球形破片侵徹下鋼/鋁復(fù)合靶板的失效模式與吸能機(jī)理*

周 楠，王金相，張亞寧，郭海濤，蔣 敬

(1.南京森林警察學(xué)院刑事科學(xué)技術(shù)系,江蘇 南京 210023;2.南京理工大學(xué)瞬態(tài)物理重點實驗室,江蘇 南京 210094;3.中國北方車輛研究院,北京 100072)

在輕質(zhì)防護(hù)領(lǐng)域中，隨著毀傷元件侵徹能力的不斷提高，傳統(tǒng)的均質(zhì)金屬靶板越來越多地被多層復(fù)合板所取代，以達(dá)到提高其防護(hù)性能的目的。到目前為止，學(xué)者們就多層復(fù)合板代替均質(zhì)靶板的有效性已開展了諸多有益的探討。

Almohandes等[1]利用直徑為7.62 mm的標(biāo)準(zhǔn)彈侵徹不同組合鋼靶，實驗研究發(fā)現(xiàn)：當(dāng)靶板的總厚度相同時，均質(zhì)鋼板較多層鋼板具有更有效的防護(hù)性能。Zukas等[2]通過開展彈道實驗研究也得到類似的結(jié)論，指出當(dāng)靶板的總厚度保持不變時，隨著靶板層數(shù)的增加，復(fù)合靶板的防護(hù)性能不斷下降。此類觀點認(rèn)為，對于總厚度相同的靶板，靶板厚度對破片侵徹動能消耗的影響程度高于靶板層數(shù)，所以相較于均質(zhì)靶板材料，靶板的分層設(shè)計反而降低了其防護(hù)性能。相反的，Corran等[3]和Dey等[4]的研究指出：在鈍頭彈丸的侵徹作用下，當(dāng)復(fù)合靶板的總厚度相同時，多層復(fù)合靶板的抗侵徹性能優(yōu)于單層均質(zhì)靶板，此類觀點認(rèn)為在多層靶板設(shè)計中，前列靶板對彈體侵徹動能的消耗以及靶板對彈體的損耗變形有利于復(fù)合靶板防護(hù)性能的提高。此外，Ben-Dor[5]、Dey等[6]和Manes等[7]等也針對復(fù)合靶板的抗侵徹性能和侵徹理論計算模型開展了大量研究，研究了均質(zhì)、雙層及多層靶板在彈丸侵徹作用下的變形和吸能機(jī)理，考慮了靶板層厚和層數(shù)對其抗侵徹性能的影響。國內(nèi)學(xué)者也對均質(zhì)和多層復(fù)合靶板的抗侵徹性能和毀傷機(jī)理也開展了相關(guān)理論和實驗研究工作[8-11]。陳小偉等[12]開展彈道實驗研究了多層復(fù)合靶板的斷裂準(zhǔn)則以及彈頭形狀對復(fù)合靶板抗侵徹性能的影響；宋博等[13]研究了分層材料的不同排列次序?qū)ν干錄_擊波強(qiáng)度的影響，指出靶板的排列順序直接影響其防護(hù)性能。

從上述研究中不難看出，靶板的材料、組合方式以及彈體形狀、入射角等因素均影響復(fù)合靶板的毀傷模式和防護(hù)性能，且未得到一致性結(jié)論，所以深入研究復(fù)合靶板的毀傷模式和吸能機(jī)理對其防護(hù)性能提高具有重要意義。由于多層爆炸復(fù)合靶板的抗侵徹性能優(yōu)于單層均質(zhì)靶板[10]，因此采用爆炸焊接技術(shù)制備面密度相同的層狀復(fù)合板，通過開展系列彈道侵徹實驗并結(jié)合數(shù)值計算，研究該復(fù)合板在球形破片侵徹作用下的失效模式，分析不同失效模式的吸能機(jī)理，以期為多層復(fù)合板防護(hù)性能分析提供依據(jù)。

1 彈道侵徹實驗

為探討復(fù)合靶板層數(shù)n和厚度H等因素對其在球形破片侵徹作用下失效模式和吸能機(jī)理的影響，采用爆炸焊接技術(shù)制備具有相同面密度(39.2 kg/m2)的雙層鋼/鋁和三層鋼/鋁/鋼復(fù)合靶板，靶板組合方式與厚度分布如表1所示，表中S4Al2.9表示厚4 mm的鋼板和厚2.9 mm 鋁板的組合，共制備4組多層復(fù)合靶板。典型復(fù)合靶板結(jié)合界面如圖1所示，呈現(xiàn)規(guī)律的波狀結(jié)合界面，形成機(jī)械式咬合，所以較傳統(tǒng)層合板而言，爆炸焊接復(fù)合靶板具有較強(qiáng)的面面結(jié)合強(qiáng)度。

