關鍵詞：花崗巖；風化程度；動態(tài)力學特性；抗侵徹性能

花崗巖作為火成巖中分布最廣的巖石，具有硬度大、強度高、抗侵徹性能優(yōu)異等特點，被廣泛用于構筑防護工程和軍事設施[1-4]。一方面，由于巖石內部天然存在的節(jié)理、裂隙等微結構，使其具有更強的抗侵徹能力，但相關機理研究仍有待完善[5-7]；另一方面，由于受太陽輻射、水、大氣以及微生物等環(huán)境作用（即風化作用）的影響，其礦物成分、內部結構都會發(fā)生一定變化，導致花崗巖的靜態(tài)及動態(tài)力學性能會發(fā)生一定變化[8-9]。目前，考慮風化作用對花崗巖力學特性及抗侵徹性能影響方面的研究工作甚少[10]，無法滿足侵徹戰(zhàn)斗部毀傷威力評估及地下防護工程建設的需求。

巖石動態(tài)力學特性研究是揭示巖石破壞機理的重要方法，相關研究已有諸多報道。Hakalehto[11]研究了花崗巖、砂巖以及大理巖的動態(tài)力學特性，發(fā)現(xiàn)巖石動態(tài)屈服強度約為靜態(tài)屈服強度的1.5～2.0倍；Basu等[12]通過單軸壓縮、巴西劈裂及點荷載試驗研究了花崗巖的破壞模式，分析了花崗巖的抗拉強度、點荷載強度與其破壞模式之間的關系；李傳凈[13]借助分離式霍普金森壓桿（splitHopkinsonpressurebar，SHPB）研究了花崗巖在沖擊作用下的力學特性及破壞形態(tài)；宋耀[14]通過動態(tài)加載裝置開展了不同加載率條件下花崗巖的動態(tài)斷裂和損傷演化機理的試驗研究，驗證了高加載率條件下巖石材料斷裂破壞時能量的利用率會降低；劉鵬飛等[15]基于RMT-150B巖石力學系統(tǒng)研究了不同圍壓條件下花崗巖的破壞過程和能量演化規(guī)律，低圍壓下表現(xiàn)為典型劈裂破壞，高圍壓下表現(xiàn)為剪切破壞。此外，針對巖石力學性能受環(huán)境影響的研究也同步得到完善，李艷等[16]系統(tǒng)研究了20～1000℃的高溫作用對花崗巖礦物成分、微觀結構和沖擊壓縮強度的影響，發(fā)現(xiàn)超過閾值溫度（閾值溫度為600℃）時，花崗巖的力學性能會發(fā)生顯著變化；趙寧等[17]通過試驗發(fā)現(xiàn)酸性腐蝕后弱風化花崗巖的力學性能劣化明顯；張翼宇[8]通過X射線衍射發(fā)現(xiàn)，隨著風化程度增加，黑云母相對含量逐步減少至全部風化殆盡，在單軸壓縮條件下，花崗巖峰值強度、彈性模量和縱波波速隨風化程度的加深均呈現(xiàn)明顯減小的趨勢，破壞模式從脆性破壞向弱面剪切破壞轉變；張文峰[18]對比了兩組不同風化程度的花崗巖的強度特性及破壞特征，雖然兩組花崗巖的破壞模式均為脆性破壞，但由于風化程度不同又存在一定的差別，即中風化組為脆性剪切破壞，而微風化組為脆性劈裂破壞。

