閆 超,黃正祥,祖旭東,肖強強,賈 鑫

(南京理工大學 機械工程學院,江蘇 南京 210094)

細晶銅材料力學性能及藥型罩領域應用研究

閆 超,黃正祥,祖旭東,肖強強,賈 鑫

(南京理工大學 機械工程學院,江蘇 南京 210094)

為研究細晶純銅材料藥型罩的侵徹性能,對細晶純銅材料進行力學性能研究。利用二級輕氣炮加速飛片的方法對細晶純銅材料進行了沖擊加載實驗,給出了細晶純銅材料在70～320 GPa范圍內(nèi)的沖擊波速度和質(zhì)點速度的關系。計算得到了適用于LS-DYNA的Gruneisen狀態(tài)方程參數(shù)。利用擬合得到的參數(shù)分析了粗晶材料及細晶材料所形成的射流在斷裂時間、侵徹威力方面的差異。根據(jù)仿真,在160 mm最佳炸高進行靜破甲實驗。結(jié)果表明,細晶材料藥型罩的侵徹威力較粗晶材料明顯提高,說明將藥型罩材料的晶粒組織細化是提高破甲威力的重要手段。

細晶純銅;動態(tài)力學性能;聚能射流;侵徹

在現(xiàn)代戰(zhàn)場上,間隔裝甲、復合裝甲、爆炸反應裝甲在坦克裝甲車輛上的成熟運用,使得現(xiàn)階段各國主戰(zhàn)坦克的防御能力大幅提高,這就使破甲戰(zhàn)斗部在與裝甲防護技術和防護性能的博弈中處于明顯的劣勢。因此,提升現(xiàn)有破甲戰(zhàn)斗部的毀傷威力,已經(jīng)成為急需解決的關鍵性問題。在評價破甲戰(zhàn)斗部威力時,射流的有效長度和斷裂時間是衡量破甲能力的重要指標。根據(jù)國內(nèi)外關于射流的理論研究[1],破甲金屬射流是一種超塑性金屬固體流,而金屬的超塑性與其晶粒尺寸的平方成反比。另外,大量的動靜態(tài)射流測量和破甲實驗也表明,金屬藥型罩材料的破甲威力與其初始材料晶粒尺寸有著密切關系,隨著藥型罩材料初始晶粒尺寸的降低,射流的侵徹威力顯著增加。但是傳統(tǒng)加工手段的藥型罩晶粒尺寸一般在幾十微米以上,至多細化到10 μm。若能將藥型罩材料的晶粒尺寸進一步細化到亞微米甚至納米級別,則有望大幅度提升傳統(tǒng)材料破甲彈的威力。因此,將超細晶及納米晶材料運用到藥型罩的加工生產(chǎn)當中,則可為藥型罩侵徹能力的提升開拓新途徑、新方法。

目前,國內(nèi)外科研單位及學者針對藥型罩材料晶粒尺寸及織構(gòu)對射流長度和斷裂時間的影響,開展了大量的研究工作。Bourne等[2]研究了初始藥型罩材料晶粒尺寸和結(jié)晶織構(gòu)對聚能裝藥藥型罩侵徹威力的共同影響,結(jié)果表明藥型罩材料晶粒組織的細化以及組織均勻性的改變,對聚能裝藥侵徹威力的提升意義重大。Lichtenberger[3]針對純銅材料藥型罩射流的斷裂時間和晶粒尺寸之間的關系進行了研究,指出當藥型罩材料晶粒尺寸在20～90 μm范圍內(nèi)變化時,藥型罩形成金屬射流的斷裂時間隨著晶粒的細化而呈現(xiàn)增長趨勢。Walters[4]對晶粒尺寸范圍在10～120 μm內(nèi)的無氧純銅藥型罩侵徹結(jié)果進行了研究,得到了與Lichtenberger相類似的結(jié)論。Golaski[5]通過實驗指明射流的斷裂時間直接受藥型罩材料晶粒尺寸的影響。王鐵福等[6]利用靜破甲威力實驗和X光射線照相技術對25～70 μm范圍內(nèi)變化的4種紫銅藥型罩進行了研究,得出藥型罩材料晶粒度對射流動態(tài)延展性有重要影響,材料晶粒細化可增加射流長度、延緩斷裂時間的結(jié)論。Hirsh[7]提出了一種能夠解釋細晶材料破甲射流形成與補充的模型,研究指出當金屬晶粒小于5 μm時,其可獲得類似液體表面張力的性質(zhì)。