在此基礎(chǔ)上，通過開展系列彈道實驗研究復(fù)合靶板的失效模式和吸能機(jī)理。實驗中采用14.5 mm線膛槍發(fā)射直徑6 mm的鋼質(zhì)球形破片垂直侵徹復(fù)合靶板；靶板用專用夾具固定在靶架上；彈托經(jīng)彈托回收器回收；采用印刷電路板作為測速靶分別置于靶板前后，用于測量破片入射速度和剩余速度，印刷電路板可較好地消除速度較低的塞塊對破片剩余速度測量的影響。破片貫穿靶板后，由彈體回收裝置進(jìn)行回收，實驗裝置和破片結(jié)構(gòu)如圖2～3所示。為有效分析復(fù)合靶板的失效模式和吸能機(jī)理，針對每組靶板開展5～7次彈擊實驗，破片貫穿復(fù)合靶板前后的初速v0和剩余速度vr如表2所示。

n靶板組合h/mmQ235LY12Q235H/mm1S55.0--5.02S4Al2.94.02.9-6.92S3Al5.83.05.8-8.82S2Al8.72.08.7-10.73S2Al2.9S22.02.92.06.9

表2 不同組合靶板彈道侵徹實驗結(jié)果Table 2 Experimental results for different targets in ballistic experiments 單位:m/s

注：“C” 表示靶板處在臨界穿透狀態(tài)，破片的剩余速度為零。

2 靶板失效模式分析

2.1 雙層鋼/鋁復(fù)合板

在球形破片的侵徹作用下，復(fù)合靶板呈現(xiàn)不同的失效模式。對于雙層鋼/鋁復(fù)合靶板，由于靶板各層的厚度h分布不同，所以當(dāng)保持靶板面密度相同時(39.2 kg/m2)，靶板的總厚度H也會不同，如表1所示。復(fù)合靶板在球形破片垂直侵徹下毀傷形貌的典型實驗結(jié)果如圖4所示，圖中依次給出了靶板的正面、背面和彈孔毀傷形貌。

從圖4中可以看出，靶S4Al2.9處于未貫穿狀態(tài)；靶S3Al5.8處在臨界穿透狀態(tài)，也就是說，當(dāng)破片的入射速度再適當(dāng)提高，靶板將被完全穿透；靶S2Al8.7處于完全貫穿狀態(tài)。通過對彈道實驗結(jié)果的觀察可得，在球形破片的侵徹作用下，鋼面板在撞擊區(qū)域附近發(fā)生局部應(yīng)力集中現(xiàn)象，形成的應(yīng)力高于其最大屈服應(yīng)力，鋼面板發(fā)生塑形變形，靶板材料在破片的擠壓下向上翻轉(zhuǎn)，形成明顯的唇邊；與此同時，絕熱剪切破壞在鋼靶內(nèi)部開始發(fā)生，隨著破片侵徹的深入，鋁背板約束了鋼面板在破片侵徹方向上的材料位移，環(huán)形絕熱剪切帶逐漸形成；當(dāng)復(fù)合靶板的結(jié)合界面未發(fā)生拉伸撕裂破壞時，鋁背板在球形破片的侵徹作用下也發(fā)生剪切沖塞破壞，隨著破片的繼續(xù)侵徹，沖塞塞塊完全形成，至此，靶板被完全貫穿。而當(dāng)結(jié)合界面發(fā)生拉伸失效時，如圖4(c)所示，鋁背板發(fā)生一定程度的延性變形，但由于其厚度較大，所以仍以剪切沖塞破壞為主。圖5給出了球形破片貫穿靶板S2Al8.7的數(shù)值模擬結(jié)果，較好地反映了絕熱剪切帶的形成和發(fā)展過程，同時，靶板失效模式的數(shù)值結(jié)果與圖4(c)中的實驗結(jié)果吻合良好，說明本文中所采用的數(shù)值算法可較好地再現(xiàn)復(fù)合靶板的失效模式。

