周忠彬，馬 田，趙永剛，李繼東，周 濤，李 鵬

（1.西安近代化學(xué)研究所，陜西 西安 710065；2.火箭軍駐西安地區(qū)第五軍事代表室，陜西 西安 710065）

目前在研或已經(jīng)裝備的鉆地彈著靶速度較低（馬赫數(shù)不大于2.5），侵徹能力有限[1]。為了對(duì)地面或地下深埋、加固的重要軍事目標(biāo)進(jìn)行毀傷打擊，隨著高超聲速飛行器的快速發(fā)展，超聲速侵徹彈已經(jīng)成為重要的發(fā)展方向，各國(guó)都在開展超聲速鉆地彈的研究。超聲速鉆地彈具有侵徹能力強(qiáng)、技術(shù)要求高等特點(diǎn)。彈體以超聲速侵徹混凝土等典型材料時(shí)，彈和靶之間的碰撞力超過目前常用金屬材料的強(qiáng)度極限，彈體部分會(huì)發(fā)生侵蝕、破壞等現(xiàn)象。開展侵徹實(shí)驗(yàn)，利用實(shí)驗(yàn)結(jié)果來(lái)分析彈和靶的相互作用過程，是研究彈體侵徹混凝土靶的能力，以及彈體可能產(chǎn)生的變形破壞、頭部侵蝕等超聲速侵徹現(xiàn)象最直觀和最有效的方法。

國(guó)內(nèi)外對(duì)中低速鉆地彈對(duì)地介質(zhì)的侵徹研究比較透徹，對(duì)超聲速條件下鉆地彈的結(jié)構(gòu)響應(yīng)和侵徹機(jī)理也開展了一定的實(shí)驗(yàn)研究，公開的研究報(bào)道有限。Lundegren[2]對(duì)超聲速?gòu)楏w侵徹混凝土介質(zhì)進(jìn)行了理論分析；Forrestal等[3]進(jìn)行了64 g量級(jí)的彈體在400～1 400 m/s速度范圍內(nèi)侵徹混凝土靶的實(shí)驗(yàn)；陳小偉等[4]、梁斌等[5]、武海軍等[6]均開展了1 200 m/s速度量級(jí)的彈體侵徹素混凝土靶的實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)超聲速條件下彈體的結(jié)構(gòu)響應(yīng)和質(zhì)量侵蝕進(jìn)行了分析討論；何翔等[7]進(jìn)行了150 g量級(jí)的實(shí)心彈丸在800～1 470 m/s速度范圍內(nèi)侵徹素混凝土靶的實(shí)驗(yàn)。上述研究主要針對(duì)實(shí)心彈丸開展，對(duì)結(jié)構(gòu)彈體的實(shí)驗(yàn)研究比較少，且實(shí)驗(yàn)靶板多為素混凝土靶。為了研究結(jié)構(gòu)彈體侵徹鋼筋混凝土靶的結(jié)構(gòu)響應(yīng)規(guī)律，王可慧等[8]進(jìn)行了0.15 kg和1.5 kg的彈體在1 030～1 630 m/s速度范圍內(nèi)侵徹鋼筋混凝土靶的實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)結(jié)構(gòu)彈體的結(jié)構(gòu)響應(yīng)、質(zhì)量損失、生存極限速度等進(jìn)行了分析討論。

本研究從實(shí)際的工程應(yīng)用出發(fā)，設(shè)計(jì)了25 kg量級(jí)的超聲速鉆地彈，結(jié)合203 mm口徑的火炮，開展了彈體在1 100～1 300 m/s速度范圍內(nèi)侵徹鋼筋混凝土靶的實(shí)驗(yàn)研究，著重對(duì)比研究超聲速侵徹條件下彈體的結(jié)構(gòu)響應(yīng)、質(zhì)量損失和不同鋼材料作為超聲速鉆地彈殼體的適應(yīng)性能。

1 實(shí)驗(yàn)方案

1.1 加載技術(shù)

根據(jù)靶場(chǎng)火炮裝置的發(fā)射能力，同時(shí)考慮到實(shí)驗(yàn)的經(jīng)濟(jì)性，選擇203 mm口徑的滑膛炮進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，彈體采用次口徑設(shè)計(jì)?；排诳蓪①|(zhì)量為25 kg量級(jí)的實(shí)驗(yàn)彈加速至1 100～1 300 m/s，在該速度條件下對(duì)彈體侵徹鋼筋混凝土靶的機(jī)理進(jìn)行研究，彈體飛行姿態(tài)穩(wěn)定，無(wú)明顯攻角。