本文以提升傳統(tǒng)紫銅藥型罩侵徹威力為目標,通過等位角擠壓(equal channel angular pressing,ECAP)手段將紫銅材料的晶粒組織進行細化,來實現(xiàn)破甲能力的提升。針對細晶純銅材料,采用二級輕氣炮作為加載手段,對細晶純銅的Gruneisen狀態(tài)方程參數(shù)進行計算,得到了適用于LS-DYNA的細晶純銅材料參數(shù)。計算求解了2種材料藥型罩在不同炸高條件下的侵徹威力,最終選取最佳炸高條件進行了靜破甲實驗研究,驗證仿真參數(shù)的正確性。

1 細晶純銅材料的沖擊壓縮實驗

1.1 細晶純銅材料的制備

本次試驗所選用的純銅原材料為工業(yè)無氧高導電性純銅TU1,初始的外形尺寸為32 mm厚的熱軋態(tài)板料?？紤]到純銅板料的制造過程會對材料顯微結(jié)構(gòu)造成破壞,因此在后續(xù)的晶粒細化之前,要對切割好的銅塊(32 mm×32 mm×160 mm)進行真空退火處理。經(jīng)過熱處理之后,純銅材料的晶粒尺寸約為100 μm。

在粗晶以及細晶純銅藥型罩的加工制造過程中,純銅材料主要經(jīng)歷了如圖1所示的過程,最終形成2種晶粒尺寸的純銅藥型罩。由粗晶純銅材料到超細晶純銅藥型罩主要經(jīng)歷劇烈的塑性變形晶粒細化、軋制板材、旋壓成形這三大過程。

圖1 粗晶及細晶純銅藥型罩加工過程示意圖

本文根據(jù)細晶純銅藥型罩實際加工制造流程,選取其中3種狀態(tài)的超細晶純銅材料作為研究對象,開展細晶純銅材料的動高壓加載的沖擊壓縮實驗。選取的材料分別為:①經(jīng)過劇烈塑性變形(ECAP8)之后的純銅,②劇烈塑性變形加交叉軋制(ECAP8+CR)之后的純銅,③劇烈塑性變形加軋制和熱處理(ECAP8+CR+Treated)之后的純銅。上述3種細晶純銅材料和常規(guī)粗晶純銅在準靜態(tài)拉伸條件下的力學性能參數(shù),以及通過EBSD觀察的平均晶粒尺寸見表1,表中,s為晶粒尺寸,ρ為材料密度,σs為屈服強度,σb為抗拉強度,δEB為斷裂延伸率,δVE為均勻延伸率。

表1 細晶純銅材料力學性能

1.2 實驗方法及測量原理

針對3種狀態(tài)的細晶純銅材料,采用二級輕氣炮加速發(fā)射飛片的方法,使得飛片與靶板撞擊,對靶板內(nèi)部的材料進行沖擊壓縮。實驗整體的方法原理如圖2所示,圖中,vw為飛片速度。

圖2 沖擊壓縮實驗原理圖

在碰撞面前后的物理量滿足如下的質(zhì)量、動量、能量守恒方程:

ρ0(vD-vu0)=ρ1(vD-vu1)

(1)

p1-p0=ρ0(vD-vu0)(vu1-vu0)

(2)

(3)

式中:p為壓強,ρ為密度,vu為質(zhì)點速度,e為比內(nèi)能,vD為樣品中的沖擊波速度,V為比體積,下標0表示沖擊壓縮前狀態(tài),1表示沖擊壓縮后狀態(tài)。上述5個待測物理量,需要測量出其中的任意2個,再根據(jù)式(1)～式(3)就可以計算出其余的參數(shù)?？紤]到現(xiàn)有的技術手段及測量準確性等因素,本文選擇測量沖擊波速度vD及粒子速度vu。沖擊波速度vD采用直接測量的方法,粒子速度則是根據(jù)阻抗匹配法進行測量?？紤]到本文研究的沖擊壓力范圍較高,因此選用2種標材:無氧銅和Ta,其中選擇Ta是為了實現(xiàn)更高的沖擊壓力。當標材為無氧銅時,屬于對稱碰撞,此時飛片的速度vw等于樣品中粒子速度的2倍,即vw=2vu。當選擇Ta為標材時,待測材料中的沖擊波后粒子速度可以表示為

