李 釗, 孫旭光, 周中鋒

(1.中國北方車輛研究所 系統(tǒng)總體技術(shù)部,北京 100072;2.江麓機(jī)電集團(tuán)有限公司 產(chǎn)品研究院,湖南 湘潭 411100)

裝甲防護(hù)材料應(yīng)具備高硬度、高強(qiáng)度、高韌性、低密度和低成本的要求[1-2]。與傳統(tǒng)裝甲鋼、裝甲鋁合金等金屬防護(hù)材料相比,鈦合金材料密度不到裝甲鋼的60%,但強(qiáng)度與均質(zhì)裝甲鋼相當(dāng)甚至更高;鈦合金韌性優(yōu)于多數(shù)鋁合金,且具有抗腐蝕能力強(qiáng)、磁性低、抗高低溫等優(yōu)異的綜合性能,是極具潛力的新一代輕質(zhì)裝甲防護(hù)材料[3]。目前,鈦合金裝甲防護(hù)材料已逐步被應(yīng)用于裝甲車輛的結(jié)構(gòu)防護(hù)上,有效減低了裝備重量,提升了裝備的機(jī)動(dòng)能力。

為更精準(zhǔn)評(píng)估鈦合金裝甲的防護(hù)能力,特別是抗彈性能,國內(nèi)外學(xué)者從彈道試驗(yàn)、侵徹機(jī)理及數(shù)值模擬等各方面開展了深入研究。Lee等[4]以均質(zhì)裝甲鋼(RHA)的質(zhì)量防護(hù)系數(shù)為基準(zhǔn)評(píng)估了Ti6Al4V鈦合金的抗彈性能,結(jié)果表明:等軸組織和雙態(tài)組織的 Ti6Al4V 鈦合金靶板的穿甲防護(hù)系數(shù)分別約為1.23和1.44。李明兵等[5]采用底推式105 mm穿甲模擬彈測試雙態(tài)組織TC32鈦合金靶板的抗彈性能并評(píng)估其穿甲防護(hù)系數(shù)約為1.91-1.93。Sukumar 等[6]對(duì)比開展了7.62 mm穿燃彈沖擊β-CEZ 和Ti6Al4V鈦合金靶板的彈道試驗(yàn),評(píng)估了不同鈦合金靶板的抗彈性能和破壞機(jī)理,發(fā)現(xiàn)強(qiáng)度、硬度更高的β-CEZ鈦合金并未展現(xiàn)出顯著的抗彈優(yōu)勢。Me-Bar等[7]進(jìn)行了一系列7.62 mm穿燃彈侵徹鈦合金靶板的實(shí)彈試驗(yàn),給出了彈體正侵徹鈦合金薄靶的階段劃分,分析不同鈦合金厚度靶體的失效機(jī)制。苗成等[8]開展了鈦合金靶板抗12.7 mm穿甲燃燒彈厚度效應(yīng)的試驗(yàn)研究,發(fā)現(xiàn)鈦合金靶板抗小口徑槍彈(12.7 mm穿燃彈)時(shí)板厚在10～30 mm間厚度效應(yīng)呈正效應(yīng)。這與鄭超等[9]通過實(shí)彈試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)厚度對(duì)Ti6Al4V鈦合金抗彈性能的影響為正效應(yīng)的規(guī)律一致。Bartus[10]使用7.62 mm穿甲彈和12.7 mm破片模擬彈侵徹不同熱處理下13.9 mm厚Ti-5553鈦合金靶板,探究了熱處理工藝對(duì)靶板失效模式和極限貫穿速度的影響。郝芳等[11]通過聚類全局優(yōu)化方法探究了近型鈦合金的本構(gòu)模型與失效模型,據(jù)此開展的正侵徹鈦合金靶板數(shù)值仿真與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。魏剛等[12]和惠旭龍等[13]通過有限元軟件探究了鈦合金薄板的抗沖擊失效特性。經(jīng)驗(yàn)證,其數(shù)值結(jié)果均能較好預(yù)測彈體的彈道性能和靶板的失效模式。可見,數(shù)值仿真能夠較好地模擬彈體侵徹過程并探究彈靶作用規(guī)律,是一種重要的研究手段。但現(xiàn)階段對(duì)鈦合金材料抗彈性能的基礎(chǔ)性研究工作較少,特別是關(guān)于鈦合金的抗彈效應(yīng)及其規(guī)律尚未取得系統(tǒng)認(rèn)知和量化結(jié)果。

