澆注炸藥PBX-1 侵徹安定性試驗(yàn)與數(shù)值模擬

張琪林，段卓平，孟凡星，南 海，王昕捷，黃風(fēng)雷

（1. 北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081；2. 哈爾濱建成集團(tuán)有限公司，黑龍江 哈爾濱 150030；3.西安近代化學(xué)研究所，陜西 西安 710065）

1 引言

澆注PBX 炸藥是一種具有低模量易變形特性的混合炸藥，具有良好的抗過(guò)載和爆轟性能，自20世紀(jì)80年代，澆注PBX 炸藥開(kāi)始廣泛應(yīng)用于高速侵徹戰(zhàn)斗部中［1-2］。鉆地彈等侵徹戰(zhàn)斗部裝藥在侵徹過(guò)程中需要承受極高的過(guò)載和復(fù)雜應(yīng)力波作用，容易發(fā)生損傷、變形和摩擦，使局部溫升過(guò)高，當(dāng)溫度超過(guò)炸藥臨界點(diǎn)火閾值時(shí)，裝藥會(huì)發(fā)生意外點(diǎn)火導(dǎo)致戰(zhàn)斗部失效［3-4］。因此，研究侵徹戰(zhàn)斗部中澆注PBX裝藥的力-熱響應(yīng)具有重要意義。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)炸藥的點(diǎn)火機(jī)制進(jìn)行了廣泛的研究，目前認(rèn)可的熱點(diǎn)機(jī)制包括裂紋摩擦、孔洞塌縮、位錯(cuò)滑移等［5-7］。進(jìn)一步研究表明，炸藥在撞擊等機(jī)械刺激下變形流動(dòng)引起的溫升是裝藥非沖擊點(diǎn)火的重要因素，F(xiàn)rankel 等［8］通過(guò)測(cè)量落錘試驗(yàn)中炸藥表面的溫度變化，認(rèn)為落錘實(shí)驗(yàn)中炸藥的點(diǎn)火機(jī)制是大變形流動(dòng)導(dǎo)致的溫升；陳廣南等［9］計(jì)算了固體火箭推進(jìn)劑在機(jī)械沖擊載荷下的黏性升溫，表明基體的黏性升溫將促進(jìn)含能顆粒受熱分解，在一定條件下引發(fā)點(diǎn)火反應(yīng)；樓建鋒等［10］在熱彈塑性模型的基礎(chǔ)上考慮了炸藥的化學(xué)分解放熱，較好地描述了Steven 試驗(yàn)中炸藥的力-熱響應(yīng)過(guò)程。Bennett［11］在Dienes［12］和Addessio［13］等研究的基礎(chǔ)上建立了黏彈性統(tǒng)計(jì)裂紋細(xì)觀損傷模型（Visco-SCRAM），該模型將廣義黏彈性體和細(xì)觀微裂紋體耦合，不僅可以描述炸藥的宏觀黏彈性和細(xì)觀裂紋損傷，還可以通過(guò)熱力耦合表征炸藥宏觀變形升溫和細(xì)觀裂紋摩擦生熱機(jī)制。澆注PBX 裝藥因其澆注工藝和低模量的物理特性，可有效減少初始缺陷和裂紋摩擦形成的熱點(diǎn)，但模量降低的同時(shí)會(huì)加大炸藥在侵徹過(guò)載等復(fù)雜應(yīng)力條件下的變形竄動(dòng)，也難以對(duì)澆注PBX炸藥在侵徹過(guò)程中的安定性進(jìn)行實(shí)驗(yàn)和數(shù)值表征［14-17］。

為研究澆注炸藥PBX-1 的侵徹安定性，本研究針對(duì)裝填PBX-1 炸藥的平頭試驗(yàn)彈進(jìn)行了侵徹安定性試驗(yàn)，討論了裝藥意外點(diǎn)火的原因；基于黏彈性統(tǒng)計(jì)裂紋模型，采用大變形流固耦合算法，對(duì)侵徹安定性實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬，在驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果的同時(shí)，分析了澆注炸藥在侵徹過(guò)程中的力-熱-點(diǎn)火響應(yīng)。

