高華， 熊超， 殷軍輝

(陸軍工程大學(xué)石家莊校區(qū)， 河北 石家莊 050003)

0 引言

隨反裝甲武器毀傷效能的提高，對武器裝備的機動性與防護性要求也越來越高，多層復(fù)合結(jié)構(gòu)能夠充分發(fā)揮不同材料優(yōu)點[1-3]，提高裝甲防護能力，因而多層復(fù)合靶板成為防護領(lǐng)域研究熱點之一。

研究人員在彈丸侵徹單一金屬靶板組織變化與損傷分析[4-7]、高速沖擊下金屬力學(xué)行為及微觀剪切結(jié)構(gòu)差異[8-10]等方面做了大量工作。羅榮梅等[11]利用桿式穿甲彈侵徹30CrMnMo裝甲靶板，發(fā)現(xiàn)彈孔表面產(chǎn)生熔化快凝層，通過掃描電子顯微鏡(SEM)及能譜分析對彈坑表面進(jìn)行微觀組織分析，研究熔化快凝層形貌特征及形成機理，利用非線性有限元分析軟件LS-DYNA對彈靶作用區(qū)溫度場進(jìn)行了模擬。孫秀榮等[12]對采用相同尺寸柱型樣、帽型樣的4種不同結(jié)構(gòu)金屬材料進(jìn)行了不同應(yīng)變率下的動態(tài)壓縮試驗，對比了不同結(jié)構(gòu)金屬絕熱剪切帶演變過程及微觀組織特征。索濤等[13]研究表明金屬材料高速變形由于變形時間短，塑性功轉(zhuǎn)變成的熱量來不及消散，可視為絕熱過程。溫度升高引起熱軟化，侵徹結(jié)束后，剪切區(qū)域溫度驟降，由此產(chǎn)生具有熔化再凝固特征的絕熱剪切現(xiàn)象。對于復(fù)合靶板結(jié)構(gòu)，由于材料特性各異及應(yīng)力波的相互疊加效應(yīng)，導(dǎo)致對其抗侵徹機理分析十分復(fù)雜，材料排布方式等對高速侵徹下復(fù)合靶板抗彈機理的影響規(guī)律并未掌握，尤其對于彈丸侵徹多層異質(zhì)復(fù)合靶板中，裝甲鋼排布位置對其微觀組織變化規(guī)律及抗彈性能影響機理研究還不夠深入。近年來，通過宏觀、細(xì)觀及微觀相結(jié)合成為研究材料性能的重要手段[14]，因而通過細(xì)觀及微觀手段開展不同結(jié)構(gòu)方式復(fù)合靶板中裝甲鋼侵徹變形機理研究具有重要意義。

針對復(fù)合靶板中裝甲鋼排布位置不同對其微觀組織演化機理及受力環(huán)境影響規(guī)律這一研究問題，本文開展了14.5 mm穿甲彈對10 mm厚氧化鋁陶瓷+6 mm厚616裝甲鋼+10 mm厚芳綸板和10 mm厚氧化鋁陶瓷+10 mm厚芳綸板+6 mm厚616裝甲鋼兩種結(jié)構(gòu)靶板的侵徹試驗研究，結(jié)合彈丸侵徹裝甲鋼板塑性變形特征，依據(jù)金屬材料學(xué)理論，從細(xì)觀及微觀角度對比研究兩種結(jié)構(gòu)中裝甲鋼彈坑邊緣典型區(qū)域硬度分布、組織演變規(guī)律，利用數(shù)值模擬分析了彈靶接觸力學(xué)行為，為研究彈丸侵徹復(fù)合靶板的動力學(xué)特征及結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計提供可靠理論依據(jù)。

1 穿甲試驗

1.1 穿甲試驗設(shè)計

為研究多層陶瓷復(fù)合靶板結(jié)構(gòu)中裝甲鋼的排布位置及其支撐板材料對其塑性變形細(xì)觀及微觀機理的影響規(guī)律，開展了裝甲鋼位于芳綸板之前的10 mm厚氧化鋁陶瓷+6 mm厚616裝甲鋼+10 mm厚芳綸板復(fù)合靶板(以下簡稱前置復(fù)合靶)侵徹試驗研究，603裝甲鋼作為參照靶支撐在復(fù)合靶之后。