綜上所述,開展鈦合金材料抗彈性能研究很有必要。與傳統(tǒng)裝甲鋼、裝甲鋁等金屬防護(hù)材料相比,現(xiàn)有文獻(xiàn)中介紹鈦合金材料抗彈性能試驗(yàn)研究和數(shù)據(jù)仍較少,且相關(guān)試驗(yàn)主要集中在正侵徹工況,對(duì)裝甲車輛防護(hù)設(shè)計(jì)過程中極為關(guān)注的跳飛角度等涉及斜侵徹的工況研究較為匱乏?？紤]到7.62 mm制式彈是一種對(duì)裝甲車輛威脅較大的中小口徑動(dòng)能穿甲彈,本文開展了7.62 mm穿甲彈斜侵徹國標(biāo)TC4(Ti6Al4V)鈦合金靶板的試驗(yàn)研究,獲取了彈體侵徹不同厚度鈦合金靶板的跳飛角度。同時(shí),利用有限元軟件LS-DYNA建立了穿甲彈斜侵徹鈦合金靶體的數(shù)值仿真模型,結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了模型的有效性,進(jìn)而系統(tǒng)研究了靶板傾角與靶板厚度等因素對(duì)鈦合金靶板抗彈能力的影響規(guī)律。所得結(jié)果可為裝甲車輛防護(hù)材料的設(shè)計(jì)與制造提供參考。

1 彈道沖擊試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)布置

TC4(Ti6Al4V)鈦合金擁有優(yōu)異綜合性能,是一種應(yīng)用廣泛的鈦合金材料,靶板選用TC4鈦合金。侵徹體選用國產(chǎn)7.62 mm穿甲燃燒彈,其彈頭主要包括彈頭殼、鉛套、鋼芯和燃燒劑等,彈頭總長度約37.21～37.88 mm,質(zhì)量約10.45 g。堅(jiān)硬的鋼芯為經(jīng)過機(jī)加工和熱處理的冷拉圓鋼,在穿甲過程中起關(guān)鍵作用,其直徑為6.0 mm、長度為27.0 mm[14]。采用Solidworks軟件開展彈頭建模,彈頭的外觀形貌和結(jié)構(gòu)尺寸示意圖,如圖1所示。

圖1 彈體形貌與尺寸示意圖(mm)

采用彈道槍加載穿甲彈,彈道槍槍口距離鈦合金靶板100 m,在靠近靶體一側(cè)使用激光測速儀確定入射子彈的初始撞擊速度。定義子彈的入射方向與靶板法向的夾角 為靶板的傾斜角度。通過螺栓將鈦合金靶板固定在可調(diào)整預(yù)期的撞擊點(diǎn)的鋼制框架上,以便在同一斜置角度下完成多發(fā)彈體沖擊試驗(yàn)。此外,可通過更換不同放置角度的鋼制框架完成多種斜置角度的彈體沖擊試驗(yàn)。為獲取鈦合金靶板極限跳飛角度,設(shè)計(jì)布置多種傾斜角度的鈦合金靶板進(jìn)行彈道沖擊試驗(yàn)。試驗(yàn)的布置如圖2所示。