??由于目前巖石抗侵徹性能研究數(shù)據(jù)不足、機理不清、試驗研究量測與表征不精細，嚴重制約了鉆地武器與工程防護技術的進步。王政等[19]基于數(shù)值計算對比了彈體對巖石、混凝土和土的侵徹問題，發(fā)現(xiàn)在200～900m/s的中等速度以及超過1.5km/s的高速撞擊下，靶體材料強度、密度及壓縮性能參數(shù)對侵徹過載峰值、侵徹深度和孔徑影響明顯；張德志等[6]通過氣炮試驗開展了298～988m/s速度范圍內卵形長桿彈侵徹花崗巖靶的系列試驗，在相同侵徹速度下，花崗巖的侵徹深度明顯小于混凝土和石灰?guī)r的，且在900m/s的侵徹速度下，40GrNiMo彈體發(fā)生嚴重失穩(wěn)；李干等[20-21]利用100mm/30mm二級輕氣炮開展了1.2～2.4km/s著速范圍內卵形長桿高強鋼彈對花崗巖的侵徹效應試驗，發(fā)現(xiàn)隨著侵徹速度的增大，侵徹深度呈先線性增大后急劇減小再緩慢增大的三段式變化趨勢，在1600m/s時達到最大侵深；李彥豪[22]利用二級輕氣炮完成了鎢合金長桿彈以1.60～3.88km/s的速度超高速撞擊花崗巖靶的試驗，對比了花崗巖靶和混凝土靶的彈坑特性，發(fā)現(xiàn)彈體在相近速度下對混凝土靶的毀傷效應明顯高于對花崗巖靶的毀傷效應；聶錚玥等[23]基于30mm口徑的滑膛火炮完成了速度約670m/s、著角小于5°的侵徹花崗巖試驗，驗證了KF模型及參數(shù)值的適用性；孫其然等[7]使用125mm口徑的滑膛炮以約1000m/s的速度進行了兩種不同壁厚結構彈侵徹花崗巖的試驗，彈體均發(fā)生完全破碎且未能有效侵入巖石靶。

前人研究多集中在花崗巖力學特性、破壞特征或針對某一種風化程度花崗巖的侵徹性能，鮮有研究不同風化程度的花崗巖強度特性以及風化對花崗巖抗侵徹性能影響的分析?；诖?，本文中設置兩組不同風化程度的花崗巖樣品，系統(tǒng)研究不同風化程度下花崗巖的強度、破壞特性以及抗侵徹性能，為反巖石鉆地武器設計和巖石防護工程建設提供理論支撐。

1花崗巖物理特性分析

本試驗所用花崗巖取自山東濟寧同一礦區(qū)，按《巖土工程勘察規(guī)范》的風化程度劃分為中風化（A）和微風化（B）兩組。為消除巖石非均質性的影響，巖樣取自同一塊巖石，根據(jù)國際巖石力學學會（ISRM）[24]建議的巖石試驗尺寸加工成50mm×100mm、50mm×25mm的標準圓柱試樣，并打磨端面使其表面平整度誤差小于±0.02mm、平行度誤差小于±0.05mm，加工完成后的花崗巖試樣及X射線衍射（X-raydiffraction，XRD）頻譜分析巖樣礦物組成結果如圖1所示。

從巖樣表觀來看，中風化巖樣表面粗糙，含明顯黃褐色的損傷區(qū)；而微風化巖樣表面平整，無明顯缺陷。借助巖石礦物特征衍射譜分析可知，兩種花崗巖礦物組成基本相同，以鈉長石、石英、微斜長石和黑云母四種礦物為主，鈉長石、石英含量（A組53.8%和25.1%，B組50.4%和18.0%）則相對穩(wěn)定，稍有波動，斜長石含量隨風化加劇呈穩(wěn)定減少趨勢（A組19.5%、B組28.5%），黑云母相對含量也減少（A組1.7%、B組3.1%），與相關文獻[22]的研究結果基本一致。

常溫下不同風化程度花崗巖的基本物理力學參數(shù)如表1所示。微風化花崗巖較中風化花崗巖的體積密度略高，天然含水量和縱波波速略低，而孔隙率則明顯要?。紫堵适窃u價巖體內部損傷程度的重要參數(shù)）；此外，微風化花崗巖的縱波波速（均值2.405km/s，標準差0.0717）較中風化花崗巖的（均值2.483km/s，標準差0.1071）略低，說明微風化花崗巖內部裂隙發(fā)育水平較低，沒有表現(xiàn)出明顯的各向異性；而中風化花崗巖的內部裂隙已開始發(fā)育，具有一定的各向異性。

