陳海華 張先鋒 趙文杰 高志林 劉 闖 談夢婷 熊 瑋 汪海英 戴蘭宏

* (南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,南京 210094)

? (上海機(jī)電工程研究所,上海 201109)

** (中國科學(xué)院力學(xué)研究所非線性力學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100190)

引言

隨著先進(jìn)防護(hù)裝備[1-3]與侵徹武器[4-5]的發(fā)展,侵徹工況的復(fù)雜程度進(jìn)一步提升,侵徹過程中的新現(xiàn)象、新物理機(jī)制對于侵徹問題的研究提出了更大的挑戰(zhàn).各種新材料[6-9]以及復(fù)合材料作為彈體材料的應(yīng)用極大提高彈體侵徹性能的同時,也加劇了侵徹變形行為的復(fù)雜性,例如貧鈾合金具有絕熱剪切性質(zhì),在侵徹過程中保持尖銳的頭部形狀.陳小偉等發(fā)現(xiàn)了纖維增強(qiáng)金屬玻璃等材料亦具有自銳效應(yīng)[10].Liu 等[11]設(shè)計(jì)了一種新型的多相鎢基高熵合金材料,其多相結(jié)構(gòu)促進(jìn)了非均勻變形,使析出物與FCC 基體之間產(chǎn)生了較大的應(yīng)變梯度,在高速侵徹過程中表現(xiàn)出顯著的自銳行為[11-12].對于這些復(fù)雜侵徹變形機(jī)理[13-15]的分析一直是國內(nèi)外穿甲/侵徹領(lǐng)域關(guān)注的重點(diǎn).

彈體在高速侵徹半無限靶板的過程中,彈體不斷侵徹進(jìn)入靶體,彈靶界面的壓力遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過材料強(qiáng)度,彈坑的深度持續(xù)增加,同時彈體也在不斷破碎而變短,通常采用類似流體動力學(xué)方法來描述彈體的侵徹作用過程,并將彈靶材料強(qiáng)度作為重要的影響因素引入侵徹模型,這是彈體侵徹流體動力學(xué)模型的基礎(chǔ)[16-18].國內(nèi)外的學(xué)者針對侵徹變形機(jī)理開展了較多的研究工作,形成了較多的經(jīng)驗(yàn)、半經(jīng)驗(yàn)公式、工程模型及理論解析模型.Rosenberg 等[19]根據(jù)作用在彈體頭部的力從中心到邊緣的不均勻性改進(jìn)了A-T 模型,引入了等效橫截面積.基于侵徹過程中壓力場和速度場的模擬結(jié)果,文獻(xiàn)[20]利用柱形空腔膨脹理論(CET)闡明了靶體阻力與侵徹速度的關(guān)系.孫庚辰等[21]通過對長桿彈頭部流動區(qū)的分析提出了長桿彈侵徹的一維模型.文獻(xiàn)[22]通過引入彈靶交界面上的平均壓力,改進(jìn)了長桿彈侵徹模型.李永池等[23]對彈靶材料流入與流出過程的分析,提出了包含未碎彈體區(qū)、破碎及反彈區(qū)、靶的破壞和擴(kuò)孔區(qū)等多個區(qū)域的長桿彈侵徹簡化模型.文獻(xiàn)[24]根據(jù)侵徹體的不同狀態(tài)將侵徹過程分為三種模式,這三種模式由靶體阻力和彈體的動態(tài)強(qiáng)度共同控制,彈體頭部形狀[25]、長徑比[26-27]和靶體阻力[25-26]等影響彈體侵徹能力的因素也被廣泛研究.對穿甲問題分析時,將彈體材料侵徹時的流入、流出現(xiàn)象簡化為一個變截面掉頭彎管,彈體材料從上口流進(jìn),下口流出.在此基礎(chǔ)上,文獻(xiàn)[28]在穿甲的彎管模型基礎(chǔ)上進(jìn)一步發(fā)展了彎管-流線模型,將彈體頭部內(nèi)材料的流入流出區(qū)域視作流場,基于該模型可以計(jì)算出彈體頭部各質(zhì)點(diǎn)材料的運(yùn)動速度.但目前對于侵徹問題的分析大多基于彈體[29]在宏觀上的變形,缺乏對于其細(xì)觀結(jié)構(gòu)及其對侵徹行為影響的分析.前期的研究結(jié)果表明W25Fe25Ni25Mo25高熵合金在高速侵徹過程中細(xì)觀結(jié)構(gòu)對材料流動特性影響顯著[12].本文從長桿彈侵徹流體動力學(xué)模型出發(fā),對現(xiàn)有的兩相流動進(jìn)行分析與簡化,選取特定的流動單元,建立簡化的兩相流動模型,探索不同初始濃度、初始驅(qū)動速度以及各相密度對材料中各相濃度演化的影響規(guī)律.開展W25Fe25Ni25Mo25高熵合金和鎢銅合金彈體對半無限厚鋼靶的侵徹試驗(yàn),分析材料各相在彈體內(nèi)部的分布特性,研究各相在彈體內(nèi)部不同位置處的演化規(guī)律,分析不同位置處相濃度演化對侵徹狀態(tài)與材料流動穩(wěn)定性的影響,闡明不同材料彈體侵徹時頭部材料流動破壞與兩相細(xì)觀結(jié)構(gòu)的關(guān)聯(lián),為侵徹自銳機(jī)理的研究奠定基礎(chǔ).

