鄧佳杰, 張先鋒, 劉闖, 龐春旭, 王文杰

(1.南京理工大學(xué) 機械工程學(xué)院， 江蘇 南京 210094； 2.西安現(xiàn)代控制技術(shù)研究所， 陜西 西安 710065)

0 引言

動能侵徹彈是打擊深層目標的有效手段，其借助于高動能驅(qū)動侵入靶體內(nèi)部實現(xiàn)對混凝土類目標的有效破壞。當(dāng)前，動能侵徹彈的研究主要通過提高沖擊速度及增加彈體初始質(zhì)量的方式來提高侵徹動能，通過高動能對混凝土進行震碎和擠壓破壞，而采用單一壓縮破壞混凝土模式的動能侵徹彈對其侵徹能力局限較大。因此，擺脫傳統(tǒng)侵徹模式的新原理、新結(jié)構(gòu)動能侵徹彈設(shè)計開發(fā)及其侵徹機理研究已逐漸成為新型鉆地武器研究熱點之一。

研究者們開展了大量關(guān)于侵徹彈頭部形狀對侵徹深度影響及頭部形狀優(yōu)化的研究工作。Yankelevsky等[1]基于土盤模型，分析了彈體頭部形狀對砂土侵徹深度的影響，提出了最小化阻力的彈體頭部形狀優(yōu)化方法，僅利用侵徹阻力、侵徹速度及靶體模型得到回轉(zhuǎn)體彈形最優(yōu)化結(jié)構(gòu)。文獻[2-3]基于彈體頭部形狀系數(shù)表示方法，分析最小阻力下最優(yōu)化頭部形狀系數(shù)，進而提出了雙卵形頭部彈體優(yōu)化設(shè)計方法，并通過仿真及試驗驗證了該彈形優(yōu)異的侵徹能力。Ben-Dor等[4-5]基于局部相互作用模型提出關(guān)于頭部形狀相關(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[6]、柴傳國[7]在卵形彈體頭部尖端增加圓柱段，開展了該異型結(jié)構(gòu)彈體侵徹混凝土試驗，并提出了相應(yīng)的侵徹深度計算模型。對于回轉(zhuǎn)體彈形而言，優(yōu)化方法受其結(jié)構(gòu)限制，優(yōu)化后彈形侵徹深度提高有限。Ragnedda等[8]提出了切平面卵形頭部彈體侵徹混凝土深度模型。Yakunina[9-11]基于局部相互作用模型提出了凸星形頭部及V形槽錐形頭部彈體侵徹半無限靶深度計算模型，并給出了彈形優(yōu)化設(shè)計方法。范少博等[12]分析了直槽及螺旋槽頭部結(jié)構(gòu)彈體侵徹阻力，并通過試驗及仿真確定了螺旋槽彈體在提高侵徹深度方面的優(yōu)勢。Erengil等[13]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(CPHP)，隨后梁斌等[14]、Wu等[15]、He等[16]通過高速侵徹深度試驗及考慮頭部侵蝕效應(yīng)的侵徹理論模型分析確定了CPHP的侵徹能力，但高速侵徹侵蝕情況時CPHP侵徹能力受限于彈體材料。Zhang等[17]開展了雙卵形彈體及CPHP侵徹對比試驗，并提出了相應(yīng)的理論分析模型，分析結(jié)果表明雙卵形彈體能夠有效提高彈體侵徹能力，同時CPHP具有較好的侵徹彈道穩(wěn)定性。龐春旭等[18-19]設(shè)計了彈體頭部刻蝕對稱槽及非對稱槽結(jié)構(gòu)，在旋轉(zhuǎn)侵徹半無限厚混凝土、鋁靶試驗及仿真研究基礎(chǔ)上，分析得出頭部非對稱刻槽配合旋轉(zhuǎn)效應(yīng)可有效提高彈體侵徹深度。