從圖4中還可以看出，在球形破片垂直侵徹作用下，隨著靶板總厚度的不斷增大，剪切沖塞現(xiàn)象越來越明顯，在此過程中，由于被侵徹的靶板較厚，球形破片也發(fā)生了一定程度的變形，實驗中收集的塞塊和殘余破片形貌以及數(shù)值結(jié)果如圖6所示。在侵徹過程中，破片前端與靶板直接接觸，在沖擊載荷的作用下，球形破片發(fā)生明顯的塑性變形，呈扁平狀，如圖6(a)、(b)所示，上方為破片前端,數(shù)值模擬結(jié)果和實驗結(jié)果吻合良好。結(jié)合圖5中數(shù)值模擬結(jié)果，通過觀察圖6(c)中塞塊的形貌可以看出，鋼面板在破片的沖擊過程中首先發(fā)生剪切破壞并形成塞塊，與此同時，鋁背板在破片和鋼塞塊的共同作用下也發(fā)生剪切破壞，二者之間仍保持良好的界面結(jié)合強(qiáng)度，且形成塞塊的直徑與球形破片直徑相當(dāng)，無明顯變大?？梢钥闯觯?dāng)結(jié)合界面保持良好時，剪切沖塞破壞是雙層靶板的主要失效機(jī)制。

2.2 三層鋼/鋁/鋼復(fù)合板

對于三層鋼/鋁/鋼復(fù)合靶板而言，圖7給出了靶板S2Al2.9S2在球形破片侵徹作用下的失效模式，分別為未貫穿狀態(tài)和完全穿透狀態(tài)。與雙層鋼/鋁復(fù)合靶板相似的是：鋼面板材料在破片的沖擊作用下形成明顯的唇邊，同時發(fā)生剪切破壞；在侵徹過程中，鋼面板與鋁夾板之間保持良好的界面結(jié)合，所以鋁夾板的失效模式也以剪切沖塞失效為主；隨著破片和塞塊的共同前進(jìn)，鋁夾板和鋼背板間的結(jié)合界面發(fā)生明顯的拉伸撕裂破壞，鋼背板與鋁夾板分離，此時由于鋁夾板材料沒有鋼背板對其的約束存在，所以鋁夾板在發(fā)生剪切破壞的同時，材料的延性拉伸變形也逐漸變大，這也將消耗更多的侵徹動能；需要指出的是，當(dāng)鋁夾板和鋼背板間的結(jié)合界面拉伸失效時，鋼背板發(fā)生明顯的延性擴(kuò)孔變形。所以說，靶板層間結(jié)合界面失效與否直接影響各層靶板的失效模式。

相較多層復(fù)合靶板而言，均質(zhì)靶板的失效模式較為單一，在球形破片的侵徹作用下，單質(zhì)鋼靶板主要發(fā)生剪切沖塞破壞，彈孔正反面失效模式如圖8所示。靶板正面依然形成明顯的唇邊，當(dāng)靶板未被穿透時，靶板背面形成一定的鼓包，如圖8(a)所示，當(dāng)破片的速度進(jìn)一步提高時，靶板被完全貫穿，由于鋼的硬度高，且厚度較大，所以鋼靶板發(fā)生剪切沖塞破壞，靶板背面無明顯的延性變形，這也是與多層靶板中鋼背板失效模式的不同之處。類似地，Dey等[6]和Chen等[14]也指出鋼板在平頭彈丸的侵徹下多發(fā)生剪切沖塞失效，這與本文中得到的結(jié)論一致。

3 靶板吸能機(jī)理分析

3.1 剪切沖塞耗能

通過對復(fù)合靶板失效模式的分析可以看出，靶板的層數(shù)、厚度和界面結(jié)合情況直接影響復(fù)合靶板的失效模式，進(jìn)而影響其吸能機(jī)理。對于雙層靶板而言，當(dāng)靶板的面密度相同時，其厚度分布和總厚度均不同，且隨著鋼面板厚度的減小，鋁背板的厚度不斷增加，靶板的總厚度也隨之變大。當(dāng)靶板結(jié)合界面發(fā)生拉伸失效時，雖然鋁背板材料的延性較好，但由于其厚度較大，仍然發(fā)生剪切沖塞破壞。所以，對于背板較厚的雙層復(fù)合靶板，結(jié)合界面是否發(fā)生拉伸失效對靶板失效模式的影響較弱，雙層靶板均發(fā)生剪切沖塞破壞以吸收破片的侵徹動能。

