè)量其角度以保持豎直，放置方式見圖3。

圖3 G50 靶板固定圖Fig.3 The fixation of G50 steel target

試驗(yàn)采用 LNG202G-2 型六路電子測(cè)時(shí)儀，如圖4 所示。忽略破片速度降低，通過捕捉破片穿透測(cè)速靶時(shí)發(fā)出的電信號(hào)驅(qū)動(dòng)測(cè)時(shí)儀的啟動(dòng)與停止，由此可以得到破片在兩個(gè)測(cè)速靶間的飛行時(shí)間，再由測(cè)得的測(cè)速靶間的距離除以飛行時(shí)間則能求得破片的飛行速度。測(cè)時(shí)儀精度最高可達(dá)0.1 μs。試驗(yàn)采用高速錄像對(duì)破片的飛行彈道進(jìn)行觀測(cè)。高速錄像垂直于靶道布置，正對(duì)靶板的預(yù)著彈點(diǎn)。同時(shí)，調(diào)整高速錄像拍攝畫幅尺寸，記錄破片的著靶過程，如圖5 所示。

圖4 LNG202G-2 型六路電子測(cè)時(shí)儀與測(cè)速靶Fig.4 The electronic time measurement instrument of LNG202G-2 and velocity measurement

圖5 高速錄像布置Fig.5 The layout of high-speed camera system

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

為了探究高速撞靶條件下大質(zhì)量鎢合金動(dòng)能塊對(duì)G50 鋼靶的侵徹毀傷特性，開展了5 發(fā)速度為845～1 455 m/s 的侵徹試驗(yàn)。作為對(duì)比，同步開展了4 發(fā)相近速度下鎢合金動(dòng)能塊對(duì)45 鋼的侵徹試驗(yàn)。動(dòng)能塊飛行過程典型姿態(tài)見圖6。由圖6 可知，鎢合金動(dòng)能塊在飛行過程中近乎平行于彈軸，可認(rèn)為其以垂直姿態(tài)著靶，表明所采用的加速裝置能夠有效保證動(dòng)能塊的飛行穩(wěn)定性。

圖6 動(dòng)能塊飛行姿態(tài)高速錄像圖Fig.6 High-speed video photography of the kinetic projectile flight posture

表2～3 分別給出了G50 鋼靶和45 鋼靶在不同速度鎢合金動(dòng)能塊撞擊下的近似開孔直徑、侵徹深度和開坑體積。圖7～8 分別給出了兩種靶標(biāo)的侵徹深度及開坑體積隨速度的變化關(guān)系。結(jié)果顯示，鎢合金動(dòng)能塊侵徹45 鋼靶時(shí)，隨著撞擊速度的提高，侵徹深度與侵徹開坑體積均逐步增大，兩者近似呈線性關(guān)系。而G50 鋼靶的侵徹深度和開坑體積則在高速段呈現(xiàn)不規(guī)律變化特征，原因與靶標(biāo)破壞模式相關(guān)?？傮w來看，G50 鋼靶的侵徹深度低于45 鋼靶的，主要原因是其強(qiáng)度較高；而開坑體積和開孔直徑大于45 鋼靶的，原因則與其破壞機(jī)理和破壞模式相關(guān)，有待于進(jìn)一步探討。

圖7 不同撞擊速度下典型靶標(biāo)的侵徹深度Fig.7 Depths of penetrations of the targets at different impact velocities

圖8 不同撞擊速度下典型靶標(biāo)的開坑體積Fig.8 Crater volumes of the targets at different impact velocities

表2 G50 鋼靶的侵徹毀傷特性Table 2 The penetration failure characteristics of the G50 steel targets at different impact velocities

表3 45 鋼靶的侵徹毀傷特性Table 3 The penetration failure characteristics of the 45 steel targets at different impact velocities

圖9～10 分別給出了不同速度下G50 鋼靶和45 鋼靶的侵徹毀傷形貌。結(jié)果顯示，G50 鋼靶坑底沒有明顯的鎢合金破片材料堆積，表明在侵徹過程中，動(dòng)能塊發(fā)生侵蝕、碎裂并被拋出彈坑；而45 鋼靶坑底則殘留了動(dòng)能塊剩余部分，即動(dòng)能塊并未完全破碎。原因在于 G50 鋼靶的強(qiáng)度遠(yuǎn)高于45 鋼的，在高速撞擊下產(chǎn)生了較高的沖擊壓力，導(dǎo)致動(dòng)能塊更易發(fā)生破碎。此外，在高速撞擊下，G50 鋼靶和45 鋼靶的成坑形貌特征有著明顯的不同。45 鋼靶成坑表面出現(xiàn)均勻的翻邊，成坑整體近似呈圓柱形，由于動(dòng)能塊頭部侵蝕而形成卵形坑底。而G50 鋼靶成坑表面出現(xiàn)明顯的崩裂翻邊現(xiàn)象，靶板表面出現(xiàn)了不同程度的崩碎，且成坑口部直徑較大，隨著侵徹深度的增加，開坑直徑逐漸減小，近似呈錐形。另外，開坑的內(nèi)表面更粗糙，側(cè)壁上生成了明顯的拉伸裂紋。