試驗用槍為14.5 mm彈道槍，槍口到靶板距離10 m. 試驗彈為14.5 mm穿甲彈，彈體簡化模型如圖1所示，全長65.5 mm，其中尖頭長20.8 mm，錐底長10 mm，彈頭直徑14.9 mm，錐底下端直徑11 mm. 采用紅外光幕測速靶系統(tǒng)在距靶板3 m處對入射彈丸速度進(jìn)行測試。樣品在靶架上固定后，按預(yù)定著彈點垂直靶面入射，靶板固定狀態(tài)如圖2所示。

首先進(jìn)行參照靶彈道試驗，得出相應(yīng)參考侵徹深度Pref，然后進(jìn)行由試驗靶板/參照靶組成的復(fù)合靶系列彈道試驗，得出射彈在參照靶中剩余侵徹深度Pr及試驗靶板的穿甲深度Pt，最后通過試驗測得數(shù)據(jù)計算靶板防護系數(shù)f，計算公式如(1)式所示：

(1)

式中：ρc為復(fù)合靶板材料密度；ρref為參照靶材料密度。

1.2 試驗結(jié)果及分析

試驗中測得603裝甲鋼防護14.5 mm穿甲彈參考侵徹深度Pref=43 mm，參照靶密度ρref=7.8 g/cm3，試驗靶被穿透，即Pt=26 mm，測試結(jié)果如表1所示。

表1 靶板侵徹測試結(jié)果

由表1可知，彈丸平均速度為1 012.7 m/s，603裝甲鋼平均壓痕為2.14 mm，平均防護系數(shù)為3.30.

圖3所示為復(fù)合靶板破壞形貌。圖3(a)所示為前置復(fù)合靶陶瓷板破壞形貌。氧化鋁陶瓷、裝甲鋼和芳綸的波阻抗[15]分別為39 520 mg/(m2·s)、35 600 mg/(m2·s)和11 800 mg/(m2·s).陶瓷板波阻抗高于裝甲鋼和芳綸，陶瓷及其背板組合呈現(xiàn)由高到低波阻抗匹配特征，彈體沖擊應(yīng)力波在陶瓷背板形成反射拉伸波，陶瓷材料抗拉性能低于抗壓性能，導(dǎo)致陶瓷面板產(chǎn)生崩落破壞。圖3(b)、圖3(c)所示為616裝甲鋼的宏觀破壞形貌。由圖3(b)、圖3(c)可見：裝甲鋼材料在彈體壓力作用下易于向最小抗力方向產(chǎn)生塑性流動；616裝甲鋼背板為芳綸，其硬度及屈服強度較低，不足以為裝甲鋼提供支撐，導(dǎo)致靶板沿侵徹方向產(chǎn)生塑性變形，形成延性擴孔。圖3(d)、圖3(e)所示為芳綸破壞形貌，從中可以看出芳綸破壞模式主要為纖維剪斷失效，侵徹區(qū)以外部位幾乎沒有變形。

2 前置復(fù)合靶裝甲鋼彈孔微觀組織分析

為進(jìn)一步分析復(fù)合靶板結(jié)構(gòu)方式對裝甲鋼微觀損傷機理及力學(xué)行為影響規(guī)律，在復(fù)合靶616裝甲鋼彈孔處采用電腐蝕線切割技術(shù)取樣，避免機械切割引起彈帶塑性變形干擾試驗結(jié)果，通過研磨、拋光以及浸蝕得到如圖4(a)所示的金相試樣。采用LSM700激光共聚焦顯微鏡對試樣微觀組織進(jìn)行觀察，彈坑邊緣典型區(qū)域劃分如圖4(b)所示，結(jié)合數(shù)值模擬分析其彈靶界面力學(xué)行為。

