何 俊,徐立志,杜忠華,倪 松

(1.安徽機(jī)電職業(yè)技術(shù)學(xué)院,安徽 蕪湖 241000;2.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,江蘇 南京 210094; 3.江蘇儀征技師學(xué)院,江蘇 揚(yáng)州 211400)

橫向效應(yīng)增強(qiáng)型侵徹體[1-2](penetrator with enhanced lateral effect,PELE)是一種高密度金屬材料殼體和低密度材料裝填物兩部分組成的無(wú)引信、無(wú)裝藥新型彈藥。當(dāng)PELE與目標(biāo)靶彼此作用時(shí),裝填物的低密度材料受壓產(chǎn)生徑向膨脹,促使殼體侵徹目標(biāo)靶過程中形成一定的擴(kuò)孔效應(yīng);當(dāng)貫穿靶后,裝填物的能量沿徑向瞬間釋放,使殼體破碎產(chǎn)生大量的破片,形成靶后殺傷。顯然,殼體部分是對(duì)目標(biāo)造成破壞和殺傷的主要基體。針對(duì)金屬靶板目標(biāo),殼體材料較多采用鎢合金材料,但是鎢合金殼體材料在穿靶后形成的破片不規(guī)則,散布不均勻,影響了破片的靶后殺傷能力[3-4]。目前,對(duì)殼體材料的研究主要集中在殼體材料的壓拉強(qiáng)度比、密度等因素對(duì)PELE橫向效應(yīng)的影響[5-6],對(duì)PELE殼體采用新型鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料的研究較少。新型鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料通過在非晶材料鋯基中引入第二相鎢絲,既保證了復(fù)合材料具有高硬度、高強(qiáng)度和高密度,同時(shí)又增強(qiáng)了整體塑性。杜忠華等[7]將鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料作為動(dòng)能穿甲彈彈芯進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,當(dāng)撞擊速度大于1 000 m/s時(shí),該復(fù)合材料先后呈現(xiàn)非晶氣化、彈芯外側(cè)鎢絲屈曲和彎曲斷裂、鎢絲回流等現(xiàn)象,使復(fù)合材料彈芯保持自銳特性,提高穿甲性能。程煥武等[8]對(duì)鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料的斷口形貌進(jìn)行掃描電鏡實(shí)驗(yàn),發(fā)現(xiàn)鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料的斷裂模式為混合型,包括剪切斷裂和縱向開裂,縱向裂紋沿鎢絲界面擴(kuò)展,在裂紋沿鎢絲和非晶基體間擴(kuò)展的同時(shí)鎢絲縱向劈裂并有屈曲失穩(wěn)和翹起。利用鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料抗拉強(qiáng)度低和易于離散的特性,將鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料作為PELE殼體材料,朱建生等[9-10]在低速條件下(小于1 000 m/s)對(duì)集束鎢絲殼體PELE的橫向效應(yīng)進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)復(fù)合材料殼體產(chǎn)生的破片均勻,增加了其毀傷效應(yīng)。

為了解決鎢合金殼體材料破片不規(guī)則,散布不均勻的缺點(diǎn),本文首次提出將鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料和鎢合金殼體材料與新型分層結(jié)構(gòu)PELE相結(jié)合,在1 050～1 250 m/s速度范圍內(nèi),對(duì)5種不同方案的彈丸作用于多層間隔靶進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究。通過對(duì)比分析各方案實(shí)驗(yàn)結(jié)果,得出徑向分層結(jié)構(gòu)PELE與鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料相結(jié)合較好地改變了破碎產(chǎn)生破片的數(shù)量、質(zhì)量和散布面積,獲得了最優(yōu)的毀傷效果,為今后PELE材料選擇和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供一定的參考。

1 實(shí)驗(yàn)方案

1.1 彈丸結(jié)構(gòu)

在常規(guī)PELE結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上,本文創(chuàng)新性地提出了2種分層結(jié)構(gòu)的PELE,即軸向分層結(jié)構(gòu)PELE和徑向分層結(jié)構(gòu)PELE,如圖1(a)和圖1(b)所示。方案Ⅴ的彈丸為常規(guī)結(jié)構(gòu)PELE(如圖1(c)所示),其由金屬殼體和塑料彈芯組成。彈丸中的底推部件與殼體底部相連,該部件是為了保障發(fā)射條件,其由尼龍材料加工而成,忽略其對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響。