圖9 不同侵徹速度下G50 鋼靶的開坑形貌Fig.9 Photographs of cross sections of G50 steel target after impact by the tungsten alloy projectiles at different velocities

圖10 不同侵徹速度下45 鋼靶的開坑形貌Fig.10 Photographs of cross sections of 45 steel target after impact by the tungsten alloy projectiles at different velocities

目前，對(duì)于圓柱形鎢合金彈丸侵徹45 鋼等低碳鋼的破壞特性已開展了較多的研究，研究認(rèn)為，45 鋼強(qiáng)度較低、塑韌性較好，在彈丸的擠壓下向正向及徑向產(chǎn)生塑性流動(dòng)形成靶坑，主要以塑性流動(dòng)破壞為主；鎢合金彈丸在侵徹過程中，彈頭發(fā)生劇烈塑性變形，形成“蘑菇頭”狀，并隨著侵徹過程的進(jìn)行發(fā)生破碎，碎片通過長(zhǎng)桿彈與彈坑內(nèi)壁之間的縫隙排出。靶坑在彈體材料及慣性作用下，不斷擴(kuò)大、加深，進(jìn)而形成較為均勻的圓柱形靶坑。45 鋼的侵徹過程如圖11 所示。

圖11 鎢合金動(dòng)能塊高速撞擊低碳鋼靶的侵徹過程示意圖Fig.11 Schematica diagrams of the penetration process of low carbon steel target struck by a tungsten alloy projectile

然而，目前對(duì)超高強(qiáng)度鋼靶在鎢合金彈丸高速侵徹下的毀傷特性及機(jī)理尚缺乏充分研究。王猛等[13]研究了高強(qiáng)度裝甲鋼在鎢合金長(zhǎng)桿彈侵徹下的破壞特性，指出裝甲板彈孔底部存在冠狀裂紋的破壞模式，認(rèn)為其是侵徹過程中彈靶接觸區(qū)域局部瞬間不均勻卸載（彈體的破碎）產(chǎn)生拉伸應(yīng)力導(dǎo)致的。因此，可從侵徹過程中彈靶的受力狀態(tài)及彈體失效特性出發(fā)，分析超高強(qiáng)度鋼靶的侵徹破壞特性。認(rèn)為鎢合金動(dòng)能塊高速侵徹G50 靶板時(shí)，在彈靶界面產(chǎn)生高壓狀態(tài)，并由于邊界效應(yīng)產(chǎn)生較強(qiáng)的稀疏波對(duì)靶板表面造成的拉伸作用，靶板出現(xiàn)了翻邊和拉伸崩碎現(xiàn)象，導(dǎo)致開坑直徑較大。隨著沖擊速度的增大，稀疏波強(qiáng)度增高，導(dǎo)致靶板表面的崩碎區(qū)域增大。這也表明了在高應(yīng)變率拉伸作用下，G50 鋼的破壞模式向脆性斷裂發(fā)展。進(jìn)入開坑階段后，根據(jù)動(dòng)態(tài)空腔膨脹理論可知，理想彈塑性材料的空穴表面徑向應(yīng)力為[16]：