1 等截面直管兩相流動模型

在對單相流體流動問題的分析中,常需要考慮的因素有流體的黏度、密度、速度以及引起垂直于流動方向流體參數(shù)變化的溫度與壓強(qiáng).對于兩相流動而言,各相的分布、相互之間的作用以及不同相之間的接觸特性等都使得流動更為復(fù)雜.在高速侵徹時,彈靶界面的高壓特性使彈體頭部材料破碎進(jìn)入流體狀態(tài),在分析材料兩相流動過程中,主要考慮兩相特性的濃度、各相的密度以及各相的流動速度等因素,建立兩相流動與彈體變形破壞特征的聯(lián)系.

將侵徹過程中的彈體分為三個區(qū),分別為彈體未變形區(qū)、變形流動區(qū)和彈體材料流出區(qū).在Li等[30]對雙相高熵合金(Fe50Mn10Co10Cr10,數(shù)字為質(zhì)量的分?jǐn)?shù))的研究中,塑性應(yīng)變主要由變形早期較軟且約束較少的面心立方(FCC 相)γ基體來調(diào)節(jié).WFeNiMo 高熵合金具有與之類似的微觀結(jié)構(gòu),且在高應(yīng)變速率下經(jīng)歷相同的微觀變形過程.當(dāng)合金受到高壓時,作為合金基體的FCC 相(軟相)首先發(fā)生變形,而BCC相(硬相)響應(yīng)滯后,即在侵徹過程中FCC 相形成流場,如圖1(a) 所示.之后BCC 相在FCC 相形成的流動區(qū)中運(yùn)動,流向彈體材料流出區(qū),如圖1(b)所示.本文將彈體材料的兩相流動簡化為研究在等截面直管內(nèi)兩相的運(yùn)動,其中FCC 相為軟相(流動相),BCC 相為硬相(顆粒相),各相在等截面直管內(nèi)隨機(jī)分布.

圖1 等截面直管內(nèi)兩相的流動Fig.1 Two-phase flow in a straight pipe with equal cross section

1.1 宏觀狀態(tài)彈體侵徹模型

根據(jù)彈靶界面壓力平衡條件,Tate[16-17]、Alekseevskii[18]和Rosenberg 等[19]建立了經(jīng)典的A-T模型

式中,v為彈體速度,u為侵徹速度,ρp為彈體材料密度,ρt為靶體材料密度,Rt為靶體阻力項(xiàng),Yp為彈體的動態(tài)屈服強(qiáng)度

式中,σyp為彈體材料的動態(tài)屈服強(qiáng)度,σyt為靶體材料的動態(tài)屈服強(qiáng)度,υ為泊松比,Et為靶體材料楊氏模量,λ一般取0.7[17].