圖2 彈道沖擊試驗(yàn)布置示意圖

1.2 試驗(yàn)方案

(a) 6.0 mm靶板試驗(yàn)后形貌

最終得到不同厚度鈦合金靶板的極限跳飛角度,具體數(shù)據(jù)如表1所示。

2 彈體斜侵徹?cái)?shù)值模型建立與偏轉(zhuǎn)規(guī)律分析

2.1 有限元模型建立與參數(shù)選取

本文使用LS-DYNA商用有限元軟件開展了穿甲彈斜侵徹鈦合金靶體的數(shù)值模擬研究。數(shù)值模擬采用Lagrange算法,網(wǎng)格采用Solid 164八節(jié)點(diǎn)六面體三維實(shí)體單元。由于真實(shí)彈頭外形較為復(fù)雜,在保證鋼芯尺寸和彈頭整體質(zhì)量精確的前提下,對(duì)彈體模型進(jìn)行了適度簡化并略去了燃燒劑的影響,僅考慮彈體動(dòng)能侵徹作用。參考彈道試驗(yàn)及相關(guān)規(guī)范,設(shè)定彈體模型的初始速度v0=808.0 m/s。此外,由于鋼芯強(qiáng)度大,在穿甲過程中起主要作用[15-16],因此以0.3 mm×0.3 mm×0.3 mm的網(wǎng)格尺寸進(jìn)行均勻化網(wǎng)格劃分。根據(jù)對(duì)侵徹試驗(yàn)結(jié)果的觀察,靶體僅在彈體撞擊點(diǎn)附近形成較大的局部變形,整體變形較小,因此將原本長500 mm、寬500 mm的鈦合金靶板簡化為直徑200 mm的鈦合金圓板,四周采用無反射邊界的約束固定。對(duì)鈦合金靶板進(jìn)行過渡化網(wǎng)格劃分,即中心區(qū)域網(wǎng)格劃分較密集(網(wǎng)格尺寸為0.2 mm×0.2 mm×0.2 mm)以保證求解精度,而遠(yuǎn)端網(wǎng)格劃分較為稀疏。為盡量減小計(jì)算工作量、節(jié)約計(jì)算成本,根據(jù)彈靶的幾何對(duì)稱性并忽略彈體侵徹過程中的旋轉(zhuǎn)來建立1/2模型,在1/2模型的對(duì)稱面上設(shè)置對(duì)稱約束條件。具體彈靶模型如圖4所示。

根據(jù)文獻(xiàn)[14]可知,7.62 mm制式穿甲燃燒彈的鋼芯為冷拉處理的低碳鋼、彈頭殼材質(zhì)為覆銅鋼、鉛套材質(zhì)為鉛銻合金。在彈體侵徹靶板的數(shù)值仿真過程中,材料模型及參數(shù)的選取會(huì)對(duì)其結(jié)果的合理性和準(zhǔn)確性產(chǎn)生重大影響。但考慮到制式彈部分材料測試?yán)щy,本文采用已被國內(nèi)外同行驗(yàn)證的彈靶材料參數(shù)[17-21]來完成彈體斜侵徹鈦合金靶板的數(shù)值模擬。算例中所有金屬材料(包括鈦合金靶體)均采用Johnson-Cook材料模型。該模型同時(shí)考慮了金屬靶體的應(yīng)變硬化、應(yīng)變率硬化和熱軟化效應(yīng),物理意義明確,參數(shù)較易獲取。其表達(dá)式為[22-23]

(1)

其損傷破壞模型的表達(dá)式為

εf=

(2)

式中:εf為等效失效應(yīng)變;D1～D5為失效參數(shù);σ*=p/σeff為應(yīng)力三軸度,其中,p為壓力,σeff為有效應(yīng)力。

此外,數(shù)值仿真中金屬材料的高壓物態(tài)采用Gruneisen狀態(tài)方程[24]來描述,其具體表達(dá)式為

(γ0+aμ)E0

(3)

式中:Cv為聲速;壓縮比μ=ρ/ρ0-1;S1、S2和S3為擬合參數(shù);γ0為Gruneisen系數(shù),α為對(duì)γ0的一階體積修正;E0為材料的比內(nèi)能。

表2和表3詳細(xì)列出了數(shù)值仿真算例所用到的所有彈靶材料參數(shù)。

表2 彈靶材料J-C模型參數(shù)

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果的驗(yàn)證分析

利用2.1節(jié)給出的彈靶材料參數(shù)開展動(dòng)能彈斜侵徹鈦合金靶體數(shù)值模擬。選定特定厚度的鈦合金靶板,從0°入射角(垂直正侵徹)開始,以15°或10°為增量持續(xù)改變靶板放置角度來完成一系列彈體斜侵徹?cái)?shù)值模擬。當(dāng)靶板放置角度足夠大,參考彈道試驗(yàn)極限跳飛角及前一次的仿真結(jié)果,逐步降低靶板放置的角度增量至1°。直至彈體無法擊穿靶板,最終獲取不同厚度靶板的極限跳飛角度。四種厚度靶板不同放置角度的典型侵徹結(jié)果,如圖5所示。