圖1 3種結(jié)構(gòu)的PELE

彈丸結(jié)構(gòu)和殼體材料方案如表1所示。

表1 彈丸結(jié)構(gòu)和殼體材料方案

方案Ⅰ、方案Ⅱ的彈丸為軸向分層結(jié)構(gòu)PELE,其結(jié)構(gòu)由三級(jí)小長(zhǎng)徑比的常規(guī)PELE沿軸向串聯(lián)組成。為了保障彈丸在侵徹過程中的彈道穩(wěn)定性,前后級(jí)侵徹體通過臺(tái)階面限制一定的軸向和徑向相對(duì)移動(dòng);同時(shí),將三級(jí)小長(zhǎng)徑比的常規(guī)PELE安裝在鋁制套筒中,進(jìn)一步保證彈道穩(wěn)定性。

方案Ⅲ、方案Ⅳ的彈丸即為徑向分層結(jié)構(gòu)PELE,其結(jié)構(gòu)由內(nèi)到外依次為:彈芯、殼體、彈芯和殼體,可將其視為由兩層常規(guī)PELE組成。為了保證內(nèi)層PELE與外層PELE的相對(duì)位置,兩者通過軸孔方式連接。

1.2 彈靶材料性能

本文的彈丸殼體材料分別選取鎢合金和鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料,鎢合金選用普通93W,其密度17.6 g/cm3。鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料由Zr38Ti17Cu10.5Co12Be22.5非晶材料和直徑0.3 mm的鎢絲組成,其中非晶材料作為黏結(jié)相,而鎢絲作為增強(qiáng)相均勻分布在非晶材料中,鎢絲的體積分?jǐn)?shù)約為80%。彈芯和靶板分別選取尼龍66和Q235。彈丸和靶板材料的性能參數(shù)包括密度、泊松比、模量、屈服強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度等,具體參數(shù)見表2。

表2 彈丸和靶板的材料參數(shù)[11-13]

1.3 實(shí)驗(yàn)布置

試驗(yàn)采用25 mm彈道炮發(fā)射彈丸,實(shí)驗(yàn)布局和多層間隔金屬靶板的布置如圖2所示。炮口與第一塊靶板之間的距離為6 m,第一塊靶板前方0.5 m處布置測(cè)速紙靶,通過連接測(cè)速儀器測(cè)量彈丸的著靶速度。靶板尺寸(長(zhǎng)度、寬度和厚度)為400 mm×400 mm×5 mm,相鄰兩層靶板之間的距離為0.2 m,由彈丸侵徹順序依次命名為A,B,C,D號(hào)靶板。

圖2 實(shí)驗(yàn)布置示意圖

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

由于彈丸結(jié)構(gòu)和殼體材料不同,故而不同方案彈丸的質(zhì)量也不同。通過控制彈丸的著靶速度,保證彈丸具有相近的初始動(dòng)能,如表3所示,彈丸的初始動(dòng)能在189.35～179.39 kJ范圍內(nèi)波動(dòng),最大與最小動(dòng)能的誤差約為5.3%。為了對(duì)比分析不同彈丸結(jié)構(gòu)和殼體材料對(duì)靶板的毀傷情況,實(shí)驗(yàn)后記錄了靶板開孔尺寸和破片的散布尺寸,具體數(shù)值如表3所示。

表3 靶板的開孔和破片散布尺寸

2.2 分層結(jié)構(gòu)PELE橫向效應(yīng)分析

對(duì)比分析方案Ⅰ、Ⅲ和Ⅴ的實(shí)驗(yàn)結(jié)果,3種方案的彈丸殼體材料均為鎢合金,而結(jié)構(gòu)分別為軸向分層結(jié)構(gòu)、徑向分層結(jié)構(gòu)和常規(guī)結(jié)構(gòu)PELE,彈丸對(duì)多層間隔靶的破壞情況如圖3所示。

圖3 方案Ⅰ、Ⅲ、Ⅴ彈丸對(duì)每層靶板的破壞情況

對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的詳細(xì)分析如下:

①?gòu)椡枋紫扰c靶板A作用,如圖3(a)所示(以方案Ⅰ彈丸對(duì)靶板的破壞情況為例),以上3種方案的彈丸對(duì)靶板均形成了沖塞剪切破壞,其開孔皆近似圓形,且開孔直徑約為30～32 mm,破壞效果沒有明顯差別。

②根據(jù)PELE的作用原理,彈丸穿透A靶后形成大量的破片。如圖3(b)所示,這些穿靶后產(chǎn)生的破片對(duì)B靶板產(chǎn)生協(xié)同毀傷效果,從而形成了3～3.5倍彈徑的開孔破壞,對(duì)比表3靶板B的開孔尺寸(3種方案依次為90,85和73 mm),可知方案Ⅰ、Ⅲ的彈丸對(duì)靶板B的開孔尺寸較方案Ⅴ分別提高了23%和16%。由于彈丸結(jié)構(gòu)差異導(dǎo)致3種方案的彈丸產(chǎn)生的破片數(shù)量、大小和散布面積不同,通過對(duì)比圖3(b)中“鋸齒”形開孔邊緣,獲得3種方案圓周分布的破片數(shù)量依次約為24,35和19枚,可知方案Ⅰ、Ⅲ的彈丸穿靶后產(chǎn)生的破片數(shù)量較方案Ⅴ分別提高了5.3%和84.2%。由于開孔圓周破片的分布密度(單位長(zhǎng)度破片數(shù)量)是決定破片協(xié)同毀傷作用的重要參數(shù),根據(jù)表3靶板B的開孔尺寸,計(jì)算得到方案Ⅰ、Ⅲ、Ⅴ破片的圓周分布密度(每毫米長(zhǎng)度上的破片數(shù))分別為0.085,0.13和0.084枚,由此發(fā)現(xiàn)方案Ⅲ的破片圓周分布密度較方案Ⅴ提高了54.8%,而方案Ⅰ的破片圓周分布密度與方案Ⅴ基本相同;同時(shí),結(jié)合圖3(b)中方案Ⅰ靶板的破壞情況,靶板開孔部分未完全脫離靶板,說明圓周分布密度0.085 mm-1近似為臨界值。綜合上述分析,分層結(jié)構(gòu)PELE相較于常規(guī)結(jié)構(gòu)PELE可有效提高彈丸貫穿第1層靶后的破片數(shù)量和對(duì)第2層靶板的開孔尺寸,而徑向分層結(jié)構(gòu)PELE(方案Ⅲ彈丸)可有效提高破片的圓周分布密度。

③圖3(c)為第3層靶板的破壞情況,其破壞形式主要包括中心部位的開孔破壞和周圍的破片沖擊破壞。結(jié)合表3靶板C的開孔尺寸,3種方案彈丸對(duì)靶板的開孔破壞尺寸依次為42,50和45 mm,相較于靶板B的開孔尺寸明顯減小,說明靶板C的開孔主要由剩余彈丸沖擊形成。分析破片對(duì)靶板C的沖擊破壞:由于鎢合金材料強(qiáng)度高,韌性低,彈丸產(chǎn)生的破片與靶板B作用后,破碎形成數(shù)量更多和質(zhì)量更小的破片,并作用到靶板C上,圖3(c)中矩形方框?yàn)槠破瑢?duì)靶板的開坑,三角形框?yàn)槠破瑢?duì)靶板的開孔,圓形框?yàn)槠破纳⒉紖^(qū)域(圖3(c)與此一致)。根據(jù)圖3(c)中破片對(duì)靶板的開坑數(shù)量,方案Ⅰ的結(jié)果最少,說明方案Ⅰ彈丸產(chǎn)生的破片質(zhì)量小,該破片與靶板B作用后形成質(zhì)量更小的破片,其對(duì)靶板C已無(wú)法形成有效毀傷;根據(jù)圖3(c)中對(duì)靶板的開孔數(shù)量,方案Ⅴ的結(jié)果最多,說明方案Ⅴ的彈丸產(chǎn)生的破片質(zhì)量大,該破片與靶板B作用后形成質(zhì)量更小的破片,但其對(duì)靶板C仍然可以形成有效毀傷。結(jié)合圖3(d)第4層靶板的破壞情況,靶板上只有少量破片坑,并且彈丸對(duì)靶板產(chǎn)生的開孔為不規(guī)則形狀,說明剩余彈丸未能垂直侵徹第3層靶板,因此彈丸侵徹靶板C未發(fā)揮作用而產(chǎn)生有效破片,并且剩余彈丸的彈道已嚴(yán)重失穩(wěn)。綜合上述分析,以鎢合金作為殼體材料的分層結(jié)構(gòu)PELE無(wú)法對(duì)第3層和第4層靶板繼續(xù)形成高效毀傷。