(4)

式中:

F=ρ0tλt

G=-ρ0tC0f-2λtvwρ0t-ρ0svD

(5)

H=ρ0tvw(λtvw+C0f)

式中:ρ0f為標材的密度;C0f,λf分別為標材的Hugoniot參數(shù);ρ0s為待測樣品的密度。vw,vD通過實驗測量得到。因此就可以通過式(4)、式(5)求解出待測樣品中的沖擊波后粒子速度vu。通過上述手段就可以將vu的測量轉(zhuǎn)變?yōu)閺椝賤w的測量。

本次實驗是在中國工程物理研究院φ28 mm口徑二級輕氣炮試驗系統(tǒng)上進行的。彈丸的擊靶速度采用激光遮斷式測試技術(OBB)測量,通過安裝在發(fā)射管末端的2組光源,當彈丸通過時會依次遮擋光束,此時示波器會顯示2個脈沖的響應時間差,再結(jié)合兩光源的距離,就可以得到彈丸的速度vw。樣品中的沖擊波速度采用成熟的電探針測試技術測量,電探針的布局如圖3所示。

圖3 電探針布局圖

樣品前表面16根探針,后表面7根探針,另外還有4根觸發(fā)探針(T1,T2,T3,T4),4根接地探針(G1,G2,G3,G4)。利用波陣面還原法計算樣品中的沖擊波傳播時間,將樣品前表面的探針響應時間及空間坐標帶入下式:

t=A1x+A2y+A3x2+A4y2+A5xy+A6

(6)

式中:t為探針的響應時間;x,y為探針的平面坐標;A1,A2,…,A6為方程系數(shù)。

對式(6)進行擬合,計算曲面方程系數(shù),再將樣品后界面探針的空間位置坐標帶入到曲面方程中,可以得到樣品前界面沖擊波所對應的到達時間tb,i,樣品前界面的沖擊波響應時間為tf,i,則樣品中沖擊波經(jīng)過的時間ta計算如下:

(7)

式中:k表示樣品后界面探針的個數(shù)。利用測量得到的樣品厚度就可以計算出樣品中的沖擊波速vD。

1.3 實驗結(jié)果與分析

根據(jù)實驗具體測量的彈丸速度vw、樣品中的沖擊波速度vD、通過阻抗匹配法計算得到的粒子速度vu及其他相關參數(shù)的計算結(jié)果見表2。表中,φ為沖擊波速度計算得出的相對測量不確定度,pH為沖擊壓力計算值,V為沖擊壓縮后的比體積,V0為沖擊壓縮前的比體積。

表2 3種細晶純銅材料的沖擊壓縮實驗數(shù)據(jù)

表2中的1-1發(fā)實驗數(shù)據(jù),由于飛片未精加工,實驗并不滿足精密物理實驗的要求,因此可信度差,實驗數(shù)據(jù)無效。其余3種材料的vD-vu關系如下:

vD1=4.058(±0.029)+1.476(±0.049)vu1

(8)

vD2=3.934(±0.054)+1.506(±0.058)vu2

(9)

vD3=4.000(±0.075)+1.487(±0.026)vu3

(10)

式中:各量下標的序號和表2中的材料號一一對應。3種材料的vD-vu關系顯示測量結(jié)果較為接近,說明晶粒細化并不能夠影響材料在超高壓條件下的沖擊壓縮性能。前處理手段的不同,改變的僅僅是材料顯微結(jié)構(gòu)組織均勻性等因素,并未徹底改變材料的組成成分。而對某種材料的沖擊壓縮性能而言,影響的主要因素卻是初始密度及組成成分。針對本次實驗所進行的10發(fā)有效數(shù)據(jù),由于3種材料的測量結(jié)果都比較相近,因此可以近似地看成是針對破甲彈藥型罩所用細晶純銅材料在70～320 GPa壓力范圍內(nèi)所測量得到的沖擊壓縮數(shù)據(jù)。將上述所有數(shù)據(jù)進行線性擬合,圖4為所有數(shù)據(jù)擬合得到的vD-vu關系,可以得到vD-vu關系式:

vD=4.007(±0.06)+1.485(±0.02)vu

(11)