本文基于彈體壓剪破壞混凝土思想，提出一種頭部非對稱刻槽彈體并在柱坐標下表征其幾何結(jié)構(gòu)。結(jié)合準靜態(tài)柱形空腔膨脹模型，引入剪切作用下的靶體受力狀態(tài)，建立軸向壓縮- 切向剪切聯(lián)合作用下的準靜態(tài)柱形空腔膨脹理論模型，推導(dǎo)得到考慮剪切效應(yīng)的靶體響應(yīng)力函數(shù)。在此基礎(chǔ)上，提出頭部非對稱刻槽彈體侵徹半無限厚混凝土目標侵徹深度局部相互作用模型。同時，開展頭部非對稱刻槽彈體與尖卵形彈體侵徹混凝土目標對比試驗研究，通過理論及試驗侵徹深度結(jié)果確定非圓截面頭部彈體的銳化作用在提高侵徹性能上的優(yōu)勢。結(jié)合頭部非對稱刻槽彈體侵徹過程計算結(jié)果，分析頭部非對稱刻槽彈體的侵徹阻力和侵徹深度變化規(guī)律。

1 頭部非對稱刻槽彈體結(jié)構(gòu)表征與侵徹動力學(xué)模型

1.1 頭部非對稱刻槽彈體結(jié)構(gòu)表征

基于混凝土材料壓縮與剪切特性，通過改變彈體頭部結(jié)構(gòu)形式實現(xiàn)對混凝土材料的有效剪切作用，是加速破壞混凝土并提高彈體侵徹深度較為有效的途徑。在能量利用率上，侵徹過程彈體動能損耗作用在剪切混凝土上的破壞效能顯著高于壓縮混凝土。本文基于混凝土材料抗壓不抗剪的特點，提出一種通過頭部刻槽實現(xiàn)非對稱結(jié)構(gòu)形式的彈體。該類型彈體在侵徹過程中可改變傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)彈體侵徹單一壓縮破壞混凝土的模式，最大化地破壞混凝土材料，從而減小侵徹過程阻力，實現(xiàn)較優(yōu)的彈體侵徹毀傷能力。

彈體頭部刻槽的非對稱結(jié)構(gòu)形式是指單個槽中無對稱面，且非對稱槽頭部彈體侵徹過程中槽面受力在垂直于彈體軸線平面內(nèi)無法抵消，繞彈體軸線產(chǎn)生一定的偏轉(zhuǎn)力矩。以圖1中具有4個槽的頭部非對稱刻槽彈體為例，由圖1(b)可以看出槽僅在彈體中軸線一側(cè)，單一槽在頭部剖面上呈現(xiàn)非對稱形狀，由此定義該類型彈體為頭部非對稱刻槽彈體。

頭部非對稱刻槽彈體幾何尺寸定義由兩部分組成：基體尖卵形彈體幾何尺寸和非對稱槽頭部結(jié)構(gòu)幾何尺寸。圖2(a)為頭部非對稱刻槽彈體的OXY剖面視圖，彈體頭部長度為b,彈體半徑為rp，彈體頭部圓弧半徑為Sr，槽長度為Lu. 非對稱槽起始點為x0，銑槽角度為α，銑槽數(shù)為n.

Lg=fo(x0)+(x-x0)tanα.

(1)

非對稱槽主受力面HR段的長度hm為

hm=fo(x)sinγ，

(2)

式中：

(3)

非對稱槽主受力面RM段的長度hs為

hs=fo(x)-fo(x0)-(x-x0)tanα.

(4)

由于非對稱槽區(qū)域的不連續(xù)性，非對稱槽的輪廓在HR段表達式是關(guān)于θ的函數(shù)。非對稱槽輪廓表達式可統(tǒng)一表示為

(5)

式中：k=0, 1, 2, …,n-1.