式中：Y為屈服極限，E為彈性模量，ρ 為材料密度，u為空穴表面膨脹速度。

由式(1)可知，由于兩種鋼材料密度相同，在相同速度下的動(dòng)態(tài)阻力部分相同，靜態(tài)阻力隨靶板屈服強(qiáng)度的增大而增大。取45 鋼的靜態(tài)屈服強(qiáng)度為355 MPa，G50 鋼的屈服強(qiáng)度為1 330 MPa，則兩者的靜態(tài)阻力約為1 651、5 015 MPa，G50 鋼靜態(tài)的空穴表面徑向應(yīng)力明顯高于45 鋼的。較高的徑向應(yīng)力作用于鎢合金動(dòng)能塊，將引起動(dòng)能塊內(nèi)產(chǎn)生應(yīng)力集中以及受力分布不均勻性，可導(dǎo)致動(dòng)能塊局部發(fā)生破碎，由此造成對(duì)彈坑的局部突然卸載，卸載波的相互作用可在對(duì)應(yīng)區(qū)域產(chǎn)生一定強(qiáng)度的拉伸應(yīng)力，導(dǎo)致靶板中產(chǎn)生冠狀裂紋，在后續(xù)的侵徹過程中，靶板沿冠狀裂紋發(fā)生剝落破壞。G50 靶侵徹后的魚鱗狀壁面以及崩裂裂紋也證明了該推斷。隨著侵徹過程的進(jìn)行，鎢合金動(dòng)能塊頭部形成“蘑菇頭”，其側(cè)部在剪切力的作用下產(chǎn)生剪切破壞，造成動(dòng)能塊頭部被削尖，侵徹阻力減小，即宏觀上形成銳化效應(yīng)，與靶板的接觸面積變小，則導(dǎo)致靶板形成較尖銳的底部。此外，靶板在高速侵徹作用下的破壞機(jī)理也對(duì)其破壞模式有較大影響。45 鋼為延性較好的軟鋼板，其在高速?zèng)_擊下通常表現(xiàn)為典型的塑性斷裂，破壞形式為延性穿孔；又由于其強(qiáng)度、硬度較低，變形較為均勻，因此不易發(fā)生絕熱剪切失穩(wěn)[17-18]。而已有的研究[13,19]表明，高強(qiáng)度鋼在高速侵徹過程中，彈、靶之間的高壓、高溫、高應(yīng)變率過程可視為絕熱過程。彈坑表層材料的熱軟化效應(yīng)將超過應(yīng)變硬化和應(yīng)變率硬化效應(yīng)，在局部區(qū)域產(chǎn)生熱塑失穩(wěn)，形成絕熱剪切帶。微裂紋易在侵徹作用力下在絕熱剪切帶中成核、長(zhǎng)大，最后擴(kuò)展為宏觀裂紋導(dǎo)致材料失效破壞。因此可以推斷，靶板絕熱剪切帶的產(chǎn)生及其在拉伸作用下的剝落破壞和動(dòng)能塊的銳化行為，聯(lián)合導(dǎo)致了G50 靶板形成類錐體的靶坑。鎢合金動(dòng)能塊高速侵徹G50 靶板的毀傷特性示意圖如圖12 所示。

圖12 鎢合金動(dòng)能塊高速撞擊G50 鋼的侵徹過程示意圖Fig.12 Schematic diagrams of the penetration process of G50 steel target struck by a tungsten alloy projectile

3 數(shù)值模擬分析

為進(jìn)一步探討和驗(yàn)證鎢合金動(dòng)能塊對(duì)不同類型鋼靶的侵徹特性，采用有限元軟件對(duì)鎢合金動(dòng)能塊高速侵徹45 鋼和G50 鋼靶進(jìn)行數(shù)值模擬研究。數(shù)值模擬算法采用Lagrange 算法，鎢合金動(dòng)能塊和鋼靶作用過程中伴隨著高溫、高壓和應(yīng)變率效應(yīng)，選用Johnson-Cook 本構(gòu)模型結(jié)合Grüneisen 狀態(tài)方程來描述其侵徹力學(xué)行為，彈、靶材料的Johnson-Cook 本構(gòu)模型參數(shù)[20-22]見表4，Grüneisen 狀態(tài)方程參數(shù)如表5 所示。

表4 彈靶材料的Johnson-Cook 參數(shù)Table 4 Johnson-Cook model parameters of projectile and targets

表5 彈靶材料的Grüneisen 狀態(tài)方程參數(shù)Table 5 Grüneisen state equation parameters of projectile and targets

通過數(shù)值模擬獲得了典型速度下45 鋼和G50 鋼的侵徹深度，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，見表6～7。結(jié)果表明，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，在一定程度上能夠反映靶板的侵徹破壞特性。45 鋼選取典型速度為1 189 m/s 的試驗(yàn)為計(jì)算工況，侵徹過程不同時(shí)刻的計(jì)算結(jié)果如圖13 所示。由圖13 可知，在侵徹的開坑階段，動(dòng)能塊頭部發(fā)生墩粗形成“蘑菇頭”，使彈坑逐漸擴(kuò)大，坑口發(fā)生擠壓翻邊；隨著侵徹過程的進(jìn)行，動(dòng)能塊頭部發(fā)生明顯的侵蝕破碎，長(zhǎng)度逐漸變短；鑒于45 鋼良好的延展性，彈坑處材料在動(dòng)能塊超高沖擊壓力下被擠向兩側(cè)和前方，并在失效準(zhǔn)則下發(fā)生單元?jiǎng)h除，最終形成類圓柱形的彈坑，與試驗(yàn)現(xiàn)象吻合。

圖13 鎢合金動(dòng)能塊高速（1 189 m/s）侵徹45 鋼靶時(shí)不同時(shí)刻的計(jì)算結(jié)果Fig.13 Schematic diagrams of the penetration of tungsten alloy projectile into 45 steel at the impact velocity of 1 189 m/s at different times

表6 45 鋼的侵徹深度數(shù)值模擬結(jié)果Table 6 Numerical simulation results of DOP of 45 steel