兩種花崗巖細微觀結構如圖2所示?？梢园l(fā)現(xiàn)：中風化花崗巖試樣表面比較粗糙，由細小顆粒包裹大粒徑礦物，局部礦物顆粒為褐黃色，內部組織較為松散，風化明顯；而微風化巖樣表面較為光滑，沒有明顯的缺陷。

2力學性能試驗方案

2.1靜態(tài)力學試驗

2.1.1靜態(tài)單軸壓縮試驗

花崗巖靜態(tài)單軸壓縮試驗在MTS816型電液伺服巖石力學試驗系統(tǒng)上進行，靜態(tài)單軸壓縮試驗如圖3所示，試樣尺寸為50mm×100mm。為避免因圓柱體試件端面與機械壓頭端部的摩擦效應對試驗結果產(chǎn)生影響，試驗前將試樣兩端面打磨光滑，涂抹凡士林進行光滑處理。試驗時將標準花崗巖圓柱試樣放置在試驗機承壓板中心，試樣與承壓板接觸設置0.1kN的預接觸力，而后加載方式設置為位移控制模式，直至試樣破裂；為研究加載速率對兩種花崗巖力學特征和破壞模式的影響，試驗設置了三種相差較大的加載速率：1、10和50μm/s，每種工況重復3次。

2.1.2靜態(tài)三軸圍壓試驗

花崗巖靜態(tài)三軸圍壓試驗在MTS815型電液伺服巖石力學試驗系統(tǒng)上進行，試樣尺寸為?50mm×100mm；通過軸向應變控制系統(tǒng)對恒定水平圍壓條件下的巖石樣品施加軸向應力，直至樣品破壞，以獲取巖石的基礎力學參數(shù)。如圖4所示，試驗前利用直徑50mm的剛性墊塊將試樣夾住固定，使其軸向保持一致；同時，用多層電工膠帶和熱塑膜密封樣品，防止加壓過程中液壓油滲入污染巖樣。為便于試樣和變形監(jiān)測設備的安裝，正式加載前軸向施加0.5kN預應力固定巖樣；而后將徑向引伸計安裝固定，其中軸向引伸計應保持水平、以保證試驗過程受力均勻。試驗時，放下油缸使巖樣處于封閉空間中，隨后對巖樣施加預定圍壓；待圍壓穩(wěn)定后，以3μm/s恒定軸向位移速率持續(xù)施加軸壓，直至樣品破裂。試驗分別設置了5、10、20MPa三種不同圍壓，每種工況重復3次。

2.2SHPB動態(tài)試驗

花崗巖動態(tài)單軸壓縮試驗利用直徑為50mm的分離式霍普金森壓桿試驗裝置開展，如圖5所示，試驗系統(tǒng)主要由子彈、入射桿、透射桿和吸收桿等組成。其中子彈長度為50cm，入射桿、透射桿長度均為3m；桿件彈性模量206GPa，密度7850kg/m3，縱波波速5190m/s。為減小矩形加載波在壓桿中傳播時的彌散效應、實現(xiàn)恒應變率加載，在子彈與入射桿之間加入直徑10mm、厚約4mm的橡膠片進行整形；試驗前，在花崗巖試樣兩端涂抹凡士林以降低端部摩擦效應對試驗結果的影響，試驗時通過動態(tài)應變儀將入射波、反射波以及透射波記錄下來。試驗分別設置了三種不同的加載氣壓：0.3、0.4、0.5MPa，每種工況重復3次。

基于一維線彈性波假定和應力均勻性假定，試樣內應力波經(jīng)過多次的透反射后，試樣兩端的應力趨于平衡；則試樣的應變率、應變和應力采用如下公式計算[25]：

動態(tài)三軸壓縮試驗時，利用如圖6所示的圍壓裝置對花崗巖試樣進行不同圍壓下的動態(tài)壓縮試驗，試驗過程中，花崗巖試樣圍壓分別設置5、10MPa兩種，沖擊氣壓為0.5MPa。