根據(jù)非對稱性槽起始點及非結(jié)稱槽長度的不同，柱坐標(x,ρ,θ)下非對稱槽頭部彈體輪廓f(x,θ)采用分段表示方法，由基體弧區(qū)域和非對稱槽區(qū)域組成。

在0≤x

f(x,θ)=fo(x).

(6)

在x0≤x

(7)

在b≤x

(8)

1.2 彈體壓剪作用下的靶體響應(yīng)力模型

基于一維坐標下的準靜態(tài)柱形空腔膨脹理論，引入剪切效應(yīng)，推導(dǎo)考慮剪切效應(yīng)的二維準靜態(tài)柱形空腔膨脹模型，得到相應(yīng)的靶體響應(yīng)力表達式，繼而可深入分析和研究軸向壓縮- 切向剪切聯(lián)合作用下混凝土材料破壞特性及彈體的侵徹行為。

假設(shè)在頭部非對稱刻槽彈體侵徹作用下，混凝土材料中出現(xiàn)柱形空腔。此時，柱形空腔壁面以速度vc及旋轉(zhuǎn)角速度ω由初始零半徑向外徑向膨脹，混凝土材料在受徑向應(yīng)力的同時在各響應(yīng)區(qū)間產(chǎn)生周向旋轉(zhuǎn)作用，材料受力表現(xiàn)為軸向壓縮及切向剪切聯(lián)合作用力，此時柱坐標下的空腔膨脹過程為二維受力狀態(tài)。如圖3所示，材料在準靜態(tài)柱形空腔膨脹理論下的響應(yīng)可描述為：空腔區(qū)(0≤rc

根據(jù)圖3所示的靶體響應(yīng)區(qū)，彈性區(qū)是處于r=cct到r=cet的區(qū)域圓環(huán)面，在r=cet處到達未受擾動區(qū)邊界，該位置處的所有應(yīng)力均為0.

柱坐標系下，各向應(yīng)變與位移間關(guān)系可表示為

(9)

彈性區(qū)各應(yīng)力與應(yīng)變間的關(guān)系可表示為

(10)

(9)式和(10)式中：ur、uθ分別為介質(zhì)的徑向位移和切向位移；σr、σθ、σz分別為介質(zhì)的徑向應(yīng)力、切向應(yīng)力和軸向應(yīng)力；σrθ、σrz、σθz分別為介質(zhì)在rθ平面、rz平面及θz平面的剪切應(yīng)力；εr為介質(zhì)的徑向應(yīng)變；εθ為介質(zhì)的切向應(yīng)變；εθr為介質(zhì)的剪切應(yīng)變；G和λ為介質(zhì)的剪切模量和Lame系數(shù)，其表達式分別表示為

(11)

E為材料彈性模量，μ為材料的泊松比。

將微元體所受力投影到微元體rθ平面上，根據(jù)二維狀態(tài)下的微元受力分析，可得到微元徑向及rθ平面的平衡方程為

(12)

由微元平衡方程關(guān)系，可得到各向應(yīng)力與位移微分方程的表達式

(13)

彈性區(qū)域滿足胡克定律，塑性區(qū)應(yīng)力關(guān)系的求解中，假設(shè)材料的屈服遵循von Mises屈服面。

(14)

式中：τrθ為rθ平面的剪切應(yīng)力；fc為混凝土材料無圍壓強度。

在平面應(yīng)變狀態(tài)的圓柱坐標下，z方向的應(yīng)變、應(yīng)變率和塑性應(yīng)變率均為0，z方向的應(yīng)力可由徑向應(yīng)力和切向應(yīng)力給出，即

(15)

由以上推導(dǎo)得到屈服面上的應(yīng)力關(guān)系式：

(16)

根據(jù)二維平面(r,θ)條件下各向應(yīng)力與位移間的關(guān)系式、微元徑向及rθ平面的平衡方程和各向應(yīng)力與位移微分方程，可以得到徑向位移與切向位移間的微分方程形式：

(17)