2.1 裝甲鋼原始微觀組織

616裝甲鋼是一種低合金高強度合金鋼，其最終熱處理為調(diào)質(zhì)或淬火加低溫回火，其原始微觀組織如圖5(a)所示。由圖5(a)可以看出內(nèi)部含有大量板條狀馬氏體組織[8]，且取向各不相同。圖5(b)所示為裝甲鋼在高溫加熱和保溫時表層形成的脫碳層。

2.2 裝甲鋼彈孔金相分析

選取圖4(b)沿侵徹方向A、B、C、D各區(qū)域典型微觀組織形貌分別如圖6(a)～圖6(d)所示。

圖6(a)取自圖4(b)中彈丸侵徹起始部位A處微觀組織，對橢圓①區(qū)域邊緣處進(jìn)行能譜分析，元素為鉛，如圖7所示，表明彈靶接觸表面有彈丸殘留。由圖6(a)可以看出，表面脫碳組織在彈丸沖擊作用下產(chǎn)生明顯的拉長變形(橢圓②區(qū)域)，與彈丸侵徹方向平行，而并非剪切效應(yīng)最大的45°方向，表明此階段彈靶之間剪切作用不明顯，擴孔階段的裝甲鋼沿彈丸侵徹方向產(chǎn)生塑性變形。

根據(jù)圖6(b)所示微觀組織觀察，彈孔中間部位圖4(b)中B區(qū)域產(chǎn)生一條閉環(huán)白色帶，已有研究[16-17]表明為絕熱剪切帶。彈丸侵徹裝甲鋼過程中，材料產(chǎn)生高速大變形，大量塑性功轉(zhuǎn)化為熱量，由于變形時間很短，塑性功產(chǎn)生熱量來不及通過熱傳導(dǎo)散失，導(dǎo)致在一個狹窄區(qū)域內(nèi)產(chǎn)生絕熱溫升。材料熱塑性變形導(dǎo)致塑性流動應(yīng)力降低，促進(jìn)塑性變形加速發(fā)展，產(chǎn)生更多熱量，塑性變形生成熱量和材料強度軟化效應(yīng)相互促進(jìn)導(dǎo)致絕熱剪切帶的形成。如圖6(b)所示，剪切帶包圍區(qū)域可以分為兩部分：1)侵徹前端(橢圓①區(qū)域)，可發(fā)現(xiàn)晶粒細(xì)密且晶粒拉長方向同剪切帶約呈45°；2)侵徹后端(橢圓②區(qū)域)相較于侵徹前端晶粒粗大，且晶粒走向并無明顯規(guī)律，由此可知在此區(qū)域內(nèi)彈靶之間沿45°方向剪應(yīng)力效應(yīng)不明顯。內(nèi)側(cè)剪切帶周圍晶粒出現(xiàn)垂直于剪切帶方向的偏轉(zhuǎn)伸長(橢圓③區(qū)域)，說明在垂直于侵徹帶方向產(chǎn)生側(cè)向力作用。彈坑邊緣中后部位C區(qū)域，如圖6(c)所示出現(xiàn)大量白色晶粒夾雜黑色物質(zhì)。采用Tukon 2500 Minuteman全自動顯微維氏硬度計進(jìn)行硬度測試，此區(qū)域晶粒硬度為299 HV，遠(yuǎn)低于原始組織中馬氏體硬度440 HV，分析認(rèn)為，彈丸在侵徹靶板過程中塑性變形產(chǎn)生熱量，彈孔中間部位散熱速率低于兩側(cè)位置，冷卻速度慢，導(dǎo)致形成大量鐵素體，伴隨析出碳化物顆粒。在圖4(b)中彈孔末端D，彈孔壁組織如圖6(d)所示，研究發(fā)現(xiàn)在此階段無絕熱剪切帶形成，晶粒沿彈丸侵徹方向拉長，在平行于侵徹方向產(chǎn)生了大量裂紋。絕熱剪切帶消失說明在此階段彈靶接觸作用減弱，塑性變形產(chǎn)生熱量減小不足以達(dá)到絕熱剪切帶形成條件。