圖4 數(shù)據(jù)擬合得到的細晶銅vD-vu關系

若要擬合細晶純銅材料的Gruneisen狀態(tài)方程系數(shù),就需要對其格林愛森系數(shù)γ隨比體積變化的關系式進行求解,目前主要采用經(jīng)驗公式的方法進行求解[8]:

(12)

式中:常態(tài)格林愛森系數(shù)γ0采用:

(13)

式中:c為流體聲速,可以近似地等于零壓下的材料聲速c0=4.007km/s;αv為體積膨脹系數(shù),cV為定容比熱,KT為等溫體積模量。由于細晶純銅材料是一種新型材料,許多材料參數(shù)仍然是未知的,因此在計算求解過程中,對于一些材料的物性常量,利用純銅材料的數(shù)值進行代替。αv,cV等材料參數(shù)的取值參考文獻[8]。將上述數(shù)據(jù)帶入式(12),計算求得常態(tài)下的格林愛森系數(shù)γ0=2.07。因此格林愛森系數(shù)隨著比體積的變化關系可以表示為

(14)

細晶純銅材料的Gruneisen狀態(tài)方程參數(shù)見表3,表中參數(shù)C,S1,S2,S3是利用飛片沖擊壓縮得到的vD-vu關系獲得,γ0為Gruneisen系數(shù);a為γ0的一階體積修正。

表3 細晶純銅材料的Gruneisen狀態(tài)方程參數(shù)

2 數(shù)值仿真計算及實驗研究

2.1 數(shù)值計算模型及材料參數(shù)

采用有限元軟件LS-DYNA建立全尺寸靜破甲實驗的數(shù)值計算模型。聚能裝藥采用φ56 mm無殼體裝藥,大量的彈靶實驗證明該種成型裝藥結(jié)構(gòu)合理,破甲性能穩(wěn)定?；鶞恃b藥的基本尺寸見圖5。藥型罩材料都是純銅,兩者僅在微觀晶粒尺寸上存在差異。后效靶的材料為45#鋼。

圖5 基準裝藥的尺寸

炸藥爆炸壓垮藥型罩形成射流及射流與靶板的相互作用,屬于典型的多物質(zhì)相互作用的大變形運動。采用Van Leer ALE算法進行模擬。該算法為二階精度算法,可較精確地模擬炸藥爆炸過程中動量與能量之間的轉(zhuǎn)化。

針對上述的實際物理模型,采用有限元軟件進行建模。建立的模型如圖6所示。模型整體由四部分區(qū)域組成,其中,炸藥、藥型罩、空氣域采用三維Euler網(wǎng)格建模,后效靶采用三維Lagrange建模,這2種網(wǎng)格采用ALE算法耦合在一起?？紤]到模型屬于典型的回轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu),因此選擇1/4模型進行建模來減少計算量,提高計算效率。在模型的對稱面上施加對稱滑移約束,將空氣域的邊界設置為非反射邊界。

圖6 有限元模型

炸藥裝藥為JH-2炸藥,材料模型采用高能炸藥爆轟模型和JWL狀態(tài)方程。空氣域的材料模型采用Null模型和LINEAR_POLYNOMIAL狀態(tài)方程[9]。藥型罩材料為粗晶純銅和超細晶純銅,后效靶材料為45#鋼,材料模型都采用Johnson-Cook模型和Gruneisen狀態(tài)方程。其中粗晶純銅和45#鋼的材料參數(shù)參考文獻[10]。細晶純銅材料的材料參數(shù)根據(jù)準靜態(tài)及動態(tài)拉伸實驗得到的結(jié)果進行擬合,見表4,表中,A為考慮應變率及溫度下的屈服強度;B,n為應變率強化系數(shù);C為應變率敏感系數(shù);m為溫度軟化系數(shù)。

表4 細晶純銅材料的J-C模型相關參數(shù)