表7 G50 鋼的侵徹深度數(shù)值模擬結(jié)果Table 7 Numerical simulation results oof DOP of G50 steel

鎢合金動(dòng)能塊高速侵徹G50 鋼的情況以典型速度1 425 m/s 的試驗(yàn)工況為例，計(jì)算結(jié)果如圖14 所示。在侵徹初始階段，在稀疏波作用下，靶板產(chǎn)生了拉伸層裂破壞，形成了較大口徑的坑口，與試驗(yàn)結(jié)果吻合，對(duì)比圖見圖15；隨著侵徹的發(fā)展，在強(qiáng)徑向應(yīng)力作用下動(dòng)能塊頭部未能形成墩粗“蘑菇頭”，而是在頭部發(fā)生剪切失效逐漸變尖，產(chǎn)生銳化效應(yīng)，進(jìn)而在靶板中形成尖銳底部形貌。此外，高速侵徹過程中，彈、靶接觸區(qū)域始終處于高壓狀態(tài)，接觸面上的彈、靶材料不斷發(fā)生侵蝕破壞，產(chǎn)生連續(xù)的“加載-卸載”行為，進(jìn)而導(dǎo)致靶板內(nèi)出現(xiàn)拉壓應(yīng)力交替產(chǎn)生的現(xiàn)象；靶板的坑洞壁面在沖擊壓力和拉伸應(yīng)力聯(lián)合作用下形成類錐形的破壞形貌，與試驗(yàn)結(jié)果較為一致，破壞形貌對(duì)比圖見圖16。

圖14 鎢合金動(dòng)能塊高速（1 425 m/s）侵徹G50 鋼靶時(shí)不同時(shí)刻的計(jì)算結(jié)果Fig.14 Schematic diagrams of the penetration of tungsten alloy projectile into G50 steel at the impact velocity of 1 425 m/s at different times

圖15 鎢合金動(dòng)能塊高速侵徹G50 鋼靶時(shí)表面破壞形貌的對(duì)比圖Fig.15 Comparison of surface failure modes of G50 targets between simulation and experiment

圖16 鎢合金動(dòng)能塊高速侵徹G50 鋼靶時(shí)破壞形貌的對(duì)比圖Fig.16 Comparison of crater failure modes of G50 targets between simulation and experiment

4 結(jié) 論

通過彈道炮加載平臺(tái)開展了215 g 鎢合金動(dòng)能塊以689～1 489 m/s 的速度撞擊G50 超高強(qiáng)度鋼靶和45 鋼靶的試驗(yàn)，獲得了兩種靶標(biāo)的典型破壞形貌，測(cè)量了成坑體積和侵徹深度，并對(duì)兩種典型鋼靶的破壞特性進(jìn)行了分析，得到以下主要結(jié)論。

(1)在大質(zhì)量鎢合金動(dòng)能塊高速侵徹下，超高強(qiáng)度G50 鋼靶和45 鋼靶呈現(xiàn)明顯不同的破壞形貌。45 鋼靶的破壞方式屬于延性擴(kuò)孔，形成經(jīng)典的類圓柱形彈坑形貌；而G50 超高強(qiáng)鋼靶則產(chǎn)生了類錐形彈坑，且迎彈面翻邊處有明顯的層裂裂紋，在坑道表面形成了魚鱗狀粗糙壁面以及崩裂裂紋。且G50 鋼靶的侵徹深度低于相近速度下的45 鋼的侵徹深度，而成坑體積大于45 鋼的。

(2)依據(jù)彈靶作用機(jī)制，認(rèn)為大質(zhì)量鎢合金動(dòng)能塊在侵徹G50 鋼靶的過程中，在較高的徑向應(yīng)力作用下發(fā)生局部破碎，造成靶板內(nèi)產(chǎn)生卸載拉伸波。同時(shí)，高強(qiáng)度鋼靶在高速侵徹下易出現(xiàn)絕熱剪切帶，靶板彈坑壁面拉伸剝落而形成魚鱗狀粗糙壁面及崩裂裂紋，這也是G50 鋼靶侵徹成坑體積大于45 鋼靶成坑體積的主要原因；另外，由于動(dòng)能塊頭部局部破碎產(chǎn)生銳化效應(yīng)，與拉伸剝落效應(yīng)聯(lián)合導(dǎo)致了G50 鋼靶內(nèi)類錐體的彈坑破壞形貌。

(3)大質(zhì)量動(dòng)能塊對(duì)G50 鋼靶和45 鋼靶侵徹過程的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合。數(shù)值模擬較為直觀地顯示了靶板及彈體的變形、損傷直至破壞失效的全過程，進(jìn)一步驗(yàn)證了兩種鋼靶的侵徹失效破壞機(jī)制。