2.3侵徹花崗巖靶試驗

侵徹試驗系統(tǒng)由試驗彈體、花崗巖靶、二級輕氣炮裝置以及高速攝像系統(tǒng)等組成。其中，試驗彈體為實心結構，如圖7所示，頭部為尖卵形，卵形頭部曲率比CRH為3，彈體直徑d0為6.5mm，長度l0為32.5mm，長徑比（l0/d0）為5，設計質量7.34g，材料為AerMet100超高強鋼；花崗巖靶采用直徑為300mm、厚度為500mm的圓柱形靶，靶體橫向尺寸為試驗彈體直徑的46.15倍，同時靶板外圍采用3mm厚的鋼圈加固，可忽略靶板側邊界的影響。

二級輕氣炮為發(fā)射裝置，如圖8所示，由壓縮氣炮（首級驅動）、彈體發(fā)射裝置（二級驅動）、靶體和回收室等組成，二級輕氣炮彈體發(fā)射段內徑為6.5mm，屬于滿口徑發(fā)射；采用高速相機對彈體侵靶姿態(tài)和速度進行拍攝，背景光源為激光。

如圖9所示，該試驗系統(tǒng)不僅能夠確保彈體以預設速度垂直侵入目標靶，而且能夠成功記錄彈體飛行姿態(tài)及巖石靶表面飛濺現(xiàn)象，圖像清晰。

2.4試驗方案介紹

為探索不同風化程度花崗巖靜態(tài)、動態(tài)力學特性以及抗侵徹性能，設計試驗方案如表2所示。

3試驗結果及分析

3.1靜態(tài)力學試驗

3.1.1單軸壓縮強度

表3為兩種花崗巖在三種加載速率下的單軸壓縮強度 c、峰值應變、彈性模量Ec，微風化與中風化花崗巖的單軸壓縮強度分別約為105、47MPa（加載速率為1μm/s時），由此說明風化作用對花崗巖靜態(tài)壓縮強度影響較大。

為研究加載速率對巖石軸向壓縮力學特性的影響，采用加載速率的對數(shù)形式對花崗巖單軸抗壓強度和彈性模量測試數(shù)據(jù)進行擬合，結果如圖10所示。可以看出，花崗巖單軸抗壓強度和彈性模量均隨加載速率的增大而增大，與文獻[26]中將彈性模量視為應變率無關量的結果不同。此外，對比兩種不同風化程度花崗巖單軸壓縮試驗結果發(fā)現(xiàn)，在較低加載速率下，微風化花崗巖抗壓強度的應變率效應更加顯著；兩種花崗巖的彈性模量變化趨勢有所不同，中風化花崗巖的彈性模量增量隨應變率增大而增大，而微風化花崗巖彈性模量的增長逐漸趨于平穩(wěn)。

圖11為兩種花崗巖試樣在三種加載速率下的破壞形態(tài)。對比發(fā)現(xiàn)，微風化花崗巖的破壞形式以脆性破壞為主，有一個貫穿巖樣的主要劈裂破壞面和許多局部剪切破壞面；而中風化花崗巖的破壞主要表現(xiàn)為弱面剪切破壞，壓縮載荷作用下巖石內部弱面上的強度不足以支撐剪應力，因而發(fā)生了剪切滑移?？梢?，隨著風化程度的加劇，花崗巖在單軸壓縮載荷下的破壞模式從脆性破壞向弱剪切破壞轉變，其本質依然是風化作用使得巖體內裂隙、孔洞不斷發(fā)育，也側面說明了裂隙是影響花崗巖物理力學性質的重要因素。

3.1.2三軸壓縮強度

圖12為花崗巖試樣在不同圍壓下的軸向環(huán)向應力差與軸向應變、環(huán)向應變的關系曲線，從圖中可以看出，兩種巖樣在常規(guī)靜態(tài)三軸壓縮過程中，應力-應變曲線的演化規(guī)律基本一致，三軸抗壓強度都隨著圍壓的增大而顯著增大，由此初步推斷出兩種巖石的抗侵徹性能基本一致?；◢弾r試樣的全應力-應變曲線整體表現(xiàn)為壓密階段較短，而線彈性階段較長，峰后殘余階段應力下降較快；圍壓越大，該表現(xiàn)越明顯。隨著三軸圍壓的逐漸增大，巖石破壞的峰值強度逐漸增大，峰值軸向應變點逐漸增大，巖石破壞的延性度逐漸增強。由于花崗巖屬于質地堅硬型巖石，根據(jù)三軸加載應力-應變曲線求得的彈性模量基本一致，在三種圍壓下各類巖石的彈性模量并無明顯變化。