1.2 實(shí)驗(yàn)彈體設(shè)計(jì)

大長(zhǎng)徑比的空心結(jié)構(gòu)彈體在超聲速侵徹下會(huì)出現(xiàn)結(jié)構(gòu)彎曲、彈體破裂等現(xiàn)象。為了研究超聲速侵徹條件下的彈體結(jié)構(gòu)響應(yīng)、質(zhì)量侵蝕和不同鋼材料作為殼體材料的適用性等問題，彈體壁厚比通常設(shè)計(jì)值有所增加，以增強(qiáng)彈體的抗彎曲能力。實(shí)驗(yàn)彈體的結(jié)構(gòu)和實(shí)物如圖1所示，彈體主要由殼體、后端蓋、惰性填充物（硅橡膠）、前后定心環(huán)、閉氣環(huán)、閉氣環(huán)壓環(huán)裝置等組成。彈體頭部形狀系數(shù)RCRH設(shè)計(jì)值為3.5，彈體直徑D為150 mm，長(zhǎng)徑比L/D為6.0，彈體總質(zhì)量M為25.3 kg。除前定心和后定心裝置，彈體質(zhì)量m約為20.5 kg。前定心材料為調(diào)質(zhì)后的45鋼，后定心材料為35CrMnSiA鋼，閉氣環(huán)為尼龍材料，閉氣環(huán)壓環(huán)為35CrMnSiA鋼，直徑均為203 mm，定心環(huán)和閉氣環(huán)裝置與彈體通過螺紋組合，使彈體在炮膛內(nèi)受力均勻，與炮膛內(nèi)壁配合和諧，保證不漏氣、不劃傷炮膛。

圖1 實(shí)驗(yàn)彈結(jié)構(gòu)和實(shí)物圖Fig.1 Schematic diagram and image of the projectile

鉆地彈侵徹混凝土等硬目標(biāo)過程中，彈體承受很高的沖擊載荷作用，這對(duì)彈體材料和彈體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度提出了較高要求。殼體是彈體實(shí)現(xiàn)侵徹功能的主體承載構(gòu)件，在侵徹過程中起到抵抗結(jié)構(gòu)變形、保護(hù)內(nèi)部裝藥的關(guān)鍵作用。彈體殼體應(yīng)具有優(yōu)良的力學(xué)性能，通常選擇彈體殼體材料的主要依據(jù)是抗拉強(qiáng)度σb、屈服強(qiáng)度σs和斷裂韌性KIC3個(gè)參數(shù)。

目前工程上常用的高強(qiáng)度鋼有30CrMnSiNi2A、35CrMnSiA、G50和30CrMnSiNi2MoVE，其典型的力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果見表1。綜合考慮鋼的強(qiáng)度和韌性，實(shí)驗(yàn)彈體材料選用了高強(qiáng)度、高韌性的G50鋼和30CrMnSiNi2MoVE鋼。

1.3 靶 標(biāo)

實(shí)驗(yàn)靶標(biāo)采用鋼筋混凝土靶，設(shè)計(jì)強(qiáng)度為35～40 MPa。靶體為長(zhǎng)方形，靶內(nèi)鋼筋直徑為10 mm，每層鋼筋網(wǎng)格大小為150 mm×150 mm，兩層鋼筋網(wǎng)格間距為200 mm。靶標(biāo)實(shí)體如圖2所示，靶面尺寸為1 500 mm×1 500 mm，垂直厚度為3 m，靶標(biāo)單軸抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值為39.2 MPa，滿足設(shè)計(jì)強(qiáng)度要求。

表1 金屬材料力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of metal materials

1.4 實(shí)驗(yàn)布局及測(cè)試要求

在1 300 m/s速度下，根據(jù)Young[9]公式計(jì)算得到的侵徹深度為4.0 m，經(jīng)數(shù)值仿真計(jì)算，彈體穿透厚度為3 m的鋼筋混凝土靶后，剩余速度約為280 m/s。為方便回收實(shí)驗(yàn)彈體，將靶標(biāo)緊靠回收山體放置。在靶標(biāo)前20 m處布設(shè)天幕靶，用于獲取彈體著靶前的速度。203 mm口徑的火炮布設(shè)于靶標(biāo)正前方約40 m處，實(shí)驗(yàn)布局如圖3所示。