2.3 復(fù)合材料分層結(jié)構(gòu)PELE橫向效應(yīng)分析

2.3.1 軸向分層結(jié)構(gòu)PELE對(duì)比分析

對(duì)比分析方案Ⅰ和Ⅱ的實(shí)驗(yàn)結(jié)果,2種方案均為軸向分層結(jié)構(gòu)PELE,而殼體材料分別為鎢合金和鎢絲非晶復(fù)合材料,方案Ⅱ彈丸對(duì)多層間隔靶的破壞情況如圖4所示。

圖4 方案Ⅱ各層的破壞情況

對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的詳細(xì)分析如下：

①?gòu)椡枋紫扰c靶板A作用,結(jié)合表3靶板A的開孔尺寸,方案Ⅰ和Ⅱ彈丸產(chǎn)生的開孔直徑分別為30 mm和28 mm,兩者沒有明顯差別;但是,方案Ⅱ靶板的通孔壁上有明顯溝壑,由于在高速?zèng)_擊條件下,非晶材料迅速發(fā)生氣化,同時(shí)殼體受到徑向力作用膨脹,加速鎢絲束間分離,殼體外層鎢絲更易發(fā)生彎曲、屈曲現(xiàn)象,對(duì)開孔邊緣產(chǎn)生掛壁現(xiàn)象。

②方案Ⅱ彈丸產(chǎn)生的破片對(duì)靶板B的破壞情況如圖4(b)所示,發(fā)現(xiàn)破片對(duì)靶板B未形成通孔破壞,仍有1/4開孔邊緣連接;結(jié)合表3中靶板B的破片散布尺寸,方案Ⅰ、Ⅱ彈丸在靶板B上產(chǎn)生破片的散布尺寸均為90 mm,根據(jù)2.2節(jié)中的分析,方案Ⅰ彈丸在靶板B上產(chǎn)生破片的圓周分布密度近似為臨界值,因此方案Ⅱ彈丸在靶板B上產(chǎn)生的有效破片數(shù)量要小于方案Ⅰ。分析其原因?yàn)?由于復(fù)合材料在鎢絲垂直方向上的拉伸強(qiáng)度主要取決于黏結(jié)相的抗拉強(qiáng)度和黏結(jié)相與鎢絲的界面黏結(jié)強(qiáng)度[14],且該強(qiáng)度值要明顯低于復(fù)合材料在鎢絲平行方向上的抗壓強(qiáng)度。因此,在彈丸侵徹靶板的過程中,殼體受到軸向力和徑向力共同作用,復(fù)合材料在徑向(鎢絲垂直方向)的低抗拉強(qiáng)度使殼體在徑向膨脹力作用下迅速破碎為大量較細(xì)的鎢絲束,軸向力作用使鎢絲束發(fā)生縱向開裂和剪切斷裂破壞,最終形成大量質(zhì)量小的鎢絲束破片;同時(shí),侵徹過程中伴隨著高溫、高壓,復(fù)合材料中的部分非晶相會(huì)發(fā)生氣化[15],僅剩下增強(qiáng)相鎢絲。因此,方案Ⅱ彈丸貫穿靶板B后產(chǎn)生的破片包含鎢絲束破片和鎢絲,因其質(zhì)量過小,無(wú)法對(duì)靶板形成有效毀傷,如圖4(b)靶板中的大量破片坑與此相互驗(yàn)證。

