胡 靜，王陸軍，胡 昂

（中國民航大學(xué)航空工程學(xué)院，天津 300300）

彈靶撞擊屬于經(jīng)典的沖擊動力學(xué)問題，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，且與其防護性能密切相關(guān)。TC4 鈦合金靶板抗外來物撞擊相關(guān)研究取得了一些成果?；菪颀埖萚1]采用試驗與仿真相結(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]在驗證仿真材料模型有效性后，開展不同頭部形狀彈體以不同速度撞擊鈦合金的擴展研究。Teng 等[3]使用ABAQUS/EXPLICIT 研究彈靶高速撞擊過程中靶體發(fā)生沖塞破壞時的裂紋擴展情況，結(jié)果表明，對于兩種不同材料的靶板，彈體速度在彈道極限附近時，靶板均會發(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，靶板的失效模式會發(fā)生變化（鋼靶會繼續(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 撞擊試驗驗證該本構(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，利用兩個不同尺寸的扁平葉片作為彈體，進行平面套管的沖擊試驗和曲面套管的仿真研究，分析套管的失效機理，基于試驗數(shù)據(jù)推導(dǎo)出估算彈道極限的經(jīng)驗公式。祝家奇[6]以2A12-T4 鋁合金薄板為研究對象，分析彈體入射角、靶板分層及間隙對防護結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的影響規(guī)律和轉(zhuǎn)化機理，揭示了不同工況下各因素對靶板失效損傷的影響。苑博[7]針對復(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 種材料的動態(tài)模型，分析鋪層順序及厚度對復(fù)合材料夾層結(jié)構(gòu)在高速沖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，進行平頭彈撞擊2 mm 厚TC4 鈦合金單層板試驗，利用ABAQUS 建立不同材料疊層順序的靶板模型，開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 試驗過程及結(jié)果分析

1.1 試驗系統(tǒng)和方法

彈靶沖擊試驗在一級輕氣炮設(shè)備上完成。該系統(tǒng)主要由氮氣瓶、氣室、發(fā)射管、激光器、高速相機及靶艙等構(gòu)成，如圖1所示。一級輕氣炮發(fā)射管長2 m，內(nèi)徑為12.7 mm。通過高速攝像系統(tǒng)確定彈體撞擊速度和剩余速度，并記錄彈靶撞擊的整個過程。

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

靶板材料為TC4 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)過淬火的38CrSi 合金鋼，硬度為53HRC，標(biāo)稱質(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 試驗數(shù)據(jù)分析

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

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

彈道極限速度是評價彈體對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 時彈體的臨界初始速度[8]，試驗數(shù)據(jù)使用Recht 等[9]提出的R-I 公式進行處理，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TC4 鈦合金靶板吸能性能的評估指標(biāo)，能量吸收率越高，說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程中消耗的能量與彈體初動能的比值，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是先急劇下降，后以相對緩和的速率下降。

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 撞擊過程分析

利用高速攝像機拍攝平頭彈以不同速度正向撞擊靶板的典型過程，如圖5所示。彈體以較低速度（126.5 m/s）撞擊靶板時，靶板被沖出一個形狀規(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，靶板同樣被沖出一個形狀規(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能。

圖5 彈靶沖擊過程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程中，彈道軌跡發(fā)生了偏移；孔口邊緣出現(xiàn)一條長度約為10 mm的長裂紋。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)值計算模型

使用ABAQUS 進行數(shù)值計算。采用文獻[11]中的彈體材料參數(shù)與模型。靶體材料為TC4 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)詳見文獻[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 仿真模型有效性驗證

使用式（1）擬合試驗和仿真數(shù)據(jù)得到初始-剩余速度曲線，如圖8所示，兩者的趨勢存在較好的一致性。彈靶沖擊試驗與數(shù)值仿真靶板失效模式對比如圖9所示，可以發(fā)現(xiàn)兩者吻合較好。試驗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)和材料強度對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T1T1、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 彈靶撞擊過程

不同靶板疊層順序下，彈靶典型撞擊過程如圖11所示，可以發(fā)現(xiàn)：①在彈體撞擊靶板的過程中，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，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，并在彈體的推動下穿透靶板第2 層。

圖11 彈靶沖擊過程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，孔口分布細小裂紋，第2 層板發(fā)生伴隨顯著隆起的裂紋擴展破壞；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式隆起，并未出現(xiàn)裂紋擴展，高速下板的失效模式為盤式隆起伴隨明顯的裂紋擴展；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

分析靶板的強度對其失效模式的影響。靶板的疊層順序為T1T1 時，第1、2 層板的強度相同，其失效模式出現(xiàn)差異的原因是：層間存在相互作用力，這個相互作用力阻礙第1 層的變形，促進第2 層的變形。靶板的疊層順序為T1A1 時，第1 層板的強度大于第2層，其失效模式出現(xiàn)差異的原因是：第1、2 層板的強度相差較大，在彈體侵徹第1 層板的過程中，第2 層板已經(jīng)發(fā)生了較大的整體變形，板間過早分離，造成板間的相互作用力對第1 層板的失效模式影響很小，其失效模式類似單層TC4 靶板。靶板的疊層順序為A1T1 時，第1 層板的強度小于第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，這將增強靶板的抗沖擊性能。

3 結(jié)語

通過進行平頭彈正撞擊2 mm 厚TC4 鈦合金單層板的試驗研究，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?，可參考文中所用試驗過程及數(shù)據(jù)值仿真方法，以提高材料抗沖擊性能。