由此可以得到侵徹速度u與撞擊速度v的關(guān)系:u=u(v),u也視作彈體材料從彈體未變形區(qū)進(jìn)入變形流動區(qū)的速度.

根據(jù)Wright-Frank 的侵徹模型[31]如圖2 所示,由質(zhì)量守恒定律得到

圖2 Wright-Frank 的侵徹模型[31]Fig.2 Penetration model of Wright-Frank[31]

式中,未侵蝕部分密度為ρp,橫截面積Ap,侵蝕部分密度為ρd,拋出部分橫截面積為Ad.假設(shè)彈體侵徹過程中材料不可壓縮,由此可以得出材料流出處速度w與瞬時撞擊速度v之間的關(guān)系w=w(v).

1.2 細(xì)觀尺度彈體侵徹材料流動演化模型

在侵徹過程中,彈體狀態(tài)的變化表現(xiàn)為彈體長度的減少以及破碎彈體材料的流入流出,彈體材料在經(jīng)過流動區(qū)時速度發(fā)生變化.類比宏觀狀態(tài)下侵徹彈體頭部材料的流入流出特性,選定分析區(qū)域,推導(dǎo)細(xì)觀尺度上具有兩相特征材料在分析區(qū)域的流入流出關(guān)系,再結(jié)合細(xì)觀尺度演化方程,求出分析區(qū)域中濃度演化結(jié)果,進(jìn)而分析細(xì)觀結(jié)構(gòu)的兩相特征對侵徹流動穩(wěn)定性的影響,推導(dǎo)流程如圖3 所示.

圖3 基于宏觀侵徹模型的細(xì)觀尺度結(jié)構(gòu)演化推導(dǎo)過程Fig.3 Derivation of microstructure evolution based on macro penetration model

為了便于分析彈體的侵徹過程,在兩相流動模型中,基本假設(shè)如下:

(1) 在進(jìn)入分析區(qū)域前,假設(shè)整個接觸界面全部為軟相流動且在界面各處的流動速度都相等,硬相在軟相流體對其作用之前保持靜止;

(2) 在侵徹過程中兩相中較弱的相首先發(fā)生屈服,產(chǎn)生流動;

(3) 在流入界面之前,全部為軟相流動,軟相流體的初始速度為分析區(qū)域兩相流動的驅(qū)動速度;

(4) 不考慮相與相之間的摩擦力、結(jié)合力等因素的影響;

(5) 硬相在流體對其作用之前保持靜止.

選取任意區(qū)域內(nèi)具有代表性的兩相進(jìn)行分析,如圖4 所示,在此區(qū)域中硬相與軟相隨機(jī)分布,根據(jù)軟相和硬相含量的比值將此區(qū)域分為長度相等(llength)、寬度比為軟相與硬相比值的矩形區(qū)域(如圖5),兩相以不同的速度流出該區(qū)域,通過動能守恒與質(zhì)量守恒對此流動過程進(jìn)行表征,建立考慮密度、速度與濃度的基本方程

圖4 分析區(qū)域內(nèi)兩相流動特性Fig.4 Two-phase flow characteristics in the analyzed region

圖5 分析區(qū)域內(nèi)兩相流動的簡化Fig.5 Simplification of two-phase flow in the analyzed region

式中,ρsf與ρhf分別代表軟相密度與硬相密度,對應(yīng)流體中的流動相與顆粒相密度,Csf與Chf代表軟相(流動相)與硬相(顆粒相)的含量,vsf代表流入界面前的軟相流速(驅(qū)動速度),代表流出界面后的軟相與硬相流速,如圖6 所示.

圖6 兩相流動模型Fig.6 Two-phase flow model

分析區(qū)域中硬相濃度為

式中,Chfi與Chfi+1分別為上一時刻分析區(qū)域中硬相濃度與此時分析區(qū)域中硬相濃度,t為時間.