2.3 數(shù)值分析

數(shù)值模擬是彈靶侵徹常用分析手段，現(xiàn)有數(shù)值模擬軟件還不能再現(xiàn)微觀組織形成過程。彈丸侵徹過程中，靶板受力狀態(tài)是影響塑性變形微觀組織變化的重要因素，由于侵徹過程瞬間完成，彈靶之間相互作用難以現(xiàn)場測得，因此可利用LS-DYNA軟件模擬靶板侵徹試驗，獲得侵徹過程中靶板受力狀態(tài)，以研究彈靶界面力學(xué)行為同變形機理的內(nèi)在聯(lián)系。

根據(jù)實際工況，由于侵徹是軸對稱的，為減小計算量，建立1/4對稱模型，在對稱面及周邊施加約束；彈丸與靶板以及各層靶板之間均使用面- 面侵蝕接觸算法；采用六面體網(wǎng)格，彈體頭部網(wǎng)格密集，彈桿部位相對稀疏，靶板網(wǎng)格尺寸為0.5 mm.

彈體、616裝甲鋼及603裝甲鋼均采用Johnson-Cook模型和Gruneisen狀態(tài)方程，芳綸材料采用Solid-Composite-Failure-Solid-Mode模型，陶瓷材料采用JH-2模型即MAT-JOHNSON-HOLMQUIST-CERAMICS模型，相應(yīng)材料參數(shù)分別如表2～表4所示，主要材料參數(shù)參照文獻(xiàn)[18-20]，表中各符號均為LS-DYNA材料模型中特定參數(shù)符號。

表2 彈體、616裝甲鋼及603裝甲鋼材料模型參數(shù)Tab.2 Material model parameters of projectile body, 616 armour steel, and 603 armour steel

注：ρ為材料密度，G為材料剪切模量，A為屈服應(yīng)力常數(shù)，B為應(yīng)變硬化常數(shù)，n為應(yīng)變硬化指數(shù)，C為應(yīng)變率相關(guān)系數(shù)，m為溫度影響指數(shù)，D1、D2、D3、D4、D5為材料損傷系數(shù)，γ0為溫度系數(shù)，c為應(yīng)力波傳播速度，S1為剪切系數(shù)。

表3 陶瓷材料模型參數(shù)Tab.3 Material model parameters of ceramic material

為參照應(yīng)變率，T為最大拉伸強度，pHEL為靜水壓力，HEL為Hugoniot彈性極限強度，A、B、C、M、N、D1、D2為材料常數(shù)，β為損失的彈性能轉(zhuǎn)為靜水壓勢能部分(0≤β≤1)，K1為材料體積模量，K2、K3為材料常數(shù)。

為驗證數(shù)值模型正確性，基于彈丸侵徹試驗結(jié)果，對初始速度為1 012.7 m/s彈丸侵徹前置復(fù)合靶進(jìn)行數(shù)值模擬，彈體模型未考慮實際彈丸表面的覆銅層和鉛套。數(shù)值模擬結(jié)果表明，陶瓷復(fù)合靶板被完全穿透并在參照靶上留下3 mm穿甲深度，其總穿甲深度為29 mm，與實際總穿甲深度28.14 mm相比誤差為3.05%，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好。彈丸侵徹復(fù)合靶板過程中裝甲鋼毀傷效果如圖8所示。

表4 芳綸材料模型參數(shù)Tab.4 Material model parameters of aramid material

注：RO為材料密度，EA、EB、EC分別為橫向、縱向和面內(nèi)彈性模量，PRBA、PRCA、PRCB為材料泊松比，GAB、GBC、GCA為材料剪切模量，MACF表示坐標(biāo)系選擇方式，SBA、SCA、SCB為材料剪切失效應(yīng)力，XXC、YYC、ZZC為橫向、縱向和面內(nèi)壓縮失效應(yīng)力，XXT、YYT、ZZT為橫向、縱向和面內(nèi)拉伸失效應(yīng)力。

對616裝甲鋼彈孔壁處受力狀態(tài)模擬結(jié)果進(jìn)行分析，沿彈丸侵徹方向在裝甲鋼彈孔邊緣設(shè)立a、b、c3個觀測點，觀測點位置如圖8(c)所示，以獲得侵徹過程中彈靶交界面的壓力變化情況(見圖9)。

