胡 靜，王陸軍，胡 昂

（中國(guó)民航大學(xué)航空工程學(xué)院，天津 300300）

彈靶撞擊屬于經(jīng)典的沖擊動(dòng)力學(xué)問(wèn)題，彈體貫穿金屬靶板的行為十分復(fù)雜，靶板失效模式受靶板材料及彈體撞擊速度的影響，且與其防護(hù)性能密切相關(guān)。TC4 鈦合金靶板抗外來(lái)物撞擊相關(guān)研究取得了一些成果?；菪颀埖萚1]采用試驗(yàn)與仿真相結(jié)合的方法研究了高速撞擊下TC4 鈦合金的損傷行為和彈道極限特性。張新[2]在驗(yàn)證仿真材料模型有效性后，開(kāi)展不同頭部形狀彈體以不同速度撞擊鈦合金的擴(kuò)展研究。Teng 等[3]使用ABAQUS/EXPLICIT 研究彈靶高速撞擊過(guò)程中靶體發(fā)生沖塞破壞時(shí)的裂紋擴(kuò)展情況，結(jié)果表明，對(duì)于兩種不同材料的靶板，彈體速度在彈道極限附近時(shí)，靶板均會(huì)發(fā)生拉伸變形和撕裂破壞，而當(dāng)彈體撞擊速度高于彈道極限時(shí)，靶板的失效模式會(huì)發(fā)生變化（鋼靶會(huì)繼續(xù)發(fā)生撕裂破壞和拉伸變形，鋁靶則主要表現(xiàn)為剪切沖塞破壞）。

陳敏[4]試驗(yàn)得到TC4 鈦合金材料的力學(xué)性能參數(shù)，利用L-M 算法擬合出3 種本構(gòu)模型參數(shù)，并利用Taylor 撞擊試驗(yàn)驗(yàn)證該本構(gòu)模型參數(shù)的有效性。Zhang等[5]為了研究TC4 鈦合金套管的性能，利用兩個(gè)不同尺寸的扁平葉片作為彈體，進(jìn)行平面套管的沖擊試驗(yàn)和曲面套管的仿真研究，分析套管的失效機(jī)理，基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)推導(dǎo)出估算彈道極限的經(jīng)驗(yàn)公式。祝家奇[6]以2A12-T4 鋁合金薄板為研究對(duì)象，分析彈體入射角、靶板分層及間隙對(duì)防護(hù)結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的影響規(guī)律和轉(zhuǎn)化機(jī)理，揭示了不同工況下各因素對(duì)靶板失效損傷的影響。苑博[7]針對(duì)復(fù)合材料夾層結(jié)構(gòu)建立金屬材料、陶瓷材料以及復(fù)合材料3 種材料的動(dòng)態(tài)模型，分析鋪層順序及厚度對(duì)復(fù)合材料夾層結(jié)構(gòu)在高速?zèng)_擊下的彈道極限速度和失效模式的影響。

現(xiàn)有研究較少涉及不同強(qiáng)度金屬材料組合結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能。為此，以TC4 鈦合金和2A12 鋁合金為樣本，進(jìn)行平頭彈撞擊2 mm 厚TC4 鈦合金單層板試驗(yàn)，利用ABAQUS 建立不同材料疊層順序的靶板模型，開(kāi)展抗沖擊性能仿真研究，分析材料疊層順序?qū)C4 鈦合金靶板抗沖擊性能的影響，以提高TC4 薄板材料鋪層能效。

1 試驗(yàn)過(guò)程及結(jié)果分析

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)和方法

彈靶沖擊試驗(yàn)在一級(jí)輕氣炮設(shè)備上完成。該系統(tǒng)主要由氮?dú)馄?、氣室、發(fā)射管、激光器、高速相機(jī)及靶艙等構(gòu)成，如圖1所示。一級(jí)輕氣炮發(fā)射管長(zhǎng)2 m，內(nèi)徑為12.7 mm。通過(guò)高速攝像系統(tǒng)確定彈體撞擊速度和剩余速度，并記錄彈靶撞擊的整個(gè)過(guò)程。

圖1 一級(jí)輕氣炮裝置Fig.1 One-stage gas gun experimental system

靶板材料為T(mén)C4 鈦合金，靶板尺寸為200 mm ×200 mm，有效直徑為180 mm，厚度為2 mm。彈體材料均為經(jīng)過(guò)淬火的38CrSi 合金鋼，硬度為53HRC，標(biāo)稱(chēng)質(zhì)量為34.5 g，彈體及靶板形狀和尺寸如圖2所示。