2 W25Fe25Ni25Mo25 高熵合金與鎢銅合金彈體高速侵徹細(xì)觀結(jié)構(gòu)演化分析

為了探究彈體侵徹的細(xì)觀結(jié)構(gòu)演化行為,利用Ф14.5 mm 的滑膛彈道槍發(fā)射W25Fe25Ni25Mo25高熵合金和鎢銅合金(W70Cu30)彈體侵徹半無限厚45 號鋼靶,對比分析兩種合金細(xì)觀結(jié)構(gòu)演化行為.選取的鎢銅合金與W25Fe25Ni25Mo25高熵合金在細(xì)觀狀態(tài)下都具有明顯的兩相隨機(jī)分布結(jié)構(gòu),但細(xì)觀結(jié)構(gòu)的組分、含量與力學(xué)特性都有顯著區(qū)別,通過對比兩者侵徹半無限靶的細(xì)觀結(jié)構(gòu)演化與宏觀變形行為的聯(lián)系,進(jìn)而揭示細(xì)觀結(jié)構(gòu)對侵徹流動穩(wěn)定性的影響規(guī)律.彈體尺寸為Ф7 × 50 mm,如圖7 所示.在距離槍口一定距離布置半無限厚鋼靶,鋼靶置于靶架上,通過高速相機(jī)記錄彈體的撞靶作用過程,試驗(yàn)布局如圖8 所示.W25Fe25Ni25Mo25高熵合金彈體尺寸與鎢銅合金相同,試驗(yàn)采用次口徑發(fā)射技術(shù),采用鋁彈托固定彈體,如圖9 所示.為了減小靶體邊界效應(yīng)對彈體侵徹的影響,靶體與鎢銅合金彈體侵徹試驗(yàn)都選用直徑200 mm、厚度為150 mm 的圓柱形45 鋼.

圖7 鎢銅合金彈體Fig.7 Tungsten-copper alloy projectile

圖8 試驗(yàn)布局Fig.8 Test layout

圖9 鋁彈托Fig.9 Aluminum sabot

總共進(jìn)行了5 發(fā)侵徹試驗(yàn),分別為3 發(fā)鎢銅合金彈體和2 發(fā)W25Fe25Ni25Mo25高熵合金彈體,由高速相機(jī)拍攝的結(jié)果可以判斷彈體飛行姿態(tài)平穩(wěn),如圖10 所示,并且通過對圖像的處理可以求得彈體撞擊速度.侵徹試驗(yàn)結(jié)果如圖11 與圖12 所示,彈體侵徹彈道較為準(zhǔn)直,彈體頭部為典型的蘑菇形,彈坑表面光滑且有明顯的材料殘留痕跡.

圖10 彈體飛行姿態(tài)Fig.10 Projectile flying attitude

圖11 鎢銅合金彈體侵徹后靶體狀態(tài)Fig.11 Target of tungsten-copper alloy projectile after penetration

圖12 鎢銅合金侵徹后殘余彈體狀態(tài)Fig.12 Residual projectile of tungsten-copper alloy projectile after penetration

從圖13 和圖14 可以觀察到W25Fe25Ni25Mo25高熵合金侵徹彈道表面呈現(xiàn)出不規(guī)則的魚鱗狀紋路,且靶體表面開坑階段的坑口直徑較大,靶體的隧道區(qū)整體呈現(xiàn)為錐形,而彈體頭部保持較為尖銳的形狀.

圖13 W25Fe25Ni25Mo25 高熵合金彈體侵徹后靶體狀態(tài)[29]Fig.13 Target of W25Fe25Ni25Mo25 high-entropy alloy projectile after penetration[29]

圖13 W25Fe25Ni25Mo25 高熵合金彈體侵徹后靶體狀態(tài)[29] (續(xù))Fig.13 Target of W25Fe25Ni25Mo25 high-entropy alloy projectile after penetration[29] (continued)

圖14 W25Fe25Ni25Mo25 高熵合金侵徹后殘余彈體狀態(tài)[29]Fig.14 Residual projectile of W25Fe25Ni25Mo25 high-entropy alloy projectile after penetration[29]

2.1 W25Fe25Ni25Mo25 高熵合金彈體各相濃度演化

將W25Fe25Ni25Mo25高熵合金視為兩相結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析,通過對原始材料細(xì)觀相圖的處理可得,FCC相含量與BCC 相含量之比為4:6.以原始狀態(tài)兩相濃度為基準(zhǔn),對侵徹后的W25Fe25Ni25Mo25高熵合金殘余彈體各部位的BCC 相濃度進(jìn)行統(tǒng)計(jì).