(a) 6.0 mm鈦合金靶板

從圖5可知,正侵徹工況下,初速為808.0 m/s的穿甲彈可正侵徹貫穿6.0～12.0 mm這四種不同厚度的鈦合金靶板。而斜侵徹工況下,彈體侵徹這四種厚度鈦合金靶板的經(jīng)歷有相似之處:當(dāng)靶板傾角較小時(shí),彈體可直接斜貫穿靶板。且彈體侵徹前后與靶體法向夾角的變化,即姿態(tài)變化角δ,也較小。具體來說,彈體在接觸靶板后由于受力不均發(fā)生偏轉(zhuǎn),隨后可在靶板中經(jīng)歷一段姿態(tài)變化角變化不大的穩(wěn)定侵徹階段,如圖6(a)所示;增大靶板的傾斜角度,彈體的姿態(tài)變化角也逐漸增大。由于靶板傾斜角度的增大,彈體的有效侵徹距離也相應(yīng)增加。特別是彈頭尖端已經(jīng)侵入靶體之后,彈體受到靶體給予的垂直運(yùn)動(dòng)軌跡線的分力Ft和沿著運(yùn)動(dòng)軌跡線的分力Fn。分力Fn降低了彈體初始運(yùn)動(dòng)軌跡上的速度,而分力Ft會(huì)持續(xù)改變彈體的運(yùn)動(dòng)方向,從而導(dǎo)致彈體會(huì)逐漸嵌入靶板或發(fā)生側(cè)滑移的現(xiàn)象,如圖6(b)所示。繼續(xù)增大靶板的斜置角度,彈體最終會(huì)發(fā)生跳飛現(xiàn)象,如圖6(c)所示。此外,隨著靶體傾角的增加,侵徹后的剩余彈芯侵蝕情況也由尖端質(zhì)量侵蝕逐漸變?yōu)樾眰?cè)方塑性變形。

(a)

參考裝甲車輛裝甲板常見傾斜角度,選擇30°傾斜角的6 mm鈦合金靶體進(jìn)行數(shù)值模擬仿真,記錄穿甲彈的對(duì)其斜侵徹的全過程。在彈芯質(zhì)心處建立笛卡爾坐標(biāo),以初始入射方向?yàn)閄方向,選取彈芯頭尾兩處Z方向如圖7所示。彈體貫穿靶板的過程基本可以分為四個(gè)階段:彈體未接觸靶板前沿X方向水平運(yùn)動(dòng),Z方向分量為零。當(dāng)彈頭尖端接觸靶板但尚未穿透靶板時(shí),彈頭頭部受到靶板給予的Z方向作用力導(dǎo)致彈體繞質(zhì)心旋轉(zhuǎn)。使得彈頭尖端與尾端原本為零的Z方向速度分量發(fā)生了變化:尖端具有Z軸正向的速度分量而尾端具有Z軸負(fù)向的速度分量;當(dāng)彈頭尖端貫穿靶板但彈尖仍處于靶板之中時(shí),由于受力面積的不對(duì)稱,彈頭前段受到靶體向下的作用力,導(dǎo)致彈頭尖端Z方向速度分量呈下降趨勢但彈頭尾端反之;當(dāng)彈頭前段已經(jīng)穿過靶板背面,仍處靶板內(nèi)的彈身部分僅受彈頭殼與鉛套的較小作用力,故彈頭尖端和尾端Z方向速度分量能夠保持一段相對(duì)平緩的平臺(tái)期;當(dāng)彈頭絕大部分已貫穿靶體,僅彈頭尾端受到靶體向下的作用力。導(dǎo)致彈頭尖端Z方向速度分量開始上升。隨著彈頭離開靶體,彈頭的尾端和尖端的Z方向速度分量略有震蕩,但彈頭整體姿態(tài)變化不大并趨于穩(wěn)定。