2.2 仿真計算結(jié)果與分析

2.2.1 晶粒尺寸對射流斷裂時間的影響

根據(jù)3.1節(jié)建立的有限元模型,在不添加后效靶的情況下研究材料晶粒尺寸對射流斷裂時間的影響。分別截取粗晶純銅射流出現(xiàn)斷裂的時刻56 μs,細晶純銅射流出現(xiàn)斷裂的時刻74 μs,以及2種射流都出現(xiàn)斷裂后80 μs的射流形態(tài),計算結(jié)果如圖7所示。從圖中不同時刻的射流形態(tài)對比可直觀地發(fā)現(xiàn),粗晶純銅藥型罩形成的射流在56 μs時射流頭部就已經(jīng)出現(xiàn)頸縮斷裂,而同時刻細晶純銅藥型罩形成的射流形態(tài)完好,仍然處于穩(wěn)定的長度增加階段。直至74 μs,細晶純銅藥型罩形成的射流才出現(xiàn)頭部斷裂,相比于粗晶藥型罩,射流開始出現(xiàn)斷裂的時間延長18 μs。更晚的射流斷裂時間則意味著形成射流的有效長度更長。對比同時刻的粗晶純銅藥型罩的射流,其射流的頭部已經(jīng)可以觀測到較為明顯的連續(xù)斷裂。隨著時間的繼續(xù)推移,細晶純銅藥型罩的射流頭部才出現(xiàn)斷斷續(xù)續(xù)的射流斷裂,但斷裂的程度并不是很明顯,只有頭部一小部分發(fā)生與射流主體的分離,總的來說新增加的斷裂數(shù)量有限,射流形態(tài)仍然具有很好的一致性。粗晶純銅在80 μs時形成射流,射流斷裂的范圍繼續(xù)增加,整體顯現(xiàn)出較長范圍的顆粒狀斷裂射流。

圖7 不同時刻超細晶純銅與粗晶純銅射流形態(tài)對比

從仿真結(jié)果的對比情況來看,細晶藥型罩形成的射流具有較長的累積射流和較遲的射流斷裂時間,且明顯優(yōu)于粗晶藥型罩形成的射流,這說明藥型罩材料初始晶粒細化有助于射流性能的增強。同時,由于聚能射流的超塑性是在高應變率下由動態(tài)再結(jié)晶引起的,而動態(tài)再結(jié)晶的難易、快慢,又與材料的晶粒度密切相關,因此材料的初始晶粒越細其動態(tài)再結(jié)晶也就越容易,再結(jié)晶的速度也就越快。最終導致的結(jié)果就是連續(xù)射流的長度增加。

2.2.2 炸高對藥型罩侵徹威力的影響

相同裝藥結(jié)構(gòu)的藥型罩形成的射流在飛行過程中受到慣性力的作用而不斷拉長,頭部速度也會降低,故藥型罩具有最佳炸高。細晶材料由于具有更好的動態(tài)延展性,因此在不同炸高條件下,其表現(xiàn)出的侵徹威力可能與粗晶材料不一致。因此針對相同裝藥結(jié)構(gòu)不同晶粒尺寸的2種材料開展炸高對比研究,具有一定的科學意義。

利用3.1節(jié)中數(shù)值計算模型,計算2種材料藥型罩在不同炸高時侵徹性能的差異。炸高選取80 mm,120 mm,160 mm,200 mm,240 mm,280 mm,320 mm,360 mm,炸高的變化范圍為1.5～6.5倍裝藥口徑。計算后效靶的侵徹深度對比見圖8。圖中,h為炸高,P為侵徹深度。

從上述的計算結(jié)果可以看出,細晶藥型罩和粗晶藥型罩的侵徹深度都隨著炸高的增加呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢,且都在3倍裝藥口徑附近達到最佳侵徹威力,但侵徹威力始終是細晶材料優(yōu)于粗晶材料。隨著炸高的繼續(xù)增加,在超過4倍裝藥口徑時,2種材料藥型罩的侵徹威力開始出現(xiàn)降低,但降幅不盡相同。粗晶純銅藥型罩的侵徹深度隨著炸高的增加降幅明顯,而細晶藥型罩則降幅平緩。2種材料在相同炸高條件下的侵徹深度增幅δ如表5所示。