2 侵徹安定性試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)方法及條件

裝藥侵徹安定性試驗(yàn)采用155 mm 火炮水平發(fā)射含裝藥試驗(yàn)彈，試驗(yàn)彈自由飛行約20 m 后，以一定的著靶速度侵徹鋼筋混凝土靶標(biāo)。在不超過(guò)火炮發(fā)射能力的前提下，試驗(yàn)彈的著靶速度可通過(guò)調(diào)整發(fā)射藥藥量實(shí)現(xiàn)。采用測(cè)速網(wǎng)靶測(cè)量試驗(yàn)彈的著靶速度，通過(guò)高速攝影判讀試驗(yàn)彈飛行姿態(tài)和著靶姿態(tài)，最終根據(jù)回收試驗(yàn)彈的狀態(tài)分析和確認(rèn)炸藥的安定性。

為增加彈體侵徹阻力，提高裝藥過(guò)載，采用平頭彈進(jìn)行侵徹混凝土靶板試驗(yàn)。試驗(yàn)彈尺寸為Φ156 mm×480 mm，總重量為38 kg。試驗(yàn)彈裝填的PBX-1 是一種以RDX 為基的新型抗過(guò)載澆注炸藥，由64% 的RDX、16%的鋁粉和20%的HTPB 黏結(jié)劑組成，裝藥量為6.9 kg。靶板由四層強(qiáng)度等級(jí)為C30 的鋼筋混凝土靶板緊密疊加而成，單層靶板尺寸為Φ2000 mm×500 mm，靶板四周采用4 mm 鋼板箍緊。試驗(yàn)彈結(jié)構(gòu)如圖1 所示，試驗(yàn)前彈體實(shí)物如圖2 所示。

圖1 試驗(yàn)彈結(jié)構(gòu)1—后蓋，2—空隙，3—蓋板，4—硅膠墊，5—高分子材料，6—裝藥Fig.1 Structures of test projectile1—rear cover，2—interspace，3—cover plate，4—silicone pad，5—polymer，6—explosive

圖2 試驗(yàn)前彈體Fig.2 Projectile before test

2.2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

三發(fā)裝填澆注炸藥PBX-1 的平頭彈試驗(yàn)彈分別以526，489 m·s-1和416 m·s-1的著靶速度侵徹混凝土靶板，回收試驗(yàn)彈發(fā)現(xiàn)試驗(yàn)彈殼體基本完好，三發(fā)試驗(yàn)彈均發(fā)生了點(diǎn)火反應(yīng)，并且尾蓋脫落。其中著靶速度為526 m·s-1和489 m·s-1的試驗(yàn)彈嵌入靶中后瞬間尾蓋脫落并伴有藍(lán)煙冒出，彈體尾部有少量炸藥燒蝕；著靶速度為416 m·s-1的試驗(yàn)彈嵌入靶中約3～5 min 后尾蓋沖出并有大量濃煙冒出，反應(yīng)較為劇烈，彈體被燒蝕發(fā)紅，彈體內(nèi)大部分炸藥燃燒，由于反應(yīng)劇烈，無(wú)法直接判斷點(diǎn)火位置，但觀察到平頭彈的密封蓋板背面螺栓孔周圍有少量炸藥殘留。侵徹后彈體和裝藥狀態(tài)如圖3所示。

圖3 侵徹后的彈體及回收的試驗(yàn)彈狀態(tài)Fig.3 Penetration of projectile and recovered test projectile

本試驗(yàn)得到的裝藥安定的臨界侵徹速度明顯低于同條件下熔鑄炸藥安定的臨界侵徹速度［18］，為進(jìn)一步分析原因，重點(diǎn)對(duì)試驗(yàn)彈發(fā)生顯著點(diǎn)火反應(yīng)的尾部結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析。試驗(yàn)彈密封蓋板上下各有厚度約1 mm的硅橡膠墊，而且密封蓋板的螺栓孔為通孔，螺栓與蓋板以及蓋板與殼體間均有空隙。試驗(yàn)中裝藥異常點(diǎn)火的原因可能是由于澆注PBX 炸藥模量較低，炸藥容易在侵徹過(guò)載下發(fā)生動(dòng)態(tài)竄動(dòng)，向彈尾空隙處擠壓流動(dòng)，產(chǎn)生較強(qiáng)的摩擦和剪切作用，引起能量局域化并點(diǎn)火，從而導(dǎo)致裝藥安定的臨界侵徹速度降低。