微分方程形式的(17)式為2階常系數(shù)齊次線性方程組，其一般解可表示為

(18)

式中：C1、C2、D1、D2為2階常系數(shù)齊次線性方程組解的常數(shù)項。

對于邊界條件r趨近于無窮時，二維平面(r,θ)的徑向位移及切向位移均為0，即C1=D1=0. 結(jié)合邊界條件，將(18)式代入(13)式，可得到各向應(yīng)力與位移微分方程：

(19)

假設(shè)切向位移uθ與徑向位移ur滿足線性比例關(guān)系，即

(20)

旋轉(zhuǎn)角速度ω與徑向速度vc同時滿足(20)式的線性比例關(guān)系，即

(21)

在考慮切向位移的條件下，屈服面半徑為Ccs. 將(19)式代入(16)式的屈服條件，得到常數(shù)項C2和D2的表達式：

(22)

當(dāng)考慮材料為不可壓縮性材料時，柱形空腔膨脹模型的質(zhì)量守恒關(guān)系可表示為

(23)

式中：acs為空腔膨脹到達屈服條件時的空腔半徑。

將(22)式代入(18)式，得到空腔膨脹到達屈服條件下徑向位移關(guān)系式：

(24)

由(24)式可進一步得到空腔膨脹到達屈服條件時的空腔半徑acs與初始空腔半徑a0及屈服面半徑Ccs的關(guān)系，即

(25)

式中：M1可表示為

(26)

根據(jù)平衡方程，結(jié)合(19)式、(22)式和(25)式，可得到考慮剪切效應(yīng)的靶體空腔膨脹徑向應(yīng)力隨空腔膨脹過程中空腔半徑間的關(guān)系式：

(27)

空腔達到穩(wěn)定時，空腔壁面徑向應(yīng)力趨近于穩(wěn)定，此時該徑向應(yīng)力即為空腔膨脹徑向應(yīng)力值。

根據(jù)(27)式分別計算空腔穩(wěn)定時的無剪切效應(yīng)及存在剪切效應(yīng)的空腔膨脹徑向應(yīng)力表達式，給出剪切效應(yīng)弱化靶體響應(yīng)力的無量綱因子為

(28)

借助于Forrestal等[20]提出的半經(jīng)驗響應(yīng)力函數(shù)式，結(jié)合剪切效應(yīng)弱化靶體響應(yīng)力的無量綱因子，可得到頭部非對稱刻槽彈體侵徹下靶體的響應(yīng)力函數(shù)：

(29)

式中：ρt為混凝土材料的密度；a0和a2為混凝土材料的相關(guān)常數(shù)。

由此，頭部非對稱刻槽彈體表面各受力面的靶體響應(yīng)力函數(shù)由(29)式計算獲得。

1.3 頭部非對稱刻槽彈體侵徹動力學(xué)模型

頭部非對稱刻槽彈體表面法向應(yīng)力可分為3部分：基體弧面、非對稱槽主受力面和非對稱槽從受力面。頭部非對稱刻槽彈體表面法向響應(yīng)力的表達式為

(30)

式中：β為基體弧區(qū)域微元切向與速度方向的夾角；σnHR、σnRM和σno分別表示非對稱槽主受力面、非對稱槽從受力面和基體弧面微元表面法向響應(yīng)力；vω為非對稱槽從受力面上微元的繞彈軸瞬時旋轉(zhuǎn)角速度ω對應(yīng)的線速度，非對稱槽區(qū)域的任意微元對應(yīng)的線速度可表示為

vω=fL(x,θ)ω.