圖8 不同炸高條件下2種藥型罩侵徹深度對比

表5 2種材料藥型罩不同炸高條件下侵徹深度增幅對比

伴隨著炸高的增加,在5倍裝藥口徑炸高范圍內(nèi),侵徹深度增幅主要呈現(xiàn)出先增加后減小的趨勢,且在3倍裝藥口徑附近取得最大值。在高于5倍裝藥口徑的情況下,粗晶藥型罩侵徹深度明顯減小,而細晶藥型罩的侵徹深度減小不明顯,使得在大炸高的情況下,2種材料的侵徹深度增幅又逐漸增大。造成這種情況的原因:在80 mm,120 mm的小炸高情況下,由于射流并未得到完全伸長,因此超細晶材料較粗晶材料侵徹深度的增幅有限,不能體現(xiàn)出細晶材料在超塑性方面的優(yōu)勢。隨著炸高的增加,粗晶純銅藥型罩在炸高160 mm時侵徹深度最大,達到236 mm,約為4倍裝藥口徑。細晶純銅藥型罩也在炸高160 mm時侵徹深度最大,達到273 mm,約為5倍裝藥口徑。細晶純銅藥型罩的侵徹深度隨著炸高的增加,上升速度快且幅度大。隨著炸高的進一步增加,在200～360 mm范圍時,細晶純銅藥型罩侵徹深度隨著炸高的增加呈現(xiàn)緩慢減小的趨勢,而粗晶純銅藥型罩的侵徹深度隨著炸高的增加而降幅明顯。特別是在320 mm,360 mm炸高情況下,侵深增幅增加,達到23.9%和23.4%,說明在大炸高情況下,雖然2種材料形成射流的整體侵徹威力較低炸高而言減小,但是細晶材料射流由于具有更好的延展性,在大炸高的情況下仍然可以保持一定的侵徹威力。這主要是因為在大炸高條件下,射流頭部在未接觸到靶板之前,由于速度梯度的存在,頭部產(chǎn)生拉伸斷裂,形成顆粒狀的不連續(xù)射流,最終形成斷裂侵徹,使得侵徹性能下降。

2.3 實驗驗證

仿真結(jié)果顯示,粗晶及細晶材料藥型罩的最佳炸高都在160 mm,因此對2種材料在此炸高條件下進行靜破甲實驗研究。試驗現(xiàn)場的布置如圖9所示,主要包括雷管、成型裝藥、炸高筒、靶板四部分,其中靶板由不同高度的圓柱形45#鋼疊加而成。

圖9 靜破甲實驗現(xiàn)場布置

表6 實驗結(jié)果對比

采用細晶純銅藥型罩的裝藥,在160 mm炸高條件下侵徹深度分別達到了282 mm,280 mm,278 mm,與相同裝藥結(jié)構(gòu)的粗晶藥型罩在最佳炸高條件下的平均侵徹深度244 mm相比,侵徹深度增加均在14%以上。同在160 mm炸高下,實驗與仿真誤差為5.6%,這說明根據(jù)力學實驗擬合的J-C材料模型參數(shù)及輕氣炮實驗測量的細晶純銅狀態(tài)方程參數(shù)真實可靠,可以為細晶純銅藥型罩的研究提供參考。

相同炸高條件下,粗晶純銅與細晶純銅藥型罩的侵徹孔形貌見圖10。粗晶銅藥型罩的平均侵徹深度為244 mm,侵徹孔截面均為規(guī)整圓形,射流在軸線方向上保持很好的一致性。進一步從剖面侵徹孔通道形貌分析可知,侵徹孔前半段過渡均勻,未見凹凸不均變化,而侵徹孔底部則見明顯“波浪形”變化。分析可知:射流在侵徹到末端時,射流尾部由于存在速度差,出現(xiàn)明顯的分段斷裂,但是射流的方向并沒有太大的變化,故斷裂的射流不斷形成新的侵徹孔。相比于粗晶純銅藥型罩,細晶純銅藥型罩平均侵徹深度為280 mm,較粗晶純銅藥型罩平均侵徹深度增加了14.7%,表明細晶純銅藥型罩的侵徹威力明顯優(yōu)于粗晶態(tài)。從侵徹孔形貌分析可知,細晶純銅形成的射流侵徹孔不僅侵徹深度增加明顯,侵徹孔內(nèi)壁也更加光滑平直,同時孔底部出現(xiàn)“波浪形”的范圍也更長。由此可以看出,細晶純銅藥型罩形成的射流長度要比粗晶純銅藥型罩長得多,但超細晶純銅藥型罩形成的射流尾部速度可能較低,低于45#鋼的臨界侵徹速度,可以通過選擇高能炸藥來進一步提高超細晶純銅藥型罩的侵徹深度。