圖2 實(shí)驗(yàn)鋼筋混凝土靶Fig.2 Reinforced concrete targets used in the experiment

圖3 實(shí)驗(yàn)布局Fig.3 Experimental layout

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 彈體的飛行速度

彈體的殼體材料為30CrMnSiNi2MoVE鋼和G50鋼，每種鋼殼體的實(shí)驗(yàn)彈數(shù)量均為2發(fā)，其中：30CrMnSiNi2MoVE鋼殼體彈體的編號(hào)為1#和2#，G50鋼殼體彈體的編號(hào)為3#和4#。4發(fā)實(shí)驗(yàn)均獲得了有效的數(shù)據(jù)。實(shí)驗(yàn)中天幕靶測(cè)試系統(tǒng)測(cè)得1#、2#、3#和4#彈體的飛行速度分別為1 259.18、1 307.31、1 305.47和1 309.46 m/s，與預(yù)估彈速1 100～1 300 m/s基本一致。

2.2 彈體的侵徹能力

兩種鋼殼體的彈體以超聲速侵徹厚度為3 m的鋼筋混凝土靶時(shí)，4發(fā)彈體均穿透靶標(biāo)，隨后繼續(xù)鉆入靶標(biāo)后的山體中。鋼筋混凝土靶結(jié)構(gòu)都產(chǎn)生嚴(yán)重破壞，沿厚度方向，主體結(jié)構(gòu)發(fā)生較嚴(yán)重的斷裂，如圖4和圖5所示。受到小口徑彈體的高速撞擊影響，靶標(biāo)正面產(chǎn)生一個(gè)較大的凹坑，且靶面上產(chǎn)生由撞擊點(diǎn)向四周擴(kuò)展的數(shù)條裂紋，裂紋基本上是均勻分布的。沿靶標(biāo)厚度方向，也可觀察到多條裂紋發(fā)生了不同程度的擴(kuò)展。

Young[9]給出的侵徹深度經(jīng)驗(yàn)公式為

式中：D為侵徹深度（m）；K為侵徹系數(shù)，在鋼筋混凝土條件下為1.8 × 10-5；S為靶標(biāo)的可侵徹性，鋼筋混凝土條件下為0.9；N為彈體頭部形狀因子，取經(jīng)驗(yàn)值N= 0.863 ×/(4RCRH? 1)]0.25；M/A為截面密度，M為彈體總質(zhì)量（kg），A為橫截面積（m2）；v為碰靶速度（m/s）。

圖4 30CrMnSiNi2MoVE鋼材料實(shí)驗(yàn)彈侵徹后靶標(biāo)的破壞結(jié)果Fig.4 Destruction results of targets penetrated by experimental projectile of 30CrMnSiNi2MoVE metal material

圖5 G50鋼材料實(shí)驗(yàn)彈侵徹后靶標(biāo)的破壞結(jié)果Fig.5 Destruction results of targets penetrated by experimental projectile of G50 metal material

式（1）的適用范圍為：彈體質(zhì)量大于2 kg，侵徹速度為61～1 330 m/s。按照式（1），并依據(jù)彈體著靶速度對(duì)彈體的侵徹能力進(jìn)行計(jì)算，得到侵徹深度為3.87～4.03 m。為了保障彈體的可靠回收，出靶后的彈體余速未能通過高速攝影等手段獲得?；厥諒楏w時(shí)，測(cè)得彈體侵入回收山體約5 m?；厥丈襟w的土質(zhì)按黏土處理，利用式（1）進(jìn)行計(jì)算，侵徹深度為5 m的黏土需要的初始速度約為190 m/s，分析得到彈體穿透靶標(biāo)后的剩余速度約為190 m/s。按式（1）計(jì)算，在190 m/s的侵徹速度條件下，彈體能夠侵徹厚度為0.5 m的鋼筋混凝土，即在1 300 m/s的侵徹速度條件下，設(shè)計(jì)的鉆地彈能夠侵徹厚度為3.5 m的鋼筋混凝土，說明彈體的實(shí)際侵徹能力略低于Young公式預(yù)估的能力。