選取剩余彈體三個典型位置(頭部軸向、頭部徑向、彈體中部)材料細(xì)觀特性,分別在每個方向上截取相等的統(tǒng)計(jì)區(qū)域(圖15),通過圖像處理軟件計(jì)算出所選區(qū)域內(nèi)的像素點(diǎn)數(shù),再計(jì)算出淺色的BCC相所占的像素點(diǎn)數(shù),BCC 相所占像素點(diǎn)數(shù)與該區(qū)域總像素點(diǎn)數(shù)的比值為BCC 相的濃度,三處的相濃度分布情況如表1 所示.

表1 W25Fe25Ni25Mo25 高熵合金殘余彈體相濃度分布Table 1 Phase concentration distribution of W25Fe25Ni25Mo25 high-entropy alloy residual projectile

圖15 W25Fe25Ni25Mo25 高熵合金殘余彈體[29]相濃度分布Fig.15 Phase concentration distribution of W25Fe25Ni25Mo25 highentropy alloy residual projectile[29]

結(jié)合W25Fe25Ni25Mo25高熵合金殘余彈體典型位置細(xì)觀結(jié)構(gòu)分析結(jié)果,BCC 相的濃度在三處的演化結(jié)果存在顯著差異:在頭部軸向處(位置a),從彈靶接觸點(diǎn)向彈尾方向,材料中BCC 相的濃度從71.5%增至81.4%;在彈體中部(位置b),從彈身內(nèi)側(cè)往外側(cè),濃度從59.4%減小至42.1%;在頭部徑向處,從頭部內(nèi)側(cè)往外側(cè)(位置c),濃度從81.0%減小至62.4%.彈體頭部的硬相濃度遠(yuǎn)高于原始狀態(tài)中硬相的濃度(60%).從總體上看,硬相在彈體頭部表現(xiàn)為向內(nèi)部集聚,即呈現(xiàn)“中心濃,邊緣稀”的特點(diǎn).

2.2 鎢銅合金彈體各相濃度演化

在彈體上選取與W25Fe25Ni25Mo25高熵合金殘余彈體相類似三處位置,對其中鎢相(硬向)濃度進(jìn)行分析,如圖16 所示,區(qū)域a 取頭部軸向,區(qū)域b 取頭部徑向,區(qū)域c 取彈體中部.三個區(qū)域鎢相濃度分布情況如表2 所示,在頭部軸向方向上,從彈靶接觸點(diǎn)向彈尾方向,材料中鎢相的濃度總體呈下降趨勢;在彈體中部,濃度從71.3%減小至63.2%;在頭部徑向處,從彈體內(nèi)側(cè)往外側(cè),濃度總體也呈現(xiàn)下降趨勢.彈體頭部的鎢相濃度與W25Fe25Ni25Mo25高熵合金的BCC 相濃度分布類似,均呈現(xiàn)“中心濃,邊緣稀”的特點(diǎn).

表2 鎢銅合金殘余彈體相濃度分布Table 2 Phase concentration distribution of tungsten-copper alloy residual projectile

圖16 鎢銅合金殘余彈體相濃度分布Fig.16 Phase concentration distribution of tungsten-copper alloy residual projectile