圖10 炸高160 mm侵徹孔形貌對比

3 結(jié)論

本文通過力學性能實驗,研究了細晶純銅材料的動態(tài)力學性能,得到了適用于LS-DYNA的材料模型參數(shù)及狀態(tài)方程參數(shù)。利用仿真模型分析了藥型罩晶粒尺寸對射流斷裂時間及侵徹威力的影響,最后根據(jù)仿真結(jié)果選擇最佳炸高進行了靜破甲實驗驗證,得到的主要結(jié)論如下。

①準靜態(tài)拉伸實驗結(jié)果顯示,經(jīng)過ECAP8及ECAP8+CR之后的純銅材料,屈服強度分別達到360 MPa和400 MPa,較粗晶狀態(tài)時增加70 MPa。同時根據(jù)EBSD微觀組織觀察,材料的晶粒尺寸被細化到500 nm左右,在經(jīng)過軋制處理后,晶粒尺寸進一步減小至300 nm。

②根據(jù)實驗測量數(shù)據(jù),通過阻抗匹配法計算得到?jīng)_擊波后粒子速度vu。并擬合得到了3種材料在70～320 GPa范圍內(nèi)的vD-vu關系。由于測量結(jié)果較為接近,可將3種細晶純銅材料近似地認為是一種應用于破甲戰(zhàn)斗部的細晶純銅材料,得到?jīng)_擊波速度vD和波后粒子速度的關系為vD=4.007(±0.006)+1.485(±0.02)vu,并計算得到了細晶純銅的Gruneisen系數(shù)隨比體積變化的關系:γ=2.07(V/V0)。

③仿真結(jié)果表明,藥型罩材料的初始晶粒尺寸對聚能射流有著重要的影響。在相同裝藥結(jié)構(gòu)下,細晶材料形成的射流有效長度及斷裂時間更長。在160 mm最佳炸高情況下,細晶材料平均侵徹深度 280 mm,粗晶材料平均侵徹深度244 mm,增幅達14.7%。

④由實驗分析可知,細晶純銅藥型罩侵徹性能較粗晶純銅藥型罩而言提升明顯,因此可以利用細晶純銅替代現(xiàn)有的粗晶純銅作為藥型罩材料。

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Mechanical Property of Ultra-fine Grained Copper Material and Study on Application of Liner Field

YAN Chao,HUANG Zheng-xiang,ZU Xu-dong,XIAO Qiang-qiang,JIA Xin

(School of Mechanical Engineering,Nanjing University of Science and Technology,Nanjing 210094,China)

In order to study the penetration performance of ultra-fine grained(UFG)copper liner,the mechanical property of UFG copper was studied.The impact experiment of UFG copper were conducted by two-stage light-gas-gun planar impact technique.The relation between shock velocity and particle velocity was described in the pressure range from 70 GPa to 320 GPa.The parameters of Gruneisen EOS applied to LS-DYNA were calculated.The differences of break-up time and penetration power between the coarse grained copper and UFG copper were analyzed by fitting parameters.The penetration experiment was carried out by choosing the best burst-height 160 mm.The results show that the penetration power of UFG copper liner significantly improves compared with the coarse grained copper liner,and it is the effective way to improve the penetration power to reduce the grain size of liner material.

ultra-fine grained copper;dynamic mechanical property;shaped charge jet;penetration

2016-04-27

閆超(1991- ),男,碩士研究生,研究方向為材料的動態(tài)力學行為。E-mail:18601408248@163.com。

TJ413.2

A

1004-499X(2017)01-0085-08