2.3 彈體結(jié)構(gòu)破壞分析

30CrMnSiNi2MoVE鋼材料的彈體（1#和2#）和G50鋼材料的彈體（3#和4#）在實(shí)驗(yàn)后均得到回收，實(shí)驗(yàn)前和實(shí)驗(yàn)后彈體外觀對(duì)比如圖6所示。可觀察到：撞靶后實(shí)驗(yàn)彈的彈身僅頭部發(fā)生不同程度的侵蝕破壞，頭部由卵形變?yōu)榻咏筋^的鈍形；彈身主體結(jié)構(gòu)完好，后端蓋與殼體連接無(wú)破壞，彈體無(wú)明顯彎曲變形現(xiàn)象。說明撞靶速度在1 259～1 309 m/s條件下，使用30CrMnSiNi2MoVE鋼和G50鋼兩種材料的彈體都僅表現(xiàn)出頭部侵蝕破壞和側(cè)壁磨蝕等明顯的響應(yīng)特征。

圖6 實(shí)驗(yàn)前后彈體外觀比較Fig.6 Appearances comparison of projectiles before and after experiment

彈體頭部侵蝕是彈體超聲速侵徹鋼筋混凝土靶的一個(gè)明顯特征，頭部侵蝕改變了彈體頭部形狀，增大了侵徹阻力，在一定程度上影響了彈體的侵徹能力。這也解釋了彈體的實(shí)際侵徹能力略低于Young公式預(yù)估能力的原因。

此外，觀察1#～4#回收彈體的前定心附近區(qū)域，發(fā)現(xiàn)有明顯的“徑縮”現(xiàn)象，如圖6中紅線標(biāo)識(shí)所示?！皬娇s”區(qū)域容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，在殼體承受高強(qiáng)度撞擊載荷作用時(shí)，該區(qū)域會(huì)首先達(dá)到強(qiáng)度極限，從而發(fā)生斷裂破壞，繼而影響彈體的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。后續(xù)結(jié)合數(shù)值仿真，對(duì)這一現(xiàn)象的產(chǎn)生機(jī)理進(jìn)行了初步分析。

分別對(duì)實(shí)驗(yàn)前后兩種鋼殼體的彈體質(zhì)量m、長(zhǎng)度L和外徑D進(jìn)行了測(cè)量，其中實(shí)驗(yàn)前彈體質(zhì)量不包含前定心和后定心裝置，結(jié)果列于表2。分析表2發(fā)現(xiàn)，實(shí)驗(yàn)彈體質(zhì)量損失為3.7%～6.9%，彈體長(zhǎng)度變化為4.4%～10.5%；彈體外徑變化為0.27%～0.54%。由此可知，超聲速侵徹過程對(duì)彈體的侵蝕破壞比較嚴(yán)重，質(zhì)量損失和彈體長(zhǎng)度發(fā)生變化主要是由于頭部遭受侵蝕破壞所致。進(jìn)一步觀察回收的彈體，可以看到彈體表面沿軸線方向的刻痕，彈體側(cè)壁有一定程度的磨蝕，彈身外徑較實(shí)驗(yàn)前有所減小，這是由于侵徹過程中彈壁和鋼筋混凝土靶之間的撞擊以及相對(duì)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的剪力和摩擦所致。

表2 實(shí)驗(yàn)回收彈體測(cè)量結(jié)果Table 2 Measuring results of recycled projectile

進(jìn)一步觀察回收彈體的頭部，可見頭部輪廓變化明顯，頭部頂端接近平頭但也凹凸不平，如圖7所示。因此對(duì)彈體頭部的侵蝕機(jī)理分析如下：（1）彈體超聲速侵徹鋼筋混凝土靶體時(shí)，彈頭和靶體之間發(fā)生劇烈作用，彈體頭部區(qū)域受到的壓力超過彈體材料的屈服強(qiáng)度，頭部局部區(qū)域進(jìn)入塑性流動(dòng)狀態(tài)；（2）彈頭與靶體的接觸面在撞擊時(shí)產(chǎn)生高壓，變形和摩擦?xí)a(chǎn)生高溫，由于熱、力學(xué)環(huán)境超過材料強(qiáng)度極限，因而引起頭部局部剪切破壞；（3）侵徹前端的能量在頭部表面產(chǎn)生局部的高溫和高壓，使得彈體頭部表面材料出現(xiàn)熱軟化或熔化，彈體在沿軸向運(yùn)動(dòng)的過程中，與混凝土材料發(fā)生沖擊和相互運(yùn)動(dòng)，在沖擊壓縮應(yīng)力和溫升軟化的共同作用下，彈體頭部在混凝土硬度較高的骨料切削作用下產(chǎn)生非均勻性的侵蝕破壞。