如圖13所示，在5、10、20MPa圍壓下，中風化花崗巖的平均抗壓強度（或稱壓縮強度）分別為155.35、193.45、285.75MPa（較47MPa靜壓強度分別提高了230.50%、311.59%和508.00%），而微風化花崗巖的平均抗壓強度分別為179.53、248.39、350.40MPa（較105MPa靜壓強度分別提高了70.98%、136.56%和233.70%），兩種不同風化程度花崗巖的抗壓強度差值分別為24.18MPa（5MPa圍壓）、54.94MPa（10MPa圍壓）和64.65MPa（20MPa圍壓）。

此外，根據(jù)庫倫準則（Mohr-Coulombcriterion），軸向壓縮強度σs與圍壓σ3的函數(shù)關系如下：

利用最小二乘法將花崗巖試樣在不同圍壓下的試驗結果（平均值）進行擬合，如圖13所示。從圖13可知，在5～20MPa圍壓范圍內，相同圍壓條件下，與中風化巖石相比，微風化巖石試樣的壓縮強度更大；根據(jù)式（2）計算得到，微風化巖石與中風化巖石的內聚力C分別為19.2、18.4MPa（相差約4.1%），內摩擦角分別為56.7°和52.7°（相差約7.7%）。

花崗巖的三軸壓縮破壞形態(tài)如圖14所示。低圍壓作用時，巖石產(chǎn)生主裂隙和分支裂隙較多、縱橫交織，以張拉性質破裂為主；隨著三軸圍壓逐漸增大，在高圍壓束縛作用下，巖石多沿主裂隙破壞，分支裂隙較少，以剪切滑移破壞為主。

3.2SHPB動態(tài)力學試驗

3.2.1SHPB動態(tài)單軸壓縮強度

試驗獲取的不同加載條件下花崗巖單軸動態(tài)沖擊壓縮應力-應變曲線（σ-ε）如圖15所示。不同工況下花崗巖試樣的σ-ε曲線變化規(guī)律相近。在初始階段，曲線略微向上彎曲，曲線斜率逐漸增大，這主要是由于試塊內部孔隙在外荷載作用下發(fā)生閉合，但由于沖擊速度遠大于靜載時的加載速率，因此，壓密階段表現(xiàn)不明顯。進入彈性階段后，試樣的σ-ε曲線近似呈直線；在塑性階段，曲線斜率逐漸減小，直至降為零，此時花崗巖試樣的強度達到峰值；隨后試樣發(fā)生破壞，σ-ε曲線基本沿負斜率下降。

兩種花崗巖試樣在無圍壓條件下的動態(tài)峰值強度、動態(tài)割線模量Ed隨平均應變率變化的規(guī)律如圖16所示。從圖16（a）中可以看出，兩組花崗巖試樣的動態(tài)峰值強度均表現(xiàn)出明顯的應變率效應，即隨著應變率的增大，花崗巖試樣的動態(tài)峰值強度逐漸增大。利用冪函數(shù)對花崗巖試樣的動態(tài)峰值應力和應變率關系進行擬合（其中，m和n為待擬合參數(shù)），中風化與微風化花崗巖試樣的擬合參數(shù)n分別為0.282和0.471，說明微風化花崗巖試樣的應變率敏感性要超過中風化花崗巖。此外，在相同沖擊氣壓作用下，微風化花崗巖試樣的動態(tài)峰值強度明顯高于中風化花崗巖試樣；當沖擊氣壓為0.3MPa時，中風化與微風化花崗巖試樣的平均動態(tài)峰值強度分別為175.55、202.63MPa，較靜壓強度分別提升273.50%和92.98%。