2.3 設(shè)計(jì)改進(jìn)及試驗(yàn)

針對(duì)裝藥的點(diǎn)火原因，以填充螺栓與蓋板間以蓋板與殼體間的空隙，提升裝藥密封性能為目的，對(duì)試驗(yàn)彈尾部結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)。首先將高分子材料藥面修整掉約6 mm，在高分子材料藥面上裝填足量有一定硬度的紅色硅橡膠，然后裝配密封蓋板，多余的硅橡膠便會(huì)從密封蓋板的通孔及周向空隙處溢到蓋板表面；再在蓋板表面放置厚度為2.2 mm 的金屬墊片，添加少量硅橡膠，最后裝配后蓋，多余的硅橡膠便會(huì)從螺紋處擠出，同時(shí)會(huì)有部分硅橡膠留在螺紋內(nèi)起密封作用。改進(jìn)后的彈體尾部結(jié)構(gòu)如圖4 所示。

彈體結(jié)構(gòu)改進(jìn)后，又進(jìn)行了三發(fā)著靶速度分別為526、488 m·s-1和492 m·s-1的試驗(yàn)彈侵徹混凝土靶試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表1。由表1 可知，彈體尾部結(jié)構(gòu)改進(jìn)后，裝藥侵徹安定性有了一定提升，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可得澆注炸藥PBX-1 在侵徹試驗(yàn)中安定的臨界速度約為490 m·s-1。

圖4 改進(jìn)后的彈體尾部結(jié)構(gòu)Fig.4 Configuration of the improved projectile tail

表1 澆注炸藥PBX-1 侵徹安定性試驗(yàn)結(jié)果Table 1 Penetration stability test results of cast charge PBX-1

3 數(shù)值模擬

3.1 有限元模型

為模擬具有大變形特征的澆注PBX 炸藥在彈體侵徹過(guò)程中的力-熱響應(yīng)，綜合分析改進(jìn)前后裝藥安定性差異和發(fā)生點(diǎn)火的原因，利用ANSYS/LS-DYNA 軟件對(duì)平頭彈侵徹混凝土靶板安定性試驗(yàn)進(jìn)行有限元仿真。由于澆注PBX 炸藥具有低模量、易變形的特點(diǎn)，炸藥采用傳統(tǒng)的Lagrange 網(wǎng)格計(jì)算容易發(fā)生大變形網(wǎng)格畸變，導(dǎo)致計(jì)算中止。因此本研究采用流固耦合算法，裝藥采用Euler 網(wǎng)格，在裝藥運(yùn)動(dòng)區(qū)域建立Euler網(wǎng)格流動(dòng)域，并以空氣填充，炸藥和空氣通過(guò)共節(jié)點(diǎn)接觸，彈體結(jié)構(gòu)和混凝土靶均采用Lagrange 網(wǎng)格，Lagrange 網(wǎng)格和Euler 網(wǎng)格通過(guò)流固耦合關(guān)鍵字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID 作用。

由于試驗(yàn)彈均正侵徹靶體，因此建立1/4 軸對(duì)稱計(jì)算模型如圖5 所示。模型中為模擬裝藥從彈尾縫隙擠出的現(xiàn)象，考慮到網(wǎng)格匹配和計(jì)算成本的因素，將改進(jìn)前彈體縫隙寬度適當(dāng)擴(kuò)展至3.3 mm，在改進(jìn)后的彈體中將縫隙閉合。彈體侵徹硬質(zhì)目標(biāo)的數(shù)值模擬中，由于彈體和混凝土靶板之間的侵蝕算法會(huì)使靶體成坑區(qū)域網(wǎng)格大規(guī)模侵蝕刪除，應(yīng)力波等侵徹阻力數(shù)據(jù)會(huì)產(chǎn)生明顯的周期性振蕩，對(duì)于前端為整個(gè)平面的平頭試驗(yàn)彈，其數(shù)值振蕩更加明顯，需要在靶板軸向加密靶板網(wǎng)格，抑制數(shù)值噪聲［19］。對(duì)混凝土靶中心彈靶接觸區(qū)域以及炸藥網(wǎng)格進(jìn)行不同程度地加密，經(jīng)過(guò)對(duì)比驗(yàn)證，在盡可能節(jié)約計(jì)算成本且不影響計(jì)算結(jié)果的情況下，將彈靶接觸區(qū)靶板網(wǎng)格的軸向長(zhǎng)度設(shè)為1.3 mm 可有效避免數(shù)值振蕩，炸藥的最小網(wǎng)格尺寸為1.1 mm。