③圖4(c)為第3層靶板的破壞情況,靶板C上分布著大量破片坑,同時(shí),鎢絲束破片穿過靶板B,分散形成的鎢絲集中分布在中間開孔區(qū)域,大量鎢絲雖然無(wú)法形成有效毀傷,但可使靶板抗力降低,剩余彈丸繼續(xù)與靶板C作用,導(dǎo)致靶板產(chǎn)生變形和撕裂的開孔破壞,其破壞效果明顯優(yōu)于相同結(jié)構(gòu)的鎢合金殼體PELE。與方案Ⅰ(開孔尺寸42 mm)相比,方案Ⅱ彈丸對(duì)靶板C的開孔尺寸(約為80 mm)增加了90.5%。結(jié)合表3靶板D的破片散布尺寸,可知方案Ⅱ彈丸對(duì)靶板D的開孔和破片散布尺寸也均大于方案Ⅰ(約為其1.32倍),并且通過觀察圖4(d)靶板的破口形式發(fā)現(xiàn),方案Ⅱ剩余彈丸的彈道仍然穩(wěn)定。分析原因?yàn)?隨著貫穿層數(shù)增加,彈丸剩余動(dòng)能減小,同樣由于鎢絲/非晶復(fù)合材料的徑向抗拉強(qiáng)度低而更易產(chǎn)生橫向效應(yīng),在低速?zèng)_擊條件下,彈丸與后續(xù)靶板作用后,復(fù)合材料殼體仍能破碎形成橫向擴(kuò)孔。綜合上述分析,在對(duì)多層間隔靶的持續(xù)毀傷方面,以復(fù)合材料作為殼體的軸向分層結(jié)構(gòu)PELE可對(duì)第3層和第4層靶板繼續(xù)形成高效毀傷,且其相較于鎢合金殼體的軸向分層結(jié)構(gòu)PELE有明顯提升。

2.3.2 徑向分層結(jié)構(gòu)PELE對(duì)比分析

對(duì)比分析方案Ⅲ和Ⅳ的實(shí)驗(yàn)結(jié)果,2種方案均為徑向分層結(jié)構(gòu)PELE,而殼體材料分別為鎢合金和鎢絲非晶復(fù)合材料,方案Ⅳ彈丸對(duì)多層間隔靶的破壞情況如圖5所示。

圖5 方案Ⅳ各層的破壞情況

對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的詳細(xì)分析如下:

①方案Ⅳ彈丸首先與靶板A作用,如圖5(a)所示,彈丸對(duì)靶板A的破壞形式明顯不同于方案Ⅲ的沖塞剪切破壞,其開孔邊緣呈“鋸齒”形狀,在開孔周圍有明顯“絲狀”開坑,并且其開孔尺寸約為方案Ⅲ的1.5倍。分析其原因?yàn)?由于復(fù)合材料徑向拉伸強(qiáng)度較低,在侵徹過程中,殼體在徑向載荷作用下,快速產(chǎn)生了膨脹變形并且破碎,對(duì)靶板形成了更大尺寸的“鋸齒”形開孔;同時(shí),鎢絲在拉伸應(yīng)力作用下發(fā)生離散,產(chǎn)生大量具有較高徑向速度的鎢絲段,在穿孔周圍留下鎢絲印痕。

②由表3靶板B的開孔尺寸和破片散布尺寸可知,方案Ⅳ的開孔尺寸(75 mm)要低于方案Ⅲ(85 mm),而破片的散布尺寸(150 mm)要高于方案Ⅲ(85 mm),原因在于:復(fù)合材料徑向拉伸強(qiáng)度要低于鎢合金拉伸強(qiáng)度,這導(dǎo)致復(fù)合材料殼體產(chǎn)生破片的徑向速度要低于鎢合金殼體,從而導(dǎo)致穿靶后形成的破片對(duì)靶板B的開孔尺寸較方案Ⅲ減小。圖5(b)中開孔周圍的開坑主要由鎢絲造成的,與方案Ⅳ彈丸對(duì)靶板A開孔周圍產(chǎn)生“絲狀”開坑的機(jī)理相同,在侵徹過程中,鎢絲束破片間的黏結(jié)相不斷氣化,鎢絲在拉伸應(yīng)力作用下發(fā)生離散,產(chǎn)生大量具有較高徑向速度的鎢絲段,因此方案Ⅳ彈丸破片散布尺寸更大。