圖2 彈靶形狀及尺寸Fig.2 Shape and size of projectiles and targets

1.2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

表1給出了平頭彈撞擊靶板時(shí)的初始速度（v0）、剩余速度（vr）、初始動(dòng)能（Ei）、剩余動(dòng)能（Er）和動(dòng)能差，其中B-5 為異常點(diǎn)。

表1 平頭彈撞擊靶板試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Impacting experimental results of blunt projectile on target

彈道極限速度是評(píng)價(jià)彈體對(duì)靶體侵徹性能的重要指標(biāo)，是指在理想彈靶系統(tǒng)中，彈體剛好侵入靶體內(nèi)部而剩余速度為0 時(shí)彈體的臨界初始速度[8]，試驗(yàn)數(shù)據(jù)使用Recht 等[9]提出的R-I 公式進(jìn)行處理，得到彈體的彈道極限，即

式中：vbl為彈道極限速度；a，p 為模型參數(shù)，可通過(guò)最小二乘法擬合得到，a=mp/（mp+mpl），mp為彈體質(zhì)量，mpl為沖塞質(zhì)量。由式（1）擬合得到模型參數(shù)：a =0.98；vbl=115 m/s，p=2.25。彈體初始-剩余速度曲線如圖3所示。

圖3 平頭彈初始-剩余速度曲線Fig.3 Initial-residual velocity curve of blunt projectile

能量吸收率[10]可作為T(mén)C4 鈦合金靶板吸能性能的評(píng)估指標(biāo)，能量吸收率越高，說(shuō)明抗彈體侵徹的性能越優(yōu)異。能量吸收率EAE（energy absorption rate）定義為彈體在撞擊靶板過(guò)程中消耗的能量與彈體初動(dòng)能的比值，即

靶板能量吸收率隨彈體初始速度變化的曲線如圖4所示，可以發(fā)現(xiàn)，平頭彈撞擊下，靶板能量吸收率的整體趨勢(shì)是先急劇下降，后以相對(duì)緩和的速率下降。

圖4 靶板在平頭彈以不同撞擊速度下的能量吸收率Fig.4 Energy absorption rate of the target at different impact speeds

1.3 撞擊過(guò)程分析

利用高速攝像機(jī)拍攝平頭彈以不同速度正向撞擊靶板的典型過(guò)程，如圖5所示。彈體以較低速度（126.5 m/s）撞擊靶板時(shí)，靶板被沖出一個(gè)形狀規(guī)則的圓形塞塊，彈體的彈道軌跡發(fā)生偏轉(zhuǎn)。彈體以較高速度（226.5 m/s）撞擊靶板時(shí)，靶板同樣被沖出一個(gè)形狀規(guī)則的圓柱形塞塊，而彈體彈道軌跡未發(fā)生偏轉(zhuǎn)。低速和高速撞擊下，靶板均發(fā)生了明顯的結(jié)構(gòu)變形，彈體沖出靶板后，靶板均產(chǎn)生一定程度的回彈?？梢缘贸觯篢C4 鈦合金表現(xiàn)出了一定的韌性特征，主要依靠塞塊的沖出以及自身的整體變形消耗彈體的動(dòng)能。

圖5 彈靶沖擊過(guò)程Fig.5 Projectile target impacting process

1.4 損傷特性分析

靶體在剛性彈體的碰撞侵徹作用下，通常由主導(dǎo)形變和非主導(dǎo)形變耦合產(chǎn)生，其形變狀態(tài)認(rèn)為是由靶體整體結(jié)構(gòu)變形和局部組織失效疊加而成[9]。