由于花崗巖峰前應力-應變曲線具有非線性，采用花崗巖應力-應變曲線中上升段中對應峰值強度40%和60%處兩點連線的斜率作為花崗巖試樣的動態(tài)割線模量Ed。兩種花崗巖試樣的動態(tài)割線模量隨平均應變率變化的規(guī)律如圖16（b）所示。從圖中可以看出，隨著應變率的增大，兩種花崗巖試樣的動態(tài)割線模量呈現(xiàn)出不同的變化趨勢：中風化花崗巖動態(tài)割線模量的應變率效應不明顯，其動態(tài)割線模量在13.65～15.15GPa之間；而微風化花崗巖試樣卻表現(xiàn)出明顯的率效應，平均動態(tài)割線模量隨著應變率的增大而顯著增大。此外，微風化花崗巖試樣的動態(tài)割線模量明顯高于中風化花崗巖的，與動態(tài)峰值強度規(guī)律一致；原因可能是微風化花崗巖試樣的結構更致密，因此，其動態(tài)力學特性更明顯。

3.2.2SHPB動態(tài)三軸壓縮強度

探究不同圍壓（5、10MPa）下花崗巖的動態(tài)壓縮力學特性。兩種花崗巖在0.5MPa沖擊氣壓下的應力-應變曲線如圖17所示，圍壓作用下花崗巖試樣出現(xiàn)應力回彈現(xiàn)象，是由于圍壓限制了花崗巖試樣的側向位移，使得花崗巖試樣由單向應力狀態(tài)轉變?yōu)槿驊顟B(tài)。隨著圍壓的增大，花崗巖試樣的動態(tài)峰值應力均呈線性增大的趨勢。在10MPa圍壓下，中風化花崗巖和微風化花崗巖試樣的平均動態(tài)峰值強度依次為333.74、402.62MPa，比無圍壓條件下分別增加了45.37%和28.64%；故中風化花崗巖對圍壓的作用更敏感，即花崗巖強度越高，圍壓增強效應越弱。

根據(jù)庫倫準則，軸向壓縮強度σs與圍壓σ3的函數(shù)關系如圖18所示。分析可知，在圍壓0～10MPa范圍內，相同圍壓條件下，與中風化巖石相比，微風化巖石試樣的壓縮強度更大；根據(jù)式（2）計算得到，微風化巖石與中風化巖石的內聚力C分別為51.8、38.2MPa（相差約36%），內摩擦角分別為53.1°和54.4°（相差約2.5%）。

不同圍壓下花崗巖試樣的動態(tài)破壞形貌如圖19所示?？梢钥闯?，隨著圍壓的增大，花崗巖試樣的破壞程度呈下降趨勢；無圍壓時，花崗巖試樣的破碎塊體呈小顆粒狀，當圍壓為10MPa時，兩種花崗巖試樣破碎后仍有較大碎塊。

3.3侵徹性能試驗

彈體高速侵徹花崗巖靶的有效試驗為7發(fā)，初始速度范圍為873～1040m/s，結果見表4。從高速相機拍攝的彈體運動軌跡來看，符合彈體垂直著靶條件；根據(jù)侵徹試驗后回收的彈體情況來看，彈體侵徹前后形狀保持不變，僅有微量的磨蝕現(xiàn)象，可認為符合剛性侵徹特征。

綜合表3～4分析可知，相比于中風化花崗巖的單軸靜壓強度（約47MPa），微風化花崗巖的單軸靜壓強度（約105MPa）提高了123.4%；但其對應的彈體侵靶深度卻相差極小，在1000m/s速度下侵徹深度僅減小了約1.83%，900m/s速度下僅減小了約1.27%。因此，對于花崗巖類介質材料，單軸靜壓強度不能單獨作為評價其抗侵徹性能的力學指標，與文獻[27]中通過SPSS（statisticalproductandservicesolution）軟件對參數(shù)交互效應計算結果一致，殘余應力強度指數(shù)和孔隙壓實時，壓力對侵徹深度的影響超過單軸抗壓強度的影響。