圖7 回收彈體頭部侵蝕破壞Fig.7 Erosion damage of the head of recycled projectile

綜上，彈體頭部的侵蝕效應(yīng)是彈體表面材料與混凝土骨料相互作用的一個(gè)復(fù)雜過程，彈體初始速度越高，與骨料發(fā)生侵蝕作用的持續(xù)時(shí)間越長(zhǎng)，質(zhì)量損失越大。對(duì)比30CrMnSiNi2MoVE鋼和G50鋼兩種高強(qiáng)度材料，在撞靶速度基本相同的條件下，G50鋼彈體頭部質(zhì)量損失相對(duì)較小，即鋼殼體材料的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度越高，超聲速侵徹條件下彈體抵抗硬骨料切削的能力越強(qiáng)，表現(xiàn)為彈體頭部遭受侵蝕的程度較小。因此，強(qiáng)度高的G50鋼更適合用于超聲速侵徹彈的殼體材料。

2.4 彈靶作用結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析

混凝土材料采用HJC模型，參數(shù)取值如下：密度為2 240 kg/m3，彈性模量為14.86 GPa，抗壓強(qiáng)度為40 MPa，鎖變體積應(yīng)變?yōu)?0.04，剪切屈服應(yīng)力τ0= (1 -λ/3)σ0，強(qiáng)度模量參數(shù)λ為 0.61。

彈體材料采用Johnson-Cook模型，彈體仿真模型如圖8所示。彈體初始撞靶速度為1 200 m/s，0°著角和0°攻角條件下對(duì)厚度為3 m的鋼筋混凝土靶的侵徹能力仿真結(jié)果如圖9所示。計(jì)算結(jié)果表明，彈體超聲速侵徹厚度較大的鋼筋混凝土靶時(shí)，在迎彈面方向的靶體表面開坑，后續(xù)是和彈體外徑比較接近的隧道區(qū)。彈體具備穿透厚度為3 m的鋼筋混凝土靶的能力，穿透靶標(biāo)后剩余速度約為280 m/s，侵徹彈道發(fā)生一定程度的向下偏轉(zhuǎn)，偏轉(zhuǎn)角度約為0.5°，侵徹彈道較理想。穿透靶標(biāo)后彈體呈低頭姿態(tài)飛行，相較于初始姿態(tài)角0°，姿態(tài)偏轉(zhuǎn)角度約為10°。超聲速撞擊鋼筋混凝土靶過程中彈體承受的過載變化曲線如圖10所示，當(dāng)彈體頭部撞擊靶面時(shí)產(chǎn)生過載峰值，最大撞擊過載約42 498g。