3 彈體高速侵徹細(xì)觀兩相濃度演化特性分析

以W25Fe25Ni25Mo25高熵合金為研究對象,合金B(yǎng)CC 相中W,Fe,Ni,Mo 四個元素的體積分?jǐn)?shù)[11]分別為57.4%,4%,2%和36.6%,這四種元素的密度分別為19.35 g/cm3,7.86 g/cm3,8.9 g/cm3和10.2 g/cm3,根據(jù)混合準(zhǔn)則可以求得BCC 相的密度為15.3 g/cm3,同理可以求得FCC 相的密度為8.9 g/cm3,BCC 相與FCC 相的初始濃度分別為60% 與40%.假設(shè)兩相都以恒定的速度向右流動,將BCC 相簡化為長度llength、寬度0.6wwidth的矩形區(qū)域,同樣地,FCC 相簡化為長度llength、寬度0.4wwidth的矩形區(qū)域(圖6).BCC 相與FCC 相的移動速度分別為v'hf與v'sf,兩相向右逐漸流出分析區(qū)域,區(qū)域剩余部分為原始濃度區(qū),默認(rèn)該區(qū)域FCC相與BCC 相的濃度比保持4:6,通過計(jì)算分析該區(qū)域中FCC 相與BCC 相的濃度情況,則可得出濃度隨時間的演化,計(jì)算流程如圖17 所示.在分析區(qū)域中,由于軟相流速高于硬相,隨著兩者流出分析區(qū)域,硬相濃度逐漸升高,并趨向于1,兩相流動趨向于單相流體流動,這個過程消耗的時間越短(t/llength),則說明彈體越快進(jìn)入單相流動狀態(tài),侵徹流動穩(wěn)定越高.

圖17 各相濃度演化計(jì)算流程Fig.17 Calculation process of concentration evolution

圖18 為不同驅(qū)動速度下材料中BCC 相的濃度演化,以t/llength(單位長度時間) 作為橫坐標(biāo),以BCC 相的濃度作為縱坐標(biāo),在t/llength為0 時,BCC 相初始濃度為0.6.以CBCC相達(dá)到趨近于1 的t/llength值作為參考標(biāo)準(zhǔn),即BCC 相在最短單位長度時間內(nèi)最接近充滿整個區(qū)域,則該狀態(tài)下材料最快達(dá)到穩(wěn)定.通過計(jì)算可知驅(qū)動速度越大,分析區(qū)域中材料越快達(dá)到穩(wěn)定,則材料的流動穩(wěn)定性越好.對鎢銅合金彈體進(jìn)行分析,鎢銅合金中鎢的密度為19.25 g/cm3,銅的密度為8.96 g/cm3,Cu 相較W 相更軟,以Cu 作為驅(qū)動元素對合金中鎢銅兩相流動進(jìn)行計(jì)算,計(jì)算結(jié)果如圖19 所示.可以看出,鎢銅合金與高熵合金硬相(W 相與BCC 相)的濃度演化規(guī)律類似,即隨著驅(qū)動速度的升高,流動達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)的t/llength值降低,流動穩(wěn)定性提升.

圖18 不同驅(qū)動速度下BCC 相的濃度演化Fig.18 Phase evolution of BCC phase by different driven velocities

圖19 不同驅(qū)動速度下W 相的濃度演化圖Fig.19 Phase evolution of W phase by different driven velocities

下面就不同初始濃度與不同的兩相密度對彈體頭部材料流動穩(wěn)定的影響進(jìn)行分析.以W25Fe25Ni25Mo25高熵合金為例,其中FCC 相驅(qū)動速度取為800 m/s,分別取BCC 相的濃度為0.4,0.5,0.6,0.7 和0.8,考察初始濃度對濃度演化的影響.計(jì)算結(jié)果如圖20 所示,在相同驅(qū)動速度下,區(qū)域中硬相濃度越高,CBCC增長速度越快,則材料越快達(dá)到穩(wěn)定.

圖20 初始濃度對硬相濃度演化的影響Fig.20 Effect of initial concentration on concentration evolution of hard phase

接下來分析密度對濃度演化的影響,Vsf取800 m/s,以W25Fe25Ni25Mo25高熵合金(CBCC=0.6) 為參照標(biāo)準(zhǔn),將鎢銅合金中的W 相組分取為0.6,即鎢銅合金(CW=0.6)與W25Fe25Ni25Mo25高熵合金(CBCC=0.6)作對比.另一組取鎢銅合金(CW=0.7)與W25Fe25Ni25Mo25高熵合金(CBCC=0.7)作對比.高熵合金的FCC 相密度與BCC 相密度分別為8.9 g/cm3與15.3 g/cm3,相應(yīng)的鎢銅合金中Cu 相與W 相的密度分別為8.96 g/cm3與19.25 g/cm3.計(jì)算結(jié)果如圖21 所示,在兩個對照組中,鎢銅合金到達(dá)流動穩(wěn)定的時間均較高熵合金更短,兩種合金軟相密度相同,鎢銅合金中W 相密度大于W25Fe25Ni25Mo25高熵合金中BCC 相,說明硬相的密度更大時,合金在侵徹時更容易達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài).