根據(jù)裝甲鋼細(xì)觀及微觀組織變化過程和數(shù)值仿真結(jié)果，分析如下：

1)在彈靶剛開始接觸階段，a點受力相對較小，此階段只有慣性力和壓縮力作用于彈丸上，隨彈丸擠進(jìn)，彈靶之間作用力出現(xiàn)峰值，靶板中一部分材料受彈頭壓縮獲得與彈丸相同速度共同侵徹靶板。結(jié)合靶板變形特征，剛開始接觸階段以延性擴孔為主，彈靶接觸表面脫碳組織沿侵徹方向變形，同彈靶接觸初期相互作用較弱的特征符合。

2)b點相較于a點和c點壓力峰值最高，在t=46 μs達(dá)到峰值，可知彈丸侵徹至中間部位，彈靶間作用力達(dá)到最大。彈丸侵徹靶板，彈靶接觸表面產(chǎn)生塑性變形，生成大量熱導(dǎo)致靶板材料出現(xiàn)熱軟化，熱軟化促進(jìn)材料加速變形，二者相互促進(jìn)作用導(dǎo)致絕熱剪切帶的形成。由于靶板在與侵徹方向呈45°夾角所受剪切力最大，因而絕熱剪切帶周圍組織晶粒拉長方向同剪切帶約呈45°夾角，且剪切帶產(chǎn)生的分叉與侵徹方向也呈45°夾角。彈孔沿侵徹方向僅在中間位置產(chǎn)生絕熱剪切包圍帶。分析認(rèn)為前置復(fù)合靶中裝甲鋼的背板為芳綸材料，難以為鋼板變形提供支撐，塑性變形過程中產(chǎn)生的位錯阻礙作用較弱，產(chǎn)生熱量不足，因而產(chǎn)生的絕熱剪切帶少。

3)c點在彈丸開始接觸裝甲鋼板時，由于應(yīng)力波的傳播即產(chǎn)生壓力作用，直至彈丸侵徹靶板背部時達(dá)到峰值，相較于彈丸侵徹中間部位，彈靶之間接觸力減弱，且在彈丸侵徹過程中，產(chǎn)生多次卸載(圖9中橢圓區(qū)域)。結(jié)合微觀組織特征，分析認(rèn)為裝甲鋼背板為芳綸材料，其波阻抗低于裝甲鋼，彈丸侵徹靶板產(chǎn)生應(yīng)力波在層間界面發(fā)生反射，彈丸侵徹裝甲鋼出現(xiàn)卸載，卸載波相互作用產(chǎn)生局部較強拉伸應(yīng)力，導(dǎo)致距彈孔壁一定深度范圍內(nèi)形成大量微裂紋，由于卸載波的出現(xiàn)，彈丸侵徹阻力下降，不利于裝甲防護性能提高。

綜上所述，616裝甲鋼背板支撐強度及波阻抗匹配效應(yīng)對微觀損傷機理具有重要影響。支撐強度不足，導(dǎo)致彈靶之間接觸力較小，裝甲鋼在塑性變形過程中位錯運動阻礙較小，不足以提供絕熱剪切帶形成條件。波阻抗匹配由高至低，導(dǎo)致層間界面反射拉伸應(yīng)力波，產(chǎn)生大量微裂紋，彈丸侵徹阻力下降。上述兩方面均不利于裝甲防護性能提高。

3 后置復(fù)合靶裝甲鋼彈孔微觀組織分析

為了驗證裝甲鋼背板對其微觀損傷機理的影響，將616裝甲鋼置于芳綸之后，603裝甲鋼為其提供支撐，對結(jié)構(gòu)為10 mm厚氧化鋁陶瓷+10 mm厚芳綸板+6 mm厚616裝甲鋼的復(fù)合靶板(以下簡稱后置復(fù)合靶)開展侵徹試驗研究，測試結(jié)果如表5所示。