圖7 6.0 mm靶板30°傾角工況下彈芯不同部位Z方向速度

最后,統(tǒng)計(jì)6.0 mm、8.0 mm、10.0 mm、12.0 mm四種厚度鈦合金靶體的斜侵徹?cái)?shù)值模擬結(jié)果,得到四種靶板的極限跳飛角度分別為64°、54°、 46°和38°。數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果趨勢一致:靶板的極限跳飛角度隨靶板厚度的增加而降低。從試驗(yàn)結(jié)果來看,靶板的極限跳飛角度與厚度并非呈現(xiàn)完美的線性關(guān)系,但數(shù)值仿真結(jié)果并不明顯。數(shù)值仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比分析,并以試驗(yàn)結(jié)果為被測值標(biāo)注了兩者的相對(duì)誤差,如圖8所示。從圖8可知:相對(duì)誤差最大為18.7%,最小在-3.0%。且靶板較薄時(shí)兩者誤差較小,而靶板較厚時(shí)兩者誤差更大,最大誤差出現(xiàn)在7.62 mm穿甲彈斜侵徹12.0 mm厚靶的結(jié)果中。其主要原因在于彈體斜侵徹金屬靶的過程和機(jī)理較為復(fù)雜。對(duì)于斜侵徹厚靶來說,隨著靶板傾角逐漸接近極限跳飛角度時(shí),可變形彈體在經(jīng)歷侵入初始階段的偏轉(zhuǎn)并不會(huì)沿直線進(jìn)入穩(wěn)定侵徹階段,而是在靶板中持續(xù)改變方向且彈頭尖端產(chǎn)生嚴(yán)重的不對(duì)稱塑性變形。數(shù)值仿真過程中將發(fā)生嚴(yán)重塑性應(yīng)變的單元網(wǎng)格進(jìn)行刪除以保證計(jì)算的穩(wěn)定性,但會(huì)造成一定程度的計(jì)算精度下降。

圖8 仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比分析

通過上述分析可知,本文開展的7.62 mm穿甲彈斜侵徹不同厚度鈦合金靶板的數(shù)值模擬結(jié)果能夠較好地對(duì)應(yīng)彈道試驗(yàn)結(jié)果,說明采用的材料參數(shù)、建立的數(shù)值仿真模型及仿真數(shù)據(jù)結(jié)果是較為可靠的,能夠?qū)?.62 mm穿甲彈斜侵徹鈦合金靶板進(jìn)行模擬和預(yù)測分析。

2.3 鈦合金靶板傾角效應(yīng)和厚度效應(yīng)分析

在彈體初始質(zhì)量和初始著靶條件一定的情況下,獲取更優(yōu)異的彈體侵徹性能是極為關(guān)鍵的。根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)及相關(guān)研究[25-26],彈體傾斜侵徹靶體的侵徹性能與彈靶材料參數(shù)、彈體結(jié)構(gòu)、彈體初始撞擊速度、彈體入射傾角、靶體厚度等因素息息相關(guān)。本章節(jié)保持各工況條件一致,只研究入射傾角/靶體厚度對(duì)鈦合金靶體抗彈性能的影響規(guī)律。

根據(jù)前文假定,彈體斜侵徹靶體時(shí)不發(fā)生繞入射方向的轉(zhuǎn)動(dòng),即忽略彈體章動(dòng)。通過上一章的分析可知,與彈體正侵徹靶板的工況不同,靶體給予傾斜入射彈體的阻力是不對(duì)稱的,會(huì)產(chǎn)生復(fù)雜的傾角效應(yīng)。鑒于開展的彈道試驗(yàn)滿足H/d≥1,認(rèn)為本文探究問題屬于中厚靶撞擊問題[27]。Chen等[28]分析了剛性彈斜穿甲金屬厚靶問題,給出了細(xì)長尖頭彈斜穿甲韌性金屬靶板后的彈體剩余速度vr及偏轉(zhuǎn)角度δ,表達(dá)式如下

(4)

式中,χ=H/d,N為Chen等定義的幾何函數(shù)[29]。其余參數(shù)的具體表達(dá)式可參考文獻(xiàn)[28]。

(5)

為進(jìn)一步研究彈體入射角對(duì)侵徹鈦合金靶板彈道的影響,獲得靶體傾角對(duì)抗彈性能的影響規(guī)律。統(tǒng)計(jì)了彈體斜侵徹鈦合金靶板后的彈體剩余速度、彈體穩(wěn)定斜侵徹鈦合金靶板后姿態(tài)變化角與靶板傾角的變化關(guān)系,并與Chen等[29]的理論模型進(jìn)行對(duì)比分析,如圖9所示。