(31)

彈體非對稱槽主受力面法向響應(yīng)力與彈軸呈90°-α角度，非對稱槽主受力面微元表面法向響應(yīng)力如圖4所示，可分解為阻礙彈體軸向運動和影響彈體周向旋轉(zhuǎn)運動的兩個，其值分別為σxHR和σωHR. 彈體非對稱槽從受力面法向響應(yīng)力垂直于受力面，非對稱槽從受力面微元表面法向響應(yīng)力不參與阻礙彈體軸線運動，僅影響彈體周向旋轉(zhuǎn)運動。

根據(jù)頭部非對稱刻槽彈體幾何關(guān)系及表面法向響應(yīng)力表達式可確定，長度為dx的頭部非對稱刻槽彈體表面在彈體軸線方向上的軸向侵徹阻力表達式為

(32)

頭部非對稱刻槽彈體侵徹過程為垂直侵徹，侵徹過程分為開坑侵徹和隧道侵徹兩個階段。由此，頭部非對稱刻槽彈體侵徹半無限脆性靶的侵徹深度可表示為

(33)

式中：Pc為開坑區(qū)侵徹深度，其值由Pc=2rp·[0.707+b/(2rp)][21-22]計算得到。

任意x坐標位置處長度為dx的彈體非對稱槽主受力面繞彈體軸線旋轉(zhuǎn)的力矩為

(34)

任意x坐標位置處長度為dx的非對稱槽從受力面繞彈體軸線旋轉(zhuǎn)的力矩為

(35)

任意x坐標位置處長度為dx的頭部非對稱刻槽彈體繞彈軸旋轉(zhuǎn)的合力矩為

(36)

頭部非對稱刻槽彈體的周向合力矩表達式為

(37)

式中：p為彈體瞬時侵徹深度。

由動量矩定理，得到頭部非對稱刻槽彈體繞彈軸旋轉(zhuǎn)的微分方程：

J(dω/dt)=mω(dω/dη)=-M=

(38)

式中：J為彈體繞x軸的轉(zhuǎn)動慣量；η為頭部非對稱刻槽彈體瞬時旋轉(zhuǎn)角度。

在頭部非對稱刻槽彈體侵徹計算過程中，利用差分計算方法，由(37)式和(38)式得到瞬時旋轉(zhuǎn)角速度ω，將該時刻的旋轉(zhuǎn)角速度與侵徹速度比值代入(29)式即可得到相應(yīng)時刻的靶體響應(yīng)力數(shù)值，進而利用微元(32)式在彈體受力區(qū)域進行積分得到彈體阻力。根據(jù)上述計算步驟，對彈體侵徹過程進行離散化計算，直至到達邊界條件彈體侵徹速度v≤0或彈體旋轉(zhuǎn)角速度ω≤0停止計算，侵徹深度及侵徹阻力時程曲線由此得到。

2 頭部非對稱刻槽彈體侵徹砂漿混凝土目標試驗研究

2.1 侵徹試驗方案及結(jié)果

下面采取對比試驗方法，分別設(shè)計同口徑的傳統(tǒng)尖卵形彈體及頭部非對稱刻槽彈體，通過侵徹深度及侵徹后靶體破壞形式的比較分析，來分析頭部非對稱刻槽彈體的侵徹行為。參考頭部非對稱刻槽彈體結(jié)構(gòu)表征方法，設(shè)計尖卵形彈體和頭部非對稱刻槽彈體。彈體直徑2rp=30 mm，彈體長徑比Lp/(2rp)=6，卵形頭部曲徑比 (CRH)均為4. 非對稱槽起始點x0、銑槽角度α和銑槽數(shù)n分別為2 mm、13.6°和4. 彈體材料硬度為45.5 HRC，假設(shè)彈體為剛性，圖5為彈體實物圖。本試驗開展30 mm彈體侵徹混凝土目標的侵徹深度對比試驗研究。彈體采用φ30 mm滑膛炮加載，侵徹速度由測速錫箔靶及多通道測速儀組成的測速系統(tǒng)來確定?；炷聊繕嗽O(shè)計尺寸為φ1 000 mm×1 000 mm，靶體外部包裹8 mm厚鋼板以防止混凝土碎裂解體。設(shè)計混凝土質(zhì)量配比為水泥∶骨料∶水=1.00∶1.25∶0.35，骨料選用石英石中粗砂細骨料，骨料粒徑足夠小，以避免侵徹過程中對頭部刻槽彈體侵徹彈道造成影響。標準28 d養(yǎng)護周期完成后對靶體材料力學(xué)性能進行測試，得到靶體無圍壓強度fc為45 MPa，彈性模量E為33.5 GPa，泊松比μ為0.22.