表5 靶板侵徹測試結(jié)果Tab.5 Penetration test results

彈丸平均速度為1 017.9 m/s，后置復(fù)合靶被穿透，在背部產(chǎn)生裂紋孔，603裝甲鋼平均壓痕為0.34 mm深，平均防護系數(shù)為3.41，后置復(fù)合靶防護效果明顯優(yōu)于前置復(fù)合靶，一定程度表明616裝甲鋼背板的支撐作用對其防護效果具有顯著影響。圖10所示為后置復(fù)合靶破壞形貌。

圖10(a)為復(fù)合靶陶瓷板破壞形貌，破壞形式同前置復(fù)合靶基本相同，但完好程度優(yōu)于前置復(fù)合靶。圖10(b)和圖10(c)為芳綸板破壞形貌，從中可以看出受沖擊正面到?jīng)_擊背面呈喇叭形放大，原因在于纖維復(fù)合材料在彈體高速撞擊作用下發(fā)生壓縮和剪切破壞，剪切波具有橫向傳播效應(yīng)，因而在芳綸板背面形成喇叭形放大的變形錐。此外，后置復(fù)合靶芳綸板作為夾層，彈丸侵徹動能尚未充分消耗，侵徹過程中產(chǎn)生的沖擊強度遠(yuǎn)高于芳綸板抗剪切、壓縮強度，因而芳綸板呈現(xiàn)明顯的纖維拉伸破壞特征。圖10(d)和圖10(e)為616裝甲鋼宏觀破壞形貌，其背板為603裝甲鋼，在侵徹過程中提供強度支撐，對裝甲鋼塑性變形具有阻礙作用，616裝甲鋼表面產(chǎn)生擠鑿擴孔破壞。

3.1 裝甲鋼彈坑金相分析

后置復(fù)合靶616裝甲鋼彈孔處金相試樣如圖11(a)所示，彈坑邊緣典型區(qū)域劃分如圖11(b)所示。

通過圖11對其微觀形貌進(jìn)行分析，結(jié)果顯示，同前置復(fù)合靶相比，沿彈丸侵徹方向存在大量絕熱剪切帶，但不同位置組織形貌由于所受彈丸侵徹載荷及由此產(chǎn)生的熱效應(yīng)不同而存在差異。沿侵徹方向各區(qū)域的典型圖像如圖12(a)～圖12(e)所示，圖中深黑色區(qū)域為鑲嵌材料。

圖12(a)取自后置復(fù)合靶裝甲鋼彈丸侵徹起始部位E，靶板表面脫碳層沿侵徹約呈45°夾角伸長。在彈坑中間部位F，如圖12(b)所示沿侵徹方向絕熱剪切帶厚度增加，分布在20～40 μm間，并出現(xiàn)與侵徹方向呈45°夾角的絕熱剪切帶分叉(圖12(c)中橢圓區(qū)域①)。圖12(d)為圖12(c)橢圓區(qū)域②在放大500倍下的微觀組織形貌，通過圖12(b)、圖12(c)、圖12(d)對比分析可知，隨彈丸侵徹不斷深入，塑性變形加劇，產(chǎn)生熱量不斷增加，由塑性變形產(chǎn)生的熱效應(yīng)及材料強度軟化效應(yīng)導(dǎo)致的絕熱剪切帶寬度也逐漸增加。在絕熱剪切帶附近區(qū)域可以觀察到大量拉長晶粒，相較于原始組織，晶粒更加細(xì)密且拉長方向同彈丸侵徹方向夾角約為45°. 圖12(e)取自圖11(b)中彈坑底部區(qū)域G，絕熱剪切帶厚度僅10～20 μm且不連續(xù)，剪切帶周圍晶粒未出現(xiàn)明顯沿某一方向拉長變形。

3.2 數(shù)值分析

對后置復(fù)合靶侵徹試驗進(jìn)行數(shù)值模擬，設(shè)定彈丸初始速度為1 017.9 m/s，數(shù)值結(jié)果表明，后置復(fù)合靶板被穿透，并在603裝甲鋼產(chǎn)生了0.5 mm深凹坑，其總穿甲深度為26.5 mm，與實際總穿甲深度26.34 mm相比誤差為0.6%，可知數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好。彈丸侵徹后置復(fù)合靶板中裝甲鋼的毀傷效果如圖13所示。