圖5 試驗(yàn)彈侵徹靶體1/4 計(jì)算模型Fig.5 One-fourth of the calculation model for a projectile penetrating target

3.2 材料模型與參數(shù)

采用黏彈性統(tǒng)計(jì)裂紋模型［11-13］描述炸藥的裂紋損傷和黏彈性力學(xué)特征，并通過(guò)力-熱-化耦合建立宏觀有限單元的體積溫升模型，計(jì)算裝藥黏彈性變形和裂紋損傷以及化學(xué)分解熱導(dǎo)致的溫升，下面給出相關(guān)主要表達(dá)式。

基于黏彈性統(tǒng)計(jì)裂紋模型的體積溫升模型考慮了裝藥的黏性、絕熱體積壓縮、裂紋演化拓展和化學(xué)分解的貢獻(xiàn)，化學(xué)分解放熱用Arrhenius 一級(jí)化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)方程描述，當(dāng)化學(xué)反應(yīng)失穩(wěn)也就是裝藥發(fā)生點(diǎn)火時(shí)，溫度會(huì)呈指數(shù)級(jí)增長(zhǎng)，考慮到侵徹時(shí)間較短，忽略了熱傳導(dǎo)，總的宏觀溫升變化率為：

本研究中澆注炸藥PBX-1 的物性與文獻(xiàn)［20］中所研究的澆注PBX 炸藥相近，該型炸藥由60% 的RDX、16%的鋁粉和24%的HTPB 黏結(jié)劑組成，因此本文數(shù)值模擬中采用文獻(xiàn)［20］已標(biāo)定的模型參數(shù)，具體見(jiàn)表2 所示。

表2 澆注PBX 炸藥材料參數(shù)［20］Table 2 Material parameters of cast PBX explosive［20］

平頭試驗(yàn)彈殼體為高強(qiáng)度鋼，采用塑性隨動(dòng)硬化模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC 描述，主要材料參數(shù)見(jiàn)表3［21］?；炷涟械挠邢拊Ｐ秃?jiǎn)化成素混凝土，采用HJC 模型，其主要材料參數(shù)見(jiàn)表4［22］。

表3 試驗(yàn)彈殼體主要材料參數(shù)［21］Table 3 Material parameters of projectile shell［21］

3.3 計(jì)算結(jié)果與分析

由于基于Eluer 網(wǎng)格的流固耦合算法無(wú)法跟蹤物質(zhì)點(diǎn)，數(shù)值模擬結(jié)果主要以云圖形式呈現(xiàn)。圖6 為著靶速度416 m·s-1下平頭試驗(yàn)彈侵徹過(guò)程中裝藥的壓力云圖。由圖6 可見(jiàn)，侵徹初始階段，裝藥頭部主要受從殼體傳入的壓縮波作用；當(dāng)壓縮波傳至彈體和裝藥尾部界面時(shí)，發(fā)生自由面反射形成拉伸波；由于從裝藥頭部傳入的壓縮波幅值大于從尾部向前傳播的拉伸波，中后部的炸藥因兩種應(yīng)力波抵消，應(yīng)力值最低。480 μs 和660 μs 時(shí)刻，裝藥峰值壓力近300 MPa 且均集中在頭部中心處，分析原因可能是從彈體周圍透射進(jìn)入裝藥的壓縮波會(huì)在裝藥頭部中心匯聚，導(dǎo)致應(yīng)力集中。侵徹過(guò)程中裝藥在沖擊過(guò)載下發(fā)生壓縮變形，彈體底蓋與裝藥之間出現(xiàn)了明顯的間隙，660 μs時(shí)最大間隙達(dá)2.6 cm。1080 μs 時(shí)，裝藥尾部與彈體底蓋發(fā)生了碰撞，形成局部高壓區(qū)。碰撞后尾部裝藥開(kāi)始向彈體蓋板與彈殼之間的縫隙擠壓流動(dòng)，最終有部分裝藥滲漏至蓋板背面，如圖7 所示，與實(shí)驗(yàn)中觀察到回收的彈體蓋板背面有炸藥殘留的現(xiàn)象一致。