由圖5可見，彈體頭部非對稱槽可引起侵徹過程中彈體頭部周向產(chǎn)生孤立面，并造成非對稱槽主受力面和從受力面靶體響應(yīng)力分布不均勻，導(dǎo)致彈體產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)扭矩進而使得彈體邊侵徹邊旋轉(zhuǎn)。圖6為試驗后回收頭部非對稱刻槽彈體照片。如圖6所示，侵徹后彈體未產(chǎn)生變形，侵徹過程可視為剛性侵徹。侵徹后彈體表面附著的混凝土主要集中于槽末端至彈體尾部的彈體圓柱部，彈體表面附著混凝土的起始和末端不在同一母線上，附著的混凝土軌跡在彈體彈身段表面具有一定的弧度且與槽從受力面所在軸線位置間有夾角。從彈體侵徹方向看，彈體繞彈軸線順時針方向自旋。圖7給出了頭部非對稱刻槽彈體侵徹混凝土后的靶體失效破壞情況。由圖7(a)中靶面開坑照片可以看出，彈體侵徹后靶體均出現(xiàn)漏斗狀彈坑。由圖7(b)的侵徹彈道照片可以看出，彈體進入穩(wěn)定侵徹段時，頭部非對稱刻槽彈體侵徹孔道存在有因刻槽區(qū)域壓實混凝土造成的孔道壁面混凝土凸起，其長度貫徹整個穩(wěn)定侵徹區(qū)孔道，凸起位置對應(yīng)于彈體的刻槽區(qū)域。表1給出了尖卵形彈體與頭部非對稱刻槽彈體侵徹深度的試驗值。表1中dc表示開坑直徑，兩種結(jié)構(gòu)彈體開坑直徑相近，平均開坑直徑約為210 mm. 通過對試驗數(shù)據(jù)進行多項式擬合，得到圖8所示兩種彈體結(jié)構(gòu)的侵徹深度對比結(jié)果。從圖8所示的試驗數(shù)據(jù)及擬合曲線可以看出，彈體頭部非對稱刻槽結(jié)構(gòu)能夠顯著提高彈體的侵徹深度。侵徹速度的增加有利于頭部非對稱刻槽彈體的侵徹，隨著侵徹速度的增加，頭部非對稱刻槽彈體相對尖卵形彈體的侵徹深度提高率增加。

表1 尖卵形彈體與頭部非對稱刻槽彈體侵徹深度試驗值

2.2 頭部非對稱刻槽彈體侵徹深度理論與試驗對比

結(jié)合2.1節(jié)的頭部非對稱刻槽彈體侵徹試驗數(shù)據(jù)，對本文提出的頭部非對稱刻槽彈體侵徹混凝土深度局部相互作用模型進行試驗驗證。以尖卵形彈體及頭部非對稱刻槽彈體侵徹試驗作為校核算例，將試驗初始條件及彈體尺寸參數(shù)作為模型計算輸入。

圖9為尖卵形彈體和頭部非對稱刻槽彈體侵徹45 MPa混凝土目標的侵徹深度試驗與理論模型計算對比結(jié)果。由對比結(jié)果可以看出，理論模型預(yù)測的侵徹深度與試驗值吻合較好，彈體侵徹深度理論值相對誤差最高為5.36%. 由此，在頭部非對稱刻槽彈體的局部相互作用侵徹模型中引入剪切效應(yīng)的靶體響應(yīng)力函數(shù)，能夠較準確地計算頭部非對稱刻槽彈體侵徹混凝土的侵徹深度。根據(jù)試驗校核結(jié)果可以看出，該模型在預(yù)測不同尺寸、不同頭部非對稱刻槽長度及不同靶體強度條件下具有較好的適用性和準確性。