圖9給出了球形破片侵徹不同組合靶板速度關(guān)系曲線的實驗結(jié)果和數(shù)值計算結(jié)果，二者吻合良好。從圖9中可以看出，當(dāng)破片初速低于復(fù)合靶板的彈道極限速度時，靶板未被貫穿，此時破片的剩余速度為零，如圖中水平段曲線所示。隨著初速的提高，靶板被完全貫穿，圖中點A、B、C分別為靶板S2Al8.7、S3Al5.8、S4Al2.9被貫穿時的最低速度的實驗值，對應(yīng)的初速分別為798.2、891.8和769.2 m/s，其中A、B對應(yīng)的為靶板臨界貫穿狀態(tài)。也就是說，對于同一破片而言(即破片質(zhì)量相同)，貫穿靶S4Al2.9需要的初始動能最小，而貫穿靶S3Al5.8需要的初始動能最大。所以，在3組雙層復(fù)合靶板中，按防護(hù)性能由高到低的排序依次是S3Al5.8、S2Al8.7、S4Al2.9，三層靶板S2Al2.9S2的臨界穿透速度實驗值稍高于雙層靶板S3Al5.8的，且雙層和三層復(fù)合靶板的防護(hù)性能均優(yōu)于單層靶板。結(jié)合圖4中靶板的失效模式分析可得，靶S3Al5.8的剪切失效消耗更多的侵徹動能；當(dāng)考慮靶板厚度影響時，隨著靶板總厚度增大，靶板的防護(hù)性能并未一直提高，所以靶板的總厚度和厚度分布共同影響其失效模式，進(jìn)而影響靶板對破片動能的吸收機(jī)理，這部分工作有待在豐富實驗工況的基礎(chǔ)上深入研究。

3.2 延性擴(kuò)孔耗能

三層復(fù)合靶板在球形破片的侵徹下，鋼面板與鋁夾板發(fā)生剪切沖塞破壞。與雙層靶板不同的是，鋁夾板與鋼背板結(jié)合界面更易發(fā)生拉伸失效，此時鋼背板以延性擴(kuò)孔破壞為主。所以，三層復(fù)合靶板主要通過鋼面板和鋁夾板的剪切耗能、鋼背板的延性擴(kuò)孔耗能以及層間結(jié)合界面的拉伸撕裂耗能來吸收破片的侵徹動能。圖10(a)給出了球形破片侵徹三層靶板S2Al2.9S2和雙層靶板S4Al2.9的初始動能E0與剩余動能Er關(guān)系，球形破片質(zhì)量為2.07 g。當(dāng)2種組合靶板的面密度以及鋼、鋁板總厚度分別相等時，從圖中可以看出，破片貫穿三層靶板所需的初始動能遠(yuǎn)大于雙層靶板，實驗值分別如圖中A、B點所示，對應(yīng)的初始動能值為826.3和612.4 J，前者較后者提高了34.9%，結(jié)合靶板的失效模式可以看出，三層靶板發(fā)生的層間拉伸撕裂破壞也將消耗破片的部分侵徹動能，但所占總耗能比例尚需深入量化研究。

基于實驗和數(shù)值計算結(jié)果，圖10(b)和(c)給出了球形破片侵徹三層靶板S1.5Al5.8S1.5和雙層靶板S3Al5.8以及三層靶板S1Al8.7S1和雙層靶板S2Al8.7的初始動能E0與剩余動能Er的關(guān)系曲線?？梢钥闯觯蛐纹破灤┤龑影邪逅璧某跏紕幽芫笥陔p層靶板。所以說，當(dāng)靶板的面密度和總厚度分別相等時，綜合考慮三層靶板失效模式對吸能機(jī)理的影響，三層靶板的防護(hù)性能優(yōu)于雙層靶板。

3.3 耗能理論分析

在剪切沖塞過程中，由于球形破片侵徹而形成的塞塊與靶板做相對運動時所受阻力主要來自于剪應(yīng)力，認(rèn)為剪應(yīng)力為靶板材料的剪切屈服極限τy[15]，并且均勻分布在塞塊與靶板的接觸面上，忽略破片與靶板孔壁間的摩擦，通過對收集的沖塞塊直徑的測量，同球形破片直徑接近，因此可忽略破片形狀的影響。則破片侵徹鋼面板所消耗的能量E1即為剪切力在此過程中所做的功，即：

(1)

式中：R為彈孔半徑，根據(jù)對彈孔實驗結(jié)果的測量，其值可近似為球形破片半徑，τy為靶板材料的剪切屈服極限，h1為靶板厚度，x為破片距靶板背面距離。

由于球形破片半徑R與靶板厚度h之比R/h≤2，則由泰勒擴(kuò)孔理論可得，在破片的侵徹作用下，鋼背板的擴(kuò)孔變形能[16]，即鋼背板的延性擴(kuò)孔耗能為：

(2)