表4 混凝土靶板主要材料參數(shù)［22］Table 4 Material parameters of concrete target［22］

圖6 試驗(yàn)彈著靶速度416 m·s-1時(shí)裝藥壓力云圖Fig.6 Pressure contours of charge at the initial penetration velocity of 416 m·s-1

圖7 裝藥從尾部縫隙滲出Fig.7 Charge seeping from the gap in the tail

為對(duì)比分析彈體結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后裝藥安定臨界侵徹速度不同的原因，圖8 和圖9 分別為彈體結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后，在著靶速度416 m·s-1下試驗(yàn)彈侵徹過(guò)程中裝藥的溫度云圖，其中初始溫度為298 K。彈體尾部結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后，裝藥頭部的宏觀變形溫升基本一致，在頭部中心應(yīng)力集中處的溫度較高。由圖8 可見(jiàn)，改進(jìn)前試驗(yàn)彈尾部裝藥在1080 μs 時(shí)與藥室底部碰撞后，溫度急劇上升，最高溫度達(dá)436 K，但沒(méi)有發(fā)生點(diǎn)火。改進(jìn)前試驗(yàn)彈尾部存在縫隙，當(dāng)裝藥尾部因碰撞從縫隙擠出時(shí)，發(fā)生強(qiáng)烈的剪切變形和黏性流動(dòng)，在化學(xué)分解熱的促進(jìn)下尾部裝藥溫度迅速上升，沒(méi)有發(fā)生點(diǎn)火的原因可能是沒(méi)有考慮摩擦等局部耗散機(jī)制。由圖9 可知，改進(jìn)后的彈體在1050 μs 時(shí)，裝藥尾部撞向藥室底部，裝藥壓力和變形迅速增大，溫度增加到400 K，但由于碰撞壓力較低，瞬時(shí)溫升不足以使裝藥發(fā)生點(diǎn)火。圖9 中裝藥邊緣的溫度場(chǎng)出現(xiàn)了低于初始溫度的情況，是因?yàn)榛诹鞴恬詈纤惴ǖ腅uler 網(wǎng)格物質(zhì)邊界不清晰導(dǎo)致邊界計(jì)算精度不高。

圖8 試驗(yàn)彈416 m·s-1速度侵徹溫度云圖Fig.8 Temperature contours of original projectile at the initial penetration velocity of 416 m·s-1

圖9 改進(jìn)試驗(yàn)彈416 m·s-1速度侵徹溫度云圖Fig.9 Temperature contours of improved projectile at the initial penetration velocity of 416 m·s-1

為分析改進(jìn)彈體密封性后，著靶速度為526 m·s-1下裝藥意外點(diǎn)火的機(jī)制，對(duì)該試驗(yàn)條件下的彈體侵徹進(jìn)行了數(shù)值模擬，圖10 和圖11 分別為壓力和溫度云圖。由圖10 和圖11 可見(jiàn)，210 μs 和660 μs 時(shí)，裝藥處于壓縮階段，溫升主要集中在頭部，裝藥溫升與所受的應(yīng)力狀態(tài)緊密相關(guān)，當(dāng)壓縮波在裝藥中心匯聚時(shí)裝藥變形增大使得溫度升高，在應(yīng)力集中處形成局部高溫區(qū)。裝藥壓縮至最低位置后，在拉伸波的作用下開(kāi)始回彈，體積功的恢復(fù)吸熱使得裝藥溫度有所下降。1020 μs 時(shí)，尾部裝藥高速撞向彈體底蓋，碰撞速度達(dá)125 m·s-1，導(dǎo)致壓力迅速上升，壓力最大值超過(guò)500 MPa，裝藥尾部溫度在壓力作用下急劇升高，在化學(xué)分解熱的促進(jìn)下溫升發(fā)生失穩(wěn)，1050 μs 時(shí)，裝藥已經(jīng)發(fā)生了點(diǎn)火。加強(qiáng)彈體尾部密封性后，裝藥不再發(fā)生滲漏，但隨著侵徹速度增加，裝藥與彈體尾部的碰撞壓力增加，裝藥尾部變形和損傷嚴(yán)重，容易導(dǎo)致裝藥提前點(diǎn)火。