圖8 彈體模型Fig.8 Simulation model of projectile

圖9 侵徹能力計(jì)算結(jié)果Fig.9 Calculation result of penetration capability

兩種鋼材料殼體的塑性變形如圖11所示。結(jié)果表明，G50鋼和30CrMnSiNi2MoVE鋼材料的殼體頭部都遭受到不同程度的侵蝕破壞，相較于彈體殼身，殼體頭部頂端塑性應(yīng)變區(qū)明顯，且頭部頂端出現(xiàn)明顯的不對(duì)稱破壞現(xiàn)象，頭部頂端上側(cè)侵蝕破壞更為嚴(yán)重。結(jié)合圖9結(jié)果，分析認(rèn)為，由于彈體頭部侵蝕破壞的不對(duì)稱性，導(dǎo)致頭部受力不均勻，從而影響了彈體侵徹厚靶標(biāo)時(shí)的彈道穩(wěn)定性，彈道發(fā)生向下偏轉(zhuǎn)。相較于30CrMnSiNi2MoVE鋼殼體，G50鋼殼體頭部侵蝕程度小，質(zhì)量損失小。從圖11還可得到，在殼體前定心附近區(qū)域也出現(xiàn)了較明顯的塑性應(yīng)變區(qū)，與圖6中回收彈體前定心附近區(qū)域出現(xiàn)明顯的“徑縮”實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象相一致。因此對(duì)“徑縮”現(xiàn)象的機(jī)理分析如下：（1）前定心環(huán)外直徑為203 mm，彈殼體外直徑為150 mm，超聲速條件下彈體頭部首先撞擊鋼筋混凝土靶，在開坑區(qū)前定心可能受到較小的作用力，未發(fā)生破壞，而在開坑區(qū)與隧道區(qū)的過渡區(qū)域，前定心受到的撞擊力增大，繼而發(fā)生破壞，沖擊波傳入彈體，前定心附近區(qū)域產(chǎn)生局部的塑性變形；（2）為了與前定心環(huán)連接，且保障殼體本體強(qiáng)度不受影響，一般將殼體上的連接螺紋設(shè)計(jì)為M155×2，稍大于殼體外徑150 mm，因此在隧道區(qū)，該連接螺紋處殼體與鋼筋混凝土靶產(chǎn)生相互摩擦和撞擊等作用，撞擊沖擊波持續(xù)傳入彈體，使得連接螺紋附近區(qū)域產(chǎn)生塑性變形，且塑性變形程度隨著連接螺紋處殼體與靶標(biāo)持續(xù)作用時(shí)間的增長(zhǎng)而增大，最終形成明顯的局部“徑縮”現(xiàn)象。

圖10 過載隨時(shí)間變化曲線Fig.10 Overload-time curve

圖11 殼體塑性變形Fig.11 Plastic deformation of projectile's body

3 結(jié) 論

從工程應(yīng)用性出發(fā)，設(shè)計(jì)了超聲速鉆地結(jié)構(gòu)彈，開展了25 kg量級(jí)彈體在1 100～1 300 m/s速度條件下侵徹鋼筋混凝土靶的實(shí)驗(yàn)，著重研究了彈體超聲速侵徹鋼筋混凝土靶的結(jié)構(gòu)變形和質(zhì)量損失，并結(jié)合數(shù)值仿真對(duì)彈體侵徹鋼筋混凝土靶過程中的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了初步分析，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比討論，得到了如下主要結(jié)論。

（1）采用合適的次口徑發(fā)射技術(shù)，利用口徑為203 mm的滑膛炮能夠?qū)?5 kg量級(jí)侵徹彈體的發(fā)射速度提高到1 259～1 309 m/s，侵徹彈體姿態(tài)穩(wěn)定，無(wú)明顯攻角。

（2）實(shí)驗(yàn)回收的彈體無(wú)明顯彎曲變形和主體結(jié)構(gòu)破壞，說明本研究中設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)彈能夠承受1 259～1 309 m/s速度下的正侵徹過載。在主體結(jié)構(gòu)基本完好的情況下，彈體高速侵徹鋼筋混凝土靶的過程中主要產(chǎn)生以頭部侵蝕破壞和側(cè)壁磨蝕為代表的結(jié)構(gòu)變形破壞模式，頭部產(chǎn)生明顯的質(zhì)量損失。而且由于頭部破壞的不均勻性和不對(duì)稱性，侵徹彈道會(huì)發(fā)生一定程度的偏轉(zhuǎn)。由于頭部鈍化增大了侵徹阻力，也影響了彈體的侵徹深度。

（3）對(duì)比30CrMnSiNi2MoVE鋼和G50鋼殼體彈體的破壞程度，強(qiáng)度高的G50鋼更適合用于超聲速侵徹彈的殼體材料。

（4）次口徑發(fā)射條件下，需合理設(shè)計(jì)定心結(jié)構(gòu)，特別是前定心環(huán)結(jié)構(gòu)，在滿足火炮發(fā)射強(qiáng)度的前提下，應(yīng)考慮在前定心環(huán)設(shè)計(jì)應(yīng)力槽結(jié)構(gòu)，使彈體在撞擊靶標(biāo)時(shí)前定心環(huán)及時(shí)發(fā)生解體性破壞，避免產(chǎn)生明顯的“徑縮”現(xiàn)象。