靶板被平頭彈侵徹后的典型失效模式如圖6所示。圖6（a）中，靶板正面出現(xiàn)兩條長(zhǎng)度分別為17 mm、18 mm的裂紋，且可清晰看到平頭彈撞擊彈痕；背面出現(xiàn)明顯鼓包，整體結(jié)構(gòu)變形明顯。圖6（b）中，靶板被沖出片狀塞塊，而被侵徹后的孔口邊緣1/2 為規(guī)則的圓形，且孔壁光滑，而另一半則較不規(guī)則且出現(xiàn)挫痕，孔壁也較為粗糙，這主要是由于彈體在撞擊靶板的過(guò)程中，彈道軌跡發(fā)生了偏移；孔口邊緣出現(xiàn)一條長(zhǎng)度約為10 mm的長(zhǎng)裂紋。圖6（c）中，靶板被沖出片狀塞塊，正面孔口光滑，背面孔口出現(xiàn)細(xì)微裂紋，孔壁粗糙且中部高度明顯低于邊緣處。3 種速度下，靶板正、背面孔口直徑均未發(fā)生變化。

圖6 靶板在平頭彈沖擊下的損傷形貌Fig.6 Damage mode of targets impacted by blunt projectile

2 數(shù)值仿真

2.1 數(shù)值計(jì)算模型

使用ABAQUS 進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。采用文獻(xiàn)[11]中的彈體材料參數(shù)與模型。靶體材料為T(mén)C4 鈦合金和2A12 鋁合金，靶體總厚度為2 mm，直徑為180 mm。具體結(jié)構(gòu)形式為：A1T1，T1A1，T2，T1T1，其中：T2 為2 mm厚的TC4 鈦合金，T1A1 為1 mm 厚TC4 鈦合金在前、1 mm 厚2A12 鋁合金材料在后，A1T1 和T1T1 與之類(lèi)似。2A12 鋁合金材料、TC4 鈦合金材料采用的模型和材料參數(shù)詳見(jiàn)文獻(xiàn)[12-13]。彈靶模型和網(wǎng)格劃分如圖7所示。

圖7 平頭彈彈靶有限元模型Fig.7 Finite element model of blunt projectile target

2.2 仿真模型有效性驗(yàn)證

使用式（1）擬合試驗(yàn)和仿真數(shù)據(jù)得到初始-剩余速度曲線，如圖8所示，兩者的趨勢(shì)存在較好的一致性。彈靶沖擊試驗(yàn)與數(shù)值仿真靶板失效模式對(duì)比如圖9所示，可以發(fā)現(xiàn)兩者吻合較好。試驗(yàn)和仿真中得到的彈道極限如表2所示，仿真模型得到的彈體彈道極限為108 m/s，試驗(yàn)得到的彈道極限為115 m/s，誤差為6%。

圖8 初始-剩余速度曲線Fig.8 Initial-residual velocity curves of projectile

圖9 靶板背面失效模式Fig.9 Failure mode of target back

表2 靶體彈道極限和模型參數(shù)Tab.2 Ballistic limits and mode parameters of target

2.3 數(shù)值仿真結(jié)果及分析

2.3.1 彈道極限速度分析

利用式（1）處理仿真數(shù)據(jù)得到不同疊層順序下的彈道極限和模型參數(shù)如表3所示。彈體撞擊靶板的不同疊層順序下的彈道極限如圖10所示。

表3 彈道極限及模型參數(shù)Tab.3 Ballistic limits and model parameters

由表3和圖10可以看出：①靶體結(jié)構(gòu)和材料強(qiáng)度對(duì)其抗沖擊性能影響很大，T2 的彈道極限速度最高，其次分別為T(mén)1T1、A1T1、T1A1；②分層降低靶體的彈道極限速度，A1T1、T1A1、T1T1 與T2 相比，其彈道極限分別降低17.6%、23.1%、12.9%，說(shuō)明單層靶的彈道極限高于雙層靶，分層降低了靶板剛度；③A1T1 與T1A1 相比，其彈道極限提高7.2%，說(shuō)明靶板材料疊層順序?qū)ζ淇箾_擊性能存在影響，這種影響隨著彈體初始速度的增加而減小。

圖10 不同疊層順序下的彈道極限Fig.10 Ballistic limit under different layer orders

2.3.2 彈靶撞擊過(guò)程

不同靶板疊層順序下，彈靶典型撞擊過(guò)程如圖11所示，可以發(fā)現(xiàn)：①在彈體撞擊靶板的過(guò)程中，靶板第1、2 層均發(fā)生了不同程度的分離，原因是彈體與靶板的第1 層接觸作用時(shí)，靶板的第2 層被加速并發(fā)生變形；②靶板第一層失效產(chǎn)生的塞塊在靶板第2 層的約束下與彈體發(fā)生碰撞，并在彈體的推動(dòng)下穿透靶板第2 層。