式中：h2為鋼背板厚度。

在前期關(guān)于靶板毀傷耗能理論研究工作的基礎(chǔ)上[17]，進(jìn)一步分析同一靶板剪切沖塞耗能和延性擴(kuò)孔耗能所占比例。結(jié)合實驗結(jié)果，鋼板或鋁板在不同組合復(fù)合靶板中會發(fā)生剪切沖塞破壞或延性擴(kuò)孔破壞，對于鋼板而言,其剪切沖塞耗能和延性擴(kuò)孔耗能比可表示為：

(3)

類似地,對于鋁板而言,其剪切沖塞耗能和延性擴(kuò)孔耗能比可表示為:

(4)

當(dāng)鋼板或鋁板厚度一定時，將文獻(xiàn)[17]中的材料性能參數(shù)代入式(3)和(4)，無量綱處理后可得：

(5)

(6)

由式(5)和(6)可以看出，靶板厚度的不同，直接影響不同耗能機(jī)理所占總耗能比例。鋁板發(fā)生延性擴(kuò)孔破壞所消耗的能量遠(yuǎn)大于剪切沖塞破壞所消耗的能量，在本文討論的靶板厚度范圍內(nèi)，鋁板厚度最大為8.7 mm，此時靶板發(fā)生延性擴(kuò)孔破壞所消耗的能量較剪切沖塞破壞所消耗的能量相差最小。相較于鋁板，相同厚度的鋼板發(fā)生剪切沖塞破壞所消耗的能量更大。所以，在雙層靶板的結(jié)構(gòu)設(shè)計中，常采用鋼板作為面板、鋁板作為背板，以提高靶板的防護(hù)性能。

通過上述分析可知，在球形破片的垂直侵徹下，雙層靶板主要以剪切沖塞破壞為主；對于三層靶板，當(dāng)靶板界面結(jié)合良好時，各層靶板材料主要以剪切破壞為主；而當(dāng)結(jié)合界面發(fā)生拉伸失效時，對于厚度較薄的背板更易發(fā)生延性擴(kuò)孔破壞，但當(dāng)靶板厚度不斷增大時，靶板則發(fā)生明顯的剪切沖塞破壞。與傳統(tǒng)復(fù)合靶板不同的是，爆炸焊接復(fù)合靶板在結(jié)合界面處形成規(guī)律的鋸齒波形，進(jìn)而形成牢固的結(jié)合界面，而在侵徹過程中，結(jié)合界面處也發(fā)生明顯的拉伸撕裂破壞。所以，靶板的剪切沖塞耗能和延性擴(kuò)孔耗能以及結(jié)合界面的拉伸撕裂耗能是靶板吸收破片侵徹動能的主要機(jī)理。靶板的強(qiáng)度和厚度是影響靶板防護(hù)性能的主要因素，其值的增大有利于靶板防護(hù)性能的提高。在考慮復(fù)合靶板輕質(zhì)化的前提下，應(yīng)綜合考慮靶板的層數(shù)、厚度分布及各層材料力學(xué)性能等因素對靶板防護(hù)性能的影響，以達(dá)到輕質(zhì)、高效的防護(hù)目的，這也是需要繼續(xù)開展與完善的工作。

4 結(jié) 論

本文中通過開展彈道侵徹實驗和數(shù)值模擬，研究了面密度相同的兩層鋼/鋁、三層鋼/鋁/鋼爆炸復(fù)合靶板以及均質(zhì)鋼板在球形破片侵徹作用下的失效模式和吸能機(jī)理，討論了靶板層數(shù)、厚度和界面結(jié)合情況對失效模式和吸能機(jī)理的影響，得到的主要結(jié)論如下：

(1)較其他影響因素而言，靶板界面結(jié)合狀態(tài)對靶板失效模式的影響最明顯。當(dāng)界面結(jié)合良好時，各層靶板均發(fā)生剪切沖塞破壞，而當(dāng)結(jié)合界面發(fā)生拉伸失效時，較薄的背板發(fā)生延性擴(kuò)孔破壞。

(2)當(dāng)復(fù)合靶板的面密度相同時，隨著靶板總厚度的增大，剪切沖塞破壞越來越明顯；復(fù)合靶板的剪切沖塞耗能和延性擴(kuò)孔耗能以及結(jié)合界面的拉伸撕裂耗能是靶板吸收破片侵徹動能的主要機(jī)理。

(3)當(dāng)靶板的面密度和總厚度分別相等時，三層復(fù)合靶板的防護(hù)性能優(yōu)于雙層靶板。需要指出的是，多層復(fù)合靶板中界面拉伸撕裂耗能的量化分析將成為未來工作的研究重點。

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