2.3 頭部非對稱刻槽彈體侵徹過程理論分析

為了進一步分析頭部非對稱刻槽彈體的侵徹機理，對試驗中兩個速度段的頭部非對稱刻槽彈體及相應(yīng)的尖卵形彈體侵徹過程參量進行對比。圖10分別給出(630±10) m/s和(800±10) m/s兩個速度段的侵徹加速度和侵徹深度時程曲線。由加速度時間曲線對比結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，侵徹速度相近的條件下，頭部非對稱刻槽彈體在侵徹開坑結(jié)束后加速度到達的峰值較低，進入隧道區(qū)穩(wěn)定侵徹階段時加速度相對較小且侵徹時長較短，該階段阻力減小主要為彈體頭部銳化作用引起的，靶體材料剪切弱化作用效果較小。在侵徹中后段由于彈體的自旋作用使混凝土材料受到剪切，造成其強度減弱，混凝土目標體阻抗進一步減小，彈體所受阻力顯著減小，侵徹動能衰減緩慢，彈靶作用時間延長。由侵徹深度時間變化曲線可以看出，侵徹阻力的減小使得彈體的侵徹歷程增加，侵徹深度提高。在(630±10) m/s和(800±10) m/s兩速度段上，頭部非對稱刻槽彈體理論計算侵徹深度相對尖卵形彈體提高率分別為10.7%和14.1%.

通過分析頭部非對稱刻槽彈體的侵徹過程參量可知，頭部非對稱刻槽彈體侵徹過程前期阻力減小主要由彈體頭部銳化作用引起，侵徹中后段彈體減阻主導(dǎo)因素為剪切效應(yīng)引起的靶體材料強度弱化。

3 結(jié)論

基于彈體壓剪破壞混凝土思想，本文提出一種侵徹過程中可剪切破壞混凝土的頭部非對稱刻槽彈體?；陬^部非對稱刻槽彈體幾何結(jié)構(gòu)特征，提出極坐標下的頭部非對稱刻槽彈體結(jié)構(gòu)數(shù)學(xué)表征。利用準靜態(tài)柱形空腔膨脹模型，引入剪切作用下的靶體受力狀態(tài)，建立軸向壓縮- 切向剪切聯(lián)合作用下的準靜態(tài)柱形空腔膨脹理論模型，推導(dǎo)得到考慮剪切效應(yīng)的靶體響應(yīng)力函數(shù)。在此基礎(chǔ)上，提出頭部非對稱刻槽彈體侵徹半無限厚混凝土目標侵徹深度局部相互作用模型。同時，開展了中低速度范圍的頭部非對稱刻槽彈體侵徹半無限混凝土目標系列試驗研究。在試驗侵徹深度驗證的理論模型基礎(chǔ)上，進行頭部非對稱刻槽彈體侵徹過程分析。

分析結(jié)果表明，彈體頭部結(jié)構(gòu)改變增加了彈體頭部銳度，同時引起了彈體自旋加速破壞混凝土，減小了彈體侵徹過程阻力，進而提高了侵徹深度。在考慮剪切效應(yīng)的空腔膨脹模型確定靶體響應(yīng)力基礎(chǔ)上，利用局部相互作用模型可有效預(yù)測頭部非對稱刻槽彈體的侵徹深度，頭部非對稱刻槽彈體侵徹半無限混凝土目標理論模型具有較好的預(yù)測性及通用性，可用于預(yù)測頭部非對稱刻槽彈體結(jié)構(gòu)及相應(yīng)的優(yōu)化設(shè)計。與尖卵形彈體相比，頭部非對稱刻槽彈體具有更優(yōu)異的侵徹能力。