(a) 剩余速度

從圖9(a)可知,本文數(shù)值仿真結(jié)果與Chen理論結(jié)果的變化趨勢是一致的:隨著靶板傾角的增大,彈體侵徹不同厚度靶板后的剩余速度均呈降低趨勢;但兩者并非呈線性關(guān)系,當(dāng)靶板傾角增大到某一值,彈體穿甲后的剩余速度會(huì)急劇下降。此外,本文數(shù)值仿真所得彈體剩余速度均高于Chen等理論計(jì)算結(jié)果,一方面是由于理論分析中將鈦合金靶板假定為理想彈塑性體,未計(jì)及高速侵徹過程中靶體的熱軟化效應(yīng);另一方面,理論分析得到的初始階段轉(zhuǎn)角普遍大于數(shù)值仿真,導(dǎo)致理論分析中彈體的初始階段耗能及穩(wěn)定侵徹階段的侵徹距離均增大。特別是在較大靶板傾角的工況下,理論計(jì)算結(jié)果較數(shù)值仿真結(jié)果更低(見圖9(b))。

當(dāng)靶板傾角接近極限跳飛角度時(shí),可變形彈體在彈尖完全侵入靶板后依然會(huì)持續(xù)改變運(yùn)動(dòng)方向,幾乎不存在穩(wěn)定侵徹階段,最終逐漸嵌入靶板或發(fā)生側(cè)滑移現(xiàn)象,其斜侵徹機(jī)理與較小靶板傾角的工況有了較大不同。參考文獻(xiàn)[28]中的理論假定和本文數(shù)值仿真結(jié)果,在圖9(b)中繪制了彈體侵入不同厚度靶板后仍可基本保持穩(wěn)定侵徹狀態(tài)的數(shù)據(jù)點(diǎn)與理論結(jié)果的對(duì)比。發(fā)現(xiàn)數(shù)值仿真結(jié)果與理論結(jié)果的變化趨勢基本一致:隨著靶板傾斜角度的增大,彈體穿甲后的姿態(tài)變化角呈增加的趨勢,但數(shù)值仿真結(jié)果一般較理論結(jié)果偏低。此外,當(dāng)靶板傾角較小時(shí),出現(xiàn)彈體姿態(tài)變化角為負(fù)值的情況,但上述情況在不同厚度靶板中表現(xiàn)略有不同,更厚的靶板只有在靶板傾角很小時(shí)才會(huì)出現(xiàn)彈體姿態(tài)變化角為負(fù)值的情況,而薄靶則會(huì)在較大范圍內(nèi)出現(xiàn)彈體姿態(tài)變化角為負(fù)值的情況。Chen等在理論分析中認(rèn)為剛性彈體的姿態(tài)變化角與臨界跳飛角度均對(duì)靶板厚度不敏感。但數(shù)值仿真結(jié)果表明:可變形彈體姿態(tài)變化角與靶板厚度有關(guān)系,隨著靶板厚度的增加,相同靶板傾角時(shí)彈體的姿態(tài)變化角基本呈上升趨勢;彈體的臨界跳飛角度隨著靶板厚度的增加而呈下降趨勢。主要原因可能是可變形彈體在斜侵徹過程彈頭發(fā)生鈍化且受力不均勻有關(guān),本文數(shù)值仿真結(jié)果與真實(shí)試驗(yàn)現(xiàn)象更相符。

3 結(jié) 論

本文針對(duì)7.62 mm穿甲彈斜侵徹不同厚度鈦合金靶板開展了彈道試驗(yàn)及數(shù)值模擬研究。通過彈道試驗(yàn)獲取了不同厚度鈦合金靶板的極限跳飛角度。建立了穿甲彈斜侵徹鈦合金靶板的靶數(shù)值仿真模型,并通過與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比,驗(yàn)證模型的有效性。隨后分析了斜侵徹過程中鈦合金靶板的傾角效應(yīng)和厚度效應(yīng),發(fā)現(xiàn)隨著靶板傾角的增大,7.62 mm穿甲彈的侵徹威力呈下降趨勢,主要體現(xiàn)在彈體貫穿剩余速度不斷下降;此外,隨著靶板厚度的增大,鈦合金靶板的防護(hù)性能逐漸提升,主要表現(xiàn)在相同靶板傾角工況下彈體貫穿后剩余速度隨靶板厚度增大而降低,靶板的極限跳飛角度也隨靶板厚度增大而降低。