將平均裂紋半徑c 與初始缺陷尺寸a 之比c/a 表征炸藥的裂紋損傷程度，圖12 為改進(jìn)試驗(yàn)彈526 m·s-1速度侵徹過(guò)程中裝藥無(wú)量綱損傷變量c/a 云圖。由圖12 可知，210 μs 時(shí)，裝藥損傷主要集中在頭部，在應(yīng)力集中處損傷最為嚴(yán)重；660 μs 時(shí)，裝藥損傷主要集中在尾部和頭部，尾部損傷程度最高；1020 μs 后裝藥尾部與藥室底部發(fā)生碰撞，碰撞區(qū)域無(wú)量綱損傷變量c/a 超過(guò)40。Visco-SCRAM 模型中裂紋擴(kuò)展速率與壓縮狀態(tài)下的偏應(yīng)力和拉伸狀態(tài)下的拉應(yīng)力相關(guān)［11］，侵徹初始階段裝藥僅在頭部受壓縮應(yīng)力作用，此后尾部裝藥逐漸受到向中心匯聚的拉應(yīng)力作用，裝藥損傷嚴(yán)重區(qū)域逐漸從頭部轉(zhuǎn)向尾部，1020 μs 時(shí)，裝藥尾部在較高的碰撞壓力下使得裂紋體的半徑迅速擴(kuò)大。

圖10 改進(jìn)試驗(yàn)彈526 m·s-1速度侵徹壓力云圖Fig.10 Pressure contours of improved projectile at the initial penetration velocity of 526 m·s-1

圖11 改進(jìn)試驗(yàn)彈526 m·s-1速度侵徹溫度云圖Fig.11 Temperature contours of improved projectile at the initial penetration velocity of 526 m·s-1

圖12 改進(jìn)試驗(yàn)彈526 m·s-1速度侵徹裂紋損傷云圖Fig.12 Crack damage contours of improved projectile at the initial penetration velocity of 526 m·s-1

4 結(jié)論

對(duì)具有低模量、大變形力學(xué)特征的澆注炸藥PBX-1進(jìn)行了侵徹安定性試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，在獲取其在侵徹過(guò)程中力-熱響應(yīng)的同時(shí)，綜合分析了安定性試驗(yàn)中不同彈體結(jié)構(gòu)中裝藥點(diǎn)火的原因。得到如下結(jié)論：

（1）侵徹安定性試驗(yàn)中PBX-1 裝藥在尾部發(fā)生了局部點(diǎn)火反應(yīng)，澆注炸藥在侵徹過(guò)載下容易發(fā)生大變形流動(dòng)，當(dāng)彈體尾部密封性不足時(shí)，裝藥會(huì)朝尾部縫隙擠壓流動(dòng)，發(fā)生強(qiáng)烈的剪切和摩擦作用，嚴(yán)重影響了裝藥安定性，因此含澆注PBX 裝藥的彈體尾部在設(shè)計(jì)和裝配中應(yīng)加強(qiáng)密封性。

（2）數(shù)值模擬結(jié)果表明，彈體侵徹過(guò)程中裝藥頭部主要受彈體頭部傳入的壓縮波作用，彈體和藥室頭部結(jié)構(gòu)的匯聚效應(yīng)會(huì)使裝藥容易產(chǎn)生應(yīng)力集中；裝藥尾部主要受拉伸波的作用，尾部裝藥會(huì)高速撞向藥室底部，形成局部高壓區(qū)，局部高壓導(dǎo)致的能量集中是引發(fā)裝藥點(diǎn)火的重要因素。改善裝藥頭部和尾部的受力環(huán)境是以后侵徹彈體設(shè)計(jì)中需要重點(diǎn)關(guān)注和解決的問(wèn)題。