沿彈丸侵徹方向在裝甲鋼彈孔邊緣設(shè)立d、e、f3個觀測點，觀測點位置如圖13(c)所示。獲得侵徹過程中彈靶交界面的壓力變化情況如圖14所示。

結(jié)合后置復(fù)合靶板微觀組織形貌及彈靶界面力學(xué)行為分析如下：

1)與前置復(fù)合靶相同，在彈靶剛開始接觸階段，彈靶之間作用力相對較小，裝甲鋼受到?jīng)_擊變形不足以形成絕熱剪切帶，但彈丸擠進(jìn)部位d點所受壓力明顯高于前置復(fù)合靶a點。由宏觀變形可知，此階段主要以開坑為主，在微觀組織上彈靶周圍組織產(chǎn)生同侵徹方向呈45°夾角的晶粒拉長，相較于前置復(fù)合靶剪切作用明顯。

2)e點相較d點、f點受力最大，且明顯高于前置復(fù)合靶b點峰值，結(jié)合微觀組織，在彈坑沿侵徹方向中間部位產(chǎn)生大量剪切帶，且隨侵徹深度增加，剪切帶厚度有所增加。同前置復(fù)合靶微觀組織及力學(xué)行為差異表明，裝甲鋼背板支撐強度對其抗侵徹特性具有顯著影響，絕熱剪切帶的形成與材料的塑性變形機理有關(guān)。鋼的塑性變形以位錯形式完成，位錯在運動中受到第2相粒子及晶界等阻礙，形成位錯塞積群，Senthil等[21]研究表明材料強度越高，越容易滿足絕熱剪切帶形成條件。后置復(fù)合靶中，616裝甲鋼支撐板為603裝甲鋼，其具有高強度和高剛度力學(xué)特性，對616裝甲鋼塑性變形產(chǎn)生強阻礙，形成位錯塞積群所需應(yīng)力大。當(dāng)沖擊強度超過臨界應(yīng)力時，位錯塞積崩塌，在彈坑邊緣區(qū)域形成高密度位錯及應(yīng)力集中，位錯在剪應(yīng)力作用下運動，更容易達(dá)到臨界條件發(fā)展成為絕熱剪切帶。

3)彈丸侵徹至裝甲鋼背部，由f點受力特點可知，相較于e點，彈靶之間接觸力減弱，在微觀組織中剪切帶的形成出現(xiàn)間隔。在侵徹結(jié)束階段，彈丸侵徹靶板能力減弱，靶板變形速度有所減緩，剪切帶作為能量的一種釋放方式，可以協(xié)調(diào)一定區(qū)域變形，只有在變形不協(xié)調(diào)累積到一定程度才會發(fā)生另一次絕熱剪切。喬立等[22]研究表明，同裂紋相比，剪切帶的形成是一種更為有效的耗散能量方式。彈丸侵徹裝甲鋼后期損傷形式的差異，可為靶板設(shè)計提供參考依據(jù)。

3.3 剪切帶SEM分析

利用Ultra55場發(fā)射SEM對彈坑邊緣微觀組織形貌進(jìn)行觀察，如圖15所示，彈坑邊緣可分為彈丸殘留區(qū)、絕熱剪切層、變形細(xì)晶層、形變層4個區(qū)域。