圖11 彈靶沖擊過(guò)程Fig.11 Projectile-target impacting process

2.3.3 靶板失效模式

不同疊層順序下，靶板的典型失效模式如圖12所示。其中No.1 和No.2 分別表示撞擊方向的第1 層和第2 層板。T1T1 靶板疊層順序下，第1、第2 層板的失效模式差別明顯，如圖12（a）、圖12（b）所示，第1 層板發(fā)生剪切破壞，孔口分布細(xì)小裂紋，第2 層板發(fā)生伴隨顯著隆起的裂紋擴(kuò)展破壞；T1A1 靶板疊層順序下，第1、2 層板的失效模式差別明顯，如圖12（c）、圖12（d）所示，第1 層板發(fā)生剪切破壞，孔口光滑；第2 層板的失效模式隨著彈體的撞擊速度的不同出現(xiàn)差異，低速下板的失效模式為盤(pán)式隆起，并未出現(xiàn)裂紋擴(kuò)展，高速下板的失效模式為盤(pán)式隆起伴隨明顯的裂紋擴(kuò)展；A1T1 靶板疊層順序下，第1、第2 層板失效模式與T1T1 疊層順序下的類(lèi)似。具體變形量如表4所示。由此可以得出結(jié)論：第1 層靶板均發(fā)生由環(huán)向剪切力和拉伸應(yīng)力造成的沖塞破壞，第2 層靶板則表現(xiàn)出更大的穿孔尺寸和毀傷面積，并伴隨有顯著的隆起和裂紋擴(kuò)展等結(jié)構(gòu)破壞。

圖12 靶板失效模式Fig.12 Failure mode of target

表4 不同疊層順序下靶板的變形量Tab.4 Deformation of target under different layer orders

分析靶板的強(qiáng)度對(duì)其失效模式的影響。靶板的疊層順序?yàn)門(mén)1T1 時(shí)，第1、2 層板的強(qiáng)度相同，其失效模式出現(xiàn)差異的原因是：層間存在相互作用力，這個(gè)相互作用力阻礙第1 層的變形，促進(jìn)第2 層的變形。靶板的疊層順序?yàn)門(mén)1A1 時(shí)，第1 層板的強(qiáng)度大于第2層，其失效模式出現(xiàn)差異的原因是：第1、2 層板的強(qiáng)度相差較大，在彈體侵徹第1 層板的過(guò)程中，第2 層板已經(jīng)發(fā)生了較大的整體變形，板間過(guò)早分離，造成板間的相互作用力對(duì)第1 層板的失效模式影響很小，其失效模式類(lèi)似單層TC4 靶板。靶板的疊層順序?yàn)锳1T1 時(shí)，第1 層板的強(qiáng)度小于第2 層板，其失效模式出現(xiàn)差異的原因是：第2 層板在板間相互作用力和彈體的作用下，其局部變形和整體變形都得到了增加，這將增強(qiáng)靶板的抗沖擊性能。

3 結(jié)語(yǔ)

通過(guò)進(jìn)行平頭彈正撞擊2 mm 厚TC4 鈦合金單層板的試驗(yàn)研究，以及TC4 鈦合金和2A12 鋁合金兩種材料下靶板的疊層順序?qū)ζ淇箾_擊性能影響的仿真研究，得出如下結(jié)論。

1）該種TC4 鈦合金具有一定的韌性特征，在平頭彈沖擊下，主要發(fā)生由環(huán)向剪切力引起的沖塞破壞。

2）靶板分層降低其抗沖擊性能，不同疊層順序下，第1 層靶板均發(fā)生由環(huán)向剪切力和拉伸應(yīng)力造成的沖塞破壞，第2 層靶板則表現(xiàn)出更大的穿孔尺寸和毀傷面積，并伴隨有顯著的隆起和裂紋擴(kuò)展等結(jié)構(gòu)破壞。

3）靶板疊層順序影響其抗沖擊性能，A1T1 相比T1A1 提高了雙層靶板的抗沖擊性能。

后續(xù)研究及材料鋪層應(yīng)充分考慮疊層順序?qū)Ρ“逍阅艿挠绊懀蓞⒖嘉闹兴迷囼?yàn)過(guò)程及數(shù)據(jù)值仿真方法，以提高材料抗沖擊性能。