③由表3可知,方案Ⅳ彈丸破片對(duì)靶板C的散布尺寸與開孔尺寸相近,表現(xiàn)出鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料形成的破片分布更加集中,能夠?qū)Π邪逍纬深A(yù)毀傷,降低靶板抗力,同時(shí)徑向分層結(jié)構(gòu)PELE殼體破碎形成的破片比常規(guī)結(jié)構(gòu)PELE和軸向分層結(jié)構(gòu)PELE更多,在剩余彈丸沖擊作用下,形成更大的撕裂開孔破壞,如圖5(c)所示,靶板變形非常嚴(yán)重,且其開孔尺寸為120 mm,約為方案Ⅲ開孔尺寸的2.4倍。由于鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料低抗拉強(qiáng)度的特性,彈丸與靶板C作用后,仍然可以產(chǎn)生破片,并且剩余彈丸與靶板D作用表現(xiàn)出橫向擴(kuò)孔效應(yīng),對(duì)靶板D形成撕裂開孔破壞,開孔尺寸和破片散布尺寸均優(yōu)于方案Ⅲ(約為其1.25倍)。綜合上述分析,以復(fù)合材料作為殼體的徑向分層結(jié)構(gòu)PELE,可對(duì)第3層和第4層靶板繼續(xù)形成高效毀傷,且其相較于鎢合金殼體的徑向分層結(jié)構(gòu)PELE有明顯提升。

對(duì)比分析方案Ⅱ和Ⅳ的實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn),鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料在2種結(jié)構(gòu)中均表現(xiàn)出易于分散且破片分布集中的特性,但徑向分層結(jié)構(gòu)PELE能夠產(chǎn)生更多破片,且對(duì)靶板形成更大的開孔尺寸。

3 結(jié)論

在保證動(dòng)能相近的條件下,彈丸的著靶速度范圍為1 050～1 250 m/s,對(duì)比分析了3種不同彈丸結(jié)構(gòu)和2種不同殼體材料對(duì)多層間隔靶的橫向效應(yīng),可以得到以下結(jié)論:

①通過對(duì)比以鎢合金為殼體材料的分層結(jié)構(gòu)PELE與常規(guī)結(jié)構(gòu)PELE對(duì)多層間隔靶的毀傷效果,軸向分層結(jié)構(gòu)和徑向分層結(jié)構(gòu)相較于常規(guī)結(jié)構(gòu)PELE,貫穿第1層靶板產(chǎn)生的破片數(shù)量分別提高了5.3%和84.2%,且對(duì)第2層靶板形成的開孔尺寸分別提高了23%和16%。但是,以鎢合金作為殼體材料的分層結(jié)構(gòu)PELE對(duì)第3層和第4層靶板的開孔尺寸僅為45～55 mm,無(wú)法對(duì)其繼續(xù)形成高效毀傷。

②對(duì)比殼體分別采用鎢合金(方案Ⅰ)和鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料(方案Ⅱ)的軸向分層結(jié)構(gòu)PELE對(duì)多層間隔靶的毀傷效果發(fā)現(xiàn),雖然方案Ⅱ的彈丸在貫穿第1層靶板產(chǎn)生的有效破片數(shù)量要少于方案Ⅰ,但是,其對(duì)第3層和第4層靶板的開孔尺寸分別較方案Ⅰ提升了90.5%和32%。即方案Ⅱ可對(duì)第3層和第4層靶板繼續(xù)形成高效毀傷。

③對(duì)比殼體分別采用鎢合金(方案Ⅲ)和鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料(方案Ⅳ)的徑向分層結(jié)構(gòu)PELE對(duì)多層間隔靶的毀傷效果發(fā)現(xiàn),雖然方案Ⅳ的彈丸在第2層靶上開孔尺寸有所減弱。但是,其在第1層靶上即可形成約為方案Ⅲ的1.5倍開孔,且在第3層、第4層靶板上形成的開孔尺寸分別提升140%和25%。綜合對(duì)比可得,方案Ⅳ對(duì)靶板的破壞效果顯著優(yōu)于其他方案。