由圖15可見：彈丸殘留區(qū)與圖6(a)中橢圓區(qū)域①相同，均為彈丸侵徹殘留；絕熱剪切層經(jīng)硝酸酒精腐蝕后未顯示組織特征；在剪切帶臨近變形細(xì)晶層為10～15 μm厚細(xì)化馬氏體組織，晶粒取向與侵徹方向夾角約為30°，分析認(rèn)為受絕熱剪切溫度影響，金屬溫度升高，原子活動能力增強，原子間結(jié)合力降低，使滑移阻力降低。在剪切力作用下，剪切帶周圍組織產(chǎn)生了塑性變形，向趨于受力方向晶面轉(zhuǎn)動，使處于任意位向的晶粒調(diào)整為取向趨于一致，這種擇優(yōu)取向效應(yīng)使剪切帶周圍組織表現(xiàn)出明顯各向異性特征[23]，在宏觀上表現(xiàn)為該區(qū)域材料硬度顯著提高，與測得的維氏硬度結(jié)果具有一致性。不同區(qū)域硬度測試結(jié)果表明：由絕熱剪切帶到變形細(xì)晶層硬度升高，變形細(xì)晶層高硬度馬氏體組織有助于承受外界載荷，在一定程度上抑制塑性變形向內(nèi)層延伸，提高彈丸開坑阻力；在形變層馬氏體組織相較于形變細(xì)晶層晶粒粗大，且晶粒取向同侵徹方向夾角也增大，約為45°.變形細(xì)晶層和形變層晶粒取向差異主要是由于兩個區(qū)域受到擠壓變形程度不同影響了其方向的改變。圖16所示為彈坑邊緣各典型區(qū)域的維氏硬度。

上述研究表明：后置復(fù)合靶在603裝甲鋼支撐下，相較前置復(fù)合靶，彈靶界面接觸力更高，位錯運動產(chǎn)生塑性變形阻礙作用更強；變形細(xì)晶層高硬度馬氏體組織一定程度上抑制塑性變形向內(nèi)延伸，提高了彈丸開坑阻力；彈坑邊緣區(qū)域形成高密度位錯及應(yīng)力集中，易達(dá)到臨界條件發(fā)展成為絕熱剪切帶。

4 結(jié)論

本文通過對不同結(jié)構(gòu)方式復(fù)合靶板中裝甲鋼彈坑組織演化規(guī)律、能譜分析及硬度分布研究，從細(xì)觀和微觀角度分析了其塑性變形機理，結(jié)合數(shù)值模擬彈坑邊緣不同區(qū)域受力狀態(tài)，得出結(jié)論如下：

1)彈丸侵徹初期，彈靶接觸界面作用力小，塑性變形產(chǎn)生熱量低，因此在侵徹初期僅出現(xiàn)晶粒變形，未形成絕熱剪切帶。隨著侵徹深入，彈靶界面受力作用明顯增強，接觸區(qū)域由于塑性變形產(chǎn)生熱效應(yīng)及強度軟化效應(yīng)共同作用形成絕熱剪切帶，臨近絕熱剪切帶區(qū)域組織在剪切力作用下，形成硬度較高取向一致的細(xì)密組織。在侵徹后期，彈靶之間作用力減弱，難以提供絕熱剪切帶的形成條件。

2)裝甲鋼后置復(fù)合靶防護性能優(yōu)于前置復(fù)合靶，波阻抗匹配由高至低。彈丸侵徹過程產(chǎn)生應(yīng)力波，在分層界面產(chǎn)生反射拉伸波，導(dǎo)致裝甲鋼背部出現(xiàn)卸載。卸載波之間相互作用，產(chǎn)生裂紋擴展，降低彈丸侵徹阻力，不利于防護性能提升。

3)616裝甲鋼背板支撐強度對絕熱剪切帶的形成具有重要影響作用，支撐板剛度越大，對616裝甲鋼塑性變形產(chǎn)生強阻礙，形成位錯塞積群所需要的應(yīng)力越大，當(dāng)沖擊強度超過臨界應(yīng)力時，位錯塞積崩塌，在彈坑邊緣區(qū)域形成高密度位錯及應(yīng)力集中，位錯在剪應(yīng)力作用下運動，更容易達(dá)到臨界條件即產(chǎn)生失穩(wěn)發(fā)展成為絕熱剪切帶。

4)彈丸侵徹過程中，剪切帶內(nèi)側(cè)變形細(xì)晶層馬氏體組織硬度高于絕熱剪切帶及原始馬氏體組織，在一定程度上抑制塑性變形向內(nèi)層延伸，有助于提高彈丸開坑阻力。

以上結(jié)論，有助于材料特性各異的多層異質(zhì)復(fù)合靶板抗彈機理分析，并為抗侵徹理論模型的建立及靶板結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計提供了一定理論依據(jù)。