材料在侵徹過程中的流動穩(wěn)定性最終體現(xiàn)在彈體頭部變形與破壞狀態(tài)的差異.從試驗(yàn)結(jié)果來看,鎢銅合金(CW=0.7)侵徹后的殘余彈體如圖22 所示,彈體頭部材料則出現(xiàn)了明顯的流動特性,頭部材料持續(xù)流向彈尾,形成連續(xù)的塑性流動帶;W25Fe25Ni25Mo25高熵合金(CBCC=0.6)殘余彈體如圖23 所示,彈體頭部形成較為尖銳的形狀,未發(fā)生持續(xù)的塑性流動,殘余彈體破碎嚴(yán)重.從圖21 的計(jì)算結(jié)果來看,鎢銅合金(CW=0.7)硬相濃度趨向于1 時的t/llength值小于W25Fe25Ni25Mo25高熵合金(CBCC=0.6),理論預(yù)測與試驗(yàn)結(jié)果相吻合,在侵徹過程中鎢銅合金彈體的流動穩(wěn)定性較W25Fe25Ni25Mo25高熵合金彈體更好.

圖21 密度對硬相濃度演化的影響Fig.21 Effect of density on concentration evolution of hard phase

圖22 鎢銅合金殘余彈體(V0=1079 m/s)Fig.22 Tungsten-copper alloy residual projectile (V0=1079 m/s)

圖23 W25Fe25Ni25Mo25 高熵合金殘余彈體(V0=1090 m/s)Fig.23 W25Fe25Ni25Mo25 high-entropy alloy residual projectile(V0=1090 m/s)

4 結(jié)論

本文通過對高速撞擊試驗(yàn)后W25Fe25Ni25Mo25高熵合金和鎢銅合金殘余彈體的細(xì)觀分析,分析了高速侵徹下合金中相濃度的演化規(guī)律.基于對兩相流動模型的簡化,建立了考慮軟、硬相密度差異,軟、硬相流速差異,軟、硬相濃度差異的兩相流動演化模型,提出了表征材料濃度演化快慢的流動穩(wěn)定系數(shù)t/llength,該系數(shù)越小,則侵徹流動穩(wěn)定性越好,在侵徹過程中越容易失穩(wěn)從而產(chǎn)生不均勻變形.討論了不同因素對侵徹狀態(tài)下合金中各相濃度演化的影響,分析了濃度演化與材料流動破壞的聯(lián)系,主要結(jié)論如下.

(1) 在彈體軸線方向上,從彈靶接觸點(diǎn)向彈尾方向,硬相濃度逐漸減小;在徑向方向上,從彈體內(nèi)部往外部,材料中硬相的濃度逐漸減小;硬相濃度分布總體上體現(xiàn)“中心濃,邊緣稀”的特點(diǎn).

(2) 兩相流動中,流動相驅(qū)動速度越高,在特定區(qū)域中兩相達(dá)到穩(wěn)定所需時間越短,更快到達(dá)穩(wěn)定狀態(tài);硬相的濃度越高,密度越大,驅(qū)動速度越快,在高速侵徹狀態(tài)中越快達(dá)到穩(wěn)定.

(3) 高速侵徹時彈體內(nèi)兩相流動的穩(wěn)定性與彈體頭部材料的斷裂形式相關(guān),穩(wěn)定性越高,則彈體材料從頭部兩側(cè)反向流出時越難與彈體發(fā)生分離,結(jié)合兩相流動分析結(jié)果可知,鎢銅合金的穩(wěn)定性高于W25Fe25Ni25Mo25高熵合金,與試驗(yàn)結(jié)果相符.