圖20為典型花崗巖靶撞擊面的破壞情況，彈坑整體呈漏斗開坑區(qū)+彈體侵入隧道區(qū)的組合形態(tài)，彈體尾端面基本與漏斗開坑區(qū)齊平、未出現(xiàn)明顯的侵徹彈道區(qū)；同時，在彈體周圍出現(xiàn)明顯的壓碎區(qū)域，呈白色密實粉末狀（夾雜少量黑色顆粒）、約為彈徑的5～8倍。

圖21為文獻[6，20，28-34]與本文試驗結果的對比，可以看出，彈體高速侵徹40MPa及以下的混凝土效果較好，無量綱侵深（即侵徹深度與彈體長度之比，H/l0）高達6～12倍彈長；而侵徹花崗巖的效果較差，最多約3倍彈長，且受巖石強度的影響不大。1000m/s速度下彈體侵徹35MPa混凝土的侵深高達8～9倍彈長，侵徹60MPa混凝土的侵深約為4倍彈長，侵徹120MPa或160MPa高性能混凝土的侵深約2.8倍彈長，而侵徹微/中風化花崗巖（105、47MPa）的侵深僅1.6倍彈長。

綜合花崗巖物理特性、力學性能、侵徹深度及靶標破壞形貌分析，因花崗巖孔隙率?。s1%～2%，而普通混凝土約10%、高性能混凝土約5%、超高性能混凝土約3%），不易壓實，且壓實后體積變化較小，故動態(tài)壓縮作用下壓密階段不明顯，難以出現(xiàn)擴容現(xiàn)象；彈體高速侵徹巖石過程中，受壓軸產(chǎn)生壓縮應變時，另外兩個側向軸方向會產(chǎn)生拉伸應變，因動強度效應與擠壓作用耦合，使得花崗巖抗侵徹性能極強。一方面，不同于混凝土通過早期裂紋不斷發(fā)展釋放即可實現(xiàn)破壞，花崗巖需在接近峰值應力時才出現(xiàn)裂紋，產(chǎn)生破壞，且應變率效應明顯，動抗壓強度較大；另一方面，花崗巖孔隙率低，彈體在已破碎的密實巖石顆粒內運動擠壓作用明顯，而通過力學性能試驗發(fā)現(xiàn)，花崗巖對圍壓作用敏感，圍壓作用將使花崗巖破碎程度下降，進一步增強巖石的抗侵徹性能。兩種不同風化程度花崗巖的侵徹深度相近，而圍壓作用下兩種花崗巖的抗壓強度也接近，由此初步說明侵徹過程的圍壓作用是影響巖石抗侵徹性能的關鍵。

4結論

通過對不同風化程度花崗巖物理特性研究、不同圍壓下的靜態(tài)和動態(tài)壓縮性能試驗，以及抗侵徹性能進行分析，得到以下主要結論。

（1）在低加載速率下，風化作用使得巖石內部裂隙、孔洞不斷發(fā)育，對花崗巖強度影響較大，且應變率效應降低，破壞模式從脆性破壞向弱剪切破壞轉變；而在三軸圍壓作用下，兩種花崗巖應力-應變曲線的演化規(guī)律基本一致，巖石抗壓強度隨圍壓增大而顯著提升，壓密階段較短，線彈性階段較長，峰后殘余階段應力下降較快，風化作用影響降低。

（2）在沖擊加載作用下，巖石破壞的壓密階段表現(xiàn)不明顯，微風化花崗巖結構致密，應變率效應更明顯；三軸圍壓動態(tài)強度較無圍壓條件顯著增強，且中風化花崗巖對圍壓作用更敏感；隨著圍壓增大，花崗巖試樣的破壞程度呈下降趨勢。

（3）花崗巖抗侵徹性能強，孔隙率小，動強度效應與圍壓作用顯著，在一定風化程度范圍內，風化作用引起的花崗巖抗侵徹性能差異較小，單軸抗壓強度指標無法直接表征其抗侵徹性能；高速侵徹條件下，侵徹花崗巖的無量綱侵深不超過3倍彈長，無明顯侵徹彈道區(qū)，彈體周圍出現(xiàn)明顯的壓碎區(qū)、呈白色密實粉末狀，約為彈徑的5～8倍。